承压设备焊后热处理规程 编制说明

GB/T30583—XXXX《承压设备焊后热处理规程》编制说明《承压设备焊后热处理规程》编制说明一、工作简况（一）任务来源本项目是依据国家标准化管理委员会国标委综合〔2024〕18号文“关于下达2024年推荐性国家标准修订计划及相关标准外文版计划的通知”下达的项目计划，项目编号为20240899-T-469。本项目是修订项目。由中国特种设备检测研究院等单位负责，计划完成时间为2025年。（二）标准化对象简要情况承压设备是能源、石油化工、煤化工、制药等领域的关键装备，是支撑产业健康发展和民生安全的重要基础和保障。焊接作为一种传统的连接工艺，依然是承压设备制造的关键技术。然而，焊接过程不可避免的产生残余应力，是引发应力腐蚀开裂、疲劳、断裂等失效的主要原因之一，对承压设备结构完整性及安全服役产生重要影响。因此，为恢复材料力学性能，消除焊接残余应力，美国（ASMEBPVC第I卷、第VIII-1和VIII-2卷）、欧洲（EN13445.4）及我国的等国内外标准均针对锅炉、压力容器的焊后热处理提出了专门的技术要求。近10年，随着我国“千万吨炼油、百万吨乙烯”等国家重大能源工程的实施，我国承压设备向大型化高参数发展，对建造技术和安全质量贴出了更高的需求。例如，二甲苯塔、丙烯塔、氨合成塔、尿素合成塔、尿素高压冷凝器、尿素高压洗涤器等各类塔器的长度最长突破135m，大型储罐等大型储运设备最大直径也突破100m，煤直接液化反应器、浆态床反应器等反应器的最大壁厚突破352mm。国内外各标准的焊后热处理技术规定已不能满足我国建造需求。（三）主要工作过程自2021年起，GB/T30583的修订就已开始了修订的准备工作，并在2021年年底召开了视频会议，征集各承压设备设计、制造企业对2014版标准的意见和建议，随后，梳理了ISO17663《焊接-焊接及相关工艺的热处理质量要求》Welding-Qualityrequirementsforheattreatmentinconnectionwithweldingandalliedprocesses、ISOTR14745《钢的焊后热处理参数》Welding——Post-weldheattreatmentparametersforsteels、美国焊接学会AWS（AmericanWeldingSociety）D10.10《管道焊缝的局部加热》RecommendedPracticesforLocalHeatingofWeldsinPipingandTubing，EN13445-4《非直接接触火焰压力容器》Unfiredpressurevessels-Part4:Fabrication、焊接研究理事会（WeldingResearchCouncil）WRC452《局部焊后热处理推荐规程》RecommendedPracticesforLocalPostweldHeatTreatment，ASME锅炉压力容器规范2023版第I卷《动力锅炉》、VIII-1《压力容器建造规则、VIII-2《压力容器建造另一规则》、IX卷《焊接、钎接和粘接评定》，以及国家标准GB/T150《压力容器》、GB/T16507《水管锅炉》、NB/T47104《承压设备焊接工艺评定》、DL/T接技术规程》等国内外标准。GB/T30583—XXXX《承压设备焊后热处理规程》编制说明起草(草案、调研)阶段:计划下达后，中国特种设备检测研究院牵头成立了标准编制工作组，负责主要起草工作。工作组对国内外承压设备焊后热处理标准现状与技术发展情况进行全面调研，同时广泛搜集相关标准和国内外技术资料，结合实际工程应用经验，进行全面总结和归纳，在此基础上编制出《承压设备焊后热处理规程》标准草案初稿。2024年5月28日在北京召开的国家标准修订启动会上，提出了修订的基本原则，重点对关键修订内容、验证性试验目标、工作任务分工、进度安排等展开讨论。随后，标准工作组组织了3家单位分别采用共6种方法进行了焊接残余应力测试的验证性试验，并于2024年8月21-22日在山东青岛围绕局部焊后热处理和焊接残余应力测试和评价技术召开7家单位16人代表参加的讨论会，形成了一致的意见，即对焊后热处理的效果进行评价的技术是成熟可行的。同时，24家单位35名代表对收集到的标准草案初稿的近200余条意见进行了二、标准编制原则本标准在制订过程中，遵循“面向国家发展需要，引领顺应行业发展方向，带动技术创新工程化规范化”的原则，完善“创新成果成熟技术工程经验团标纳入”的技术路线，促进我国技术创新在标准迭代更新，发挥标准化与时俱进对产业技术进步和高质量发展的推动作用；同时，结合与借鉴国际通行标准的先进技术和内容,与国际接轨；与新近颁布的GB/T150、GB/T4732、GB/T16507等标准相协调，融合锅炉压力容器等承压设备相关技术要求，做到无争议、无异议，进一步提高我国锅炉压力容器标准的技术水平和国际认可度。本标准在起草过程中主要按GB/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》的要求编写。三、主要技术内容编制说明本文件在结合科研成果和工程实践的大量数据基础之上，对名词术语、焊后热处理规范参数、局部热处理、加热设备等方面进行了修改，以满足我国承压设备高参数化、大型化的工程需求。主要技术变化如下：1.1焊后热处理定义2014版原有的焊后热处理只给出了焊后热处理的目的，没有明确的定义。在此征求意见稿中，修订稿：1.2局部焊后热处理术语GB/T30583—XXXX《承压设备焊后热处理规程》编制说明增加了术语局部焊后热处理的相关。主副加热局部热处理是我国近年来科研成果，该技术在2021已经形成CSTM国家标准，2023年获得工信部百项团体标准应用示范奖，在大型加氢反应器、焦炭塔等石化行业的工程建设中获得广泛应用。为了推动产业的创新发展，鼓励新技术新方法在行业中的使用，将主副加热局部热处理方法纳入此版的国家标准。同时，为了区分传统局部焊后热处理，增加了对传统局部热处理的名词定义。修订稿：鉴于本标准有诸多表示厚度、宽度等等内容，为了更为清晰、统一的表述，减少标准实施过程中的歧义，增加了符号，从而实现更准确的表达。修订稿：2、通用规定2.1采用研究成果和工程实践经验的要求2014版要求基于对采用研究成果和工程实践经验的焊后热处理工艺，应成为企标。考虑到焊后热处理工艺文件，受制造单位质量保证体系的控制，并不一定必须成为标准，因此，此版中则仅要求供需双方协商确认认可，而无需形成企标，释放了承压设备建造相关方采用新技术的自主权利。GB/T30583—XXXX《承压设备焊后热处理规程》编制说明2.2与其他文件不一致时的处理原则本标准是通用性的基础标准，并不可能覆盖所有承压设备产品的建造需求。为了与各个产品标准协调，增加了对各文件规定不一致时进行处理的要求。见.3高合金钢高合金钢通常指的是钢铁中合金元素10%以上的合金钢。