MXPA02008147A

MXPA02008147A - Soldadura de articulos de superaleacion.

Info

Publication number: MXPA02008147A
Application number: MXPA02008147A
Authority: MX
Inventors: Kevin Updegrove
Original assignee: Chromalloy Gas Turbine Corp
Priority date: 2000-03-17
Filing date: 2001-02-21
Publication date: 2002-11-29
Also published as: WO2001087528A2; ATE511422T1; JP2003533354A; CN1187157C; WO2001087528A3; CN1455714A; US6333484B1; AU2001285378A1; EP1296796A4; CA2399210A1; BR0108681A; EP1296796B1; RU2265505C2; CA2399210C; JP4969756B2; EP1296796A2

Abstract

Se proporciona un proceso para soldar un articulo de superaleacion a base de niquel o cobalto, para minimizar el agrietamiento mediante precalentamiento de toda el area de soldadura a un intervalo de temperatura de maxima ductilidad, mantener tal temperatura durante la soldadura y solidificacion de la soldadura, elevar la temperatura para el alivio de esfuerzos de la superaleacion, luego enfriamiento a una velocidad efectiva para minimizar la precipitacion gamma prima.

Description

i.

SOLDADURA DE ARTÍCULOS DE SUPERALEACION DESCRIPCIÓN DE LA INVENCIÓN La presente invención es concerniente con un proceso para la soldadura de artículos de superaleación que 5 son difíciles de soldar. A medida que los componentes de motor a chorro son desarrollados, hay una demanda continua por una capacidad mejorada para soportar las temperaturas incrementadamente altas aplicadas en estos componentes en el motor. Las hojas 10 y alabes de turbinas de alta presión son sometidas _ a condiciones de temperatura extremadamente adversas (por ejemplo, mayores de 1093°C (2000°F) ) . Estas partes del motor a chorro pueden requerir procesos de soldadura durante la manufactura de los componentes o después de ver las 15 operaciones del motor y requerir reparación como resultado del desgaste y el agrietamiento. Como resultado de estas demandas de altas temperaturas, estos componentes son manufacturados frecuentemente a partir de superaleaciones que contienen una 20 fase gamma-prima. Un problema particular con las aleaciones endurecibles por precipitación gamma-prima, tales como R'80, es la incapacidad para soldar o revestir estas aleaciones con aleaciones semejantes o similares sin encontrar fisuración y altos rechazos de producción. 25 Debido a las temperaturas y esfuerzos de soldadura Ref.: 141153 involucrados, estas aleaciones encuentran encogimiento, agrietamiento por esfuerzo y los semejantes. Debido a las dificultades para soldar estas superaleaciones especificas, hay necesidad por un proceso en el cual las aleaciones endurecidas por precipitación gamma-prima puedan ser soldadas consistentemente sin agrietamiento con aleaciones de metal similares u originales. Las patentes norteamericanas Nos. 5,106,010 y 5,374,319 revelan tal proceso, que precalienta el área de soldadura y región adyacente al área de soldadura a una temperatura dúctil y mantiene tal temperatura durante la soldadura y solidificación. La patente norteamericana 5,554,837 describe la ejecución de un proceso de soldadura por láser interactivo para maximizar la reproducibilidad y minimizar los rechazos y desperdicios, en tanto que incrementa el rendimiento de los componentes soldados. En tanto que estos procesos minimizan el agrietamiento en muchas aleaciones, todavía hay necesidad por mejoras en el proceso.

BREVE DESCRIPCIÓN DE LA INVENCIÓN Brevemente, esta invención proporciona un proceso para soldar un articulo de superaleación a base de niquel y/o cobalto, que comprende precalentar toda el área de soldadura y región adyacente al área de soldadura del artículo a un intervalo de temperatura de máxima ductilidad y mantener tal temperatura durante la soldadura y solidificación de la soldadura y elevar la temperatura del artículo soldado a una temperatura de alivio de tensión, seguida por enfriamiento del artículo soldado, de preferencia enfriamiento a una velocidad de por lo menos 55°C (100°F) por minuto, hasta una temperatura menor que el intervalo de endurecimiento de precipitación gamma-prima para minimizar la precipitación gamma-prima.

