NO147262B - ADDITIONAL MATERIAL OF NICKEL SURGERY IN THE FORM OF TRAAD FOR REDUCING CRACKS FOR WOLFRAMBUESWELDING - Google Patents
ADDITIONAL MATERIAL OF NICKEL SURGERY IN THE FORM OF TRAAD FOR REDUCING CRACKS FOR WOLFRAMBUESWELDING Download PDFInfo
- Publication number
- NO147262B NO147262B NO773281A NO773281A NO147262B NO 147262 B NO147262 B NO 147262B NO 773281 A NO773281 A NO 773281A NO 773281 A NO773281 A NO 773281A NO 147262 B NO147262 B NO 147262B
- Authority
- NO
- Norway
- Prior art keywords
- welding
- weld
- cracking
- alloys
- nickel
- Prior art date
Links
- 239000000463 material Substances 0.000 title claims abstract description 26
- 238000001356 surgical procedure Methods 0.000 title 1
- 238000003466 welding Methods 0.000 claims abstract description 95
- PXHVJJICTQNCMI-UHFFFAOYSA-N Nickel Chemical compound [Ni] PXHVJJICTQNCMI-UHFFFAOYSA-N 0.000 claims abstract description 43
- 229910052759 nickel Inorganic materials 0.000 claims abstract description 21
- 239000000654 additive Substances 0.000 claims abstract description 20
- 230000000996 additive effect Effects 0.000 claims abstract description 20
- 230000015572 biosynthetic process Effects 0.000 claims abstract description 19
- 229910000601 superalloy Inorganic materials 0.000 claims abstract description 19
- 229910052721 tungsten Inorganic materials 0.000 claims abstract description 5
- 239000010937 tungsten Substances 0.000 claims abstract description 5
- 230000009467 reduction Effects 0.000 claims abstract description 4
- WFKWXMTUELFFGS-UHFFFAOYSA-N tungsten Chemical compound [W] WFKWXMTUELFFGS-UHFFFAOYSA-N 0.000 claims abstract description 3
- 229910052748 manganese Inorganic materials 0.000 claims description 19
- 229910052758 niobium Inorganic materials 0.000 claims description 10
- 229910052719 titanium Inorganic materials 0.000 claims description 10
- 229910052782 aluminium Inorganic materials 0.000 claims description 9
- 229910052715 tantalum Inorganic materials 0.000 claims description 7
- 229910052796 boron Inorganic materials 0.000 claims description 5
- 229910052742 iron Inorganic materials 0.000 claims description 5
- 229910052799 carbon Inorganic materials 0.000 claims description 4
- 229910052750 molybdenum Inorganic materials 0.000 claims description 4
- 238000001556 precipitation Methods 0.000 claims description 4
- 229910052726 zirconium Inorganic materials 0.000 claims description 4
- 230000032683 aging Effects 0.000 claims description 3
- 229910052804 chromium Inorganic materials 0.000 claims description 3
- 229910045601 alloy Inorganic materials 0.000 description 53
- 239000000956 alloy Substances 0.000 description 53
- 238000005336 cracking Methods 0.000 description 33
- 238000010438 heat treatment Methods 0.000 description 18
- 239000011572 manganese Substances 0.000 description 17
- PWHULOQIROXLJO-UHFFFAOYSA-N Manganese Chemical compound [Mn] PWHULOQIROXLJO-UHFFFAOYSA-N 0.000 description 14
- 238000012360 testing method Methods 0.000 description 14
- 239000010936 titanium Substances 0.000 description 11
- 239000010955 niobium Substances 0.000 description 9
- 229910052751 metal Inorganic materials 0.000 description 8
- 239000002184 metal Substances 0.000 description 8
- 229910001247 waspaloy Inorganic materials 0.000 description 8
- 238000000034 method Methods 0.000 description 7
- XKRFYHLGVUSROY-UHFFFAOYSA-N Argon Chemical compound [Ar] XKRFYHLGVUSROY-UHFFFAOYSA-N 0.000 description 6
- 239000010953 base metal Substances 0.000 description 6
- 230000000694 effects Effects 0.000 description 6
- 230000004927 fusion Effects 0.000 description 6
- 230000008569 process Effects 0.000 description 6
- RTAQQCXQSZGOHL-UHFFFAOYSA-N Titanium Chemical compound [Ti] RTAQQCXQSZGOHL-UHFFFAOYSA-N 0.000 description 4
- 239000007789 gas Substances 0.000 description 4
- 229910000856 hastalloy Inorganic materials 0.000 description 4
- XEEYBQQBJWHFJM-UHFFFAOYSA-N iron Substances [Fe] XEEYBQQBJWHFJM-UHFFFAOYSA-N 0.000 description 4
- GUCVJGMIXFAOAE-UHFFFAOYSA-N niobium atom Chemical compound [Nb] GUCVJGMIXFAOAE-UHFFFAOYSA-N 0.000 description 4
- 230000035882 stress Effects 0.000 description 4
- 238000005275 alloying Methods 0.000 description 3
- XAGFODPZIPBFFR-UHFFFAOYSA-N aluminium Chemical compound [Al] XAGFODPZIPBFFR-UHFFFAOYSA-N 0.000 description 3
- 229910052786 argon Inorganic materials 0.000 description 3
- 239000004411 aluminium Substances 0.000 description 2
- 230000008901 benefit Effects 0.000 description 2
- 230000008859 change Effects 0.000 description 2
- 238000001816 cooling Methods 0.000 description 2
- 229910000816 inconels 718 Inorganic materials 0.000 description 2
- 238000002844 melting Methods 0.000 description 2
- 150000002739 metals Chemical class 0.000 description 2
- 239000000203 mixture Substances 0.000 description 2
- 229910052710 silicon Inorganic materials 0.000 description 2
- 239000010703 silicon Substances 0.000 description 2
- 239000000126 substance Substances 0.000 description 2
- GUVRBAGPIYLISA-UHFFFAOYSA-N tantalum atom Chemical compound [Ta] GUVRBAGPIYLISA-UHFFFAOYSA-N 0.000 description 2
- ZOXJGFHDIHLPTG-UHFFFAOYSA-N Boron Chemical compound [B] ZOXJGFHDIHLPTG-UHFFFAOYSA-N 0.000 description 1
- OKTJSMMVPCPJKN-UHFFFAOYSA-N Carbon Chemical compound [C] OKTJSMMVPCPJKN-UHFFFAOYSA-N 0.000 description 1
- VYZAMTAEIAYCRO-UHFFFAOYSA-N Chromium Chemical compound [Cr] VYZAMTAEIAYCRO-UHFFFAOYSA-N 0.000 description 1
