用于苛刻的結構應用的高強度鋼焊接金屬的制作方法【專利摘要】提供焊接金屬和焊接鐵素體鋼的方法。該焊接金屬具有高強度和高延性撕裂強度并適用于基于應變的管道。該焊接金屬由下列組成：介于0.03和0.08wt％之間的碳、介于2.0和3.5wt％之間的鎳、不大于約2.0wt％的錳、不大于約0.80wt％的鉬、不大于約0.70wt％的硅、不大于約0.03wt％的鋁、不大于0.02wt％的鈦、不大于0.04wt％的鋯、介于100和225ppm之間的氧、不大于約100ppm的氮、不大于約100ppm的硫、不大于約100ppm的磷、和余量基本上為鐵。利用具有脈沖電流波形控制的電源施加所述焊接金屬，其中保護氣中具有<5％的CO2和<2％的氧氣。【專利說明】用于苛刻的結構應用的高強度鋼焊接金屬[0001]相關申請的交叉參考[0002]本申請要求2012年7月27日提交的、名為"HighStrengthSteelWeldMetalforDemandingStructuralApplications"的美國臨時專利申請61/676,738的優先權權益，其全部內容通過引用并入本文。發明領域[0003]本發明涉及焊接金屬領域。更具體地，本發明涉及制造具有高強度和高韌度的焊接金屬的材料和方法。[0004]發明背景[0005]本章節介紹本領域的各個方面，這些方面可與本發明的示例性實施方案有關。此討論將有助于提供框架，以有利于更好地理解本發明的具體方面。本部分應當從這個角度閱讀，而不一定承認是現有技術。在以下說明中在基于應變的管道設計背景下對本發明進行描述。然而，本發明顯然是廣泛適用于任何需要高強度、高韌度的焊接件的情況，該焊接件包括但不限于任何一種或多種鋼材的任何非管焊接件。以下說明中限定各種術語。為方便起見，在說明書結尾提供術語詞匯表。[0006]關于施加的載荷、設計標準和材料性能要求，傳統管道被設計以防止管道材料經歷顯著的塑性應變。這種類型的設計被稱為容許應力設計或基于應力的設計。在基于應力的設計中，施加的載荷通常限于管材屈服強度的一部分且主要設計考慮是壓力容量。在一些情況下，局部塑性可能存在于基于應力設計的管道中，在小應力集中處如焊趾處（即，幾毫米的尺寸），或在鋪管時轉彎的外纖維處，但基于應力的設計通常不意圖用于在管道正在運行時管道的大片區域（多英寸或英尺）經受塑性應變的情況。[0007]現今，管道正被設計用于日益惡劣的使用環境。壓力容量設計的目標仍然適用并與周向管強度相關，但一些管道也將經歷縱向的使用載荷。關于一些苛刻的環境如不連續永凍層、地震、冰山沖刷（icebergscouring)等中--其中使用溫度的范圍可低至_20°C或更低，需要設計和建造能夠承受某種程度的縱向塑性變形的管道。在這種情況下，變形很大程度上被平行于管軸定向（即，縱向塑性應變），且施加的載荷通常在多英寸或可能多英尺的管道材料受到的、施加的整體應變的方面被描述。基于應變的設計（SBD)是用于描述設計/建造能夠承受縱向塑性應變的管道的術語。基于應變的設計的一般應變幅度通常被定義為超過〇.5%的整體塑性應變。整體塑性應變被定義為不是局部的、而是沿管長度分布于多英寸或英尺距離的應變該管可包括一個或多個環縫焊接。在油或氣管道的情況下，例如，以基于應變的設計為目的的整體塑性應變可以參考長度約為兩個管直徑的管道部分，雖然可使用其他類似的定義來限定整體塑性應變。利用這種協定，30英寸直徑的管道中1%的整體塑性應變將在兩個直徑長度即60英寸長度內產生約0.6英寸的應變。[0008]被稱為工程臨界評估（ECA)的斷裂力學技術用于判斷基于應力的設計管道的環縫焊接中的缺陷的結構顯著性。ECA包括用于測試材料、鑒定焊接、和評估基于應力的設計中的焊接缺陷的顯著性的已被接受的實踐。ECA，當應用于基于應力的管道時，主要用于評估環縫焊接缺陷的顯著性。在這種情況下，環縫焊接缺陷可顯示縱向方向上有限的使用中載荷，并且通常最極端的載荷出現在管道安裝期間。由于更加極端的縱向使用中載荷，這種一般情況隨著基于應變的設計（SBD)而改變。基于應變的設計不是和傳統的基于應力的設計一樣成熟的領域，并且如在2012年，SBD的充分驗證的ECA實踐還沒有被管道工業廣泛接受。然而，ECA原理適用于SBD。SBD管道工程的許多方面已經在最近的國際會議公開。幾個著名的會場包括比利時的ConferenceofPipelineTechnology、加拿大的InternationalPipelineConference，以及TheInternationalSocietyofOffshoreandPolarEngineers(ISOPE)與TheOffshoreMechanicsandArcticEngineeringSociety(OMAE)的年度會議。ExxonMobil已經在這些會議上公開多篇文章，包括諸如在SBD載荷下環縫焊接缺陷容忍度的預測方法（predictionmethodsforgirthwelddefecttoleranceunderSBDloadingconditions)、SBD工程的全面管測試（full-scalepipetestingforSBDengineering)、斷裂力學測試方法（fracturemechanicstestmethods)和在SBD應用中有用的環縫焊接技術（girthweldingtechnologyusefulinSBDapplications)的主題。這些出版物結合專利申請，國際申請號PCT/US2008/001753(WIP0專利申請W0/2008/115323，AFrameworkToDetermineTheCapacityOfAStructure)和PCT/US2008/001676(WIP0專利申請W0/2008/115320,MethodToMeasuretearingResistance)向本領域技術人員提供了基于應變設計的工程臨界評估（SBECA)技術所需的背景。[0009]根據使用溫度和施加載荷，普通結構鋼和焊接處可經歷脆性或延性斷裂。延性斷裂發生于較高溫度，脆性（或"開裂"）斷裂發生于較低溫度。在一些中間溫度范圍，存在延性和脆性斷裂之間的轉變。這種轉變有時由一個溫度來表征，該溫度被稱為延性-至-脆性轉變溫度（DBTT)。DBTT可以根據應用通過測試如沙爾皮V缺口或CT0D測試來確定。[0010]在基于應力的設計應用中，材料工程和管道設計實踐致力于確保足夠的脆性斷裂抗性，而很少注意環縫焊接的延性斷裂。脆性斷裂通過如下來減輕：指定最低設計溫度（與最低預期使用溫度一致），和使用測試方法如沙爾皮V缺口或裂紋尖端張開位移（CT0D)測試鑒定材料。