压力容器 第4部分：制造检验和验收-编制说明

GB/T150.4《压力容器第4部分：制造、检验和验收》

编制说明

1任务来源

根据锅容标委总会的安排，2022年9月启动GB/T150.4《压力容器第4部分制造、检验

和验收》修订工作。该分部标准的修订工作由合肥通用机械研究院有限公司负责，在锅容标

委总会的统一指导、协调下完成。

2修订原则与要求

根据2022年9月GB/T150修订工作网络协调会的精神，本次修订与原则为：

（1）在原GB/T150.4—2011《压力容器第4部分制造、检验和验收》标准的基础上，

落实TSG21-2016《固定式压力容器安全技术监察规程》提出的基本安全要求，进一步完善基

于风险控制的压力容器制造、检验和验收的方法；

（2）汇总并合理吸纳GB/T150.4—2011《压力容器第4部分：制造、检验和验收》

及其相关标准颁布实施以来积累的成熟工程经验和先进技术，借鉴美国、欧洲等（主要是美

国）新版压力容器相关规范和标准的先进、合理的规定，对标准技术内容进行更新和补充；

（3）增加基于防止低温脆断校核设计的压力容器的制造、检验和验收，使我国低温环

境下运行的压力容器建造方法更为科学、合理。

对GB/T150.4—2011《压力容器第4部分：制造、检验和验收》修订的具体要求为：

(1)按TSG21-2016《固定式压力容器安全技术监察规程》提出的基本安全要求，补充、

完善技术内容；

(2)增加基于防止低温脆断校核设计的压力容器的制造、检验和验收；

(3)汇总国内研究成果和工程实践经验，对冷成形部分提出更为合理的要求；

(4)依据成熟的工程实践，对焊后热处理部分加以修订，使之与相关标准协调一致，并

适应国内大型、重型压力容器建造需求。

此外，本次修订过程中，将关注修订后的GB/T150.4《压力容器第4部分：制造、检

验和验收》与已完成修订的GB/TXXXX.6《压力容器-分析设计第6部分制造、检验和验收》

两个标准之间的协调与衔接问题。

3修订依据及参考资料

3.1主要修订依据

⑴TSG21-2016《固定式压力容器安全技术监察规程》；

⑵GB/T1.1—2020《标准化工作导则第1部分：标准化文件的结构和起草规则》；

⑶GB/T150.1～4—2011《压力容器》；

⑷GB/TXXXX.6《压力容器-分析设计第6部分制造、检验和验收》送审稿；

⑸GB/T151—2014《热交换器》；

⑹GB/T12337—2014《钢制球形储罐》；

⑺HG3129-1998《整体多层夹紧式高压容器》；

⑻T/CMES16004-2022《压力容器防止低温脆性断裂技术要求》。

3.2主要参考资料

⑴美国ASME规范；

⑵欧洲EN标准；

⑶公开发表的论文及相关技术资料；

⑷行业专家提供的技术资料和修订意见；

⑸GB/T150.4《压力容器第4部分：制造、检验和验收》实施过程收集的提案、意见

和建议。

4主要修订技术内容及说明

4.1标准的结构

修订后的GB/T150.4，在总体结构上调整为标准正文+附录的结构。即：

（1）钢制压力容器制造、检验和验收的通用规定置于标准正文中；

（2）不同筒体结构、设计方法的压力容器的制造、检验和验收的附加规定置于标准的

附录中。

标准正文共13章：

1范围

2规范性引用文件

3名词术语

4总则

5材料复验、分割与标志移植

6冷、热加工成形与组装

7焊接

8热处理

9试件与试样

10无损检测

11耐压试验和泄漏试验

12热气循环试验

13容器出厂要求

标准附录共计五个：

（1）附录A（规范性附录）锻焊压力容器的制造、检验和验收

（2）附录B（规范性附录）套合压力容器的制造、检验和验收

（3）附录C（规范性附录）多层包扎压力容器的制造、检验和验收

（4）附录D（规范性附录）钢带错绕压力容器的制造、检验和验收

（5）附录E（规范性附录）基于防止低温脆断校核设计的压力容器的制造、检验和验

收

GB/T150.4的这种标准结构是之前版本的传承和演变的结果。钢制石油化工压力容器设

计规定—1977[1]中（见图1、图2），不同筒体结构容器、低温容器的制造、检验和验收均以

附件形式平行列入。其中，JB741-73是设计压力小于100kgf/cm2钢制焊接容器制造、检验

和验收的通用要求；JB754-73、JB1149-73分别是多层高压容器、扁平钢带高压制造、检验

和验收的专项要求；而乙烯装置中设计温度不高于-20℃、设计压力小于100kgf/cm2的钢制

焊接低温压力容器的制造、检验和验收则给出了暂行规定，该规定要求现行满足JB741-73

的规定，结合低温压力容器的需要，提出了钢制焊接低温压力容器制造、检验和验收的附加

要求。这是正文给出通用要求，附录给出附加要求的标准结构雏形，但层次上是并列的。

图1钢制石油化工压力容器设计规定—1977

图2钢制石油化工压力容器设计规定—1977目录（附件部分）

其后，经历了设计规定修订、设计规定升级为国家标准以及国家标准的修订等过程。至

本次修订，钢制压力容器的制造、检验和验收已升级为分部标准GB/T150.4,为理顺通用要求、

附加要求的层次从结构上创造了条件；且随着国内压力容器建造技术的发展和进步，钢制压

力容器的制造、检验和验收通用要求、不同筒体结构压力容器的制造、检验和验收附加要求

越来越完整、清晰，为调整通用要求、附加要求的层次从技术内容上创造了条件。因此，本

次修订将GB/T150.4调整为标准正文+附录的结构——将钢制压力容器制造、检验和验收的

通用规定置于标准正文中，将不同筒体结构、设计方法的压力容器的制造、检验和验收的附

加规定置于标准的附录中。如此：

（1）与修订后的分析设计标准结构相同，便于压力容器常规设计、分析设计两标准之间

的协调；也与美国ASME[2]规范结构类似，便于借鉴、比较。

（2）标准结构清晰，使用和维护均更为便捷。

（3）为GB/T150后续修订、融合、扩容从标准结构上创造条件。

4.2标准的适用范围