- FYYHWMGAXLPEAU-UHFFFAOYSA-N Magnesium Chemical compound [Mg] FYYHWMGAXLPEAU-UHFFFAOYSA-N 0.000 description 1
- XUIMIQQOPSSXEZ-UHFFFAOYSA-N Silicon Chemical compound [Si] XUIMIQQOPSSXEZ-UHFFFAOYSA-N 0.000 description 1
- 229910000831 Steel Inorganic materials 0.000 description 1
- 230000004308 accommodation Effects 0.000 description 1
- 238000003483 aging Methods 0.000 description 1
- 229910001566 austenite Inorganic materials 0.000 description 1
- 230000009286 beneficial effect Effects 0.000 description 1
- 238000005266 casting Methods 0.000 description 1
- 239000000470 constituent Substances 0.000 description 1
- 230000008602 contraction Effects 0.000 description 1
- RKTYLMNFRDHKIL-UHFFFAOYSA-N copper;5,10,15,20-tetraphenylporphyrin-22,24-diide Chemical compound [Cu+2].C1=CC(C(=C2C=CC([N-]2)=C(C=2C=CC=CC=2)C=2C=CC(N=2)=C(C=2C=CC=CC=2)C2=CC=C3[N-]2)C=2C=CC=CC=2)=NC1=C3C1=CC=CC=C1 RKTYLMNFRDHKIL-UHFFFAOYSA-N 0.000 description 1
- 238000005238 degreasing Methods 0.000 description 1
- 238000011156 evaluation Methods 0.000 description 1
- 230000002349 favourable effect Effects 0.000 description 1
- 230000020169 heat generation Effects 0.000 description 1
- 239000008240 homogeneous mixture Substances 0.000 description 1
- 230000006872 improvement Effects 0.000 description 1
- 239000012535 impurity Substances 0.000 description 1
- 229910001026 inconel Inorganic materials 0.000 description 1
- 229910001119 inconels 625 Inorganic materials 0.000 description 1
- 230000002401 inhibitory effect Effects 0.000 description 1
- 230000005764 inhibitory process Effects 0.000 description 1
- 238000007689 inspection Methods 0.000 description 1
- 239000006101 laboratory sample Substances 0.000 description 1
- 229910052749 magnesium Inorganic materials 0.000 description 1
- 239000011777 magnesium Substances 0.000 description 1
- WPBNNNQJVZRUHP-UHFFFAOYSA-L manganese(2+);methyl n-[[2-(methoxycarbonylcarbamothioylamino)phenyl]carbamothioyl]carbamate;n-[2-(sulfidocarbothioylamino)ethyl]carbamodithioate Chemical compound [Mn+2].[S-]C(=S)NCCNC([S-])=S.COC(=O)NC(=S)NC1=CC=CC=C1NC(=S)NC(=O)OC WPBNNNQJVZRUHP-UHFFFAOYSA-L 0.000 description 1
- 238000004519 manufacturing process Methods 0.000 description 1
- 230000008018 melting Effects 0.000 description 1
- 230000003287 optical effect Effects 0.000 description 1
- 239000002244 precipitate Substances 0.000 description 1
- 230000008439 repair process Effects 0.000 description 1
- 230000000452 restraining effect Effects 0.000 description 1
- 239000007787 solid Substances 0.000 description 1
- 238000007711 solidification Methods 0.000 description 1
- 230000008023 solidification Effects 0.000 description 1
- 239000010959 steel Substances 0.000 description 1
- 238000005728 strengthening Methods 0.000 description 1
- 238000011282 treatment Methods 0.000 description 1
- 238000005493 welding type Methods 0.000 description 1
Classifications
-
- B—PERFORMING OPERATIONS; TRANSPORTING
- B23—MACHINE TOOLS; METAL-WORKING NOT OTHERWISE PROVIDED FOR
- B23K—SOLDERING OR UNSOLDERING; WELDING; CLADDING OR PLATING BY SOLDERING OR WELDING; CUTTING BY APPLYING HEAT LOCALLY, e.g. FLAME CUTTING; WORKING BY LASER BEAM
- B23K35/00—Rods, electrodes, materials, or media, for use in soldering, welding, or cutting
- B23K35/22—Rods, electrodes, materials, or media, for use in soldering, welding, or cutting characterised by the composition or nature of the material
- B23K35/24—Selection of soldering or welding materials proper
- B23K35/30—Selection of soldering or welding materials proper with the principal constituent melting at less than 1550 degrees C
- B23K35/3033—Ni as the principal constituent
- B23K35/304—Ni as the principal constituent with Cr as the next major constituent
Landscapes
- Engineering & Computer Science (AREA)
- Mechanical Engineering (AREA)
- Arc Welding In General (AREA)
- Nonmetallic Welding Materials (AREA)
Abstract
Tilsatsmateriale av nikkelsuperlegering. i form av tråd for minskning av sprekkdannelse ved wolframbuesveising.Nickel superalloy additive material. in the form of wire for reduction of crack formation by tungsten arc welding.
Description
Den foreliggende oppfinnelse vedrører et tilsatsmateriale av nikkelsuperlegering for minskning av sprekkdannelse ved wolframbuesveising av gjenstander av nikkelsuperlegeringer, hvor tilsatsmaterialet herder ved eldning ved utfelling av enten The present invention relates to an additive material of nickel superalloy for the reduction of crack formation during tungsten arc welding of articles of nickel superalloys, where the additive material hardens by aging by precipitation of either
a) r<1->fase hvorved det inneholder 14-22 vekt% Cr, 5-15 vekt% Co, 0-5 vekt% Fe, 0-8 vekt% Mo, 0,5-3 vekt% Mn, 0-0,1 vekt% a) r<1->phase whereby it contains 14-22 wt% Cr, 5-15 wt% Co, 0-5 wt% Fe, 0-8 wt% Mo, 0.5-3 wt% Mn, 0- 0.1% by weight
C, 0-0,05 vekt% B, 0-0,10 vekt% Zr, samt Al, Ti, Nb og Ta mens resten er Ni, eller C, 0-0.05 wt% B, 0-0.10 wt% Zr, as well as Al, Ti, Nb and Ta while the rest is Ni, or
b) "r"-fase, som eventuelt omfatter noe Y'-fase, hvorved b) "r" phase, which possibly includes some Y' phase, whereby
det inneholder 14-22 vekt% Cr, 0-5 vekt% Co, 7-18 vekt% Fe, it contains 14-22 wt% Cr, 0-5 wt% Co, 7-18 wt% Fe,
0-8 vekt% Mo, 0,5-3 vekt% Mn, 0-0,1 vekt% C, 0-0,05 vekt% B, 0-0,03 vekt% Zr, samt Al, Ti, Nb og Ta, mens resten er Ni. 0-8 wt% Mo, 0.5-3 wt% Mn, 0-0.1 wt% C, 0-0.05 wt% B, 0-0.03 wt% Zr, as well as Al, Ti, Nb and Take, while the remainder is Nine.