然而承压设备行业中部分工程技术人员并未注意到材料的化学成分构成。在此修订稿中，明确了高合金钢的钢铁类别，减少工作中的歧义。见4.1.4，2014版4.1.3。2.4实施时机为了更加明确焊后热处理的实施时机，增加了要求，见4.1.5。2.5人员的要求2014版在4.1.4和4.1.6条分别对焊后热处理的工艺编制人员和实际操作人员分别给出了规定。此修订稿中，合并为第4.1.6条。2.6焊后热处理厚度此修订稿增加了对堆焊的焊后热处理厚度的要求，与GB/T150-2024相协调，也与国际接轨。同时，为了更便于理解，避免歧义，在附录A里补充了相关的图示。见4.2.4i）和图A.9。3、焊后热处理方式的完善和补充增加了对焊后热处理的分类，并提出了宜优先采用的方法。见4.3.1、.2加热带宽度的确定在焊接接头位置采用单加热进行局部热处理时，加热带应环绕包括均温带在内的筒体全圆周，均温、加热和保温范围如图1所示。均温带所示体积范围内任意一点温度都应符合焊后热处理工艺的规定。加热带和隔热带应保证均温带所示体积范围不能产生有害的温度梯度且有利于消除残余应力，加热带和隔热带宽度可参照附录B执行。附录B指出加热带宽度保温阶段，加热带边缘温度不小于热处理峰值温度的60%。隔热带宽度：GCB=(2～3)HB。对几何不连续的特殊结构，可由制造厂参照本标准制定可行的热处理方案，经供需双方协商确定。图1单加热局部焊后热处理示意图GB/T30583—XXXX《承压设备焊后热处理规程》编制说明3.3局部焊后热处理局部焊后热处理指用环绕容器的环形加热带均匀加热至表1规定的保温温度和保温时间进行的焊后热处理。工件受尺寸限制（超过整体炉有效加热区）、修复、特殊结构限制等原因，可以采用局部热处理，但使用的方法需由设备可行性、加热区域材料特性、相邻材料及部件材料特性决定。必要时，在背面也可布置加热器和保温材料。主副加热局部热处理是本标准修订的过程纳入的新的局部热处理方法，主副加热局部热处理示意图如图3-1所示，将主加热区作用在焊接接头外表面，调控焊接接头微观组织、硬度和部分残余应力，使得焊接接头组织均匀，实现微观残余应力调控；将副加热区施加在距离焊接接头一定距离的壳体外表面，通过改变副加热区的保温温度、主副加热区之间的间距、加热顺序，调控焊接接头内、外表面热处理过程中的应力或热处理后的残余应力。目前该方法已在一重、二重、兰石、宁波天翼、甘肃兰科、中石化天津分公司、中石化镇海炼化分公司、抚顺机械、茂名重力等多家单位进行了大量的工程化应用，具备丰富的应用经验，应用效果表明该方法对内表面残余应力具有很好的消除效果，详见附录B解释。另外，对于容易出现热处理变形开裂风险的焊接结构的局部热处理，增加了施加临时筋板加固要求，防止出现热处理变形开裂。（见3.1.8、4.3.4、～、附录4.焊后热处理参数4.1焊后热处理参数表本次修订，根据全国锅炉压力容器标准化技术委员会对锅炉压力容器焊后热处理通用技术要求的充分表达的要求，弥补2014版本标准近覆盖压力容器需求的漏洞，分别列出了锅炉、压力容器焊后热处理温度和保温时间的技术要求，提高标准的适用范围和应用性。比较国外欧美标准和国内标准和实际情况，锅炉和压力容器焊后热处理温度、保温时间等相关规定并不相同（见下表）。因此，将2014版表1分拆为表1-1锅炉和表1-2压力容器，分别对热处理温度和为与国际接轨，锅炉产品焊后热处理温度列出上下限的要求，压力容容器焊后热处理规范参数也有GB/T30583—XXXX《承压设备焊后热处理规程》编制说明焊后热处理的作用，除了消除焊接残余应力外，另一个目的是软化粗晶区里的硬化组织。而奥氏体不锈钢没有这个问题。所以说，奥氏体一般保留在焊态并不会有太多问题。也就是说，对于不锈钢，焊后热处理既不要求，也不禁止。然而，当产品的确有焊后热处理需求时，仍需要合理的参数以指引焊后热处理工艺编制的正确性。借鉴ASMEBPVⅠ、Ⅱ、Ⅷ-1、Ⅷ-2、Ⅸ,本版增加了Fe-8奥氏体不锈钢、Fe-9B低温用钢、Fe-10H双相钢、Fe-10I铁素体不锈钢008Cr27Mo等组类焊件焊后热处理的参数，并提出注意事项，作为工程实践的指引和借鉴。另外，鉴于对奥氏体不锈钢的不同认知，为了在国内更为明确稳定化热处理的重要性，增加了对含Ti、Nb奥氏体不锈钢稳定化热ASME双相钢焊后热处理的要求：来源ASMEVIII-2Table6.15RequirementsforPostweldHeatTreatment(PWHT)ofPressurePartsandAttachmentsforMaterials:P-No.10A,Group1;P-No.10C,Group1;P-No.10H,Group1;P-No.10I,Group1;P-No.10K,Group1;andP-No.454.3焊后热处理免除条件承压设备的应用场景、结构特征、主要失效模式等均有较大差别。本标准是通用性的基础标准，免除焊后热处理的具体要求宜由产品标准中做出规定，因此删除了2014版06Cr13，06Cr3Al关于免除焊后热处理的技术要求。同时，将免除条件的通用要求，列入新版。此条款在国外锅炉压力容器标准中也有明确规定。见4.4.6，2014版、4.4关于CSEF钢和Fe-15E蠕变强度增强铁素体钢（CSEF）具有高抗氧化性能和高抗高温蒸汽腐蚀性能，而且还具有良好的冲击韧性和高而稳定的持久塑性及热强性能，特别是在火电行业超临界、超超临界锅炉中获得广泛应用。其蠕变温度强度通过创建精确的微观结构条件来增强，特别是马氏体或贝氏体，在回火过程中通过控制抗回火碳化物、碳氮化物或其他稳定和/或亚稳定相的沉淀来稳定。自1986年进入ASME锅炉压力容器规范以来，对CSEF钢的使用经验日渐累积，工程技术人员逐渐发现按原有的材料分组来制定的焊后热处理参数，其热处理会导致CSEF钢的力学性能显著下降。随着对CSEFGB/T30583—XXXX《承压设备焊后热处理规程》编制说明钢种的认知的逐渐深入，原材料分组P-No.5B-2已不能满足CSEF钢对热处理的特殊要求，因此在2010版ASME锅炉压力容器规范中，专门为CSEF钢建立的P.-No.15A至P-No.15F。现有的Fe-5B-2的分组不能体现出CSEF钢对热处理的特殊要求，因此在本修订稿中被命名为Fe-15E。自2019年ASME锅炉压力容器规范推出Gr.91Type2，下调Gr.91钢(即GB/T5310中的10Cr9Mo1VNbN)的许用应力，重新评估Gr.92、SAVE12AD等其他CSEF钢的许用应力。以10Cr9Mo1VNbN为例，下转变温度Ac1一般为800～850℃,即其焊后热处理的最佳温度为745℃,为此，焊后热处理的温度区间取为730～760℃,以满足软化热影响区的目的。而若焊后热处理温度高于800℃时，其组织到达相变点而可能不稳定，因此必须去除过热部分。此次借修订之机与国际接轨，参考了相关的国内外标准，更改了CSEF钢的焊后热处理要求。