JP4317598B2

JP4317598B2 - Method of generating residual compressive stress in stainless steel and nickel-base superalloy and stress corrosion crack repair by underwater welding

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Publication number: JP4317598B2
Application number: JP08898197A
Authority: JP
Inventors: ハービ・ドナルド・ソロモン; レイモンド・アラン・ホワイト; ロバート・アンソニー・フサロ，ジュニア
Original assignee: General Electric Co
Current assignee: General Electric Co
Priority date: 1996-04-08
Filing date: 1997-04-08
Publication date: 2009-08-19
Anticipated expiration: 2017-04-08
Also published as: DE19713701A1; SE9701239D0; DE19713701B4; SE9701239L; SE524744C2; JPH1034374A

Description

【０００１】
【発明の属する技術の分野】
本発明は、ステンレス鋼及びニッケル基超合金における残留引張応力(residual tensile stress) の実質的低減と残留圧縮応力(residual compressive stress) の増大に関する。別の態様では、本発明はかかる合金の応力腐食割れ、ヘリウム脆化及び高温割れによって引き起こされる損傷の防止に関する。さらに詳細には、本発明は、割れを起こしやすい合金で作られた構造物の割れ損傷を防止するための残留圧縮応力の生成を促進するための伝熱急冷(conductive quenching)に関する。
【０００２】
【従来の技術】
溶接には、接合しようとする２つの部分の接合箇所の局部的加熱が必須であり、それによって接合部及び接合部に加えられるフィラメタル(filler metal)の局部的溶融を引き起こす。溶接部はこの溶融材料の凝固によって得られる。この局部的加熱は局部的溶融を引き起こすだけでなく、溶融池に隣接した金属の膨張を引き起こす。この膨張に続いて、冷却中に収縮が起こる。こうした溶接作業に固有の温度勾配は熱応力の勾配をもたらし、この熱応力の勾配によって残留応力が発生する。こうした応力は、溶接作業後に残留して存在するので残留応力と呼ばれる。こうした応力は溶接される材料に内在性であり、換言すれば外的牽引力は必要とされない。こうした応力は凝固した溶接金属並びに溶接部周囲の熱影響部（ＨＡＺ；heat affected zone）に存在する。従来の溶接においては、このような残留応力は溶接部及びＨＡＺ内部では一般に引張応力である。これらは溶接部から遠いところでは一般に圧縮応力となるが、そうした圧縮応力の大きさは概して引張応力の大きさよりも小さい。全体の力は釣り合っていなければならず、これは大きな局部的引張応力が大きさは小さいがより広い体積に広がる圧縮応力と釣り合うことによって達成される。
【０００３】
これらの残留応力の大きさと分布は、溶接部に加えられる熱、溶接される部分のジオメトリー並びに溶接部及びＨＡＺの外部への熱伝達によって決定される。正確な熱勾配は溶接による入熱とその熱が除去される速度とのバランスに依存する。従来の溶接において考慮されてきた境界条件では、この熱が周囲の金属の冷部分（すなわち、溶接される材料の溶接部から離れた部分）への伝導によって除去されると仮定する。
【０００４】
溶接部及びＨＡＺからの放射或いは溶接部及びＨＡＺの外表面と接した気体を通しての伝導によって除去される熱は比較的少ない。本明細書に開示する発明はこれを改めて、溶接部及びＨＡＺ内に比較的大きな圧縮残留応力が発生するようにしたものである。これは溶接を水中或いは溶接部及びＨＡＺの急冷に使用できる幾つかの媒質中で実施することによって達成できる。本発明では、水は溶接部及びＨＡＺの表面から非常に効率的に熱を除去する伝導媒質として作用する。このように改められた熱の流れは、溶接部及びＨＡＺにおける圧縮応力の発生をもたらす。このことは重要であって、このような圧縮応力の発生によって、溶接部が冷える際に進展する高温割れやヘリウム割れ（Ｈｅ割れ）或いは溶接作業後に溶接部及びＨＡＺが応力腐食割れを促進する傾向のある条件に曝露されたときに起こる応力腐食割れを阻止することができる。
【０００５】
高温割れは、凝固中の溶接部に引張応力が作用することに起因する。溶接部は一般にある一点の限られた温度で凝固するものではない。超純粋な単一元素又は単一化合物材料を扱わない限り、凝固はある温度範囲にわたって起こる。凝固が起こるにつれて、凝固中に進展する収縮又は温度低下による収縮が応力の発生を引き起こす。かかる応力が凝固中の材料に作用すると、高温割れが発生するようになる。これは、存在している液体が引張応力を支えきれないからである。このような割れは、引張応力ではなくて圧縮応力が発生すれば阻止できる。
【特許文献１】
米国特許５２９６６７５号公報
【０００６】
ヘリウム脆化も冷却中に発生する引張応力の作用によって起こり、引張応力の代わりに圧縮応力が発生すれば阻止することができる。ヘリウム脆化は核照射によって生成する内部Ｈｅの発生に起因する。この現象は照射材料に対する補修溶接の成功を妨げる。圧縮応力の発生はこのような補修を可能にする。
圧縮残留応力の発生は応力腐食割れ（ＳＣＣ;stress corrosion cracking）を緩和する作用ももつ。その名前の示す通り、応力腐食割れは応力の作用を必要とし、残留応力はそうした応力の重要な源である。ＳＣＣは溶接作業後に溶接部及びＨＡＺが適当な媒質に露出されたときに発生する。このような媒質の存在下で引張応力が作用するのを防止すれば応力腐食割れは阻止することができる。したがって、引張応力ではなく圧縮応力を発生させれば、ＳＣＣを起こす傾向を最小限にすることができる。
【０００７】
今回、原子炉及び同様の装置及び構造物の水露出部分における応力腐食割れ損傷のプラズマ移行アーク溶接補修が水中での溶接プロセスの実施によって達成できることが判明した。この溶接プロセスには、必要条件の設定、溶融金属の溶融池の形成、隣接する非溶融部との冶金学的結合を形成するための溶融池の冷却、及び溶融範囲未満の周囲温度への溶接部の急冷が含まれる。溶融池は、粉末状又はワイヤ状で供給される適合性合金フィラメタルからも形成できるし、或いは補修すべき基材から自己発生的に形成することもできる。冷却中の溶融池を周囲水と接触させることによって、引張応力を低減し圧縮応力の発生を促すような熱流特性が得られる。
【０００８】
【発明の概要】
引張応力よりも圧縮応力を発生させることによって数多くの有益な効果が得られることは明らかであり、本発明はこのような有益な応力を生じさせる。このような応力は、水を溶融池から排除した状態に保つ局部的排水装置を使用して溶接作業を水中で行うときに発生する。溶接トーチが移動すると、局部的排水装置から溶接部が露出するが、溶接部はその時点までに凝固している。それにもかかわらず、溶接部及びＨＡＺからの熱伝達は溶接部を水中に置くことによって改まり、これによって圧縮応力の発生が引き起こされる。
【０００９】
排除装置は周囲圧力を若干上回る圧力まで加圧されるので、こうした水中溶接は水深の浅いところでも深いところでも行うことができる。有益な効果はフィラメタル（filler metal；溶加材）を使用してもしなくても得ることができる。慣用のフィラメタルを使ってもよいし、高温割れ、Ｈｅ脆化又はＳＣＣを緩和する特殊なフィラメタルを使用してもよい。
【００１０】
今回、圧縮応力を生じさせて高温割れ、Ｈｅ脆化を防止しＳＣＣを軽減するにはプラズマ移行アーク（ＰＴＡ）溶接を水中で使用すればよいことが判明した。８０フィート水柱に相当するレベルまで加圧した排除装置を使用した。これは、冷却水を排水する（これには核燃料の取り出し並びに水の遮蔽効果を補充するための遮蔽材の使用が必要とされる）ことなく原子炉内で補修溶接を行うことができるように行ったものである。溶接には、溶融池の適切な確立、溶融池と接合すべき材料の適切な結合、及び溶融池のクラックフリーな凝固が必要とされる。これを水中で行うには、液体状態にあるときの溶融池から水を排除しておくための局部的排除装置の使用が必要とされる。この溶融池は接合すべき材料から自己発生的に形成してもよいし、或いはフィラメタルで形成することもでき、フィラメタルは、溶融池に粉末又はワイヤから導入することもできるし、溶接に先立って接合部に重ねた薄板又はワイヤとして導入することもできる。