修订后标准的适用范围与GB/T150其他部分相匹配。与原GB/T150.4—2011《压力容器

第4部分制造、检验和验收》相比，适用范围中增加了基于防止低温脆断校核设计的压力容

器的制造、检验和验收，该部分内容以规范性附录形式呈现。

4.2.1适用的材质

⑴完全选用碳素钢、低合金钢或高合金钢中一种或数种材料制造的压力容器；

⑵选用碳素钢、低合金钢或高合金钢做为基层的复合钢板压力容器、衬里压力容器、带

堆焊层压力容器。

修订后的GB/T150.1通过引用标准的方式对有色金属制压力容器的建造进行标准化管理，

修订后的GB/T150.4仍对钢制压力容器的制造、检验和验收做出规定，与原GB/T

150.4—2011《压力容器第4部分制造、检验和验收》相同。

4.2.2适用的结构

⑴单层板焊结构（含管制筒体）压力容器；

⑵套合压力容器；

⑶锻焊压力容器；

⑷多层包扎压力容器（含多层筒节包扎压力容器和多层整体包扎容器）；

⑸钢带错绕压力容器。

上述五种筒体结构覆盖了当今压力容器建造需求，修订后的GB/T150.4逐一做出规定，

这与原GB/T150.4—2011《压力容器第4部分制造、检验和验收》相同。

4.2.3适用的设计方法

根据锅容标委总会的部署，本次GB/T150修订将增加压力容器防止低温脆断校核部分，

GB/T150.4中对应增加了基于防止低温脆断校核设计的压力容器的制造、检验和验收部分，

使得GB/T150.4适用的设计方法为：

（1）常规设计；

（2）基于防止低温脆断校核设计。

考虑到基于防止低温脆断校核设计的压力容器的制造、检验和验收系初次进入标准，有

待在使用过程中不断完善，该部分内容与GB/T150.3相关规定一样，以规范性附录的形式呈

现。

4.3名词术语

为便于准确理解和使用标准，本次修订增加了必要的名词术语。

4.3.1钢材厚度

钢材厚度在GB/T150.4-2011定义为“直接构成容器的钢板、钢管或锻件等元件的厚

度”，该定义在使用过程遇到了问题：

（1）采用钢板、钢管或锻件制造的受压元件，存在成形、机械加工等使原材料厚度减薄

（如成形封头的非直边段、弯管外侧）或增厚（如成形封头的直边段、弯管内侧）的过程，

机械加工使得投料的钢板、钢管或锻件的厚度并非都直接构成容器元件厚度，成形使得后续

工序测得的厚度与投料厚度存在差异。

（2）材料性能是由投料的钢板、钢管或锻件的厚度决定的，设计中许用应力的选取取决

于投料的钢板、钢管或锻件的厚度并非直接构成容器元件厚度。

本次修订将钢材厚度定义修改为：制造受压元件用钢板、钢管或锻件等的投料厚度，以

δs表示。如此：

（1）与业内认可的《压力容器设计工程师培训教程》[3]对钢材厚度的定义和图示（见

图3）一致。

（2）使成形封头、锻制筒体的钢材厚度明晰，消除理解上的歧义。

图3《压力容器设计工程师培训教程》中给出的各厚度之间的关系

4.3.2成形加热温度、成形温度和成形终止温度

本次修订新增三个与成形相关的术语——成形加热温度、成形温度和成形终止温度。

（1）对于加热成形，因工件从加热炉转运至成形设备或从加热装置旋转至成形机构过程

温度将降低，工件经历的最高温度出现在加热过程中[4]，材料交货热处理状态是否被破坏，

需要依据“成形加热温度”判定。

（2）工件发生塑性变形时的对应温度与变形对材料性能的影响关联，此温度为“成形温

度”。但某些成形过程（如封头压制成形），此温度往往因设备或模具的遮蔽无法直接测得，

工程上以可测得的“成形终止温度”对此影响进行评估。

受压元件成形是压力容器制造的关键过程之一，与加热成形过程密切关联的几个重要温

度若定义不明将妨碍标准的正确使用，影响制造质量，需要给出定义。

4.3.3热过程

压力容器制造过程中，热加工工序是必不可少的，如热切割、成形加热、校形加热、焊

前预热、焊接、焊接后热、热处理等，这些热过程的温度不同，当温度达到一定数值后，热

加工操作将对母材、焊接接头的使用性能产生不利影响[5]，甚至导致母材或焊接接头在制造

过程即发生开裂[6]。试验研究和工程中还发现，厚度较大的受压元件对热过程的影响更为敏

感[7][8][9]。为此，本次修订将对影响母材和焊接接头性能的热过程提出要求，需要给出定义。

美国ASME规范较早就提出了热过程（ThermalTreatment）相关要求，但没有给出确切

定义。与热过程（ThermalTreatment）定义相关的内容出现在ASMEⅧ-1中UCS-85条b)款

和d）款（见图4）以及UHA-51条a)款1）项中的注57（见图5）[2]。前者示出了碳素钢、

低合金钢热过程（ThermalTreatment）的定义，后者示出了高合金钢热过程（Thermal

Treatment）的定义。两者结合，实际上确定了热过程（ThermalTreatment）定义。

图4ASMEⅧ-1中UCS-85条b)款和d）款

图5ASMEⅧ-1中UHA-51条a)款1）项中的注57

ASME规范中的这一概念是为国内接受的，GB/T30583—2014《承压设备焊后热处理规程》

[10]即是据此给出了4.1.3条的规定。故将ASME对碳素钢、低合金钢热过程（Thermal

Treatment）的定义和对高合金钢热过程（ThermalTreatment）的定义整合，形成本部分中

热过程的定义。热过程定义中的温度限也与GB/T30583—2014《承压设备焊后热处理规程》

中4.1.3条的规定相协调取490℃（未取900°F换算成的482℃）。

4.3.4模拟最大程度焊后热处理和模拟最小程度焊后热处理

随着技术的发展，高参数、复杂介质、大型和重型压力容器对安全提出了更高的要求。

业内对“模拟最大程度焊后热处理”（以下简称“模拟最大热处理”）和“模拟最小程度焊后

热处理”（以下简称“模拟最小热处理”）的使用已远超初始。表现为：

（1）“模拟最大热处理”和“模拟最小热处理”已从考虑制造过程中热处理循环发展到

考虑制造过程中相当于热处理的热过程、从考虑临氢环境用材料扩展到其他材料[11][12]；从

