NO793445L - WELDING PROCESS. - Google Patents

Description

Sveiseprosess.Welding process.

Foreliggende oppfinnelse vedrører en sveiseprosess som benytter en eutektisk legeringstråd som passer for å sveise superlav temperaturstål så som 9% nikkel- The present invention relates to a welding process which uses a eutectic alloy wire suitable for welding super low temperature steel such as 9% nickel-

stål.steel.

9% nikkelstål er et høyfast stål som kan benyttes9% nickel steel is a high strength steel that can be used

med en superlav temperatur på opp til -196°C. Strekkfastheten på 9%nikkelstål er definert i størrelsesorden 70,3 til, 84,4 kg/mm ifølge ASTM standard A353 (NNT materialer) og A553 (QT materialer) og flytepunktet (0,2% flytestyrke) større enn 52,7 kg/mm<2>og større enn 59,8 kg/mm<2>ifølge A353 og A553. ASTM standarden krever også at slagverdien with a super low temperature of up to -196°C. The tensile strength of 9% nickel steel is defined in the order of 70.3 to 84.4 kg/mm according to ASTM standard A353 (NNT materials) and A553 (QT materials) and the yield point (0.2% yield strength) greater than 52.7 kg/ mm<2>and greater than 59.8 kg/mm<2>according to A353 and A553. The ASTM standard also requires that the impact value

skal være større enn 3,5 kg-m ved -196°C. Et ytterligeremust be greater than 3.5 kg-m at -196°C. A further one

krav i ASTM standarden avsnitt 1308-5, er at når en en bygningskonstruksjon fremstilles ved sveising av 9% nikkelstål, skal strekkfastheten i en skjøt som omfatter et basis metallmateriale være større enn 66,8 kg/mm og la- requirement in the ASTM standard section 1308-5, is that when a building structure is produced by welding 9% nickel steel, the tensile strength in a joint that includes a base metal material must be greater than 66.8 kg/mm and la-

vere enn denne verdien for basis metallmaterialer per se for å sikre kvaliteten i skjøten og utglødning ikke utfø- be than this value for base metal materials per se to ensure the quality of the joint and annealing does not

res som en sveisebetingelse for å fjerne spenning.res as a welding condition to remove stress.

I de senere år er der imidlertid fremkommet sterke ønsker for utvikling av skjøter med en strekkfasthet som er godt over den standardverdi som er definert i avsnitt i 1308-5 og sveisematerialer med en styrke som ikke er mindre enn styrken i basis metallmaterialet for økende spenninger på sveisetidspunktet. Som det fremgår av ASTM standarden, er tilstrekkelig styrke og lavtemperaturseig- In recent years, however, there have been strong requests for the development of joints with a tensile strength that is well above the standard value defined in section 1308-5 and welding materials with a strength that is not less than the strength of the base metal material for increasing stresses on the time of welding. As stated in the ASTM standard, sufficient strength and low-temperature

het i 9% nikkelstål .oppnåelig ved varmebehandling, men når det dreier seg om store bygningskonstruksjoner, f.eks. hot in 9% nickel steel .achievable by heat treatment, but when it concerns large building constructions, e.g.

en lagertank, er det stort sett umulig å gjennomføre en slik varmebehandling etter at konstruksjonen er fremstilt. a storage tank, it is largely impossible to carry out such a heat treatment after the construction has been manufactured.

For dette formål fremstilles konstruksjonen under sveisebetingelser. For this purpose, the construction is produced under welding conditions.

Selv om det er mest ønskelig å benytte en sveise-Although it is most desirable to use a welding

tråd hvis sammensetning er identisk med basismaterialet for å sveise 9% nikkelstål, benyttes oftere høynikkel legeringstråd som definert ved AWSA standarden 5.11 ENiCrFe-1-3, etc. for sveising på grunn av at det er vanskelig å tilveiebringe stabil lavtemperaturseighet med 9% nikkelstål. Selv om skjøter blir fremstilt ved bruk av høynikkel wire whose composition is identical to the base material to weld 9% nickel steel, high nickel alloy wire as defined by AWSA standard 5.11 ENiCrFe-1-3, etc. is more often used for welding due to the fact that it is difficult to provide stable low temperature toughness with 9% nickel steel. Although joints are produced using high nickel

sveisetråd, har utmerket seighet. ved en temperatur på -196°C etter sveising, hår det meget liten strekkfasthet (spesielt 0,2% flytestyrke) sammenlignet med basis metallmaterialet. Selv om 9% nikkelstål eller 70 kg/mm høyfast stål benyttes, er styrken i skjøtene lav slik at spennin- welding wire, has excellent toughness. at a temperature of -196°C after welding, it has very little tensile strength (especially 0.2% yield strength) compared to the base metal material. Even if 9% nickel steel or 70 kg/mm high-strength steel is used, the strength of the joints is low so that tension

gene må være lave på sveisetidspunktet og den sveisede konstruksjon må være tykk. Konvensjonell sveiseteknikk kan ikke ha den fulle fordel av styrkeegenskapene i 9% nikkelstål, og i virkeligheten lider den under to økono-miske belastninger, nemlig en øket tykkelse i den svei- genes must be low at the time of welding and the welded structure must be thick. Conventional welding techniques cannot take full advantage of the strength properties of 9% nickel steel, and in reality it suffers from two economic stresses, namely an increased thickness in the weld

sede konstruksjon og et øket forbruk av kostbar høynikkel legeringssveisetråd. Der var videre ulemper ved sveising av høynikkel legering på grunn av varmsprekking og termisk utmatting på grunn av forskjell mellom den termiske ekspansjonskoeffisient, noe som gjorde det nødvendig med arbeidskrevende sveiseprosedyrer. sede construction and an increased consumption of expensive high-nickel alloy welding wire. There were further disadvantages in welding high-nickel alloy due to hot cracking and thermal fatigue due to difference between the coefficient of thermal expansion, which necessitated labor-intensive welding procedures.

Av denne grunn er 9% nikkelstål meget begrenset i anvendelse selv om den har utmerkede egenskaper som et superlavt temperaturstål. For this reason, 9% nickel steel is very limited in application even though it has excellent properties as a super low temperature steel.

Under hensyntagen til det som er nevnt foran, erTaking into account the above, is

det et formål med den foreliggende oppfinnelse å tilveiebringe en smeltemetode som benytter en smeltetråd med stabil, lavtemperaturseighet sammenlignbar med disse egenskapene i høynikkel legeringssveisetråd og en styrke sammenlignbar med 9% nikkelstål, noe som gir stabil kvalitet. it is an object of the present invention to provide a melting method which uses a melting wire with stable, low temperature toughness comparable to these properties in high nickel alloy welding wire and a strength comparable to 9% nickel steel, which provides stable quality.

For en mer fullstendig:forståelse av den foreliggende oppfinnelse henvises til.: den etterfølgende beskri- For a more complete: understanding of the present invention, reference is made to: the following description

velse som blir gitt i forbindelse med de vedheftede teg-ninger. Fig. 1 er et blokkdiagram av en utførelse av den foreliggende oppfinnelse konstruert for å kontrollere buelengde. Fig. 2 er et kretsdiagram av et eksempel av en kontrollmetode for buespenning. choice that is given in connection with the attached drawings. Fig. 1 is a block diagram of an embodiment of the present invention designed to control arc length. Fig. 2 is a circuit diagram of an example of an arc voltage control method.

Fig. 3 er et kretsdiagram for et annet eksempel forFig. 3 is a circuit diagram of another example for

en kontrollmetode for buespenning.an arc voltage control method.

Fig. 4 er en kurve som viser tilførsel mot resultatFig. 4 is a curve showing input versus result

i eksemplet fra fig. 3.in the example from fig. 3.

Fig. 5 er en perspektivskisse av en drivdel.Fig. 5 is a perspective sketch of a drive part.

Fig. 6 og 7 er perspektivskisser av et konsept med magnetisk bueblåsing. Fig. 8 og 9 er skjematiske tverrsnitt av en sveisesone. Fig. 10 og 11 viser en utførelse ifølge oppfinnelsen hvor fig. 10 og 11 er oppfinnelsen sett fra siden. Fig. 12 er et bølgeformsdiagram av en pulserende strøm. Fig. 13 og 14 er kurver som viser forholdet mellom summen av oksygeninnholdet og nitrogeninnholdet i en tråd og dobbelt oksygeninnhold og dobbelt nitrogeninnhold i et basismetall og den V-formede absorbsjonsenergi i sveisemetallet. Fig. 16 og 17 er kurver som viser forholdet mellom oksygeninnholdet og nitrogeninnholdet i en tråd og den "V-formede" absorbsjonsenergien i sveisemetallet. Fig. 18 er en kurve som viser forholdet mellom kjøleperioden og bruddstyrken i et topplag under TIG-sveising. Fig. 6 and 7 are perspective sketches of a concept of magnetic arc blowing. Fig. 8 and 9 are schematic cross-sections of a welding zone. Fig. 10 and 11 show an embodiment according to the invention where fig. 10 and 11 the invention is seen from the side. Fig. 12 is a waveform diagram of a pulsating current. Fig. 13 and 14 are curves showing the relationship between the sum of the oxygen content and the nitrogen content in a wire and double the oxygen content and double the nitrogen content in a base metal and the V-shaped absorption energy in the weld metal. Fig. 16 and 17 are curves showing the relationship between the oxygen content and the nitrogen content of a wire and the "V-shaped" absorption energy in the weld metal. Fig. 18 is a curve showing the relationship between the cooling period and the fracture strength in a top layer during TIG welding.

Fig. 15 er et plott av slagmotstanden i en skjøtFig. 15 is a plot of the impact resistance in a joint

mot borinnholdet i tråden.against the boron content of the thread.

Fig. 19 og 20 er fotografier som viser en skjøt som er sveiset ifølge den foreliggende oppfinnelse. Figures 19 and 20 are photographs showing a joint welded according to the present invention.

Fig. 21 viser sømformer som benyttes ved utførel-Fig. 21 shows seam forms that are used when performing

sen ifølge oppfinnelsen.sen according to the invention.

Foreliggende oppfinnelse tilveiebringer de foran nevnte mål ved å tilveiebringe en tråd hvis sammensetning er følgende i vekt-%: Sveisetråden ifølge hovedtrekkene The present invention achieves the aforementioned goals by providing a wire whose composition is the following in % by weight: The welding wire according to the main features

ved den foreliggende oppfinnelse omfatter stort sett 8-15% nikkel og 0,1-0,8% mangan og omfatter, i tillegg til disse bestanddeler 0,15% silisium, mindre enn 0,1% karbon, mindre enn 0,1% aluminium og mindre enn 0,1% titan. Den omfatter videre mindre enn .0,0006% bor, mindre enn 100 ppm oksygen og mindre enn 100 ppm nitrogen. Den følgende detaljerte beskrivelse vil først gjennomgå tråden og deretter en sveiseprosess som benytter tråden. Selv om tråden ifølge oppfinnelsen kan benyttes ved TIG-sveising og TIG plasma buesveisingsmetoden, vil i det etterfølgende benevnes "TIG-sveisemetoden", "TIG-sveisetråd", osv. in the present invention generally comprises 8-15% nickel and 0.1-0.8% manganese and comprises, in addition to these components, 0.15% silicon, less than 0.1% carbon, less than 0.1% aluminum and less than 0.1% titanium. It further comprises less than .0006% boron, less than 100 ppm oxygen and less than 100 ppm nitrogen. The following detailed description will first review the wire and then a welding process that uses the wire. Although the wire according to the invention can be used in TIG welding and the TIG plasma arc welding method, it will be referred to in the following as "TIG welding method", "TIG welding wire", etc.

TIG-sveisetråd ifølge oppfinnelsen er mindre kostbar enn høynikkel legeringssveisetråd og uten de forskjellige problemer som er knyttet til høynikkel legeringstråd som er diskutert ovenfor, noe som gjør skjøter, som er utmerkede med.hensyn på lavtemperaturseighet, strekkfasthet osv. Dette gjør det mulig å redusere i vesentlig grad tykkelsen av den sveisede konstruksjon slik at man kan få den fulle fordel<:>av de egenskaper som er knyttet til 9% nikkelstål og utvide anvendelsen av 9% nikkelstål. Selv om man i det forangående har diskutert problemer ved sveising av 9% nikkelstål, et typisk eksempel på superlav temperaturstål, er det underforstått at foreliggende oppfinnelse ikke bare kan benyttes ved 9% nikkelstål, men også med nikkelstål med et lavere innhold så som 5,5% nikkelstål og 3,5% nikkelstål. TIG welding wire according to the invention is less expensive than high nickel alloy welding wire and without the various problems associated with high nickel alloy wire discussed above, making joints which are excellent in terms of low temperature toughness, tensile strength, etc. This makes it possible to reduce significantly the thickness of the welded construction so that one can get the full advantage<:>of the properties associated with 9% nickel steel and expand the application of 9% nickel steel. Although in the foregoing, problems have been discussed when welding 9% nickel steel, a typical example of super low temperature steel, it is understood that the present invention can not only be used with 9% nickel steel, but also with nickel steel with a lower content such as 5, 5% nickel steel and 3.5% nickel steel.

Siden tråden ifølge den foreliggende oppfinnelse skal vise utmerkede lavtemperaturseighet ved sveising av superlav temperaturstål så som 9% nikkelstål, er innholdet av slike deoksyderende midler som Al, Ti,. Mn og Si meget begrenset. Når det dreier seg om sveisematerialer som inneholder en meget liten mengde deoksyderende materiale, vil mer enn 100 ppm oksygen i sveisematerialet føre til en mulighet for slike sveisedefekter som blåsehuller og det vil dessuten ha en negativ virkning på lavtemperaturseigheten. På den annen side er oksydene i flytemidlene vanligvis redusert i sveising ved beskyttet bue og sveising med nedsenket bue og en aktiv gass (CC>2eller 02) som vanligvis tilføres beskyttelsesgassene for å stabilisere buen er også redusert i MIG sveisemetoden. Since the wire according to the present invention should show excellent low temperature toughness when welding super low temperature steel such as 9% nickel steel, the content of such deoxidizing agents as Al, Ti,. Mn and Si very limited. When it comes to welding materials that contain a very small amount of deoxidizing material, more than 100 ppm of oxygen in the welding material will lead to a possibility of such welding defects as blow holes and it will also have a negative effect on the low temperature toughness. On the other hand, the oxides in the fluxes are usually reduced in shielded arc welding and submerged arc welding and an active gas (CC>2 or 02) which is usually added to the shielding gases to stabilize the arc is also reduced in the MIG welding method.

I et hvert tilfelle er det vanskelig å begrense oksygeninnholdet i sveisemetallet under 100 ppm. Siden TIG sveisemetoden hverken bruker oksyder som sveisemateriale eller aktiv gass i beskyttelsesgassen, kan den imidlertid gi en sveiseskjøt som er uten skjøtdefekter ved superlav temperatur på -196°C og som har utmerket lavtemperaturseighet og andre mekaniske styrker, ved å benytte en sveisetråd og basis metallmateriale som vil bli beskrevet i det etterfølgende. In each case, it is difficult to limit the oxygen content in the weld metal below 100 ppm. Since the TIG welding method does not use oxides as welding material or active gas in the shielding gas, however, it can produce a weld joint that is free of joint defects at a super low temperature of -196°C and has excellent low temperature toughness and other mechanical strengths, by using a welding wire and base metal material which will be described in what follows.

Som kort beskrevet ovenfor, omfatter sveisetråden • ifølge den foreliggende oppfinnelse opp til 15 vekt-% nikkel og 0,1-8 vekt-% mangan, mindre enn 0,15% silisium, mindre enn 0,1% karbon, mindre enn 0,1% aluminium, mindre enn 0,1% titan, mindre enn 0,0006% bor, mindre enn 100 ppm oksygen og mindre enn 100 ppm nitrogen. As briefly described above, the welding wire • according to the present invention comprises up to 15 wt% nickel and 0.1-8 wt% manganese, less than 0.15% silicon, less than 0.1% carbon, less than 0, 1% aluminum, less than 0.1% titanium, less than 0.0006% boron, less than 100 ppm oxygen and less than 100 ppm nitrogen.

