Composición química del tubo enrollado de acero inoxidable 321 Propiedades mecánicas y comportamiento a la corrosión de una soldadura de acero inoxidable dúplex con un nuevo electrodo

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Composición química del tubo de bobina de acero inoxidable 321

La composición química de los tubos flexibles de acero inoxidable 321 es la siguiente:
- Carbono: 0,08% máx.
- Manganeso: 2,00% máx.
- Níquel: 9,00% mín.

Propiedades mecánicas del tubo de bobina de acero inoxidable 321

Según el fabricante de tubos espirales de acero inoxidable 321, las propiedades mecánicas de los tubos espirales de acero inoxidable 321 se tabulan a continuación: Resistencia a la tracción (psi) Límite elástico (psi) Alargamiento (%)

Aplicaciones y usos del tubo espiral de acero inoxidable 321

En muchas aplicaciones de ingeniería, las propiedades mecánicas y de corrosión de las estructuras soldadas de acero inoxidable dúplex (DSS) son los factores más importantes.El estudio actual investigó las propiedades mecánicas y la resistencia a la corrosión de soldaduras de acero inoxidable dúplex en un entorno que simula NaCl al 3,5 % utilizando un nuevo electrodo especialmente diseñado sin la adición de elementos de aleación a las muestras de fundente.Se utilizaron dos tipos diferentes de fundentes con un índice básico de 2,40 y 0,40 en los electrodos E1 y E2 para soldar tableros DSS, respectivamente.La estabilidad térmica de las composiciones de fundente se evaluó mediante análisis termogravimétrico.La composición química y las propiedades mecánicas y de corrosión de las uniones soldadas se evaluaron mediante espectroscopia de emisión de acuerdo con diversas normas ASTM.La difracción de rayos X se utiliza para determinar las fases presentes en las soldaduras DSS y el barrido electrónico con EDS se utiliza para inspeccionar la microestructura de las soldaduras.La resistencia a la tracción de las uniones soldadas con electrodos E1 estuvo entre 715 y 732 MPa, y con los electrodos E2, entre 606 y 687 MPa.Se ha aumentado la corriente de soldadura de 90 A a 110 A, y también se ha aumentado la dureza.Las uniones soldadas con electrodos E1 recubiertos con fundentes básicos tienen mejores propiedades mecánicas.La estructura de acero tiene una alta resistencia a la corrosión en un ambiente con 3,5% de NaCl.Esto confirma la operatividad de las uniones soldadas realizadas con electrodos de nuevo desarrollo.Los resultados se discuten en términos del agotamiento de elementos de aleación como Cr y Mo observado en soldaduras con electrodos recubiertos E1 y E2, y la liberación de Cr2N en soldaduras realizadas con electrodos E1 y E2.
Históricamente, la primera mención oficial del acero inoxidable dúplex (DSS) se remonta a 1927, cuando se utilizaba sólo para determinadas piezas fundidas y no se utilizaba en la mayoría de las aplicaciones técnicas debido a su alto contenido de carbono1.Pero posteriormente, el contenido estándar de carbono se redujo a un valor máximo del 0,03%, y estos aceros se utilizaron ampliamente en diversos campos2,3.DSS es una familia de aleaciones con cantidades aproximadamente iguales de ferrita y austenita.Las investigaciones han demostrado que la fase ferrítica en DSS proporciona una excelente protección contra el agrietamiento por corrosión bajo tensión (SCC) inducido por cloruro, que fue un problema importante para los aceros inoxidables austeníticos (ASS) en el siglo XX.Por otro lado, en algunas industrias de ingeniería y otras4 la demanda de almacenamiento está creciendo a un ritmo de hasta el 20% anual.Este innovador acero con estructura bifásica austenítico-ferrítica se puede obtener mediante una adecuada selección de composición, refinado físico-químico y termomecánico.En comparación con el acero inoxidable monofásico, el DSS tiene un límite elástico más alto y una capacidad superior para soportar SCC5, 6, 7, 8. La estructura dúplex proporciona a estos aceros una resistencia, tenacidad y una mayor resistencia a la corrosión insuperables en ambientes agresivos que contienen ácidos, cloruros de ácido, agua de mar y productos químicos corrosivos9.Debido a las fluctuaciones anuales de los precios de las aleaciones de níquel (Ni) en el mercado general, la estructura DSS, especialmente el tipo bajo en níquel (DSS pobre), ha logrado muchos logros sobresalientes en comparación con el hierro cúbico centrado en la cara (FCC)10, 11. El principal El problema de los diseños de ASE es que están sujetos a diversas condiciones duras.Por lo tanto, varios departamentos de ingeniería y empresas están tratando de promover aceros inoxidables alternativos con bajo contenido de níquel (Ni) que funcionen tan bien o mejor que los ASS tradicionales con una soldabilidad adecuada y se utilicen en aplicaciones industriales como intercambiadores de calor de agua de mar y la industria química.recipiente 13 para ambientes con alta concentración de cloruros.
