ES2367355T3 - Soldadura de artículos de superaleación. - Google Patents

Soldadura de artículos de superaleación. Download PDF

Info

Publication number
ES2367355T3
ES2367355T3 ES01964537T ES01964537T ES2367355T3 ES 2367355 T3 ES2367355 T3 ES 2367355T3 ES 01964537 T ES01964537 T ES 01964537T ES 01964537 T ES01964537 T ES 01964537T ES 2367355 T3 ES2367355 T3 ES 2367355T3
Authority
ES
Spain
Prior art keywords
welding
article
temperature
superalloy
alloy
Prior art date
Legal status (The legal status is an assumption and is not a legal conclusion. Google has not performed a legal analysis and makes no representation as to the accuracy of the status listed.)
Expired - Lifetime
Application number
ES01964537T
Other languages
English (en)
Inventor
Michael Foster
Kevin Updegrove
Current Assignee (The listed assignees may be inaccurate. Google has not performed a legal analysis and makes no representation or warranty as to the accuracy of the list.)
Chromalloy Gas Turbine Corp
Original Assignee
Chromalloy Gas Turbine Corp
Priority date (The priority date is an assumption and is not a legal conclusion. Google has not performed a legal analysis and makes no representation as to the accuracy of the date listed.)
Filing date
Publication date
Application filed by Chromalloy Gas Turbine Corp filed Critical Chromalloy Gas Turbine Corp
Application granted granted Critical
Publication of ES2367355T3 publication Critical patent/ES2367355T3/es
Anticipated expiration legal-status Critical
Expired - Lifetime legal-status Critical Current

Links

Classifications

    • H—ELECTRICITY
    • H03—ELECTRONIC CIRCUITRY
    • H03M—CODING; DECODING; CODE CONVERSION IN GENERAL
    • H03M13/00—Coding, decoding or code conversion, for error detection or error correction; Coding theory basic assumptions; Coding bounds; Error probability evaluation methods; Channel models; Simulation or testing of codes
    • H03M13/03—Error detection or forward error correction by redundancy in data representation, i.e. code words containing more digits than the source words
    • H03M13/05—Error detection or forward error correction by redundancy in data representation, i.e. code words containing more digits than the source words using block codes, i.e. a predetermined number of check bits joined to a predetermined number of information bits
    • H03M13/13—Linear codes
    • H03M13/15—Cyclic codes, i.e. cyclic shifts of codewords produce other codewords, e.g. codes defined by a generator polynomial, Bose-Chaudhuri-Hocquenghem [BCH] codes
    • H03M13/151—Cyclic codes, i.e. cyclic shifts of codewords produce other codewords, e.g. codes defined by a generator polynomial, Bose-Chaudhuri-Hocquenghem [BCH] codes using error location or error correction polynomials
    • H03M13/1545—Determination of error locations, e.g. Chien search or other methods or arrangements for the determination of the roots of the error locator polynomial
    • H—ELECTRICITY
    • H03—ELECTRONIC CIRCUITRY
    • H03M—CODING; DECODING; CODE CONVERSION IN GENERAL
    • H03M13/00—Coding, decoding or code conversion, for error detection or error correction; Coding theory basic assumptions; Coding bounds; Error probability evaluation methods; Channel models; Simulation or testing of codes
    • H03M13/03—Error detection or forward error correction by redundancy in data representation, i.e. code words containing more digits than the source words
    • H03M13/05—Error detection or forward error correction by redundancy in data representation, i.e. code words containing more digits than the source words using block codes, i.e. a predetermined number of check bits joined to a predetermined number of information bits
    • H03M13/13—Linear codes
    • H03M13/15—Cyclic codes, i.e. cyclic shifts of codewords produce other codewords, e.g. codes defined by a generator polynomial, Bose-Chaudhuri-Hocquenghem [BCH] codes
    • H03M13/151—Cyclic codes, i.e. cyclic shifts of codewords produce other codewords, e.g. codes defined by a generator polynomial, Bose-Chaudhuri-Hocquenghem [BCH] codes using error location or error correction polynomials
    • H03M13/158—Finite field arithmetic processing

Abstract

Procedimiento para soldar un artículo de superaleación basada en níquel o níquel y cobalto, que comprende precalentar toda una zona de soldadura y la región adyacente a la zona de soldadura del artículo a un intervalo de temperatura de máxima ductilidad que está por encima de una temperatura de envejecimiento y por debajo de una temperatura de fusión incipiente para dicha superaleación y mantener tal temperatura durante la soldadura y la solidificación de La soldadura, y enfriar el artículo por debajo de un intervalo de endurecimiento por precipitación gamma prima a una velocidad efectiva para minimizar la precipitación gamma prima adicional, estando el procedimiento caracterizado por: la elevación de la temperatura del artículo soldado a una temperatura de atenuación de tensión antes de dicha etapa de enfriamiento.