考核机械性能发展到考核耐腐蚀性能等其他使用性能[13]。

（2）对于制造过程中相当于热处理的热过程，若其累积最多循环和最少循环均会对材料

使用性能产生影响，同时提出“模拟最大热处理”和“模拟最小热处理”要求[11]。如针对影

响Cr-Mo、Cr-Mo-V钢的力学性能提出的“模拟最大热处理”和“模拟最小热处理”要求。

（3）对于制造过程中相当于热处理的热过程，若仅其累积最多循环会对材料使用性能产

生影响，则只提出“模拟最大热处理”要求[13]。如针对影响厚度较大的碳素钢、低合金钢的

力学性能提出的“模拟最大热处理”要求，针对影响高合金钢耐腐蚀性能提出的“模拟最大

热处理”要求。

本次给出的“模拟最大热处理”和“模拟最小热处理”定义主要参照美国API934-A：2019

（APIRECOMMENDEDPRACTICE934-ATHIRDEDITION,JANUARY,2019）[11]，该定义在国内已经使

用多年，工程实践证明其可用。

4.3.5模拟最大热过程和模拟最小热过程

根据4.3.4中所述，当前国内使用的模拟最大程度焊后热处理和模拟最小程度焊后热处

理实际上已经变成了模拟最大热过程和模拟最小热过程，需要加以区分。

容器制造过程中，为保证高参数、复杂介质、大型和重型压力容器的内在质量，国内已

在事前预防环节——材料订货、焊接工艺评定和事后检验环节——试件制备（包括产品焊接

试件、封头焊接试件制备和母材热处理试件制备）三处考虑热过程的影响，涉及到“模拟最

大热过程”、“模拟最小热过程”，也需要给出定义。

4.4压力容器的制造、检验与验收依据

GB/T150.4是按规则设计压力容器的基础建造方法标准的一部分，任务是提出钢制压力

容器制造、检验和验收的通用规定。在现行标准体系下，其内容不可能也不需要覆盖已有专

门标准的特殊类型容器（如热交换器、球形储罐、塔式容器、卧式容器），通过引用这些专门

标准使钢制压力容器制造、检验和验收形成一个封闭的整体。

对于钢制压力容器中的有色金属衬里、堆焊层以及复合钢板覆层的制造、检验和验收，

在有色金属压力容器专门标准中已有规定，也直接引用过来，使以钢为基层的有色金属衬里、

堆焊层和复合钢板压力容器的制造、检验和验收形成一个封闭的整体。

4.5原材料

本条增加的订货要求——“当需要时，制造单位应提出材料经历模拟最小程度焊后热

处理和/或模拟最大程度焊后热处理后的性能要求。”是落实4.3.5中所述的事前预防措施。

4.6零、部件（含自制、外协加工和外购的零、部件）

对于制造单位可采购的、已有标准的外购成品零、部件，零、部件标准中存在的制造、

检验可选择项，在本节按需要给与了锁定。因标准间修订时间的先后不同而产生的少量缺

失的制造、检验要求，也在本节给与了补充。

对铬镍奥氏体型不锈钢封头、膨胀节新增的铁素体检查的依据来源于近年来业内的相

关失效分析和研究成果。众多失效分析发现[14]～[17]，冷成形的铬镍奥氏体型不锈钢封头

的开裂集中出现在直边段，该部位与成形前相比，铁素体显示含量和硬度明显增高（见图

6、图7）、塑性降低，应力作用于低塑性区引起开裂。硬度和铁素体显示含量明显增高、

塑性降低的机理为成形过程中产生的形变诱导马氏体所致[18][19]。研究表明成形过程中产

生的马氏体可以通过铁素体显示含量检测查明，而铁素体显示含量的变化与封头材料塑性

变化关联[20]，即铁素体显示含量可作为冷成封头质量优劣的判据。

图6直边段开裂失效封头的铁素体显示含量

图7封头成形前后的硬度、铁素体显示含量变化

文献[19]给出了不同铁素体显示含量的S30408、S30403材料拉伸性能(见图8)，本部

分给出的铁素体显示含量15%的判据，对应的断后伸长率为材料标准规定值（40%）[19]，

-196℃下的冲击吸收能量也不低于60J[20]。如此，对冷成形铬镍奥氏体型不锈钢封头，不

再借鉴ASMEⅧ-1[2]推荐的变形率作为判据。

图8S30408、S30403材料的铁素体含量与断后伸长率的关系

当采用铁素体显示含量15%的判据时，为避免超标带来的需要对封头进行恢复性能热

处理的困惑。国内多家单位进行了封头温成形工艺研究和试验[18]～[22]，发现两条途径当，

一是提高镍含量，二是采用温成形。当成形温度为120℃～250℃时，亚稳态铬镍奥氏体型

不锈钢封头铁素体显示含量可低于15%。

铬镍奥氏体型不锈钢膨胀节的冷成形与封头相似，同样采用铁素体显示含量15%的判

据。

4.7制造环境

本次修订新增了对高合金钢压力容器的制造环境要求。

为进一步提升高合金钢压力容器的制造质量，洁净的制造环境是重要的保障措施之一。

当因条件所限，无法建设专用车间的情况下，可在车间内划出专用区域，避免与碳素钢、

低合金钢混作。

因该要求系首次提出，制造单位需有一个调整适应过程，故以强推荐性条款表述，希

望能引导国内制造单位逐渐从粗放制造走向精细制造。

4.8压力容器制造过程中的风险预防和控制

近年来，随着压力容器参数的极端化、尺度的大型化、介质的多样化，厚壁容器增多、

耐腐蚀性能要求提高，增大了容器的制造难度和制造风险。为科学有效地控制风险，提高

安全性，通过模拟热过程工艺试验（见4.3.5）评估压力容器制造工艺路线中的热过程（附

加考虑可能存在的返修）对材料（包括焊材）使用性能的影响已为业内经常使用[8][23]～[28]，

并被工程实践证明为行之有效的方法之一，具备了纳入标准的条件。

对于材料订货中的使用性能指标，设计文件对压力容器使用性能的要求去除制造工艺

路线中的热过程（附加考虑可能存在的返修）对材料使用性能的消耗，即是材料订货时对

使用性能的最低要求；对外购成品零、部件的使用性能指标，设计文件对零、部件使用性

能的要求去除其后续制造工艺路线中的热过程（附加考虑可能存在的返修）对材料使用性

能的消耗，即是零、部件采购时对使用性能的最低要求。

4.9原材料复验

本次修订，取消了奥氏体型不锈钢开平板复验。

GB/T150.4—2011要求奥氏体型不锈钢开平板复验有其特定原因：