En el progreso tecnológico moderno, la producción soldada desempeña un papel fundamental.Normalmente, los miembros estructurales DSS se unen mediante soldadura por arco con protección de gas o soldadura por arco con protección de gas.La soldadura se ve afectada principalmente por la composición del electrodo utilizado para soldar.Los electrodos de soldadura constan de dos partes: metal y fundente.Muy a menudo, los electrodos están recubiertos con fundente, una mezcla de metales que, cuando se descomponen, liberan gases y forman una escoria protectora para proteger la soldadura de la contaminación, aumentar la estabilidad del arco y agregar un componente de aleación para mejorar la calidad de la soldadura14 .Hierro fundido, aluminio, acero inoxidable, acero dulce, acero de alta resistencia, cobre, latón y bronce son algunos de los metales de los electrodos de soldadura, mientras que la celulosa, el polvo de hierro y el hidrógeno son algunos de los materiales fundentes utilizados.A veces también se añaden sodio, titanio y potasio a la mezcla de fundente.
Algunos investigadores han intentado estudiar el efecto de la configuración de los electrodos sobre la integridad mecánica y de corrosión de estructuras de acero soldadas.Singh y cols.15 investigaron el efecto de la composición del fundente sobre el alargamiento y la resistencia a la tracción de soldaduras realizadas mediante soldadura por arco sumergido.Los resultados muestran que CaF2 y NiO son los principales determinantes de la resistencia a la tracción en comparación con la presencia de FeMn.Chirag et al.16 investigaron compuestos SMAW variando la concentración de rutilo (TiO2) en una mezcla de fundente de electrodo.Se encontró que las propiedades de microdureza aumentaron debido a un aumento en el porcentaje y migración de carbono y silicio.Kumar [17] estudió el diseño y desarrollo de fundentes aglomerados para soldadura por arco sumergido de láminas de acero.Nwigbo y Atuanya18 investigaron el uso de aglutinantes de silicato de sodio rico en potasio para la producción de fundentes para soldadura por arco y encontraron soldaduras con una alta resistencia a la tracción de 430 MPa y una estructura de grano aceptable.Lothongkum et al.19 utilizaron un método potenciocinético para estudiar la fracción volumétrica de austenita en acero inoxidable dúplex 28Cr–7Ni–O–0,34N en una solución de NaCl saturada de aire a una concentración del 3,5% en peso.en condiciones de pH.y 27ºC.Tanto los aceros inoxidables dúplex como los microdúplex muestran el mismo efecto del nitrógeno sobre el comportamiento frente a la corrosión.El nitrógeno no afectó el potencial o la velocidad de corrosión a pH 7 y 10; sin embargo, el potencial de corrosión a pH 10 fue menor que a pH 7. Por otro lado, en todos los niveles de pH estudiados, el potencial comenzó a aumentar con el aumento del contenido de nitrógeno. .Lacerda et al.20 estudiaron el picado de aceros inoxidables dúplex UNS S31803 y UNS S32304 en una solución de NaCl al 3,5% utilizando polarización potenciodinámica cíclica.En una solución de NaCl al 3,5% en peso, se encontraron signos de picaduras en las dos placas de acero investigadas.El acero UNS S31803 tiene un mayor potencial de corrosión (Ecorr), potencial de picaduras (Epit) y resistencia a la polarización (Rp) que el acero UNS S32304.El acero UNS S31803 tiene una mayor repasividad que el acero UNS S32304.Según un estudio de Jiang et al.