W169 从制造单位焊接责任人的角度看新版150-002 A类、B类焊接接头的焊缝余高合格指标

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笔者所在制造单位的焊接工艺文件中包含 “焊缝表面的形状尺寸及外观要求汇总表”，该表格的填写已有书面统一规定。上周某设备被第三方指出，接管与壳体的角焊缝焊脚尺寸远大于蓝图最小尺寸，因此计划本周修改 “汇总表” 的填写统一规定，将接管与壳体角焊缝的焊脚尺寸要求从仅规定下限调整为同时规定上、下限。

修改 “填写统一规定” 时，笔者查阅了 GB/T 150.4—2024 中 “7.4 条焊缝表面的形状尺寸及外观要求” 相关条款。在看到 “表 3 A 类、B 类焊接接头的焊缝余高合格指标” 时，突然发现新标准比旧版多了一条备注（下图蓝色框选部分）—— 这是此前学习新标准时未注意到的细节。随即翻阅旧标准核实，确认旧版无此备注，其余内容与新标准一致。

根据新标准，对于厚度≤10mm 且材质为表中 “其他钢材” 的 A、B 类焊接接头，无论单面坡口或双面坡口，正面及背面焊缝余高上限均为 1.5mm。而旧标准中，除单面坡口时背面余高上限直接取 1.5mm 外，其余情况余高上限需通过计算确定，且不同厚度对应不同上限值。从这一角度看，新标准的要求比旧版更 “宽松”。

为追溯新标准中该备注的来源，笔者查阅了 ASME 锅炉与压力容器规范 Ⅷ-1 卷（2023 版），其 UW 篇相关表格对焊缝余高上限的规定与 GB/T 150.4 存在明显差异：余高上限直接采用表格中的具体数值，无需计算；焊接接头正面与背面的余高上限值相同，无需区分；无需考虑焊接接头是单面坡口还是双面坡口。这三点使得 Ⅷ-1 卷的表格应用更为简便。

可能会有同行疑惑：GB/T 150.4 既然参照 Ⅷ-1 卷编制，为何对焊接接头余高上限的规定差异较大？据笔者了解，尽管GB/T 150.4中很多条款为参照 Ⅷ-1 卷编制，但对于余高的相关规定并非如此，而是根据以往的经验总结。笔者这里尝试推测下旧版 GB/T 150.4、新版 GB/T 150.4 及 ASMEⅧ-1 卷部分规定的编制原义。

疑问 1：为何新、旧版 GB/T 150.4 均规定，单面坡口时背面余高上限为 1.5mm？

推测：若参照双面坡口规定背面焊缝余高，其上限值往往较低，导致焊后余高容易超标；而单面坡口的背面通常无法通过打磨等方式修整余高，因此需放宽要求。

疑问 2：为何新版 GB/T 150.4 规定，余高上限计算值不足 1.5mm 时可按 1.5mm 计？

推测：

原因 1：既然单面坡口背面余高已放宽至 1.5mm，正面放宽至 1.5mm 在安全性上应无明显影响。

原因 2：许多压力容器管口众多，若接管与法兰的环缝涉及多种厚度（如管 1 壁厚 6mm、管 2 壁厚 8mm、管 3 壁厚 10mm），旧标准下余高要求分别为：管 1 正面 0.9mm / 背面 1.5mm、管 2 正面 1.2mm / 背面 1.5mm、管 3 正面 1.5mm / 背面 1.5mm。这种差异化要求在一定程度上增加了制造单位的执行难度，而在确保安全的前提下，简化标准更利于标准的实施。

疑问 3：为何 ASMEⅧ-1 卷中 B 类及 C 类焊接接头的余高上限相对较高，其他接头的余高的上限相对较低？

推测：B 类及 C 类焊接接头多为环缝（如 Ⅷ-1 卷规定接管与法兰的对接焊缝为 C 类，与 GB/T 150.4 不同），当设备直径较小时，环缝背面余高难以通过打磨等等方式处理；而 A 类焊接接头多为纵缝，背面通常可修整余高，故可将上限值规定得更严格。这与疑问 1 的逻辑一致。