Description

La presente invención se refiere a un procedimiento par soldar artículos de superaleación que son difíciles de soldar.
A medida que se desarrollan los componentes de motores de reacción, existe una demanda continua de mejora de la capacidad para soportar temperaturas cada vez más elevadas debido a las demandas de altas temperaturas aplicadas a estos componentes en el motor. Las actuales palas y álabes de turbina de alta presión son sometidas a condiciones adversas de temperatura extremadamente alta (por ejemplo, superior a 1093,33ºC). Estas piezas de motores de reacción pueden requerir procesos de soldadura durante la fabricación de los componentes, o después de ver las operaciones del motor y requerir reparación como consecuencia del desgaste y grietas.
Como consecuencia de estas demandas de alta temperatura, estos componentes a menudo se fabrican con superaleaciones que contiene una fase gamma prima. Un problema particular con las aleaciones endurecibles por precipitación gamma prima tales como la R'80 es la incapacidad de soldar o revestir estas aleaciones con las aleaciones iguales o similares sin producirse grietas y grandes rechazos de producción.
Debido a las temperaturas de soldadura y tensiones implicadas, estas aleaciones producen contracción, agrietamiento por tensión, y similar. Debido a las dificultades en la soldadura de las superaleaciones específicas, existe la necesidad de un proceso por el cual las aleaciones endurecibles por precipitación gamma prima se pueden soldar de manera consistente sin fisuras con las aleaciones metálicas similares o de base. Las patentes de los Estados Unidos nº
5.106.010 y 5.374.319 divulgan tal procedimiento que precalienta el área de soldadura y la región adyacente a la zona de soldadura a una temperatura dúctil y mantiene tal temperatura durante la soldadura y la solidificación. La patente de los Estados Unidos nº 5.554.837 divulga la realización de un proceso interactivo de soldadura láser para maximizar la reproducibilidad y minimizar los rechazos y los residuos, mientras aumenta el rendimiento de los componentes soldados. Si bien estos procesos minimizan la fisuración en muchas aleaciones, todavía hay una necesidad de mejoras en el proceso.
El documento EP 1016487 es solamente una mención respecto a la novedad de conformidad con el artículo 54 (3) y (4) del CPE 1973. Que divulga un aparato de calentamiento y el procedimiento para la soldadura de un artículo de superaleación. El aparato y el procedimiento proporcionan tratamientos térmicos de pre-soldadura y post-soldadura que se realizará en un artículo en el mismo recinto en el que se lleva a cabo la operación de soldadura. Se dice que el aparato controla con precisión la temperatura del componente a soldar a lo largo de todos los perfiles del tratamiento de temperatura con el uso de medios para la soldadura del artículo, medios para calentar el artículo en el recinto, y medios para detectar la temperatura de los artículos. Se dice también que el aparato funciona en combinación con un dispositivo de almacenamiento de memoria que almacena perfiles apropiados de temperatura por tratamiento térmico de presoldadura y post-soldadura y un perfil de temperatura de soldadura para el artículo.
El documento de los Estados Unidos 5.897.801 divulga un artículo fabricado de una superaleación de níquel que tiene un rango de ductilidad nula de la temperatura de solidificación de la aleación a aproximadamente 315,55°C por debajo de la temperatura de solidificación a la cual se suelda, como por ejemplo en la reparación de soldadura de las grietas superficiales, eliminando materias extrañas de la zona a soldar, aliviando en primer lugar el estrés del artículo, ajustando la temperatura del artículo a una temperatura de soldadura de aproximadamente 982,22°C. a cerca de 1.148,88°C, soldando una zona preseleccionada en atmósfera inerte en el temperatura de soldadura, y en segundo lugar aliviando el
estrés del artículo. La soldadura se realiza preferiblemente aplicando un arco en la zona preseleccionada para fundir la aleación localmente en la zona preseleccionada, proporcionando un metal de relleno que tiene la misma composición que la superaleación basada en níquel del artículo, y alimentando el metal de relleno en el arco de modo que el metal de relleno se funde y se fusiona con el artículo para formar una soldadura tras la solidificación.
El documento de los Estados Unidos 5.554.837 divulga un procedimiento que tiene las características del preámbulo de la reivindicación 1 de ambos conjuntos de reivindicaciones anexas. Se divulga un procedimiento y un aparato de soldadura láser de un artículo de superaleación de níquel y/o cobalto que comprende: precalentar toda la zona de soldadura y la región adyacente a una temperatura dúctil con una bobina de calentamiento por inducción y mantener tal temperatura durante la soldadura y la solidificación de la soldadura, y soldar el artículo precalentado utilizando un láser con una alimentación de aleación en polvo con un medio de control que controla el láser, la alimentación eléctrica y el sistema de movimiento en el que se fija el artículo, en el cual el medio de control incluye un sistema de visión que digitaliza la zona de soldadura estableciendo una trayectoria para la soldadura láser a seguir.
La presente invención está caracterizada por las características de la parte caracterizadora de la reivindicación 1 de cada conjunto de reivindicaciones anexas. Las características opcionales se definen en las reivindicaciones dependientes.
imagen1
Breve descripción de los dibujos
La figura 1 ilustra un sistema de soldadura láser útil para llevar a cabo el proceso de soldadura láser.
