摘 要:某天然气公司 LNG 储罐在安装使用５a(年)后,内罐的底部封头部位发生泄漏.通过 宏观检验、化学成分分析、金相检验、力学性能试验及断口分析等方法对该储罐泄漏原因进行了分 析.结果表明:封头母材在成型过程中发生了形变诱发马氏体相变,部分奥氏体组织转变为形变马 氏体,组织脆化;服役时,封头直边段需要承受较大介质内压,加之焊接残余应力以及充装过程中温 差应力的共同作用,封头近焊缝部位出现沿晶裂纹,最终导致开裂失效. 

关键词:LNG 储罐;形变诱发马氏体;焊接残余应力;温差应力;沿晶裂纹 

中图分类号:TE８２１ 文献标志码:B 文章编号:１００１Ｇ４０１２(２０１９)０９Ｇ０６５７Ｇ０６

LNG 储罐属常压、低温大型储罐,具有良好的 耐低温性能和优异的保冷性能.储罐采用双层壁结 构,运用封拦理念,可以很大程度上确保储存安全. 某天然气公司的 LNG 立式子母型储罐(一台母罐 内均布１０台子罐)在安装使用５a(年)后发生泄漏, 现场对其进行渗透检验,发现有６台内罐的底部封 头部位直边段出现了多处裂纹.

罐体 由 上 下 直 筒 和 上 下 封 头 ４ 部 分 组 成, LNG储罐的容器类别为Ⅱ类;设计使用年限３０a; 容积２３６m３;工作温度范围在－１６２ ℃及以上;设 计工作温度－１９６ ℃;工作压力０．３０ MPa;设计压 力０．４５ MPa;设计厚度:上/下直筒７．３９/７．５７mm, 上/下封头７．３８/７．６３mm;工作介质为液化天然气 (LNG);主 体 材 料 为 S３０４０８(０６Cr１９Ni１０)不 锈钢. 

为查明该 LNG 储罐泄漏的原因,笔者对最先 泄漏的储罐 裂 纹 区 进 行 了 检 验 和 分 析,研 究 了 引 起底 部 封 头 开 裂 的 原 因,并 提 出 了 相 应 的 预 防 措施.

１ 理化检验 

１．１ 宏观检验 

储罐裂纹区的宏观形貌如图１所示,可见板材 表面光亮,无 明 显 氧 化、腐 蚀 现 象;内 壁 处 距 焊 缝 ２５０mm 范围内存在明显的成型痕迹,成型痕迹间 距约５０mm.从焊缝宏观形貌可以看出,罐体焊接 成型较好,但焊缝及上下两侧各１５mm 范围内存在 明显的氧化、变色痕迹,说明焊接过程中的热输入较 大.对内、外壁进行渗透检测,结果显示焊缝及筒体 母材未发现裂纹缺陷,裂纹集中在近焊缝下封头母 材部位;裂纹呈直线型、无分叉,数量较多且相互平 行,长度在５~４０mm 范围内;多数裂纹穿透板片, 且内壁裂纹长度大于外壁裂纹长度,初步判断裂纹 起源于储罐内壁.

１．２ 化学成分分析 

对焊缝和下封头母材的化学成分进行分析,结果见 表 １.可 见 其 化 学 成 分 符 合 GB/T２０８７８－ ２００７«不 锈 钢 和 耐 热 钢 牌 号 及 化 学 成 分 »中 对 S３０４０８(０６Cr１９Ni１０)成分的要求.

１．３ 金相检验 

在筒体和封头无裂纹区域取样,对非金属夹杂 物级别进行评定.封头非金属夹杂物级别为 C１．０, 筒体非金属夹杂物级别为 C１．５,非金属夹杂物含量 均未超标. 

在筒体、焊缝、封头开裂区及距焊缝７００mm 处 取样进行金相检验,如图２所示.可见筒体的显微 组织为奥氏体＋析出相,析出相呈条带状分布;焊缝 的显微组织为奥氏体＋铁素体;距焊缝７００mm 部 位的组织为奥氏体;封头开裂区的显微组织为形变 马氏体,裂纹沿晶扩展,并伴有晶粒脱落,见图 ３. 从扩展形态来看,裂纹以独立扩展的平行裂纹为主, 分别向焊缝、封头中心扩展,见图４.

为进一步 分 析 封 头 开 裂 的 原 因,在 下 封 头 未 开裂区取样,研 究 封 头 变 形 程 度 对 组 织 与 硬 度 的 影响.取样方法为以距焊缝１５ mm 处为起点,以 ５０mm 为间隔向封头中心方向取样,共 取 ６ 个 试 样 ,依次编号１~６.对其进行金相检验,可见试样１~６的显微组织均为奥氏体＋形变马氏体,说明部 分奥氏体转变为了具有体心立方结构的马氏体[１], 见图５.