（1）成形过程中开平板制封头的开裂明显多于非开平板制封头；使用过程中，低温

环境下封头直边段多次发生开裂失效，酿成事故。

（2）成形和使用过程中封头开裂的原因尚未查明。

在这种情况下，业内商定在标准中增加奥氏体型不锈钢开平板复验的规定，一是对开

平操作加以控制，二是摸清开平操作的影响，为查清开裂原因并防控开裂创造条件。根据

从大量使用奥氏体型不锈钢开平板的某地区三家单位收集的复验数据[29]（见表1），开平

操作使材料的断后伸长率略有下降，虽对控制开裂不利，但因开平操作后材料的断后伸长

率仍不低于50%，高于标准[30]规定值，可见开平操作不是封头开裂的主因（开裂主因详见

4.6），复验要求可以删去。

表1常用奥氏体型不锈钢开平板复验数据汇总表

开平板复验规定非比例延伸强度Rp0.2/MPa抗拉强度Rm/MPa断后伸长率A/%

材料牌号使用单试样数标准质证书复验标准质证明复验均标准质证书复验

位量规定值均值均值规定值均值值规定值均值均值

单位13129432467167655.653.4

S30408单位2802202783615206896744055.054.3

单位39929036168669655.751.1

单位116727332464066754.851.2

S30403单位22072102783514906616574054.153.0

单位332728235565267754.951.4

单位19031032259959557.855.7

S31603单位21722102863354905975884058.555.3

单位313328733660064257.855.9

4.10焊接材料复验

焊接是压力容器制造的关键环节，但国产焊接材料是短板，质量良莠不齐，制造单位

采用复验手段进行品质确认是有效手段。

需要说明的是，对焊材的附加要求及后续焊材复验的附加要求中均取消了“药皮含水

量”，原因如下：

（1）NB/T47018—2017《承压设备用焊接材料订货技术条件》[31]已取消了对药皮含

水量进行检验的要求；

（2）控制药皮含水量的根本目的是为了控制熔敷金属扩散氢含量，检验熔敷金属扩

散氢含量更为直接、有效；

（3）研究表明[32]：药皮含水量与熔敷金属扩散氢含量具有一定的对应关系（见图

9），但通过烘干可有效降低药皮含水量（见图10），熔敷金属扩散氢含量也将相应降低，

可见检验熔敷金属扩散氢含量也是科学的。

图9药皮含水量与熔敷金属扩散氢含量的关系图10烘干温度与药皮含水量的关系

经熔敷金属扩散氢含量复验合格的药芯焊丝，若真空包装损坏，极易吸收水分，需要

在施焊前再次进行熔敷金属扩散氢含量复验。

4.11钢材厚度跳档问题

受压元件制造过程中不可避免成形、机械加工等工序，使其出现减薄或增厚。制造单位

考虑减薄后确定的钢材厚度可能会导致厚度跳档，影响到设计许用应力的选取和焊接工艺评

定、热处理、无损检测等参数的确定[33]。对于焊接工艺评定、热处理、无损检测等参数确定

的影响，制造单位通过内部接口传递钢材厚度加以解决。对于设计许用应力选取的影响，当

容器系制造单位自行设计时，需要制造部门将钢材厚度传递到设计部门处理；当容器不是制

造单位自行设计时，需要制造单位将钢材厚度传递到设计单位处理。因钢材厚度跳档影响许

用应力的选取，对容器安全影响大，要求书面告知和书面确认。

对于钢材厚度不跳档的受压元件，其对焊接工艺评定、热处理、无损检测等参数确定的

影响，因原材料的性能与钢材厚度直接关联，只需获取钢材厚度即可解决，这在本部分

4.2.2.6条已补充做出规定，另新修订的封头标准已要求封头制造单位提供成形封头的钢材

厚度[34]。

此外，对于厚壁成形封头，因端口、直边段成形增厚的绝对值较大，将对封头与筒体的

组装产生影响[35]，这需要设计单位、制造单位共同考虑加以解决。制造过程中可加以考虑并

解决的相关措施及规定见本部分4.14。

4.12成形件的技术要求

对成形件提出“与成形工序衔接的相关制造单位（或部门）宜协商制订成形件投料材

料的技术要求和成形件的技术要求，并加以控制。”的规定，缘于成形件在焊接、热处理

等后续工序中，材料性能会受到影响（多是降低），以容器成品性能指标要求成形件是不

安全的，也不合理，需要制造单位根据后续工序对材料性能产生的影响，结合设计文件对

容器成品性能的要求，确定对成形件的技术要求，其中的性能指标应介于投料材料的性能

和设计文件对容器成品要求的性能之间；而成形件的性能又与投料材料的性能有关，投料

材料的技术要求需要相关方商定。

4.13分瓣成形后组装封头

沿环向分瓣成形后组装封头沿径向分瓣成形后组装封头

图11分瓣成形后组装封头

我国压力容器的大型化、重型化催生了沿环向分瓣成形后组装封头和沿径向分瓣成形

后组装封头的出现（见图11），两种型式均是可用的（实际已经使用），标准应该予以纳入。

其中，采用沿径向分瓣型式主要用于大直径厚壁封头上，瓣片为锻环或锻轧环，改变瓣片

的尺寸（此型式封头焊缝间距受3δs）或数量可调整顶圆板的大小，可使顶圆板免于拼焊，

这是较为合理的选择。因为此型式封头的顶圆板若拼焊，则大厚度拼接焊缝将经历成形加

热、恢复性能热处理等一系列热过程，焊缝及热影响区的性能将下降，这对后续工序不利，

如果控制不当的话，会显著降低容器的内在质量，甚至成为容器的安全隐患，不宜向业内

推荐。

当沿环向分瓣成形后组装封头中心有较大尺寸的开孔时，该封头还可做成不带顶圆板

型式（见图12）。这种不带顶圆板的沿环向分瓣成形后组装封头已在工程中得到应用。

图12不带顶圆板的沿环向分瓣成形后组装封头

4.14封头成形增厚对组装的影响

近年来，业内对于厚壁椭圆形、蝶形封头直边段成形增厚对封头与筒体的组装产生影响

有所反映[35][36]，本次修订对此予以回应。

对于最常用的标准椭圆形封头，封头设计的最小成形厚度与筒体厚度（以δ表示）基本

相同，考虑成形减薄，所用钢材厚度约为110%δ。根据封头制造单位的统计和文献[35]、[36]