[21], el pico de reactivación correspondiente a la doble fase (austenita y ferrita) del acero inoxidable dúplex incluye hasta el 65% de la composición de ferrita, y la densidad de corriente de reactivación de ferrita aumenta al aumentar el tiempo de tratamiento térmico.Es bien sabido que las fases austenítica y ferrítica exhiben diferentes reacciones electroquímicas a diferentes potenciales electroquímicos21,22,23,24.Abdo et al.25 utilizaron mediciones potenciodinámicas de espectroscopia de polarización y espectroscopia de impedancia electroquímica para estudiar la corrosión inducida electroquímicamente de la aleación 2205 DSS soldada con láser en agua de mar artificial (3,5% NaCl) en condiciones de acidez y alcalinidad variables.Se observó corrosión por picaduras en las superficies expuestas de las muestras de DSS analizadas.Con base en estos hallazgos, se estableció que existe una relación proporcional entre el pH del medio disolvente y la resistencia de la película formada en el proceso de transferencia de carga, lo que incide directamente en la formación de picaduras y su especificación.El propósito de este estudio fue comprender cómo una composición de electrodo de soldadura recientemente desarrollada afecta la integridad mecánica y resistente al desgaste del DSS 2205 soldado en un ambiente de NaCl al 3,5%.
Los minerales fundentes (ingredientes) utilizados en las formulaciones de recubrimiento de electrodos fueron carbonato de calcio (CaCO3) del distrito de Obajana, estado de Kogi, Nigeria, fluoruro de calcio (CaF2) del estado de Taraba, Nigeria, dióxido de silicio (SiO2), talco en polvo (Mg3Si4O10(OH). ) )2) y rutilo (TiO2) se obtuvieron de Jos, Nigeria, y el caolín (Al2(OH)4Si2O5) se obtuvo de Kankara, estado de Katsina, Nigeria.Como aglutinante se utiliza silicato de potasio, que se obtiene de la India.
Como se muestra en la Tabla 1, los óxidos constituyentes se pesaron de forma independiente en una balanza digital.Luego se mezcló con un aglutinante de silicato de potasio (23 % en peso) en una mezcladora eléctrica (modelo: 641-048) de Indian Steel and Wire Products Ltd. (ISWP) durante 30 minutos para obtener una pasta semisólida homogénea.El fundente mixto húmedo se prensa en forma cilíndrica desde la máquina briquetadora y se alimenta a la cámara de extrusión a una presión de 80 a 100 kg/cm2, y desde la cámara de alimentación de alambre se alimenta a la extrusora de alambre inoxidable de 3,15 mm de diámetro.El fundente se alimenta a través de un sistema de boquilla/matriz y se inyecta en la extrusora para extruir los electrodos.Se obtuvo un factor de cobertura de 1,70 mm, donde el factor de cobertura se define como la relación entre el diámetro del electrodo y el diámetro del cordón.Luego, los electrodos recubiertos se secaron al aire durante 24 horas y luego se calcinaron en un horno de mufla (modelo PH-248-0571/5448) a 150-250 °C\(-\) durante 2 horas.Utilice la ecuación para calcular la alcalinidad del flujo.(1) 26;
La estabilidad térmica de las muestras de flujo de las composiciones E1 y E2 se determinó mediante análisis termogravimétrico (TGA).Se cargó una muestra de aproximadamente 25,33 mg de fundente en el TGA para su análisis.Los experimentos se llevaron a cabo en un medio inerte obtenido mediante un flujo continuo de N2 a razón de 60 ml/min.La muestra se calentó de 30°C a 1000°C a una velocidad de calentamiento de 10°C/min.Siguiendo los métodos mencionados por Wang et al.27, Xu et al.28 y Dagwa et al.29, se evaluó la descomposición térmica y la pérdida de peso de las muestras a ciertas temperaturas a partir de gráficos TGA.
