具有良好低溫韌性的大型丙烷儲罐用鋼研制

2021-06-25 08:22:14陳凱力王金光陸戴丁

材料與冶金學報 2021年2期

陳凱力，王金光，陸戴丁

(1.中國石化工程建設有限公司，北京 100101；2.合肥通用機械研究院有限公司，合肥 230031)

丙烯是僅次于乙烯的重要石化原料.近年來，國內丙烯生產原料需求量大增.丙烷脫氫制丙烯(簡稱PDH)是一種以丙烷替代各種餾分油為原料集中生產丙烯的新型工藝[1-2].液化丙烷通過低溫常壓型運輸船運抵接收站后，進入丙烷低溫罐中，為PDH裝置提供原料.建造大型低溫丙烷儲罐(容積在1.0×105～1.2×105m3)成為近年來沿海石化項目的重要需求之一[3].

為建造大型儲罐，選擇強度級別高的鋼材是設計人員的首要考慮，但對于傳統結構材料，隨著強度的升高，其韌性也會隨之降低[4-5].丙烷通常為氣態，常壓下沸點為-42.09 ℃，因此液態丙烷儲罐用鋼板需要長期在低溫下服役.當介質溫度較低時，如忽略了材料的韌性指標，材料斷裂韌性被破壞的概率將增加[6].同時，成形和焊接過程中產生的應力集中及殘余應力會促使裂紋的進一步擴展，最終造成脆性斷裂[7-8].由此可見，丙烷儲罐用鋼板在低溫下應具有足夠的強度和韌性，同時具備穩定的工藝性能和可靠的焊接性[9-10].

本文對照歐標EN 10028-4：2017進行了13MnNi6-3鋼板的設計和試制，分析了所試制鋼板的力學性能及焊接接頭性能，證明了所試制13MnNi6-3鋼板在-60 ℃時具有良好的強度和低溫韌性，能夠滿足大型低溫丙烷罐的制造和焊接要求.

1 試驗方法

1.1 化學成分與生產工藝

相較于其他正火或正火加回火類的容器用鋼板，13MnNi6-3鋼除了要滿足《壓力容器用鋼板——特殊低溫性能鎳合金鋼》(歐標EN 10028-4：2017)中的成分、性能等要求外，還要滿足《低溫工作條件下立式平底圓筒型儲罐第2部分：儲存最低溫度達-165 ℃液化氣的單容、雙容和全容金屬罐的設計與建造規范》(歐標BS 7777-2:1993)中關于焊接后鋼板性能的規定，以適應低溫工況.為此，根據EN 10028-4：2017標準中對13MnNi6-3鋼板的規定，并考慮大型儲罐現場焊接的特點，設計試制用13MnNi6-3鋼板的化學成分、軋制工藝和熱處理工藝分別見表1、表2和表3.

表1 鋼板化學成分(質量分數)Table 1 Chemical compositions (mass fraction) %

表2 鋼板軋制工藝Table 2 Rolling process

表3 鋼板熱處理工藝Table 3 Heat treatment process

1.2 測試技術

研究使用日本OLYMPUS公司型號為OLYMPUS-BX51的金相顯微鏡對經飽和苦味酸加熱腐蝕后的試制鋼板奧氏體晶粒形貌進行觀察.

采用Gleeble-2000熱模擬試驗機測量應變對組織轉變的影響.將試樣加熱至1 200 ℃，均熱保溫3 min，采用無應變情況測試，以0.05～40 ℃/s的不同冷卻速率冷卻至100 ℃，測定CCT曲線.

鋼板強度測試取樣方法按國家標準《鋼及鋼產品力學性能試驗取樣位置及試樣制備》(GB/T 2975—2018)進行，試驗方法按國家標準《金屬材料拉伸試驗方法第1部分：室溫試驗方法》(GB/T 228.1—2010)進行.沖擊試驗按國家標準《金屬材料夏比擺錘沖擊試驗方法》(GB/T 229—2020)進行，試驗溫度為-40，-60，-70，-80，-100 ℃.由于鋼板在預制過程中會采用冷加工成形，對其力學性能有一定的影響，為此本研究同時測試了鋼板冷變形后的沖擊性能.