提供的数据（见图13、图14），椭圆形、蝶形封头直边段成形增厚平均约为钢材厚度的

12%，则成品封头直边段的厚度为110%δ×（1+12%）=132%δ，与筒体的厚度差（132%δ-δ

=32%δ）超过了标准对错边量的要求，不可无视。

图13文献[35]给出的椭圆形封头直边段增厚图示

图14文献[36]给出的椭圆形封头直边段增厚统计表

上述情形对容器的影响与“B类焊接接头以及圆筒与半球形封头相连的A类焊接接头，

当两侧钢材厚度不等时”的情形相似，可采用同样的方法处理。不同的是，若采用单面或双

面削薄封头直边段的方法，削薄区域仅限于直边段，不能超过封头切线。如此，可以计算出

双面削薄后、与筒体等厚度组装的封头的设计最小成形厚度的最大值。若考虑标准允许的错

边量，封头的设计最小成形厚度的最大值将超过100mm（见表2），基本满足工程需要。对于

极少数超出此范围的容器，则需要设计单位考虑解决（如增加筒体厚度等）。

表2标准椭圆形封头直边段双面削薄与错边量

考虑标准允许的错边量进行封头

双面削薄后直边实现封头与筒体等厚度组装的封

封头直径直边段高度与筒体组装的封头的设计最小成

段的厚度减少值头的设计最小成形厚度的最大值

mmmm形厚度的最大值

mmmm

mm

<200025～1650～112

≥200040～26～81～144

4.15壳体组装

壳体组装新增了“除另行规定，复合钢板容器、衬里容器、带堆焊层容器的基层应采用

内对齐方式组装；衬里件应采用外对齐方式组装；”的规定，目的是获取两个更好的效果：

（1）内对齐组装的基覆层不可直接熔焊的复合钢板容器、衬里容器，外对齐组装的衬里

件，将会提高衬里与基层的贴合度，降低衬里泄漏失效概率；

（2）内对齐组装的基覆层可直接熔焊的复合钢板容器、带堆焊层容器，将对获取成分更

优的盖面焊缝金属有利。

4.16焊前准备

新增的焊前准备要求包括焊材准备和焊件清理与保护两个部分。

4.16.1焊材准备

4.16.1.1Fe-5A、Fe-5C类材料使用焊材

Fe-5A、Fe-5C类材料使用焊材的相关规定源于API934[11]，在国内经历过建造实践的检

验和完善[37]～[45]，业已符合纳入标准的规定。

4.16.1.2药芯焊丝的使用

药芯焊丝起源于20世纪50年代，发展于60～70年代。80年代开发了细直径药芯焊丝，

全位置药芯焊丝焊接技术大量用于船舶的制造并得到飞速发展。在这期间开发了不锈钢、低

温钢、590N/mm2强度级别钢种使用的多种药芯焊丝。80年代后期以来，开发了金属粉芯药芯

焊丝和无缝药芯焊丝，Φ1.2～1.6mm气保护药芯焊丝使用范围得到迅速推广，在非造船行业

也得到推广使用。

从药芯焊丝的总产量与占焊接材料总产量比例来看，1983年美国药芯焊丝的产量占焊接

材料总产量的15%，药芯焊丝的总产量为4.2万吨左右，到1979年药芯焊丝的年产量达到7.6

万吨；1995年英国药芯焊丝年产量首次超过电焊条；日本主要生产细直径药芯焊丝，1983年

药芯焊丝占焊接材料总产量的3.8%，1988年为焊接材料总产量的13%，1992年为焊接材料总

产量的20%，1994年为焊接材料总产量的23%，1997年药芯焊丝生产总量在10万吨左右，为

焊接材料总产量的27%。可见，药芯焊丝的使用是焊接技术发展的一大趋势，国内需要跟进。

早在本世纪初，业内已采用药芯焊丝焊接了一批压力容器（见表3）[46]。在此之前，尚

有采用药芯焊丝焊接数十台液化石油气球罐并安全使用的报道；在此之后，也有采用药芯焊

丝焊接大型不锈钢复合钢板压力容器覆层的报道[47]以及采用国内研制的药芯焊丝建造十万

立方米12MnNiVR原油储罐的报道[48]。但是，这些工程实践并未化解业内对药芯焊丝使用的

争议[49]，争议的焦点集中在：

（1）酸性渣系药芯焊丝的焊缝金属冲击韧性不良；

（2）药粉的均匀性和填充的稳定性不易保证，致熔敷金属性能不稳定；

（3）易吸湿，保管和使用不当的话，易产生焊接缺陷。

表3某制造单位2002～2003年采用药芯焊丝焊接压力容器一览表

客观地看，三个焦点问题是有措施化解的。

（1）对于“酸性渣系药芯焊丝的焊缝金属冲击韧性不良”：

酸性焊条药皮中含有大量的SiO2、TiO2等酸性氧化物及适量的碳酸盐，焊缝金属中氧、

氢含量较高，焊缝金属冲击韧性、抗裂性较差，因此常用于钢结构、要求不高的压力容器和

管道。而T1型药芯焊丝全位置焊工艺性能良好，表面成型美观，而T5型药芯焊丝平焊位置

工艺性能一般，立焊、横焊或仰焊位置时工艺性能很差，因此国际上基本采用T1型药芯焊丝。

T1型药芯焊丝药芯中含有SiO2、TiO2及CaF2等，焊接时采用CO2作保护气体，弧柱中氢、氧

分压均很低，高温下SiO2和CaF2联合脱氢进一步降低焊缝中扩散氢，焊缝金属中的氢、氧含

量较酸性焊条要低得多，这从熔敷金属低温冲击韧性与同级别的碱性焊条相当就可见一斑，

且其合格指标完全可以按NB/T47018.2[31]（钢焊条）进行验收。

可见，随着技术进步，该问题已可通过选用T1型药芯焊丝、采用合适的焊接方法加以解

决。

（2）对于“药粉的均匀性和填充的稳定性不易保证，致熔敷金属性能不稳定”：