Nikkelsuperlegeringer anvendes i stor utstrekning på tek-nologisk høyt utviklete områder, f.eks. i gassturbinmotorer. Nickel superalloys are used to a large extent in technologically highly developed areas, e.g. in gas turbine engines.
I visse tilfeller er det nødvendig å sammenføye gjenstander som består av nikkelsuperlegeringer ved forskjellige sveiseprosesser. Det har derved bydd på store vanskeligheter å smeltesveise nikkelsuperlegeringer, og disse vanskeligheter består ofte i sprekkdannelse under eller etter selve sveiseprosessen. Sprekkdannelsen opptrer vanligvis både i smeltesveisingsområdet og i grunnmaterialet nærmest sveisen, dvs. i området som er berørt av oppvarmingen. Kjente løsninger av sprekkdannelsesproblemet ved sveising av superlegeringer har for det meste vært basert på anvendelse av sprekkhemmende sveisetrådlegeringer som imidlertid har forholdsvis lave fasthetsverdier. Tilsetning av slike stoffer til det smeltede sveisegods kan med godt resultat minske omfat-ningen av sprekkdannelse i det smeltede sveisemetall. Derimot er det ikke sikkert at sprekkdannelse hindres i det tilstøtende grunnmaterialeområde som er berørt av oppvarmingen. Denne løsning har også den åpenbare ulempe at sveiseområdet alltid får dårligere fasthetsegenskaper enn de superlegeringsmetaller som sam-menføyes ved hjelp av sveisen. Nikkeltilsatslegeringene, som hittil er blitt anvendt og som har mindre fasthet, har vanligvis ikke vært av den eldningsherdbare type, dvs. at de tidligere anvendte sveisetrådlegeringer generelt har hatt lavt innhold av aluminium, titan, tantal og niob. Typisk for disse tidligere kjente legeringer er den som er kjent fra US-patentskrift 3.113.021. Denne legering inneholder i vekt% ca. 20% krom, ca. In certain cases, it is necessary to join articles consisting of nickel superalloys by different welding processes. This has caused great difficulties in fusion welding nickel superalloys, and these difficulties often consist of cracking during or after the actual welding process. Crack formation usually occurs both in the fusion welding area and in the base material closest to the weld, i.e. in the area affected by the heating. Known solutions to the crack formation problem when welding superalloys have mostly been based on the use of crack-inhibiting welding wire alloys which, however, have relatively low strength values. Addition of such substances to the molten weld metal can with good results reduce the extent of cracking in the molten weld metal. On the other hand, it is not certain that cracking is prevented in the adjacent base material area that is affected by the heating. This solution also has the obvious disadvantage that the weld area always has poorer strength properties than the superalloy metals that are joined by means of the weld. The nickel additive alloys, which have been used up to now and which have less strength, have usually not been of the age-hardenable type, i.e. the previously used welding wire alloys have generally had a low content of aluminium, titanium, tantalum and niobium. Typical of these previously known alloys is that known from US patent 3,113,021. This alloy contains in weight % approx. 20% chrome, approx.
1% jern, ca. 2,5% niob, ca. 3% mangan, ca. 1,2% silisium, ca. 0,35% titan og ca. 0,03% karbon samt resten hovedsakelig nikkel. De sammenlagte mengder aluminium, titan, tantal og niob er mindre enn 3 vekt%, og denne legering vil ikke ha noen vesentlig grad av eldningsherdbarhet. Liknende sveisetrådlegeringer på nikkél-basis er kjent fra "Metals Handbook", 6, side 284, men heller ikke disse legeringer er eldningsherdbare i noen vesentlig grad. Mangan er ikke en vanlig legeringstilsetning til eldningsherdbare nikkelsuperlegeringer, selv om dette metall kan inngå i visse legeringer i mindre mengder, vanligvis bare som en foru-rensning. 1% iron, approx. 2.5% niobium, approx. 3% manganese, approx. 1.2% silicon, approx. 0.35% titanium and approx. 0.03% carbon and the rest mainly nickel. The combined amounts of aluminium, titanium, tantalum and niobium are less than 3% by weight, and this alloy will not have any significant degree of age hardenability. Similar nickel-based welding wire alloys are known from "Metals Handbook", 6, page 284, but these alloys are also not age-hardenable to any significant extent. Manganese is not a common alloying addition to age-hardenable nickel superalloys, although this metal may be included in certain alloys in minor amounts, usually only as an impurity.
Den foreliggende oppfinnelse vedrører et tilsatsmateriale av eldningsherdbare sveisetrådlegeringer på nikkelbasis, som nedsetter sprekkdannelsen i grunnmetallet ved smeltesveising av høyfaste nikkelsuperlegeringer. The present invention relates to an additive material of age-hardenable nickel-based welding wire alloys, which reduces the formation of cracks in the base metal during fusion welding of high-strength nickel superalloys.
Tilsatsmaterialet ifølge oppfinnelsen er kjennetegnet ved at i a) er Al-innholdet 0,7-3 vekt%, Ti-innholdet 0,5-4 vekt% The additive material according to the invention is characterized by the fact that in a) the Al content is 0.7-3% by weight, the Ti content 0.5-4% by weight
og Ta- + Nb-innholdet 0-6 vekt%, hvorved summen Al + Ti er større enn 3 vekt%, mens i b) er Al-innholdet 0,5-1,5 vekt%, Ti-innholdet 0-2 vekt% og Nb-innholdet 2-5 vekt% og Ta-innholdet 0-8 vekt%, og summen av Al, Ti, Nb og Ta er større enn 5 vekt%. and the Ta + Nb content 0-6 wt%, whereby the sum Al + Ti is greater than 3 wt%, while in b) the Al content is 0.5-1.5 wt%, the Ti content 0-2 wt% and the Nb content 2-5% by weight and the Ta content 0-8% by weight, and the sum of Al, Ti, Nb and Ta is greater than 5% by weight.
Disse sveisetrådlegeringer har en meget gunstig kombina-sjon av egenskaper, slik at de ved tilsetning under smeltesveising på en gunstig måte forandrer den spenningsdeformasjonsdyna-mikk som forårsaker sprekkdannelse i den varmepåvirkete grunn-metallsone under sveisingen eller under varmebehandlingen som etterfølger sveisingen. En vesentlig fordel oppnås ved tilsetning av mangan til sveisetrådlegeringer for å senke legeringenes smelteintervall (solidustemperatur). Andre legeringsstoffer ■som senker solidustemperaturen eller medfører forandrete egenskaper, gir ikke samme store fordeler som tilsetning av mangan. Sveiser som er fremstilt med tilsatsmaterialet ifølge den foreliggende oppfinnelse kan eldningsherdes til høye fasthetsverdier på grunn av nærværet av elementene tantan, niob, aluminium og titan i sveisetrådmaterialet, som feller ut de intermetalliske y'- og Y"-faser. y'- + y"-smeltetråder foretrekkes når maksimal sveisbarhet og høy fasthet ønskes ved middels sveisetemperaturer. These welding wire alloys have a very favorable combination of properties, so that when added during fusion welding, they favorably change the stress deformation dynamics that cause cracking in the heat-affected base metal zone during welding or during the heat treatment that follows welding. A significant advantage is achieved by adding manganese to welding wire alloys to lower the alloy's melting range (solidus temperature). Other alloying substances ■which lower the solidus temperature or lead to changed properties, do not offer the same great advantages as the addition of manganese. Welds made with the additive material according to the present invention can be age-hardened to high strength values due to the presence of the elements tantan, niobium, aluminum and titanium in the welding wire material, which precipitate the intermetallic y' and Y" phases. y'- + y "-melting wires are preferred when maximum weldability and high strength are desired at medium welding temperatures.