见，2014版4.5调质钢、正火后回火的焊件为了更方便更正确地理解和使用标准，进行了重新描述，并增加了注解说明。见4.4.4，2014版4.4.4。4.6异种钢焊接接头设备大型化高参数化，使得异种钢焊接日益普遍。2014版给出了不同钢号钢材相焊时，热处理温度选择的原则。此修订稿在借鉴国际通用标准的基础上，给出了异种钢焊接的焊后热处理温度范围的要求。见表5。4.7以较低温度进行热处理2014版仅对Fe-5A组类的材料规定了可以较低组别材料所规定的温度进行焊后热处理。实际上Fe-4类材料也可以同样的操作。此修订稿进行了更改。见4.4.7，2014版4.4.6。4.8填充材料修订稿增加了对填充金属进行热处理的条件，见4.4.8。4.9炉内焊后热处理工艺参数2014版中对炉内焊后热处理的入炉、出炉温度规定为400℃,而且，以此温度为界限，开启对升温、降温速度的控制。借鉴ASMEBPV的要求，修订版更改为425℃。同样的，炉外焊后热处理工艺参数也相应进行了修改。另外，鉴于锅炉、压力容器产品结构特征不同，焊后热处理的升温速度并不相同。虽然本标准是基础性标准，但是不同产品结构对焊后热处理升降温速度的不同需求，在没有数据支撑，又没有成熟经验借鉴时，无法融合，只能各自满足。此修订稿增加了锅炉产品对升降温速度的要求。见4.4.11、4.4.12，2014版4.4.9、4.4.10。5.加热设备5.1总体要求2014版中仅对进行炉内整体焊后热处理的设备提出了要求，而未对内燃法提出要求。在进行局部焊后热处理时，常选用远红外加热器、卡式热处理炉、电磁感应加热器和电阻加热器等加热设备。修订时，借鉴ISO17663-2009《焊接-焊接及相关工艺的热处理质量要求》Welding—Qualityrequirementsforheattreatmentinconnectionwithweldingandalliedprocesses、WRC452《压力容器焊缝局部加热推荐规程》RecommendedPracticesforLocaGB/T30583—XXXX《承压设备焊后热处理规程》编制说明inpressurevessels、EN13445-4《非直接接触火焰压力容器》Unfiredpressurevessels-Part4:Fabrication等，增加了对加热设备的总体要求（见5.1.1，5.1.2）。5.2热处理炉的要求借鉴ASMEBPVCI动力锅炉建造规则和BPVCVIII-1压力容器建造规则，结合工程实践，为满足工艺要求，防止工件表面的过度氧化、脱碳、增碳和腐蚀，控制加热火焰不直接喷烧到工件表面，增加了“设计炉膛时应防止火焰直接喷烧容器”要求。见5.1.3，2014版5.1）。5.3热处理方法借鉴SY/T4128-2014《大型设备内热法现场整体焊后热处理工艺规程》、DL/T819《火力发电厂焊接热处理技术规程》、WRC452《压力容器焊缝局部加热推荐规程》RecommendedPracticesforLocalHeatingofWeldsinpressurevessels、AWSD10.10M《管道焊缝局部加热推荐规程》RecommendedPracticesforLocalHeatingofWeldsinPipingandTubing等国内外标准，基于我国技术发展和工程实际应用经验，分别对内燃法、远红外辐射、电阻、感应和卡式炉等加热方法的提出了要求。见5.1.4～5.17。5.4测温要求借鉴ISO17663《焊接-焊接及相关工艺的热处理质量要求》Welding—Qualityrequirementsforheattreatmentinconnectionwithweldingandalliedprocesses，对测量系统和计量仪表的校准/校验周期进行了规定。见5.2，2014版5.3～5.6。5.5有效加热区随着承压设备的大型化，越来越多临时炉、现场炉、快装炉、卡式炉等热处理炉的投入使用。修订时，对这些热处理炉在现场搭建后，首次使用前，提出了需要进行有效加热区测定的要求。见5.6炉内外焊后热处理工艺规程删除了责任人员、机构、防火防爆、应急等管理或其他方面的要求，仅保留技术要求。见6.1、5.7热电偶参考GB/T4989《热电偶用补偿导线》和GB/T4990《热电偶用补偿导线合金丝》，结合焊后热处理所用热电偶和补偿导线的特点，增加了表7推荐选用的热电偶补偿导线。见表7）。参考GB/T30825《热处理温度测量》，增加了对电子记录的控制要求。参照ISO17663《焊接-焊接及相关工艺的热处理质量要求》Welding—Qualityrequirementsforheattreatmentinconnectionwithweldingandalliedprocesses，增加了记录保存的要求。在实施焊后热处理过程中，由于热电偶的故障导致不能如实准确记录和反映热处理温度的现象时有发生，修订时，参照AWSD10.10M《管道焊缝局部加热推荐规程》RecommendedPracticesforLocalHeatingofWeldsinPipingandTubing和WRC452《压力容器焊缝局部加热推荐规程》RecommendedPracticesforLocalHeatingofWeldsinpressurevessels的规定，提出增加备用热电偶的要求。GB/T30583—XXXX《承压设备焊后热处理规程》编制说明5.8测温点整体热处理测温点及其布置未进行修订。修订时，参照AWSD10.10M《管道焊缝局部加热推荐规程》RecommendedPracticesforLocalHeatingofWeldsinPipingandTubing和WRC452《压力容器焊缝局部加热推荐规程》RecommendedPracticesforLocalHeatingofWeldsinpressurevessels的2014版中对炉内焊后热处理的入炉、出炉温度规定为400℃,且以此温度为界限，开始对升温、降温速度的控制。借鉴ASMEBPVC的要求，修订版更改为425℃。2014版要求记录图（表）上应能够区分每个测温点的温度与时间。修订时，参照AWSD10.10M《管道焊缝局部加热推荐规程》RecommendedPracticesforLocalHeatingofWeldsinPipingandTubing，将该条款更改为：记录图（表）上应能够区分每个测温点的温度与时间，并能追溯与每5.9保温材料近年来，人们越来越关注有些保温材料对操作人员呼吸系统健康安全的伤害。参照AWSD10.10M《管道焊缝局部加热推荐规程》RecommendedPracticesforLocalHeatingofWeldsinPipingandTubing和WRC452《压力容器焊缝局部加热推荐规程》RecommendedPracticesforLocalHeatingofWeldsinpressurevessels的规定，增加了对保温材料的技术要求，提醒使用者在选用保温根据实际操作经验，将2014版的要求：绝热材料在焊件上铺设时，至少分为两层，每两层之间的接缝应错开，同层相邻两块绝热材料搭接宽度要大于100mm。