Procese dos placas DSS de 300 x 60 x 6 mm para prepararlas para soldar.La ranura en V se diseñó con un espacio para la raíz de 3 mm, un orificio para la raíz de 2 mm y un ángulo de ranura de 60°.Luego se enjuagó la placa con acetona para eliminar posibles contaminantes.Suelde las placas utilizando un soldador de arco metálico blindado (SMAW) con polaridad positiva de electrodo de corriente continua (DCEP) utilizando electrodos recubiertos (E1 y E2) y un electrodo de referencia (C) con un diámetro de 3,15 mm.Se utilizó mecanizado por descarga eléctrica (EDM) (Modelo: Excetek-V400) para mecanizar muestras de acero soldadas para pruebas mecánicas y caracterización de la corrosión.La Tabla 2 muestra el código de ejemplo y la descripción, y la Tabla 3 muestra los diversos parámetros operativos de soldadura utilizados para soldar la placa DSS.La ecuación (2) se utiliza para calcular el aporte de calor correspondiente.
Utilizando un espectrómetro de emisión óptica (OES) Bruker Q8 MAGELLAN con una longitud de onda de 110 a 800 nm y un software de base de datos SQL, se determinó la composición química de las uniones soldadas de los electrodos E1, E2 y C, así como muestras del metal base.Utiliza el espacio entre el electrodo y la muestra de metal bajo prueba. Genera energía eléctrica en forma de chispa.Una muestra de los componentes se vaporiza y pulveriza, seguido de una excitación atómica, que posteriormente emite un espectro de líneas específico31.Para el análisis cualitativo de la muestra, el tubo fotomultiplicador mide la presencia de un espectro dedicado para cada elemento, así como la intensidad del espectro.Luego use la ecuación para calcular el número de resistencia a las picaduras equivalente (PREN).(3) La relación 32 y el diagrama de estado de la CMR 1992 se utilizan para calcular los equivalentes de cromo y níquel (Creq y Nieq) a partir de las ecuaciones.(4) y (5) son 33 y 34 respectivamente;
Tenga en cuenta que PREN solo tiene en cuenta el impacto positivo de los tres elementos principales Cr, Mo y N, mientras que el factor de nitrógeno x está en el rango de 16-30.Normalmente, x se selecciona de la lista de 16, 20 o 30. En la investigación sobre aceros inoxidables dúplex, se utiliza más comúnmente un valor intermedio de 20 para calcular los valores PREN35,36.
Las uniones soldadas realizadas con diferentes electrodos se sometieron a pruebas de tracción en una máquina de prueba universal (Instron 8800 UTM) a una velocidad de deformación de 0,5 mm/min de acuerdo con ASTM E8-21.La resistencia a la tracción (UTS), el límite elástico al corte (YS) al 0,2% y el alargamiento se calcularon de acuerdo con ASTM E8-2137.
Las piezas soldadas DSS 2205 se rectificaron y pulieron primero utilizando diferentes tamaños de grano (120, 220, 320, 400, 600, 800, 1000 y 1200) antes del análisis de dureza.Las probetas soldadas se fabricaron con los electrodos E1, E2 y C. La dureza se mide en diez (10) puntos desde el centro de la soldadura hasta el metal base con un intervalo de 1 mm.