Nikkel er avgjørende for å sikre lavtemperaturseighet som når det dreier seg om høynikkelstål som benyttes med tråden ifølge oppfinnelsen. Mindre enn 8% nikkel fører til at man ikke oppnår tilstrekkelig lavtemperaturseighet i skjøtene. Mindre enn 15% nikkel vil på den annen side gjøre den mekaniske styrke i skjøtene for høy, og frembringe en bemerkelsesverdig reduksjon i duktivitet, noe som fører til at en ustabil, austinittrest utvikles og derved transformeres til martensititstrukturen ved superlav temperatur, noe som igjen fører til en reduksjon i lavtemperaturseighet. Selv om Mn er meget effektiv når det gjelder forbedring av sveisbarheten og som oksyderende middel og som et stoff som tar opp svovel, vil en mengde på mindre enn 0,1% Mn vesentlig redusere sveisbarheten og har en tendens til å frembringe blåsehull etc. i skjøtene på grunn av mangel på deoksydering. Følgelig vil virkningene av Mn i dette tilfelle være å vente. For Mn som ligger over 0,8% er der en tendens til å utvikle en ustabil austinitrest, noe som i stor grad vil ødelegge lavtemperaturseighet. Nickel is essential to ensure low-temperature toughness, as in the case of high-nickel steel used with the wire according to the invention. Less than 8% nickel means that you do not achieve sufficient low-temperature toughness in the joints. Less than 15% nickel, on the other hand, will make the mechanical strength of the joints too high, producing a remarkable reduction in ductivity, which leads to an unstable, austenite residue developing and thereby transforming to the martensite structure at super low temperature, which in turn leads to to a reduction in low temperature toughness. Although Mn is very effective in improving weldability and as an oxidizing agent and as a sulfur scavenger, an amount of less than 0.1% Mn will significantly reduce weldability and tend to produce blow holes etc. in the joints due to lack of deoxidation. Consequently, the effects of Mn in this case will have to wait. For Mn above 0.8%, there is a tendency to develop an unstable austinite residue, which will largely destroy low-temperature toughness.

Silisiuminnholdet bør være mindre enn 0,15% siden silisium forbedrer sveisbarheten og tjener som det oksyderende middel, men silisium vil på den annen side redusere lavtemperaturseighet og i en bemerkelsesverdig utstrekning øke motageligheten overfor varmsprekking. Selv om bare en liten mengde karbon er tilstrekkelig til å øke strekkfastheten, bør karboninnholdet være mindre enn 0,1% for ikke å redusere lavtemperaturseigheten. Aluminium og titan kreves begge i en mengde på mindre enn 0,1% siden begge er effek-tive som deoksyderende midler og hindrer blåsehull etc, men den førstnevnte.reduserer i vesentlig grad motstanden mot sprekking og den sistnevnte medfører en vesentlig reduksjon i lavtemperaturseighet på grunn av utfellingsherding av titankarbid. The silicon content should be less than 0.15% since silicon improves weldability and serves as the oxidizing agent, but silicon, on the other hand, will reduce low temperature toughness and to a remarkable extent increase resistance to hot cracking. Although only a small amount of carbon is sufficient to increase the tensile strength, the carbon content should be less than 0.1% so as not to reduce the low temperature toughness. Aluminum and titanium are both required in an amount of less than 0.1% since both are effective as deoxidizers and prevent blow holes etc., but the former significantly reduces the resistance to cracking and the latter entails a significant reduction in low temperature toughness of due to precipitation hardening of titanium carbide.

Resultatene av eksperimenter som er foretatt antyder at bor er meget ugunstig når det gjelder å sikre utmerket lavtemperaturseighet ved en superlav temperatur når sveisetråden med den ovenfor angitte sammensetning benyttes. Hvis borinnholdet er større enn 0,0006%, er tråden mer ut-satt for varmsprekking, har lettere for å herde og er sei-gere ved lave temperaturer. For de formål som gjelder den foreliggende oppfinnelse, er det foretrukket at borinnholdet er 0 og som en praktisk sak, bør borinnholdet være mindre ..enn 0,0006%. Det er velkjent at bor blandes som en urenhet inn i jernsystemmaterialer så som elektrolytisk jern, en av hovedbestanddelene i tråden, og innholdet kan noen ganger overgå 0,02% hvor elektrolytisk jern inneholder den minste mengde urenheter. I de tilfeller hvor en vesentlig mengde bor tilblandes materialet, vil ikke vakuumavgassing kunne fjerne boret. Ifølge den foreliggende oppfinnelse må borinnholdet i utgangsmaterialet styres nøyaktig og utgangsmaterialet velges slik at borinnholdet i sveisetråden ikke overstiger 0,0006% og fortrinnsvis 0,0004%. Tidligere har ikke slike negative virkninger vært påvist. Selv om andre bestanddeler enn bor er innenfor det definerte område, er det ikke lett å tilveiebringe målene etter oppfinnelsen så lenge borinnholdet ikke møter kravet. The results of experiments conducted suggest that boron is very unfavorable in ensuring excellent low temperature toughness at a super low temperature when the welding wire of the above composition is used. If the boron content is greater than 0.0006%, the wire is more prone to hot cracking, is easier to harden and is tougher at low temperatures. For the purposes of the present invention, it is preferred that the boron content is 0 and as a practical matter, the boron content should be less than 0.0006%. It is well known that boron is mixed as an impurity into iron system materials such as electrolytic iron, one of the main constituents of the wire, and the content can sometimes exceed 0.02% where electrolytic iron contains the smallest amount of impurities. In cases where a significant amount of boron is mixed with the material, vacuum degassing will not be able to remove the boron. According to the present invention, the boron content in the starting material must be precisely controlled and the starting material selected so that the boron content in the welding wire does not exceed 0.0006% and preferably 0.0004%. Previously, such negative effects have not been demonstrated. Even if components other than boron are within the defined range, it is not easy to provide the goals according to the invention as long as the boron content does not meet the requirement.

Siden oksygen fører til at oksyder påføres korn-grensen eller lignende, er det nødvendig å kontrollere oksygeninnholdet i sveisetråden slik at oksygen utgjør mindre enn 100 ppm i sveisemetallet, og det er derfor an-befalt å holde oksygeninnholdet i sveisetråden under 100 ppm. Since oxygen causes oxides to be applied to the grain boundary or the like, it is necessary to control the oxygen content in the welding wire so that oxygen amounts to less than 100 ppm in the weld metal, and it is therefore recommended to keep the oxygen content in the welding wire below 100 ppm.

Siden oksygen i sveisemetallet ikke bare er korrelert med oksygen i sveisetråden, men også motparten i basismetallet, bør også oksygeninnholdet i basismetallet være så lite som mulig for den foreliggende oppfinnelses formål. Resultatene av utførte eksperimenter angir også at oksygeninnholdet i basismetallet bør være mindre enn 100 ppm og det totale oksygeninnholdet i tråden og det doble oksygeninnholdet i basismetallet må være enn 200 ppm for å få gjennomført målsettingen ifølge oppfinnelsen. Hvorfor oksygeninnholdet i basismetallet bør være mindre enn 100 ppm, er at oksygenet i basismetallet knapt påvirkes av den de- . oksyderende virkning av det deoksyderende middel som finnes Since oxygen in the weld metal is not only correlated with oxygen in the welding wire, but also the counterpart in the base metal, the oxygen content in the base metal should also be as low as possible for the purposes of the present invention. The results of experiments carried out also indicate that the oxygen content in the base metal should be less than 100 ppm and the total oxygen content in the wire and the double oxygen content in the base metal must be less than 200 ppm in order to achieve the objective according to the invention. The reason why the oxygen content of the base metal should be less than 100 ppm is that the oxygen in the base metal is hardly affected by the de- . oxidizing effect of the deoxidizing agent present

i sveisetråden og er vanskelig å fjerne under sveiseprosessen. in the welding wire and is difficult to remove during the welding process.

Endelig har nitrogen den egenskap at det utfeller nitrider i sveisemetallet og vesentlig reduserer lavtemperaturseigheten. Dette medfører at nitrogeninnholdet i sveisetråden bør være mindre enn 100 ppm. Siden nitrogen i sveisemetallet både har en korrelasjon med nitrogen i sveisetråden og i basismetallet, bør nitrogeninnholdet være så lite som mulig etter oppfinnelsen. Utførte eksperimenter har bevist at nitrogeninnholdet i basismetallet ikke bør pverstibe 100 ppm eller at summen av nitrogeninnholdet i tråden og det doble nitrogeninnhold i basismetallet over-stige 200 ppm for å oppnå resultatene ifølge oppfinnelsen. Finally, nitrogen has the property that it precipitates nitrides in the weld metal and significantly reduces the low-temperature toughness. This means that the nitrogen content in the welding wire should be less than 100 ppm. Since nitrogen in the weld metal both has a correlation with nitrogen in the welding wire and in the base metal, the nitrogen content should be as low as possible according to the invention. Carried out experiments have proven that the nitrogen content in the base metal should not exceed 100 ppm or that the sum of the nitrogen content in the thread and the double nitrogen content in the base metal exceed 200 ppm in order to achieve the results according to the invention.

Fig. 16, 17, 13, 14 er kurver som viser at den "V-formede" absorbsjonsenergien faller under 80 J ved -l96°C Fig. 16, 17, 13, 14 are curves showing that the "V-shaped" absorption energy falls below 80 J at -196°C

i nærvær'av mer enn 100 ppm oksygen og mer enn 100 ppm nitrogen og at det er nødvendig at. oksygen- og nitrogen-, innholdet er mindre enn 100 ppm og når summen av hvert gassinnhold i tråden og det doble gassinnhold i basismetallet er mer enn 200ppm. in the presence of more than 100 ppm oxygen and more than 100 ppm nitrogen and that it is necessary that. oxygen and nitrogen, the content is less than 100 ppm and when the sum of each gas content in the wire and the double gas content in the base metal is more than 200 ppm.

Siden sveisetråden ifølge oppfinnelsen som nevnt ovenfor bare får inneholde meget små mengder oksygen og nitrogen sammen med en liten mengde deoksyderende middel, Since the welding wire according to the invention as mentioned above may only contain very small amounts of oxygen and nitrogen together with a small amount of deoxidizing agent,

er det meget ønskelig å gjennomføre en vakuumavgassings-oppløsningsmetode for å hindre blanding av oksygen og nitrogen. Det er åpenbart fra det forannevnte at den forelig- it is highly desirable to carry out a vacuum degassing-dissolution method to prevent mixing of oxygen and nitrogen. It is obvious from the above that the present

gende oppfinnelse skal benytte isuperlav temperaturstål som basismateriale og den mest fremtredende fordel ved den foreliggende oppfinnelse sikres når lavtemperaturstålene inneholder nikkel i området fra 3,5-9,5%, f.eks. 9% nikkelstål, 5,5% nikkelstål og 3,5% nikkelstål benyttes som basismetalimateriale. present invention is to use isuper low temperature steel as the base material and the most prominent advantage of the present invention is ensured when the low temperature steels contain nickel in the range from 3.5-9.5%, e.g. 9% nickel steel, 5.5% nickel steel and 3.5% nickel steel are used as base metal material.

Dersom en antar at TIG sveisemetoden utføres, gjørIf one assumes that the TIG welding method is carried out, do

den foreliggende oppfinnelse det mulig å frembringe skjø-the present invention, it is possible to produce

ter som har en strekkfasthet og en lavtemperaturseighet som er sammenlignbare med lavtemperaturstål så som 9% nikkelstål ved å definere sammensetningen av sveisetråden steels that have a tensile strength and a low temperature toughness comparable to low temperature steels such as 9% nickel steel by defining the composition of the welding wire

og nærmere bestemt de høyeste tillatte mengder av bor, oksygen og nitrogen. Sveisetråden ifølge oppfinnelsen har stort sett den samme sammensetning som basismetallmaterialet og gir således skjøter som er uten problemer så som termisk utmatting på grunn av forskjell mellom termisk ekspansjonskoeffisient og varmsprekking og har en meget høy mekanisk styrke. Den gir en meget økonomisk sveiset konstruksjon som er utført med lavest tillatte spenninger samtidig som man trekker fordelene av egenskapene ved lavtemperaturstål. and more specifically the highest permitted amounts of boron, oxygen and nitrogen. The welding wire according to the invention has largely the same composition as the base metal material and thus gives joints that are without problems such as thermal fatigue due to the difference between thermal expansion coefficient and hot cracking and has a very high mechanical strength. It provides a very economical welded construction which is carried out with the lowest allowable stresses while benefiting from the properties of low temperature steel.

Forangående har i detalj gjennomgått sammensetningen i sveisetråden, oksygen- og nitrogeninnholdene i basis metallmaterialet som er definert for å sikre at sveisetrådene virker riktig, og de kritiske verdier av disse tatt i betraktning oksygen- og nitrogeninnholdene i tråden. Hvis disse-kravene oppfylles, er skjøter som er utmerkede både med hensyn på lavtemperaturseighet og strekkfasthet tilgjengelig i hele sveisemetallsonen, en bindesone og en varmepåvirket sone (HAZ) gjennom TIG sveisemetoden eller TIG plasma buesveisemetodén. En sveise-metode ifølge den foreliggende oppfinnelse vil i det etter-følgende bli beskrevet sammen med sveisebetingelsene. The composition of the welding wire, the oxygen and nitrogen contents of the base metal material which are defined to ensure that the welding wires work correctly, and the critical values of these taking into account the oxygen and nitrogen contents of the wire have been reviewed in detail above. If these requirements are met, joints that are excellent in both low temperature toughness and tensile strength are available throughout the weld metal zone, a bond zone and a heat affected zone (HAZ) through the TIG welding method or the TIG plasma arc welding method. A welding method according to the present invention will be described below together with the welding conditions.

Beskyttelsesgass er av største viktighet når det gjelder utførelsen av TIG sveisemetoden eller TIG plasma sveisemetoden. En ren inert gass så som ren Ar eller ren He anvendes i sveiseprosessen ifølge oppfinnelsen som i den konvensjonelle fremgangsmåten. Siden oksygen- og nitrogeninnholdene i tråden og•basismetallmaterialet er begrenset som diskutert ovenfor, vil fortrinnene ved anvendelse av ren inert gass kunne utnyttes til full fordel. Siden sveiseprosessen ifølge den foreliggende oppfinnelse tilhører TIG sveisemetoden eller TIG plasma sveisemetoden, kan tråden som benyttes ifølge oppfinnelsen defineres som et fyllmateriale gjennom den etterfølgende beskrivelse og de vedheftede krav.. Shielding gas is of utmost importance when it comes to performing the TIG welding method or the TIG plasma welding method. A pure inert gas such as pure Ar or pure He is used in the welding process according to the invention as in the conventional method. Since the oxygen and nitrogen contents of the wire and base metal material are limited as discussed above, the advantages of using pure inert gas can be utilized to full advantage. Since the welding process according to the present invention belongs to the TIG welding method or the TIG plasma welding method, the wire used according to the invention can be defined as a filler material through the subsequent description and the attached requirements.

Automatisk justering av lengden av buen som utvikles mellom den ikke forbrukbare elektrode og basismetallmaterialet vil fremsettes som en første betingelse for TIG sveisemetoden. Automatic adjustment of the length of the arc developed between the non-consumable electrode and the base metal material will be presented as a first condition for the TIG welding method.

For å få et homogent sveiseresultat, er det nød-vendig med en automatisk buesveisemetode méd ikke fofbruk-bar elektrode for å opprettholde en konstant buelengde uavhengig av metoden for å bevege brennelektroden og fuge-formén og for å holde sveisematerialet som tilføres automatisk en homogen flytende fase. Siden den automatiske buesveisemetode med ikke forbrukbar elektrode skal utføres i enhver stilling, er det ønskelig å veve brenneren på en slik måte at overflatene av perlene utjevnes og indre defekter reduseres, mens en svikt i kontrollen av buelengden vil føre til konkav-konveks konfigurasjon i fugene eller i underliggende sveiseperler når det dreier seg om flerlags sveising og ikke overensstemmelse mellom vevebevegelsen og fugen. Følgelig varieres buelengden og når buen blir for kort>kan den ikke forbrukbare elektrode kortsluttes med basismaterialene med resulterende uhell så som ødeleggelse av elektroden og blanding av elektrodemateriale i sveisematerialet. Videre vil variasjoner i buelengden, dvs. variasjoner i strømtettheten i buekolonnen og området som opp-tas av buekolonnen i det smeltede område, ikke bare føre til mangel på gjennomtrenging, men også på en ujevn dråpe-konfiguråsjon på grunn av at man ikke får et homogent smeltet område. In order to obtain a homogeneous welding result, it is necessary to have an automatic arc welding method with a non-usable electrode to maintain a constant arc length regardless of the method of moving the torch electrode and the joint mold and to keep the welding material supplied automatically in a homogeneous liquid phase. Since the automatic arc welding method with a non-consumable electrode must be performed in any position, it is desirable to weave the torch in such a way that the surfaces of the beads are smoothed and internal defects are reduced, while a failure in the control of the arc length will lead to a concave-convex configuration in the joints or in underlying weld beads when it is a matter of multi-layer welding and mismatch between the weaving movement and the joint. Consequently, the arc length is varied and when the arc becomes too short, the non-consumable electrode can be short-circuited with the base materials with resulting accidents such as destruction of the electrode and mixing of electrode material in the welding material. Furthermore, variations in the arc length, i.e. variations in the current density in the arc column and the area occupied by the arc column in the molten area, will not only lead to a lack of penetration, but also to an uneven drop configuration due to not getting a homogeneous molten area.