La figura. 2 son datos de tracción en caliente que muestran la ductilidad (δ) respecto de la temperatura para EN 738 LC.
La figura. 3 son datos de tracción en caliente que muestran la ductilidad (δ) respecto de la temperatura de Rene 80.
5 Descripción detallada de la invención
La presente invención proporciona un procedimiento para soldar artículos de superaleaciones de soldadura, en particular componentes de motores de turbina de gas que incluyen palas, las paletas y rotores. Las superaleaciones son superaleaciones basadas en níquel o níquel y cobalto, que son difíciles de soldar por los procedimientos del estado de la técnica. Estas superaleaciones incluyen aleaciones equiaxiales de cristal único y direccionalmente solidificadas de
10 aleaciones endurecidas de precipitación de níquel gamma prima y aleaciones de cobalto reforzado. En general, las superaleaciones reforzadas por precipitación gamma prima contienen titanio y aluminio en una cantidad combinada de al menos aproximadamente el 5%. Las superaleaciones adecuados incluyen R'80, DSR'80h, R'108, EN 738 LC, R'125 Hf, DSR'142, R'N4, R'N5, Mar-M-247DS, In792Hf, CMSX-4 e In738LC. La composición nominal de algunas de estas superaleaciones se describe en la Tabla 1.
imagen2
Tabla I
Composición química (% Peso): SUPERALEACIÓN BASADA EN NÍQUEL
ALEACIÓN
ELEMENTO R’80 IN738LC DSR’80H R’108 R’125Hf DSR’142 R’N4 R’N5
imagen3
Aluminio [Al] 2,8 - 3,2 3,4 3,0 5,25 - 5,75 4,8 6,00 - 6,30 4,10 - 4,30 6,00 - 6,40 Cromo [Cr] 13,7 - 14,3 16 14,0 8,00 - 8,70 9,0 6,60 - 7,00 9,50-10,00 6,75 - 7,25 Cobalto [Co] 9,0-10,00 8,5 9,0 9,00 -10,00 10,0 11,70 -12,30 7,00 - 8,00 7,00 - 8,00 Molibdeno [Mo] 3,7-4,3 1,75 4,0 0,40-0,60 2,0 1,30-1,70 1,30 - 1,70 1,30 -1,70 Tungsteno [W] 3,7 - 4,3 2,6 4,0 9,30 - 9,70 7,0 4,70 - 5,10 5,75 - 6,25 4,75 - 5,25 Tántalo [Ta] 0,10 max --2,80 - 3,30 3,8 6,2 - 8,5 4,6 - 5,00 8,30 - 6,70 Titanio [Ti] 4,80 - 5,20 3,4 4,7 0,60 - 0,90 2,6 0,02 max, 3,35 - 3,65 0,02 max Hafnio [Hf] 0,1 max -0,8 1,30 -1,70 1,6 1,30 -1,70 0,1- 0,20 0,12 - 0,18 Renio [Re] -----2,60 - 3,00 -2,75 - 3,25 Carbono [C] 0,15 - 0,19 0,17 0,16 0,07-0,10 0,1 0,10 - 0,14 0,05-0,07 0,04 - 0,06 Circonio [Zr] 0,02 - 0,10 0,1 0,01 0,005 - 0,02 0,1 0,015 - 0,03 0,020 max 0,010 max Boro [B] 0,01-0,02 0,01 0,015 0,01- 0,02 0,0 0,01- 0,02 0,003 - 0,005 0,003 - 0,005 Níquel [Ni] Resto Resto Resto Resto Resto Resto Resto Resto Otros W+Mo=7,70 mínimo Man <0,2 Cb=0,9 Cub=0,4,0,6 Al+Ta=12,45 mínimo
En las aleaciones direccionalmente solidificadas (DS) hay elementos de traza añadidos como reforzadores de límite de grano. Los reforzadores de límite de grano consisten típicamente en carburos y boruros, a menudo de tungsteno y tantalio. Cuando se sueldan al láser estas aleaciones mediante procedimientos típicos hay un problema en consonancia con la formación de micro-fisuras en los límites de grano. La composición metalúrgica de los límites de grano es tal que se funden a una temperatura más baja que el resto de la materia de base. Si los límites de grano se enfrían entonces muy rápidamente se fracturan. La evaluación metalúrgica de muestras de soldadura ha mostrado que las piezas soldadas usando parámetros de CO2- láser típicos experimentan micro-grietas en los bordes de grano. En algunos casos las micro-grietas siguen siendo pequeñas. En otros, se abren por rasgadura y pueden progresar completamente a través de la nueva soldadura. Se pueden reparar a menudo mayores grietas de forma individual. Sin embargo, la experiencia ha demostrado que cuanto más se intenta la soldadura en una parte específica, mayor es la probabilidad de generar grietas adicionales. El aumento en la probabilidad de fisuras es causado por el procedimiento de soldadura láser inicial, que genera micro-fisuras en los límites de grano. Incluso si las micro-fisuras inicialmente no se propagan, se mantienen presentes como sitios de iniciación de la grieta con una probabilidad muy alta de ampliación durante posteriores operaciones de tratamiento térmico o soldadura.
El artículo de superaleación (por ejemplo, una paleta o un alabe) se precalienta, preferiblemente utilizando una bobina de calentamiento por inducción. Durante esta fase de precalentamiento de toda la zona de soldadura del artículo de superaleación y la región adyacente a la zona de soldadura se calienta por la bobina de calentamiento por inducción a un intervalo de temperatura de máxima ductilidad. El intervalo de temperatura de máxima ductilidad es el intervalo de temperatura en el cual una aleación particular posee una ductilidad máxima y está por encima de la temperatura de envejecimiento, pero por debajo de la temperatura de fusión incipiente. El intervalo de temperatura de máxima ductilidad se determina para cada aleación dada por la evaluación de los datos de ensayo de tracción en caliente y es un intervalo de temperatura al cual se aumenta significativamente la ductilidad de la aleación respecto de la ductilidad de la aleación a temperatura ambiente. Estos datos se pueden medir usando el equipo de ensayo de tipo "Gleeble" fabricado por Dynamic Systems Inc., como se indica en el documento "Evaluation of the Weldability of Gas Turbine Blade Materials In738LC y Rene 80" de N. Czech y col. (Proceedings from Materials Solutions’97 on Joining and Reapair of Gas Turbine Components, 15-18 de septiembre de 1997, páginas 7-10). Es fundamental para el proceso que la temperatura de la pieza esté estrechamente controlada en este intervalo de temperatura durante el procedimiento de soldadura. En la figura 2 los datos de tracción en caliente para In738LC muestran un intervalo de temperatura de máxima ductilidad para la aleación de 980 a 1.040°C (1.800°F a 1.900°F) (y en la figura. 3 muestra los datos Rene 80 con un intervalo de temperatura de máxima ductilidad de 1050 a 1.150°C (1.925 a 2.100°F). Los datos de las Figuras 2 y 3 se toman del artículo de N. Czech y col. Como lo muestran los datos de contracción en caliente en las figuras 2 y 3, la ductilidad de las aleaciones se reduce significativamente a temperaturas por debajo o por encima de este intervalo óptimo. El intervalo de temperatura de máxima ductilidad se encuentra generalmente dentro del intervalo de 760 a 1.150°C (1.400°F a 2.100°F).