[0011]然而，在SBD管道的較新應用中，需要超出簡單考慮脆性斷裂；環縫焊接的延性斷裂也必須被考慮。環縫焊接通常被認為可能是最弱環節，原因是普遍存在由焊接引起的退化的微結構和缺陷。在SBD中，設計師通過材料選擇、焊接和檢查技術，將減輕脆性斷裂，或至少將其延遲直到很好地進入塑性載荷狀態并超過所設計的應變要求。在管道的塑性載荷期間，延性撕裂可在環縫焊接間斷或缺陷處開始。根據諸如焊接處的強度性能和延性撕裂強度、間斷或缺陷尺寸、和管道基體鋼的因素，撕裂量可以是最小并且穩定的。如果穩定，缺陷增長量的范圍一般為幾微米上至一或兩毫米。如果在基于應變的管道工程實踐和具體地SBECA程序中這種增長程度能夠被可靠地預算，則可定量和管理管道完整性。基于這些原因，具有良好延性撕裂強度的過匹配環縫焊接對于SBD管道是重要的。需要具有高強度和高撕裂強度的焊接金屬。最近可獲得特定的測試技術以定量撕裂性能。[0012]當然，在結構鋼和焊接件內強度和韌度之間存在內在平衡。當強度增加時，韌度通常減少。SBD需要較高的強度和較高的韌度。SBD管道的主要挑戰是如何在環縫焊接中獲得高強度和高韌度，尤其是撕裂強度。管道環縫焊接的性能主要受微結構控制，該微結構進而受焊接期間賦予的化學和熱循環控制。化學主要受焊接耗材（焊絲、保護氣、和/或助焊劑）的選擇和管基體材料的化學控制。焊接熱循環主要是焊接程序和基體材料厚度的產物。[0013]在高強度、高韌度焊接的追求中，嘗試的性能優化可導致弱可焊性。當常規的焊接技術與新的冶金學相結合時，結果可能是不良的焊接熔池流動性、電弧穩定性、焊道幾何、和熔深外形，所有這些可導致焊接缺陷。這對于如下機械化5G管道環縫焊接尤其成問題：其中持續改變的焊接位置和緊密坡口造成了挑戰性局面，其需要產生良好潤濕性和穩定一致操作的焊接方法。基于這個原因，一些耗材無法被偏離預定位置焊接。[0014]-個產生可用于基于應變的設計的鋼管焊接處的方法被公開于美國專利申請公開號USPA2010/0089463,公開于2010年4月15日（國際專利申請PCT/US2008/001409)，其公開了使用奧氏體填充焊絲來焊接用于基于應變的管道設計的管。該公開教導使用Ni基合金、不銹鋼、或雙相不銹鋼焊接耗材產生高韌度焊接處。這種焊接處在下文中被稱為"奧氏體SBD焊接處"。這個公開教導背離了鐵素體焊接金屬，因為其陳述常規鐵素體焊接處在韌度和撕裂強度方面具有限制，其限制了在結構設計中可適宜的應變量。以下應用公開了實現適合于SBD應用的韌度、但顯著強于奧氏體SBD處的鐵素體焊接處。[0015]當將奧氏體焊接處應用于鐵素體鋼時，在焊接金屬和焊接熱影響區（HAZ)之間的分界處產生相異的原子結構焊接界面。奧氏體具有面心立方（fee)結構，并且鐵素體具有體心立方（bee)結構。諸如未熔合的缺陷的超聲測試/檢查對于相異的界面的應用可能是困難的，因為該界面產生可被誤解的聲反射。Fee和bee材料具有不同的聲傳播性能且對超聲檢查作出不同響應。對于挑戰應用如SBD，需要以毫米級尺寸精度的公差檢查小缺陷。相異的焊接界面可在UT檢查期間產生與小缺陷產生的信號競爭的信號，或至少產生尺寸精度中的不確定性。這尤其是如下信號的情況：形成于熱影響區中具有其他幾何復雜性如相鄰焊道之間的尖頭或扇形的區域或焊接坡口幾何已經改變的區域內的相異焊接。基于以上原因，可期望鐵素體鋼管道與鐵素體焊接結合，以避免相異的焊接界面并能夠在使用UT檢查時進行精確檢查。[0016]US6,565,678('678專利）公開了可用于焊接高強度管道的鐵素體焊接金屬，其被稱為散布在馬氏體中的針狀鐵素體（AFIM)。這種焊接金屬的目的應用不是SBD管道。'678專利沒有考慮SBD管道和本文應用的特殊需求。因此，這種現有技術的焊接處不具有實現如SBD管道中所需的高撕裂強度的考慮、設計、或證明。'678專利沒有進行上述文獻來源描述的SBECA所需的撕裂強度的定量。此外，由于'678專利沒有考慮撕裂強度，因此其沒有考慮產生SBD最佳焊接處所需的焊接技術。這包括特殊保護氣混合物的使用和由此引起的對高度專門化的脈沖波形電源的需求，該高度專門化的脈沖波形電源僅在'678專利的發明日之后才可獲得。[0017]氧和針狀鐵素體在焊接金屬中的功用在'678專利中得到討論；然而，沒有關注優化SBD焊接處的這些組分。'678專利提出，"對于具體的應用，通過根據本發明的指導選擇焊接金屬化學、保護氣組成、和焊接程序（焊接冷卻速度），焊接工程師能夠控制針狀鐵素體含量和氧水平"。沒有提到使用先進脈沖波形電源來優化SBD的AFIM微結構。這種電源的考慮自然會落入焊接程序的范疇，但'678專利缺乏這種考慮是可以理解的，因為先進波形電源在提交'678專利時是不可獲得的。[0018]'678專利討論了高強度焊接金屬中焊接金屬夾雜物的重要性。'678專利尋求產生大量的細小夾雜物從而使針狀鐵素體成核。這個目的適合于常規的高強度基于應力的管道設計一一其中延性撕裂強度不是主要的關注點，但相同的方法不適合SBD管道焊接。由于對高撕裂強度的需求，SBD管道焊接，與基于應力的設計焊接相比，需要較少的焊接金屬夾雜物，這已經在D.P.Fairchild等，"GirthWeldsforStrain-BasedDesignPipelines"，Proceedingofthe18thInternationalISOPEConference,Vancouver,2008中得到討論。[0019]需要這樣的焊接金屬：同時產生高強度、高延性撕裂強度、和良好脆性斷裂抗性(即，良好的延性和脆性斷裂韌度）并且可在管道現場構建期間應用而無需在焊接熔池控制和缺陷率方面對可焊性或易用性過度擔心。[0020]發明概述[0021]本發明提供新的焊接金屬，其實現具有優良延性撕裂強度和良好可焊性的高強度焊接。[0022]本公開的一個實施方式是焊接金屬，其包括介于0.03和0.08wt%之間的碳、介于2.0和3.5wt%之間的鎳、不大于約2.00wt%的猛、不大于約0.8wt%的鉬、不大于約0.70wt%的娃、不大于約0.03wt%的錯、不大于約0.02wt%的Ti、不大于約0.04wt%的Zr、介于100和225ppm之間的氧、不大于約lOOpprn的硫、不大于約lOOpprn的磷、不大于約lOOpprn氮，余量基本為鐵，其中焊接金屬包括SBD-AFIM微結構，焊接金屬利用脈沖氣體金屬電弧焊法與先進脈沖波形電源來施加，并利用包括少于5%的C02和少于2%的02的保護氣，施加的焊接金屬具有大于90ksi的拉伸強度和大于0.75的SENTR-曲線A值。