Mens fyllmaterialet automatisk tilføres ved en automatisk buesveisemetode med ikke forbrukbar elektrode, vil en liten variasjon i buelengden forårsake en variasjon i smeltehastighet for fylistofftråden. Under disse forhold vil dråpene bli ujevne og det smeltede område holdes ikke på konstant temperatur, noe som resulterer i utilstrekkelig og ujevn gjennomtrengning av fyllstofftråd i det smeltede område eller for tidlig nedtrengning. I det siste tilfelle, vil ikke de smeltede dråper bevege seg inn i det smeltede område på normal måte i vertikal stilling, øvre stilling osv. Spesielt når automatisk buesmelting og ikke forbrukbare elektroder utføres med høylegert stål så som lavtemperaturstål eller rustfritt stål eller ikke jernholdige metaller, vil de ovenfor diskuterte problemer være meget alvor-lige på grunn av at formen av det smeltede område lett kan variere selv ved en liten variasjon i buelengden i forbin- deise med smeltepunktet for sveisematerialmetallet og smeltehastigheten i fyllmaterialet. While the filler material is automatically supplied by an automatic arc welding method with a non-consumable electrode, a slight variation in the arc length will cause a variation in the melting rate of the filler wire. Under these conditions, the droplets will become uneven and the molten region will not be kept at a constant temperature, resulting in insufficient and uneven penetration of filler wire into the molten region or premature penetration. In the latter case, the molten droplets will not move into the molten area in the normal way in the vertical position, upper position, etc. Especially when automatic arc melting and non-consumable electrodes are performed with high-alloy steel such as low-temperature steel or stainless steel or non-ferrous metals , the problems discussed above will be very serious due to the fact that the shape of the melted area can easily vary even with a small variation in the arc length in connection with the melting point of the weld material metal and the melting rate in the filler material.

I forbindelse med automatisk buesveising med ikke forbrukbar elektrode og spesielt med vevingssveising og sveising med høylegeringsstål og ikke jernholdige metaller, er det derfor nødvendig å holde buelengden på den optimale verdi meget nøyaktig og en innretning for å kontrollere buelengden er nødvendig og uomgjengelig. In connection with automatic arc welding with a non-consumable electrode and especially with weaving welding and welding with high-alloy steel and non-ferrous metals, it is therefore necessary to keep the arc length at the optimum value very precisely and a device to control the arc length is necessary and indispensable.

Tidligere gjorde man et forsøk på å holde buelengden stort sett konstant med automatisk buesveising med ikke forbrukbar elektrode ved å føle og forsterke buespenningen og å bevege elektroden fremover og bakover. Forsøket skulle forebygge motorjakt ved å gi det lineære forhold mellom motorspenningen for sveiseelektroden og buespenningen et spesifikt buespenningsområde hvor motoren ikke er ansvarlig. In the past, an attempt was made to keep the arc length largely constant with automatic arc welding with a non-consumable electrode by sensing and amplifying the arc voltage and moving the electrode forwards and backwards. The experiment was to prevent motor hunting by giving the linear relationship between the motor voltage for the welding electrode and the arc voltage a specific arc voltage range where the motor is not responsible.

Innenfor det angitte buespenningsområde eller blindsonen hvor motoren ikke er ansvarlig, ved at motoren stoppes i forskjellige stillinger når buespenningen returnerer til stabilt punkt i en avtagende prosess og når den er i en til-tagende prosess. Det stabile punkt er avhengig av amplituden ved varierende buespenning og bevegelsesområdet for motoren er også avhengig av den påførte spenning på denne, noe som gir vanskeligheter når det gjelder å stoppe motoren i den ønskede faste stilling. Hvis det er ukjent når det stabile driftspunkt er lokalisert i blindsonen, vil man oppdage vanskelighetene i justering av buespenningen og respons overfor variasjoner i buespenningen avtar med spen-ningsområdet i blindsonen. Within the indicated arc voltage range or the blind zone where the motor is not responsible, by the motor being stopped in different positions when the arc voltage returns to a stable point in a decreasing process and when it is in an increasing process. The stable point depends on the amplitude of varying arc voltage and the range of movement for the motor also depends on the voltage applied to it, which causes difficulties when it comes to stopping the motor in the desired fixed position. If it is unknown when the stable operating point is located in the blind zone, one will discover the difficulties in adjusting the arc voltage and the response to variations in the arc voltage decreases with the voltage range in the blind zone.

På grunn av det som er nevnt foran, er den vanlige fremgangsmåten for å kontrollere buelengden i automatisk sveising med ikke forbrukbar elektrode praktisk talt tilfredsstillende for de forskjellige sveiseprosesser som krever nøyaktige buelengder for å få en jevn smelting av tråden som automatisk tilføres og ved sveisesoner med høy kvalitet, f.eks. når det dreier seg om fin sveising med høylegeringsstål eller ikke jernholdige metaller, vevingssveising og generell stillingssveising. Because of the foregoing, the common method of controlling the arc length in automatic non-consumable electrode welding is practically satisfactory for the various welding processes that require accurate arc lengths to obtain uniform melting of the automatically fed wire and in welding zones with high quality, e.g. when it comes to fine welding with high-alloy steel or non-ferrous metals, weaving welding and general position welding.

I forbindelse med den foreliggende oppfinnelse er det også gjort studier på disse praktiske problemer og man har tilveiebrakt forbedrede sveisemaskiner og søkt om patent for disse. I denne spesifikasjonen beskrives to representative måter for automatisk å kontrollere buelengden enten TIG sveisemetoden eller TIG plasma sveisemetoden benyttes: (A) Ved bruk av integratorelement, integreres en spenningsdifferanse mellom en påvist buespenning og en på forhånd innstilt referansespenning proporsjonalt eller multipliseres og det resulterende signal benyttes for å føre energi til en elektrodedrivmotor slik at man på denne måten får en nøyaktig automatisk kontroll av buelengden mellom den ikke 'forbrukbare.elektrode og sveisemetallet og (B) som et alternativ tilveiebringes en buespenningsdetektor omfattende et integratorelement, en del for innstilling av en referansespenning, en buespenningskontroll som omfatter en integrator eller en multiplikator, en motorkontroll som inneholder en operator og et element for å bestemme polaritet og en drivdel for å drive den ikke forbrukbare elektrode ved en motor. Forskjellen mellom en utspenriing og buespenningsdetektoren og motparten i delen for innstilling av referansespenningen, stabiliseres gjennom buespenningskontrollen slik at man på tilfredsstillende måte får kontrollert buelengden mellom den ikke forbrukbare elektrode og sveisemetallene. In connection with the present invention, studies have also been carried out on these practical problems and improved welding machines have been provided and a patent applied for. This specification describes two representative ways to automatically control the arc length whether the TIG welding method or the TIG plasma welding method is used: (A) When using an integrator element, a voltage difference between a detected arc voltage and a preset reference voltage is proportionally integrated or multiplied and the resulting signal is used in order to supply energy to an electrode drive motor so that in this way an accurate automatic control of the arc length between the non-consumable electrode and the weld metal is obtained and (B) as an alternative, an arc voltage detector is provided comprising an integrator element, a part for setting a reference voltage, a arc voltage control comprising an integrator or a multiplier, a motor control comprising an operator and an element for determining polarity and a drive part for driving the non-consumable electrode of a motor. The difference between an expansion ring and the arc voltage detector and the counterpart in the part for setting the reference voltage is stabilized through the arc voltage control so that the arc length between the non-consumable electrode and the welding metals can be satisfactorily controlled.

En spesiell utførelse av den foreliggende oppfinnelse vil bli gjennomgått under henvisning til de vedheftede teg-ninger. Utførelsen ifølge oppfinnelsen (fig. 1) omfatter en buespenningsdetektor 1 som omfatter et integratorelement 1.1, en del for innstilling av en referansespenning 2, en buespenningskontroll 3 for å sammenligne en buespenning og en referansespenning for beregning,.en motordrivkontroll 4 og en drivdel 5 for å bevege en ikke forbrukbar elektrode 43 fremover og bakover ifølge buelengden ved hjelp av motoren. A particular embodiment of the present invention will be reviewed with reference to the attached drawings. The embodiment according to the invention (Fig. 1) comprises an arc voltage detector 1 which comprises an integrator element 1.1, a part for setting a reference voltage 2, an arc voltage control 3 for comparing an arc voltage and a reference voltage for calculation, a motor drive control 4 and a drive part 5 for moving a non-consumable electrode 43 forward and backward according to the arc length by means of the motor.

Buespenningen (-E 3.) føles av buespenningsdetektorenThe arc voltage (-E 3.) is sensed by the arc voltage detector

1 og stabiliseres ved integratorelementet 11 som har en tidskonstant som er større enn frekvenskomponenten og responshastigheten for motoren. Integratorelementet kan imple- menteres med en CR-integrator eller en integreringsopera- • sjonell forsterker med passende forsterkning i forhold til tilførselen. 1 and is stabilized by the integrator element 11 which has a time constant which is greater than the frequency component and the response speed of the motor. The integrator element can be implemented with a CR integrator or an integration operational amplifier with suitable gain in relation to the supply.

Delen for innstilling av referansespenningen 2 dividerer en konstant likestrømspenning (+E) gjennom en variabel motstand, en ønsket buespenning eller en ønsket buelengde bestemmes av stillingen av en arm på den vari-able motstand. The part for setting the reference voltage 2 divides a constant direct current voltage (+E) through a variable resistor, a desired arc voltage or a desired arc length is determined by the position of an arm on the variable resistor.

Buespenningskontrollen 3 er tilpasset til lineærtThe arc voltage control 3 is adapted to linear

å integrere og forsterke spenningsforskjellen (heretter benevnt som feilspenningen) mellom utgangsspenningen i buespenningsdetektoren 1 og utgangsspenningen i referanse-spenningsdelen 2 og denne kontroll 3 omfatter en lineær integrasjonsforsterker som består av en motstand 12, en operasjonell forsterker 13, en kapasitet 14 og en variabel motstand for spenningsjustering 15 hvor de siste to elementene er i tilbakekoblingskretsen. Se fig. 2. to integrate and amplify the voltage difference (hereinafter referred to as the error voltage) between the output voltage of the arc voltage detector 1 and the output voltage of the reference voltage part 2 and this control 3 comprises a linear integration amplifier consisting of a resistor 12, an operational amplifier 13, a capacitance 14 and a variable resistor for voltage adjustment 15 where the last two elements are in the feedback circuit. See fig. 2.

Den lineære integrasjonsforsterker sørger for integrering og forsterking ifølge feilspenningen og gir heste trinns motor drivkontroll 4 et signal for å gjen-vinne den ønskede eller passende buelengde som svar på The linear integration amplifier provides integration and amplification according to the error voltage and provides the horse step motor drive controller 4 with a signal to regain the desired or appropriate arc length in response to

bare en liten variasjon i feilspenningen, noe som sikrer at sveisingen utføres ved den optimale verdi for buespenning. only a small variation in the fault voltage, which ensures that the welding is carried out at the optimum value for the arc voltage.

Som beskrevet ovenfor, er elektrodedrivmotoren 20 As described above, the electrode drive motor 20 is

bremset slik at den ikke virker i nærheten av sitt optimale driftspuhkt med en overbelastning av arbeidet ved anvendelse av integratorelementet 11 og buespenningskontrollen 3. Pro-blemet med søking unngås på denne måten fullstendig. braked so that it does not operate near its optimum operating speed with an overload of the work using the integrator element 11 and the arc voltage control 3. The problem of searching is thus completely avoided.

Som angitt i fig. 3, kan et par multiplikatorer 21 og 22 i buespenningskontrollen 3 inneholde den n'te As indicated in fig. 3, a pair of multipliers 21 and 22 in the arc voltage control 3 may contain the nth

(n=2, 3, 4...) korrelasjonen mellom inngang og utgang av denne. (n=2, 3, 4...) the correlation between input and output of this.

Kontrollen 3 omfatter to multiplikatorer 21 og 22 forbundet i serie og et koeffisientpotensiometer 26 ved siden av en av multiplikatorene 22, potensiometeret 26 omfatter en motstand 23, en operasjonell forsterker 24 og en variabel motstand 25. The control 3 comprises two multipliers 21 and 22 connected in series and a coefficient potentiometer 26 next to one of the multipliers 22, the potentiometer 26 comprises a resistor 23, an operational amplifier 24 and a variable resistor 25.

Gjennom kontrollen 3 forbindes feilspenningen Through control 3, the fault voltage is connected

(inngang) og buelengdekontrollsignalet (utgang) som til-føres neste trinns motordrivkontroll som angitt i den kubiske kurve i fig. 4. (input) and the arc length control signal (output) which is supplied to the next stage motor drive control as indicated in the cubic curve in fig. 4.

På denne måte vil man få at desto høyere feilspenningen er, desto større vil utgangssignalet som går til neste trinns motordrivkontroll 4 være. Resultatet av. dette vil være at sveisingen utføres i nærheten av den optimale buelengde raskere.Bremsemomentet øker når man nærmer seg den optimale buelengde. Til slutt vil buelengden ligge på sin optimale verdi. Siden ikke noe overflø-dig utgangssignal tilføres motordrivkontrollen 4 når feilspenningen er lav, vil. elektrodedrivmotorén 20 gå uten søking i det tilfelle at man ikke benytter seg av den tids-relaterte lineære integrasjo.nsmetode. In this way, you will get that the higher the error voltage is, the larger the output signal that goes to the next stage motor drive control 4 will be. The result of. this will mean that the welding is carried out near the optimal arc length more quickly. The braking torque increases as you approach the optimal arc length. Finally, the arc length will be at its optimum value. Since no redundant output signal is supplied to the motor drive control 4 when the error voltage is low, will. the electrode drive motor 20 runs without searching in the event that the time-related linear integration method is not used.

Motordrivkontrollen 4 forsterker utgangssignalet fra buespenningskontrollen 3<p>g hindrer at elektrodedrivmotorén blir overbelastet. Elektrodedrivmotorén er rever-serbar etter polariteten på utgangssignalet. Kontrollen 4 omfatter en operator 28 og en neste trinns polaritetsbe-stemmelseselement 30. The motor drive controller 4 amplifies the output signal from the arc voltage controller 3 and prevents the electrode drive motor from being overloaded. The electrode drive motor is reversible according to the polarity of the output signal. The control 4 comprises an operator 28 and a next-stage polarity determination element 30.

Operatoren 28 omfatter en operasjonell forsterker The operator 28 comprises an operational amplifier

■31, et tilbakekoblingselement 32 og en takogenerator 32 for å fremskaffe, en utgangsspenning i overensstemmelse med antall omdreininger av elektrodedrivmotorén 20, utgangen av takogeneratoren føres negativt tilbake gjennom tilbakekoblingselementet 32 til inngangen av den operasjonelle forsterker 31. Tilbakekoblingselementet 32 er. for å redusere variasjoner i utgangen på motoren 20 forårsaket av varierende belastning på elektrodedrivmotorén 20. ■31, a feedback element 32 and a tacho generator 32 to provide an output voltage in accordance with the number of revolutions of the electrode drive motor 20, the output of the tacho generator is fed back negatively through the feedback element 32 to the input of the operational amplifier 31. The feedback element 32 is. to reduce variations in the output of the motor 20 caused by varying load on the electrode drive motor 20.