这是一个焊材制造技术和生产管理问题，由于国内外拥有众多的药芯焊丝生产单位，压

力容器制造单位完全可以通过择优选用加以化解。同时，只有生产和使用才能发现和解决该

问题。但就国产药芯焊丝的质量不甚稳定以及压力容器制造单位的使用经验积累尚且不足的

现状而言，可附加条件，对药芯焊丝的使用进行适当限制。

（3）对于“易吸湿，保管和使用不当的话，易产生焊接缺陷”：

这完全是一个压力容器制造单位对焊材的储存和使用管理问题，标准中附加必要的规定

也可以化解。

综上，基于审慎考虑，本次修订确定有条件开放药芯焊丝的使用：

（1）4.2.1.2条规定“其中，药芯焊丝应选用T1型。”。

（2）5.1.2.2条规定“焊接受压元件的药芯焊丝应按批进行熔敷金属化学成分、力学

性能复验，其熔敷金属化学成分应符合相应标准的规定，冲击吸收能量需符合NB/T

47018.2相对应的焊条（具有相同的最小抗拉强度代号及化学成分分类代号）规定。”；

（3）5.1.2.4.1条规定“制造单位应采用GB/T3965中的水银法或热导法对下列焊接

材料的熔敷金属扩散氢含量按批进行复验，其扩散氢含量不得大于5mL/100g。

a)焊接碳素钢、低合金钢受压元件使用的药芯焊丝；”；

（4）5.1.2.4.2条规定“经熔敷金属扩散氢含量复验合格的有缝药芯焊丝，若其真空

包装发生损坏，则施焊前应再次对真空包装损坏的药芯焊丝进行熔敷金属扩散氢含量复

验。”；

（5）7.1.1.1条规定“施焊钢制焊件，若出现下列任一情况，且无有效防护措施时，

禁止施焊：

……

b）实芯焊丝气体保护焊时风速大于2m/s，药芯焊丝气体保护焊时风速大于8m/s；

c）焊件表面有结露或有缝药芯焊丝气体保护焊相对湿度大于80%，其他焊接方法

相对湿度大于90%；“；

（6）7.1.2.2条规定“有缝药芯焊丝应真空包装保存。”；

（7）7.1.2.6条规定“不得选用药芯焊丝焊接Cr-Mo和Cr-Mo-V钢制容器、低温容器、

现场组装容器、按简单疲劳设计的容器的受压元件。”；

（8）7.2条规定“应选用NB/T47014允许使用的焊接方法焊接受压元件。”（NB/T

47014修订稿中已列入使用药芯焊丝的焊接方法，要求在惰性气体下保护焊接）；

（9）7.3.6条规定“采用有缝药芯焊丝焊接受压元件时，施焊前方可打开药芯焊丝的

真空包装，真空包装打开8小时后未使用完的药芯焊丝应进行除湿处理后方可继续使用；

完成施焊后剩余的药芯焊丝，应进行除湿处理后置于真空环境中保存，方可继续使

用。”。

如此，可在确保压力容器安全的前提下，提高生产效率，并为药芯焊丝焊接技术和质量

的改进提升、在更大范围的推广使用创造条件。

4.17焊接工艺评定试件的模拟焊后热处理和模拟热过程

系统提出并进行焊接工艺评定试件的模拟焊后热处理的设备是采用Fe-5A、Fe-5C类材料

建造的加氢反应器，相关规定源于API934[11]，包括模拟最大热处理和模拟最小热处理两种

状态。在国内经历过建造实践的检验和完善[44][50]后，业已被证明为控制该类材料建造压力

容器质量的最有效的方法之一，应当纳入标准。

本世纪初开始，国内需求激增的高参数、复杂介质、大型和重型压力容器对安全提出了

更高的要求。业内基于对模拟焊后热处理的理解，拓展了其使用范围——从考虑热处理循环

发展到考虑热过程、从考虑Fe-5A、Fe-5C类材料扩展到考虑其他材料、从考核机械性能发展

到考核机械性能及耐腐蚀性能等其他使用性能[5]～[9][12][13]。这些考虑已通过设计文件落实到

制造过程，从使用情况看，效果良好，有效地降低了压力容器失效。这些来自工程实际的经

验，总结归纳为标准的下列条款：

7.3.1.8当设计文件要求时，碳素钢壳体A、B类焊接接头的焊接工艺评定试件可进行模拟最大热过程

处理；低合金钢壳体A、B类焊接接头的焊接工艺评定试件可进行模拟最大热过程处理+模拟最小热过程

处理；高合金钢壳体A、B类焊接接头的焊接工艺评定试件可进行模拟最大热过程处理，模拟参数、试

件检查项目和合格指标由设计文件规定。

本次修订将模拟参数、合格指标的决定权放在设计单位，原因在于：确定模拟参数牵涉

到何时考虑进行模拟热过程处理，计入压力容器制造过程所经历的哪些热过程，如何将各热

过程的影响转化为模拟热过程处理的温度和时间，如何考虑焊接返修等；而合格指标的确定，

牵涉到预设压力容器安全裕度的高低及其合理性。这些问题，因设备各具特点、工艺试验基

础数据不足，尚无法给出明确规定。但部分设计单位依据工程实践，总结出了一套确定模拟

热过程处理参数、合格指标的工程方法。

4.18焊前预热和后热

焊前预热与后热是焊接过程中的重要环节，为本次修订新增内容。新增内容缘于在引用

NB/T47015[51]时发现其规定较宽，故根据需要，在引用NB/T47015的基础上增加了必要的补

充要求。

4.19焊接返修

本次修订放宽了焊后热处理的容器进行焊接返修后重新进行热处理的要求。

在GB/T150.4—2011实施以前，标准要求焊后热处理的容器进行焊接返修后必须重新进

行热处理。GB/T150.4—2011根据ASME规范产品在国内的建造、使用情况，响应业内诉求，