【００１１】
本発明の方法では、溶融して再凝固した金属及び隣接する処理材料の熱影響部において引張応力を低減すると共に残留圧縮応力の生成を促すために融接(fusion welding)又はクラッディング(cladding)技術を用いる。本発明の実施に当たって、保護された排除領域内で溶接トーチのような適当な熱源によって局部的に溶融した溶融池が形成され、排除領域からは周囲環境が排除される。排除装置はトーチその他の熱供給装置に取り付けられていてそれと共に移動する。トーチと排除装置がパスにそって移動すると、溶融池は冷却し始め、保護領域を通り越してその外に出ると溶接部が急冷媒質として作用する周囲環境に露出される。急冷媒質は溶接部及び処理材料の熱影響部の上面を急速に冷却する。熱は、従来の大気中での溶接におけるような対流によってではなく急冷媒質を介しての熱伝導によって融合溶接部及びその周囲の材料から除去される。若干の熱は、処理される塊状材料内部での熱の流れによって散逸する。しかし、本発明の方法に関しては、大半の熱の流れは急冷媒質を通して起こる。この熱流現象の効果は溶接部と近傍の熱影響部における圧縮応力の生成である。
【００１２】
【発明の実施の形態】
まず、図面について説明する。
図１は、液体の排除された領域を与える液体排除装置及びトーチの分解断面図である。
図２は、圧力逃がしステムをもつ粉末スプリッタの分解断面図である。
【００１３】
図３は、粉体送給系の全体図である。
図４は、本発明の例示的な使用並びに溶接部に残存する圧縮力の生成に十分な条件を説明した図である。
図５は、溶接部の軸に平行な方向における溶接部の融接線からの距離と溶接部及び周囲材料に発生した残留応力の関係を示すグラフである。
【００１４】
図６は、溶接部の表面に垂直な方向における溶接部の融接線からの距離と溶接部及び周囲材料に発生した残留応力の関係を示すグラフである。
図７は、ワイヤ送給水中プラズマ移行アーク系の概略図である。
これらの図面は、包括的なものであり、本発明を実施するに当たって利用もしくは修正することのできる装置を説明したものである。
【００１５】
図１に、溶接トーチ１０、例えばプラズマ移行アークトーチ（本明細書中ではＰＴＡトーチと呼ぶこともある）、ガスレンズ１４、及び本発明の実施に有用な液体排除装置１６の断面図を示す。
プラズマ移行アークトーチ及びガスレンズは当技術分野において周知である。本発明をプラズマ移行アーク溶接により説明するが、水中溶接によって残留圧縮応力を発生させるという技術的思想は他の溶接装置、例えばレーザー溶接、タングステン不活性ガス（ＴＩＧ）溶接及び金属不活性ガス（ＭＩＧ）溶接などにも適用することができる。
【００１６】
図１を参照すると、ＰＴＡトーチ１０は、溶接アークの維持に適した電圧及び電流の電極と、アークによって発生するプラズマの形を調節するためのガス流を迎え入れるガス導入口１１とを含んでいる。このガスは、一般に、プラズマにガスを供給するための中心電極の周りのいわゆるプラズマセンターガス流(plasma senter gas flow)と、いわゆるシールドガス流(shielding gas flow)（通常は溶融池及びＨＡＺの酸化を防止するためのものであるが、本発明では周囲静水圧において周囲気体又は液体を置換すると共にプラズマ外縁を包むためにも使われる）とに分割される。これらのガス流は、市販品として入手可能なタイプのガスレンズによって修正されかつアークプラズマのすぐ近傍に向けられる。ガスレンズの詳細は概して本発明の実施には重要でない。ガスレンズには、取り替え及び交換の便宜のためＰＴＡのねじ山１５と嵌合するねじ山（図示せず）が設けられている。粉末状の溶接材を導入口１２からトーチに導入してもよく、この導入口は以降で詳述する本発明の装置の一部を構成する。
【００１７】
本発明による排除装置１６は、同様にして、取付カラー部１８に形成したねじ山１７でガスレンズ又はトーチに装着される。排除装置１６のボデー１９は円錐形でもよいし、さらに概括的には円筒形でもよく、約１〜３インチの先端寸法Ａを与えるという条件をもって決定し得る。この寸法Ａは溶融池の長さよりも大きな排除領域を規定する。溶接部の凝固は排除領域の内側で始まるべきである。周囲水への溶接部の露出は溶融池の凝固の開始後に起こる。このように、寸法Ａは、溶接部内部で圧縮力を発生させることに関して本発明の重要な側面をなす。
【００１８】
周囲の液体の排除に関して、寸法Ａは決定的な因子ではないが、実際問題として、スカート２０が適合できない過酷なトポロジーを包囲するほど大きいものであるべきではなく、液体排除を維持するのに一段と大量のガスを要するようになるほどガス逃散面積を増大させるような長さの外縁を与えるほど大きいものであるべきでもない。その最小限のサイズは、溶接プロセスの熱による損傷並びに溶接部の早すぎる急冷（例えば溶融池に液体が接触してしまうようなもの）を回避できるものでなければならない。
【００１９】
排除装置１６のボデー１９の目的は排除領域に好ましいジオメトリーを賦与することであり、さもなければ高い静水圧に対して排除領域を保持することができない。高い静水圧においては、アーク近傍での気泡の崩壊はアークに向かっての液体の極めて急激な進入を許し、アークを確実に維持することができなくなる。同時に、アーク及び母材の近傍において乱流又は高速のガス流が発生しないようにするのが望ましい。
【００２０】
スカート２０は、母材表面及び溶接部の形成に伴う溶接ビード又は肉盛部に対するコンプライアンスを与えると共に排除装置１６のボデー１９を通しての気体の逃げ道をボデー１９全体に均一に分布した比較的小さな開口２１によって与えるべく、排除装置の遠位端にスポット溶接によって設けられた織金網で作られていてもよい。開口の直径はさほど重要ではなく、排除装置内の気圧が維持される程度に静水圧に対する気体の逃散が十分に制限されかつ気泡が開口を実質的に満たすものであればよい。別法として、ボデー１９は緊密なデバイスワイヤ又は繊維状素材で製作することもでき、これらは製織したものでも嵌合したものでもよく、これらは母材及び溶接部の表面に対するコンプライアンスを向上させる。開口又はワイヤもしくは繊維の隙間を通してのガスの逃散によって液体が排除されるが、さもなければ液体は静水圧によって内部に押し込まれる。排除装置１６によるガスの閉込めは、排除装置からのガスの逃散路の緊縮により８０フィートを優に超える水深の周囲静水圧を上回る圧力が維持されることで、少ないガス流量で排除領域を確実に維持することも可能にする。
【００２１】
排除領域はプラズマセンターガスとシールドガス（場合によっては粉末キャリア又は運搬ガスによって幾分補足される）の組合せによって維持されるが、排除装置自体に独立したガス供給を行ってもよいことを理解されたい。したがって、上述の排除装置の使用は、溶接トーチの操作に際して設けられるガス供給について何ら限定を与えるものではない。同様に、目下のところＰＴＡトーチとの使用が好ましいが、本発明で排除装置を使用するに当たっては、上述のプラズマトーチのみならず、酸素アセチレントーチ、炭素アークトーチ、タングステン不活性ガストーチ及びガス金属アークトーチを始めとする任意の熱源と共に使用することができる。いうまでもなく、上記で説明した基本的発明は、上記で示唆したような粉末溶接材（本発明におけるその好ましい送給系については後で詳述する）の使用に依存するものではなく、本発明はワイヤ又は粉末状の溶接合金の連続供給による従来の溶接棒を用いて実施することもできるし、溶接すべき基材又は本体から自己発生的に溶融池を形成することによっても実施することもできることが分かる。
【００２２】
図２に、単双送給ホース粉末スプリッタ(single to double feed hose powder splitter)としての改良Ｙ装置３０を示す。Ｙ装置は溶接時にトーチの上方約３フィート以下の高さに設置される重力供給式粉末ホッパーの底部に通常装着されるような装置に類似したものである。ただし、図に示した通り、Ｙ装置は、内部空洞３１が広げられ、かつ装置の送給側に穴３２が設けれられていてそこに管３３が取り付けられている点で改造されている。これらの改造は、図に示した通り、Ｙ装置を勘合するねじ山をもちＯリングシール３４でシールされる２つの部分３０ａと３０ｂに分けて作ると容易になる。この改良Ｙ装置は好ましくはトーチの上方にぴったりと装着される。粉末は、Ｙ装置の下端に固定されたとげ付具(barbed device) に取り付けたホース３９を通してトーチに送ることができる。