Polaritetsbestemmelseselementet 30 omfatter en npn transistor Tr^og en pnp transistor Tr2, basistermina-ler for transistorene Tr^ og Tr2er forbundet med en ut-gangsterminal av den operasjonelle forsterker 31, en opp-samlings terminal for transistoren Tr-^er forbundet med en terminal b for elektrodedrivmotorén 20 gjennom en kraftkilde 34 og ekvivalenten for transistoren Tr2 er også forbundet til terminal b gjennom en annen kraftkilde 35. Emitterterminalene på begge transistorene Tr-^ og Tr2er forbundet med jordet terminal a i elektrodedrivmotorén 20. Når et positivt signal påføres polaritetsbestemmelsesele- • mentet 30, vil transistoren Tr^være ledende slik at elektrodedrivmotorén 20 roterer i positiv retning med en strøm som går fra terminal a inn i terminal b i elektrodedrivmotorén 20. I motsetning til dette, hvis et negativt signal påføres polaritetsbestemmelseselementet 30, vil den annen transistor Tr2lede slik at strømmen går fra terminal b til terminal a i motoren 20 for å snu omdreiningsretningen på motoren 20. Drivdelen 5 omfatter en elektrodedel 40 og et elektrodedrivsystem 41, se fig. 5. Elektrodedelen 40 inneholder den ikke forbrukbare elektrode 4 3 og en isolator 44 som bærer elektroden 43, den ikke forbrukbare elektrode er forbundet til en sveisekabel 45 gjennom en ledning som strekker seg inne i isolatoren. Elektrodedrivsystemet 41 omfatter elektrodebærearmer 46, en styrearm 4 7 for styre-armene 46, en skrue 48 for å føre armene 46 frem og tilbake og en ramme 4 9 som bærer styrearmen 47 og skruen 48. Elektrodebærearmene 4 6 har tre armer: Den første bærer elektrodedelen 40 og bærer en sveisestyreplate 50 i passende vinkel i forhold til den ikke forbrukbare elektrode 4 3; den annen arm er utstyrt med en glidespalte med passende størrelse hvor styrestangen 47 glir og den siste er utstyrt med en skrue som passer med skruen 48. Skruen 48 er koblet med rotasjonsakselen for elektrodedrivmotorén 20. Fylltråden 41 går inne i fylltrådsstyreplaten 50. En vevemekanisme 55 er koblet til rammen 49 for å bevege den ikke forbrukbare elektrode 4 3 til venstre eller høyre via rammen 49. The polarity determining element 30 comprises an npn transistor Tr^ and a pnp transistor Tr2, base terminals for the transistors Tr^ and Tr2 are connected to an output terminal of the operational amplifier 31, a collection terminal for the transistor Tr-^ is connected to a terminal b for the electrode drive motor 20 through a power source 34 and the equivalent for the transistor Tr2 is also connected to terminal b through another power source 35. The emitter terminals of both transistors Tr-^ and Tr2 are connected to grounded terminal a of the electrode drive motor 20. When a positive signal is applied to the polarity determination ele- • ment 30, the transistor Tr^ will be conductive so that the electrode drive motor 20 rotates in the positive direction with a current flowing from terminal a into terminal b of the electrode drive motor 20. In contrast, if a negative signal is applied to the polarity determining element 30, the other transistor Tr2 will conduct so that the current goes from terminal b to terminal a in the motor 20 to reverse rev the cleaning direction of the motor 20. The drive part 5 comprises an electrode part 40 and an electrode drive system 41, see fig. 5. The electrode part 40 contains the non-consumable electrode 43 and an insulator 44 which carries the electrode 43, the non-consumable electrode being connected to a welding cable 45 through a wire extending inside the insulator. The electrode drive system 41 comprises electrode support arms 46, a guide arm 4 7 for the guide arms 46, a screw 48 for moving the arms 46 back and forth and a frame 4 9 which carries the guide arm 47 and the screw 48. The electrode support arms 4 6 have three arms: The first carrier the electrode part 40 and carries a welding guide plate 50 at an appropriate angle in relation to the non-consumable electrode 4 3 ; the other arm is equipped with a sliding slot of suitable size in which the guide rod 47 slides and the last one is equipped with a screw that fits with the screw 48. The screw 48 is connected with the rotation shaft of the electrode drive motor 20. The filling wire 41 goes inside the filling wire guide plate 50. A weaving mechanism 55 is connected to the frame 49 to move the non-consumable electrode 43 to the left or right via the frame 49.

På denne måten vil drivdelen 5 gå langs en sveiselinje med en passende bevegelsesinnretning. In this way, the drive part 5 will move along a welding line with a suitable movement device.

Som nevnt ovenfor, føles buespenningen ved hjelpAs mentioned above, the arc voltage is sensed with help

av integratorelementet som har en større tidskonstant enn høyfrekvenskomponentene av dette og responshastigheten for motoren og di fferensialspenningen mellom utgangen av integratorelementet og den på forhånd innstilte referansespenning, tilføres den lineære integrator eller multiplikator hvorfra man får motordrivsignalet slik at elektrodedrivmotorén virker uten søking på slik måte at buelengden innstilles på sin optimale størrelse. Følgelig kan buelengden på forhånd innstilles etter ønske og gå raskt til den inn- of the integrator element, which has a greater time constant than the high frequency components thereof and the response speed of the motor and the differential voltage between the output of the integrator element and the preset reference voltage, is supplied to the linear integrator or multiplier from which the motor drive signal is obtained so that the electrode drive motor operates without seeking in such a way that the arc length set to its optimal size. Consequently, the arc length can be set in advance as desired and go quickly to the set

stilte verdi ved automatisk sveising med ikke forbrukbar elektrode uavhengig av en ujevn sveisesone og konfigura-sjonen på fugene. Dette beskytter elektrodematerialet, set value for automatic welding with a non-consumable electrode regardless of an uneven welding zone and the configuration of the joints. This protects the electrode material,

gir en homogen smelting av fylltråden,. garanterer høy kvalitet i sveisesonen og .gjør det mulig med generell stillingssveising eller nøyaktig automatisk buesveising med ikke forbrukbar elektrode med høylegeringsstål, ikke jernholdige materialer osv. provides a homogeneous melting of the filler thread. guarantees high quality in the welding zone and enables general position welding or accurate automatic arc welding with non-consumable electrode with high alloy steel, non-ferrous materials, etc.

Den ovennevnte beskrevne fremgangsmåte gjør det mulig med automatisk kontroll av buelengden. Den følgende beskrivelse vil angå innretninger for å hindre eventuell magnetisk blåsing når likestrøms TIG sveisemetoden utfø-res ved høy hastighet. Disse innretninger passer ikke for TIG plasma sveising og kan bare benyttes for TIG sveising i snever forstand. The method described above enables automatic control of the arc length. The following description will concern devices to prevent possible magnetic blowing when the direct current TIG welding method is carried out at high speed. These devices are not suitable for TIG plasma welding and can only be used for TIG welding in the narrow sense.

TIG sveisemetoden er uhensiktsmessig av følgende grunner: (1) TIG sveisemetoden skal i hovedsaken smelte'sveisemetallet inn i basismetallet gjennom varmeledning. TIG-buen selv utvikles omkring det smeltede område (høy-temperaturområdet) uten vanskeligheter. Hvis smeltehastigheten er for høy, vil utilstrekkelig forvarming forårsake dårlig assosiering (fuktning) av sveisematerialet med basismaterialet og ufullstendig smelting av det påførte metall i basismetallet. (2) Når TIG sveisemetoden utføres med en likespenningskilde, er TIG-buen meget følsom overfor variasjoner i det omgivende magnetiske felt som forårsakes av magnetisering og forskjellig form på materialet som skal sveises og man får en ugunstig sveisetilstand på grunn av magnetisk blåsing. The TIG welding method is inappropriate for the following reasons: (1) The TIG welding method must essentially melt the weld metal into the base metal through heat conduction. The TIG arc itself develops around the molten area (high-temperature area) without difficulty. If the melting rate is too high, insufficient preheating will cause poor association (wetting) of the weld metal with the base material and incomplete melting of the deposited metal into the base metal. (2) When the TIG welding method is performed with a direct voltage source, the TIG arc is very sensitive to variations in the surrounding magnetic field caused by magnetization and the different shape of the material to be welded, and an unfavorable welding condition is obtained due to magnetic blowing.

Som eksempler viser fig. 6 og 7 perspektivskisser av magnetisk blåsetilstand hvor fig. 6 er et eksempel på magnetisk blåsing på grunn av magnetisering av stålplater 61 og 61', basismetallmaterialet, og fig. 7 er et eksempel på magnetisk blåsing på grunn av variasjoner i formen på stålplatene 61 og 61'. En wolframelektrode 62 (heretter benevnt "elektroden") strekker seg inn i fugene i metallpla-tene 61 og 61' og stålplatene 61 og 61' magnetiseres hen- holdsvis med N- og S-poler, noe som gir et magnetisk felt • i fugene. Når f.eks. en konstant likevektspenningskilde føres mellom elektroden 62 og stålplatene 61, 61', vil strømmen gå i en retning normalt på magnetfeltet. Dersom strømmen har en positiv polaritet, utvikles en elektromag-netisk kraft i retning av pilen f i overensstemmelse med Flemings venstrehåndslov slik at man får en avbøyning av buekolonnen 63, en bøyelig leder som vist på tegningene. As examples, fig. 6 and 7 are perspective sketches of the magnetic blowing state where fig. 6 is an example of magnetic blowing due to magnetization of steel plates 61 and 61', the base metal material, and FIG. 7 is an example of magnetic blowing due to variations in the shape of the steel plates 61 and 61'. A tungsten electrode 62 (hereinafter referred to as "the electrode") extends into the joints in the metal plates 61 and 61' and the steel plates 61 and 61' are respectively magnetized with N and S poles, which produces a magnetic field • in the joints . When e.g. a constant equilibrium voltage source is fed between the electrode 62 and the steel plates 61, 61', the current will flow in a direction normal to the magnetic field. If the current has a positive polarity, an electromagnetic force is developed in the direction of the arrow f in accordance with Fleming's left-hand law so that a deflection of the arc column 63, a flexible conductor as shown in the drawings, is obtained.

I fig. 7 er stålplatene 61 og 61' ikke magnetiserte og elektroden 62 er plassert nær kanten av stålplatene 61 og 61'. I dette tilfelle er den elektromagnetiske kraft hoved-sakelig orientert mot stålplatene 61 og 61' slik at bue-søylen 63 avbøyes i retning av pilen f. Fig. 6 og 7 viser de få eksempler på magnetisk blåsing. Fig. 8 og 9 illu-strerer faktisk situasjoner i et sveisepunkt hvor fig. 8 In fig. 7, the steel plates 61 and 61' are not magnetized and the electrode 62 is placed near the edge of the steel plates 61 and 61'. In this case, the electromagnetic force is mainly oriented towards the steel plates 61 and 61' so that the arc column 63 is deflected in the direction of the arrow f. Fig. 6 and 7 show the few examples of magnetic blowing. Fig. 8 and 9 actually illustrate situations in a welding point where fig. 8

er et tverrsnitt som viser oppovervendt sveising i verti-is a cross-section showing upward welding in verti-

kal stilling (W: sveiseretning) og fig. 9 viser venstre-håndssveising i flat stilling. I ethvert tilfelle avbøyes sveisekolonnen 63 mot den side hvor mengden stålmateriale er stort, (dvs. motsatt av sveiseretningen). Under disse forhold vil stålet som sveisingen skal utføres på, neppe påvirkes av buen. Som diskutert ovenfor, vil forvarming og smelting være mangelfull og dårlig smelting finner sted mellom fugeoverflaten i basismetallmaterialet og påført metall. Buen utvikles på dråpe 64 som er dannet på forhånd som er vist i fig. 8 og 9 slik at dråpene 64 smeltes lokalt og får ujevn form. Med den vertikale, oppovervendte stilling eller overhåndssti Ilingen som vist i fig. 8, kan sveisematerialet brenne gjennom på grunn av overoppvarming av dråpene 64, og på denne måte gjøre de etterfølgende sveiseprosedyrer umulige. cal position (W: welding direction) and fig. 9 shows left-hand welding in a flat position. In any case, the welding column 63 is deflected towards the side where the amount of steel material is large, (ie opposite to the welding direction). Under these conditions, the steel on which the welding is to be carried out will hardly be affected by the arc. As discussed above, preheating and melting will be deficient and poor melting will occur between the joint surface of the base metal material and the applied metal. The arc is developed on droplet 64 which is formed in advance as shown in fig. 8 and 9 so that the droplets 64 melt locally and take on an uneven shape. With the vertical, upward facing position or overhand path Ilingen as shown in fig. 8, the welding material may burn through due to overheating of the droplets 64, thus rendering the subsequent welding procedures impossible.

Under hensyntagen til det forannevnte, har man stu-dert i forbindelse med det foreliggende patent sveisebetingelser ved høy hastighet hvor man ikke møter de ovennevnte problemer og konkludert med at det er ønskelig å avbøye buen i retning av fremdriften for sveisingen i et forsøk på Taking the above into account, welding conditions at high speed where the above-mentioned problems are not encountered have been studied in connection with the present patent and concluded that it is desirable to deflect the arc in the direction of the progress of the welding in an attempt to

å benytte det magnetiske blåsefenomen. Oppfinnernes forsøk kan oppsummeres på følgende måte: to use the magnetic blowing phenomenon. The inventors' attempts can be summarized as follows:

Ved TIG smeltemetoden med likestrøm: (1) Likestrømskilder forbindes med den ikke forbrukbare elektrode og basismetallmaterialet og mellom fyllstoffet og basismetallmaterialet; In the direct current TIG melting method: (1) Direct current sources are connected to the non-consumable electrode and the base metal material and between the filler material and the base metal material;

(2) strømmen mellom disse er(2) the current between these is

(a) lik når sveisematerialet er foran elektroden langs retningen for fremdriften av sveisingen og (b) motsatt når sveisematerialet er bak elektroden langs retningen for fremdriften av sveisingen og (3) buen rettes mot fremdriftsretningen for sveisingen. (a) equal when the weld material is in front of the electrode along the direction of welding progress and (b) opposite when the weld material is behind the electrode along the direction of welding progress and (3) the arc is directed against the direction of welding progress.

Noen utførelser som møter alle de ovennevnte krav vil bli beskrevet under henvisning til tegningene. Some designs which meet all the above requirements will be described with reference to the drawings.

Fig. 10 viser første utførelse sett fra siden, fylltråden 66 er plassert foran en beskyttelsesgasshette 6 5 langs fremdriftsretningen for sveisingen og med tilfør-sel i retning av pilen Y. Straks enden av fylltråden ned-senkes i det smeltede område, går den inn i buen 63 som avbøyes. Fig. 10 er vist med rett polaritet hvor basismetallet 61 tjener som anode og elektroden 62 som katode. Fig. 10 shows the first embodiment seen from the side, the filler wire 66 is placed in front of a protective gas hood 65 along the direction of progress for the welding and with supply in the direction of the arrow Y. Immediately the end of the filler wire is immersed in the melted area, it enters the arc 63 which is deflected. Fig. 10 is shown with correct polarity where the base metal 61 serves as the anode and the electrode 62 as the cathode.

Ledningsstrøm går gjennom basismetallet 61 med samme polaritet som elektroden 62 (basismetallet 61: anode og fylltråden 66 katode). Hvis strømmén gjennom elektroden 62 og sveisematerialet 66 tilsvarer hverandre på denne måten, utvikles der to magnetiske felt som tiltrekker hverandre slik at den bøyelige buekolonne 63 avbøyes mot fylltråden 66 og derved i retning av fremdriften for sveisingen som vist i fig. 10. Intensiteten i utviklingen av det magnetiske felt rundt fylltråden 66 og graden av avbøyning av buekolonnen varieres ved å variere amplituden i strømmen inn i fylltråden 66. Wire current passes through the base metal 61 with the same polarity as the electrode 62 (the base metal 61: anode and the filler wire 66 cathode). If the current through the electrode 62 and the welding material 66 correspond to each other in this way, two magnetic fields are developed which attract each other so that the flexible arc column 63 is deflected towards the filler wire 66 and thereby in the direction of the progress of the welding as shown in fig. 10. The intensity of the development of the magnetic field around the filler wire 66 and the degree of deflection of the arc column is varied by varying the amplitude of the current into the filler wire 66.

Fotografiene 1(A), (B) og (C) viser forskjellige bueavbøyningstilstander hvor likestrømskildene er tilknyt-tet som i fig. 1. Wolframelektroden leder med 250A og 15V og fylltråden leder med 0V (A), 100A og 4V (B) og 160A og 6V (C). Når strømmén inn i fyllstoffet er 0 (nor-maltetingelsen ved TIG buesveisingsmetoden), avbøyes ikke buen. I dette tilfelle vil en større amplitude på strøm- . men inn i fylltråden gi en større avbøyningsvinkel på buen. Photographs 1(A), (B) and (C) show different arc deflection states where the direct current sources are connected as in fig. 1. The tungsten electrode conducts with 250A and 15V and the filler wire conducts with 0V (A), 100A and 4V (B) and 160A and 6V (C). When the current into the filler material is 0 (the norm in the TIG arc welding method), the arc is not deflected. In this case, a larger amplitude of current- . but into the filler wire give a greater angle of deflection of the bow.