１．４ 马氏体相含量和硬度测定

显微组织分析结果表明,封头中存在具有铁磁 性的体心立方马氏体相,其含量可通过铁素体测定 仪来测量,结果见图６.可见熔合线附近的铁磁相 面 积 百 分 比 仅 为 １％,距 焊 缝 ２０ mm 处 剧 增 至 ５０％,之后随着与焊缝距离的增加,铁磁相含量持续 降低,距焊缝６００mm 之后保持稳定,铁磁相面积百 分比在４％左右.在变形温度恒定的情况下,不锈 钢的铁磁相面积百分比随变形量的增加而增加[２]. 形变马氏体具有高强度、高硬度的特点,马氏体数量 越多,钢材的硬度越高[３].在距焊缝０~２５０mm 范 围内,铁磁相面积百分比的变化与相应部位硬度值 的变 化 趋 势 一 致,２０ mm 处 硬 度 值 最 高,约 为 ３５０HV１０,之后随距离的增加,硬 度 值 逐 渐 降 低,２５０mm 处 硬 度 值 约 ２４０ HV１０;在 距 焊 缝 ３００~ ７００mm 范围内,硬度值基本保持在２２５HV１０,此 范围内的铁磁相面积百分比在２６％以下,对板材硬度影响较小.

１．５ 力学性能试验 

分别在封头、筒体的近焊缝无裂纹部位取样,进 行力学性能试验,结果见表２和表３.可见筒体的 拉伸性能符合标准要求;封头的抗拉强度、屈服强度 均较高,屈强比大于０．９６,不符合标准要求.屈强 比较大时,材料在受力过程中不会发生明显的屈服, 超过其抗拉强度就会直接发生脆性断裂.

筒体母材在常温和低温状态下均具有较高的冲 击吸收能量.封头母材的低温冲击吸收能量较常温 状态的降低幅度较大,平行于焊缝试样的低温冲击 吸收能量仅为常温状态的５１．７％,说明该封头的韧 性对温度状态较为敏感,这与马氏体组织的存在有 很大关系. 

１．６ 断口分析

裂纹断口的宏观形貌如图７所示,可见裂纹源 区位于封头内壁,距焊缝约１５ mm;断面粗糙且存 在明显的放射状扩展条纹;断口边缘无明显塑性变 形,呈脆性开裂特征.使用扫描电镜(SEM)对断口 微观形貌进行观察,如图８所示.可见断口晶面光 滑,晶界清晰,裂纹内无腐蚀现象存在;裂纹源区、裂 纹扩展区均呈沿晶断裂特征,且存在沿晶二次裂纹, 说明材料的内应力较大.

２ 分析与讨论 

２．１ 受力状态分析 

服役状态下的储罐封头部位主要承受容器内压 力产生的应力、温差应力、焊接残余应力以及封头成 型加工过程中产生的形变应力等.

该储罐为立式储罐,当内部注满介质时,储罐内 壁尤其是罐体下部,需要承受较大的液体静压.储罐筒体与下封头连接部位受应力影响较大:封头直 边段主要受内应力影响;环向应力主要为压应力;轴 向应力主要为拉应力.该封头裂纹沿轴向扩展,与 内应力的分布状态不符,所以封头开裂与储罐内应 力无关.当向储罐中注入 LNG 液体时,若进料速 度较快,罐体底部温度下降就快,内、外壁温差大,使 得罐体内壁承受较大的拉应力[４],该应力方向与开裂方向一致. 

焊接残余应力是不可避免的.奥氏体钢的导热 系数较小,热膨胀系数较大,在其冷却过程中会产生 较大的拉应力.另外,当不锈钢加热至４５０~８５０℃ 的敏化温度区间时,钢中的碳向奥氏体组织扩散,沿 晶界析出 Cr２３C６,使得晶界附近铬含量降低.当铬 质量分数低于１２％时,钢的耐腐蚀性和强度就会严 重下降,被影响区域受到其他作用力时就会沿晶界 开裂.储罐启裂部位恰好位于焊接热影响区氧化变 色界线部位,较高的焊接热输入势必产生较高的焊 接残余应力. 

该封头的材料为 S３０４０８ 奥氏体不锈钢,属亚 稳态不锈钢,在冷加工成型过程中易发生形变诱发 马氏体相变.封头在加工过程中不断变形,滑移面 及晶界上产生大量位错,引起点阵畸变;脆性的碳化 物被破坏,沿着流变方向分布;碳原子的固溶入引起 点阵畸变,形成一个以碳原子为中心的应力场,与马 氏体的刃型位错发生交互作用,共同对位错进行钉 扎,阻碍了位错的运动.随着形变量的增大,钢材的 内应力不断增大[５Ｇ６].

２．２ 产生形变马氏体的影响因素 

S３０４０８奥氏体不锈钢经固溶处理后的基体组 织为亚稳态奥氏体,而显微组织分析结果表明,该储 罐封头产生了马氏体相变.马氏体相变分为热诱发 马氏体和应变诱发马氏体:热诱发马氏体相变是将 奥氏体不锈钢自高温状态快速冷却至 Ms点以下, 相变驱动力为冷却过程中的自由能差;应变诱发马 氏体相变在 Ms点以上、一定温度(Md点)以下发生, 相变驱动力由塑性变形过程中的机械能提供[５Ｇ８]. 由下式[５,９]可知,该封头所用 S３０４０８奥氏体不锈钢 的 Ms点温度约为－１２９℃,Md点温度约为４１．５℃, 当其在－１２９~４１．５ ℃发生塑性变形时,就会产生 一定的马氏体相变.