Difractómetro de rayos X (D8 Discover, Bruker, Alemania) configurado con el software Bruker XRD Commander para recolección de datos y radiación Cu-K-α filtrada con Fe con una energía de 8.04 keV correspondiente a una longitud de onda de 1.5406 Å y una velocidad de escaneo de 3 ° El rango de escaneo (2θ) min-1 es de 38 a 103° para análisis de fase con electrodos E1, E2 y C y BM presentes en soldaduras DSS.Se utilizó el método de refinamiento de Rietveld para indexar las fases constituyentes utilizando el software MAUD descrito por Lutterotti39.Con base en la norma ASTM E1245-03, se realizó un análisis metalográfico cuantitativo de imágenes microscópicas de las uniones soldadas de los electrodos E1, E2 y C utilizando el software Image J40.Los resultados del cálculo de la fracción de volumen de la fase ferrita-austenítica, su valor promedio y su desviación se dan en la tabla.5. Como se muestra en la configuración de muestra en la fig.6d, se realizó un análisis de microscopía óptica (OM) en PM y uniones soldadas con electrodos E1 y E2 para estudiar la morfología de las muestras.Las muestras se pulieron con papel de lija de carburo de silicio (SiC) de grano 120, 220, 320, 400, 600, 800, 1000, 1200, 1500 y 2000.Luego, las muestras se grabaron electrolíticamente en una solución acuosa de ácido oxálico al 10% a temperatura ambiente con un voltaje de 5 V durante 10 segundos y se colocaron en un microscopio óptico LEICA DM 2500 M para su caracterización morfológica.Se realizó un pulido adicional de la muestra utilizando papel de carburo de silicio (SiC) de grano 2500 para el análisis SEM-BSE.Además, se examinó la microestructura de las uniones soldadas utilizando un microscopio electrónico de barrido por emisión de campo (SEM) de resolución ultra alta (FEI NOVA NANOSEM 430, EE. UU.) equipado con un EMF.Se molió una muestra de 20 × 10 × 6 mm utilizando varios papeles de lija de SiC con tamaños de 120 a 2500. Las muestras se grabaron electrolíticamente en 40 g de NaOH y 100 ml de agua destilada a un voltaje de 5 V durante 15 s, y luego montado en un soporte de muestra, ubicado en la cámara SEM, para analizar muestras después de purgar la cámara con nitrógeno.Un haz de electrones generado por un filamento de tungsteno calentado crea una rejilla en la muestra para producir imágenes con varios aumentos, y los resultados de los EMF se han obtenido utilizando los métodos de Roche et al.41 y Mokobi 42.
Se utilizó un método de polarización potenciodinámica electroquímica según ASTM G59-9743 y ASTM G5-1444 para evaluar el potencial de degradación de placas DSS 2205 soldadas con electrodos E1, E2 y C en un ambiente de NaCl al 3,5%.Las pruebas electroquímicas se realizaron utilizando un aparato Potenciostato-Galvanostato/ZRA controlado por computadora (modelo: PC4/750, Gamry Instruments, EE. UU.).Las pruebas electroquímicas se llevaron a cabo en una configuración de prueba de tres electrodos: DSS 2205 como electrodo de trabajo, electrodo de calomelanos saturados (SCE) como electrodo de referencia y varilla de grafito como contraelectrodo.Las mediciones se realizaron mediante una celda electroquímica, en la que el área de acción de la solución era el área del electrodo de trabajo de 0,78 cm2.Las mediciones se realizaron entre potenciales de -1,0 V a +1,6 V en un OCP preestabilizado (en relación con el OCP) a una velocidad de exploración de 1,0 mV/s.
Se realizaron pruebas de temperatura crítica de picadura electroquímica en NaCl al 3,5% para evaluar la resistencia a la picadura de soldaduras realizadas con electrodos E1, E2 y C.claramente sobre el potencial de picaduras en el PB (entre las regiones pasiva y transpasiva) y muestras soldadas con E1, E2, electrodos C. Por lo tanto, las mediciones de CPT se realizan para determinar con precisión el potencial de picaduras de los consumibles de soldadura.Las pruebas CPT se realizaron de acuerdo con los informes de soldadura de acero inoxidable dúplex45 y ASTM G150-1846.De cada uno de los aceros a soldar (S-110A, E1-110A, E2-90A) se cortaron muestras con un área de 1 cm2, incluyendo las zonas de base, soldadura y HAZ.Las muestras se pulieron utilizando papel de lija y una suspensión de polvo de alúmina de 1 µm de acuerdo con los procedimientos estándar de preparación de muestras metalográficas.Después del pulido, las muestras se limpiaron ultrasónicamente en acetona durante 2 minutos.Se añadió una solución de prueba de NaCl al 3,5 % a la celda de prueba CPT y la temperatura inicial se ajustó a 25 °C usando un termostato (Neslab RTE-111).Después de alcanzar la temperatura de prueba inicial de 25 °C, se sopló gas Ar durante 15 minutos, luego se colocaron las muestras en la celda y se midió el OCF durante 15 minutos.Luego se polarizó la muestra aplicando un voltaje de 0,3 V a una temperatura inicial de 25°C y se midió la corriente durante 10 min45.Comience a calentar la solución a una velocidad de 1 °C/min a 50 °C.Durante el calentamiento de la solución de prueba, el sensor de temperatura se usa para monitorear continuamente la temperatura de la solución y almacenar datos de tiempo y temperatura, y el potenciostato/galvanostato se usa para medir la corriente.Se utilizó un electrodo de grafito como contraelectrodo y todos los potenciales se midieron en relación con el electrodo de referencia Ag/AgCl.Durante toda la prueba se realizó una purga con argón.