Fig. 11 viser en annen utførelse hvor fylltråden 66' tilføres bakfra med hensyn til fremdriftsretningen for sveisingen og fylltråden 66' tilføres en strøm slik at tråden 66' er anode<p>g basismetallet 61 er katode, selv om elektroden 62 har positiv polaritet som i fig. 10. Derfor er strømretningen inn i fylltråden 66' motsatt av strømmen gjennom elektroden 62 slik at de to resulterende magnetiske felt frastøter hverandre og styrer buekolonnen 63 bort fra fylltråden og således i retning av fremdriften for sveisingen. Fig. 11 shows another embodiment where the filler wire 66' is supplied from behind with respect to the direction of progress of the welding and the filler wire 66' is supplied with a current such that the wire 66' is the anode<p>g the base metal 61 is the cathode, even though the electrode 62 has positive polarity which in fig. 10. Therefore, the current direction into the filler wire 66' is opposite to the current through the electrode 62 so that the two resulting magnetic fields repel each other and steer the arc column 63 away from the filler wire and thus in the direction of the progress of the welding.

Desto nærmere tilførselsstillingen for fylltråd plasseres med hensyn til den ikke forbrukbare elektrode, desto større vil virkningen av de magnetiske felt bli. The closer the supply position for filler wire is placed with respect to the non-consumable electrode, the greater will be the effect of the magnetic fields.

De ovennevnte fortrinn kan forventes' med en meget liten ledningsstrøm. The above advantages can be expected with a very small line current.

Sveiseprosessen ifølge den foreliggende oppfinnelse som beskrevet ovenfor er gunstig på følgende måte: (1) TIG-buen kan rettes fremover i sveiselinjen; (2) retningskraften kan lett justeres ved å variere amplituden på ledningsstrømmen inn i fylltråden; (3) området foran sveiselinjen oppvarmes på en riktig måte og overføres til smeltet tilstand eller nesten til smeltet tilstand og fullstendiggjør derfor smeltingen av fylltråden; (4) overoppvarming av det påførte materiale unngås uten å skade dråpene eller brenne gjennom det påførte metall i overhåndssti Iling eller i vertikal oppoverrettet sveisestilling og (5) temperaturgradienten i sveisesonen øker gradvis fra foran buen til buepunktet og avtar gradvis fra det smeltede metallområde til det størknede metallområde, noe som gjør det mulig med sveising med høy hastighet uten at dråpene blir humpete. The welding process according to the present invention as described above is advantageous in the following way: (1) the TIG arc can be directed forward in the welding line; (2) the directional force can be easily adjusted by varying the amplitude of the wire current into the filler wire; (3) the area in front of the welding line is properly heated and transferred to the molten state or almost to the molten state and therefore completes the melting of the filler wire; (4) overheating of the deposited material is avoided without damaging the droplets or burning through the deposited metal in the overhand path Iling or in the vertical upward welding position and (5) the temperature gradient in the welding zone increases gradually from the front of the arc to the arc point and decreases gradually from the molten metal region to the solidified metal area, enabling high-speed welding without the droplets becoming bumpy.

Selv om den foreliggende oppfinnelse overvinner de viktigste problemer som knytter seg til TIG sveisemetoden, er det gjort ytterligere fremstøt for å sikre fortrinnene ved den foreliggende oppfinnelse. Med andre ord har man ansett det som nødvendig å gjennomføre forbedringer som gjør det lettere å smelte sveisematerialet inn i basismetallet i sveising med varierende sveisestilling og varierende stålsorter og fjerne mulige blåsehull i høyhastig-hetssveising. Siden sveiseprosessen ikke er den såkalte varmtrådsmetoden som sådan og siden sveisematerialet ikke oppvarmes, vil fylltråden overføres på de størknede dråper og avbryte ytterligere sveising dersom tråden av fyll-, stoffet fjernes fra det smeltede område av en eller annen grunn. Although the present invention overcomes the most important problems associated with the TIG welding method, further advances have been made to secure the advantages of the present invention. In other words, it has been considered necessary to implement improvements that make it easier to melt the welding material into the base metal in welding with varying welding position and varying steel grades and remove possible blow holes in high-speed welding. Since the welding process is not the so-called hot wire method as such and since the welding material is not heated, the filler wire will transfer onto the solidified droplets and interrupt further welding if the filler wire is removed from the molten area for any reason.

En viktig fremgangsmåte for å løse det ovennevnte problem er å veve buen, men dette har ulemper av følgende grunn: (1) Dersom det dreier seg om en mekanisk fremgangsmåte hvor veveren installeres rundt sveisehodet, vil hele konstruksjonen være massiv og omfangsrik og vanskelig å ut-føre og anvende i et trangt rom på grunn av installasjonen av veveren, motor, en glidebasis osv.; (2) den ovennevnte mekaniske fremgangsmåte krever vanligvis en riktig relativ avstand mellom buepunktet og enden av fylltråden. Sveisebrenneren og en styrer for fylltråden monteres derfor sammen på glidebasisen i veveren, men den relative avstand mellom disse varierer nød--vendigvis på grunn av vibrasjoner i veveoperasjonen. I noen tilfeller blir det umulig for fylltråden å gå inn i det smeltede område i riktig stilling; (3) ved andre utførelser hvor man utvikler et magnetisk felt gjennom en elektromagnet, kreves det at elektromagneten lokaliseres så nær buepunktet som mulig. Når man skal sveise tykke stålplater, bør enden av elektromagneten føres inn i fugene og gir en meget høy varme-motstand siden magnetisk kraft kan sentreres på et stål med god magnetisk permeabilitet. I en viss grad er det mulig å tilfredsstille disse krav og utførelsen er vanligvis stor som beskrevet i avsnitt (1) selv om man benytter et system.for vannkjøling samtidig. An important method to solve the above problem is to weave the arc, but this has disadvantages for the following reason: (1) If it is a mechanical method where the weaver is installed around the welding head, the whole construction will be massive and bulky and difficult to -conduct and use in a narrow space due to the installation of the weaver, engine, a sliding base, etc.; (2) the above mechanical method usually requires a proper relative distance between the arc point and the end of the filler wire. The welding torch and a guide for the filler wire are therefore mounted together on the sliding base in the loom, but the relative distance between them varies by necessity--necessarily due to vibrations in the weaving operation. In some cases it becomes impossible for the filler wire to enter the fused area in the correct position; (3) in other embodiments where a magnetic field is developed through an electromagnet, it is required that the electromagnet be located as close to the arcing point as possible. When welding thick steel plates, the end of the electromagnet should be inserted into the joints and provides a very high heat resistance since magnetic force can be centered on a steel with good magnetic permeability. To a certain extent it is possible to satisfy these requirements and the execution is usually great as described in section (1) even if a system is used for water cooling at the same time.

I lys av det forannevnte, har man utført undersøk-elser over de karakteristiske egenskaper ved TIG-buen for å finne en ny vevemetode. Resultatene av undersøkelsen antyder at knipevirkningen er liten siden den ikke forbrukbare elektrode som benyttes ved TIG sveisemetoden vanligvis er tykk (f.eks. med et tverrsnitt på 4 mm) for å redusere elektrodeforbruk til et minimum og strømtett-heten er lavere enn i MIG sveisemetoden (vanligvis ca. In light of the above, investigations have been carried out into the characteristic properties of the TIG arc in order to find a new weaving method. The results of the investigation suggest that the pinch effect is small since the non-consumable electrode used in the TIG welding method is usually thick (e.g. with a cross-section of 4 mm) to reduce electrode consumption to a minimum and the current density is lower than in the MIG welding method (usually approx.

1 mm). I tillegg har TIG-buen, siden stivheten i buen er liten sammenlignet med buen i MIG sveisemetoden (f.eks. en inert gass og et metallplasma) stor bøyelighet som ikke er sammenlignbar med MIG-buen. For å trekke fordel av disse egenskaper ved TIG-buen, varieres de magnetiske felt som benyttes i den ovennevnte beskrevne sveiseprosess i en bestemt og varierbar rytme ved å pulsere lednings-strømmen inn i fylltråden og på denne måten styre TIG-buen fra en stilling litt foran langs retningen av fremdriften for sveisingen til en stilling under den ikke forbrukbare elektrode og omvendt. I dette tilfelle er det bare nødven-dig å pulsere ledningsstrømmen inn i fylltråden slik at vevingssveising ikke krever store og kompliserte innretninger rundt brenneren og kan benyttes i et trangt rom. En tilsvarende fremgangsmåte for MIG-sveising er beskrevet i japansk patent 4 5/399 31. Denne fremgangsmåte benytter en strømførende trådleder forskjellig fra en forbrukbar elektrode, mater lederen fra bak den forbrukbare elektrode og bestemmer strømmen gjennom den forbrukbare elektrode og lederen for avbøyning fremover av MIG-buen langs retningen for fremdriften av sveisingen. Som nevnt tidligere, er MIG-buen meget mindre bøyelig enn TIG-buen og er derfor-vanskelig å arbeide fremover i praksis. Man antar imidlertid noen vanskeligheter ved å veve buen ved påfø-ring av en pulserende strøm. MIG sveisemetoden krever en betraktelig mengde ledningsstrøm inn i fylltråden på grunn av den høye stivhet i buen hvis det er ønskelig å avbøye buen ved å føre strøm inn i fylltråden som tilføres nær buen. Under en slik høy strømtilstand er det nødvendig å øke tilførselshastigheten for fylltråd eller redusere strømtettheten ved bruk av en fylltråd som har stor dia-meter; hvis ikke blir fylltråden smeltet eller man får utviklet en bue rundt fylltråden inn til fylltråden når det smeltede.område. Selv om MIG smeltemetoden lider ved • at buen oppstår, blir det aldri umulig å gjennomføre sveiseoperasjonen, men den ikke forbrukbare elektrode foru-renses med metalldamp slik at sveiseoperasjonen blir al-vorlig hindret. Derfor er innretninger for å øke tilfør-selshastigheten for fylltråd og å bruke fylltråd med store dimensjoner fremdeles tilgjengelig, men økning i mengden sveisemetall fører nødvendigvis til utilstrekkelig smelting med MIG sveisemetoden. De ovennevnte innretninger er vanskelige å tilpasse til MIG sveisemetoden siden hoved-buen trenger dypt ned. På denne måten er det ved MIG sveisemetoden meget vanskelig å avbøye buen og når det dreier seg om TIG sveising vurderes forskjellige tilstander meget nøye. 1 mm). In addition, since the stiffness of the arc is small compared to the arc in the MIG welding method (eg an inert gas and a metal plasma), the TIG arc has great flexibility which is not comparable to the MIG arc. In order to take advantage of these properties of the TIG arc, the magnetic fields used in the above described welding process are varied in a specific and variable rhythm by pulsing the wire current into the filler wire and in this way control the TIG arc from a position slightly forward along the direction of welding progress to a position below the non-consumable electrode and vice versa. In this case, it is only necessary to pulse the wire current into the filler wire so that weaving welding does not require large and complicated devices around the burner and can be used in a narrow space. A similar method for MIG welding is described in Japanese Patent 45/399 31. This method uses a current-carrying wire conductor different from a consumable electrode, feeds the conductor from behind the consumable electrode, and determines the current through the consumable electrode and the conductor for forward deflection of The MIG arc along the direction of welding progress. As mentioned earlier, the MIG arc is much less flexible than the TIG arc and is therefore difficult to work forward in practice. However, one assumes some difficulties in weaving the arc by applying a pulsating current. The MIG welding method requires a considerable amount of wire current into the filler wire due to the high stiffness of the arc if it is desired to deflect the arc by passing current into the filler wire supplied close to the arc. Under such a high current condition, it is necessary to increase the filler wire feed rate or reduce the current density when using a filler wire having a large diameter; if not, the filler wire will be melted or an arc will develop around the filler wire into the filler wire when it melted. area. Although the MIG melting method suffers from • the occurrence of an arc, it never becomes impossible to carry out the welding operation, but the non-consumable electrode is contaminated with metal vapor so that the welding operation is seriously hindered. Therefore, devices to increase the filler wire feed rate and to use filler wire with large dimensions are still available, but an increase in the amount of weld metal necessarily leads to insufficient melting with the MIG welding method. The above devices are difficult to adapt to the MIG welding method since the main arc penetrates deep down. In this way, with the MIG welding method it is very difficult to deflect the arc and when it comes to TIG welding, different conditions are assessed very carefully.

Selv om fotografi 1 er vist med 250A i lednings-strømmen til den ikke forbrukbare elektrode, er det vanligvis ønskelig at strømamplituden er 500A eller mindre siden et overskudd av strøm forårsaker en økning i strøm-tetthet og stivhet i buen, noe som gjør avbøyning og veving umulig. Elektroden tilføres vanligvis en konstant strøm og, om ønskelig, tilføres energi for å utvikle en pulserende bue. De karakteristiske egenskapene i TIG-buen som sådan begrenser ikke rammen om den foreliggende oppfinnelse. Although photograph 1 is shown with 250A of wire current to the non-consumable electrode, it is usually desirable that the current amplitude be 500A or less since an excess of current causes an increase in current density and stiffness in the arc, causing deflection and weaving impossible. The electrode is usually supplied with a constant current and, if desired, energized to develop a pulsating arc. The characteristic properties of the TIG arc as such do not limit the scope of the present invention.

Som ved vanlige kombinerte MIG og TIG sveisemeto-der eller' plasma MIG sveisemetoden, . bør ledningsstrømmen til fylltråden være lav nok til å unngå driftssituasjoner hvor der utvikles en bue fra fylltråden og en driftstilstand tilsvarende varmtråd. Fortrinnsvis er ledningsstrøm-men 200A eller mindre og spenningen ved en projeksjon av sveisetråden er lavere enn spenningen i TIG-buen ellers vil det magnetiske felt være for kraftig og TIG-buen blåses av eller blåses ut. For å unngå en driftstilstand som tilsvarer varmtråd og å sikre at sveisetråden kortsluttes med og bringes i kontakt med smeltede områder, er det nødvendig med en høyere tilførselshastighet for tråd. videre bør man omgå problemer med påføring' av . for mye metall. As with normal combined MIG and TIG welding methods or the plasma MIG welding method, . the wire current to the filler wire should be low enough to avoid operating situations where an arc develops from the filler wire and an operating condition corresponding to a hot wire. Preferably, wire current is 200A or less and the voltage at a projection of the welding wire is lower than the voltage in the TIG arc, otherwise the magnetic field will be too strong and the TIG arc will be blown off or blown out. In order to avoid an operating condition corresponding to hot wire and to ensure that the welding wire is shorted and brought into contact with molten areas, a higher wire feed rate is required. furthermore, one should avoid problems with application' of . too much metal.