参照ASME规范首次给出了较为保守的部分材料制造的容器，“当返修深度小于钢材厚度δs

的1/3，且不大于13mm时，可不再进行焊后热处理。”的规定，对应要求焊接时“应先预热

并控制每一焊层厚度不得大于3mm，且应采用回火焊道。”。一段时间内，按ASME、GB/T150.4

的两种焊接返修在国内并行，对在用容器检验情况表明，按ASME规范实施返修容器一直安全

使用，促成本次修改。但是，焊接返修多是局部的，拘束相对较高，需要附加诸如焊材选择、

焊前预热、焊道间温度、后热、延时进行无损检测等规定。

4.20焊接检查与检验

该部分本是NB/T47015的内容，但是属于对焊接过程进行控制、验证和追溯的有效手段，

宜在产品基础建造标准中提出。

4.21热处理

4.21.1恢复性能热处理

本次修订后，碳素钢、低合金钢冷成形件仍通过计算变形率来确定是否在成形后进行恢

复性能热处理，铬镍奥氏体型不锈钢冷成形件改由通过检查铁素体显示含量来确定是否在成

形后进行恢复性能热处理。

虽有研究表明，变形率计算公式不能准确反应封头实际变形[21][52]，但对碳素钢、低合

金钢冷成形封头，采用变形率计算公式计算的封头变形率，配以5%的控制指标，有效地控制

了封头失效，是适用的工程方法，予以保留。

对铬镍奥氏体型不锈钢冷成形封头，虽已有更为准确的变形率计算方法，但对应的控制

指标尚未最终确定，本次修订改以通过检查铁素体显示含量、合格指标15%来确定是否在成

形后进行恢复性能热处理，详见4.6。

4.21.2焊后热处理涉及的焊缝厚度

焊缝厚度是确定是否进行焊后热处理及焊后热处理工艺的关键参数，焊缝厚度的确定参

照了美国ASME规范[2]（见图15）。

图15ASMEUW-40关于焊缝厚度的规定

本次修订内容有两个：

（1）修改标准的文字表述，统一对图15[-d]款规定的理解。特别是受到中译本的影响，

对“nozzleneck”理解出现的争议[53][54]。

（2）等同引用图15[-h]新增的合理条款。

4.21.3“降温延时”的焊后热处理工艺

GB/T30583—2014《承压设备焊后热处理规程》[10]给出的“降温延时”焊后热处理（见

图16）来源于美国ASME规范[2]（见图17）。该工艺主要用于对不锈钢复合钢板容器、镍合金

复合钢板容器进行焊后热处理，目的是降低覆层的敏化，但是对Fe-1-1（涉及Q245R）、Fe-1-2

（涉及Q345R）组材料的焊后热处理，允许自基准热处理温度（600℃）降温80℃、110℃是

否需要和合理，则是值得商榷的问题。

图16GB/T30583—2014给出的“降温延时”焊后热处理的规定

图17美国ASME规范给出的“降温延时”焊后热处理的规定

从消除焊接残余应力效果看，相关试验研究表明，对Fe-1-1、Fe-1-2组材料，在低于

550℃的焊后热处理温度下，即使延长保温时间，消除焊接残余应力效果有限，并不能保证压

力容器安全[55][56][57]。从“降温延时”焊后热处理主要使用对象不锈钢复合钢板容器、镍合

金复合钢板容器看，只要覆层选材合理，550℃至600℃的可选热处理温度范围足以将覆层的

敏化控制在工程可接受的范围内，满足压力容器制造需求。从设计合理性看，不应出现Fe-1-1、

Fe-1-2组材料制造的、超出国内制造单位热处理炉处理能力的厚壁重型容器，迫使制造单位

采用降温80℃或110℃的焊后热处理工艺。经查询，参与标准制订的制造单位均未实施过相

对于热处理基准温度600℃降温80℃或110℃的焊后热处理，而且一重还进行了估算，发现

在多数情况下，采用“降低延时”的焊后热处理工艺并不经济。

为此，规定当采用“降低延时”的热处理工艺时，保温温度最大降温幅度不得大于

55℃。

4.21.4热电偶布置

具有较大拘束度的焊件及其焊件之间拘束突变部位会对应出现较大的焊接残余应力，这

些部位在焊后热处理过程也不易达到保温温度和/或较为均匀的温度场，宜作为焊后热处理测

温点布置的重点部位。

本次修订补充要求接管焊接接头部位、刚性构件与壳体相焊的焊接接头转角部位应布置

测温点，相邻测温点沿壳体轮廓线测量的间距不得超过4600mm。

为防止容器壁阻隔对加热的影响，规定当热源在容器及其受压元件的外部时，测温点宜

更多地布置在容器及其受压元件的内部；当热源在容器及其受压元件的内部时，测温点宜更

多地布置在容器及其受压元件的外部。

4.21.5焊后热处理的升、降温速率

随着厚壁重型容器的不断增加，受热处理炉功率的限制，工程中业已出现了厚壁重型容

器焊后热处理升、降温速率超出原标准规定范围的问题。通过相关工艺试验研究，并经使用

证明[45]：焊后热处理升温过程中最低15℃/h的升温速率以及降温过程中最低15℃/h的降温

速率，满足工程要求。本次修订将此速率纳入标准。

4.22产品焊接试件的代表性

制备产品焊接试件（包括封头焊接试件）并进行检验是对压力容器制造、检验质量的确

认和见证。从原理上看，这是一种抽样检验方法。如果产品焊接试件代表的是压力容器中最

薄弱的部分，则产品焊接试件若经检验合格，则容器其余部分的质量不低于已检验部分，本

台容器是合格的。

但是，在工程中往往无法制备出可代表压力容器最薄弱部分的试件。当大型化、重型化、