[0023]在本公開的其他實施方式中，可添加以增強焊接金屬性能的元素包括：不大于約0?6wt%的銅、不大于約0?04wt%的|凡、不大于約0?60wt%的Cr、不大于約0?04wt%的Nb、不大于約20ppm的B。焊接金屬的碳含量和其他合金可在一定范圍內調節，該范圍提供具有足以用于管級X52至X100或更高的SBD應用的強度的焊接。[0024]前文已經寬泛地概述了本公開一些實施方式的特征，從而可以更好的理解下文的詳細描述。本文還將描述其他特征和實施方式。[0025]附圖簡述[0026]通過參考以下詳細描述和附圖，本發明及其優勢將得到更好的理解。[0027]圖1是根據本公開的一個實施方式的SBD-AF頂焊接金屬和US6,565,678中公開的AFIM焊接金屬的一些組成的Pcm相對于焊接金屬極限拉伸強度的圖。[0028]圖2是CRC坡口的橫斷面圖。[0029]圖3是根據本公開一個實施方式的高應變焊接處的橫斷面圖。[0030]圖4是根據本公開一個實施方式的焊接鐵素體鋼管道的方法的流程圖。[0031]圖5是可用于應用SBDAFIM焊接金屬的實施方式的GMAW脈沖波形的實施方式的作圖。[0032]圖6是示例焊接熔合缺陷的SBD-AFIM焊接實施方式橫斷面的光學宏觀圖像。[0033]圖7是用于生成R-曲線數據的SENT樣本的圖。[0034]圖8是實例R-曲線的圖。[0035]圖9是低韌度X70環縫焊接和根據本公開實施方式的兩個實例高韌度HSW的假定R-曲線的圖。[0036]圖10是本公開實施方式的焊接金屬的SBD-AFM微結構的示意圖。[0037]圖11是實例HSW的光學宏觀圖像。[0038]圖12是顯示SBD-AF頂的HSW的一個實施方式的微結構的光學顯微照片.[0039]圖13是顯示SBD-AF頂微結構的一個實施方式的掃描電子顯微照片。[0040]圖14是顯示SBD-AF頂微結構的常見組分針狀鐵素體和一些夾雜物的電子透射顯微照片。[0041]圖15和16是顯示板條間界處數個平行板條和不連續MA的退化上貝氏體的電子透射顯微照片。DUB是SBD-AFM微結構的常見組分。[0042]圖17是粒狀貝氏體的電子透射顯微照片，顯示貝氏體鐵素體的多個晶粒和分散的MA顆粒.[0043]圖18是板條馬氏體的電子透射顯微照片，顯示平行的錯位板條和板條間界處無MA〇[0044]圖19是沙爾皮V缺口（CVN)數據的圖，顯示保護氣中C02含量的影響。[0045]圖20是全尺寸管應變測試失效位置的照片，顯示遠離環縫焊接的管破壞。[0046]應該注意，附圖僅僅是本發明幾個實施方式的實例，而非意圖其限制本發明的范圍。并且，附圖通常不是按比例繪制的，而是以方便和清楚闡述本發明的某些實施方式的各個方面為目的繪制。[0047]發明詳述[0048]在以下詳述部分中，結合優選實施方式描述本發明的【具體實施方式】。然而，就下文描述針對本發明的【具體實施方式】或具體應用來說，這僅意圖以示例為目的，和僅提供示例性實施方式的描述。本發明不限于以下描述的【具體實施方式】，相反，其包括所附權利要求書的精神和范圍內的所有替代方式、修改和等同方式。[0049]本公開的焊接金屬可被稱為基于應變的設計、散布在馬氏體焊接金屬中的針狀鐵素體或SBD-AFM。而且，當提到包含這種微結構的焊接時，有時使用術語高應變焊接(HSW)〇[0050]本公開的實施方式包括利用現代氣體金屬電弧焊（GMAW)方法施加的鐵素體焊接金屬，該現代氣體金屬電弧焊（GMAW)方法具有電源電流波形控制，該電源電流波形控制足以在保護氣中使用低量的C02(〈5%)和氧（〈2%)時充分產生平穩的、受控制的焊接電弧和焊接熔池。這產生了這樣的可用于SBD管道環縫焊接的鐵素體微結構：能夠同時實現高強度、良好的低溫韌度、極佳的延性撕裂強度和低缺陷率焊接。本公開的實施方式獲得良好的可焊性，其涉及如下一組屬性：包括良好的焊接熔池流動性、電弧穩定性（"平穩"的電弧）、與基體金屬接合處的焊接熔池的良好潤濕性、和良好的焊道熔深幾何，所有這些都旨在減少焊接缺陷。[0051]本公開中討論的焊接金屬的實施方式產生了基于應變的設計管道中的環縫焊接的足夠強度和韌度。這些新的焊接適合于多種管級的SBD管道，例如但不限于X52、X60、X65、X70、X80、X90、X100和可能地X120,并且這些焊接可在現場構建時應用，具有可接受的可焊性和缺陷率。具體應用所需要的焊接金屬通過焊接金屬化學和焊接方法（過程和程序，包括電源類型和保護氣選擇）的選擇來設計，并且可在崎嶇的現場管道構建的條件下應用，以產生合適的焊接微結構和機械性能。[0052]在一個實施方式中，焊接金屬包括：介于0.03和0.08wt%之間的碳、介于2.0和3.5wt%之間的鎳、不大于約2.Owt%的猛、不大于約0.80wt%的鉬、不大于約0.70wt%的娃、不大于約0.03wt%的錯、不大于0.02wt%的鈦、不大于0.04wt%的錯、介于100和225ppm之間的氧、不大于約lOOppm的氮、不大于約lOOppm的硫、不大于約lOOppm的磷，和余量為鐵。[0053]雖然焊接金屬組成的余量為鐵，焊接金屬可包括其他未列的成分，例如雜質或類似物。[0054]基于下文進一步詳細討論的理由，可添加其他元素：不大于約0.6wt%的銅、不大于約0.04wt%的|凡、和不大于0.6wt%的絡、不大于約0.04wt%的Nb、不大于約20ppm的B。本文關于焊接金屬的組成的所有百分比均以wt%(重量百分比）表示。[0055]碳作為主要的強度控制元素被添加到化學中。Mn貢獻固溶強化和總體硬化性，還充當脫氧劑。Ni因其對韌度積極影響被添加。其也貢獻于固溶強化和硬化性。Mo、Cu和Cr可被添加以提高固溶體的強度和總體硬化性。添加Si作為脫氧劑和提高焊接熔池流動性，這有助于防止焊接缺陷。然而，Si還通過氧化物夾雜物的形成使韌度降低。因此，根據韌度和可焊性之間的權衡，Si可被使用者優化。[0056]Ti和Zr在熔融焊接熔池中主要與氧結合，形成小的氧化物，該小的氧化物壓住現有的奧氏體晶界并且在自高焊接溫度冷卻期間降低晶粒尺寸。Ti和Zr對氧具有高親和力，并在高溫下與氧結合，促進極小夾雜物核的形成。這促進焊接金屬中形成小的、精細分散的氧化物。[0057]當HSW與氣體保護工藝一起應用時，氧在很大程度上受焊接保護氣組成控制（由特殊電源所實現的可焊性，如以下所述）。例如，通常使用由Ar、He和1至4%C02(或0.5至2%02)組成的保護氣混合物來焊接HSW。本公開實施方式的焊接金屬的氧含量，平衡了(1)降低焊接金屬中的非金屬夾雜物以最大化撕裂強度的需要、和（2)產生夾雜物的充分分布，以進行針狀鐵素體（AF)的成核作用。穩定控制氧的工作還包括清潔焊接處坡口（無銹或油性污染物）和保持焊絲儲存和覆蓋以防止焊絲上有水分或銹沉積物。