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图4-1焊缝纵向收缩引起的纵向弯曲变形4-2人孔焊接引起细长塔壳的纵向弯曲变形。
②横纵向收缩引起的构件纵向弯曲变形
在细长构件上，若沿长度方向一侧的焊缝较多，由于这些焊缝的横向和纵向收缩是沿构件长度方向的，则众多焊缝的收缩综合作用，往往使整个构件产生明显的纵向弯曲变形。
而且一般情况下，焊缝横向收缩引起的弯曲变形率约为同样长度的焊缝纵向收缩所引起的弯曲变形率的1~3倍。
可见焊缝的横向收缩危害更大。
图4-2是上世纪60年代初我国某厂制造的一台分馏塔壳体的纵向弯曲变形。
其壳体一侧人孔较多，当时由于制造经验不足，当全部人孔焊接完成后，结果整个壳体沿纵向产生了超标整体弯曲变形，最终因无法校正导致大返工。
锅炉集箱也是典型的横纵向收缩引起纵向弯曲变形的焊接结构。
集箱主体通常是直经较大的管子，其一侧焊有众多小直径管接头，若不采取相应措施，由于它们间连接焊缝的横纵向收缩，集箱主管就产生显著的纵向弯曲变形，如图4-3上所示。
上述二例的纵向变曲变形，实际是由角焊缝的横向收缩和纵向收缩共同作用的结果，但横向收缩作用远大于纵向收缩作用，故可简单地称其为横向收缩引起的整体纵向弯曲变形。
③横向收缩引起的角变形或挠曲变形
当焊缝的横向收缩变形量沿厚度方向不均时，接头就会产生角变形，其变形角总是在焊缝金属多的一面。
一般来说，坡口大角变形就大，尤其在坡口不对称时。
在板厚和坡口形式相同时，多层焊较单层焊角变形大，多道焊较多层焊角变形大。
材料或焊接方法不同，角变形也不同。
如图4-4所示。
搭接接头和丁字接头同样也会产生角变形。
图4-3锅炉集箱的纵向弯曲变形
上—锅炉集箱管焊后变形下—集箱反变形转胎
手工电弧焊八层角变形7o手工电弧焊22道角变形13o钢垫板上埋弧焊角变形5o
图4-4低碳钢对接焊缝角变形
过程设备壳体上的对接纵焊缝，随其坡口形式不同，会产生外凸或外凹的角变形。
如图4-5所示为外凹角变形，为此焊后必须进行校圆。
各种壳体上焊有接管时，其与壳体连接的角焊缝也会产生不同程度的角变形。
如管壳式换热器圆筒壳上的进出口接管角焊缝，角变形严重时会使接管连接处的筒壳部分明显下凹，如不校正，会使管束的装配变得困难甚至不可能，如图4-5b所示。
平焊法兰，当焊脚尺寸过大或施焊工艺不当时，亦会产生较大角变形，如图4-5c所示。
除上述典型变形外，某些过程设备，如油罐罐底和焊制塔盘板等，由于其壁相对较薄和焊接压应力的作用会失稳而产生波浪变形。
此种变形多见于焊缝较多的薄板结构。
当构件厚度足够大时，由于本身的刚性很大，也不会有明显的焊接变形产生。
图4—5不同结构的角变形
a—薄壁圆筒纵缝外坡角变形b—薄壳接管处角变形c—法兰单面焊角变形
4．1．2焊接变形的危害与控制
焊接变形不仅影响构件形状和尺寸精度，而且也降低构件的可靠性。
例如圆筒内压容器的纵焊缝若存在较大的角变形，将引起较大的局部附加弯曲应力，易导致断裂事故发生；
外压容器在形状偏差大时将明显降低其临界压力，易导致失稳破坏。
为此，对焊接变形必须控制在有关标准限制范围以内。
其控制途径一般是从防止、减小和消除三方面入手。
对于大型或复杂结构，焊接变形不易校正，故应立足于防止和减小。
这就要首先掌握焊接变形的影响因素和规律，这方面实践经验知识也很重要。
与焊接残余应力的控制一样，焊接变形也必须由结构设计和焊接工艺两方面进行控制。
（1）合理设计焊接结构
若焊接结构设计恰当合理，将比在工艺上采取措施更为有利。
①焊缝尺寸大，不但焊接工作量大，且焊接变形变大。
故应在保证承载条件下尽量采用小的焊缝尺寸，尽可能减少焊制另部件和焊缝数量。