BREVE DESCRIPCIÓN DE LOS DIBUJOS La figura 1 ilustra un sistema de soldadura por láser útil para llevar a cabo el proceso de soldadura por láser; La figura 2 consiste de datos de tracción térmica que muestra la ductilidad (d) contra la temperatura para IN 738 LC. La figura 3 consiste de datos de tracción térmica que muestran la ductilidad (d) contra la temperatura para Rene 80.

DESCRIPCIÓN DETALLADA DE LA INVENCIÓN Esta invención proporciona un proceso para la soldadura de artículos de superaleación, particularmente componentes de motor de turbina de gas en los que se incluyen hojas, alabes y rotores. Las superaleaciones son ' --•**^jffÉil-a-<-j--«-M^*^a»tefcAw¿.-í-«->-a<-- ¡ •"*# , superaleaciones a base de níquel y/o cobalto que son difíciles de soldar por los procesos del estado de la técnica. Estas superaleaciones incluyen aleaciones equiaxiales solidificadas direccionalmente y de un solo cristal de aleaciones endurecidas por precipitación a base de níquel gamma-prima y aleaciones a base de Co endurecidas por carburo. En general, las superaleaciones reforzadas por precipitación gamma-prima contienen titanio y aluminio en una cantidad combinada de por lo menos aproximadamente 5%. Superaleaciones apropiadas incluyen R'80, DSR'dOh, R'108, IN 738 LC, R' 125 Hf, DSR' 142, R'N4, R'N5, Mar-M-247DS, In 729Hf, CMSX-4 e In738LC. La composición nominal de algunas de estas superaleaciones es descrita en la tabla 1. riffm Épr in Ti t NJ O Tabta 1 COMPOSICIÓN QUÍMICA (% EN PESO): SUPERALEACION A BASE DE NÍQUEL ALEACIÓN ELEMENTO R'80 IN73BLC DSR'ßOH R'108 R'125Hf DSR142 RTW R'N5 Aluminio [AIJ 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 ICrJ 13.7-14.3 16 14.0 8.00 - ß.70 9.0 6.60-7.00 9.50-10.00 6.75-7.25 Cobalto |CoJ 9.0-10.00 8.5 9.0 9.00-10.00 10.0 11.70-12.30 7.00-8.00 7.00-800 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 JWJ 3.7-4.3 26 4.0 9.30-9.70 7.0 4.70-5.10 5.75-6.25 4.75-5.25 Tantalio ITaJ 0.10 max - - 2.80-3.30 3.8 6.2-6.5 4.6-5.00 6.30-6.70 Titanio mi 4.80-550 3.4 4.7 0.60-0.90 2.6 0.02 max. 3.35-3.65 0.02 max Hafnio IHO 0.1 max 0.8 1.30-1.70 1.6 1.30-1.70 0.1-0.20 0.12-0.18 Renio Carbono ici 0.15-0.19 0.17 0.16 007-0.10 0.1 0.10-0.14 0.05-0.07 0.04-0.08 Zirconio 1*1 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 IBI 0.01-0.02 0.01 0.015 0.01-002 0.0 0.01-0.02 0.003-0.005 0.003-0.005 Níquel ÍNIJ restante restante restante restante restante restante restante restante Otros W+Í?W.70 Mn<0.2 Cb" 0.4 -0.6 Al+Ta*12.45 mínimo Cb=0.9 mínimo En las aleaciones solidificadas direccionalmente (DS) hay elementos en trazas agregados como agentes de refuerzo de frontera de grano. Los agentes de refuerzo de frontera de grano consisten comúnmente de carburos y boruros, frecuentemente de tungsteno y tantalio. Cuando se sueldan por láser estas aleaciones utilizando procedimientos típicos, hay un problema consistente con la formación de microgrietas en las fronteras del grano. La composición metalúrgica de las fronteras del grano es tal que se funde a una temperatura menor que el resto del material base. Si las fronteras del grano se enfrían demasiado rápidamente, se fracturan. La evaluación metalúrgica de las muestras soldadas ha demostrado que las partes soldadas utilizando parámetros de láser de C02 típicas sufren microgrietas en las fronteras del grano. En algunos casos las microgrietas siguen siendo pequeñas. En otros, se desgarran y abren y pueden avanzar completamente a través de la nueva soldadura. Frecuentemente las grietas más grandes pueden ser reparadas individualmente. Sin embargo, la experiencia ha demostrado que mientras más frecuentemente la soldadura es intentada en una parte específica, mayor es la probabilidad de generar grietas adicionales. La probabilidad incrementada de grietas es provocada por el procedimiento de soldadura por láser inicial, que genera microgrietas en las fronteras del grano. " 4??^tr'-'-^^~--'M^^ ¡4 iA?^ií i)íbí -'£¡^^J^ Aún si las microgrietas no se propagan inicialmente, siguen estando presentes como sitios de inicio de grietas con una probabilidad muy alta de ampliarse durante operaciones de soldadura o tratamiento térmico subsecuentes. El artículo de superaleación (por ejemplo, una aleta o alabe) es precalentado, de preferencia utilizando una bobina de calentamiento por inducción. Durante esta etapa de precalentamiento, toda el área soldada del artículo de superaleación y región adyacente al área de soldadura es calentada por la bobina de calentamiento por inducción a un intervalo de temperatura de ductilidad máxima. El intervalo de temperatura de ductilidad máxima es el intervalo de temperatura en el cual una aleación particular posee máxima ductilidad y está por encima de la temperatura de envejecimiento, pero debajo de la temperatura de fusión incipiente. El intervalo de temperatura de máxima ductilidad es determinado para cada aleación dada al evaluar los datos de pruebas de tracción térmica y es un intervalo de temperatura en el cual la ductilidad de la aleación es significativamente incrementada con respecto a la ductilidad de la aleación a temperatura ambiente. Los datos pueden ser medidos utilizando equipo de prueba tipo 'Gleeble", tal como es manufacturado por Dynamic Systems Inc., como se resume en el documento 'Evaluation of the Weldability of the Gas Turbine Blade Materials IN738LC and Rene 80" de N. Czech et t *| * I I al. (Proceedings from Materials Solutions '97 en Joining and Repair of Gas Turbine Components, 15-18 de septiembre de 1997, páginas 7 - 10) . Crítico para el proceso es que la temperatura de la parte sea controlada estrechamente en este