Es fundamental para este procedimiento mantener el equilibrio térmico antes, durante y después del procedimiento de soldadura/revestimiento, dando lugar a gradientes térmicos menos graves a lo largo de la soldadura/metal de base adyacente reduciendo de este modo las tensiones residuales y las grietas posteriores. La reducción de los gradientes térmicos disminuye el impacto del calor de la soldadura sobre la zona afectada por el calor, es decir, el proceso "traslada" la zona afectada por el calor lejos de la línea de fusión. Dado que toda la zona de soldadura y la región adyacente es precalentada por encima de la temperatura de endurecimiento por precipitación, esto da lugar a una distribución térmica uniforme que impide la contracción y las tensiones residuales resultantes que se centra normalmente en la zona más débil afectada por el calor. Toda la zona de soldadura y región adyacente experimentan una contracción térmica como consecuencia de la reacción de envejecimiento, distribuyéndose las tensiones residuales que resultan de esta reacción sobre una zona mucho mayor, no solamente concentrada en el lugar a soldar.
Se calienta toda la zona de soldadura y la región adyacente, por calentamiento por inducción, a la temperatura dúctil. La región adyacente a la zona de soldadura que se está calentando es al menos lo suficientemente grande como para ser capaz de abarcar la zona afectada por el calor, preferiblemente mayor. La zona afectada por el calor se define como la parte del metal de base que no se ha fundido, pero cuyas propiedades mecánicas y cuya microestructura se han alterado por el calor de la soldadura (ver Metals Handbooks Ninth Edition, Volumen 6, ASM, 1983). En general, esta región adyacente que se esta calentando está a al menos de 0,64 cm (0,25 pulgadas), preferiblemente 1,3 a 2,5 cm (0,5 a 1 pulgada) de la soldadura.
Una vez que se ha precalentado el artículo a la temperatura deseada, el láser y la alimentación de polvo están listos para soldar. La radiación del láser forma una pequeña reserva fundida de substrato a medida que el polvo de la alimentación de polvo se dispersa sobre la reserva de soldadura y se suelda (reviste) a la pieza por el haz láser. El proceso de solidificación es controlado con precisión por la radiación del haz y la energía térmica ofrecida por la bobina de inducción y el movimiento relativo del haz y el artículo para controlar los esfuerzos y tensiones térmicas y resultantes para formar una soldadura sin grietas durante y después del proceso de solidificación. Durante la operación, la zona de soldadura del artículo está envuelta en un gas inerte (argón o el helio, por ejemplo) con el fin de minimizar la oxidación y contaminación por óxido del polvo de superaleaciones de base y aleaciones de metal de relleno durante el proceso de calentamiento y soldadura.
imagen4
La temperatura de la zona de soldadura se controla a lo largo de todo el proceso a pesar del calor añadido del haz láser utilizando un pirómetro óptico con bucle de tensión de retroalimentación (inferómetro) que controla el calentador de inducción. La pieza se precalienta en el intervalo de temperatura de máxima ductilidad y se mantiene en este intervalo durante la soldadura y la solidificación a pesar de la entrada del calor de soldadura localizada. Además, el inferómetro (bucle de retroalimentación) controla la proporción de aumento (calentamiento) antes de soldar y de descenso (enfriamiento) una vez terminada la soldadura. Este proceso de precalentamiento reduce las tensiones y las grietas de la soldadura y permite que el artículo de superaleación de base sea soldado con láser (revestido), con una alimentación de aleación en polvo que también abarca una superaleación, es decir, una superaleación reforzada por precipitación gamma prima. Ventajosamente se puede utilizar una aleación en polvo que es sustancialmente igual a la aleación del artículo de superaleación. La reducción de las tensiones y grietas del mismo es especialmente necesaria cuando se suelda una superaleación solidificada direccionalmente con una aleación reforzada gamma prima debido a la susceptibilidad de agrietamiento a lo largo de los límites de grano.
Después de terminar el proceso de soldadura, pero antes del enfriamiento, la zona de soldadura se calienta a una temperatura lo suficientemente alta para permitir conseguir una atenuación de tensión total. La temperatura de atenuación de tensión se encuentra típicamente en el intervalo 1.040 a 1.150°C (1.900°F a 2.100°F), determinado por la aleación específica. La zona de la soldadura se mantiene a la temperatura más alta durante un período de tiempo suficiente para que se disipen todas las tensiones residuales de soldadura.
Se controla el enfriamiento para reducir las tensiones inducidas por el enfriamiento incontrolado que puede inducir un agrietamiento. Después de completar la atenuación de tensión a temperatura elevada, la zona de soldadura se enfría rápidamente a una temperatura por debajo del intervalo de endurecimiento por precipitación gamma prima, típicamente 815 a 900°C (1.500° a 1.650°F). El enfriamiento rápido minimiza y/o impide la precipitación gamma prima adicional, lo cual añadiría tensión adicional a la zona de soldadura. Típicamente, el enfriamiento se realiza a una velocidad de al menos 38°C (100°F) por minuto, preferiblemente al menos 47°C (116°F) por minuto.