②不少整体纵向弯曲焊接变形是由焊缝布置不对称引起的，故应尽可能采用对称设计原则配置焊接附件和焊缝，使其变形互相抵消和减小。
如图4-2中的细长塔壳，若仅从减小焊接变形来说，将人孔180°
对称配置就不会产生过大的纵向弯曲变形。
在板厚较大时，采用X形等对称坡口较V型非对称坡口有利于减小焊接变形。
（2）采取适当的工艺措施
①正确地选择焊接方法和焊接规范线能量较低的焊接方法有利于减小焊接变形，如CO2气保焊较手工电孤焊变形小，手工电孤焊比气焊变形小。
薄壁件焊接易变形，各种气体保护焊均有利于减小焊接变形。
②反变形法这是生产中最常用的方法，焊前估计好构件变形的大小和方向，焊前使其反向变形，焊时产生的变形与反向变形相抵消。
例如图4-3下所示锅炉集箱的纵向变曲变形和图4-6壳体上接管处的角变形，均为采用反变形法焊接的例子。
③刚性固定法构件刚性大时，焊接变形就小。
为此可以用专门的夹持装配工艺或构件本身的刚性相互制约来减小变形。
如焊制法兰的角变形，可以采用图4-7的方法，防止法兰环产生角变形。
但必须注意，此法仅适用于低碳钢之类焊接性良好的材料。
因为构件刚性增加，焊接应力也会增加，这对易淬钢和裂纹敏感性大的材料是不利的，故此类材料一般不宜采用刚性固定法。
图4—6反变形法焊接接管图4—7刚性固定法焊接法兰
还有一种半软刚性约束法。
该方法是在焊缝长度装置间隙片和夹具，然后填充一定直径的圆钢进行点固焊。
通常，在焊接无圆钢一侧底焊缝后，或连焊两层后，再拆除圆钢并清根，然后分别焊两侧焊缝。
用该法控制角变形较理想，焊后残余应力小，耗用辅助材料适中，辅助焊道也少，适用于各种容器的焊接，在大型球罐的焊接中也得到应用。
图4—8半软刚性约束法防角变形
④正确地确定装配焊接次序装配焊接次序不当，可能产生很大的焊接变形，甚至无法校正而报废。
如图4-9是一个直径1.6米的固定管板式换热器壳体，在靠近管板端部焊有一个直径接近壳体半径的大直径接管。
最初是先将圆筒壳与一端管板焊接后，再在壳体上开孔并焊接接管。
结果焊后圆筒壳产生了显著变形，圆筒与管板严重不垂直，且无法校正而导致大返工。
后改为将接管先与圆筒壳焊完并校正好后再将圆筒壳与管板焊接，从而避免了上述大变形的发生。
当然这并非是防止其大变形的唯一方法，采取其它适当措施也会收到同样防止变形的效果。
关于施焊顺序，有同一条焊缝的焊接和不同焊缝间的焊接两种情况。
对于同一条焊缝，要注意后焊时刚度增大的不对称性。
如图4-10所示对称坡口焊缝，若先焊完一面后再焊另一面，则另一面角变形小于先焊面，因为焊另一面时先焊面已焊成，其刚度大大增加，后焊面的角变形就小了。
合理的次序应是先在一面焊一层或几层后，反面焊另一面，且焊层数应较先焊面多，依此变替完成整个焊缝焊接。
同理，在焊接非对称坡口时，应先焊小的坡口，后焊大的坡口。
图4-9大直径接管焊接引起圆筒壳偏斜变形（焊接顺序：
焊缝1→2）
图4-10焊接顺序
对于不同焊缝的焊接次序，若各焊缝对称于构件形心轴侧布置，应对称地交替焊接，以减小可能的弯曲变形；
若各焊缝非对对称于构件形心轴侧布置，应先焊焊缝少或焊角小和距形心轴近的焊缝，而对变形影响最大的焊缝要放到最后焊。
（3）焊接变形的矫正
如果采取了各种措施后仍然存在超标焊接变形，就必须进行矫正。
常用的方法是机械压力来矫正和火焰加热矫正法。
例如，圆筒纵向焊缝的变形，焊后通常是用卷板机进行校圆；
细长件的弯曲变形可以由压力机施加反向压力来矫直。
火焰矫正法必须有丰富的实践经验，否则会使变形更加严重。
有关焊接变形的具体矫正方法可参阅有关文献。
4．2焊接压力容器的断裂破坏
4．2．1焊接结构的特点与断裂破坏类型