通常，利用這樣的焊接法來施加HSW:控制焊接環境中的氧，從而在焊接熔池中產生優化和穩定的氧水平。[0058]可添加V和Nb，用于沉淀強化加成。通過多道焊接，其與碳和/或氮結合以在焊接中形成小的碳化物、氮化物、或碳氮化物。V和Nb也可貢獻少量硬化性和強度。硼是強力的強化劑。其可被添加以通過間隙增強來提高強度和硬化性。[0059]硫和磷是雜質，而不被有意添加。試圖在焊接中限制這些元素。硫和磷可通過限制它們在焊接消耗絲中的量而得到控制。焊接金屬的以上所列限值也適合于焊絲的限值。[0060]氮也作為雜質存在，并且通常由于屏蔽覆蓋不足引起的焊接過程中的大氣吸附而存在于焊接金屬中。氮也可由焊絲或基體金屬稀釋液轉移而來。氮可導致多孔性或降低的韌度，它的量必須被限制。焊接金屬的以上所列限制也適用于焊絲。[0061]根據應用和所需的焊接強度，可在所述范圍內調節焊接金屬組成以適應X52至)(120的管道等級。從約60ksi到約130ksi的多種基體金屬拉伸強度可適用。碳含量對調節強度最有影響，盡管其他合金也可以提供一定強度調節。較低強度可通過約0.03wt%的碳含量實現，而最高強度通過約〇.〇8wt%的碳含量獲得。通過調節碳和其他合金，上至約150ksi的拉伸強度是可能的。圖1顯示了新型焊接金屬的一些組成的Pcm對焊接拉伸強度(UTS)的圖。US6,565,678的相同趨勢也包含在該圖中作為比較。Pcm是硬化性的度量，其可用于預期強度，并且使用者可根據該Pcm數據調節化學以選擇具體應用的HSW。如焊接工程領域技術人員所知，可基于已知的化學組成計算Pcm。[0062]通過HSW可實現高韌度，甚至本公開實施方式的最高強度形式。上平臺沙爾皮能量（uppershelfCharpyenergy)和良好的CTOD(裂紋尖端張開位移）韌度可在下至約-40°C實現。[0063]由于氧在鋼焊接中的低溶解度，非金屬夾雜物是冶金設計的一個重要方面。鑒于通常產生的常規管道焊接具有大量的焊接金屬夾雜物，設計HSW以控制和優化夾雜物的類型、尺寸、和密度。一般而言，過量焊接金屬夾雜物使提供的HSW微結構的脆性和延性斷裂韌度降低。這些夾雜物充當脆性和延性斷裂的優先成核位置。具體地，對于延性斷裂，其提供微空隙成核位點并降低延性撕裂所需的能量。然而，在SBD-AFIM微結構中，夾雜物體積分數和尺寸分布得到優化以獲得高撕裂強度。[0064]SBD-AFM堆焊的微結構類似于US6,565,678('678專利）中所述的微結構，但存在重要的差別。為了優化SBD的焊接，已經發現，雖然'678專利的AFIM焊接金屬提供良好起點，但該焊接金屬中存在的焊接金屬夾雜物多于使所需體積分數的針狀鐵素體成核所需要的焊接金屬夾雜物。因此發明人設計了具有較低夾雜物含量的SBD-AFIM焊接金屬以提高延性撕裂強度。這已經通過使用具有較低〇)2含量的保護氣而實現。'678專利的AFIM焊接金屬通常利用5%、10%、或15%的C02生成，而SBD-AF頂焊接利用〈5%的CO2生成。這產生了較低的氧含量和較少的夾雜物。在SBD-AFIM焊接的保護氣中使用少于5%的C02的決定是關鍵的創造性步驟。這有助于生成具有高脆性和延性斷裂抗性的焊接。[0065]在HSW中使用〈5%的0)2具有已經由發明人減輕的缺點。伴隨〈5%的C02的較低夾雜物含量降低了使針狀鐵素體成核的可能性。由于針狀鐵素體對于SBD-AFIM微結構非常重要，因此與'678專利的AFIM焊接相比，優選的碳和總合金含量被降低。這提高了針狀鐵素體的驅動力，其可補償較少夾雜物的、使使針狀鐵素體成核的較低可能性。在SBD-AFIM焊接金屬中需要最少量的針狀鐵素體，以實現足夠的韌度。需要在SBD-AFIM焊接中產生至少15%的針狀鐵素體。由于SBD-AFM焊接需要延性撕裂強度，理想地，焊接應該包含20至30%的針狀鐵素體。誠然，由于降低的合金含量，SBD-AFM微結構與'678專利的AFM微結構相比具有較小的強度形成潛力。這種較低強度的趨勢主要與屈服強度潛力而非極限拉伸強度有關，并且SBD-AF頂微結構仍然可以用于其中過匹配的拉伸強度是主要目標的SBD應用。[0066]SBD-AF頂焊接金屬化學可結合基體金屬化學用于計算所需的消耗焊絲組成。可簡單地通過改變焊絲化學和控制熔深和基體金屬稀釋的量的焊接方法的知識，將SBD-AFM化學應用于多種基體金屬。如焊接工程領域的技術人員所知，稀釋計算可用于確定三種化學中的一種--在該化學中的兩種已知或指明時。在焊接結構鋼的情況下，涉及三種金屬；基體金屬、焊接金屬、和填充焊絲。對于5G機械化管道環縫焊接的應用，大多數焊道的稀釋通常為10%至20%。稀釋計算是本領域已知的，并且在許多焊接工程教材中被說明，包括GeorgeE.Linnert的WeldingMetallurgy,第2卷，第三版，由TheAmericanWeldingSociety出版。[0067]根據本公開實施方式的產生SBD-AFIM焊接的兩個主要步驟是（1)優化焊接金屬氧含量和（2)限制可由通過保護氣中較低水平〇)2或02焊接導致的焊接缺陷。控制氧含量是重要的目標，因為如上所述，焊接金屬需要非金屬夾雜物以使針狀鐵素體成核，但過多的夾雜物導致降低的延性撕裂強度。通過限制保護氣（〇)2或02)的氧勢，實現優化氧含量；然而，這種選擇具有缺點。降低氧勢，如果不以其他方式解決，會導致不良的可焊性。具體地，用于機械化5G管道焊接的保護氣中〈5%的C02通常將導致不良的焊接熔池流動性、電弧穩定性、焊道幾何形狀一一包括熔深外形，這些都可導致焊接缺陷。這種情況導致SBD-AFM焊接的第二創造性步驟；根據所需的保護氣來限制缺陷。[0068]由于選擇具有低氧勢的保護氣用于SBD-AF頂焊接，焊接金屬在熔融時更具粘性，并且不像一般管道焊接金屬那樣良好地流動或潮濕。不良的可焊性使得難以在焊接邊緣和基體金屬之間產生平滑過渡。這通常與高表面張力（高粘度）有關，其中焊接金屬和基體金屬之間的接合的特征在于尖角，有時稱為凹角。這些區域（也被稱作焊趾）可以是未熔合缺陷的位置，或其可以是已漂浮至焊接熔池頂部的硅酸鹽的捕獲位點。這種情況也可以以"冠形（crowned)"的焊接為特征，其也指高度凸起的焊道外形。[0069]除流動性問題以外，焊接電弧還可隨保護氣中ccy咸少而穩定性減小。電弧可較大程度上地飛濺和漂移，并且通常比具有較高C02的電弧更冷。這些方面也增加了焊接缺陷的可能性。[0070]用于改善前述可焊性挑戰的一般焊接方案是使用含有更多co2或氧氣的焊接保護氣。這些氣體降低焊接金屬的表面張力和使熔融焊接熔池平滑。這些氣體還產生較好的電弧穩定性，其具有生成較平滑的焊接熔池和較好的可焊性的作用。