intervalo de temperatura durante el proceso de soldadura. En la figura 2, los datos de tracción térmica para In738LC muestran un intervalo de temperatura de ductilidad máxima para la aleación de 980°C a 1040°C (1800°F a 1900°F) y en la figura 3, los datos muestran Rene 80 con un intervalo de temperatura de ductilidad máxima de 1050°C a 1150°C (1925°F a 2100°F) . Los datos para las figuras 2 y 3 son tomados del artículo de N. Czech et al. Como los datos de tracción térmica demuestran en las figuras 2 y 3, la ductilidad de las aleaciones es significativamente reducida a temperaturas menores o mayores de este intervalo óptimo. El intervalo de temperatura de ductilidad máxima se encontrará en general en el intervalo de 760°C a 1150°C (1400°F a 2100°F) . Crítico para este proceso es mantener el equilibrio térmico antes, durante o después del proceso de soldadura/recubrimiento, conduciendo a gradientes térmicos severos a través de la soldadura/metal base adyacente, reduciendo así los esfuerzos residuales y agrietamiento subsecuente. La reducción de los gradientes térmicos disminuye el impacto del calor de la soldadura sobre la zona afectada por el calor, esto es, el proceso ""reubica" la zona --?*^^'4,Mr*it',?l'"",t'"1'iafat'>t ',J1^,,fJ afectada por el calor a lo lejos de la línea de fusión. Puesto que toda el área de soldadura y región adyacente es precalentada a una temperatura mayor que la temperatura de endurecimiento, esto da como resultado una distribución térmica uniforme que impide la contracción y esfuerzos residuales resultantes que son normalmente enfocados en la zona afectada por el calor más débil. Toda el área de soldadura y región adyacente sufre contracción térmica como resultado de la reacción de envejecimiento con los esfuerzos residuales que resultan de esta reacción siendo distribuidos sobre un área mucho más grande, no solamente concentrados en el punto que es soldado. Toda el área de soldadura y región adyacente a la soldadura son calentadas por calentamiento de inducción, a la temperatura dúctil. La región adyacente al área de soldadura es calentada por lo menos un tiempo suficientemente largo para tener la capacidad de abarcar la zona afectada, de preferencia mayor. La zona afectada por el calor es definida como aquella porción del metal base que no ha sido fundida, pero cuyas propiedades mecánicas o microestructura han sido alteradas por el calor de la soldadura (véase Metals Handbook, Novena Edición, volumen 6, ASM 1983) . En general, esta región adyacente que es calentada es de por lo menos 0.635 cm (0.25 pulgadas), de preferencia 1.27 cm (0.5 pulgadas) a 2.54 cm (1 pulgada) de la soldadura. Una vez que el artículo ha sido precalentado a la temperatura deseada, el láser y la alimentación de polvo se ponen en contacto para la soldadura. La radiación del láser forma un pequeño cúmulo fundido del sustrato a medida que el polvo de la alimentación de polvo es dispersado sobre el cúmulo fundido y soldado (revestido) a la parte por el haz de láser. El proceso de solidificación es controlado de manera precisa por la radiación del haz y la energía de calentamiento impartida por la bobina de inducción y el movimiento relativo del haz y el artículo para controlar las tensiones térmicas y tensiones y esfuerzos resultantes para formar una soldadura libre de agrietamientos durante y después del proceso de solidificación. Durante la operación, el área de soldadura del artículo es envuelta en un gas inerte (por ejemplo argón o helio) con el fin de minimizar la oxidación y contaminación de óxido de la superaleación base y polvo de aleación de metal de relleno durante el calentamiento y proceso de soldadura. La temperatura del área de soldadura es controlada en todo el proceso a pesar del calor agregado del haz de láser al utilizar un pirómetro óptico con circuito de voltaje de alimentación (inferómetro) que controla el calentador de inducción. La parte es precalentada en el intervalo de temperatura de máxima ductilidad y permanece en este intervalo durante la soldadura y solidificación a pesar de la entrada de calor de soldadura localizada. Además, el inferómetro (circuito de retroalimentación) controla la velocidad de elevación en forma de rampa (calentamiento) antes de la soldadura y la disminución en forma de rampa (enfriamiento) una vez que la soldadura se ha consumado. Este proceso de precalentamiento reduce los esfuerzos y agrietamiento de la soldadura y permite que el artículo de superaleación base sea soldado por láser (revestido) con una alimentación de aleación en polvo que también comprende una superaleación, esto es una superaleación reforzada por precipitación gamma-prima. Ventajosamente, se puede utilizar una aleación de polvo que es sustancialmente la misma como la aleación del artículo de superaleación. La reducción de esfuerzos y agrietamiento de la misma es especialmente necesaria cuando se suelda una superaleación solidificada direccionalmente con una aleación reforzada con gamma-prima debido a la susceptibilidad por agrietamiento a lo largo de las fronteras de grano. Después que el proceso de soldadura es consumado, pero antes del enfriamiento, el área de soldadura es calentada a una temperatura lo suficientemente alta para permitir que se efectúe un pleno alivio de esfuerzos. La temperatura de alivio de esfuerzo está comúnmente en el intervalo de 1040°C a 1150°C (1900°F a 2100°F) , determinada * - para la aleación específica. El área de soldadura es mantenida a la temperatura más alta por un período de tiempo suficiente para que todos los esfuerzos de soldadura residuales se disipen. 