【００２３】
改良Ｙ装置の使用によって、制御された量の粉末運搬ガス流を穴３２及び管３３を通してブリード（逃がす）することができ、トーチに流入し得るガス流速よりも格段に高いガス流速を粉末の運搬に使えるようになる。このようにしてもたらされるスプリッタからの重力供給は、トーチからスプリッタへのガスの逆流が起こらないようにスプリッタ内の圧力がトーチ又は排除装置１６によって画定される排除領域の内部の圧力と釣り合っていれば、トーチに粉末を送球するのに十分である。ただし、材料の流れの調節に関し、比較的少量のガスをスプリッタからトーチへと送り込んでトーチへの粉末の送給の便を図るのが好ましいと考えられる。いずれにせよ、ノズルに送り込まれるガスの容量及び速度は、熱源をあまり歪めず溶接部がシングルビードで形成されるようなレベルまで容易に低下し得る。粉末運搬の便宜のために用いられる追加ガスのブリードオフの原理は、どんな大きさのホッパーにも適用できる。ただし、トーチの近く又はトーチ上に取り付けられた小型のホッパーが好ましい。これは、かかる小型ホッパーが、溶接箇所付近に狭いクリアランスを提供し、良好な粉末送給と矛盾なくトーチへのガス流を低減できる能力が大きく、かつ高い内圧又は外圧に耐えるように組み立てることができるという利点を有しているからである。小さなサイズのものは、既存の機材を改造することによって熱源をさほど歪ませずに向上した粉末送給機能を与えるようにできるので、特に好都合である。
【００２４】
代表的な粉末移送系を図３に示す。粉末溶接材はホース３５を通して好ましくは高圧・高速の不活性ガスに連行されてＹ装置分配ブロック３０に運搬される。流出運搬ガスは、若干量の粉末を含んでいると予想されるが、圧力リリーフライン３３ａによって重力式粉末分離装置又は回収装置３６に運ばれる。ガスからの残留粉末の分離はバッフル３６ａを設けることによって促進することができる。安全のため、過圧防止安全弁を設けてもよく、そうするとＹ装置３０内での過度のガス圧増加（トーチへのガス流を増加させてしまう）を防止する機能も得られるであろう。分離されたガスは粉末の分離・回収装置３６の上部から防湿フィルター３７及び運搬ガスと許容流出ガス量の量の差を調節できるように流量計３８を通って流される。いうまでもなく、こうした運搬ガスと排出ガスとの差分は粉末送給及び排除領域の維持に役立てるべくトーチに送られる。
【００２５】
排除領域の維持ができ、粉末溶接材をかかる静水圧で操作されるトーチに熱源の歪みを起こさずに送給することができるので、高品質の溶接部が得られる。さらに、これらの構造で容易になった水中溶接は溶接部に残留圧縮応力を生じさせることができ、その結果、高温割れ、ヘリウム脆化、及び応力腐食割れを低減することが判明した。このように割れを起こす力が低下するメカニズムは、溶接部とその隣接領域（熱の影響を受けた材料の）内部に残存する圧縮力の存在に基づく。
【００２６】
圧縮応力の確立に必要な熱量は、材料及び排除装置の相対寸法の関数となると予測される。使用した排除装置では、圧縮力の生成は概して溶接部１ｍｍ当たり１．０ｋＪを超える入熱において最も顕著であった。このような入熱の詳細は排除装置の直径の関数となるであろう。
図４に、残留圧縮応力の発生並びに高温割れ及び応力腐食割れの阻止に十分な条件下での溶接部の作成を示す。本発明の試行例で用いたものと同様の液体の入ったタンク４０によって水中溶接を概略的に図示したが、本発明の実施に当たっては必要ない。不活性ガス送給ライン１１とガスレンズ１４と排除装置１６を取り付けたトーチ１０は、組立てた状態で図示してあり、溶接部を形成すべき表面４１に近接してプラズマ４２が該表面まで達するような位置に置かれる。大きな静水圧を生じるようなほどの深さでなく、しかもガスの流れだけでサイズ４３とほぼ同じ大きさの排除領域を樹立することができれば、排除装置１６は必ずしも必要でないことが理解されよう。一方、本発明の試行例で用いたタンクは８０フィート以上の水深を模擬するために加圧することができたが、そうした状況下では排除装置１６が必要となろう。溶接材はホース３５を通してＹ装置分配ブロック３０に送られ、流出運搬ガスは上述の通り圧力・流量調節及び粉末分離後にホース３３ａを通して排出される。粉末溶接材は上述の通り２本のホース３９を通してトーチ１０に運搬される。プラズマ移行アークトーチを仮定すると、電気接続４４によってトーチ１０及び母材４１に電力が供給される。
【００２７】
溶接部を作るため、排除領域が展開するように不活性ガスがホース１１を通して供給され、トーチ１０にアークが点弧され、それによって表面４１に熱が供給されると共に溶融金属の溶融池４１が生じるが、溶融池にはホース３９を通して粉末溶接材及びフラックスが加えられる。トーチは矢印４７で示す方向に移動するが、その際プラズマ４２を追うように溶融池４５ができる。排除領域の寸法ＡはＡ／２が溶融池４５の長さを上回るように選定され、その結果、図示のごとく、溶接部は凝固開始後まもなく急冷されるようになり、溶接部４６に残留圧縮応力が発生するようになる。これらの応力を、図５及び図６に、図４に示すＸ方向とＹ方向における溶接部の中心線からの距離の関数としてプロットした。
【００２８】
図５及び図６では、本発明で溶接した板材における応力を従来通り大気中で溶接した板材と比較する。引張応力は正の値としてプロットし、圧縮応力は負の値としてプロットした。図に示す測定値は標準的なＸ線散乱法で得たものである。図５から、大気中の溶接では、相当の引張応力が溶接方向と平行な方向に発生して、板面のかなりの距離まで広がり、そのため応力腐食割れによる損傷を受けやすくなっていて、溶接部の中心線に近い箇所で最大となることが分かる。大気中で溶接した同じ板材について、溶接部の融接線からかなり離れたところでほんの僅かな圧縮力が発生しているものの、溶接部の中ではかなりの引張力が発生している（図５）。対照的に、本発明にしたがって水中で形成した溶接部では溶接中心線において圧縮応力が支配的であり、溶接中心線から５ｍｍ〜２０ｍｍ離れたところで圧縮応力は非常に顕著になる（図５）。図６に示す通り、溶接部内部に非常に大きな圧縮応力が発生して融接線から少なくとも１９ｍｍまでのレベルまで続くが、幾つかのサンプルでは融接線近くで稀に比較的僅かな引張力が観察された。
【００２９】
図７には、溶融池の形成に粉末の代わりに溶加ワイヤを用いる方法を示す。き裂を含んだ領域を溶融することが可能であり、それによって自己補修が容易になる。
【００３０】
【実施例】
実験手順
き裂標本を１インチ厚の３０４ステンレス鋼板を用いて作った。ＰＴＡによるき裂癒合研究では、２通りの方法のいずれかでき裂を模擬した。２つの鋼材の端と端を突き合わせシムを入れて深さ１インチで幅の制御されたき裂を得るか、或いは砥石車を鋼材表面に陥入して硬貨形のき裂を生じさせる。２枚の鋼材の端と端を突き合わせて作った標本の場合、端の両隅だけを溶接してき裂の表と裏は開いたまま残しておくか、或いは塞がったき裂を模擬すべく端の両隅と裏面でシム標本を完全に溶接して慎重に閉じた。本来すべての硬貨形き裂は閉じている。突き合わせ標本の幾つかは仮付け前に両隅に幅の異なるシムをおくことで幅が種々異なるように作った。これによって所定の溶接パラメーターで融接することのできる最大幅を手早く求めることができた。もう一つのき裂標本のデザインは、突き合わせた２枚の１インチ厚鋼板で１／８インチ厚の３０４ステンレス鋼板をサンドイッチすることで２つの並行き裂を模擬した。この場合、これらのき裂は常に閉き裂とした。
【００３１】
作業はすべて、様々な水深を模擬すべく加圧されるように設計されたタンク内の水中で行った。改造した６１０型トーチを装着したＳｔｅｌｌｉｔｅＳｔａｒｗｅｌｄＰＴＡシステムを使用した。この改造は局部的排水並びに模擬した水深８０フィートで生ずる背圧条件下での遠隔粉末送給ができるようにしたものである。この限られた範囲の研究ではトーチ機材及びガス流条件は変えなかった。これらのパラメーター並びに電流、電圧及び移動速度は概して一定の設定値に維持した。場合によって、幅広又は並行き裂を閉じるべく、或いは溶込み(penetration) の深さを増大させるべく、電流と移動速度を変えて入熱を増やした。公称機材、ガス流及び粉末パラメーターを表１に示す。
【００３２】
模擬き裂の癒合試験の結果を同定するために用いた評価法は、目視検査、完成した溶接部の横断面の金属顕微鏡検査、並びに代表的標本についての残留応力測定であった。目視検査はき裂が首尾よく封じられているか否かを調べると共に溶接ビード幅をノギスで測定するために行った。金属顕微鏡検査では、溶込みの深さ並びにポロシティ(porosity)や割れなどの欠陥についての溶接品質を求めた。
【００３３】
【表１】