De y<1->herdete sveisetråder gir bedre sveisbarhet sammen med størst mulig høytemperaturfasthet. The y<1->hardened welding wires provide better weldability together with the greatest possible high-temperature strength.
Oppfinnelsen vil bli nærmere forklart i det etterfølgende under henvisning til de medfølgende tegninger, hvori: The invention will be explained in more detail below with reference to the accompanying drawings, in which:
Fig. 1 viser en forbindelse mellom solidustemperaturen Fig. 1 shows a connection between the solidus temperature
hos en rekke kommersielle og eksperimentelle nikkelsveisetråd-legeringer og sprekkdannelse i det varmepåvirkete område ved sveising av en nikkelsuperlegering. Fig. 2 viser en forbindelse mellom relative grader av sprekkdannelse i det varmepåvirkete område og sveisetrådens solidustemperaturer for de særlig fordelaktige sveisetrådtil-satsmaterialer ifølge oppfinnelsen og noen vanlig anvendte kommersielle sveisetrådlegeringer. Fig. 3 viser forbindelsen mellom sveisenes fasthet og be-standighet mot sprekkdannelse under varmebehandling etter sveising ved anvendelse av kjente legeringer og tilsatsmaterialer ifølge den foreliggende oppfinnelsen. in a number of commercial and experimental nickel welding wire alloys and cracking in the heat-affected zone when welding a nickel superalloy. Fig. 2 shows a connection between relative degrees of crack formation in the heat affected area and the solidus temperatures of the welding wire for the particularly advantageous welding wire additive materials according to the invention and some commonly used commercial welding wire alloys. Fig. 3 shows the connection between the strength of the welds and resistance to cracking during heat treatment after welding using known alloys and additive materials according to the present invention.
Sprekkdannelsesproblemer i forbindelse med sveising av nikkelsuperlegeringer kan opptre enten under størkningen som etterfølger sveiseprosessen, eller under etterfølgende varme-behandlinger. Den første type sprekkdannelse benevnes "varme-sprekking", og den andre type benevnes "varmebehandlingssprekk-dannelse etter sveising" eller "EB-sprekkdannelse". Sveisetråd med lav fasthet anvendes riktignok for å begrense begge typer sprekkdannelse i det størknete sveisemetall til et minimum, men den har ikke på langt nær vært like effektiv når det gjelder å avhjelpe samme problem i grunnmetallets sveispåvirkete område. Forskning har vist at de metallurgiske forhold som fører til at det dannes en sprekkfølsom, sveispåvirket sone i superlegeringer, utgjør uunngåelige følger av varmeutviklingsproses-sene under smeltesveising. Den beste måte å møte sprekkdannelsesproblemet i den sveispåvirkete sone på er således på en fordel-aktig måte å forandre spennings-deformasjonsdynamikken under sveiseforløpet og varmebehandlingen etter sveisingen for å minske sprekkdannelsen, istedenfor å forsøke å hindre skadelige forand-ringer av mikrostrukturen. Crack formation problems in connection with welding of nickel superalloys can occur either during the solidification that follows the welding process, or during subsequent heat treatments. The first type of cracking is called "heat cracking", and the second type is called "heat treatment cracking after welding" or "EB cracking". Low-strength welding wire is indeed used to limit both types of cracking in the solidified weld metal to a minimum, but it has not been nearly as effective when it comes to remedying the same problem in the weld-affected area of the base metal. Research has shown that the metallurgical conditions that lead to the formation of a crack-sensitive, weld-affected zone in superalloys are inevitable consequences of the heat generation processes during fusion welding. The best way to face the problem of cracking in the weld-affected zone is thus to advantageously change the stress-deformation dynamics during the welding process and the heat treatment after welding to reduce cracking, instead of trying to prevent harmful changes to the microstructure.
Den foreliggende oppfinnelse er hovedsakelig basert på den iakttakelse at tilsetning av små mengder mangan til en viss kategori av sveisetråd er egnet til å oppnå dette formål og i høy grad å minske begge typers tendens til sprekkdannelse i den sveispåvirkete sone. Tilsatsmaterialet ifølge oppfinnelsen er eldningsherdbar til høy fasthet, en egenskap som står i markert kontrast til kjente sveisetrådlegeringer som anvendes i situa-sjoner hvor sprekkdannelse er et problem. Legeringene er for-trinnsvis eldningsherdbare ved utfelling av den regulære, rom-sentrerte tetragonale fase, Ni^tNb, Ta), vanligvis benevnt "-fasen. Denne forsterkningsfase foretrekkes idet utfellingen av den foregår forholdsvis langsomt og derved muliggjør en viss grad av spenningsavlastning ved plastisk akkommodasjon før sveisetrådens fasthet har gjennomgått en mer betydelig økning. Det er også konstatert at tilsetning av små mengder mangan gir bedre sveisbarhet hos sveisetrådlegeringer som forsterkes ved dannelse av den regulære, kubiskflatesentrerte fase, Ni^tAl, Ti), vanligvis benevnt <y>'-fasen. Denne herdingsfase er fordel-aktig når det kreves stor fasthet ved temperaturer på over ca. 850°C. The present invention is mainly based on the observation that the addition of small amounts of manganese to a certain category of welding wire is suitable for achieving this purpose and greatly reducing the tendency of both types to crack in the welding affected zone. The additive material according to the invention is age-hardenable to high strength, a property that stands in marked contrast to known welding wire alloys that are used in situations where cracking is a problem. The alloys are preferably age-hardenable by precipitation of the regular space-centred tetragonal phase, Ni^tNb, Ta), usually referred to as the "-phase. This strengthening phase is preferred as its precipitation takes place relatively slowly and thereby enables a certain degree of stress relief by plastic accommodation before the strength of the welding wire has undergone a more significant increase. It has also been found that the addition of small amounts of manganese provides better weldability in welding wire alloys that are strengthened by the formation of the regular, face-centered cubic phase, Ni^tAl, Ti), commonly referred to as <y> This hardening phase is advantageous when high strength is required at temperatures above approximately 850°C.