焊接结构与铆、铸、锻相比，具有节省材料，施工简便省时和成本低等优点，因此在众多行业中获得了广泛应用，尤其过程设备中的承压容器和管道，大多是焊接结构。
但另一方面，焊接结构又有某些弱点：
接头具有成分、组织和性能不均匀性；
存在焊接缺陷和残余应力与应力集中；
具有整体性，其防裂止裂性不如铆接等。
由于其弱点，国内外均曾发生过各种焊接结构断裂事故。
如第二次世界大战期间，比利时阿尔拜特运河上的50余座焊接桥梁，曾在两年内有10余座发生断裂；
二战期间美国建造的1500艘轮船，有半数发生过不同程度的断裂，其中少数断为两半；
1971年西班牙马德里5000m3球罐在水压试验时破裂；
1979年我国有吉林液化石油气球罐和温州液氯钢瓶大爆炸的重大事故。
对于焊接结构的断裂，人们予以高度重视，并对其产生原因和防止措施不断地进行大量分析研究工作。
按照断裂的性质和产生原因，焊接结构主要有延性断裂、脆性断裂、疲劳断裂和应力腐蚀断裂等形态。
①延性断裂亦称塑性断裂，断裂前具有明显的塑性变形，断裂面与主应力方向呈45°
，断口为暗灰色纤维状。
圆筒容器破裂前一般呈两头小中间大的鼓形，破断压力与理论计算爆破压力相近，破裂后一般无碎片，其断裂多系超压引起。
②脆性断裂在壁内应力未达材料屈服极限时发生的断裂，故又称低应力脆性断裂。
其断口面与主应力方向垂直且呈银白色粒状。
断裂前不发生塑性变形，无征兆，故不易察觉和预防。
例如1968年日本一球罐在水压试验过程中发生破裂，破裂时压力尚未升至设计试验压力，其壁内应力仅为材料屈服限的35%，为典型的脆性断裂事故。
③疲劳断裂在多次循环波动载荷作用下产生疲劳裂纹并逐渐扩展，最后导致断裂，其断口有明显的裂纹扩展区和最后断裂区。
压力容器开仃车时的升、降压或操作时压力变化等均视为波动载荷，但其频率不高。
此时受压容器的断裂属低周疲劳破坏，其断裂可以是脆性断裂也可以是塑性断裂。
④应力腐蚀断裂在特定介质环境和拉应力共同作用下产生裂纹而断裂，其断裂应力往往远低于材料的屈服极限，具有脆性断裂的特征，也是一种危害严重的断裂。
过程设备中的压力容器和管道，除承受压力载荷外，还有温度和介质腐蚀等环境因素的影响，破裂时往往伴有爆炸、燃烧火灾甚至有毒气体等，危害更加严重。
因此，不论哪种断裂事故均应力求避免发生。
4．2．2焊接压力容器断裂破坏的影响因素
我国对77件在用压力容器破裂事故调整表明，其中21件是因为腐蚀壁厚减薄强度不足引起，其余56件，即占73%均由各种形式的裂纹引起，而裂纹又主要集中于焊接接头区。
英国曾对1.27万台压力容器进行过调查，其中，在投产前水压试验时有3台炸裂，7台发生泄漏需修补；
投产后有7台发生爆炸，125台发生泄漏。
在这142台事故容器中有118台为焊接裂纹引起，占89.3%。
可见，承压设备可靠性的关键是确保焊接质量，防止裂纹发生。
第三章中已就焊接过程中产生的冷裂纹、热裂纹等四种典型焊接裂纹的影响因素及其控制作了论述，现再对焊接压力容器断裂主要影响因素作进一步分析。
①焊接接头的脆化焊接裂纹是引起压力容器断裂破坏的导火线，而焊接接头区的脆化则是诱发裂纹的基础。
脆化是由于焊接时对焊接区的快速加热、冷却和快速熔化、凝固的热作用导致的。
对于碳钢与低合金钢而言，脆化主要表现在焊接接头区的脆性转变温度和硬度升高与韧性降低，尤其熔合线附近最为严重，这是因为接头区在焊后出现了组织不均和淬火马氏体等脆硬组织。
此处特别强调的是焊接接头区的脆化，而不是接头区外母材的脆化，因为焊接压力容器的断裂几乎均源于接头区的裂纹。
一般情况下，反映焊接接头区脆化的性能指标，如脆性转变温度、硬度和韧性、塑性等均较母材差。