La velocidad de enfriamiento para evitar la precipitación gamma prima adicional se puede determinar experimentalmente para cada tipo de aleación mediante el trazado de una curva de tiempo-temperatura-transformación. Se requiere un número de muestras de material idéntico se requieren, estando cada muestra en la condición de la solución tratada por calor. Típicamente, las temperaturas de tratamiento térmico de la solución se encuentran en el intervalo de 1.200 a 1.260°C (2.200 hasta 2.300°F). Para preparar las muestras, la muestra se mantiene a la temperatura de solución durante el tiempo especificado por el fabricante. Para generar la curva de tiempo-temperatura-transformación, cada muestra se debe entonces inactivar en argón a una temperatura intermedia, típicamente entre 760º a 1090°C (1.400º a 2.000°F). Las muestras se mantienen a esta temperatura durante un periodo de tiempo establecido antes de ser inactivadas a temperatura ambiente. Un gran número de muestras son procesadas por este procedimiento usando diferentes temperaturas intermedias y los tiempos de mantenimiento para crear un "mapa" para cada aleación. Después de completar los tratamientos térmicos, cada muestra es metalúrgicamente evaluada en cuanto a la presencia de gamma prima. La información se transfiere a un diagrama de temperatura - tiempo, donde se dibuja la curva de tiempotemperatura-transformación como el límite entre las zonas en el diagrama que muestran gamma prima y las que no lo hacen. La curva tiempo-temperatura-transformación se usa para determinar la velocidad de enfriamiento crítica para cada aleación que se requiere para mantener la aleación fuera del intervalo donde se produce la precipitación gamma prima para evitar la tensión asociada a la precipitación gamma prima adicional, que puede causar grietas en la aleación.
La figura 1 ilustra un sistema de soldadura láser útil para la realización de la invención en el que los componentes no están acoplados, el aparato se compone de un láser 11 con una alimentación de polvo 12, un calentador de inducción 13 con su bobina de calentamiento por inducción 14 y un sistema de movimiento 15 en que cual se fija el artículo 20. El artículo (se muestra una pala de turbina) se fija montando en una etapa 16 de una manera muy precisa, usando una grapa, como es convencional. También se muestran un pirómetro 17 y un revestimiento de gas inerte (pantalla) 18 con una línea de alimentación de gas inerte 19 y un difusor de gas 21.
La soldadura por láser de este artículo se controla mediante el uso de un medio de control numérico informático (CNC) que controla el láser, la alimentación de polvo y el sistema de movimiento en el que se fija el artículo. Se requiere una amplia programación y el desarrollo de parámetros corroborados por el análisis metalúrgico para una unión metalúrgica por fusión de sonido sin fisuras. El medio de control incluye un sistema de visión que digitaliza la configuración del artículo con el fin de accionar el sistema de movimiento que mantiene el artículo bajo el haz láser enfocado y la alimentación de polvo convergente
El sistema de control permite la operación eficiente y económica del procedimiento que permite una variedad de configuraciones complejas a soldar. El sistema de visión que se emplea establece una trayectoria precisa para el sistema de soldadura láser que se individualiza para la zona de soldadura del artículo en particular a soldar. Esto se logra con un control numérico informático que utiliza un programa para el artículo, pero con la trayectoria precisa establecida por el sistema de visión. Después de fijar el artículo en su fijación, se comprueba la altura para determinar la acumulación necesaria durante la soldadura (revestimiento). Luego, después de ajustar el contraste de la zona de soldadura, la cámara del sistema de visión ve (es decir, toma una foto de) la zona de soldadura y digitaliza su periferia trazando la periferia con una pluralidad de puntos que se convierten numéricamente proporcionando una trayectoria contorneada precisa para que el láser siga la zona específica de soldadura del artículo. Después de establecer la trayectoria, el artículo todavía en su fijación, se coloca en el sistema de movimiento del aparato de soldadura por láser en donde la trayectoria del láser se establece con precisión para este artículo. Debido a que la trayectoria se establece con precisión para el artículo específico, se producen menos desechos en el proceso de soldadura y se requiere un mecanizado reducido (fresado, rectificado) a continuación del mismo para eliminar el exceso de soldadura. Como ventaja particular el mecanizado posterior también se puede controlar con precisión mediante la utilización de los mismos parámetros de control y fijación para el artículo específico establecidos originalmente por el sistema de visión para la soldadura láser. Esto reduce los requisitos para la posterior medición y control que aumenta la eficiencia del procedimiento.
imagen5
El sistema de movimiento cuya trayectoria está establecida por el sistema de control es al menos un sistema de movimiento de 3 ejes, preferiblemente de 4 o 5 ejes para proporcionar el movimiento detallado necesario para diversas superficies complejas de zonas de soldadura. El movimiento de 3 ejes sería a lo largo de las direcciones X, Y y Z, el movimiento de 4 ejes para superficies planas más complejas combinarían las direcciones X, Y y Z con rotación (véase la figura 1), mientras que un movimiento de 5 ejes para superficies contorneadas combinaría las direcciones X, Y y Z con rotación e inclinación.