5 El enfriamiento es controlado para reducir los esfuerzos inducidos por el enfriamiento incontrolado que puede inducir el agrietamiento. Después de la consumación del alivio de esfuerzos de alta temperatura, el área soldada es enfriada rápidamente a una temperatura menor que el 10 intervalo de endurecimiento por precipitación de gamma- prima, normalmente, 815°C a 900°C (1500°F a 1650°F) . El enfriamiento rápido minimiza y/o impide la precipitación gamma-prima adicional, que agregaría esfuerzo adicional al área de soldadura. Comúnmente, el enfriamiento es a una 15 velocidad de por lo menos 55°C (100°F) por minuto, de preferencia por lo menos 46°C (116°F) por minuto. La velocidad de enfriamiento para impedir la precipitación de gamma-prima adicional puede ser determinada experimentalmente para cada tipo de aleación al trazar una 20 curva de tiempo - temperatura - transformación. Se requiere un número de muestras de material idénticas, cada muestra en la condición tratada térmicamente en solución. Normalmente, las temperaturas de tratamiento térmico en solución están en el intervalo de 1204°C - 1260°C (2200°F - 2300°F) . Para 25 preparar las muestras, la muestra es mantenida en la •i •H-k tjfí***-***- *-**-*-¿a-iM-fa-M**'*-•*•^*^*^-*?.atiitt) temperatura de solución por el tiempo especificado por el fabricante. Para generar la curva de temperatura de tiempo -temperatura - transformación, cada muestra debe luego ser enfriada en argón a una temperatura intermedia, normalmente entre 760°C (1400°F) - 1093°C (2000°F) . Las muestras son mantenidas a aquella temperatura por una cantidad de tiempo establecida antes de ser enfriadas a temperatura ambiente. Un gran número de muestras son procesadas mediante este procedimiento utilizando diferentes temperaturas intermedias y tiempos de retención para crear un "mapa" para cada aleación. Después de la consumación de los tratamientos térmicos, cada muestra es evaluada metalúrgicamente en cuanto a la presencia de gamma prima. La información es transferida a una gráfica de temperatura contra tiempo, en donde la curva de tiempo - temperatura - transformación es trazada como la frontera entre áreas de la gráfica que muestran gamma prima y aquellas que no. la curva de tiempo -temperatura - transformación es utilizada para determinar la velocidad de enfriamiento crítica para cada aleación que es requerida para mantener la aleación fuera del intervalo en donde ocurre la precipitación de gamma prima, para impedir los esfuerzos asociados con la precipitación de gamma prima adicional, que puede provocar agrietamiento en la aleación. La figura 1 ilustra un sistema de soldadura por láser útil para llevar a cabo la invención, en el cual los »_sn ^.^-¿i---iit<-t . .--i.....-*-*>* «-éJ componentes no están puestos en contacto, el aparato consiste de un láser 11 con una alimentación de polvo 12, un calentador de inducción 13 con su bobina de inducción 14 y sistema de movimiento 15 sobre el cual el artículo 20 es 5 fijado. El artículo (un alabe de turbina es mostrado) es fijado mediante montaje sobre una grada 16 de una manera muy precisa utilizando una abrazadera, como es convencional. Un pirómetro 17 y una cubierta de gas inerte (blindaje) 18 con una línea de alimentación de gas inerte 19 y difusor de gas 10 21 son también mostrados. La soldadura por láser del artículo es controlada por medio del uso de elementos de control numérico de computadora (CNC) que controlan el láser, alimentación de polvo y sistema de movimiento sobre el cual el artículo es 15 fijado. Se requiere programación y desarrollo de parámetros extensos corroborados por análisis metalúrgico para un enlace de fusión metalúrgicamente firme sin grietas. Los medios de control incluyen un sistema de visión que digitaliza la configuración del artículo con el fin de 20 accionar el sistema de movimiento que mantiene el artículo debajo del haz de láser enfocado y alimentación de polvo convergente. El sistema de control permite una operación eficiente y económica del proceso, permitiendo que una 25 variedad de configuraciones complejas sean soldadas. El > •> ..-.*». ^?*»*.» *****J-t. t. sistema de visión que es empleado ajusta una trayectoria precisa para el sistema de soldadura por láser que es individualizado para el área de soldadura del artículo particular que es soldado. Esto se lleva a cabo con un control numérico de computadora que utiliza un programa para el artículo, pero con la trayectoria precisa establecida por el sistema de visión. Después que el artículo es asegurado en su accesorio, la altura es inspeccionada para indagar la acumulación necesaria durante la soldadura (revestimiento) . Luego, después de ajustar el contraste del área soldada, la cámara del sistema de visión observa (esto es, toma una foto de) el área soldada y digitaliza su periferia al dar seguimiento a la periferia con una pluralidad de puntos que son convertidos numéricamente, proporcionando una trayectoria contorneada precisa para que el láser siga el área de soldadura específica del artículo. Después que la trayectoria es ajustada, el artículo todavía en su accesorio, es luego colocado sobre el sistema de movimiento del aparato de soldadura mediante láser, en donde la trayectoria del láser es ajustada de manera precisa para este artículo. Debido a que la trayectoria es ajustada de manera precisa para el artículo específico, ocurre menos desperdicio en el proceso de soldadura y un maquinado reducido (esto es, fresado, rectificación) es requerido subsecuente al mismo para eliminar la soldadura el exceso. .i.-i---.--^ it jf ff •rtfitgii'BrtFÉlririM-rt |5 *¿ #+! •«**.