例如我国采用德国FG-43钢（相当于15Mnv钢）制造了一批球罐及其它容器，但仅球罐在八年内就发生过5起开裂事故，其中一台在水压试验时球壳板发生脆断。
经测试，在-20℃时，FG-43钢球板母材的断裂韧性，即裂纹张开位移
，而焊接接头熔合线处
；
母材的脆性转温度为－45℃，而焊缝金属区为－20℃。
可见，焊接接头区是明显脆化了。
就安全使用温度来说，母材不能低于-45℃，而焊缝则不能低于-20℃。
若按母材-45℃使用，则接头区显然处于脆性断裂温度范围，因此有发生脆断的危险。
材料的脆性转变温度NDT，反映在较低温度下材料抗脆性断裂的能力。
金属材料随着温度的下降，尤其在0℃以下韧性会明显下降而脆化加重，这种现象称为低温脆化。
这种脆化仅产生于具有体心立方晶格的材料，如以铁素体为基的低碳钢，低合金结构钢等。
而具有面向晶格的奥氐体不锈钢则无低温脆化。
NDT是材料由塑性断裂转为脆性断裂的分界限，是相应于材料韧性大幅度下降时的温度（如图4-11），是材料的固有性能，其值由试验测定。
NDT越低，表明材料抗低温脆化能力越强，但它与材料的质量密切相关，同种材料若存在组织不均或杂质等缺陷，其NDT会明显升高。
由于焊接热过程的影响，一般焊接接头的NDT均高于母材，再加上结构等因素的影响，有时NDT会显著高于母材。
压力
图4－11材料的脆性转变温度
容器的操作温度应保证高于脆性转变温度，这是防脆断破坏的基本要素。
水压试验时发生低应力脆性断裂的焊接压力容器，不少就是因为接头区的NDT高于环境温度造成的。
故各国对压力容器试验的介质和环境温度均作出不能低于某值的限制。
②材料对抗裂的不利影响对碳钢和低合金结构钢，其强度硬度越高，淬硬和脆化倾向愈甚，对抗裂不利，而塑性韧性好则有利于防裂。
材料强度高低主要决定于成分中合金元素的多少，一般是含合金元素的种类或含量多时，强度就高，故低合金钢的抗裂性较碳钢差。
各合金元素对抗裂性的影响是不同的，碳的影响最大。
故我国规定压力容器壳体用钢必须是含碳量小于0.25%的低碳钢，而低合金钢其含碳量一般均小于0.20%。
材料的内在质量和杂质含量对焊接接头的脆化倾向有很大影响，特别是P、S等有害杂质均为显著促脆化元素，不利于抗裂。
例如15MnVR钢板，测试证明，每增加0.1%的P元素，其NDT便提高56%，同时延伸率下降33%，大大增加了钢的脆化倾向，降低了抗裂能力。
所以对压力容器用钢，其杂质含量限制愈严，愈有利于抗裂。
钢的韧性是直接反映结构抗脆断性能的指标，韧性值越小，抗脆断能力愈差。
试验和断裂理论证明，对于强度较高的钢，防脆断发生的冲击吸收功应高于20.6J。
目前工业发达国家对压力容器不同强度级别的钢，其最低使用温度时的冲击功均按不低于20.6J的要求予以控制。
③应力集中和结构对抗裂性的不利影响焊接接头区脆化仅是产生裂纹的基础条件，还必须在力的作用下才会裂开。
第三章中已指出，焊接接头中存在焊接残余应力和应力集中，会使接头局部处的拉应力峰值很高而加剧开裂。
应力集中不但与焊接接头的型式和所产生的焊接缺陷有关，而且还与整体结构的匹配性有关。
例如压力器中不同结构型式的接管连接焊缝处，其应力集中系数就有明显差别。
如图4-12所示：
薄壁平头式接管，在接管内壁端部的应力集中系数最高可达6；
薄壁插入式接管，其应力集中较平头式小些，但应力集中系数最高仍达4；
厚壁平头式接管，其最高应力集中系数为2.5左右，这种结构匹配方式对抗裂显然是有利的。
就压力容器来看，球形容器结构的塑变能力最差，但防裂所需的塑变量又最大，因此球形容器的抗裂能力较圆筒形容器差。
这也是球形容器在制造和使用中更易产生裂纹的原因之一。
薄壁平头或接管最大应力集中等K=6薄壁插入式接管最大K=4厚壁平头式接管最K=2.5