Det er iakttatt at mangantilsetningen minsker dannelsen av begge typer sprekkdannelse i det sveispåvirkete området, til tross for at manganet tilføres til sveisemetallet og ikke synes å vekselvirke hverken fysisk eller kjemisk med den sprekkføl-somme, sveispåvirkete sone. Det er imidlertid utviklet en teori til forklaring av den fordelaktige virkning som manganet har på sprekkdannelsestendensene i den sveispåvirkete sone. Denne teori er basert på manganets innvirkning på nikkelsuperlegerin-gers solidustemperatur. Mangan har generelt en nokså sterk innvirkning på solidustemperaturen, og tilsetning av 1% mangan til en nikkelsuperlegering kan i typiske tilfeller senke solidustemperaturen med minst 50°C. Denne senkning av solidustemperaturen innebærer at enmanganholdig sveisesone vil kunne størkne ved en lavere temperatur og utsette dannelsen av kontraksjonsspen-ninger inntil den sveispåvirkete sone har økt sin fasthet og duktilitet under avkjølingen. Fig. 1 viser en forbindelse mellom solidustemperaturen og forskjellige typer sveisetråder og antal-let sprekker som er iakttatt i den sveispåvirkete sone i den støpte superlegering etter sveising av laboratorieprøver under bestemte, konstante betingelser. Prøvene var tilstrekkelig harde til at de medførte en viss, mindre sprekkdannelse i samtlige sveisetråder, slik at det kunne utføres en meningsfull sammenlikning. Den stiplete linje viser at tilsetning av forholdsvis store mengder mangan til rent nikkel medfører sterk minskning av sprekkdannelsen. Den heltrukne kurve viser en rekke legeringer som anvendes kommersielt for sveisetråd, samt visse kommersielle legeringer som bevisst er tilsatt mangan. De kommersielle legeringers sammensetning er angitt i den etterfølgende tabell I. Man kan iaktta en sterk innbyrdes forbindelse mellom solidustemperaturen og tendensen til sprekkdannelse under sveise-forløpet. Det ble i begynnelsen antatt at bare solidustemperaturen kunne påvirke sprekkdannelsestendensen, og det ble fremstilt en rekke legeringer basert på "Inconel" 718, som ble tilsatt andre legeringsbestanddeler (silisium, bor og magnesium), som er kjent for å senke solidustemperaturen. Det fremgår imidlertid av fig. 1 at disse legeringsbestanddeler, til tross for senkningen av solidustemperaturen, hadde ubetydelig innvirkning på sprekkdannelsestendensen. Av dette synes det å fremgå at de fordelaktige egenskaper som hører sammen med senkningen av solidustemperaturen er enestående for manganholdige legeringer. It has been observed that the addition of manganese reduces the formation of both types of cracking in the weld-affected area, despite the fact that the manganese is added to the weld metal and does not appear to interact either physically or chemically with the crack-sensitive, weld-affected zone. However, a theory has been developed to explain the beneficial effect that the manganese has on the cracking tendencies in the weld-affected zone. This theory is based on the effect of manganese on the solidus temperature of nickel superalloys. Manganese generally has a fairly strong effect on the solidus temperature, and the addition of 1% manganese to a nickel superalloy can in typical cases lower the solidus temperature by at least 50°C. This lowering of the solidus temperature means that the single-manganese weld zone will be able to solidify at a lower temperature and postpone the formation of contraction stresses until the weld-affected zone has increased its strength and ductility during cooling. Fig. 1 shows a connection between the solidus temperature and different types of welding wires and the number of cracks observed in the weld-affected zone in the cast superalloy after welding laboratory samples under certain, constant conditions. The samples were sufficiently hard that they resulted in a certain, minor cracking in all welding wires, so that a meaningful comparison could be made. The dotted line shows that the addition of relatively large amounts of manganese to pure nickel leads to a strong reduction in crack formation. The solid curve shows a number of alloys that are used commercially for welding wire, as well as certain commercial alloys that have deliberately added manganese. The composition of the commercial alloys is indicated in the following table I. A strong interrelation can be observed between the solidus temperature and the tendency to crack during the welding process. It was initially thought that only the solidus temperature could affect the cracking tendency, and a number of alloys were produced based on "Inconel" 718, to which were added other alloying elements (silicon, boron and magnesium), which are known to lower the solidus temperature. However, it appears from fig. 1 that these alloy constituents, despite the lowering of the solidus temperature, had a negligible effect on the crack formation tendency. From this, it seems clear that the advantageous properties associated with the lowering of the solidus temperature are unique for manganese-containing alloys.
På.grunn av disse iakttakelser ble det utført en omfat-tende evaluering av sveiskarakteristikk og egenskaper hos tilsatsmaterialet ifølge oppfinnelsen (angitt i tabell II) sammenliknet med kommersielt anvendte legeringssammensetninger. Due to these observations, a comprehensive evaluation of the welding characteristics and properties of the additive material according to the invention (listed in Table II) was carried out in comparison with commercially used alloy compositions.
Varmsprekkingsprøver ble utført under anvendelse' av form-støpte prøver av legeringen Inco 713c. Prøvestykkene hadde en tykkelse på 3,2 mm langs prøvesveisstedet. Deres avsmalnende bredde medførte en varierende grad av hemning (og tendens til sprekkdannelse) fra det sveisbarhetsprøvete prøvestykkets ene ende til den annen for å sikre at i det minste en viss sprekkdannelse skulle påtreffes i hver prøve. Etter avfetning ble prøvestykkene satt sammen i et fastspenningsapparat for sveising, og en kontrollert mengde av den aktuelle sveisetrådlegering ble anbrakt i et frest V-formet spor langs prøvesveisstedet. Meng-den sveisetråd var nøye oppmålt slik at hver deretter fremstilt sveis i hele sin lengde utgjorde en homogen blanding av 30-40 volumprosent sveisetrådlegering og 70-60 volumprosent grunnmateriale. Sveisene ble fremstilt automatisk ved gass-wolframbuesveising i et evakuerbart sveisekammer som var fylt med argongass av høy renhetsgrad. Samtlige sveiser ble fremstilt under helt like forhold og data: 75 A sveisestrøm, 15 V sveisespenning og en sveisehastighet på 88,8 mm/min. Etter sveisingen ble antall og beliggenhet for varmsprekker i den sveispåvirkete sone bestemt ved optisk granskning ved 25 gangers forstørrelse. Hot cracking tests were carried out using die-cast samples of the alloy Inco 713c. The test pieces had a thickness of 3.2 mm along the test weld. Their tapered width resulted in a varying degree of inhibition (and tendency to crack) from one end of the weldability tested specimen to the other to ensure that at least some cracking would occur in each specimen. After degreasing, the test pieces were assembled in a clamping device for welding, and a controlled amount of the relevant welding wire alloy was placed in a milled V-shaped groove along the test weld location. The amount of welding wire was carefully measured so that each subsequent weld produced in its entire length constituted a homogeneous mixture of 30-40 volume percent welding wire alloy and 70-60 volume percent base material. The welds were made automatically by gas-tungsten arc welding in an evacuable welding chamber that was filled with high-purity argon gas. All welds were produced under exactly the same conditions and data: 75 A welding current, 15 V welding voltage and a welding speed of 88.8 mm/min. After welding, the number and location of hot cracks in the weld-affected zone was determined by optical inspection at 25 times magnification.