Como una ventaja particular, el maquinado subsecuente puede ser también controlado de manera precisa al utilizar el mismo accesorio y parámetros de control para el artículo específico como es ajustado originalmente por el sistema de 5 visión para la soldadura por láser. Esto reduce los requerimientos por medición y control subsecuentes que incrementan la eficiencia del proceso. El sistema de movimiento cuya trayectoria es ajustada por el sistema de control es de por lo menos un 10 sistema de movimiento de 3 ejes, de preferencia un sistema de movimiento de 4 o 5 ejes para proporcionar el movimiento detallado requerido para las varias superficies de área de soldadura complejas. El movimiento de 3 ejes sería a lo largo de las direcciones X, Y y Z, el movimiento de 4 ejes 15 para superficies planas más complejas combinaría las direcciones X, Y y Z con rotación (véase figura 1), en tanto que un movimiento de 5 ejes para superficies contorneadas combinaría las direcciones X, Y y Z con rotación e inclinación. 20 Láseres apropiados incluyen aquellos conocidos para los experimentados en la técnica, en los que se incluyen láser de C02. La densidad de potencia del láser puede estar entre 105 watts/ (2.54 cm) 2 (pulgada cuadrada) y 107 watts /(2.54 cm) 2 (pulgada cuadrada) con un tamaño de 25 punto del haz en el intervalo de 0.1016 cm (0.040 pulgadas) i?íd??^^mm???m^ a 0.381 cm (0.150 pulgadas). La alimentación de aleación en polvo se pone en operación para proporcionar una corriente de partículas de aleación en general de malla -120 a malla +400 a una velocidad de 5 a 15 gramos/minuto. Con las velocidades de soldadura por láser de menos de 25.4 cm (10 pulgadas), de preferencia 5.08 cm (2 pulgadas) a 10.16 cm (4 pulgadas) por minuto, la potencia del láser utilizado es de 104 a 106 watts/ (2.54 cm) 2 (pulgada cuadrada) y la velocidad de alimentación de la aleación de polvo es de 2 a 6 gramos por minuto.