图4-12不同连接方式接管的应力集中系数K
结构拘束度大时，焊接接头内的拘束应力和残余应力也大，不利于抗裂。
在板厚大或结构复杂时，其刚性也大，会导致拘束应力和残余应力增加；
强力组装点焊或增设拉撑附件等其拘束应力也会随之增加，使抗裂性降低。
据日本对球罐调查结果，装配点焊处的裂纹占全部焊接裂纹的26%。
因为点焊处拘束应力大，且冷却快易淬硬脆化。
从整体结构来看，球形容器较圆筒容器的拘束应力大，这是球形容器焊接接头区易产生裂纹的又一原因。
④焊缝返修对抗裂性的不利影响试验表明，象16MnR之类材料，同一部位焊缝经多次返修补焊后，其常温性能指标，如强度、韧性等几乎没什么变化，但其低温韧性却随返修次数增加而有明显下降。
故返修次数多对抗低温脆断是不利的。
⑤操作环境对抗裂性的不利影响介质性质、温度和载荷条件均有可能对焊接接头的抗裂性造成负面影响。
例如国内外均发现，球罐产生的焊接裂纹是内表面多，外表面少，这显然是由于介质等操作条件所致。
典型的有各种应力腐蚀断裂，如碳钢及低合金钢在碱和H2S，以及液氨等环境和奥氏体不锈钢在氯化物环境中均会发生应力腐蚀，使接头的抗裂性降低。
特别指出的是低温效应，温度低显著促进材料脆化，尤其焊接区的脆化。
因此在较低温度环境下，会更易发生脆性断裂。
4．2．3压力容器断裂破坏典型案例分析
尽管人们非常重视压力容器的安全可靠性，但各种类型的断裂事故仍在所难免，断裂或爆炸事故国内外时有发生。
下面对我国发生的三件压力容器断裂事故作分析。
（1）Φ9m贮氧球罐水压试验开裂
该球罐1997年制造，材料为15MnVR，壁厚48mm。
采用埋孤焊，焊剂为HJ431，焊丝为HO8MnA，焊缝探伤合格，焊前进行预热，焊后用红外线沿焊缝作局部消除应力热处理，最后进行水压试验。
但该球罐在水压试验时，仅充水还尚未升压即于北温带十字焊缝中心突然开裂，裂缝最宽处1.2mm，长410mm，穿透容器壁厚。
当时气温为-3.5℃。
开裂后对裂缝处金属取样化验，发现磷含量偏高，为0.083~0.096%，明显高于15MnVR规定限0.035%。
对HO8MnA焊丝进行化验分析，其磷含量符合国标有关规定；
对所用焊剂HJ431进行分析，其含磷量为0.17~0.188%，为不合格产品（合格产品含量为不大于0.01%）。
表明焊缝金属含磷偏高是由于焊剂所致。
由以上情况可得如下结论与教训
①是典型的低应力脆性断裂，因为充水尚未升压，其壁内平均应力远低于材料屈服限。
②低应力脆性开裂的缺口效应源自裂纹，而且裂纹显然是热裂纹。
因为磷是引起热裂纹的元素之一，而该球罐焊缝金属裂纹处磷含量严重超标，同时裂纹位于焊缝中心且沿长度方向，这也是热裂纹的存在部位和特征。
③研究已经证明，磷还会使钢板的脆性转变温度NDT上升，加剧脆化倾向。
所以虽然-3.5℃环境温度不算太低，却仍出现了低应力脆性断裂。
我国GB150中规定，15MnVR容器水压试验时水温和环境温度不低于15℃。
故该球罐水试环境温度明显违规。
④裂纹是诱发宏观开裂的导火线，故必须对焊接区存在的焊接缺陷进行严格探伤检查，对超标缺陷，特别是裂纹应及时进行补焊修复。
同时应严格执行对原材料的质量验收标准，杜绝使用非合格产品。
另外，起裂原源位于十字焊缝处，这充分证明对十字焊缝应尽量避免采用的要求必须高度重视。
可以认为，该球罐开裂主要是由于焊缝布局设计不合理和焊接材料质量把关不严引起的。
（2）400m3石油液化气球罐爆炸
该球罐为φ9200mm，壁厚25mm，设计压力1.6MPa。
原设计要求材料为15MnVR，制造时改用15MnV和两种钢板，全部焊缝仅进行超声波探伤，未作射线检验，未进行整体热处理。