修订版更改为：保温材料在焊件上铺设时，单层采用搭接方式，多层之间的接缝应错开，相邻两块保温材料搭接宽度要大于100mm，6．焊后热处理评价汇集多年以来承压设备制造企业的经验，结合近年来国内外技术发展，提出了焊后热处理效果评价的要求。各方可依据各自产品的需求，对焊后热处理进行评价。评价可由制造企业自行进行，也可由用户或第三方进行。本标准在分析验证性试验测试结果的基础上，提供了不同的评价方法，增加了对焊后热处理效果评价的要求。7.1附录B——局部焊后热处理加热带宽度7.1.1理论计算30583-2014版本给出了壁厚小于50mm局部热处理加热带宽度的确定方法，对于壁厚大于50mm承压设备的加热带宽度未给出规定。国外标准EN13445-4、PD5500要求局部热处理加热带宽度大于5Rt，WRC-452要求局部热处理加热带宽度大于SB+4·Rt，上述国外标准给出的加热带宽度均从考虑残余应力消除效果的角度给出。然而研究发现，上述标准确定时给定的边界条件为加热带边缘温度为50%热处理峰值温度，未考虑保温。在通过大量实验研究发现，局部热处理时加热带宽度边缘温度至少在60%热处理峰值温度以上。在此实际温度分布规律下修正了轴向温度分布模型，并进一步通过圆柱壳轴对称问题的有力矩理论，建立了局部热处理过程的挠曲变形方程，并GB/T30583—XXXX《承压设备焊后热处理规程》编制说明绘制了局部热处理因局部热变形产生的环向应力和轴向应力如图7-1所示。图7-1给出了采用修正后的温度分布模型和原国外标准采用的模型在热处理达到保温温度时焊缝中心产生的轴向和环向应力对比结果。横坐标采用·、Rt/WHB进行了归一化处理。横坐标的数值表示加热带宽度为·Rt的倍数。由图可见，局部热处理时不可避免的会产生一定程度的轴向应力。当述分析可知，国外标准提出的温度预测模型准确性较差，导致无法保证后续应力分析的准确性，从而使求得的加热带宽度过于保守。由修正后的应力分布曲线可见，当加热带边缘温度在(60%-70%)峰值温度之间时，若达到原标准5VRt的应力控制效果(≤75MPa此时加热带宽度在（3-4）VRt果，当加热带边缘温度为70%峰值温度时，该宽度降至3.1·Rt。(a)轴向应力(b)环向应力 图7-1轴向和环向应力分布与WHB/ Rt7.1.2有限元分析除理论分析外，对不同加热带宽度下残余应力的释放效果进行了有限元模拟分析。图7-2给出了7种不同加热带宽度下PWHT后塔器内表面轴向和环向残余应力分布曲线，塔器壁厚66mm，内径8800mm。轴向焊态残余应力最大值为334.1MPa，环向残余应力最大值为401.3MPa。随着局部热处理加热带宽度的增加，轴向和环向应力显著减小。当加热带宽度为1VRt和2VRt时，热处理后内表面轴向拉应力相比焊态增大。当加热带宽度增加至3·Rt倍壁厚后，内壁轴向应力峰值为124.1MPa，环向应力峰值为24.3MPa，相比焊态分别降低了63.1%和94%，环向应力已近似达到整大值为13MPa左右，轴向应力降幅78.1%，环向应力降幅96.7%。可见，当加热带宽度为3·Rt，此时内表面轴向应力降幅可达到63%以上，环向应力已近似达到整体热处理效果。加热带宽度为4·iRt，内壁轴向应力消除率近80%。因此，可推荐局部热处理加热带宽度应至少满足（3-4）·Rt，该结论与理论推导得到的结论一致。GB/T30583—XXXX《承压设备焊后热处理规程》编制说明(a)轴向应力(b)环向应力图7-2加热带宽度对塔器内表面残余应力的影响图7-3给出了某厚壁反应器在不同加热带宽度下的残余应力分布情况。反应器壁厚320mm，内径5560mm。由图可见，对厚壁反应器而言，当加热带宽度为3VRt，轴向残余应力降幅为74.5MPa，环向应力已与整体热处理调控效果一致。当宽度为4·Rt，轴向和环向应力降幅均已达到整体热处理效果。上述分析进一步验证了所提出（3-4）·Rt的合理性，且对厚壁反应器而言，应力调控效果更优。(a)轴向应力(b)环向应力图7-3加热带宽度对厚壁反应器内表面残余应力的影响7.1.3实验验证以某筒体环缝为研究对象，材料SA-516，直径3048mm，壁厚16mm，总长10000mm。采用压入能法测试局部热处理前后残余应力。本次实验局部热处理加热带宽度为500mm=3.2√Rt，保温宽度为2倍的加热带宽度，最高保温温度600℃。图7-4为环缝局部热处理实验现场，图7-5为残余应力测试现场。GB/T30583—XXXX《承压设备焊后热处理规程》编制说明图7-4局部热处理实验现场图7-5残余应力测试现场图7-6给出了焊缝中心和加热带边缘内外表面局部热处理温度曲线。保温阶段，焊缝中心处峰值温度为620℃,此时加热带边缘温度为495℃,为79.8%Tmax。同样证明了原WRC-452等国外标准参考的温度分布是不合理的。图7-6加热带边缘温度测试结果图7-7给出了局部热处理前后轴向和环向应力测试结果。其中轴向焊态应力最大值为200.3MPa，当采用3.2√Rt加热带宽度热处理后，轴向应力明显降低，且在内表面呈现均匀化的趋势，焊缝中心处的应力最大值降至47.1MPa，降幅73.5%。环向焊态应力最大值仍位于焊缝中心，为229.3MPa，热处理后环向应力降至49.1MPa，降幅78.4%。可见，当加热带宽度超过3√Rt，可使焊接残余应力大幅降低，近似达到整体热处理效果。GB/T30583—XXXX《承压设备焊后热处理规程》编制说明(a)轴向应力(b)环向应力图7-7残余应力测试结果7.2附录C——主副加热局部焊后热处理工艺7.2.1主副加热局部热处理方法采用单一热源加热时，加热区向外膨胀，焊缝附近应力分布为外拉内压。随后，加热区随着温度的降低逐渐开始收缩，当温度降至室温时，出现“收腰变形”，应力分布表现为外压内拉，这种收腰变形会在内表面焊缝附近产生二次拉伸应力，如图7-8(a)所示。主副加热局部热处理方法通过在焊缝一定距离施加副加热，与焊缝形成温度梯度，产生反变形，抵消主加热产生的“收腰变形”，消除焊缝内表面残余应力，如图7-8(b)所示。主副加热带的温度均可局部调节，满足热处理温度均匀性及应力调控需求。主副加热局部热处理是在传统单加热带基础上，距离焊缝一定位置施加副加热区，如图7-9所示。主加热施加在焊接接头处，满足均温区的均温性要求，改善焊缝性能，关键工艺参数应结合技术设计文件和相关标准确定，主要包括加热和冷却速率、保温温度和时间、主加热带宽度(HBP)。副加热施加在远离焊缝一定距离的位置，通过加热、冷却过程中与焊缝形成温度梯度产生反变形，进而抵消焊接接头焊态残余应力以及主加热因“收腰变形”产生的二次应力，实现内表面拉伸残余应力降低。