En la fig.1 muestra la composición (en porcentaje en peso) de los componentes de fundente F1 y F2 utilizados para la producción de electrodos alcalinos (E1) y ácidos (E2), respectivamente.El índice de basicidad del flujo se utiliza para predecir las propiedades mecánicas y metalúrgicas de uniones soldadas.F1 es el componente del fundente utilizado para recubrir los electrodos E1, que se denomina fundente alcalino porque su índice básico es > 1,2 (es decir, 2,40), y F2 es el fundente utilizado para recubrir los electrodos E2, denominado fundente ácido debido a su basicidad. índice < 0,9 (es decir, 2,40).0,40).Está claro que los electrodos recubiertos con fundentes básicos en la mayoría de los casos tienen mejores propiedades mecánicas que los electrodos recubiertos con fundentes ácidos.Esta característica es función del predominio del óxido básico en el sistema de composición de fundente para el electrodo E1.Por el contrario, la eliminación de escoria (separabilidad) y las bajas proyecciones observadas en uniones soldadas con electrodos E2 son características de electrodos con un recubrimiento de fundente ácido con un alto contenido de rutilo.Esta observación es consistente con los hallazgos de Gill47 de que el efecto del contenido de rutilo sobre la capacidad de desprendimiento de la escoria y la baja salpicadura de los electrodos recubiertos con flujo ácido contribuye a la rápida congelación de la escoria.El caolín en el sistema de fundente usado para recubrir los electrodos E1 y E2 se usó como lubricante y el polvo de talco mejoró la extrudabilidad de los electrodos.Los aglutinantes de silicato de potasio en sistemas fundentes contribuyen a una mejor ignición del arco y a la estabilidad del rendimiento y, además de sus propiedades adhesivas, mejoran la separación de escoria en productos soldados.Dado que el CaCO3 es un rompedor neto (rompedor de escoria) en el flujo y tiende a generar mucho humo durante la soldadura debido a la descomposición térmica en CaO y aproximadamente un 44 % de CO2, el TiO2 (como formador neto/formador de escoria) ayuda a reducir la cantidad. de humo durante la soldadura.soldar y así mejorar la capacidad de desprendimiento de la escoria como lo sugieren Jing et al.48.El fundente de flúor (CaF2) es un fundente químicamente agresivo que mejora la limpieza de la soldadura.Jastrzębska et al.49 informaron el efecto de la composición de fluoruro de esta composición de fundente sobre las propiedades de limpieza de la soldadura.Normalmente, se añade fundente al área de soldadura para mejorar la estabilidad del arco, añadir elementos de aleación, acumular escoria, aumentar la productividad y mejorar la calidad del baño de soldadura 50.