Ejemplo 1 Una hoja de turbina de alta presión de segunda etapa fue procesada para su reparación. La hoja fue moldeada de una aleación de Inconel 738LC. Los recubrimientos externos fueron eliminados químicamente y las cavidades internas fueron limpiadas. La hoja fue enviada a través de un ciclo de alivio de esfuerzo de presoldadura al vacío típico. El material erosionado fue rectificado de la punta de la hoja, dejando una superficie plana limpia. Las cavidades internas expuestas en la punta de la hoja fueron limpiadas y pulidas utilizando desbastadoras de carburo en rectificadoras de troquel manual, a lo largo de la periferia del área a ser soldada. La hoja fue colocada en una caja de purga, de tal manera que podría ser sumergida completamente en una atmósfera de argón protectora. Una bobina de calentamiento por inducción fue colocada alrededor de la punta de la hoja. En base a datos publicados, se determinó que el intervalo de precalentamiento de soldadura óptimo para Inconel 738LC estaba en el intervalo de 980°C (1800°F) a 1040°C (1900°F) . Las temperaturas mayores o menores de este intervalo disminuirían significativamente la ductilidad de la aleación. El punto de ajuste para la hoja de muestra fue de 1010°C +/- 15°C (1850°F +/- 25°F) . La punta de la hoja fue calentada a 1010°C (1850°F) y se le permite estabilizar a aquella temperatura. Luego la punta de la hoja fue soldada por TIG manualmente utilizando una varilla de Inconel 738LC. Después que la soldadura estaba consumada, la temperatura de la punta de la hoja fue elevada a 1107°C (2025°F) , una temperatura suficiente para permitir un pleno alivio de esfuerzo de la soldadura y áreas adyacentes. La punta de la hoja fue mantenida a la temperatura de 1107°C (2025°F) durante 15 minutos. Luego, se permite que la punta de la hoja se enfríe a temperatura ambiente. El enfriamiento inicial de 1107°C (2025°F) a 650°C (1200°F) fue llevado a cabo en aproximadamente 6 minutos. Luego, el contorno de la punta de la hoja fue restaurado vía soldadura por láser interactiva con precalentamiento de inducción. Se llevó a cabo un tratamiento térmico al vacío post-soldadura final. Se llevó a cabo inspección penetrante fluorescente de la soldadura y áreas adyacentes, junto con inspección de rayos X de la punta de la hoja. Luego, la punta de la hoja fue seccionada para el análisis metalúrgico. No se encontró ningún agrietamiento en la soldadura o aleación base durante cualquiera de las operaciones de inspección.