【００３４】
結果
この研究の結果は、粒界応力腐食で予測されるき裂幅を上回る幅の模擬き裂をハーメチック(hermetically)に融接する能力を実証するとともに、改善された構造的保全性のためのかなりの溶込み深さを示す。表２に、水中ＰＴＡき裂癒合試験の条件、パラメーター及び測定された溶接ビード寸法を示す。表２に示す最初１２の項目にはき裂幅の異なる４種類の開放き裂標本についてのデータが記載されている。各々について、溶接部の中心点（中央）、溶接部の開始点から中心点までの中間の位置（始部）並びに溶接部の中心点から終了点までの中間の位置（終部）において切断面を得た。金属顕微鏡用の切断面はすべて溶接方向を横断する。これらの１２の項目では、き裂標本全体について適用されるデータは括弧なしで示し、特定の切断位置についてのみ適用されるデータは括弧内に示した。他のすべての項目は溶接ビードの中心点で切り取った切断面での寸法データを記録したものである。表３は、公称１１０アンペア／４インチ毎分／自己という溶接パラメーターで上首尾に封じた幅０．００５インチ深さ１インチの閉き裂標本について測定したＸ線回折法による残留応力測定の結果を示す。
【００３５】
【表２】

【００３６】
【表３】

【００３７】
表２は各き裂癒合試験に関連した２つの計算値を含んでいる。入熱の項目の値は、電源計器に表示された出力電流及び出力電圧に基づいて算出したインチ当たりの電力である。この値の算出に用いた等式は次の通りである。
【００３８】
【数１】

【００３９】
動作供給電圧はこれらの値から逆算した。また、このセットアップに使用した２５フィートのケーブル長に伴う電圧損失は１１０Ａで約６．５％及び１６５〜１７５Ａで約９〜９．５％であると測定された。したがって、母材に送られた電力は、伝達効率を無視すれば、表２に示す値よりも電流に応じて６．５〜９．５％低いと考えられる。もう一つの計算値は溶接部のアスペクト比、すなわち溶込みの深さを溶接ビードの幅で割った値である。この場合、最大溶込み深さを用いた。
【００４０】
【表４】