Los láseres apropiados incluyen los conocidos por el experto en la técnica que incluyen un láser de CO2. La densidad de potencia del láser puede ser de entre 1,5x104 vatios/cm2 (105 vatios/pulgada2) y 2,5x106 vatios/cm2 (107 vatios/pulgada2) con un tamaño de punto de haz en el intervalo de 0,102 a 0,127 cm (0,040 a 0,150 pulgadas ). La alimentación de la aleación en polvo se lleva a cabo para conseguir una corriente de partículas de aleación generalmente de una malla de –120 a +400 a una velocidad de 5 a 15 gramos/min. Con las velocidades del láser de soldadura de menos de 25 cm por minuto, preferiblemente de 5 a 10 cm por minuto (2 a 4 pulgadas por minuto) la potencia del láser utilizado es de 1,5x103 a 1.5x105 vatios/cm2 (104 a 106 vatios/pulgadas2), y la tasa de alimentación de la aleación en polvo es de 2 a 6 gramos por minuto.
Ejemplo 1
Una pala de turbina de alta presión de la segunda etapa se procesó para su reparación. La pala se coló en la aleación Inconel 738LC. Los revestimientos externos se extrajeron químicamente y se limpiaron las cavidades interiores. La pala se envió a través de un ciclo típico de atenuación de la tensión de pre-soldadura a vacío. El material erosionado se rectificó desde la punta de la pala, dejando una superficie plana y limpia. Las cavidades expuestas internas en la punta de la pala se limpiaron y pulieron con fresas de carburo en rectificadoras de matrices manuales, junto con la periferia de la zona a soldar. La hoja se colocó en una caja de purga para que pueda sumergir completamente en una atmósfera protectora de argón. Una bobina de calentamiento por inducción se colocó alrededor de la punta de la pala. Basado en datos publicados, el intervalo óptimo de precalentamiento de soldadura para Inconel 738LC se determinó que estuviese en el intervalo de 980 a 1.040°C (1.800°F a 1.900°F). Las temperaturas por encima o por debajo de este intervalo podrían disminuir significativamente la ductilidad de la aleación. El punto de ajuste de la pala de la muestra fue de 1.010°C +/- 15°C (1.850°F +/- 25°F). La punta de la pala se calentó a 1.010\C (1.850°F) y se deja estabilizar a esa temperatura. La punta de la pala se soldó entonces manualmente con soldadura TIG usando una varilla Inconel 738LC. Después de completar la soldadura, la temperatura de la punta de la pala se elevó al 1.107ºC (2.025°F), una temperatura suficiente para permitir una atenuación total de la tensión de las zonas de soldadura y adyacentes. La punta de la pala se mantuvo a 1.107ºC (2.025°F) de temperatura durante 15 minutos. La punta de la pala se dejó enfriar a temperatura ambiente. El enfriamiento inicial de 1.107°C (2.025 ° F) a 650°C (1.200°F) se llevó a cabo en aproximadamente 6 minutos. El contorno de la punta de la pala se restauró entonces mediante soldadura láser interactiva con precalentamiento de inducción. Se llevó a cabo un tratamiento térmico a vacío de postsoldadura final. La inspección penetrante fluorescente de las zonas de soldadura y adyacentes se llevó a cabo, junto con la inspección por rayos X de la punta de la pala. La punta de la pala se seccionó entonces para su análisis metalúrgico. No se encontraron grietas en la aleación de soldadura o de base durante cualquiera de las operaciones de inspección.
Ejemplo 2
Se procesó una pala de turbina de alta presión de primera etapa para su reparación. La hoja se coló en la aleación Inconel 738LC. Los revestimientos externos se extrajeron químicamente y se limpiaron las cavidades internas. La pala se envió a través de un ciclo típico de atenuación de tensión de presoldadura a vacío. El material erosionado se rectificó desde la punta de la pala, dejando una superficie plana y limpia. Las grietas de fatiga térmica en las paredes de la paleta en la punta de la pala se ranuraron. La inspección penetrante fluorescente de las zonas ranuradas se llevó a cabo para garantizar que las grietas han desaparecido. Las zonas ranuradas se limpiaron usando fresas de carburo con rectificadoras de matrices manuales para preparar su soldadura. La pala se colocó entonces en una caja de purga para que se pudiese sumergir completamente en una atmósfera protectora de argón. Una bobina de calentamiento por
imagen6
inducción se colocó alrededor de la punta de la pala. Basado en datos publicados, el intervalo óptimo de precalentamiento de soldadura para Inconel 738LC se determinó que estuviese en el intervalo de 980 a 1.040°C (1.800°F a 1.900°F). Las temperaturas por encima o por debajo de este intervalo disminuirían significativamente la ductilidad de la aleación. El punto de ajuste de la pala de la muestra fue de 1.010 +/- 150°C (1.850°F +/- 25°F). La punta 5 de la pala se calentó a 1.010°C (1.850ºF), y se deja estabilizar a esa temperatura. La punta de la pala se soldó entonces manualmente con soldadura TIG usando una varilla Inconel 738LC. Después de completar la soldadura, la temperatura de la punta de la pala se elevó al 1.107ºC (2.025°F), una temperatura suficiente para permitir una atenuación total de la tensión de las zonas de soldadura y adyacentes. La punta de la pala se mantuvo a una temperatura de 1.107ºC (2.025°F) durante 15 minutos. La punta de la pala se dejó enfriar a temperatura ambiente. El enfriamiento inicial de 10 1.107°C (2.025 ° F) a 650°C (1.200°F) se llevó a cabo en aproximadamente 6 minutos. El contorno de la punta de la pala se restauró entonces mediante soldadura láser interactiva con precalentamiento de inducción, seguido de un ciclo típico de atenuación de tensión postsoldadura a vacío. La inspección penetrante fluorescente de las zonas de soldadura y adyacentes se llevó a cabo, junto con la inspección por rayos X de la punta de la pala. La punta de la pala se seccionó entonces para su análisis metalúrgico. No se encontraron grietas en la aleación de soldadura o de base durante
15 cualquiera de las operaciones de inspección.
imagen7