Som diskutert ovenfor, foretar den foreliggende sveiseprosess veving ved å påføre en pulserende strøm til fylltråden som vist i fig. 12. Fig. 12 viser bølgeformer for den pulserende strøm på den venstre side (A)-(E) og de bueavbøyende tilstander på høyre side (A)-(D). I eksemplene (A)-(C) varierer ledningsperioden med ikke ledningsperioden og spesielt i eksempel C er den ikke ledende periode 0. I eksemplene D og E er fylltråden alltid til-ført sveisestrøm og høy strøm (Ah) alternerer med lav strøm (Al) slik at det dannes en pulserende strøm.. (Th) angir tidsperioden med en høy strømtilførsel og (Tl) tidsperioden med lav strømtilførsel. Det er underforstått at avbøyningstilstanden i buekolonnen i hvert trinn er avhengig av amplituden i strømmen. Eksempel E angir at strømmen varierer noe i både den ledende og den ikke ledende periode og den foreliggende oppfinnelse er også anvendbar i dette eksemplet. Vevingsbredden (vevingsvinkelen) og vevingssyklus velges fritt ved det rette valg av de forskjellige verdier Ah, Al, Th og Tl og vevingsfremdriften og adferden ved begge ender av vevingsamplituden justeres fritt ved å variere amplituden i strømmen. Når f.eks. ende-sveising utføres rundt omkretsen av et rør i rekkefølge i vertikal horisontal --<*-- flate stillinger, varierer tyngde-kraftsretningen i forhold til det smeltede område slik at det mest ønskelige vevemønster kan velges fra tid til tid. Dette er en av hovedfordelene ved den foreliggende oppfinnelse. ;Hvis man møter uvanlige situasjoner så som variasjoner i fugerotsgapet eller en feil i rotoverflaten langs sveiselinjen i konvensjonell sveising på en side, varieres amplituden i TIG buestrømmen og buetemperaturen og formen og størrelsen på det smeltede område kan også varieres. For dette formål er det nødvendig å variere smeltehastigheten på fylltråden og bringe TIG-buestrømmen til å bli synkron med tilførselshastigheten for fylltråd. Slike jus-teringer er nokså arbeidskrevende, men sveiseprosessen ifølge oppfinnelsen kan utføres under slike uvanlige situasjoner bare ved å variere amplituden av sveisestrømmen til fylltråden. ;Flere muligheter er nevnt nedenunder:;(1) Når sveising f.eks. foregår i det mønster som er vist i.fig. 12A og rotoverflaten blir tykkere, har bakdråpen i denne sonen vanskelig for å gå ut som den er. Hvis amplituden på den høyeste strømmen (Ah) økes av denne grunn, vil bøyningsvinkelen for buekolonnen fremover øke, og buen virker direkte på fugeroten i en fremre, ikke på-ført metallsone. Som et resultat av dette, blir smeltingen av roten tilstrekkelig og bakdråpen dannes fullstendig. (2) Sammen med den ovennevnte forholdsregel, vil perioden hvor buen er bøyd fremover også bli lenger for å få tilstrekkelig nedtrenging hvis indusjonsperioden i fylltråden utvides; (3) de ovennevnte forholdsregler 1 og 2 sammen; (4) mønsteret modifiseres som vist i fig. 12D og ;12E og om nødvendig økes strømmen Ah;.;(5) forholdsreglene 2 og 4 benyttes sammen; ;(6) forholdsreglene 4 og 5 benyttes sammen og;(7) flere andre modifikasjoner er tilgjengelige ;ved fin justering av disse faktorer.;Sveiseprosessen ifølge oppfinnelsen har med hell tilveiebrakt et fint vevingsmønster ved å påføre en pulserende strøm når en sveising utføres med likestrømsrett polaritet og fylltråden tilføres bak den ikke forbrukbare elektrode. Det er bare nødvendig å gjøre retningene på ledningsstrømmene identiske i det tilfelle hvor fylltråden tilføres foran den ikke forbrukbare elektrode. Videre når det dreier seg om sveising med reversert polaritet, kan retningene av ledningsstrømmene være motsatt i forhold til sveising med rett polaritet. Foreliggende oppfinnelse kan også benyttes når fylltråden tilføres foran eller etter den ikke forbrukbare elektrode. ;Man får tilfredsstillende resultater med hensyn på lavtemperaturseighet, strekkfasthet osv. dersom de ovenfor nevnte krav oppfylles. En måte å vurdere den mekaniske styrke i de resulterende sveiseskjøter er å benytte små prøvestykker så som "charpy"-prøven. Så. lenge slike vurde-ringsmetoder benyttes, er det ikke noe problem med lav-temperatursegenskapene i skjøtene ifølge kravene. Man får imidlertid noen få problemer ved skjøtene i det tilfelle de vurderes gjennom COD-prøven som har vist seg å være en passende fremgangsmåte for å vurdere nedbrytning ved sprø-het i sveisede bygningskonstruksjoner. Gjennom forsøk har oppfinnerne bevist at slike problemer skyldes varmehisto- • rien i sluttlaget når flerlagssveising utføres ved TIG sveisemetoden og TIG plasma sveisemetoden. Man har konkludert med at sluttlaget også må få en tilstrekkelig varme-historie. Dette tilveiebringes i flerlagssveising ved å avkjøle sveisedråpeoverflaten i sluttlaget under 150°C og på ny smelte sluttlaget med buen som skapes av den ikke forbrukbare elektrode mens den endelige dråpeoverflate beskyttes med en inert gass. Ytterligere detaljer vil bli gitt i det følgende. ;Resultatene av eksperimentene antyder at når flerlagssveising utføres på slike superlave temperaturstål som 9% nikkelstål ved bruk av sveisetråd som omfatter 8-15% . nikkel, vil en sentral del av fugen, dvs. lavere lag, påvirkes av virkningen av varmebehandlingen på grunn av varmecyklusen under smelting av de øvre lag, og virkningen av slik varmebehandling er effektiv når det gjelder å øke lavtemperaturseighet i de lavere lag. Sluttlagene får imidlertid ikke fordelen av en. slik varmebehandling, og som et resultat av dette, vil lavtemperaturseigheten i hele det sveisede metall reduseres betraktelig. Denne tendens er betydelig når virkningen av varmebehandlingen er meget stor som ved eutektisk legeringssveising med ferritstål som inneholder Ni så som 9% nikkelstål (kornene blir større uten vanskelighet pga. innholdet av Ni). Hvis dråpeoverflaten av den eutektiske legeringssveisesonen i stål som inneholder Ni, igjen smeltes med den ikke forbrukbare elektrode, vil de gjenværende spenninger reduseres betraktelig fra sluttlaget og lavtemperaturseighet i hele sveisemetallet blir vesentlig forbedret. ;Et karakteristisk trekk ved sveiseprosessen ifølge oppfinnelsen, er at en økning i lavtemperaturseighet kan vurderes ved COD-prøven som har vist seg å være mer passende enn den vanlige "Charpy"-prøven for vurdering av seighet ved lave temperaturer eller bruddseighet. ;Selv om sveiseprosessen ifølge oppfinnelsen som benytter stål som inneholder Ni som basismetall er den som vil bli beskrevet, i det etterfølgende, er det åpenbart at den foreliggende oppfinnelse også kan benyttes for å sveise andre lavtemperaturstål. ;Ifølge den foreliggende sveiseprosess, flerlagsvei-ses en skjøt av superlavt temperaturstål som inneholder Ni ved anvendelse av et eutektisk legeringsstålmateriale som inneholder 8-15 vekt-% nikkel og som deretter underkastes gjensmeltingsbehandling. ;Gjensmeltingsbehandlingen skal fjerne restspennin-ger fra det endelige avsluttende lag i flerlagssveisesonen, og gi sveisemetallet lavtemperaturseighet ved denne behand-ling. Denne behandlingen utføres ved buevarmen fra den ikke forbrukbare elektrode. Nedtrengningsdybden under gjensmeltingsbehandlingen bør tilsvare eller være mindre enn dybden av det endelige, avsluttende lag. Ellers vil for stor nedtrengning redusere virkningen av gjensmeltingsbehandlingen. Som nevnt foran, er formålet med gjensmeltingsbehandlingen å fjerne sveisespenninger i det endelige, avsluttende lag og øke lavtemperaturseighet. For gjensmeltingsbehandlingen er det ønskelig at nedtrengningsdybden under gjensmeltingsbehandlingen tilsvarer eller er mindre enn dybden av det endelige, avsluttende lag. Når det dreier seg om nedtrengning som er større enn det endelige, avsluttende lag under gjensmeltingsbehandlingen, vil dråpene som er smeltet på nytt, bli større enn tidligere og under-trykke virkningen av gjensmeltingsbehandlingen. Den gjensmeltede sone er fortrinnsvis mer enn halvparten så bred som det endelige, avsluttende lag for å gjøre det mulig at hele skjøten får de gunstige virkninger av varmebehandlingen. ;I det tilfelle hvor den gjensmeltede sone er mer enn 1,3 ganger så bred som det endelige, avsluttende lag, blir varmetilførselen for stor og man får en for stor innfly-telse av varmen på basismetallet. ;Når man utfører gjensmeltingsbehandlingen, bør dråpeoverflaten i flerlagssveisesonen være luft eller vann-avkjølt under 150°C. Dersom gjensmeltingsbehandlingen ut-føres med en dråpeoverflatetemperatur på over 150°C, vil avkjølingsgraden øke i den gjensmeltede sone slik at kornene i dråpeoverflaten blir grove med resulterende reduksjon i lavtemperaturseighet. Hvis dråpeoverflaten avkjøles under 150°C etter.at sveisingen er avsluttet, må den avkjøles ved varmefrigjøring i en relativt kort tid etter gjensmeltingsbehandlingen slik at dråpeoverflaten har en fin-krystallinsk struktur med utmerkede lavtemperaturseighet. Årsaken til at avkjølingshastigheten ikke skal reduseres etter gjensmeltingsbehandlingen fremgår av analysen i fig. 18. Dråpene avkjøles gradvis gjennom varmefrigjøring etter gjensmeltingsbehandling. Spesielt når tidsrommet hvor dråpene avkjøles fra 800 til 500°C strekker seg over mer enn 100 sekunder, vil COD-verdien (bruddseigheten i de sprøeste deler ved -162°C) bli lavere enn 0,1. Det er foretrukket at dråpene avkjøles fra 800 til 500°C i løpet av ca. 50 sekunder. Med andre ord vil for stor tilførsel av sveisevarme under gjensmeltingsbehandling, utvide den varmepåvirkede sone, forlenge avkjølingsperioden og gjøre krystallkornene grove, noe.som hindre lavtemperaturseighet fra å øke. Når gjensmeltingsbehandlingen foregår ved en ikke forbrukbar elektrode som er fremstilt av wolfram og den gjensmeltede sone beskyttes med en inert gass så som argon eller helium, ligger mengden tilført beskyttelsesgass fortrinnsvis til 100 l/min. Tilførsel på mindre enn 100 l/min. fører til forskjellige problemer på grunn av mangel på beskyttelse og på den annen side vil en mengde i overskudd av 100 l/min. forårsake en strømning av beskyttelsesgass som kan forstyrre den gjensmeltede sone, noe som resulterer i at det dannes skjøtdefekter så som biter. ;En velkjent fremgangsmåte tilsvarende sveiseprosessen ifølge oppfinnelsen er beskrevet i japansk patent 49/55538 og 49/66548. De forannevnte beskriver "forsøk på ;å hindre brudd på grunn av sprøhet etter sveising ved gjen-pppvarming både av den varmepåvirkede sone og bindingssonen med varme utstrålt fra TIG-buen" og betraktes å være tilsvarende til sveisemetoden idet at etterbehandlingen utfø-res ved TIG-buevarme etter sveising. Begge er imidlertid fullstendig forskjellige fra hverandre i følgende aspekter: (1) Mens formålet med fremgangsmåten som er beskrevet i 49/55538 tilveiebringes ved gjenoppvarming av den varmepåvirkede sone og bindingssonen, gjensmelter man ved fremgangsmåten ifølge oppfinnelsen den endelige, avsluttende del av sveisemetallet selv. Forskjellen skriver seg fra det forhold at ved sveiseprosessen ifølge den foreliggende oppfinnelse øker man lavtemperaturseighet ved selve sveisemetallsonen. Med andre ord, ifølge den foreliggende oppfinnelse, hvor man benytter superlavtemperaturstål som basismetall, er det nødvendig å øke lavtemperaturseighet i sveisemetallet for å få en skjøt som er sammenlignbar med basismetallet. Varmebehandling av bare den varmepåvirkede sone og bindingssonen som beskrevet i 49/55538 er imidlertid ikke medvirkende til å oppnå en slik virkning. ;(2) Fremgangsmåten beskrevet i 49/55538 oppnår;sine formål bare.ved oppvarming uten å bringe smeltemetal-;let i smeltet tilstand, mens gjensmeltingsbehandlingen av det endelige, avsluttende lag i sveisemetallet er avgjø-rende for sveiseprosessen ifølge oppfinnelsen. Denne annen forskjell skyldes at bakgrunnen for den foreliggende oppfinnelse vedrører sveising av superlave temperaturstål og også oppfinnernes oppdagelse at det erurmlig å oppnå formålet med den foreliggende oppfinnelse hvis ikke gjensmeltingsbehandlingen utføres når et stål som inneholder Ni benyttes som basismetallmateriale og sveisemetall. I til- ;legg antyder 49/55538 Ingenting om tanken i den foreliggende oppfinnelse om at sveisedråpén bør holdes på mindre enn ;150°C under gjensmeltingsbehandlingen. Dette faktum' ref-lekterer vesentlige forskjeller i formål og teknisk løs- ;ning mellom den foreliggende oppfinnelse og beskrivelsen i 49/55538. ;Tvert imot antyder patent nr. 49/66548 et "forsøk;på å glatte ut dråpeoverflaten ved gjensmelting av denne med en TIG sveisebrenner etter MIG-sveising". Den frem-holder også at fremgangsmåten som er beskrevet her, hind- ;rer utilstrekkelig oppløsning av sveisemetallsonen og skjøtefeil så som slåsehuller og øker skjøtestyrken. Det er videre en antydning at slike forsøk kan benyttes ved sveising av stål som inneholder Ni. Eneste mål forsøket tilveiebringer, er å gjøre dråpeoverflaten glatt og dette har ingen sammenheng med teknikken for å øke lavtemperaturseighet i sveisemetallsonen.. ;Det primære formål med den foreliggende oppfinnelse er på den annen side å øke lavtemperaturseighet i det endelige, avsluttende.lag i sveisemetallsonen. Foreliggende oppfinnelse tilveiebringer sitt primære mål ved å begrense overflatetemperaturen, i sveisedråpen under 150°C og bed å utføre en gjensmeltingsbehandling. En rekke ønskelige tilstander for gjensmeltingsbehandlingen er også definert ved den foreliggende oppfinnelse. Der er ingen beskrivelse av disse kriterier i publikasjon 49/66548. ;Endelig har sveiseprosessen ifølge oppfinnelsen følgende fortrinn ved gjensmeltingsbehandlingen av det endelige, avsluttende lag av sveisemetallet etter eutektisk legeringssveising. Et vesentlig trekk ved den foreliggende oppfinnelse ligger i den utvidede anvendelse av superlav temperaturstål. (1) Den resulterende skjøt og basismetallmaterialet har stort sett samme lavtemperaturseighet, noe som øker lavtemperaturseighet i den totale sveisede konstruksjon; (2) Sveisetråden er økonomisk siden der ikke er noe behov for å benytte stål med høyt innhold av Ni; (3) både skjøten og basismetallmaterialet er stort sett like når det gjelder kjemisk sammensetning og termisk ekspansjonskoeffisient, noe som forener mekanisk styrke i hele konstruksjonen så som 0,2% styrke og yarmesprekkings-motstand uten termisk utmatting på grunn av varierende temperatur; (4) følgelig er hele konstruksjonen relativt tynn og lett i vekt; (5) det er bare nødvendig å gjensmelte dråpeoverflaten slik at sveiseprosedyrene er enkle og mindre kost-bare; (6) virkningen av gjensmeltingsbehandlingen oppnås , ved bare å holde overflatetemperaturen under 150°C under gjensmeltingsbehandlingen. ;Selv om spesifikke eksempler ifølge oppfinnelsen vil bli beskrevet i detalj, begrenser dette ikke den foreliggende oppfinnelse til dette. Det er også underforstått at mange forandringer og modifikasjoner kan gjøres og disse omfattes derfor av oppfinnelsens ramme. ;Eksempel 1;Basismetaller med. den sammensetning som er vist;i Tabell 1 ble fremstilt, og utstyrt med 60 graders fuger ved gasskjæring. Etter fjerning av skjellene fra fugene, ;ble TIG-sveising utført under de betingelser som er vist i Tabell 3 ved anvendelse av sveisetråd, hvis sammenset- ;ning er gitt I tabell 2. Sveisingen ble utført på en slik måte at fremsiden ble sveiset først, fulgt av luftbue- ;blåsing på fugeroten hvoretter baksiden ble sveiset. En automatisk TIG sveisemaskin med automatisk buekontroll ble benyttet. ; ; Sveisbarheten var tilfredsstillende ved sveising både i vertikal og horisontal stilling. ;Etter sveising ble alle eksemplene underkastet fasthetsprøve (JIS-Z-3112. A2; målt ved værelsestemperatur), slagtest (JIS-Z-3112, 4; målt ved -196°C) og sidebøynings-test (JIS-3122) og resultatene er gjengitt i tabell 4. ; Resultatene i tabell 4 kan analyseres på følgende* måte-: Nr. 1, 3, 6 og 9: Eksempler som ligger innenfor kravene til den foreliggende oppfinnelse var utmerkede ikke bare med hensyn på mekanisk styrke så som strekkfasthet og slagstyrke, men også med hensyn til resultater fra røntgen-stråleundersøkelse. As discussed above, the present welding process performs weaving by applying a pulsating current to the filler wire as shown in FIG. 12. Fig. 12 shows waveforms for the pulsating current on the left side (A)-(E) and the arc deflecting states on the right side (A)-(D). In examples (A)-(C) the conduction period varies with the non-conduction period and especially in example C the non-conduction period is 0. In examples D and E, the filler wire is always supplied with welding current and high current (Ah) alternates with low current (Al ) so that a pulsating current is formed.. (Th) indicates the time period with a high current supply and (Tl) the time period with a low current supply. It is understood that the deflection state in the arc column in each step is dependent on the amplitude of the current. Example E indicates that the current varies somewhat in both the conducting and non-conducting periods and the present invention is also applicable in this example. The weaving width (weaving angle) and weaving cycle are freely chosen by the right selection of the different values Ah, Al, Th and Tl and the weaving progress and the behavior at both ends of the weaving amplitude are freely adjusted by varying the amplitude in the current. When e.g. end-welding is performed around the circumference of a pipe in sequence in vertical horizontal --<*-- flat positions, the direction of gravity varies with respect to the melted area so that the most desirable weave pattern can be selected from time to time. This is one of the main advantages of the present invention. ;If unusual situations are encountered such as variations in the joint root gap or an error in the root surface along the weld line in conventional welding on one side, the amplitude of the TIG arc current and the arc temperature and the shape and size of the melted area can also be varied. For this purpose, it is necessary to vary the melting speed of the filler wire and bring the TIG arc current to be synchronous with the filler wire feed rate. Such adjustments are rather labor-intensive, but the welding process according to the invention can be carried out under such unusual situations simply by varying the amplitude of the welding current to the filler wire. ;Several possibilities are mentioned below:;(1) When welding e.g. takes place in the pattern shown in fig. 12A and the root surface becomes thicker, the backdrop in this zone has difficulty exiting as it is. If the amplitude of the highest current (Ah) is increased for this reason, the bending angle of the forward arc column will increase, and the arc acts directly on the joint root in a forward, unapplied metal zone. As a result, the melting of the root becomes sufficient and the rear drop is completely formed. (2) Along with the above precaution, the period during which the arc is bent forward will also be longer to obtain sufficient penetration if the induction period in the filler wire is extended; (3) the above precautions 1 and 2 together; (4) the pattern is modified as shown in fig. 12D and ;12E and, if necessary, the current Ah;.;(5) precautions 2 and 4 are used together; (6) precautions 4 and 5 are used together and; (7) several other modifications are available by fine-tuning these factors. ;The welding process according to the invention has successfully provided a fine weave pattern by applying a pulsating current when a weld is performed with direct current polarity and the filler wire is supplied behind the non-consumable electrode. It is only necessary to make the directions of the wire currents identical in the case where the filler wire is supplied in front of the non-consumable electrode. Furthermore, when it comes to welding with reversed polarity, the directions of the wire currents can be opposite compared to welding with straight polarity. The present invention can also be used when the filler wire is supplied before or after the non-consumable electrode. Satisfactory results are obtained with regard to low-temperature toughness, tensile strength, etc. if the above-mentioned requirements are met. One way to assess the mechanical strength of the resulting welds is to use small test pieces such as the "charpy" test. So. as long as such assessment methods are used, there is no problem with the low-temperature properties of the joints according to the requirements. However, there are a few problems with the joints if they are evaluated through the COD test, which has proven to be a suitable method for assessing degradation due to brittleness in welded building structures. Through experiments, the inventors have proven that such problems are due to the heat history in the final layer when multi-layer welding is carried out using the TIG welding method and the TIG plasma welding method. It has been concluded that the final layer must also have a sufficient heat history. This is provided in multi-layer welding by cooling the weld droplet surface in the final layer below 150°C and remelting the final layer with the arc created by the non-consumable electrode while protecting the final droplet surface with an inert gas. Further details will be provided below. ;The results of the experiments suggest that when multi-layer welding is performed on such super low temperature steels as 9% nickel steel using welding wire comprising 8-15% . nickel, a central part of the joint, i.e. lower layer, will be affected by the effect of the heat treatment due to the heat cycle during melting of the upper layers, and the effect of such heat treatment is effective in increasing the low temperature toughness of the lower layers. However, the final teams do not get the benefit of one. such heat treatment, and as a result of this, the low temperature toughness of the entire welded metal will be considerably reduced. This tendency is significant when the effect of the heat treatment is very large as in eutectic alloy welding with ferritic steel containing Ni such as 9% nickel steel (the grains become larger without difficulty due to the Ni content). If the droplet surface of the eutectic alloy weld zone in steel containing Ni is remelted with the non-consumable electrode, the residual stresses will be greatly reduced from the final layer and the low-temperature toughness of the entire weld metal will be greatly improved. A characteristic feature of the welding process according to the invention is that an increase in low-temperature toughness can be assessed by the COD test, which has proven to be more suitable than the usual "Charpy" test for assessing toughness at low temperatures or fracture toughness. Although the welding process according to the invention which uses steel containing Ni as base metal is the one that will be described, in the following, it is obvious that the present invention can also be used to weld other low temperature steels. According to the present welding process, a multi-layer joint of super-low temperature steel containing Ni is welded using a eutectic alloy steel material containing 8-15% by weight of nickel and which is then subjected to remelting treatment. The remelting treatment shall remove residual stresses from the final finishing layer in the multi-layer welding zone, and give the weld metal low-temperature toughness during this treatment. This treatment is carried out by the arc heat from the non-consumable electrode. The penetration depth during the remelting treatment should be equal to or less than the depth of the final finishing layer. Otherwise, excessive penetration will reduce the effect of the remelting treatment. As mentioned above, the purpose of the remelting treatment is to remove welding stresses in the final, finishing layer and increase low temperature toughness. For the remelting treatment, it is desirable that the penetration depth during the remelting treatment corresponds to or is less than the depth of the final, finishing layer. When it is a matter of penetration that is greater than the final, closing layer during the remelting treatment, the droplets that have remelted will become larger than before and suppress the effect of the remelting treatment. The remelted zone is preferably more than half as wide as the final, finishing layer to enable the entire joint to receive the beneficial effects of the heat treatment. In the case where the remelted zone is more than 1.3 times as wide as the final, closing layer, the heat supply becomes too large and the heat is too strongly influenced by the base metal. ;When performing the remelting treatment, the droplet surface in the multilayer welding zone should be air- or water-cooled below 150°C. If the remelting treatment is carried out with a droplet surface temperature of over 150°C, the degree of cooling will increase in the remelted zone so that the grains in the droplet surface become coarse with a resulting reduction in low-temperature toughness. If the droplet surface cools below 150°C after the welding is finished, it must be cooled by heat release for a relatively short time after the remelting treatment so that the droplet surface has a fine-crystalline structure with excellent low-temperature toughness. The reason why the cooling rate should not be reduced after the remelting treatment appears from the analysis in fig. 18. The droplets cool gradually through heat release after remelting treatment. In particular, when the time period during which the droplets are cooled from 800 to 500°C extends over more than 100 seconds, the COD value (the fracture toughness in the most brittle parts at -162°C) will be lower than 0.1. It is preferred that the droplets are cooled from 800 to 500°C during approx. 50 seconds. In other words, excessive input of welding heat during remelting treatment will expand the heat-affected zone, prolong the cooling period and coarsen the crystal grains, which prevents low-temperature toughness from increasing. When the remelting treatment takes place with a non-consumable electrode made of tungsten and the remelted zone is protected with an inert gas such as argon or helium, the amount of added protective gas is preferably 100 l/min. Supply of less than 100 l/min. leads to various problems due to lack of protection and on the other hand, a quantity in excess of 100 l/min. cause a flow of shielding gas that can disrupt the remelted zone, resulting in the formation of joint defects such as pitting. A well-known method corresponding to the welding process according to the invention is described in Japanese patent 49/55538 and 49/66548. The aforementioned describe "attempts to prevent breakage due to embrittlement after welding by re-heating both the heat-affected zone and the bonding zone with heat radiated from the TIG arc" and are considered to be equivalent to the welding method in that the finishing is carried out by TIG - arc heat after welding. However, both are completely different from each other in the following aspects: (1) While the purpose of the method described in 49/55538 is achieved by reheating the heat-affected zone and the bonding zone, the method according to the invention remelts the final, closing part of the weld metal itself. The difference arises from the fact that the welding process according to the present invention increases low-temperature toughness at the weld metal zone itself. In other words, according to the present invention, where super low temperature steel is used as the base metal, it is necessary to increase the low temperature toughness of the weld metal in order to obtain a joint that is comparable to the base metal. However, heat treatment of only the heat-affected zone and the bonding zone as described in 49/55538 does not contribute to achieving such an effect. (2) The method described in 49/55538 achieves its purpose only by heating without bringing the molten metal into a molten state, while the remelting treatment of the final, final layer in the weld metal is decisive for the welding process according to the invention. This other difference is due to the fact that the background for the present invention relates to the welding of super low temperature steel and also the inventors' discovery that it is impossible to achieve the purpose of the present invention if the remelting treatment is not carried out when a steel containing Ni is used as base metal material and weld metal. In addition, 49/55538 does not suggest anything about the idea in the present invention that the weld drop should be kept at less than 150°C during the remelting treatment. This fact reflects significant differences in purpose and technical solution between the present invention and the description in 49/55538. On the contrary, patent no. 49/66548 suggests an "attempt; to smooth the droplet surface by remelting it with a TIG welding torch after MIG welding". It also claims that the method described here prevents insufficient dissolution of the weld metal zone and joint defects such as pitting and increases joint strength. There is also a hint that such tests can be used when welding steel containing Ni. The only goal the experiment provides is to make the droplet surface smooth and this has no connection with the technique for increasing low-temperature toughness in the weld metal zone. . The present invention achieves its primary objective by limiting the surface temperature in the weld drop below 150°C and prompting a remelting treatment. A number of desirable conditions for the remelting treatment are also defined by the present invention. There is no description of these criteria in publication 49/66548. Finally, the welding process according to the invention has the following advantages in the remelting treatment of the final, final layer of the weld metal after eutectic alloy welding. An essential feature of the present invention lies in the extended use of super low temperature steel. (1) The resulting joint and the base metal material have substantially the same low-temperature toughness, which increases the low-temperature toughness of the overall welded structure; (2) The welding wire is economical since there is no need to use steel with a high content of Ni; (3) both the joint and the base metal material are largely similar in terms of chemical composition and thermal expansion coefficient, which unites mechanical strength throughout the structure such as 0.2% strength and yoke cracking resistance without thermal fatigue due to varying temperature; (4) consequently, the entire structure is relatively thin and light in weight; (5) it is only necessary to remelt the droplet surface so that the welding procedures are simple and less expensive; (6) the effect of the remelting treatment is achieved by simply keeping the surface temperature below 150°C during the remelting treatment. Although specific examples according to the invention will be described in detail, this does not limit the present invention to this. It is also understood that many changes and modifications can be made and these are therefore covered by the scope of the invention. ;Example 1;Base metals with. the composition shown in Table 1 was produced, and equipped with 60 degree joints by gas cutting. After removing the shells from the joints, TIG welding was carried out under the conditions shown in Table 3 using welding wire, the composition of which is given in Table 2. The welding was carried out in such a way that the front side was welded first , followed by air-arc blasting at the root of the joint after which the back side was welded. An automatic TIG welding machine with automatic arc control was used. ; ; Weldability was satisfactory when welding in both a vertical and horizontal position. ;After welding, all the samples were subjected to strength test (JIS-Z-3112. A2; measured at room temperature), impact test (JIS-Z-3112, 4; measured at -196°C) and lateral bending test (JIS-3122) and the results is reproduced in table 4. ; The results in table 4 can be analyzed in the following* way-: No. 1, 3, 6 and 9: Examples which are within the requirements of the present invention were excellent not only with regard to mechanical strength such as tensile strength and impact strength, but also with regard to results from X-ray examination.