采用手工焊條電弧焊(SMAW)和埋弧自動焊(SAW)方法焊接10，20，38 mm厚度的13MnNi6-3試制鋼板，并于焊接接頭板厚1/2處焊接焊縫中心、熔合線、熔合線外0.5 mm、熔合線外1 mm、熔合線外2 mm及熔合線外5 mm處取樣進行低溫沖擊功測試和維氏硬度測試.

2 結果分析與討論

2.1 加熱溫度和保溫時間對奧氏體晶粒長大傾向性的影響

鋼的奧氏體粗化溫度反映奧氏體晶粒長大的傾向性，是加熱時影響奧氏體晶粒尺寸的一個重要參數.當加熱溫度超過奧氏體粗化溫度時，奧氏體晶粒長大明顯，會降低熱軋鋼板的韌性；當加熱溫度過低時，溶解于奧氏體中的第二相粒子較少[11].因此，有必要對13MnNi6-3的奧氏體晶粒長大傾向性進行研究.

圖1～3是加熱溫度分別為1 000，1 100和1 200 ℃，保溫20，40，60，90和120 min后淬火試樣的原奧氏體晶粒典型形貌.從不同加熱溫度和保溫時間下獲得的金相組織照片中可以看出13MnNi6-3鋼的晶粒生長具有以下規律：隨著加熱溫度的升高和保溫時間的延長，其奧氏體晶粒有長大的趨勢；奧氏體晶粒對溫度更加敏感.由圖1可知，保溫時間為20 min時奧氏體晶粒大小不均勻，說明奧氏體化不均勻，保溫時間為40 min時奧氏體晶粒細小，保溫時間為60 min時奧氏體晶粒開始粗化；保溫40 min，加熱溫度為1 000，1 100和1 200 ℃時奧氏體晶粒大小分別為13，50和60 μm，因此加熱溫度為1 000 ℃、保溫時間為40 min時晶粒大小及均勻性較好.

2.2冷卻速度對組織和硬度的影響

鋼的連續冷卻轉變曲線(簡稱CCT曲線)反映了在連續冷卻條件下過冷奧氏體的轉變規律，是分析轉變產物組織與性能的依據，也是制定熱處理工藝的重要參考資料[12].本文得到圖4所示的13MnNi6-3鋼的靜態CCT曲線.圖中t表示時間，θ表示溫度，B代表貝氏體，F代表鐵素體，P代表珠光體，Ac1代表加熱過程中全部轉變為奧氏體的溫度，Ac3代表加熱過程中從奧氏體中析出過剩鐵素體和滲碳體的溫度，Ms代表馬氏體轉變溫度，HV代表維氏硬度.

將13MnNi6-3鋼連續冷卻轉變過程中冷卻速度與轉變組織、硬度的關系列出，如表4所示.

圖1 13MnNi6-3鋼1 000 ℃保溫不同時間后的奧氏體晶粒形貌Fig.1 Austenite grain morphology of 13MnNi6-3 steel held at 1 000 ℃ for different time(a)—20 min; (b)—40 min; (c)—60 min; (d)—90 min; (e)—120 min.

圖2 13MnNi6-3鋼1 100 ℃保溫不同時間后的奧氏體晶粒形貌Fig.2 Austenite grain morphology of 13MnNi6-3 steel held at 1 100 ℃ for different time(a)—20 min; (b)—40 min; (c)—60 min; (d)—90 min; (e)—120 min.

圖3 13MnNi6-3鋼1 200 ℃保溫不同時間后的奧氏體晶粒形貌Fig.3 Austenite grain morphology of 13MnNi6-3 steel held at 1 200 ℃ for different time(a)—20 min; (b)—40 min; (c)—60 min; (d)—90 min; (e)—120 min.