Resultatene av disse prøver bekreftet forbindelsen mellom sveisetrådlegeringens solidustemperatur og graden av sprekkdannelse i det sveispåvirkete område av grunnmetallene. Fig. 2 -viser at sveiser utførte med (y<1> + y")-faseforsterkete sveisetråder av tilsatsmaterialet ifølge den foreliggende oppfinnelse ^legeringene 1, 2, 3 og 4) hadde den minste mengde sprekkdannelse i det sveispåvirkete område. Legeringene 5 og 6 (y'-faseforster-kete sveisetråder av tilsatsmaterialet ifølge oppfinnelsen) og to av de oftest anvendte kommersielle sveisetråder ga sveiser med middels store mengder sprekkdannelse, mens de øvrige kommersielle sveisetråder ga dårligere resultat. The results of these tests confirmed the connection between the solidus temperature of the welding wire alloy and the degree of cracking in the weld affected area of the base metals. Fig. 2 - shows that welds made with (y<1> + y")-phase reinforced welding wires of the additive material according to the present invention (alloys 1, 2, 3 and 4) had the smallest amount of cracking in the weld-affected area. Alloys 5 and 6 (y'-phase-reinforced welding wires of the additive material according to the invention) and two of the most commonly used commercial welding wires gave welds with medium-large amounts of cracking, while the other commercial welding wires gave poorer results.
Sveisbarhetsprøver ble også utført under anvendelse av grunnmetall av merke "Waspaloy" for å undersøke virkning av sveisetråder åv tilsatsmaterialet ifølge oppfinnelsen på sprekkdannelse i grunnmetallene under varmebehandling etter sveising. "Waspaloy" er en kommersiell legering som er vanskelig å sveise. Prøvestykkene besto av 1,3-1,4 mm tykk "Waspaloy"-plate, som Weldability tests were also carried out using base metal of the brand "Waspaloy" to investigate the effect of welding wires of the additive material according to the invention on cracking in the base metals during heat treatment after welding. "Waspaloy" is a commercial alloy that is difficult to weld. The test pieces consisted of 1.3-1.4 mm thick "Waspaloy" plate, which
var festet på 33 mm tykke underlagsplater av austenittstål for å frembringe høy grad av hemningsvirkning og restspenning under varmebehandling etter sveisingen. De oktagonalt formete "Waspaloy " -prøvestykker som var 114,5 mm over flatsidene, ble først festet på de sirkelformete underlagsplater hvis diameter var 133,4 mm ved sveising langs den oktagonale perimeter. Et sirkel-formet, U-formet spor med diameter på 50,8 mm ble sveiset rundt prøvestykkets sentrum for å frembringe sete for prøvesveisen. Sveissporets dimensjoner var bestemmende for en etterfølgende sveis som besto av 45-55 volumprosent sveisetrådlegering og 55-45 volumprosent grunnmateriale. Prøvesveisene ble fremstilt ved hjelp av manuell gass-wolframbuesveising under anvendelse av et dreibart bord, argongass-skjérming samt følgende sveisepara-metrer: Sveisestrøm 30 A, sveisehastighet 88,8 mm/min. Etter sveising og granskning ble prøvestykkene og deres underlagsplater oppvarmet med en gjennomsnittshastighet på 9,5°C/min til 843°C og ble holdt i fire timer i en ovnsatmosfære av argongass. Etter avkjøling til romtemperatur i stillestående luft ble prøvesvei-sene inspisert visuelt med hensyn til sprekkdannelse under varme- was attached to 33 mm thick base plates of austenite steel to produce a high degree of restraining effect and residual stress during heat treatment after welding. The octagonally shaped "Waspaloy" specimens 114.5 mm across the flat sides were first attached to the circular base plates whose diameter was 133.4 mm by welding along the octagonal perimeter. A circular, U-shaped groove with a diameter of 50.8 mm was welded around the center of the test piece to provide a seat for the test weld. The dimensions of the weld groove were decisive for a subsequent weld which consisted of 45-55 volume percent welding wire alloy and 55-45 volume percent base material. The test welds were produced using manual gas-tungsten arc welding using a rotating table, argon gas shielding and the following welding parameters: Welding current 30 A, welding speed 88.8 mm/min. After welding and examination, the test pieces and their backing plates were heated at an average rate of 9.5°C/min to 843°C and held for four hours in a furnace atmosphere of argon gas. After cooling to room temperature in still air, the test welds were inspected visually with regard to crack formation during heating
behandlingen etter sveisingen. the treatment after welding.
En analyse av prøvene etter denne varmebehandling viste An analysis of the samples after this heat treatment showed
at legeringene 3 og 4 ifølge den foreliggende oppfinnelse best minsket sprekkdannelsen i grunnmaterialet. Legeringene 1, 2 og 6 hadde en middels god effekt, men legering 5 viste seg å være dårligere. Som sammenlikning med dette ga også den kommersielle sveisetrådlegering "Hastelloy W" gode resultater, mens sveise-trådlegeringene "Inconel 625" og "Inconel 718" tilhørte mellom-kategorien og legeringen "Waspaloy" var dårligst. that the alloys 3 and 4 according to the present invention best reduced the formation of cracks in the base material. Alloys 1, 2 and 6 had a moderately good effect, but alloy 5 proved to be worse. In comparison with this, the commercial welding wire alloy "Hastelloy W" also gave good results, while the welding wire alloys "Inconel 625" and "Inconel 718" belonged to the intermediate category and the alloy "Waspaloy" was the worst.
Relative sveisefastheter ble fastlagt ved prøving av støpe-gods som besto av 50 vekt% sveisetrådlegering og 50 vekt% "Waspaloy", hvorved det ble oppnådd "blandesveiser". Strekkgrense-verdier ble målt ved 843°C under trykkbelastning. Resultatene for noen av de representative sveisetrådlegeringer er sammenstilt i tabell III nedenfor. Det fremgår at de utfellingsforsterkete sveisetråder av tilsatsmaterialet ifølge den foreliggende oppfinnelse gir en betydelig større sveisefasthet enn det som kan oppnås med de ikke-eldningsbare, kommersielle sveisetrådlegeringer. Relative weld strengths were determined by testing castings consisting of 50% by weight welding wire alloy and 50% by weight "Waspaloy", whereby "mixed welds" were obtained. Tensile strength values were measured at 843°C under compressive load. The results for some of the representative welding wire alloys are compiled in Table III below. It appears that the precipitation-reinforced welding wires of the additive material according to the present invention provide a significantly greater welding strength than that which can be achieved with the non-aging, commercial welding wire alloys.