关键工艺参数包括副加热带中心位置到焊缝中心距离(WD)、副加热最高温度(TA)、副加热宽度(HBS)。先进行主加热，再对副加热进行升温。（a）收腰变形（b）反变形图7-9加热带布置示意图GB/T30583—XXXX《承压设备焊后热处理规程》编制说明2024年8月，中国特种设备检测研究院组织多家单位（中国特种设备检测研究院、中国石油大学（华东）、合肥通用机械研究院）在抚顺机械设备制造有限公司进行了背靠背的局部热处理残余应力测试，测试方法包括盲孔法、X射线、磁巴克豪森、电磁超声、压入能差法。测试工件的材料为12Cr2Mo1V，直径1800mm，壁厚100mm，采用感应加热的方式进行单加热局部热处理。整个测试过程由抚顺特检所派专人监督，完全保证了测试结果的保密性和测试过程的正确性。单加热局部热处理实验现场如图7-10所示。图7-11和图7-12分别给出了筒体合拢焊缝经局部热处理后的轴向和环向残余应力测试结果对比。多种测试结果表明，各方法测得的残余应力结果具有相近性。经局部热处理后，焊接残余应力均匀化，局部热处理对焊接残余应力具有降峰效果。但热处理后内表面焊缝附近残余应力仍在200MPa左右，母材位置处残余应力相比焊态明显增加，表明单加热局部热处理后引入了新的二次拉应力，导致内表面残余应力无法有效消除。测试结束后，中国特检院组织专家对测试结果进行了评审讨论，评审意见见图7-13。多家单位的测试结果均表明，在局部热处理后容器内表面仍存在拉应力，进一步验证了局部热处理收腰变形的存在。600轴向应力/轴向应力/MPa200-200轴向应力/MPa600400200轴向应力/MPa6004002000-200-0-压入能差法-焊态--.压入能差法-热处理☆盲孔法-o一o\☆☆☆-150-100-50050100距离/mm（内壁）X射线衍射法-焊态X射线衍射法-热处理-150-100-50050100距离/mm（内壁）图7-11轴向应力测试结果GB/T30583—XXXX《承压设备焊后热处理规程》编制说明环向应力/MPa环向应力/MPa环向应力/MPa环向应力/MPa0☆盲孔法☆☆o☆☆oo☆☆o☆☆o☆00 图7-12环向应力测试结果图7-13残余应力测试讨论会会议纪要主副加热局部热处理方法很好解决了加热带宽度与残余应力消除之间的矛盾，当承压设备无法采用整体热处理或采用附录B的加热带宽度过宽，现场实施困难时可以采用主副加热局部热处理方法实现焊缝性能改善和残余应力的有效调控。目前该方法已在一重、二重、兰石、宁波天翼、甘肃兰科、中石化天津分公司、中石化镇海炼化分公司、抚顺机械、茂名重力等多家单位进行了大量的工程化应用，具备丰富的应用经验。相关技术已发布了T/CSTM00546-2021《承压设备局部焊后热处理规程》团体标准，该标准获得2022年度CSTM标准贡献奖（排名第一）和2023年度工信部百团标准奖。2023年4月，中国石油和化学工业联合会在北京组织专家召开了“重型承压设备局部热处理关键技术及应用”科技成果鉴定会。鉴定委员会主任由曹湘洪院士担任，副主任由陈学东院士、黄庆学院士、孙丽丽院士担任。鉴定委员会听取了成果汇报，审阅了相关技术资料，经质询和讨论，GB/T30583—XXXX《承压设备焊后热处理规程》编制说明一致认为首创了主副加热局部热处理等新技术，解决了局部热处理温度不均匀、变形大、应力难消除的方法，显著降低了残余应力水平，相关技术已达到国际领先水平。并且提出的双向残余应力压入能无损测试新方法实现了焊接残余应力现场无损测试的突破。以上相关研究成果已获得山东省科技进步一等奖和中国石油和化学工业联合会科技进步一等奖。7.2.2主副加热局部热处理方法典型应用（1）加氢反应器二重（镇江）重型装备有限责任公司进行了超厚壁筒体合拢焊缝主副加热局部热处理的现场应用。筒体材质为2.25Cr1Mo0.25V，壁厚为352mm，内径为5531mm。主加热宽度为6倍壁厚，为2100mm；300℃以下不要求控制升降温速率，300℃以上升降温速率≤55℃/h，热处理保温温度为660±10℃,保温时间为8小时。副加热的关键工艺参数包括副加热区中心位置距主加热区中心的距离、副加热宽度，分别为1283mm、1050mm。副加热温度TA为300保温2小时。图7-14为主副加热局部热处理现场图。(a)主加热(b)副加热图7-14主副加热局部热处理现场测试获取的内壁残余应力见图7-15，焊态残余应力最大值为422MPa，主加热后，内壁仍有较高水平的残余应力，其中应力最大值为400MPa。副加热后，应力明显降低，其中应力最大值降低至225MPa，相比焊态残余应力降幅为57.3%。图7-15残余应力测试结果GB/T30583—XXXX《承压设备焊后热处理规程》编制说明（2）二甲苯塔器宁波天翼石化重型设备制造有限公司进行了二甲苯塔的主副加热局部热处理的现场应用。该二甲苯塔是世界上最大的常压塔(长度121m、直径12m)，采用国外标准导致加热带宽度过宽，现场无法实施，因此采用了主副加热局部热处理的方法。其主加热保温温度为620±20℃,保温2.5h，保温结束后，当温度低于400℃时，筒体自然冷却。主加热带温度降至室温时，在焊缝两侧距离焊缝中心900mm位置布置副加热带，副加热带再进行升降温过程。副加热的最高温度为400℃,主副加热间距为900mm，宽度为300mm。图7-16给出了主副加热局部热处理现场及残余应力测试路径。图7-16副加热现场布置图和测试路径(b)500图7-17给出了焊态、主加热后及副加热后应力测试结果。从图7-17(a)可以看出，焊态轴向残余应力在焊接接头区域较大，峰值应力为428MPa。主加热后，轴向应力在焊接接头变化不大，母材处升高明显。副加热后，轴向应力在焊接接头降低明显，峰值应力降至178MPa，相比焊态降幅为58.4%。从图7-17(b)可以看出，焊态环向残余应力在焊接接头区域较大，峰值应力为466MPa。主加热后，呈现与轴向应力近似的变化趋势。副加热后，应力降低明显，焊缝处峰值应力为146MPa，相比焊态应力降低了68.7%(b)500(a)500400轴向应力轴向应力(MPa)300200环向应力(MPa)4003002000环向应力(MPa)4003002000—0-焊态主加热后焊缝焊缝020406080100120140距离(mm)—0-焊态主加热后—-副加热后焊缝焊缝020406080100120140距离(mm)图7-17主副加热前后内表面的残余应力分布（3）气体炉汽包茂名重力石化机械制造有限公司开展了气体炉汽包的主副加热局部热处理的现场应用。汽包是水管锅炉中用以进行汽水分离和蒸汽净化、组成水循环回路并蓄存锅水的筒形压力容器。主要作用为接纳省煤器来水，进行汽水分离和向循环回路供水，向过热器输送饱和蒸汽。其不但承受很高的GB/T30583—XXXX《承压设备焊后热处理规程》编制说明内压，而且由于运行工况变化，还会由于壁温的波动产生热应力，因而工作条件恶劣。