對于HSW，使用較多C02或氧氣不是選擇，因為這增加了夾雜物和降低了韌度和延性撕裂強度。[0071]施加HSW的一種方法是在保護氣中使用低C02或氧氣，并且這通常意味著使用較高氬氣量。利用高水平氬氣形成的焊接趨向于具有較狹窄的"指（finger)"形焊道熔深外形，并且這增加了焊接缺陷的可能性。氦氣可以代替氬氣中的一些，以減少指形焊道熔深外形，但氦氣也趨向于導致更大的電弧不穩定性，這增加了缺陷可能性。因此，HSW的另一可焊性挑戰是防止過量指形熔深。[0072]對于施加HSW而言關鍵的兩個創造性步驟可通過最近研發的焊接技術來實現。本公開的一個實施方式利用氣體金屬電弧焊（GMAW)機器的電子控制的最近進步來實現有效施加HSWs2。GMAW方法是現場管道焊接的一般選擇，因為其可靠并且高效；然而，傳統的GMAW設備需要保護氣包含大量的0)2或氧氣以實現良好的可焊性，S卩，良好的焊接熔池流動性、電弧穩定性、焊道幾何和低缺陷率。[0073]GMAW焊接機器最近已經可被獲得，其能夠實現通過保護氣中有限量的C02或氧氣進行HSW的平滑焊接（良好的可焊性）。利用復雜的固態電子學，GMAW電源的一些生產商最近已經并入先進脈沖波形控制以優化和提高可焊性。這種類型的焊接一般稱為脈沖GMAW或PGMAW。美國焊接學會（AmericanWeldingSociety)已經將這種方法命名為GMAW-P。雖然PGMAW機器已經存在多年，但僅僅最近這些機器中具有波形控制才進步到足以實現具有SBD-AFIM微結構的HSW。發明人已經確定，較新的脈沖波形焊接機器，尤其是約2003年之后生產的那些儀器，實現了低氧含量和降低的缺陷可能性，盡管存在低氧勢保護氣通常伴隨的困難。[0074]對于在其中焊頭環繞所接合的管的外周運行的機械化管道環縫焊接，HSW可被沉積在窄槽形坡口預備一一結構或管道焊接領域技術人員已知的焊接設計一一中。窄坡口可以具有單一或復合的坡口設計，其中主要坡口一般具有約〇°至約20°的包含角。圖2顯示了一種常見的管道坡口設計，其有時被稱為CRC坡口，由CRCEvansAutomaticWelding開創的設計，其示例了包含角和主要坡口表面。[0075]新型HSW微結構也可被沉積于如結構或管道焊接領域技術人員所知的"開放(open)"焊接坡口。開放坡口可具有從約20°上至約60°的包含角。開放坡口通常用于接頭（tie-in)焊接、補焊、和更換管段的插入。HSW微結構也可根據應用作為角焊或任何其他焊接配置而沉積。[0076]圖3是利用七通道（pass)產生的HSW的實施方式的橫截面示意圖。根據應用，HSW技術可用于所有焊接通道或僅一些焊接通道；如果所得的焊接獲得了期望的高應變量，其可被稱為HSW。例如，有時在從管內側沉積根部通道（圖3中的通道#1)處使用內部焊接機器進行機械化管道焊接。這種內部焊道通常非常小。在HSW的一個實施方式中，內部根部通道可利用常規焊絲和程序來施加，而其余焊道利用SBD-AF頂消耗焊絲和化學來施加。使用常規技術施加前兩條通道（根部和熱通道）以降低根部缺陷的風險，然后利用HSW施加其余焊道以產生SBD-AFIM化學，可以是有利的。HSW的優點是強度和韌度性能的結合，因此根據具體結構應用和關于經濟構建方案的限制，可以以多種方式施加HSW以適應既定目標。[0077]使用GMAW的焊接方法和程序[0078]本公開的一個實施方式包括產生用于指定設計條件的HSW的方法。參考圖4,方法包括確定在本文公開的有效范圍內的期望的HSW焊接金屬化學61。方法還包括確定指定給定基體金屬化學下的焊接消耗絲化學和期望的焊接金屬化學62的步驟。這個步驟可包括進行如前所討論的稀釋計算。方法進一步包括利用焊接消耗絲焊接基體金屬63,包括提供控制焊接期間焊接熔池氧和夾雜物含量的手段以實現目標焊接金屬氧含量和夾雜物含量的步驟64,和控制焊接期間電弧穩定性和焊接熔池流動特性以提供理想可焊性和焊接熔合的步驟65。控制焊接熔池氧含量的步驟可包括清潔或保護焊接隔離元素氧和其他含氧化合物，并可包括提供低氧焊接保護氣或助焊劑。低氧保護氣意味著少于5%的C02和少于2%的氧氣，取決于保護氣中是否含有C02或氧氣。如下說明，低氧助焊劑可通過焊接工程領域的技術人員所知的堿度指數來限定。控制電弧穩定性、焊接熔池流動特性、和焊道幾何的步驟可包括使用現代脈沖電源GMAW焊接機器，其中電流波形控制被調節以允許HSW的可接受的可焊性。該步驟可包括其他焊接設備和技術，如下文提供。[0079]對于現場管道構建，優選使用基于GMAW的方法和具體地PGMAW形成HSW，盡管其他方法可被應用一一只要指定化學和微結構被實現，且可焊性和缺陷可能性（尺寸和比率）對于應用而言是令人滿意的。由于HSW對焊接金屬氧含量和非金屬夾雜物的敏感性，通過HSW實現最高水平韌度的優選焊接技術將利用由氬氣（Ar)、氦氣（He)和二氧化碳（C02)或氧（〇2)的混合物組成的保護氣。一般的氣體組成范圍為7和35%之間的He、l和4%之間的C02(或0.5和2%之間的02)，余量為Ar。較高百分比的He對偏離預定位置的焊接以及改善的潤濕性和良好的焊道熔深外形是有用的。這必須與He(輕質氣體）在室外焊接期間容易被氣流刮走的傾向相平衡。如需，這可通過使用焊接防護罩來解決。此外，He的添加可提高電弧電壓的可變性，其可導致電弧不穩定；然而，如本文所提供的，這可通過調節電源和與焊頭的特征配合來減輕。[0080]先進脈沖焊接電源對于在現場構建期間實現HSW微結構和實現良好可焊性是重要的。這些電源的幾個實例為FroniusTransPulseSynergic5000、LincolnPowerWave455、和MillerPipePro450〇[0081]本公開的實施方式中的用于將HSW應用于5G環縫焊接的系統包括約100至175amps的本底電流和約475至約575amps的脈沖電流幅度的使用。電弧電壓范圍一般為約16V至約25V。對于0.9mm直徑的焊絲，焊絲供應速度的范圍為約275ipm至約575ipm。保護氣流速的范圍為約30至約80cfh。根部和熱通道焊接的行進速度的范圍為約25ipm至約50ipm。填充通道的行進速度范圍為約lOipm至約25ipm，蓋面通道的行進速度為約8ipm至約15ipm。填充焊絲直徑的范圍可以為0.8mm至約1.4mm。根部和熱通道熱輸入的范圍為約0.2kJ/mm至約0.5kJ/mm，填充和蓋面通道熱輸入的范圍為約0.4kJ/mm至約1.4kJ/mm。PGMAW領域的技術人員可調節脈沖參數以獲得期望的焊接電弧和焊接熔池，其將遏制與低氧勢保護氣有關的可焊性問題。