1977年12月投用，79年12月破裂喷出大量液化气，遇明火发生燃烧爆炸，并引起5个400m3球罐和8000余只家用液化气钢瓶爆炸燃烧，造成死36人，伤50人的重大恶性事故。
事后对该爆炸球罐进行调查分析有如下问题：
①破裂源位于B4板与C6板上环焊缝B4板一侧的热影响区内，如图4-13所示。
破裂口总长13余米，其中约5.3m沿上环焊缝热影响区B板一侧扩展，其余约8m穿越上温带各B板撕裂。
②热影响区主裂口处存在严重的咬边及裂纹缺陷，其连续咬边最长达90mm，深2.7mm。
在B4与C6板断裂源处长60mm段内，焊缝外壁咬边深达6mm，内壁咬边深达8mm，应力腐蚀裂纹深达7mm。
表明断裂前有效厚度仅有4mm未裂穿。
③未裂的其它焊缝，特别是上、下环焊缝焊接质量很差，其表面及内部存在很多咬边、错口、裂纹、熔合不良等超标缺陷。
球罐投用后未进行过任何检查。
④冬季液化气压力很低，罐内压力远未达设计压力。
故球罐是在壁内很低应力水平时断裂的，系低应力脆断。
不难看出，该罐破裂事故主要是由于焊接质量太差引起的。
大量严重超标焊接缺陷的存在表明焊接过程及检验和验收均未按国家有关规定要求严格执行，粗制滥造，埋下了祸根。
另外，我国规定球罐投用一年后应作开罐检查，对查出的超标缺陷要及时修复，但该罐投用两年却从未作过任何检查，属违章使用。
足见使用中的维护管理也是防止压力容器断裂事故的重要组成部分。
图4-13球罐破裂口分布
图4－14氨冷凝器断裂环焊缝结构
（3）高压氨冷凝器爆炸
上世纪70年代中期，我国曾有608台设计压力为20MPa的高压氨冷凝器在全国各省、市、自治区小氮肥厂投入运行。
其中湖北某化肥厂1974年投用，使用6年多于1981年4月发生爆炸，球形封头沿与管板连接环焊缝断裂飞出36m。
爆炸前压力为18.5MPa，工作温度-10℃，日常运行压力在17~20MPa范围内波动。
事故调查分析如下：
①管板与球封头环焊缝全部为手工电孤焊，焊接质量低劣，沿圆周80%有深达2~6mm的未焊透，且焊缝中有较多夹渣，但制造中未检出。
②断裂是由焊缝中的未焊透引发的。
断裂面具有裂纹源、扩展区和最后断裂区，是典型的疲劳断裂。
最后断裂面表面粗糙，呈纤维状，故又属塑性断裂。
③断裂前虽未超压，但一直在接近设计压力的高载荷下工作。
焊缝未作热处理，残余应力会较高，根部未焊透深度大，应力集中严重。
从而使焊缝根部处高应力应变下工作，加上一定的载荷波动导致疲劳裂纹的发生和扩展，最后爆炸。
④爆炸直接原因是环焊缝质量低劣，存在严重未焊透和夹渣而。
但根子是设计不当所致，采用如图4－14所示单面角接焊缝是现行高压容器设计规范所不允许的。
因为这种结构不易保证根部完全焊透和背面成型，也难以准确检测焊接缺陷，且环焊缝处于高应力区。
4．2．4焊接压力容器断裂的控制
三例事故分析表明，压力容器断裂的关键是确保焊接质量，而焊接质量则主要与结构设计和焊接工艺有关。
（1）设计质量控制要素
①慎重选材，包括焊件母材和所用焊接材料，设计者应熟知材料的各种性能，力求选材恰当。
对于母材，除特别注意焊接性外，应注意某些材料在焊接热循环作用下可能出现的各种脆化倾向，例如热脆性、红脆性、热应变脆性、回火脆性和低温脆性等。
对有脆性的钢，设计中应提出防止或消除的措施。
重要设备应在图纸上提出检验的性能和成分指标要求。
对于进口钢材，应重视焊接材料的配套使用。
因为进口钢材一般均有其本国配套使用的焊接材料，而国产焊接材料往往成分和质量与其有差异，此点应予注意。
对于焊接材料的选用
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