如果未进行有效的质量检测和运行工况监督，可能会出现严重的事故。因此，必须严格控制汽包所用材料的化学成分、机械性能和焊接与加工工艺质量，并经过一系列的严格检验。由于汽包内件较多且价格昂贵，筒体与封头组装完成后不能进行整体热处理。为了保证筒体和封头合拢环焊缝有效去除焊接残余应力，进行了主副加热局部热处理。副加热带的热处理工艺参数按照设计要求进行。由于设备存在外部接管，因此结合现场实际情况，筒体副加热带中心位置距离焊缝中心的距离确定为WDCB-1=520mm，封头副加热带中心位置距离焊缝中心的距离确定为WDCB-2=400mm，如图7-18(a)所示。副加热宽度为300mm，副加热最高保温温度为450℃,具体的热处理曲线如图7-18(b)所示。图7-19为主副加热局部热处理现场。图7-18加热带布置示意图及副加热热处理曲线图7-19主副加热局部热处理现场点4、测点5为焊缝。经主加热后，内壁残余应力普遍较大，副加热后，轴向应力和环向应力均降低约60%左右，环向应力降幅最大由347MPa降至125MPa，降低222MPa，消除率64%；轴向应力最大值由304MPa降至105MPa，降低了199MPa，降幅为65%。GB/T30583—XXXX《承压设备焊后热处理规程》编制说明35030025020015010050350300250200150100350300250200150100500副加热处理前副加热处理后测试点位副加热处理前副加热处理后测试点位400图7-20主副加热前后内壁残余应力对比4007.3附录D——椭圆形封头、半球形封头与接管连接焊缝环形加热方法对于椭球形封头、半球形封头与接管连接焊缝环形加热方法借鉴了WRC-452的相关规定，为便于工程技术人员识别，增加接管上的剖面图，如图7-21所示。在图中，Wn表示焊缝的最大宽度；HB和HBt分别表示椭圆形封头、半球形封头上和接管上的加热带宽度，分别由封头和接管的的壁厚决定；GCB和GCBt分别表示椭圆形封头、半球形封头和接管上的隔热带宽度，分别由封头和接管上加热带宽度决定，一般取值为（2-3）HB、（2-3）HBt；SB和SBt分别是由封头壁厚和接管壁厚决定的在封头上和接管上的均温带宽度，其应满足本文件条规定。L和Lt分别表示封头上和接管上温度下降到局部焊后热处理峰值温度60%的最小距离，即应满足加热带边缘温度大于60%的热处理峰值温度要求。图7-21椭圆形封头、半球形封头上接管的局部环状加热7.4附录E——接管与筒体连接焊缝全圆周带状加热方法图7-22给出了接管与筒体连接焊缝给出了均温带、加热带、隔热带布置示意图。在图中，δn和δnt分别表示筒体的母材厚度和接管的母材厚度；SB和SBt分别表示均温带宽度和接管上的均温带宽度，应满足本文件条规定；HB和HBt分别表示局部焊后热处理加热带宽度和接管上的加热带宽度，该加热带宽度的确定参考附录B的要求；GCB和GCBt分别表示筒体和接管上的隔热带GB/T30583—XXXX《承压设备焊后热处理规程》编制说明宽度，且满足GCB=（2-3）HB；GCBt=（2-3）HBt；L和Lt分别表示筒体上和接管上温度下降到局部焊后热处理峰值温度60%的最小距离，即应满足加热带边缘温度大于60%的热处理峰值温度要图7-22筒体与接管连接焊缝全圆周带状加热7.5附录F——接管与筒体连接焊缝主副加热局部焊后热处理方法当接管焊缝采用局部环形加热热处理后，会在接管焊缝内表面会产生较大的拉伸应力。对于接管焊缝，采用副加热的方法同样也是适用的。对于接管焊缝的主副加热局部热处理关键在于是如何布置副加热带。主要在于副加热带中心位置距离焊缝的距离。图7-23给出了接管焊缝副加热时轴向加热带和环向加热带产生的热应力分布结果，横坐标归一化√Rδ。从图7-23可以看出，在距加热区中心一定距离处出现了压应力，但两种加热带在产生的热应力分布特征存在显著差异。对于环向加热带，高压应力区位于距焊缝中心2√Rδ处。对于轴向加热带，在距离焊缝中心4√Rδ处存在较大的压应力区。压应力区的位置为副加热的布置位置。因此，可以获得环向方向和轴向方向的主副加热间距计算公式。bb2δ2δ3δHoopheatingHeatingbandHeatingband —8—3δd—o—2δ—e—3δ Distancefromweldcenter(×Rδ)图7-23加热带布置示意图（a）及产生的轴向和环向热应力分布（b）GB/T30583—XXXX《承压设备焊后热处理规程》编制说明在服役过程中，内表面的残余应力的水平对应力腐蚀等影响较大。主副加热局部热处理方法为消除接管焊缝内表面残余应力提供了一种新思路。在完成恢复焊接接头组织和性能的基础上，通过副加热来降低内表面应力来减缓服役过程中腐蚀失效的发生。在实际局部热处理中，只需移除主加热带，副加热的位置、形状及尺寸不变，对副加热进行加热即可实现。图7-24为接管焊缝焊态、主加热后和副加热后的焊接残余应力分布云图。焊接后，焊接接头及母材产生了较大的环向拉伸残余应力和轴向拉伸残余应力，环向应力和轴向应力最大值分别为509MPa和508MPa。主加热后，接管焊缝产生的热收缩变形导致内表面应力难以降低，使得较大的环向应力和轴向拉应力仍然存在于内表面的焊缝区域，最大值分别为484MPa和494MPa。副加热后，在接管与筒体对接焊缝内表面及其邻近的母材区域，不仅峰值应力明显得到改善，内表面焊缝区域获得了较为均匀的残余应力分布，环向应力和轴向应力的大小在200MPa~250MPa之间。相比焊态，最大环向应力和轴向应力分别降低204MPa和180MPa，分别降低了40%和35.4%。进一步说明，副加热在改善焊接接头内表面残余应力具有显著的效果。图7-24焊态（a）、主加热后（b）和副加热后（c）环向应力和轴向应力的分布云图图7-25分别为接管焊缝焊态、主加热后和副加热后沿内表面的轴向应力和环向应力分布曲线。由图可知，焊缝和热影响区的残余应力均大于其他区域。焊态的最大环向应力分别为500MPa。经主加热后和副加热后，最大环向应力分别为420MPa和220MPa。相比焊态，主加热和副加热后最大环向应力分别降低了16%和56%。焊态轴向最大应力为390MPa，主加热后和副加热后最大轴向应力分别为340MPa和180MPa。相比焊态，主加热和副加热后最大轴向应力分别降低了12.8%和55%。由此可见，主副加热局部热处理能有效的消除接管焊缝内表面应力。