Ejemplo 2 Una hoja de turbina de alta presión de primera etapa fue procesada para su reparación. La hoja fue moldeada de aleación Inconel 738LC. Los recubrimientos externos fueron eliminados y las cavidades internas fueron limpiadas. La hoja fue enviada a través de un ciclo de alivio de esfuerzo de presoldadura al vacío típico. El material erosionado fue rectificado de la punta de la hoja, dejando una superficie plana limpia. Los agrietamientos por fatiga térmica en las paredes del perfil aerodinámico en la punta de la hoja fueron hendidas. Se llevó a cabo inspección penetrante fluorescente de las áreas hendidas para asegurar que los agrietamientos habían sido eliminados. Las áreas hendidas fueron limpiadas usando desbastadoras de carburo con rectificadoras de troquel manuales para prepararse para la soldadura. Luego, la hoja fue colocada en una caja de purga, de tal manera que podría ser sumergida completamente en una atmósfera protectora de argón. Una bobina d calentamiento por inducción fue colocada alrededor de la 'JÍJ*aA1-fc*- tHMfl-HI ^-¡--...-^--,1- ^mJme.lm?t LdCilt punta de la hoja. En base a datos publicados, se determinó que el intervalo de precalentamiento de soldadura óptimo par Inconel 738LC estaba en el intervalo de 980°C (1800°F) a 1040°C (1900°F) . Las temperaturas mayores o menores de este intervalo disminuirían significativamente la ductilidad de la aleación. El punto de ajuste para la hoja de muestra fue de 1010°C +/- 15°C (1850°F +/- 25°F) . La punta de la hoja fue calentada a 1010°C (1850°F) y se le permite estabilizar a aquella temperatura. La punta de la hoja fue luego soldada por TIG manualmente, utilizando una varilla de Inconel 738LC. Después que la soldadura estaba consumada, la temperatura de la punta de la hoja fue elevada a 1107°C (2025°F) , una temperatura suficiente para permitir un pleno alivio de esfuerzo de la soldadura y áreas adyacentes. La punta de la hoja fue mantenida a la temperatura de 1107°C (2025°F) por 15 minutos. Luego se permite que la punta de la hoja se enfríe a temperatura ambiente. El enfriamiento inicial de 1107°C (2025°F) a 650°C (1200°F) fue llevado a cabo en aproximadamente 6 minutos. Luego, el contorno de la punta de la hoja fue restaurado vía soldadura de láser interactiva con precalentamiento de inducción, seguida por un ciclo de alivio de esfuerzo post-soldadura al vacío típico. Se llevó a cabo inspección penetrante fluorescente de la soldadura y áreas adyacentes, junto con inspección de rayos X de la punta de la hoja. Luego, la punta de la hoja "» _. « A ***.***.*> ***-^^a^^ítilffli I fue seccionada para su análisis metalúrgico. No se encontró ningún agrietamiento en la soldadura o aleación base durante cualquiera de las operaciones de inspección. Se hace constar que, con relación a esta fecha, el mejor método conocido por la solicitante para llevar a la práctica la citada invención, es el que resulta claro de la presente descripción de la invención.