对封头 部 位 显 微 组 织 进 行 对 比 可 知,距 焊 缝 ２５０mm 范围内存在马氏体组织,而距焊缝７００mm 处未发现马氏体组织.说明封头母材原组织为奥氏 体,不存在热诱发马氏体转变的可能性,该马氏体组 织的存在必定是应变诱发马氏体相变的结果.应变 诱发马氏体相变与塑性变形温度、变形量、变形速率 均有关系.有研究表明[９],在相同的温度和变形速 率下,变形量越大,产生的马氏体越多;变形量一定, 变形速率越大,为马氏体相变提供的驱动力就越大, 产生的马氏体越多. 

２．３ 形变马氏体对封头性能的影响

封头在发生形变诱发马氏体相变时,会出现强 度、硬度的增加和塑性、韧性的下降,即加工硬化现 象[６].相变马氏体是与原奥氏体保持共格关系,以 切变的形式在极短的时间内发生的无扩散相变.切 变过程中产生的位错、晶格畸变等都是引起材料加 工硬化的原因.这些缺陷的存在使得材料的内应力 大幅增加,当应力大于强度极限时,材料就会发生沿 晶开裂. 

该封头母材具有较高的抗拉强度和屈服强度, 高于标准要求的上限值;其伸长率明显偏低,低于标 准要求的下限值,说明封头母材在成型过程中发生 了明显的加工硬化.另外,标准要求 S３０４０８ 不锈 钢板材屈强比应小于０．８５,以保证其具有较好的延 展性,而该储罐封头屈强比达到０．９６以上,说明材 料脆化严重.从封头裂纹区宏观形貌和断口形貌特 征可以看出,封头在开裂过程中未发生塑性变形;从 裂纹形貌可以看出,裂纹沿晶扩展,并存在未扩展至 表面的独立裂纹,说明封头在成型或服役状态时已经存在微裂纹.

３ 结论及建议 

储罐下封头直边段开裂是由储罐内应力引起 的.储罐在成型过程中发生了形变诱发马氏体相 变,服役时变形量最大部位应力集中严重,内应力的 不断增大使得材料内部产生了沿晶微裂纹,这是造 成封头开裂的主要因素;另外,设备在组装过程中产 生的焊接残余应力和间歇式充装 LNG 液体造成的 温差应力也加快了应力集中和裂纹扩展.

建议采取以下预防措施:可使用稳定性更好的 ３１０系列不锈钢来代替 S３０４０８不锈钢作为储罐材 料;可适当提高封头成型过程中的加工温度(高于 Md点)或降低变形量和变形速率,以减少形变马氏 体的数量,从而有效降低材料的内应力;可通过调整 合金元素含量来降低 Md点、提高镍当量、提高层错 能等,从而提高钢的稳定性,减少马氏体转变量;封 头成型后,可通过磁性检测等方法来确定变形量最 大部位的马氏体组织含量是否超标;对已产生马氏 体相变的封头,可根据马氏体的比例制定合理的量 化退火工艺(１０００~１１００ ℃)或去应力退火工艺 (２７５~４５０ ℃),使材料的塑性、韧性得到恢复或改 善;制定合理的焊接工艺,避免储罐在后续的安装过 程中产生较大的焊接残余应力,必要时进行整体焊 后热处理以消除应力[１０]. 

参考文献: 

[１] 肖纪美．不锈钢的金属学问题[M]．北京:冶金工业出 版社,２００６． 

[２] 李维东,马金达．冷变形对３０４不锈钢组织和性能的 探讨[J]．理 化 检 验(物 理 分 册),２００２,３８(１１):５０７Ｇ ５０９． 

[３] 何朋非,李登科,周梦保．SUS３０４不锈钢三通裂纹产 生原因分析[J]．理化检验(物理分册),２０１８,５４(１): ７１Ｇ７３． 

[４] 姜海一,石凯,赵文静,等．LNG真空隔热储罐不锈钢 内筒泄漏原因分析[J]．金属热处理,２０１５,４０(增刊): １０２Ｇ１０５． 

[５] 韩飞．３０４奥氏体不锈钢冷加工硬化及退火软化的研 究[D]．长沙:中南大学,２００４． 

[６] 石凯,姜海一．形变马氏体对奥氏体不锈钢封头性能 的影响[J]．中国特种设备安全,２０１４,３０(２):２１Ｇ２４． 

[７] 胡德林．金属学及热处理[M]．西安:西北工业大学出 版社,１９９４． 

[８] 徐祖耀．马氏体相变与马氏体[M]．北京:科学出版 社,１９９９． 

[９] 姜建林．形变对奥氏体不锈钢由于应变诱发马氏体 相变的影响[D]．上海:华东理工大学,２００６． 

[１０] 卢书媛,王卫忠,俞璐,等．焊接残余应力的测定及消 除方法[J]．理化检验(物理分册),２０１７,５３(９):６２４Ｇ ６２８． 

文章来源——材料与测试网