GB/T30583—XXXX《承压设备焊后热处理规程》编制说明HoopstressHoopstress(MPa)FEM：As-weldedPrimaryheatingSecondaryheatingAs-weldedPrimaryheating-400-2000Alongtheaxialdirectionoftheinnersurface(mm)Axialstress(Axialstress(MPa)0FEM：As-weldedPrimaryheatingSecondaryheatingAs-weldedPrimaryheating-400-2000200400600800Alongtheaxialdirectionoftheinnersurface(mm)040004007.6附录G——有效加热区测定方法的要求（2014版附录C）参照GB/T9452《热处理炉有效加热区测定方法》，将表G.1中的“公称容积”改成“有效加热随着承压设备的大型化，借鉴ISO17663《焊接-焊接及相关工艺的热处理质量要求》Welding—Qualityrequirementsforheattreatmentinconnectionwithweldingandalliedprocesses，结合多年的有效加热区测定工作经验，在修订时，按照有效加热区体积的大小，重新对小型炉、中型炉、大型炉进行划分，具体是将小型炉有效加热区体积上限调整为750m³,中型炉有效加热区体积上限调整为1500m³,有效加热区体积超过1500m³的被定义为大型炉，并分别规定了检测点数量，分别不少于97.7附录I、附录J——感应加热、陶瓷片加热的热工计算方法借鉴AWSD10.10M《管道焊缝局部加热推荐规程》RecommendedPracticesforLocalHeatingofWeldsinPipingandTubing中给出的陶瓷片电阻加热器功率计算公式。修订时，将此公式作为资料性附录列在正文后，以便于制造、安装单位等的使用。7.7.1感应加热的热工计算方法局部热处理轴向温度呈抛物线的分布规律，其温度分布满足傅里叶定律，则可以得到：·························（7-1）由于筒体金属在轴向方向存在较大的轴向温度梯度，随着加热中心温度逐渐降低，加热区降低缓慢，非加热区降低明显。通过实验可以得到加热区边缘温度普遍大于为0.6倍的峰值温度且保温区边缘温度近似为0.3倍的峰值温度，则上述方程两个边界条件可以写为：x=0；T=T1x=HB/2；T=T2;T=T3·························（7-2）加热区温度分布满足：GB/T30583—XXXX《承压设备焊后热处理规程》编制说明·························（7-3）隔热区温度分布满足：·························（7-4）无保温棉分布区域温度分布满足：x+0.3·························（7-5）I.1加热区筒体金属升温所需功率P1感应加热局部热处理过程中金属吸收的热量计算满足：cmdt·························（7-6）经积分化简且转换成kW单位后，P1可以表示为：=c.P.HB.v兀·················I.2辐射散热损失P2：辐射散热损失满足波尔茨曼方程，其表达式为：兀Dε·························（7-8）由于在保温棉覆盖区域，辐射散热损失很小，且辐射热损失几乎由保温棉吸收，后续会对保温棉产生的热损失进行计算，这里仅考虑非保温区域内辐射散热损失，由于存在轴向温度梯度，则P2表达式经简后可以表示为：.LS.················································（7-10）I.3对流散热损失P3：对流散热计算公式如下：P=Sh(T−Te)························（7-11）工件在感应加热时，在保温棉覆盖区域内空气流动不大，所以对流热损失很小。暴露在空气中的工件金属部分存在较大的对流散热损失，且由于存在轴向温度梯度，则对流热散热损失经积分化简后可近似表达为：·······················I.4保温棉热损失P4：局部热处理加热过程中，除金属材料吸收的热量和辐射损耗之外，还有保温棉所消耗的热量，可以表示为：GB/T30583—XXXX《承压设备焊后热处理规程》编制说明·······················（7-13）其中，R1为感应线圈铜管热阻，R2为保温棉热阻。·······················（7-14）在实际计算中，R1远小于R2，可以忽略不计，则工件表面的径向热传导损失P4可以简化为：·······················（7-15）由于轴向方向存在不可忽略的温度梯度，为提高精算精度，P4可以分解为加热区保温棉热损失P4a和除加热区以外保温区保温棉热损失P4b，并且认为耐热层的内侧温度等于工件加热终了的温度，通过实验测试，隔热层的外侧温度近似等于保温棉内外壁均铺设，则通过进一步化简可以得到保温棉的径向热损失可以表示为：PP+P4b·······················（7-16）同理，内外壁均布置保温棉，则上式可以表示为：·······················（7-17）I.5其它热损失P5：主要包括保温棉辐射散热和电源及加热器功率损耗，表示为：P1·······················（7-18）I.6加热器的输出功率应不小于被加热工件所需要的功率P，总功率P为：5·······················（7-19）7.7.2陶瓷片加热的热工计算方法陶瓷片局部热处理的功率包括以下功率分量：1）以规定的速率将待加热金属加热到所需的温度消耗的功率；2）克服工件的传导损耗消耗的功率；3）克服未保温部分的辐射和对流损失消耗的功率；4）克服保温部分的传导、对流和辐射损失消耗的功率。在考虑了上述所需功率的情况下，对陶瓷片电源的进行经验法评估，则加热器的输出功率应不·······················（7-20）7.8附录K——四种局部焊后热处理方法的比较远红外加热、感应加热、电阻加热、卡式炉加热等四种加热方法广泛运用于局部焊后热处理中，实践表明，没有一种加热方法可以满足所有工程需求，任一种加热方法均有局限性。修订时，参照AWSD10.10M《管道焊缝局部加热推荐规程》RecommendedPracticesforLocalHeatingofWeldsinGB/T30583—XXXX《承压设备焊后热处理规程》编制说明PipingandTubing，对这四种加热方法进行比较，作为资料性附录列在正文后，以便于设计、制造等使用者的选用。7.9附录L——压入能差法测试焊接接头强度和残余应力的评价方法L.3.1基本原理单加载球压入法测试强度的基本原理，即在压头缓慢压入试样过程中，压头下方材料发生弹塑性变形，将压入过程的压入试验力和压入深度分别转化为相应的应力和应变数据，即可得到与拉伸试验结果类似的真应力-应变曲线。其中，等效真应力为压入试验力和压痕接触面积的比值，等效真应变可通过外力功与应变能的关系来计算。最后，根据得到的应力-应变曲线形状区分材料类型，利用曲线分段点确定屈服强度，利用拉伸失稳原理确定抗拉强度。