【００４１】
表２及び表３のデータ並びに溶接部の目視検査の結果から、以下に述べる結論が得られる。
フィラメタルを加えず、電流１１０Ａ及び移動速度４インチ毎分（使用率６０％における３００Ａ、３２Ｖの定格電力の約１／３）における公称パラメーターにおける結果：開放き裂は、幅約０．１インチの限度まで約０．１５インチの最大溶込み深さまでシングル溶接パスで封じられた。幅０．０２０インチ深さ１インチの閉き裂はシングルパスで首尾よく封じられた。溶込み深さは０．０６５インチであった。幅０．０４０インチ深さ１インチの閉き裂はシングルパスでは旨く封じられなかった。内部水蒸気圧のため溶接ビードにブローホールができた。幅０．０２５インチ深さ０．２３インチの閉硬貨形き裂はシングルパスで首尾よく封じられた。溶込み深さは０．０９４インチであった。幅０．０５０インチ深さ０．２インチの閉硬貨形き裂は水蒸気ブローホールのために旨くいかなかった。１／８インチ離れた各々幅０．００５インチ深さ１インチの２つの並行閉き裂はシングルパスで０．０９６インチの深さまで封じられた。幅０．０１５インチの２つの並行閉き裂は水蒸気ブローホールのために旨くいかなかった。溶加材を添加せずに、電流レベルを高めた（定格電圧の約６０％）結果：幅１／８インチの開放き裂は依然として完全には封じられなかったものの、溶込み深さは０．３インチまで増加した。
【００４２】
溶加材を添加して、電流レベルを高めた（定格電圧の約５５％）結果：幅１／８インチの開放き裂は首尾よく封じられた。溶込み深さは０．３インチであった。
移動速度を落として（４インチ毎分の代わりに３インチ毎分）入熱を増やし、溶加材を添加した結果：１／８インチ離れた各々幅０．００５インチの２つの並行閉き裂はシングルパスで０．１１８インチの深さまで首尾よく封じられた。
【００４３】
代表的な癒合き裂標本で行った残留応力測定では、圧縮表面残留応力が主に認められた。ただし、応力レベルは、１インチ厚のむくの３０４ステンレス鋼で行った水中ＰＴＡ自己溶接における典型値よりも約１０〜１５ｋｓｉほど高く（圧縮が低い）、溶接中心部ではほとんど無視し得る引張応力値（Ｘ方向のみ）及び融接線から１／８インチ離れた箇所で軽い引張応力（Ｘ方向のみ）がみられた。これらの残留応力の値はそれでも大気中で行った溶接よりも格段に低い。
【００４４】
これらの実験結果は、局部的排水を伴う水中ＰＴＡプロセスを用いると、ＳＣＣで生じる亀裂幅よりも大きな幅の模擬き裂をハーメチックにシールできることを実証している。構造溶接に対する水中ＰＴＡの潜在能力についても、システムの有効電力の約６０％を用いるだけで、突き合わせた３０４鋼板の幅１／８インチのギャップを０．３インチの深さ及び０．６５インチの幅まで閉じるという結果によって実証されている。
【図面の簡単な説明】
【図１】液体排除装置及びトーチの分解断面図
【図２】粉末スプリッタの分解断面図
【図３】粉体送給系の全体図
【図４】残留圧縮応力を生じさせるための水中溶接の具体例を示す概略図
【図５】溶接部の軸に平行な方向における溶接部の融接線からの距離と溶接部及び周囲材料に発生した残留応力の関係を示すグラフ
【図６】溶接部の表面に垂直な方向における溶接部の融接線からの距離と溶接部及び周囲材料に発生した残留応力の関係を示すグラフ
【図７】ワイヤ送給式水中プラズマ移行アーク系の概略図
【符号の説明】
１０溶接トーチ
１４ガスレンズ
１６液体排除装置
３０Ｙ装置
３３ａ圧力リリーフライン
３６粉末分離装置
３６ａバッフル
３７防湿フィルター
３８流量計
３９粉末送給ホース
４１母材[0001]
[Field of the Invention]
The present invention relates to a substantial reduction in residual tensile stress and an increase in residual compressive stress in stainless steel and nickel-base superalloys. In another aspect, the invention relates to the prevention of damage caused by stress corrosion cracking, helium embrittlement and hot cracking of such alloys. More particularly, the present invention relates to conductive quenching to promote the generation of residual compressive stress to prevent crack damage in structures made of alloys that are prone to cracking.
[0002]
[Prior art]
Welding requires local heating at the joint of the two parts to be joined, thereby causing local melting of the joint and filler metal applied to the joint. The weld is obtained by solidification of this molten material. This local heating not only causes local melting, but also causes the metal adjacent to the molten pool to expand. Following this expansion, shrinkage occurs during cooling. The temperature gradient inherent in such welding operations results in a thermal stress gradient that results in residual stress. Such stress is called residual stress because it remains after the welding operation. These stresses are intrinsic to the material being welded, in other words no external traction is required. Such stress exists in the solidified weld metal and the heat affected zone (HAZ) around the weld. In conventional welding, such residual stress is generally tensile stress inside the weld and HAZ. These are generally compressive stresses far from the weld, but the magnitude of such compressive stress is generally less than the magnitude of tensile stress. The overall force must be balanced, which is achieved by balancing a large local tensile stress with a compressive stress that is small in magnitude but spreads over a larger volume.
[0003]
The magnitude and distribution of these residual stresses is determined by the heat applied to the weld, the geometry of the welded part, and the heat transfer to the exterior of the weld and the HAZ. The exact thermal gradient depends on the balance between the heat input by welding and the rate at which that heat is removed. Boundary conditions that have been considered in conventional welding assume that this heat is removed by conduction to a cold portion of the surrounding metal (ie, the portion of the material being welded away from the weld).
[0004]
Relatively little heat is removed by radiation from the weld and the HAZ or conduction through the gas in contact with the weld and the outer surface of the HAZ. The invention disclosed in the present specification is modified so that a relatively large compressive residual stress is generated in the weld zone and the HAZ. This can be accomplished by performing the welding in water or in several media that can be used for quenching the weld and the HAZ. In the present invention, water acts as a conductive medium that removes heat from the weld and the surface of the HAZ very efficiently. This modified heat flow results in the generation of compressive stresses in the weld and HAZ. This is important, and due to the occurrence of such compressive stress, hot cracks and helium cracks (He cracks) that develop when the weld cools, or the welds and HAZ tend to promote stress corrosion cracking after welding. Stress corrosion cracking that occurs when exposed to certain conditions can be prevented.
[0005]
Hot cracking is caused by tensile stress acting on the welded part during solidification. Welds generally do not solidify at a limited temperature. Solidification occurs over a range of temperatures unless dealing with ultra-pure single element or single compound materials. As solidification occurs, shrinkage that develops during solidification or shrinkage due to temperature reduction causes the generation of stress. When such stress acts on the solidifying material, hot cracking occurs. This is because the liquid present cannot support the tensile stress. Such cracking can be prevented if compressive stress occurs instead of tensile stress.
[Patent Document 1]
US Pat. No. 5,296,675
[0006]
Helium embrittlement also occurs due to the action of tensile stress generated during cooling, and can be prevented if compressive stress is generated instead of tensile stress. Helium embrittlement is caused by the generation of internal He generated by nuclear irradiation. This phenomenon hinders the success of repair welding to irradiated materials. The generation of compressive stress makes such repair possible.
The generation of compressive residual stress also has a function of relaxing stress corrosion cracking (SCC). As the name implies, stress corrosion cracking requires the action of stress, and residual stress is an important source of such stress. SCC occurs when the weld and HAZ are exposed to a suitable medium after the welding operation. If the tensile stress is prevented from acting in the presence of such a medium, stress corrosion cracking can be prevented. Therefore, if compressive stress is generated instead of tensile stress, the tendency to cause SCC can be minimized.
[0007]
It has now been found that plasma transfer arc welding repair of stress corrosion cracking damage in water exposed parts of nuclear reactors and similar equipment and structures can be achieved by carrying out an underwater welding process. This welding process includes setting requirements, forming a molten pool of molten metal, cooling the molten pool to form a metallurgical bond with adjacent non-molten areas, and welding to ambient temperatures below the melting range. Includes rapid cooling of parts. The molten pool can be formed from a compatible alloy filler metal supplied in powder or wire form, or can be self-generated from a substrate to be repaired. By bringing the molten pool being cooled into contact with the surrounding water, heat flow characteristics that reduce the tensile stress and promote the generation of compressive stress can be obtained.
[0008]
SUMMARY OF THE INVENTION
Obviously, many beneficial effects can be obtained by generating compressive stress rather than tensile stress, and the present invention produces such beneficial stress. Such stress occurs when the welding operation is performed in water using a local drainage device that keeps the water removed from the molten pool. As the welding torch moves, the weld is exposed from the local drainage device, but the weld has solidified by that time. Nevertheless, heat transfer from the weld and HAZ is altered by placing the weld in water, which causes the generation of compressive stress.
[0009]
Since the rejection device is pressurized to a pressure slightly above ambient pressure, such underwater welding can be performed at both shallow and deep water depths. Beneficial effects can be obtained with or without filler metal. A conventional filler metal may be used, or a special filler metal that alleviates hot cracking, He embrittlement, or SCC may be used.
[0010]
It has now been found that plasma transfer arc (PTA) welding may be used in water to generate compressive stress to prevent hot cracking and He embrittlement and reduce SCC. An exclusion device was used that was pressurized to a level corresponding to 80 feet of water. This allows repair welding to be performed in the reactor without draining the cooling water (which requires the removal of nuclear fuel and the use of shielding materials to supplement the water shielding effect). It is what I did. Welding requires proper establishment of the weld pool, proper bonding of the material to be joined to the weld pool, and crack free solidification of the weld pool. To do this in water requires the use of a local exclusion device to keep water out of the molten pool when in the liquid state. The molten pool may be formed spontaneously from the materials to be joined, or may be formed of filler metal, which can be introduced from the powder or wire into the molten pool, or welded. It can also be introduced as a thin plate or wire previously overlaid on the joint.