复杂介质环境下操作的压力容器不断增多时，业内发现原有的产品焊接试件制备、检验规则

已不能适应需要。GB/T150.4—2011虽已注意到这一问题，但因技术积累不足，没有给出完

整、配套的规定，本次修订给与完善。

本次修订，新增了经模拟最大热过程处理、模拟最小热过程处理的产品焊接试件和封头

焊接试件部分。内容如下：

9.1.2.8模拟热过程处理的产品焊接试件、封头焊接试件

9.1.2.8.1制造单位是否制备模拟热过程处理产品焊接试件、模拟热过程处理封头焊接试件由设计文

件规定。模拟热过程处理产品焊接试件、模拟热过程处理封头焊接试件可对应替代9.1.1.1中的产品焊

接试件和9.1.1.3中的封头焊接试件。

9.1.2.8.2模拟热过程处理试件的种类

按制造过程中热过程对焊接接头使用性能影响的不同，可制备试件如下：

a）对于制造过程中最多和最少热过程循环均会对焊接接头使用性能产生影响的容器（如厚壁

Cr-Mo、Cr-Mo-V钢料制造的容器），可制备模拟最大热过程处理和模拟最小热过程处理试件；

b）对于制造过程中最多热过程循环会对焊接接头使用性能产生影响的容器（如厚壁碳素钢、低

合金钢材料制造的容器；高合金钢材料制造的、有耐腐蚀性能要求的容器），可制备模拟最大

热过程处理试件。

9.1.2.8.3模拟热过程处理试件制备要求

模拟热过程处理的产品焊接试件制备要求如下：

a）按容器壳体A类焊接接头在制造过程发生的最少热过程确定模拟最小热过程处理试件的模拟

热循环，试件业已经历过的热过程可不再模拟；

b）按容器壳体A类焊接接头在制造过程发生的最多热过程（返修按实际发生的热过程循环计

入），加上使用过程中实施一次返修发生的热过程，确定模拟最大热过程处理试件的模拟热循环，

试件业已经历过的热过程可不再模拟；

c）每一热过程的温度、保温时间和降温速度应按实际发生的情况模拟；

d）当要求材料的使用热处理状态与供货热处理状态一致时，容器若按材料供货热处理规范进行

最终热处理，则不需制备模拟热过程处理试件。

模拟热过程处理的封头焊接试件制备要求如下：

a）按封头上焊接接头在制造过程发生的最少热过程确定模拟最小热过程处理试件的模拟热循环，

试件业已经历过的热过程可不再模拟；

b）按封头上焊接接头在制造过程可能发生的最多热过程（建议至少考虑一次制造返修热过程循

环），加上使用过程中实施一次返修发生的热过程，确定模拟最大热过程处理试件的模拟热循环，试件

业已经历过的热过程可不再模拟；

c）每一热过程的温度、保温时间和降温速度应按实际发生的情况模拟；

d）当要求材料的使用热处理状态与供货热处理状态一致时，封头若按材料供货热处理规范在成

形进行恢复性能热处理，则模拟热循环中不需计入恢复性能热处理前的所有热过程，但封头焊接

试件应随封头一起进行恢复性能热处理。

e）若设计文件要求，制造单位可制备模拟热过程处理的封头与筒体焊接的试件，对封头与筒体

连接的环焊缝进行模拟和检验。

新增部分的基础是：将制造过程中可能对容器焊接接头（其包含了材料、焊缝金属）使

用性能产生不利影响的热过程采用模拟热循环处理再现，获得与容器中最薄弱部分使用性能

相当的试件，并对该试件进行检验，判定容器质量。该试件的代表性较原标准规定的试件要

强得多，且执行9.1.2.8.3中的e）款，可实现对封头与筒体连接环焊缝封头侧热影响区的

模拟和检验（该部位可能是容器中使用性能最弱之处）[58]，这些对于保证压力容器产品的内

在质量都是极其有益和有效的。

鉴于模拟热过程处理的产品焊接试件和封头焊接试件，比原不进行模拟热过程处理的产

品焊接试件和封头焊接试件有更强的代表性，为减少制造成本，规定前一试件可代替后一试

件。

4.23无损检测

4.23.1无损检测方法

本次修订响应行业需求，列入了相控阵超声检测方法，给出了相关的规定。

4.23.2组合检测

进行组合检测的目的在于：

（1）弥补特定无损检测方法的不足（如检测盲区、检测灵敏度等），无遗漏且准确地发

现缺陷；

（2）对重要压力容器做冗余检测，确保安全。

两者相比，前者更重要。而工程实际中常见对无损检测方法的随意组合，对此，本次修

订增加一条规定。

10.5.1无损检测方法的组合应可消除检测盲区，提高缺陷的检出灵敏度。

4.24泄漏试验的泄漏率

为响应国家的环保要求，本次修订推荐了对泄漏试验测得的泄漏率要求：

(1)盛装一般介质的容器，泄漏率宜优于10-3Pa·m3/s；

(2)盛装毒性为极度或高度危害介质的容器及高价值介质的容器，泄漏率宜高于10-5～

10-7Pa·m3/s。

泄漏率合格指标的确定既考虑了环保需要，也考虑了当前国内垫片的制造水平与试验方

法的灵敏度。因泄漏率合格指标为首次提出，故以推荐性条款给出，同时指标并不高，意在

逐渐建立控制泄漏率的意识。

4.25热气循环试验

热气循环试验（hotcycletest）是本次修订新增内容。

热气循环试验在业内也称热模拟试验或热循环试验，是模拟容器实际操作状态，使竣工

容器承受压力、温度同时作用的循环过程，试验对象主要为基、覆层不能直接熔焊的复合钢

板容器、衬里容器。如钛-钢复合钢板容器，锆-钢复