Den innbyrdes rangordning mellom legeringene ifølge den foreliggende oppfinnelse sammenliknet med visse kommersielt anvendte sveisetrådlegeringer er sammenstilt i tabell IV nedenfor når det gjelder virkningene på både sprekkdannelse i forbindelse med varmebehandling etter sveising og varmsprekking. I tabell IV sammenliknes også de forskjellige sveisetrådlegeringers innbyrdes fasthet både ved middels høye temperaturer (f.eks. 550-850°C) og høye temperaturer (f.eks. over 850°C). The mutual ranking between the alloys according to the present invention compared to certain commercially used welding wire alloys is compiled in Table IV below in terms of the effects on both crack formation in connection with heat treatment after welding and hot cracking. Table IV also compares the mutual strength of the different welding wire alloys both at medium high temperatures (e.g. 550-850°C) and high temperatures (e.g. above 850°C).
Det viser seg at de ( y ' + y")-forsterkete, eksperimentelle sveisetråder (legeringene 1-4) gir den største forbedring når det gjelder varmsprekkingsproblemet i det sveispåvirkete område og er like effektive som noen av de kommersielle legeringer når det gjelder å unngå sprekkdannelse ved varmebehandling etter sveising. It is found that the (y' + y")-reinforced experimental welding wires (alloys 1-4) provide the greatest improvement in the hot-cracking problem in the weld-affected zone and are as effective as some of the commercial alloys in avoiding cracking during heat treatment after welding.
Sveisetrådlegeringen "Hastelloy W" senket riktignok effek-tivt også sprekkdannelse ved varmebehandling etter sveising, The welding wire alloy "Hastelloy W" also effectively reduced the formation of cracks during heat treatment after welding,
men sveisfastheten var lav på grunn av denne legerings ikke-eldningsherdbare beskaffenhet. Sveiser med stor fasthet kunne oppnås under anvendelse av "Waspaloy"-sveisetråd, men tendensen til sprekkdannelse ved varmebehandling etter sveising blir stor. Denne forbindelse mellom sveisfasthet og sprekkdannelsestendens but weld strength was low due to the non-age hardening nature of this alloy. Welds of high strength could be obtained using "Waspaloy" welding wire, but the tendency for cracking during heat treatment after welding becomes great. This connection between weld strength and cracking tendency
ved varmebehandling er vist i fig. 3, som viser et diagram over omtrentlig sveisholdfasthet og mer eller mindre kvantitative sprekkdannelsesresultater for et antall sveisetråder. Av fig. 3 fremgår det at sveisetrådtilsatsmaterialet ifølge den foreliggende oppfinnelse overstiger den hittil vanlige sveisfasthets-og sprekkingsbestandighetsgrense som gjelder for de fire kommersielle sveisetrådlegeringer som er angitt langs basislinjen. F.eks. ga legering 3 en sprekkdannelsesmotstand som er like god som for den beste kommersielle sveisetråd, "Hastelloy W", i kom-binasjon med en beregnet sveisfasthet som var mer enn dobbelt så stor som for "Hastelloy W" (tabell III). Legering 2 var like god som sveisetråden av "Inconel 718" når det gjaldt sprekkdannelse ved varmebehandling etter sveising, men var ca. 40% ster-kere. Den ga således faktisk det sterkeste sveisegods som ble prøvet ved 843°C. Det y'-forsterkete tilsatsmateriale ifølge den foreliggende oppfinnelse gir ingen betydelig økning av be-standigheten mot sprekkdannelse ved varmebehandling etter sveising. De utgjør derimot et middel til å oppnå sveiser med gode fasthetsverdier ved høy temperatur mens de minsker den mengde varmsprekking som vanligvis opptrer når man forsøker å anvende kjente, anvendelige, varmebestandige Y'-forsterkete sveisetråder, f.eks. "Waspaloy" (tabell IV). Således medfører anvendelsen av både y'- og (<y1> + y")-forsterkete tilsatsmaterialer ifølge oppfinnelsen en bedre anvendbarhet av smeltesveising for fremstil-ling og reparasjon av superlegeringer med dårlig sveisbarhet, enn det som er mulig med kjente metoder. by heat treatment is shown in fig. 3, which shows a chart of approximate weld hold strength and more or less quantitative cracking results for a number of weld wires. From fig. 3, it appears that the welding wire additive material according to the present invention exceeds the hitherto common welding strength and crack resistance limit that applies to the four commercial welding wire alloys indicated along the baseline. E.g. gave alloy 3 a cracking resistance equal to that of the best commercial welding wire, "Hastelloy W", in combination with a calculated weld strength that was more than twice that of "Hastelloy W" (Table III). Alloy 2 was as good as the welding wire of "Inconel 718" when it came to crack formation during heat treatment after welding, but was approx. 40% stronger. It thus actually produced the strongest weld metal tested at 843°C. The y'-reinforced additive material according to the present invention does not provide a significant increase in the resistance to cracking during heat treatment after welding. On the other hand, they provide a means of obtaining welds with good high temperature strength values while reducing the amount of hot cracking that usually occurs when attempting to use known, usable, heat resistant Y'-reinforced welding wires, e.g. "Waspaloy" (Table IV). Thus, the use of both y'- and (<y1> + y")-reinforced additive materials according to the invention leads to a better applicability of fusion welding for the production and repair of superalloys with poor weldability than is possible with known methods.