這種調節可不借助于添加過多的〇)2或氧氣至保護氣一一如通常實踐用于管道環縫焊接一一而完成。[0082]如在涉及新的或挑戰性焊絲時焊接程序發展的所有情況一樣，需要一些實驗工作來優化可焊性和限制缺陷率。由于在結合焊接變量中可以有多種置換，并且由于每種焊接情況涉及不同條件的基體金屬厚度、坡口幾何和焊接位置，規定適合于所有HSW應用的一組焊接參數不切實際。通過操控焊絲供應速度、行進速度、保護氣組成、焰炬振蕩和一般電弧參數如本底電流，可進行可焊性的常規性提高。使用現代電源、通過調節脈沖參數，能夠實現額外的提高。這包括但不限于，調節以下變量：脈沖頻率、脈沖幅度、脈沖寬度和脈沖形狀。由于用于波形控制電源的現代電子設備的快速反應時間，可進行脈沖波形的精細調節，包括脈沖斜面上升（pulserampup)的形狀（電流上升）、峰值脈沖電流、脈沖電流時間、過沖量（overshoot)、斜面下降（rampdown)期間的形狀、收尾（tail-out)速度、恪滴脫離時間（dropletdetachmenttime)、驟降（step-off)電流、恪滴脫離電流、短路電流上升和脈沖周期（頻率）。產生差異，如組合一系列不同的脈沖，也是可以的。此外，將這些電源調節與焊頭的電子學、動作、或其他特征結合也是可以的。[0083]伴隨現代波形控制電源的成品文獻包含有關如何進行脈沖調節以實現具體電弧特征和焊接熔池控制的指導。可利用脈沖調節改變傳輸模式、熔滴尺寸、熔滴頻率，和改變因素諸如焊接熔池的湍流、焊接輪廓、熔深和焊接熔池平滑地潤濕到基體金屬中的能力。換言之，可利用脈沖調節提高可焊性。脈沖調節還可用于減少焊接飛濺。調節這些參數以提高可焊性是焊接程序進展過程中的預期和理所當然的步驟。圖5示例了由發明人生成的脈沖波形，其可用于施加SBD-AFIM焊接金屬的實施方式。[0084]獲得任何給定的HSW幾何和焊絲組合的機械性能最佳組合，可通過調節堆焊中的氧量來優化。發明人已經確定，保護氣中極低的C02(〈1%)將導致具有不良脆性斷裂抗性的較高強度焊接。最優水平的C02(通常為1-4%)產生具有高強度和良好韌度（脆性和延性斷裂抗性）的焊接。與優選的SBD-AFIM焊接相比，通過較高水平C02(>4%)形成的焊接具有較低強度和較低延性斷裂抗性。[0085]焊接熔池攪動[0086]焊接熔池攪動是另一種可用于減輕或控制HSW的焊接熔池流動特性和焊道熔深外形的技術。機械或超聲震動可直接或通過與熔融焊接熔池接觸的獨立陶瓷棒被施加于消耗焊絲。焊接熔池攪動具有降低焊接熔池表面張力的類似作用，其能夠實現良好的可焊性。根據使用者的能力、焊接設備、和制造情況，在使用先進波形電源之外或代替使用先進波形電源，可應用攪動技術。[0087]焊接缺陷[0088]HSW通過使用低氧勢保護氣而實現，并且這些保護氣的隱患通過使用現代電源而得到減輕。這些創造性步驟能夠制成機械化5G管道焊接，甚至是半自動管道焊接，該焊接具有良好的可焊性，包括良好的焊接熔池流動性、焊道幾何、電弧穩定性和可接受的缺陷率。如果在不如本文所述注重優化保護氣和電源控制的情況下嘗試HSW，則可出現圖6所示的對于有效管道構建而言不可接受的尺寸或比率方面的焊接缺陷。一般，期望在管道構建期間將由于這些缺陷導致的廢品率保持在約5%以下。當適當地應用HSW技術時，則可以保持廢品率在5%以下。小于5%的廢品率被視為低缺陷率。[0089]關于圖6所示的缺陷，當適當地應用HSW并注重保護氣和電源控制（包括與焰炬頭的通信）時，缺陷的尺寸可得到限制。缺陷高度是所示缺陷尤其重要的維度。高度在明顯垂直于管壁表面的方向上測量。可應用HSW，同時保持缺陷高度小于3mm，或優選地小于2mm，更優選地小于1mm。當HSW被優化至其最大潛力時，缺陷高度可減小至小于0.5mm或完全均勻地消除。[0090]混合激光電弧焊[0091]可利用混合激光電弧焊（HLAW)法施加HSW。HLAW焊接在接近熔深的焊接金屬下部中具有高稀釋度。在此區域，焊接金屬大多為重熔的基體金屬。而且，該焊接區域經歷快速的冷卻速率。如上所述，稀釋計算可用于配制適于任何應用的HSW填充焊絲，并且這包括結構鋼的HLAW。可配制合適的填充焊絲以產生優選的焊接金屬化學。低碳組成焊絲（不大于約0.05%，更優選不大于0.03%、還更優選不大于0.02%)尤其可用于生成實現強度和韌度優異組合的、HLAW的適宜冶金。[0092]埋弧焊接[0093]可以利用埋弧焊（SAW)法布置HSW冶金。管道構建中的一種有用的應用是在最終鋪設操作之前雙接管（double-joiningpipes)的應用。雖然可以利用前面提到的PGMAW技術進行雙接，但更常見的是使用SAW。為了利用SAW法完成所期望的冶金，需要特殊的助焊劑來優化焊接的氧含量。當SAW焊接HSW冶金時，氧含量必須維持在約100和225ppm之間，以實現SBD-AFIM微結構。這可以通過控制助焊劑的堿度指數（BI)進行，堿度指數是本領域技術人員或焊接工程已知的術語，是反映助焊劑的堿性對酸性特質及其氧去除潛力的指數。一些BI公式是可獲得的，如公知的Tuliani公式。[0094]由于雙接的應用在1G(平坦）焊接位置進行，此應用沒有偏離預定位置焊接的焊接金屬粘度問題。因此，對先進電源的需求不如在5G位置的環縫焊接之大。當然可以利用之前所述的氣體金屬電弧法將HSW冶金應用于雙接焊接；然而，SAW具有生產力優勢。在SAW的有限定位能力和堆焊速率（焊接沉積速率，welddepositionrate)之間存在權衡。堆焊速率可相對較高，但偏離預定位置的焊接是不可能的。[0095]高應變焊接的基于應變設計的工程臨界評估（SBECA)[0096]SBD應用中延性撕裂導致的故障是管道工業相對新的設計情況，并且之前從未改造環縫焊接來產生高水平的撕裂強度。本申請在上文討論的基于應變的設計的工程臨界評估（SBECA)技術加強了SBD管道中焊接韌度的重要性一一其中較高水平的延性撕裂強度非常有用。這個主題在以下參考文獻中被討論：D.P.Fairchild等，"GirthWeldsforStrain-BasedDesignPipelines''，ISOPESymposiumonStrainBasedDesign,thel8thInternationalOffshoreandPolarEng.Conf，（IS0PE-2008)，Vancouver，Canada，2008年7月6-11日，pp.48-56。[0097]為了優化具體應用的HSW，需要設計或選擇適當焊接性能的手段。