Claims

REIVINDICACIONES Habiéndose descrito la invención como antecede, se reclama como propiedad, lo contenido en las siguientes reivindicaciones : 1. Un proceso para la soldadura de un artículo de superaleación a base de níquel y/o cobalto, caracterizado porque comprende : precalentar toda un área de soldadura y región adyacente al área de soldadura del artículo a un intervalo de temperatura de máxima ductilidad, que es mayor que una temperatura de envejecimiento y menor que una temperatura de fusión incipiente para la aleación y mantener tal temperatura durante la soldadura y solidificación de una soldadura; elevar la temperatura del artículo soldado a una temperatura de alivio de esfuerzos y enfriar el artículo a una temperatura menor que el intervalo de endurecimiento por precipitación de gamma-prima a una velocidad efectiva para minimizar la precipitación de gamma-prima adicional.
2. El proceso de conformidad con la reivindicación 1, caracterizado porque el artículo de superaleación es escogido del grupo que consiste de una superaleación reforzada por precipitación de gamma-prima que contiene titanio y aluminio en una cantidad combinada de por lo menos 5%.
3. El proceso de conformidad con la reivindicación 2, caracterizado porque el artículo es enfriado a una velocidad de por lo menos 55.5°C (100°F) por minuto.
4. El proceso de conformidad con la reivindicación 3, caracterizado porque el intervalo de temperatura de máxima ductilidad está en el intervalo de 760°C (1400°F) ,a 1149°C (2100°F) .
5. El proceso de conformidad con la reivindicación 4, caracterizado porque la soldadura se lleva a cabo con una aleación de polvo que es una superaleación a base de níquel reforzada por precipitación de gamma-prima que contiene titanio y aluminio en una cantidad combinada de por lo menos
6. El proceso de conformidad con la reivindicación 5, caracterizado porque el artículo de superaleación y la aleación de polvo comprenden sustancialmente la misma aleación.
7. El proceso de conformidad con la reivindicación 6, caracterizado porque el artículo de superaleación es un componente para un motor de turbina de gas.
8. El proceso de conformidad con la reivindicación 7, caracterizado porque el artículo es una hoja de turbina, alabe de turbina o rotor de turbina.
9. El proceso de conformidad con la reivindicación 8, caracterizado porque comprende además maquinar el artículo soldado.
10. El procesé de conformidad con la reivindicación 5, caracterizado porque el artículo es enfriado a una velocidad de por lo menos 64.4°C (116°F) por minuto.
11. El proceso de conformidad con la reivindicación 10, caracterizado porque la superaleación es In 738LC y el intervalo de temperatura de máxima ductilidad es de 982°C (1800°F) a 1038°C (1900°F) .
12. El proceso de conformidad con la reivindicación 10, caracterizado porque la superaleación es R'80 y el intervalo de temperatura de máxima ductilidad es de 1052°C (1925°F) a 1149°C (2100°F) .