[0011]
In the method of the present invention, fusion welding or cladding to reduce the tensile stress and promote the generation of residual compressive stress in the heat affected zone of the molten and resolidified metal and adjacent processing material. Use technology. In practicing the present invention, a molten pool locally formed by a suitable heat source, such as a welding torch, is formed in the protected exclusion zone, and the surrounding environment is excluded from the exclusion zone. The eliminator is attached to and moves with the torch or other heat supply device. As the torch and evacuator move along the path, the weld pool begins to cool and as it passes through the protected area and out of it, the weld is exposed to the ambient environment acting as a quenching medium. The rapid coolant quality rapidly cools the upper surface of the weld and the heat affected zone of the treated material. Heat is removed from the fusion weld and its surrounding materials by heat conduction through the quenching refrigerant rather than by convection as in conventional atmospheric welding. Some heat is dissipated by the heat flow inside the bulk material being processed. However, with the method of the present invention, most heat flow occurs through the quenching medium. The effect of this heat flow phenomenon is the generation of compressive stress in the welded zone and the nearby heat affected zone.
[0012]
DETAILED DESCRIPTION OF THE INVENTION
First, the drawings will be described.
FIG. 1 is an exploded cross-sectional view of a liquid evacuation device and torch that provides a liquid evacuated region.
FIG. 2 is an exploded cross-sectional view of a powder splitter with a pressure relief stem.
[0013]
FIG. 3 is an overall view of the powder feeding system.
FIG. 4 is a diagram illustrating exemplary use of the present invention and conditions sufficient for generating the compressive force remaining in the weld.
FIG. 5 is a graph showing the relationship between the distance from the fusion tangent of the weld in the direction parallel to the axis of the weld and the residual stress generated in the weld and the surrounding material.
[0014]
FIG. 6 is a graph showing the relationship between the distance from the fusion tangent of the weld in the direction perpendicular to the surface of the weld and the residual stress generated in the weld and the surrounding material.
FIG. 7 is a schematic diagram of a wire transfer underwater plasma transfer arc system.
These drawings are comprehensive and describe an apparatus that may be utilized or modified in practicing the present invention.
[0015]
FIG. 1 shows a cross-sectional view of a welding torch 10, such as a plasma transfer arc torch (sometimes referred to herein as a PTA torch), a gas lens 14, and a liquid evacuation device 16 useful in the practice of the present invention.
Plasma transfer arc torches and gas lenses are well known in the art. Although the present invention will be described by plasma transfer arc welding, the technical idea of generating residual compressive stress by underwater welding is based on other welding devices such as laser welding, tungsten inert gas (TIG) welding and metal inert gas (MIG). ) It can be applied to welding.
[0016]
Referring to FIG. 1, a PTA torch 10 includes voltage and current electrodes suitable for maintaining a welding arc and a gas inlet 11 for receiving a gas flow for adjusting the shape of the plasma generated by the arc. . This gas generally consists of a so-called plasma senter gas flow around the central electrode for supplying gas to the plasma and a so-called shielding gas flow (usually oxidation of the molten pool and the HAZ). In the present invention, it is divided into ambient gas or liquid at ambient hydrostatic pressure and also used to wrap the plasma outer edge). These gas streams are modified by a commercially available type of gas lens and directed to the immediate vicinity of the arc plasma. The details of the gas lens are generally not critical to the practice of the present invention. The gas lens is provided with a thread (not shown) that fits with the thread 15 of the PTA for convenience of replacement and replacement. Powdered welding material may be introduced into the torch from the inlet 12 and this inlet forms part of the apparatus of the present invention described in detail below.
[0017]
Similarly, the exclusion device 16 according to the present invention is attached to a gas lens or torch with a thread 17 formed on the mounting collar portion 18. The body 19 of the rejection device 16 may be conical or more generally cylindrical and may be determined with the condition that it provides a tip dimension A of about 1-3 inches. This dimension A defines an exclusion zone that is larger than the length of the weld pool. The solidification of the weld should begin inside the exclusion zone. Exposure of the weld to ambient water occurs after the start of solidification of the weld pool. Thus, dimension A forms an important aspect of the present invention with respect to generating a compressive force within the weld.
[0018]
With respect to the exclusion of ambient liquid, dimension A is not a critical factor, but as a practical matter, it should not be so large as to surround the harsh topology that skirt 20 cannot fit into, and it is much more to maintain liquid exclusion. It should not be so large as to provide a length of outer edge that would increase the gas escape area as more gas is required. Its minimum size must be able to avoid thermal damage from the welding process as well as premature quenching of the weld (eg, liquid coming into contact with the weld pool).
[0019]
The purpose of the body 19 of the rejection device 16 is to provide a preferred geometry for the exclusion region, otherwise it cannot be retained against high hydrostatic pressure. At high hydrostatic pressure, the collapse of bubbles in the vicinity of the arc allows a very rapid ingress of liquid towards the arc and the arc cannot be reliably maintained. At the same time, it is desirable to avoid turbulent or high-speed gas flow in the vicinity of the arc and the base metal.
[0020]
The skirt 20 provides compliance to the base metal surface and the weld bead or build-up as the weld is formed, and a relatively small opening 21 that uniformly distributes the gas escape path through the body 19 of the rejection device 16 throughout the body 19. May be made of woven wire mesh provided by spot welding at the distal end of the exclusion device. The diameter of the opening is not so important as long as the escape of the gas to the hydrostatic pressure is sufficiently limited so that the air pressure in the exclusion device is maintained, and the bubble substantially fills the opening. Alternatively, the body 19 can be made of a tight device wire or fibrous material, which can be woven or mated, which improves the compliance of the base material and the surface of the weld. Liquid escapes through the escape of gas through openings or wires or fiber gaps, otherwise the liquid is forced inside by hydrostatic pressure. The confinement of the gas by the exclusion device 16 ensures the exclusion region with a small gas flow rate by maintaining the pressure exceeding the ambient hydrostatic pressure at a depth of well over 80 feet due to the tightness of the gas escape path from the exclusion device It is also possible to maintain.
[0021]
The exclusion zone is maintained by a combination of plasma center gas and shielding gas (sometimes supplemented somewhat by powder carrier or carrier gas), but it is understood that an independent gas supply may be provided to the exclusion device itself. I want. Accordingly, the use of the above-described exclusion device does not limit the gas supply provided when the welding torch is operated. Similarly, it is currently preferred to use a PTA torch, but not only the plasma torch described above, but also an oxygen acetylent torch, a carbon arc torch, a tungsten inert gas torch and a gas metal arc when using the rejector in the present invention. It can be used with any heat source including a torch. Needless to say, the basic invention described above does not depend on the use of the powder welding material as suggested above (the preferable feeding system in the present invention will be described in detail later). The invention can be carried out using a conventional welding rod with a continuous supply of wire or powdered welding alloy, or by forming a molten pool from the substrate or body to be welded spontaneously. I can see that
[0022]
FIG. 2 shows an improved Y device 30 as a single to double feed hose powder splitter. The Y device is similar to the device normally installed at the bottom of a gravity-fed powder hopper installed at a height of about 3 feet or less above the torch during welding. However, as shown in the figure, the Y device is modified in that the internal cavity 31 is widened and a hole 32 is provided on the feeding side of the device, and a pipe 33 is attached thereto. These modifications are facilitated by making two