Nr. 2: Dette eksemplet.(sammenligningseksemplet) inneholdt betraktelige mengder oksygen og nitrogen i sveisemetallet hvori både oksygen og nitrogeninnholdet er i overskudd i forhold til 100 dpm. Slagstyrken (lavtemperaturseighet) var dårlig og sidebøyningsstyrken og røntgen-strålingsresultatene var også dårlige. No. 2: This example (comparison example) contained considerable amounts of oxygen and nitrogen in the weld metal, in which both the oxygen and nitrogen content are in excess in relation to 100 dpm. The impact strength (low temperature toughness) was poor and the lateral bending strength and X-ray results were also poor.

Nr. 4: Borinnholdet i sveisetråden (sammenligningseksemplet) overgikk 0,0006% med relativt meget lav bruddstyrke. Nitrogeninnholdet i tråden var også høyt. No. 4: The boron content in the welding wire (comparison example) exceeded 0.0006% with relatively very low breaking strength. The nitrogen content of the thread was also high.

Nr. 5: Borinnholdet i sveisetråden var for høyt og oksygen- og nitrogeninnholdet i sveisemetallet var begge mer enn 100 dpm (sammenligningseksemplet) med utilfredsstillende resultater med hensyn på bruddstyrke, strekking og sidebøyningsstyrke sammen med dårlige resultater fra røntgeribestrålingen. No. 5: The boron content of the welding wire was too high and the oxygen and nitrogen content of the weld metal were both more than 100 dpm (comparative example) with unsatisfactory results in terms of breaking strength, tensile strength and lateral bending strength together with poor results from the X-ray irradiation.

Nr. 7: Mens oksygeninnholdet i fylltråden og basismetallet var i overensstemmelse med kravene ifølge oppfinnelsen, var summen av oksygeninnholdet (70 dpm) i sveisetråden og det doble oksygeninnhold (100x2=200 dpm) No. 7: While the oxygen content of the filler wire and base metal was in accordance with the requirements according to the invention, the sum of the oxygen content (70 dpm) in the welding wire and the double oxygen content (100x2=200 dpm)

i basismetallet i overskudd av. 270 dpm (dvs. 70 + 200=in the base metal in excess of. 270 dpm (ie 70 + 200=

270 dpm). Man fikk utilfredsstillende resultater med hensyn på bruddstyrke, sidebøyningsstyrke og røntgenstråling. 270 dpm). Unsatisfactory results were obtained with regard to breaking strength, lateral bending strength and X-ray radiation.

Nr..8: Dette eksemplet (sammenligningseksempel) hadde et oksygeninnhold i fylltråden på mer enn 200 dpm og borinnholdet var i overkant av 0,006 vekt-%. Bruddstyrken, sidebøyningsstyrken og resultatene fra røntgenundersøkelsen var utilfredsstillende. No..8: This example (comparative example) had an oxygen content in the filler wire of more than 200 dpm and the boron content was in excess of 0.006% by weight. The breaking strength, lateral bending strength and the results of the X-ray examination were unsatisfactory.

Deretter ble slagstyrken i sveiseskjøten målt ved The impact strength in the weld joint was then measured by

-196°C når et 9% nikkelstål som har symbolet A i tabell 1 ble benyttet som basismetallmateriale og'borinnholdet i sveisetråden ble variert. Fig. 15 er resultatene av slike målinger som antyder at slagstyrken i sveiseskjøten redu- -196°C when a 9% nickel steel which has the symbol A in Table 1 was used as base metal material and the boron content of the welding wire was varied. Fig. 15 are the results of such measurements which suggest that the impact strength in the weld joint redu-

seres kraftig når borinnholdet er mer enn 0, 0006%. Sveise-» tråden hadde meget høy slagstyrke når borinnholdet var 0,0006% eller mindre og spesielt mindre enn 0,0004%. is seen strongly when the boron content is more than 0.0006%. The welding wire had very high impact strength when the boron content was 0.0006% or less and especially less than 0.0004%.

I det følgende vil man diskutere forskjellige sveisebetingelser som kreves etter den foreliggende oppfinnelse. Dersom ikke annet er angitt, er den tråd som er benyttet tråden "a" fra tabell 2 i eksempel 1 og basismetallmaterialet som benyttes er nikkelstålet "A" i tabell 1. In the following, various welding conditions required by the present invention will be discussed. If not stated otherwise, the wire used is the wire "a" from table 2 in example 1 and the base metal material used is the nickel steel "A" in table 1.

Eksempel 2Example 2

En dråpe på plate ble fremstilt under de betingelser som er angitt i tabell 5. Man fikk et utmerket resultat med høy hastighet på 60 cm/min. ifølge oppfinnelsen, mens man på kjent måte fikk resultater som viste humpete dråper ved en lav hastighet på 4 0 cm/min. A drop on plate was produced under the conditions indicated in Table 5. An excellent result was obtained at a high speed of 60 cm/min. according to the invention, while in a known manner results were obtained which showed bumpy drops at a low speed of 40 cm/min.

Eksempel 3 Example 3

Oppoverrettet vertikal sveising ble utført under de betingelser som er angitt i tabell 6. Fig. 19 viser den makroskopiske struktur i et tverrsnitt av en dråpe på ende-delen av en sveiset plate ifølge vanlige fremgangsmåter, mens fig. 20 viser resultatene ifølge oppfinnelsen. Kjente fremgangsmåter gir en vesentlig konveks form på dråpene mens man får en utmerket dråpeform etter den foreliggende opp- • finnelse. Upward vertical welding was carried out under the conditions indicated in table 6. Fig. 19 shows the macroscopic structure in a cross-section of a drop on the end part of a welded plate according to conventional methods, while fig. 20 shows the results according to the invention. Known methods give the drops a substantially convex shape, while an excellent droplet shape is obtained according to the present invention.