Claims (12)

  1. REIVINDICACIONES
    1.- Procedimiento para soldar un artículo de superaleación basada en níquel o níquel y cobalto, que comprende
    precalentar toda una zona de soldadura y la región adyacente a la zona de soldadura del artículo a un intervalo de temperatura de máxima ductilidad que está por encima de una temperatura de envejecimiento y por debajo de una temperatura de fusión incipiente para dicha superaleación y mantener tal temperatura durante la soldadura y la solidificación de La soldadura, y
    enfriar el artículo por debajo de un intervalo de endurecimiento por precipitación gamma prima a una velocidad efectiva para minimizar la precipitación gamma prima adicional, estando el procedimiento caracterizado por:
    la elevación de la temperatura del artículo soldado a una temperatura de atenuación de tensión antes de dicha etapa de enfriamiento.
  2. 2 .- Procedimiento según la reivindicación 1, en el cual el artículo de superaleación se elige en el grupo que consiste en una superaleación reforzada por precipitación gamma prima que contiene titanio y aluminio en una cantidad combinada de al menos el 5%.
  3. 3.
    Procedimiento según la reivindicación 2 en el cual el artículo se enfría a una velocidad de al menos 38°C por minuto.
  4. 4.
    Procedimiento según la reivindicación 3 en el cual el intervalo de temperatura de máxima ductilidad está dentro del intervalo de 760ºC a 1.150°C.
  5. 5.
    Procedimiento según la reivindicación 4 en el cual la soldadura se realiza con una aleación en polvo que es una superaleación basada en níquel reforzada por precipitación gamma prima que contiene titanio y aluminio en una cantidad combinada de al menos el 5%.
  6. 6.
    Procedimiento según la reivindicación 5 en el cual el artículo superaleación y la aleación en polvo comprenden sustancialmente la misma aleación.
  7. 7.
    Procedimiento según la reivindicación 6 en el cual el artículo superaleación es un componente para un motor de turbina de gas.
  8. 8.
    Procedimiento según la reivindicación 7 en el cual el artículo es una pala de turbina, un alabe de turbina o un rotor de turbina.
  9. 9.
    Procedimiento según la reivindicación 8 que comprende, además, mecanizar el artículo soldado.
  10. 10.
    Procedimiento según la reivindicación 5 en el cual el artículo es enfríado a una velocidad de al menos 46°C por minuto.
  11. 11.
    Procedimiento según la reivindicación 10 en el cual la superaleación es In 738LC y el intervalo de temperatura de máxima ductilidad es de 982°C a 1.038°C.
  12. 12.
    Procedimiento según la reivindicación 10 en el cual la superaleación es R/80 y el intervalo de temperatura de máxima ductilidad es de 1.050°C a 1.150ºC.
ES01964537T 2000-03-17 2001-02-21 Soldadura de artículos de superaleación. Expired - Lifetime ES2367355T3 (es)