L.3.2计算过程L.3.2.1强度测试的计算流程强度测试的计算流程如图7-26所示。图7-26强度测试的计算流程L.3.2.2弹性模量和接触半径的计算待测材料的弹性模量E可由公式(7-21)得到：·······················（7-21）v—被测材料的泊松比；Ei—压头的弹性模量；GB/T30583—XXXX《承压设备焊后热处理规程》编制说明vi—压头的泊松比；根据赫兹接触理论，对于球形压头，材料的等效弹性模量由公式(7-22)得到：·······················（7-22）ac—压头与被测材料的接触半径；S—初始卸载刚度，由初始卸载曲线的切线斜率得到；β—和压入损伤相关的无量纲参数，取为0.75；考虑到压入过程中存在如图7-27所示堆积沉陷效应，根据几何关系，接触半径ac表示为压入过程中真实接触深度hc的函数，如公式(7-23)所示：·······················（7-23）R为球压头半径；图7-27球压入过程中堆积沉陷效应示意图真实接触深度与压入深度的关系可表示为与材料性能参数相关的函数，对于幂律硬化材料，表示为公式(7-24)；对于线性硬化材料，表示为公式(7-25)：(1+0.65−0.86····················2)2),··········（7-25）h—测试设备采集得到的压入深度；n—当材料应变硬化类型为幂律硬化时，材料的应变硬化指数；Ep—当材料应变硬化类型为线性硬化时，材料的塑性模量；公式(7-24)、(7-25)需在判定材料硬化类型后，进行迭代计算。L.3.2.3应力和应变的计算材料的真应力可以表示试验力除以接触面积，如公式(7-26)所示：GB/T30583—XXXX《承压设备焊后热处理规程》编制说明·······················（7-26）F—压入试验力；σt—真应力；Ψ—塑性约束因子，取决于塑性区发展阶段，对于完全塑性阶段，一般取值为3；等效真应变可根据变形能计算，将压入曲线的加载段积分求得压入功W，如公式(7-27)：·······················（7-27）不考虑能量耗散，则变形能等于压入功，等效真应变εeq可以表示为公式(7-28)：εeq=·······················（7-28）其中，σmeq为平均等效应力，通过公式(7-29)获取，Ve为有效变形体积，通过公式(7-30)获取；)/2·······················（7-29）·······················（7-30）σt'—当前试验力下计算得到的真应力；σ—初始试验力下计算得到的真应力；λ—有效变形系数，取为3.4。L.3.2.4材料硬化类型的判定在不考虑堆积沉陷效应的情况下，即hc=h时计算应力应变，对0.05-0.15应变范围内的应力应变点进行线性拟合，得到线性相关系数R2，若系数大于0.95，则判定为线性硬化材料，根据公式(7-25)修正堆积沉陷效应；否则判定为幂律硬化材料，根据公式(7-24)修正堆积沉陷效应，如图7-28所a)幂律硬化材料b)线性硬化材料图7-28材料硬化类型判定GB/T30583—XXXX《承压设备焊后热处理规程》编制说明迭代计算得到真实应力应变曲线后，拟合应变硬化参数以求取屈服/抗拉强度，对于幂律硬化材料，应变硬化参数可通过公式(7-31)获取：（7-31）（7-31）K—强度系数；ε0—屈服应变；对于带有屈服平台的材料，应变硬化参数可通过公式(7-32)获取：（7-32）（7-32）α—衡量屈服平台长度的无量纲参数；对于线性硬化材料，应变硬化参数可通过公式(7-33)获取：（7-33（7-33）b—为线性硬化阶段拟合得到的硬化参数。L.3.2.5屈服强度和抗拉强度的计算根据公式(7-34)及弹塑性曲线分段点计算屈服强度：（7-34）（7-34）根据拉伸失稳概念计算抗拉强度，对于幂律硬化材料，根据公式(7-35)计算抗拉强度；对于线性硬化材料，根据公式(7-36)计算抗拉强度：=K(n/e)n·······················（7-35）E·······················（7-36）e—自然常数，约等于2.71828。L.3焊接残余应力的测试方法L.3.1基本原理硬质压头缓慢压入试样过程中，压头对下方材料做的功（简称压入功）会转化为材料的应变能。当试样中存在残余应力时，材料变形还需克服残余应力做功。在压入同样深度时，压入功会随残余应力性质和大小改变而发生变化，体现在压入曲线上升或下降，如图7-29a所示。当试样中存在压应力时，应力方向与变形方向相反，残余应力做负功，此时需要增大压入功才能达到与无应力试样相同的压入深度；同理，当存在拉应力时，需要减小压入功。有/无残余应力的压入功之差（简称压入能差）即等效于残余应力做功。建立有/无残余应力条件下压入能差与残余应力的关联公式即可通过压入曲线计算的压入功反推残余应力大小。GB/T30583—XXXX《承压设备焊后热处理规程》编制说明努氏压头对应力方向有较强的敏感性，如图7-29b所示，在二向应力场中，使努氏压头分别沿着主应力方向（如焊缝的纵/横向、筒体的环/轴向）正交两次压入可得到不同的压入响应，联立两组压入能差公式即可求解二向应力分量。a)残余应力对压入功的影响b)努氏压头正交两次压入图7-29压入能量差法原理示意图L.3.2测点布置a）假定在试样表面有限区域内残余应力均匀分布，分析正交两次压入该区域获得的压入曲线可确定该区域的二向残余应力，该局部区域即为有效测试区，简称测试区，如图7-30所示。b）测试区内两次压入的最小间距d与最大压入深度hmax有关。推荐hmax=0.05mm，此c）为减小应力梯度影响，测试区内的两个测点应平行于焊缝方向排布，如图7-31所示。图7-31焊接接头测试点布置GB/T30583—XXXX《承压设备焊后热处理规程》编制说明L.3.3零应力压入曲线的获取焊缝与母材的力学性能往往存在差异，导致焊缝附近材料的零应力压入曲线与母材有所不同。当不允许破坏性取得焊缝局部材料制作零应力试样时，可按以下两种方法获得焊接接头不同位置的分布式零应力压入曲线。L3.3.1切割释放法采用与测试对象相同的材料和焊接工艺制作焊接模拟试样，如图7-32所示，根据测点布置将焊缝及其附近区域切割分离出小试块，分别进行压入试验即可得到对应位置的零应力压入曲线。推荐小试块长宽尺寸为10mm×10mm，厚度不低于5mm。L3.3.2有限元预测法如图7-33所示，在各残余应力测点附近取得力学性能参数（方法参照L.2然后分别导入经过验证的有限元模型模拟零应力压入过程，得到分布式零应力压入曲线。力学性能测点与残余应力测点应平行于焊缝方向排布，间隔5mm~10mm。L.3.4残余应力的计算L.3.4.1压入功的计算将零应力压入曲线和测试区正交两次压入曲线的加载段分别积分求得零应