圖4 13MnNi6-3鋼靜態CCT曲線Fig.4 Static CCT curve of 13MnNi6-3 steel

從圖4中可以看出，當13MnNi6-3鋼完全奧氏體化后以不同速度冷卻時，存在著四種類型的相變：奧氏體向鐵素體的轉變、奧氏體向珠光體的轉變、奧氏體向貝氏體的轉變和奧氏體向馬氏體的轉變.從表4中可以看出，隨著冷卻速度的增加，鋼板硬度逐漸增加，冷卻速度增加到5 ℃/s和40 ℃/s時鋼板硬度增加幅度較大.影響鋼板硬度的主要因素為化學成分、組織類型、硬質相質量分數、晶粒大小、組織大小等.由圖4和表4可知，當冷卻速度為0.05～1 ℃/s時，組織為鐵素體和珠光體，此時主要是各相組織質量分數與大小的變化使得硬度變化；當冷卻速度為1 ℃/s時，開始發生硬質相貝氏體相變；隨著冷卻速度的增加，貝氏體質量分數逐漸增加，當冷卻速度達到20 ℃/s時，開始發生硬質相馬氏體相變；當冷卻速度達到40 ℃/s時，相變組織完全為馬氏體.綜上可知，隨著硬質相質量分數增加，13MnNi6-3鋼的硬度逐漸增加.

表4 13MnNi6-3 鋼靜態CCT試樣冷卻速度與組織、硬度的關系Table 4 Effect of cooling rate on microstructure and hardness

2.3 鋼板性能分析與評價

根據EN 10028-4：2017標準中對13MnNi6-3鋼板的規定，試制鋼板應達到表5所示的力學性能要求.

表6為13MnNi6-3試制鋼板的拉伸性能.對比表5和表6中拉伸性能數據，本研究所試制的13MnNi6-3不同厚度的系列產品的拉伸性能均滿足標準要求，同時橫、縱向拉伸性能相差很小.

表5 鋼板的力學性能要求Table 5 Mechanical properties

表6 13MnNi6-3鋼板的拉伸性能Table 6 The tensile of 13MnNi6-3

本研究對10，20和38 mm厚鋼板進行系列溫度沖擊試驗.試驗結果見表7.

表7 不同厚度鋼板不同部位取樣的系列溫度沖擊試驗結果(晶狀斷面率)Table 7 Series temperature impact test results (crystal cross section rate)

由表7中可以看出，鋼板不同部位取樣(包括表層、1/4厚度及1/2厚度)的沖擊功均在200 J以上(溫度高于-60℃)，顯示鋼板具有優良的低溫韌性.不同試驗溫度下1/4厚度處試樣的沖擊功稍高于1/2厚度處.

由于鋼板在預制過程中會采用冷加工成形，這種工藝對鋼板的力學性能有一定的影響.為此，試制中包括了鋼板冷變形后沖擊性能研究，對38 mm厚鋼板進行了應變時效敏感性沖擊試驗.試樣橫向取樣，結果見表8.表8中的數據表明，該鋼板對應變時效不敏感.

表8 38 mm鋼板應變時效敏感性試驗結果Table 8 Test results of strain aging sensitivity of 38 mm steel plate

2.4 焊接接頭性能分析與評價

不同焊接條件下，10，20及38 mm厚度的13MnNi6-3鋼板焊接接頭各部位沖擊試驗結果見表9.從表中可以看出，采用SMAW和SAW方法焊接10，20及38 mm厚度的13MnNi6-3鋼板，各部位的低溫沖擊功大多滿足使用性能要求；對于有些結果接近或低于臨界值的焊接接頭，應結合焊接工藝做進一步研究和分析.

表9 13MnNi6-3鋼板焊接接頭沖擊試驗結果Table 9 The impact test results of 13MnNi6-3 welded joints

兩種不同焊接方式下，10，20及38 mm厚度的13MnNi6-3鋼板焊接接頭硬度結果見表10.硬度值曲線、焊接接頭宏觀金相照片如圖5所示.其中，1號為10 mm厚度埋弧自動焊試樣；2號為10 mm厚度手工焊條電弧焊試樣；3號為20 mm厚度埋弧自動焊試樣，焊后進行580 ℃保溫2 h熱處理；4號為20 mm厚度埋弧自動焊試樣.

表10 各位置硬度值Table 10 Hardness values of each position

圖5 焊接接頭宏觀的金相及離焊縫中心位置硬度分布圖Fig.5 Macroscopic metallographic distribution of welding joint and hardness distribution of off-weld center position(a)(b)—1號試樣; (c)(d)—2號試樣; (e)(f)—3號試樣; (g)(h)—4號試樣.

試驗結果表明，采用手工焊條電弧焊(SMAW)及埋弧自動焊(SAW)方法焊接10，20及38 mm厚度的13MnNi6-3鋼板，接頭的焊接質量良好、綜合力學性能優良.