最后强调下，上述对标准编制原义的推测仅为个人见解，旨在为同行拓展思路。

来源：压力容器工程师

自增强处理原理以及在压力容器中的使用！

自增强处理是一种通过施加超工作压力，使筒体产生残余应力，优化工作应力分布、提升屈服承载能力的工艺手段。其原理是在圆筒内壁施加高强度压力，促使内壁屈服并产生径向残余变形，卸压后，外层材料弹性收缩，让已塑性变形的内层材料形成压缩应力，从而获得残余压应力。依据获取径向力方式的不同，当前生产中常用的自增强处理方法主要有机械式挤压法、直接静压法、爆炸胀压法和固体自增强法四种，以下为这些方法的原理与特性介绍。一、机械式挤压法原理机械式挤压法的核心在于利用具有过盈尺寸的锥形心轴，使其在圆筒内壁滑动。在这一过程中，圆筒内壁受挤压产生塑性变形与残余应力，进而实现自增强效果。推动心轴在圆筒内滑动主要有三种方式：其一，借助冲头与水压机将心轴压入，此为间接液压方式；其二，把液压传导至心轴背面推动，即直接液压方式；其三，通过机械装置拉动心轴，称为机械拉牵法。特点该方法主要适用于开式圆筒（如管子），具有经济性优势，无需外部限定模具，密封操作相对简易。其施加压力仅受心轴材料压缩强度制约，不受圆筒自身强度影响，能够产生很高的残余应力。在相同径比条件下，机械式挤压法与静液压法所需压力均取决于内径扩胀量，但对于相同屈服强度材料，前者所需压力远低于后者，且获得的周向残余应力更大。这是因为静液压法产生的残余应力易受包申格效应影响而降低，而挤压法是三向变形组合，内壁反向屈服程度小，故残余应力更高。不过，由于该方法与静液压法在超应变时应力状态存在差异，机械式挤压法自增强过程中，心轴与内壁间的摩擦力及接触面上法向应力的轴向分量，会在圆筒内壁产生较大轴向剪应力，随着轴向应力增加，周向应力会相应减小。这使得经过该方法处理的开式圆筒在再次进行液压屈服试验时，再屈服压力下降，弹性强度降低。但每种径比下都存在一个最佳超应变量，在此条件下，圆筒弹性强度极限可与 100% 超应变的静液压法处理效果相当。二、直接静液压法原理直接静液压法是将液体压力直接作用于圆筒内壁，促使其产生塑性变形与超应变，卸压后形成残余应力，以此提升容器的弹性强度极限与疲劳寿命。作为最早应用且最为常用的自增强方法，在大、中口径炮管以及高压、超高压容器和管道的自紧处理中广泛使用。特点该方法的操作流程与容器液压试验相似，具备操作简便、灵活性高的优势，无需特殊压力元件，能使壁面实现均匀塑性变形，尤其适用于闭式容器自增强处理。针对开式圆筒，可通过端部密封装置进行处理。然而，直接静液压法需要超高压力源、超高压泵及配套管道和附件，超高压密封问题成为限制其应用范围的关键因素。三、爆炸胀压法原理爆炸胀压法借助高能量炸药，在极短时间内产生高压，使圆筒或管子在高压气体与冲击波作用下快速发生塑性变形。内壁塑性变形量与炸药强度（单位长度炸药重量）相关，通过精准控制用药量，使爆炸产生的压力契合超应变所需，进而实现圆筒或管子的塑性变形目标。特点采用该方法时，需充分考虑端部效应，即圆筒或管子端部塑性胀大量会逐渐减小，同时也要关注径向活塞效应的影响。爆炸胀压法能够在短时间内产生极高压力，但对炸药用量控制和环境安全要求极高。四、固体自增强法原理固体自增强法选用塑性良好、熔点较低的固体介质（如铅），将其熔化后灌注到圆筒内，随后利用压（冲）杆挤压固体介质，使其塑性变形并将压力传递至筒壁，促使筒壁塑性变形，最终形成残余应力，该方法特别适用于极高压力工况下的自增强处理。特点此方法具有多方面优势：一是可避免液体介质在极高压力下固化的问题；二是固体介质不可压缩，能充分发挥自增强压力，所需自增强压力相对较低；三是固体介质塑化后粘性高，便于解决筒体端部密封难题；四是安全性高，即便器壁存在薄弱部位发生破裂，也不会引发严重危险。来源：压力容器工程师