Claims (1)
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| US73141076A | 1976-10-12 | 1976-10-12 |
Publications (3)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| NO773281L NO773281L (en) | 1978-04-13 |
| NO147262B true NO147262B (en) | 1982-11-29 |
| NO147262C NO147262C (en) | 1983-03-09 |
Family
ID=24939378
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| NO773281A NO147262C (en) | 1976-10-12 | 1977-09-26 | ADDITIONAL MATERIAL OF NICKEL SUPPLY IN THE FORM OF TRAAD FOR REDUCING CRACKS FOR WOLFRAMBUESWELDING |
Country Status (12)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JPS5347322A (en) |
| AU (1) | AU513550B2 (en) |
| BE (1) | BE858931A (en) |
| BR (1) | BR7706447A (en) |
| CA (1) | CA1109297A (en) |
| DE (1) | DE2744085A1 (en) |
| FR (1) | FR2367573A1 (en) |
| GB (1) | GB1592407A (en) |
| IL (1) | IL52971A (en) |
| IT (1) | IT1085191B (en) |
| NO (1) | NO147262C (en) |
| SE (1) | SE7710617L (en) |
Families Citing this family (6)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| US4219592A (en) * | 1977-07-11 | 1980-08-26 | United Technologies Corporation | Two-way surfacing process by fusion welding |
| US4507264A (en) * | 1982-12-01 | 1985-03-26 | Alloy Metals, Inc. | Nickel base brazing alloy and method |
| JPS60211028A (en) * | 1984-04-03 | 1985-10-23 | Daido Steel Co Ltd | Alloy for exhaust valve |
| DE3638855A1 (en) * | 1985-11-26 | 1987-05-27 | United Technologies Corp | NICKEL-BASED SUPER ALLOY |
| US4810467A (en) * | 1987-08-06 | 1989-03-07 | General Electric Company | Nickel-base alloy |
| US20170014952A1 (en) * | 2014-06-17 | 2017-01-19 | United Technologies Corporation | Systems and methods for dissimilar material welding |
Family Cites Families (4)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| GB880805A (en) * | 1958-11-26 | 1961-10-25 | Rolls Royce | Nickel-chromium-cobalt alloys |
| FR1368921A (en) * | 1962-11-21 | 1964-08-07 | Int Nickel Co | coated welding electrode |
| GB1070099A (en) * | 1965-06-25 | 1967-05-24 | Int Nickel Ltd | Welding high-temperature alloys |
| DE2242236A1 (en) * | 1972-08-28 | 1974-03-07 | Ver Deutsche Metallwerke Ag | WELDING MATERIAL |
-
1977
- 1977-08-19 CA CA285,086A patent/CA1109297A/en not_active Expired
- 1977-09-20 IL IL52971A patent/IL52971A/en unknown
- 1977-09-20 FR FR7728284A patent/FR2367573A1/en active Pending
- 1977-09-21 GB GB39336/77A patent/GB1592407A/en not_active Expired
- 1977-09-21 IT IT27805/77A patent/IT1085191B/en active
- 1977-09-21 JP JP11388577A patent/JPS5347322A/en active Pending
- 1977-09-22 AU AU29011/77A patent/AU513550B2/en not_active Expired
- 1977-09-22 BE BE181098A patent/BE858931A/en unknown
- 1977-09-22 SE SE7710617A patent/SE7710617L/en not_active Application Discontinuation
- 1977-09-26 NO NO773281A patent/NO147262C/en unknown
- 1977-09-28 BR BR7706447A patent/BR7706447A/en unknown
- 1977-09-30 DE DE19772744085 patent/DE2744085A1/en not_active Withdrawn
Also Published As
| Publication number | Publication date |
|---|---|
| CA1109297A (en) | 1981-09-22 |
| AU2901177A (en) | 1979-03-29 |
| BE858931A (en) | 1978-01-16 |
| BR7706447A (en) | 1978-06-27 |
| NO773281L (en) | 1978-04-13 |
| IL52971A0 (en) | 1977-11-30 |
| DE2744085A1 (en) | 1978-04-13 |
| SE7710617L (en) | 1978-04-13 |
| FR2367573A1 (en) | 1978-05-12 |
| JPS5347322A (en) | 1978-04-27 |
| IL52971A (en) | 1981-02-27 |
| IT1085191B (en) | 1985-05-28 |
| AU513550B2 (en) | 1980-12-11 |
| NO147262C (en) | 1983-03-09 |
| GB1592407A (en) | 1981-07-08 |
Similar Documents
| Publication | Publication Date | Title |
|---|---|---|
| Mourad et al. | Gas tungsten arc and laser beam welding processes effects on duplex stainless steel 2205 properties | |
| Naffakh et al. | Dissimilar welding of AISI 310 austenitic stainless steel to nickel-based alloy Inconel 657 | |
| Hsieh et al. | Effects of cooling time and alloying elements on the microstructure of the gleeble-simulated heat-affected zone of 22% Cr duplex stainless steels | |
| Sharma et al. | Effect of continuous and pulsed current gas tungsten arc welding on dissimilar weldments between hastelloy C-276/AISI 321 austenitic stainless steel | |
| US4213026A (en) | Age hardenable nickel superalloy welding wires containing manganese | |
| Ramkumar et al. | Effect of grain boundary precipitation on the mechanical integrity of EBW joints of Inconel 625 | |
| Balasubramanian et al. | Effect of pulsed gas tungsten arc welding on corrosion behavior of Ti–6Al–4V titanium alloy | |
| Fu et al. | Microstructural characterization and mechanical properties of TIG weld joint made by forged Ti–4Al–2V alloy | |
| Brytan et al. | Corrosion resistance and mechanical properties of TIG and A-TIG welded joints of lean duplex stainless steel S82441/1.4662 | |
| Kangazian et al. | Influence of microstructural features on the mechanical behavior of Incoloy 825 welds | |
| NO330699B1 (en) | Welding electrode made of a nickel-based alloy, and its use | |
| Arunkumar et al. | Comparative study on transverse shrinkage, mechanical and metallurgical properties of AA2219 aluminium weld joints prepared by gas tungsten arc and gas metal arc welding processes | |
| NO176187B (en) | Weldable aluminum-lithium alloys with ultra-high strength | |
| Brytan et al. | Microstructural characterization of lean duplex stainless steel UNS S32101 welded joints using electron backscatter diffraction | |
| Rapetti et al. | Effect of composition on ductility dip cracking of 690 nickel alloy during multipass welding | |
| Naffakh et al. | Influence of artificial aging on microstructure and mechanical properties of dissimilar welds between 310 stainless steel and INCONEL 657 | |
| Mandal et al. | Microstructural study and mechanical properties of TIG welded Inconel 617 superalloy | |
| Sujai et al. | Direct ageing response on the microstructure and mechanical properties of electron beam welds of Ni-Cr-Fe alloy used in vacuum insulated tubing | |
| Sharma et al. | Consumable selection for pulsed current gas tungsten arc welded bimetallic joints between Super C-276 alloy and Ti-stabilized Grade 321 | |
| NO147262B (en) | ADDITIONAL MATERIAL OF NICKEL SURGERY IN THE FORM OF TRAAD FOR REDUCING CRACKS FOR WOLFRAMBUESWELDING | |
| Khakzadshahandashti et al. | Weldability and liquation cracking behavior of ZhS6U superalloy during electron-beam welding | |
| CN113319468B (en) | Component design method of nuclear power nickel-based alloy welding wire capable of preventing welding cracks and nuclear power nickel-based alloy welding wire | |
| Khan et al. | Practical investigation of FSS (AISI 430) weldments welded by pulse MIG welding process | |
| US4195987A (en) | Weldable alloys | |
| Asavavisithchai et al. | Strain-age cracking after postweld heat treatments in Inconel 738 superalloy |