對于SBD管道，下列文獻描述了SBECA可依據并且可用于將可容忍的焊接缺陷尺寸與諸如施加載荷和材料性能的因素關聯起來的技術：國際專利申請PCT/US2008/001753IMirmaar等，"PredictiveFEAModelingofPressurizedFull-ScaleTests''，Proceedingsof17thInternationalOffshoreandPolarEngineeringConference,Lisbon,Portugal,2007,pp.3114-3120;S.Kibey等，"DevelopmentofaPhysics-BasedApproachforthePredictionofStrainCapacityofWeldedPipelines''，Proceedingsof19thInternationalOffshoreandPolarEngineeringConference,Osaka,Japan,2009；Kibey,S.等，"TensileStrainCapacityEquationsforStrain-BasedDesignofWeldedPipelines"，Proceedingsofthe8thInternationalPipelineConference,Calgary,Canada(2010)；Fairchild,D.P等，"AMulti-TieredProcedureforEngineeringCriticalAssessmentofStrain-BasedDesignPipelines''，Proceedingsof21stInternationalOffshoreandPolarEngineeringConference，Maui，Hawaii，201U這些參考文獻說明了如何可基于輸入參數--如施加載荷或應變、基體金屬和焊接件的強度性能、缺陷所在材料（一般為焊接金屬或熱影響區）的韌度性能、和結構幾何一一利用SBECA技術來計算焊接中的臨界缺陷尺寸（在安全性方面可容忍的最大缺陷）。可選地，給定其他輸入參數如施加載荷、強度性能和幾何細節時，SBECA技術可用于預期支持給定尺寸的焊接缺陷所需的韌度。[0098]對于SBD工程，存在幾種候選的方法來測量材料韌度，包括沙爾皮V缺口測試、裂紋尖端張開位移（CT0D)測試、J-積分法和彎曲寬板測試（curvewideplatetest)^研究已經顯示，使用這些方法提供與缺陷尺寸、施加載荷和韌度相關的可靠預期性參數以預期SBD情況中的結構性能是困難和/或昂貴的。相反，上述SBECA技術能夠定量和預期結構性能，并且通過利用被稱為R-曲線的韌度參數進行。這種韌度參數利用材料力學領域技術人員所知的單邊缺口張力（SENT)測試測量。關于R-曲線測試的參考文獻包括：G.W.Shen等，"MeasurementofJ-RCurvesUsingSingleSpecimenTechniqueonClampedSE(T)Specimens''，Proceedingsof19thInternationalOffshoreandPolarEngineeringConference，Osaka，Japan，pp.92-99,2009;W.Cheng等，"TestMethodsforCharacterizationofStrainCapacity-ComparisonofR-curvesfromSENT/CWP/FSTests''，Proceedingsof5thPipelineTechnologyConference,Ostend,Belgium,2009；H.Tang等，"DevelopmentoftheSENTTestforStrain-BasedDesignofWeldedPipelines''，Proceedingsof8thInternationalPipelineConference,Calgary,Canada，2010。[0099]圖7顯示可用于測量R-曲線的SENT樣本的示意圖。也可應用其他幾何。除了缺陷（裂紋或缺口）位于中跨之外，SENT測試樣本幾何與常規拉伸測試相似。在夾持區域夾持樣本。測試程序包括拉動在拉伸狀態的樣本，同時監測和測量缺陷生長的進程，直到樣本不再能夠支持載荷的顯著增加。一種生成R-曲線的方法包括樣本的反復載荷和卸載，其中每個連續的載荷循環賦予漸增的載荷和（最終）漸增的裂紋延伸。可由樣本的柔度(compliance)計算裂紋延伸的進程--與ASTME1820中所述（如2012版中所述）一致的技術。該技術被稱為卸載柔度法（unloadingcompliancemethod)，且其可用于將裂紋生長與施加的載荷一一即，驅動力一一關聯起來。可使用任何合適的裂紋生長監測方法，如卸載柔度或電勢降法。收集的數據可用于繪制R-曲線圖，其提供韌度或更具體地材料的延性撕裂強度的圖形表示。換言之，圖形表征了材料的延性斷裂韌度。[0100]雖然本文提及的SBECA技術應用SENT測試和R-曲線表征韌度，但可利用其他方法定量延性斷裂抗性，只要它們提供定量、預期能力，以關聯關鍵參數，如結構幾何、缺陷幾何、施加載荷和材料性能，如強度和韌度性能。一種方法是進行一系列全尺寸管應變量測試，雖然這種方法會非常昂貴。[0101]R-曲線圖顯示裂紋延伸與裂紋驅動力之間的關系。圖8顯示了實例R-曲線。隨著裂紋延伸，材料的裂紋生長（延性撕裂）阻力通常升高。高韌度材料生成這樣的R-曲線：其中在曲線的初始部分為陡坡，并且在初始升高之后，R-曲線繼續升高。R-曲線越高（Y軸的值越大），韌度越高。R-曲線有時被稱為"Aa"（Aa)曲線、或J-積分對Aa的曲線、或CT0D對Aa的曲線，其中裂紋驅動力以CT0D或J-積分表示，并被繪制在y-軸上。裂紋延伸量Aa(mm)被繪制在x-軸上。該曲線可通過數學關系如y=8*xn表示，在此（8)和U)是CTOD(mm)對Aa(mm)作圖的冪定律擬合中的因數。根據R-曲線和延性斷裂抗性的這種描述，可比較不同焊接金屬的R-曲線以判斷韌度一一通過考慮1mm裂紋延伸量的CT0D。選擇1mm的裂紋延伸用于這樣的比較有兩個原因。第一，當冪定律方程中的x=l時，冪項降低至1并且n可以忽略。然后，CT0D等于S，并且可僅用S的值進行比較。第二，1mm的裂紋生長是比較韌度的合理裂紋生長程度。根據SBECA知識，管環縫焊接的應變量通常在裂紋延伸是大約1mm的量級時發生。臨界裂紋延伸可以從極小值上至1mm或2_變化一一取決于多種幾何和材料性能因素，而為了進行一般韌度比較，1mm慣例是足夠的。[0102]新型HSW焊接金屬R的-曲線可在高達150ksi的拉伸強度下生成大于0.75的A值。通過氧含量的良好控制或為了HSW的較低強度形式，A值可大于1.00。