Applications Claiming Priority (2)

Application Number Priority Date Filing Date Title
US527362 2000-03-17
US09/527,736 US6581180B1 (en) 2000-03-17 2000-03-17 System and method for performing a Chien search using multiple Galois field elements

Publications (1)

Publication Number Publication Date
ES2367355T3 true ES2367355T3 (es) 2011-11-02

Family

ID=24102718

Family Applications (1)

Application Number Title Priority Date Filing Date
ES01964537T Expired - Lifetime ES2367355T3 (es) 2000-03-17 2001-02-21 Soldadura de artículos de superaleación.

Country Status (2)

Country Link
US (1) US6581180B1 (es)
ES (1) ES2367355T3 (es)

Families Citing this family (12)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
US6766493B1 (en) * 2000-12-21 2004-07-20 Cisco Technology, Inc. Method and apparatus for generating and checking cyclic redundancy code (CRC) values using a CRC generator and binary galois field multiplier
US6766344B2 (en) * 2001-05-08 2004-07-20 International Business Machines Corporation Processing Galois Field arithmetic
JP2003294674A (ja) * 2002-04-04 2003-10-15 Honda Motor Co Ltd ガスセンサの取付構造
CN100384116C (zh) * 2005-03-31 2008-04-23 中国科学院空间科学与应用研究中心 一种高速译码芯片
US7661057B2 (en) * 2006-02-01 2010-02-09 Broadcom Corporation Clocking Chien searching at different frequency than other Reed-Solomon (RS) ECC decoding functions
CN101001089B (zh) * 2006-12-28 2010-06-16 安凯(广州)微电子技术有限公司 一种纠错码解码中的钱搜索方法及装置
US8458574B2 (en) * 2009-04-06 2013-06-04 Densbits Technologies Ltd. Compact chien-search based decoding apparatus and method
US8453038B2 (en) * 2009-06-30 2013-05-28 Apple Inc. Chien search using multiple basis representation
US8650467B1 (en) 2012-07-23 2014-02-11 Apple Inc. Parallel chien search over multiple code words
CN102957437B (zh) * 2012-10-29 2016-03-30 记忆科技(深圳)有限公司 一种钱搜索方法及装置
CN104842033A (zh) * 2015-05-05 2015-08-19 柳州金茂机械有限公司 一种定子焊接工艺
CN104842032A (zh) * 2015-05-05 2015-08-19 柳州金茂机械有限公司 一种转子焊接工艺

Family Cites Families (3)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
US5001715A (en) * 1988-05-12 1991-03-19 Digital Equipment Corporation Error location system
US6199188B1 (en) * 1997-10-07 2001-03-06 Quantum Corporation System for finding roots of degree three and degree four error locator polynomials over GF(2M)
US6260173B1 (en) * 1998-12-23 2001-07-10 Lih-Jyh Weng Combined system for producing error correction code symbols and error syndromes

Also Published As

Publication number Publication date
US6581180B1 (en) 2003-06-17

Similar Documents

Publication Publication Date Title
EP1296796B1 (en) Welding superalloy articles
ES2306538T3 (es) Soldadura por laser de articulos de superaleacion.
JP3572524B2 (ja) 超合金製品の高温度におけるインターアクティブレーザー溶接
US8141769B2 (en) Process for repairing a component comprising a directional microstructure by setting a temperature gradient during the laser heat action, and a component produced by such a process
CN106563929B (zh) 修复和制造涡轮发动机部件的方法及涡轮发动机部件
ES2367355T3 (es) Soldadura de artículos de superaleación.
JP3218567B2 (ja) 高強力ニッケル基超合金類の溶接
US20060231535A1 (en) Method of welding a gamma-prime precipitate strengthened material
US20070228108A1 (en) Repair Soldering Method for Repairing a Component Which Comprises a Base Material with an Oriented Microstructure
US20120273468A1 (en) Single crystal welding of directionally solidified materials
JP2009090371A (ja) 溶接方法
JP2009090371A6 (ja) 溶接方法
US20150108098A1 (en) Single crystal welding of directionally solidified materials
US20120285933A1 (en) Monocrystalline welding of directionally compacted materials
US20140123890A1 (en) Single-crystal welding of directionally compacted materials