parts

30a and 30b which are threaded to fit the Y device and sealed by the O-ring seal 34, as shown in the figure. This modified Y device is preferably fitted snugly above the torch. The powder can be sent to the torch through a hose 39 attached to a barbed device secured to the lower end of the Y device.
[0023]
By using the modified Y device, a controlled amount of powder carrying gas flow can be bleed through the hole 32 and the tube 33 to deliver a powder flow rate much higher than the gas flow rate that can enter the torch. It can be used for. The resulting gravity supply from the splitter is such that the pressure in the splitter is balanced with the pressure inside the exclusion zone defined by the torch or exclusion device 16 so that no back flow of gas from the torch to the splitter occurs. This is sufficient to feed the powder to the torch. However, with regard to the control of the material flow, it may be preferable to send a relatively small amount of gas from the splitter to the torch to facilitate the delivery of powder to the torch. In any case, the volume and speed of the gas delivered to the nozzle can easily be reduced to a level where the weld is formed of a single bead without distorting the heat source too much. The additional gas bleed-off principle used for powder transport convenience can be applied to any size hopper. However, a small hopper mounted near or on the torch is preferred. This means that such a small hopper can be assembled to provide a narrow clearance near the weld, have a great ability to reduce gas flow to the torch consistent with good powder delivery and withstand high internal or external pressures. This is because it has the advantage of being able to. Smaller sizes are particularly advantageous as existing equipment can be modified to provide an improved powder delivery function without significantly distorting the heat source.
[0024]
A typical powder transfer system is shown in FIG. The powder welding material is preferably entrained in a high-pressure, high-speed inert gas through the hose 35 and conveyed to the Y device distribution block 30. The effluent carrier gas is expected to contain some amount of powder, but is carried to the gravity powder separator or recovery device 36 by the pressure relief line 33a. Separation of residual powder from the gas can be facilitated by providing a baffle 36a. For safety, an overpressure prevention safety valve may be provided, and a function of preventing an excessive increase in gas pressure in the Y device 30 (which increases the gas flow to the torch) will be obtained. The separated gas is flowed from the upper part of the powder separation / recovery device 36 through a moisture meter filter 37 and a flow meter 38 so that the difference between the amount of the carrier gas and the allowable outflow gas amount can be adjusted. Needless to say, the difference between the carrier gas and the exhaust gas is sent to the torch to help maintain the powder feed and exclusion zone.
[0025]
Since the exclusion region can be maintained and the powder welding material can be fed to the torch operated at such a hydrostatic pressure without causing distortion of the heat source, a high-quality weld can be obtained. Furthermore, it has been found that underwater welding facilitated by these structures can cause residual compressive stress in the weld, resulting in reduced hot cracking, helium embrittlement, and stress corrosion cracking. The mechanism by which the force causing cracking is reduced is based on the presence of compressive force remaining in the weld and its adjacent region (of the material affected by heat).
[0026]
The amount of heat required to establish the compressive stress is expected to be a function of the relative dimensions of the material and the reject device. In the rejection device used, the generation of compressive force was generally most pronounced at heat inputs exceeding 1.0 kJ per mm weld. Such heat input details will be a function of the diameter of the rejector.
FIG. 4 shows the creation of a weld under conditions sufficient to generate residual compressive stress and prevent hot cracking and stress corrosion cracking. While the underwater welding is schematically illustrated by a tank 40 containing a liquid similar to that used in the trial example of the present invention, it is not necessary to practice the present invention. The torch 10 fitted with the inert gas feed line 11, the gas lens 14 and the exclusion device 16 is shown in an assembled state, and the plasma 42 reaches the surface in the vicinity of the surface 41 where the weld is to be formed. Placed in such a position. It will be understood that the exclusion device 16 is not necessarily required if it is possible to establish an exclusion region that is not so deep as to generate a large hydrostatic pressure and that is approximately the same size as the size 43 only by the gas flow. On the other hand, the tank used in the trial example of the present invention could be pressurized in order to simulate a water depth of 80 feet or more, but in such a situation, the exclusion device 16 would be necessary. The welding material is sent to the Y device distribution block 30 through the hose 35, and the outflowing carrier gas is discharged through the hose 33a after pressure / flow rate adjustment and powder separation as described above. The powder welding material is conveyed to the torch 10 through the two hoses 39 as described above. Assuming a plasma transfer arc torch, power is supplied to the torch 10 and base material 41 by electrical connection 44.
[0027]
In order to create a weld, an inert gas is supplied through the hose 11 so that the exclusion zone develops, an arc is ignited on the torch 10, thereby supplying heat to the surface 41 and a molten metal molten pool 41. Although it occurs, powder welding material and flux are added to the molten pool through the hose 39. The torch moves in the direction indicated by the arrow 47, and at this time, the molten pool 45 is formed so as to follow the plasma. The size A of the exclusion zone is selected so that A / 2 exceeds the length of the molten pool 45. As a result, as shown in the figure, the welded portion is rapidly cooled immediately after the start of solidification, and residual compression is applied to the welded portion 46. Stress is generated. These stresses are plotted in FIGS. 5 and 6 as a function of the distance from the centerline of the weld in the X and Y directions shown in FIG.
[0028]
5 and 6, the stress in the plate material welded in the present invention is compared with the plate material welded in the air as usual. Tensile stress was plotted as a positive value and compressive stress was plotted as a negative value. The measured values shown in the figure were obtained by a standard X-ray scattering method. From FIG. 5, in the welding in the atmosphere, a considerable tensile stress is generated in a direction parallel to the welding direction and spreads to a considerable distance of the plate surface, so that it is easily damaged by stress corrosion cracking. It turns out that it is the maximum near the center line. For the same plate material welded in the atmosphere, a slight compressive force is generated at a position far away from the fusion tangent of the weld, but a considerable tensile force is generated in the weld (FIG. 5). In contrast, in a weld formed in water according to the present invention, the compressive stress is dominant at the weld center line, and the compressive stress becomes very prominent at a distance of 5 mm to 20 mm from the weld center line (FIG. 5). As shown in FIG. 6, a very large compressive stress is generated inside the weld and continues to a level of at least 19 mm from the fusion tangent. However, in some samples, relatively little tensile force is observed near the fusion tangent. It was done.
[0029]
FIG. 7 shows a method in which a filler wire is used instead of powder for forming a molten pool. It is possible to melt the area containing the crack, which facilitates self-repair.
[0030]
【Example】
Experimental procedure
Crack specimens were made using 1 inch thick 304 stainless steel plate. In the crack fusion study with PTA, the crack was simulated in one of two ways. The ends of the two steels are butted against each other and a shim is inserted to obtain a controlled crack with a depth of 1 inch, or a grinding wheel is inserted into the steel surface to create a coin-shaped crack. In the case of a specimen made by matching the ends of two pieces of steel, weld only the corners of the ends and leave the front and back of the crack open, or both ends to simulate a closed crack. The shim specimens were completely welded at the corners and backside and closed carefully. Essentially all coin-shaped cracks are closed. Some of the butt specimens were made with different widths by placing shims with different widths at both corners before tacking. As a result, it was possible to quickly obtain the maximum width that can be welded with predetermined welding parameters. Another crack specimen design simulated two parallel cracks by sandwiching 1/8 inch thick 304 stainless steel between two butted 1 inch thick steel plates. In this case, these cracks were always closed.
[0031]
All work was done in water in a tank designed to be pressurized to simulate various water depths. A Stellite Starweld PTA system equipped with a modified 610 type torch was used. This modification will allow for remote powder delivery under local pressure and back pressure conditions that occur at a simulated depth of 80 feet. This limited range of studies did not change torch equipment and gas flow conditions. These parameters, as well as current, voltage and travel speed, were generally maintained at constant setpoints. In some cases, the heat input was increased by changing the current and moving speed to close the wide or parallel cracks or to increase the penetration depth. Nominal equipment, gas flow and powder parameters are shown in Table 1.
[0032]
The evaluation methods used to identify the results of the simulated crack fusion test were visual inspection, metallographic inspection of the finished weld cross-section, and residual stress measurements on representative specimens. A visual inspection was performed to determine whether the crack was successfully sealed and to measure the weld bead width with calipers. Metallurgical microscopy required penetration depth and weld quality for defects such as porosity and cracks.
[0033]
[Table 1]

[0034]
result
The results of this study demonstrate the ability to hermetically fuse simulated cracks with a width greater than that predicted by intergranular stress corrosion, as well as a significant amount for improved structural integrity. Indicates the penetration depth. Table 2 shows the conditions, parameters and measured weld bead dimensions of the underwater PTA crack fusion test. The first 12 items shown in Table 2 describe data on four types of open crack specimens having different crack widths. For each, the cut surface at the center point (center) of the welded portion, the intermediate position from the start point to the center point of the welded portion (start portion), and the intermediate position from the center point to the end point of the welded portion (end portion) Got. All cutting surfaces for metallographic microscopes cross the welding direction. In these 12 items, the data applied to the entire crack specimen is shown without parentheses, and the data applied only for a specific cutting position is shown in parentheses. All other items are recorded with dimensional data at the cut surface cut at the center point of the weld bead. Table 3 shows the results of residual stress measurements by X-ray diffractometry measured on a 0.005 inch wide 1 inch deep cracked specimen successfully sealed with a nominal 110 amp / 4 inch per minute / self welding parameter. Indicates.
[0035]
[Table 2]