Eksempel 4 Example 4

Sveising ble utført i alle sveiseretninger på et rør med en fugeform som vist i fig. 21 under de betingelser som er angitt i tabellene 7 og 8. Mens kjente fremgangsmåter ga en konvekst formet dråpe i flat stilling og en konkav formet dråpe i vertikal stilling, ga den foreliggende oppfinnelse en homogen og ren dråpe i alle retninger. Welding was carried out in all welding directions on a pipe with a joint shape as shown in fig. 21 under the conditions indicated in Tables 7 and 8. While known methods produced a convexly shaped droplet in a flat position and a concavely shaped droplet in a vertical position, the present invention produced a homogeneous and pure droplet in all directions.

Eksempel 5 Example 5

Horisontal sveising ble utført under de betingelser som er angitt i tabell 9. Mens rør fremstilt på kjent måte ble plassert i JIS 1. klasse, annen gruppe (blåsehuller) fra resultatene av røntgenundersøkelsen, var rørene ifølge den foreliggende oppfinnelse uten feil (fugeformen og fremgangsmåten for å påføre metall er gjengitt i fig. 20) . Horizontal welding was performed under the conditions indicated in Table 9. While pipes manufactured in a known manner were placed in JIS 1st class, second group (blow holes) from the results of the X-ray examination, the pipes of the present invention were without defects (the joint shape and the method to apply metal is reproduced in Fig. 20).

Eksempel 7 Example 7

Et kommersielt tilgjengelig 9% nikkelstål med en tykkelse på 20 mm ble utstyrt med en 60 graders "V"-formet fuge og den fremre sideoverflate av fugen ble flerlags-sveiset. Deretter ble luftbueblåsing utført og fugeroten og den bakre sideoverflate av fugen ble sveiset. Den kje-miske sammensetningen i 9% nikkelstål som ble benyttet (basismetallmateriale) og den benyttede sveisetråd er gjengitt i tabell 11 og sveisebetingelsene i tabell 12. A commercially available 9% nickel steel with a thickness of 20 mm was fitted with a 60 degree "V" shaped joint and the front side surface of the joint was multi-layer welded. Then air arcing was performed and the root of the joint and the rear side surface of the joint were welded. The chemical composition of the 9% nickel steel that was used (base metal material) and the welding wire used are shown in table 11 and the welding conditions in table 12.

Etter at dråpeoverflaten er avkjølt under 100°C etter at sveisingen er avsluttet, blir den underkastet gjensmeltingsbehandling ved anvendelse av en TIG-bue. Betingelsene for gjensmeltingsbehandlingen er gjengitt i tabell 13, og avkjølingshastigheten er det tidsrom som kreves for at temperaturen skal falle fra 800 til 500°C. De resulterende sveiseskjøter ble underkastet slag-prøver (JIS Z-3112; med et fjerde Charpy-prøvestykke og ved -196°C) og en trepunkts bøye COD-prøve (BS standard DD-19; med tretthetshakk tilsatt og ved -196°C) og resultatene er angitt i tabell 14. After the droplet surface is cooled below 100°C after welding is completed, it is subjected to remelting treatment using a TIG arc. The conditions for the remelting treatment are given in Table 13, and the cooling rate is the time required for the temperature to drop from 800 to 500°C. The resulting welds were subjected to impact tests (JIS Z-3112; with a fourth Charpy test piece and at -196°C) and a three-point bend COD test (BS standard DD-19; with a fatigue notch added and at -196°C ) and the results are given in table 14.

Analyse av resultatene fra tabell 14 viser at selv om resultatene fra Charpy-prøven ikke er i overensstemmelse med COD-vurderingsverdiene, vil lavtemperaturseighet i skjøten som underkastes gjensmeltingsbehandling ifølge den foreliggende oppfinnelse være sammenlignbar med verdiene for basismetallet (eksemplene X-Z) og relativt meget høye til forskjell fra sammenligningseksempel 6 (ikke gjensmltingsbehandling). Sammenligningseksempel X ble gjort når avkjølingshastigheten var langsom etter gjensmeltingsbehandlingen (tabell 13). I dette tilfelle var COD-verdiene som angir lavtemperaturseighet lave uansett hvor gode Charpy-prøveresultatene var. Sammenligning Y ble gjort med et stål som inneholdt en stor mengde Ni (nikkel-innholdét: 17,4%, tabell 11) i sveisetråden og man kunne ikke vente at dette skulle ha fortrinnene ved den foreliggende oppfinnelse. Analysis of the results from table 14 shows that even if the results from the Charpy test are not in accordance with the COD assessment values, the low temperature toughness in the joint subjected to remelting treatment according to the present invention will be comparable to the values for the base metal (examples X-Z) and relatively very high to difference from comparative example 6 (no remelting treatment). Comparative Example X was made when the cooling rate was slow after the remelting treatment (Table 13). In this case, the COD values indicating low temperature toughness were low regardless of how good the Charpy test results were. Comparison Y was made with a steel containing a large amount of Ni (nickel content: 17.4%, table 11) in the welding wire and one could not expect that this would have the advantages of the present invention.

Eksempel 8Example 8

Etter at sveising var utført med det samme basismetall, den samme fylltråd A, den samme fugedannemetode og de samme TIG sveisebetingelser som i eksempel 7, ble gjensmeltingsbehandling utført ved å variere overflaten på sømmen (varmetilførsel: 45 KJ/cm, beskyttelsesgass: Ar. After welding was carried out with the same base metal, the same filler wire A, the same joint formation method and the same TIG welding conditions as in example 7, remelting treatment was carried out by varying the surface of the seam (heat input: 45 KJ/cm, shielding gas: Ar.

30 l/min., bredde av gjensmeltingssonen: 2/3W og dybden for gjensmelting = l/2t). Resultatene av Charpy-prøven og COD-prøven av de resulterende sømmer er gjengitt i tabell 15. 30 l/min., width of the remelting zone: 2/3W and the depth of remelting = l/2t). The results of the Charpy test and the COD test of the resulting seams are given in Table 15.

Det er åpenbart fra tabell 15 at sømoyerflatetempe-raturen under gjensmeltingsbehandlingen har stor betydning lavtemperaturseighet. Med andre ord fikk man virkningene av den foreliggende oppfinnelse når temperaturen 150°C eller mindre, men en betraktelig reduksjon i lavtemperaturseighet fikk man når temperaturen oversteg 150°C (sammen-ligningseksempeler 0 og P). It is obvious from table 15 that the weld surface temperature during the remelting treatment has a great impact on low-temperature toughness. In other words, the effects of the present invention were obtained when the temperature was 150°C or less, but a considerable reduction in low-temperature toughness was obtained when the temperature exceeded 150°C (comparative examples 0 and P).

Claims (24)

1. ■ Sveiseprosess for sveising av et basismetall som inneholder 3,5-9,5 vekt-% nikkel, mindre enn 100 dpm oksygen og mindre enn 100 dpm nitrogen ved bruk av en sveise tråd som omfatter 8-15 vekt-% nikkel, 0,1-0,8 vekt-% mangan, mindre enn 0,15 vekt-% silisium, mindre enn 0,1 vekt-% karbon, mindre enn 0,1 vekt-% aluminium, mindre enn 0,1 vekt-% titan, mindre enn 0,0006 vekt-% bor, mindre enn 100 dpm oksygen og mindre enn 100 dpm nitrogen, karakterisert ved at summen av oksygeninnholdet i tråden og det doble oksygeninnhold i basismetallet er mindre enn 200 dpm og ved at summen av nitrogeninnholdet i tråden og det doble nitrogeninnhold i basismetallet er mindre enn 200 dpm.1. ■ Welding process for welding a base metal containing 3.5-9.5 wt% nickel, less than 100 dpm oxygen and less than 100 dpm nitrogen using a weld wire comprising 8-15 wt% nickel, 0.1-0.8 wt% manganese, less than 0.15 wt% silicon, less than 0.1 wt% carbon, less than 0.1 wt% % aluminium, less than 0.1 wt% titanium, less than 0.0006 wt% boron, less than 100 dpm oxygen and less than 100 dpm nitrogen, characterized in that the sum of the oxygen content of the wire and the double oxygen content of the base metal is less than 200 dpm and in that the sum of the nitrogen content in the wire and the double nitrogen content in the base metal is less than 200 dpm. 2. Sveiseprosess ifølge krav 1, karakterisert ved at tråden tilføres en buekolonne som utvikles mellom en ikke forbrukbar elektrode og basismetallet eller inn i et smeltet metall og en bueatmosfære som er beskyttet med en ren, inert gass.2. Welding process according to claim 1, characterized in that the wire is supplied to an arc column which is developed between a non-consumable electrode and the base metal or into a molten metal and an arc atmosphere which is protected with a clean, inert gas. 3. Sveiseprosess ifølge krav 2, karakterisert ved at sveisingen utføres som TIG-sveising..3. Welding process according to claim 2, characterized in that the welding is performed as TIG welding. 4. Sveiseprosess ifølge krav 2, karakterisert ved at sveisingen utføres som TIG plasmasvei-sing.4. Welding process according to claim 2, characterized in that the welding is performed as TIG plasma welding. 5. Sveiseprosess ifølge krav 3 eller 4, karakterisert ved at en elektrodedrivmotor drives av et signal som tilveiebringes ved lineær integrering eller multiplikasjon' av en di fferensialspenning mellom en buespenning som måles av et integratorelement og en på forhånd innstillbar referansespenning slik at man får en automatisk kontroll av buelengden mellom den ikke forbrukbare elektrode og sveisemetallet.5. Welding process according to claim 3 or 4, characterized in that an electrode drive motor is driven by a signal which is provided by linear integration or multiplication of a differential voltage between an arc voltage which is measured by an integrator element and a reference voltage which can be set in advance so that an automatic control of the arc length between the non-consumable electrode and the weld metal. 6. Sveiseprosess ifølge krav 3 eller 4, karakterisert vedat den omfatter en buespenningsdetektor som omfatter et integratorelement, en del for innstilling av en referansespenning, en buespenningskontroll som omfatter en integrator og en multiplikator, en motorkontroll som omfatter en operator og et polaritets-bestemmende element og en drivdel for å drive den ikke forbrukbare elektrode ved hjelp av en motor, og ved at en differensialspenning mellom en utgangsspenning fra buespenningsdetektoren og en utgangsspenning fra delen for innstilling av referansespenningen stabiliseres gjennom buespenningskontrollen for automatisk kontroll av buelengden mellom den ikke forbrukbare elektrode og sveisemetallet.6. Welding process according to claim 3 or 4, characterized in that it comprises an arc voltage detector comprising an integrator element, a part for setting a reference voltage, an arc voltage control comprising an integrator and a multiplier, a motor control comprising an operator and a polarity-determining element and a driving part for driving the non-consumable electrode by means of a motor, and in that a differential voltage between an output voltage from the arc voltage detector and an output voltage from the part for setting of the reference voltage is stabilized through the arc voltage control for automatic control of the arc length between the non-consumable electrode and the weld metal. 7. Sveiseprosess ifølge krav 3, karakterisert ved at både den ikke forbrukbare elektrode og tråden er forbundet til en likespenningskilde for likespennings TIG-sveising og ved at retningene for strømmen som går gjennom tråden og den ikke forbrukbare elektrode er like når tråden er foran den ikke forbrukbare elektrode langs fremdriftsretningen for sveisene og motsatt når den førstnevnte er bak den sistnevnte og ved at buen avbøyes fremover i fremdriftsretningen for sveisingen under påvirk-ning av de resulterende, magnetiske felt.7. Welding process according to claim 3, characterized in that both the non-consumable electrode and the wire are connected to a direct voltage source for direct voltage TIG welding and in that the directions of the current passing through the wire and the non-consumable electrode are the same when the wire is in front of the non-consumable electrode expendable electrode along the direction of progress of the welds and vice versa when the former is behind the latter and by the arc being deflected forward in the direction of progress of the welding under the influence of the resulting magnetic fields. 8. Sveiseprosess ifølge krav 7, karakterisert ved at sveisingen utføres ved hjelp av en likespennings, rett polaritet.8. Welding process according to claim 7, characterized in that the welding is carried out using a direct voltage, straight polarity. 9. Sveiseprosess ifølge krav 7, karakterisert ved at buen veves fremover i fremdriftsretningen for sveisingen ved å pulsere strømmen som går gjennom tråden.9. Welding process according to claim 7, characterized in that the arc is woven forward in the direction of progress for the welding by pulsing the current passing through the wire. 10. Sveiseprosess ifølge krav 9, karakterisert ved at den ledningsperiode i den pulserende strøm inn i fyllmaterialet alternerer med en ikkeledende periode.10. Welding process according to claim 9, characterized in that the conductive period in the pulsating current into the filler material alternates with a non-conductive period. 11. Sveiseprosess ifølge krav 9, karakterisert ved at perioden hvor en relativt stor, pulserende strøm strømmer inn i fyllmaterialet, alternerer med perioden hvor en relativt liten pulserende strøm går inn i materialet.11. Welding process according to claim 9, characterized in that the period during which a relatively large, pulsating current flows into the filler material alternates with the period during which a relatively small pulsating current enters the material. 12. Sveiseprosess ifølge krav 10, karakteri-* sert ved at strømverdien inn i tråden varieres under ledningsperioden.'12. Welding process according to claim 10, characterized in that the current value into the wire is varied during the conduction period. 13. Sveiseprosess ifølge krav 10, karakterisert ved at enten den ledende periode eller den ikke ledende periode eller begge varieres.13. Welding process according to claim 10, characterized in that either the conductive period or the non-conductive period or both are varied. 14. Sveiseprosess ifølge krav 11, karakterisert ved at perioden med stor strømledning og med liten strømledning eller begge varieres.14. Welding process according to claim 11, characterized in that the period with a large current line and with a small current line or both are varied. 15. Svéiseprosess ifølge krav 10, karakterisert ved at toppverdien for ledningsstrømmen varieres .15. Welding process according to claim 10, characterized in that the peak value for the wire current is varied. 16. Sveiseprosess ifølge krav 11, karakterisert ved at toppverdien for den store lednings-strømmen inn i fyllstoffet og motparten ved liten lednings-strøm eller begge varieres.16. Welding process according to claim 11, characterized in that the peak value for the large wire current into the filler and the counterpart at a small wire current or both are varied. 17. Sveiseprosess ifølge krav 9, karakterisert ved at taket for ledningsstrømmen inn i fyllmaterialet er 200A.17. Welding process according to claim 9, characterized in that the ceiling for the wire current into the filler material is 200A. 18. Sveiseprosess ifølge krav 9, karakterisert ved at taket for ledningsstrømmen inn i den ikke forbrukbare elektrode er 500A.18. Welding process according to claim 9, characterized in that the ceiling for the wire current into the non-consumable electrode is 500A. 19. Sveiseprosess Ifølge krav 9, karakterisert ved at spenningen som påføres tråden er lavere enn spenningen som påføres den ikke forbrukbare elektrode.19. Welding process According to claim 9, characterized in that the voltage applied to the wire is lower than the voltage applied to the non-consumable electrode. 20. Sveiseprosess ifølge krav 2, karakteri- ■s ert. ved' at ved flerlags sveising avkjøles sømover-flaten i det endelige lag under 150°C og deretter gjensmel-tes ved bruk av den ikke forbrukbare elektrode mens den beskyttes med en inert gass.20. Welding process according to claim 2, charac- ■s pea. in that, in multi-layer welding, the seam surface in the final layer is cooled below 150°C and then remelted using the non-consumable electrode while it is protected with an inert gas. 21. Sveiseprosess ifølge krav 20, karakterisert ved at strømningshastigheten for en inert gass som benyttes under gjensmelting er i området 10 til 100 l/min.21. Welding process according to claim 20, characterized in that the flow rate for an inert gas used during remelting is in the range 10 to 100 l/min. 22. Sveiseprosess ifølge krav 20, karakterisert ved at dybden for nedtrengning mer eller mindre tilsvarer tykkelsen av det endelige lag under gjensmelting.22. Welding process according to claim 20, characterized in that the depth of penetration more or less corresponds to the thickness of the final layer during remelting. 23. Sveiseprosess ifølge krav 20, karakterisert ved at gjensmeltingssonen er 0,5 til 1,3 ganger så bred som sveisesømmen innbefattet sveisesømmens sentrum.23. Welding process according to claim 20, characterized in that the remelting zone is 0.5 to 1.3 times as wide as the weld seam included the center of the weld seam. 24. Sveiseprosess ifølge krav 20, karakterisert ved at varmetilførselen for gjensmelting velges slik at temperaturen i sømmen når fra 800 til 500°C i løpet av 100 sekunder.24. Welding process according to claim 20, characterized in that the heat supply for remelting is selected so that the temperature in the seam reaches from 800 to 500°C within 100 seconds.