根據應用，可集中注意在如本文所公開的最優焊接條件，并且可實現1.25或甚至1.5或1.75的A值。HSW焊接金屬可產生這些高韌度，同時提供適于SBD管道的過匹配X52、X60、X65、X70、X80或更強管級的高強度。[0103]基于R-曲線數據和SBECA技術準確預測結構性能的能力取決于利用全尺寸管應變量測試的技術的驗證。這在以下參考文獻中被討論：國際專利申請PCT/US2008/001676;P.Gioielli等，"Large-ScaleTestingMethodologytoMeasuretheInfluenceofPressureonTensileStrainCapacityofaPipeline''，Proceedingsof17thInternationalOffshoreandPolarEngineeringConference,Lisbon,Portugal,2007,pp.3023-3027;P.C.Gioielli等，"CharacterizationoftheStableTearingDuringStrainCapacityTests''，ISOPESymposiumonStrainBasedDesign,the18thInternationalOffshoreandPolarEng.Conference,(IS0PE-2008),Vancouver,Canada,2008年7月6-11日，pp.86-89;X.Wang等，"ValidationofStrainCapacityPredictionMethod-ComparisonofFull-ScaleTestResultstoPredictionsfromTearingAnalysisBasedonFEA''，Proceedingsof5thPipelineTechnologyConference,Ostend,Belgium,2009。驗證能夠將R-曲線數據與全尺寸性能關聯起來，并且這種聯系為SBECA預測性數學表達的參數建立提供校正基礎。[0104]發明人已經利用SBECA技術定量關于SBD情況的以R-曲線表示的延性斷裂抗性的影響，該SBD情況包括多種管級、缺陷尺寸、焊接性能和基體金屬性能，包括考慮環縫焊接處的內部管壓和管錯位。圖9中顯示了針對X70環縫焊接的這種工作的結果的假設實例。該實例針對具有42英寸、20mm壁的管，其具有以下縱向拉伸性能：75ksi的屈服強度、85.2ksi的極限拉伸強度和8%的均勻伸長。目標應變量為2.5%。考慮三種假定的焊接，其均有20%的UTS(極限拉伸強度）過匹配和0毫米的錯位。對于這三種焊接，圖中顯示了三條不同的R-曲線，代表不同水平的延性撕裂強度（所有其他性能保持相等）。通過考慮在1mm裂紋延伸時的R-曲線值，這三條曲線具有0.6、1.3和2.0的A值。這些水平的撕裂強度代表相對低韌度焊接（〇.6)，并且兩種HSW被命名為HSW#1和HSW#2。利用公開的SBECA技術，可計算這三條R-曲線的臨界缺陷。在以毫米計的缺陷深度和長度方面，與這三條R-曲線相關的三個臨界缺陷尺寸分別為3.3X20mm、4.3X48mm和6.4X50mm。由此可見，較高水平的撕裂強度提供較大的缺陷容忍度。SBECA技術可作為設計輔助用于選擇HSW的最佳機械性能組。[0105]可設計HSW以產生一定范圍的強度。由于結構鋼中的強度和韌度反向相關，生成較高強度通常意味著產生較低韌度。因此，通常不期望生成任何高于應用所需的焊接強度，因為較低韌度是權衡。SBECA技術可用于設計HSW和優化強度和韌度之間的權衡。[0106]焊接金屬微結構[0107]描述HSW微結構的冶金學術語的定義可在詞匯表中找到，而另外的詳細內容被描述于以下三個參考文獻中：（l)N.V.Bangaru等，"MicrostructuralAspectsofHighStrengthPipelineGirthWelds''，Proceedingsofthe4thInternationalPipelineTechnologyConference,Ostend,Belgium,2004年5月9-13日，pp.789-808，（2)J.Y.Koo等，"MetallurgicalDesignofUltra-HighStrengthSteelsforGasPipelines''，ISOPESymposiumonHigh-PerformanceMaterialsinOffshoreIndustry,the13thInternationalOffshoreandPolarEng.Conference,(IS0PE-2003),Honolulu,Hawaii，USA，2003年5月25-30日，pp.10-18,和（3)美國專利6,565,678。如本文所用，主要的(predominant)或主要地（predominantly)的意思是至少約50體積％。[0108]在基于應力的管道設計中，選擇用于環縫焊接的微結構通常是針狀鐵素體。此外，對于基于應力的設計的高強度管道，'678專利的微結構是有用的。本公開焊接金屬的微結構與這些例子均不相同。本發明的微結構由AFIM微結構組成，但夾雜物含量比'678專利所公開的低。'678專利教導約5XKTm2至6X101(lm2的夾雜物數量密度是有益的，而SBD-AF頂焊接金屬需要小于4X101(lm2的夾雜物數量密度。[0109]發明人已經詳細研宄了AF頂和SBD-AF頂微結構的很多差異，并已經發現目標SBD應用的最佳性能組合通過硬質組分和針狀鐵素體的平衡比例來實現。圖10顯示SBD-AFM微結構的示意圖。圖11顯示實例SBD-AFM焊接。圖12顯示展示SBD-AFM微結構的光學顯微照片。圖13顯示SBD-AFM微結構的掃描電子顯微照片。圖14顯示針狀鐵素體的電子透射顯微照片。SBD-AFIM中的硬質組分主要為板條馬氏體、下貝氏體、退化上貝氏體和粒狀貝氏體的混合物。圖15-18顯示這些組分中的幾種的電子透射顯微照片。[0110]在焊接冷卻期間，在熔融焊接金屬中形成基于Ti和Zr的夾雜物。這些基礎的夾雜物通常進一步由針形外殼包圍。隨著焊接金屬進一步冷卻，針狀鐵素體在這些夾雜物上成核。然后，剩余的奧氏體轉化成硬質組分的混合物。SBD-AFIM焊接的一般微結構平衡為15%至50%的針狀鐵素體和大于50%的硬質組分。這代表了針狀鐵素體的含量略微高于'678專利的一般AF頂焊接的所述含量。[0111]焊接檢查[0112]與2010年4月15日公開的美國專利申請【發明者】D·P·弗萊查爾德,M·L·馬西亞,N·E·妮斯利,R·艾爾,H-W·吉恩,A·厄澤克奇恩申請人:埃克森美孚上游研究公司