[0036]
[Table 3]

[0037]
Table 2 contains two calculated values associated with each crack fusion test. The value of the item of heat input is the power per inch calculated based on the output current and output voltage displayed on the power meter. The equation used to calculate this value is:
[0038]
[Expression 1]

[0039]
The operating supply voltage was calculated back from these values. Also, the voltage loss associated with the 25 foot cable length used in this setup was measured to be about 6.5% at 110A and about 9-9.5% at 165-175A. Therefore, if the transmission efficiency is ignored, the electric power sent to the base material is considered to be 6.5 to 9.5% lower than the values shown in Table 2 depending on the current. Another calculated value is the aspect ratio of the weld, that is, the depth of penetration divided by the width of the weld bead. In this case, the maximum penetration depth was used.
[0040]
[Table 4]

[0041]
From the data in Tables 2 and 3 and the results of visual inspection of the welds, the following conclusions can be obtained.
Results at nominal parameters at 110 A current and 4 inches per minute travel (300A at 60% utilization, about 1/3 of the rated power of 32V) without filler metal: open crack is about 0.1 inch wide Was sealed with a single weld pass up to a maximum penetration depth of about 0.15 inches. A 0.020 "wide and 1" deep crack was successfully sealed with a single pass. The penetration depth was 0.065 inches. A crack with a width of 0.040 inch and a depth of 1 inch was not sealed well by a single pass. A blowhole was created in the weld bead due to the internal water vapor pressure. A closed coin-shaped crack 0.025 inches wide and 0.23 inches deep was successfully sealed with a single pass. The penetration depth was 0.094 inch. The closed coin-shaped crack 0.050 inches wide and 0.2 inches deep did not work well due to the steam blowhole. Two parallel cracks, 1/8 inch apart, each 0.005 inch wide and 1 inch deep, were sealed in a single pass to a depth of 0.096 inch. Two parallel cracks with a width of 0.015 inches did not work because of the steam blowhole. Result: Increased current level without adding filler material (approximately 60% of rated voltage) Result: Open crack with 1/8 inch width was still not completely sealed, but penetration depth was 0 Increased to 3 inches.
[0042]
The filler material was added to increase the current level (about 55% of the rated voltage). Result: The 1/8 inch wide open crack was successfully sealed. The penetration depth was 0.3 inches.
The result of slowing the travel speed (3 inches per minute instead of 4 inches) and increasing heat input and adding filler material: 2 parallel cracks, each 1/8 inch apart, each 0.005 inch wide Was successfully sealed to a depth of 0.118 inches with a single pass.
[0043]
In the residual stress measurement performed on a typical fusion crack specimen, compressive surface residual stress was mainly observed. However, the stress level is about 10-15 ksi higher (low compression) than the typical value in underwater PTA self-welding performed with 1 inch thick stripped 304 stainless steel, and a negligible tensile stress value at the weld center. Light tensile stress (only in the X direction) was observed at a position 1/8 inch away from the fusion tangent line (only in the X direction). These residual stress values are still much lower than welding performed in air.
[0044]
These experimental results demonstrate that using an underwater PTA process with localized drainage can hermetically seal a simulated crack with a width larger than the crack width produced by SCC. With regard to the potential of underwater PTA for structural welding, only about 60% of the active power of the system is used, with a 1/8 inch wide gap between the butt 304 steel plates, 0.3 inch deep and 0.65 inch deep. This is demonstrated by the result of closing to width.
[Brief description of the drawings]
FIG. 1 is an exploded sectional view of a liquid draining device and a torch.
[Figure 2] Exploded sectional view of powder splitter
[Figure 3] Overall view of powder delivery system
FIG. 4 is a schematic view showing a specific example of underwater welding for generating residual compressive stress.
FIG. 5 is a graph showing the relationship between the distance from the fusion tangent of the weld in the direction parallel to the axis of the weld and the residual stress generated in the weld and the surrounding material.
FIG. 6 is a graph showing the relationship between the distance from the fusion tangent of the weld in the direction perpendicular to the surface of the weld and the residual stress generated in the weld and the surrounding material.
[Fig. 7] Schematic of wire feed underwater plasma transfer arc system
[Explanation of symbols]
10 Welding torch
14 Gas lens
16 Liquid exclusion device
30 Y device
33a Pressure relief line
36 Powder separator
36a baffle
37 Moisture-proof filter
38 Flow meter
39 Powder feeding hose
41 Base material

Claims

A method for generating residual compressive stress in a metal selected from the group consisting of stainless steel and nickel-base superalloy,
While placing the metal in the rapid refrigerant quality environment, place the target metal portion that is to generate the residual compressive stress of the metal in the rapid refrigerant quality exclusion region that excludes the rapid refrigerant quality,
The target metal portion is heated to form a molten pool of molten metal so that the molten pool is adjacent to the unmelted metal in the quenching refrigerant exclusion region and not yet melted in the target metal portion. ,
Within the quenching refrigerant exclusion zone, the molten pool is cooled to form a metallurgical bond with the adjacent unmolten metal,
Moving the bound metal from the quenching refrigerant exclusion region and quenching to an ambient temperature below the melting range of the metal by contact with the quenching refrigerant quality.

The size of the rapid refrigerant quality exclusion region is larger than a molten pool of the molten metal, and is a size that ensures an unmolten metal region around the molten pool. Method.

The method according to claim 1 or 2, wherein the quenching refrigerant quality is water.

Using a plasma arc welding torch that is movable in water and an evacuation device that is movably attached to the torch and that can eliminate the quality of the rapid refrigerant, the target metal portion is placed in the evacuation device, and the welding torch 4. The method according to claim 1, wherein a molten pool of the molten metal is formed inside an exclusion device.

The metal according to claim 1, wherein the metal is a metal portion in a metal product, and the molten pool is cooled to a temperature below the initial melting point of the metal to obtain the metallurgical bond. The method according to any one.

The molten pool of molten metal is formed by fusion welding means, the molten pool is cooled to a temperature below the initial melting point of the molten metal by the end of heating, and heat is transferred from the solidifying metal and the adjacent heat affected zone through the rapid refrigerant quality. 6. The method of claim 5, wherein the solidifying metal is quenched by:

The method of claim 4, wherein the underwater movable plasma arc welding torch and rejector traverse over a metal surface.

In a method for repairing stress corrosion cracking damage in a base material made of stainless steel and nickel-base superalloy material,
Position the stress corrosion cracking damaged part of the equipment in the rapid coolant quality exclusion device placed in the rapid coolant quality environment,
Heating the damaged portion to form a molten metal compatible molten pool in the damaged portion, such that the compatible molten pool is adjacent to an unmelted base metal unmelted metal;
Said molten pool by cooling to a temperature near its melting point to form a metallurgical bond between the molten metal and the unmelted metal between the regions of unmelted metal,
A method comprising: rapidly moving the melted portion to ambient temperature by moving the damaged portion by contact with a quenching refrigerant when the melted portion is exposed from the exclusion device.

9. The method of claim 8, comprising quenching the weld by contact with water.

10. A method according to claim 8 or 9, wherein the weld pool is formed by heat supplied by a plasma arc welding torch fitted with the rejector.

Forming a molten metal molten pool with energy supplied by the plasma arc welding torch, moving the torch and removal device along a path to form a weld, and exposing the weld from the removal device; 11. The underwater welding method according to claim 10, comprising quenching the molten part to ambient temperature by contact with water.

The size of the quenching refrigerant removing device is larger than the molten metal molten pool, and is large enough to secure an area of unmolten metal around the molten pool. The method according to any one of 11.