Las curvas TGA-DTG mostradas en las Figs.2a y 2b muestran una pérdida de peso en tres etapas al calentarse en el rango de temperatura de 30 a 1000 °C en una atmósfera de nitrógeno.Los resultados en las Figuras 2a yb muestran que para muestras de flujo básico y ácido, la curva TGA desciende directamente hasta que finalmente se vuelve paralela al eje de temperatura, alrededor de 866,49 °C y 849,10 °C respectivamente.La pérdida de peso de 1,30% y 0,81% al comienzo de las curvas TGA en las figuras 2a y 2b se debe a la humedad absorbida por los componentes del fundente, así como a la evaporación y deshidratación de la humedad de la superficie.Las principales descomposiciones de muestras del flujo principal en la segunda y tercera etapa en la fig.2a ocurrió en los rangos de temperatura 619,45°C–766,36°C y 766,36°C–866,49°C, y el porcentaje de su pérdida de peso fue de 2,84 y 9,48%., respectivamente.Mientras que para las muestras de flujo ácido en la Fig. 7b, que estaban en los rangos de temperatura de 665,23 °C a 745,37 °C y 745,37 °C a 849,10 °C, su pérdida de peso porcentual fue de 0,81 y 6,73 %, respectivamente, lo que se atribuyó a descomposición térmica.Dado que los componentes del fundente son inorgánicos, los volátiles se limitan a la mezcla del fundente.Por tanto, la reducción y la oxidación son terribles.Esto es consistente con los resultados de Balogun et al.51, Kamli et al.52 y Adeleke et al.53.La suma de la pérdida de masa de la muestra de flujo observada en la fig.2a y 2b es 13,26% y 8,43%, respectivamente.Menos pérdida de masa de muestras de flujo en la fig.2b se debe a los altos puntos de fusión de TiO2 y SiO2 (1843 y 1710°C respectivamente) como óxidos principales que componen la mezcla de fundente54,55, mientras que TiO2 y SiO2 tienen puntos de fusión más bajos.punto de fusión Óxido primario: CaCO3 (825 °C) en la muestra de fundente de la fig.2a56.Estos cambios en el punto de fusión de los óxidos primarios en mezclas fundentes están bien informados por Shi et al.54, Ringdalen et al.55 y Du et al.56.Al observar la pérdida de peso continua en las figuras 2a y 2b, se puede concluir que las muestras de flujo utilizadas en los recubrimientos de los electrodos E1 y E2 se someten a una descomposición en un solo paso, como lo sugiere Brown57.El rango de temperatura del proceso se puede ver en las curvas derivadas (% en peso) en la fig.2a y b.Dado que la curva TGA no puede describir con precisión la temperatura específica a la que el sistema de flujo sufre cambio de fase y cristalización, la derivada de TGA se utiliza para determinar el valor de temperatura exacto de cada fenómeno (cambio de fase) como un pico endotérmico para preparar el sistema de flujo.
Curvas TGA-DTG que muestran la descomposición térmica de (a) flujo alcalino para el recubrimiento del electrodo E1 y (b) flujo ácido para el recubrimiento del electrodo E2.
La Tabla 4 muestra los resultados del análisis espectrofotométrico y del análisis SEM-EDS del metal base DSS 2205 y las soldaduras realizadas con electrodos E1, E2 y C.E1 y E2 mostraron que el contenido de cromo (Cr) disminuyó drásticamente a 18,94 y 17,04%, y el contenido de molibdeno (Mo) fue de 0,06 y 0,08%, respectivamente.los valores de las soldaduras con electrodos E1 y E2 son menores.Esto está ligeramente en línea con el valor PREN calculado para la fase ferrítico-austenítica del análisis SEM-EDS.Por lo tanto, se puede observar que las picaduras comienzan en la etapa con valores bajos de PREN (soldaduras de E1 y E2), básicamente como se describe en la Tabla 4. Esto es indicativo de agotamiento y posible precipitación de la aleación en la soldadura.Posteriormente, la reducción del contenido de elementos de aleación de Cr y Mo en las soldaduras producidas utilizando los electrodos E1 y E2 y sus bajos valores equivalentes de picadura (PREN) se muestran en la Tabla 4, lo que crea un problema para el mantenimiento de la resistencia en ambientes agresivos, especialmente en ambientes clorados.-entorno contenedor.El contenido relativamente alto de níquel (Ni) del 11,14% y el límite permitido de contenido de manganeso en las uniones soldadas de los electrodos E1 y E2 pueden haber tenido un efecto positivo en las propiedades mecánicas de las soldaduras utilizadas en condiciones que simulan el agua de mar (Fig. 3). ).se realizaron utilizando el trabajo de Yuan y Oy58 y Jing et al.48 sobre el efecto de las composiciones con alto contenido de níquel y manganeso en la mejora de las propiedades mecánicas de las estructuras soldadas DSS en condiciones operativas severas.
Resultados de la prueba de tracción para (a) UTS y 0,2% de hundimiento YS y (b) alargamiento uniforme y total y sus desviaciones estándar.
Las propiedades de resistencia del material base (BM) y las uniones soldadas hechas con los electrodos desarrollados (E1 y E2) y un electrodo disponible comercialmente (C) se evaluaron con dos corrientes de soldadura diferentes de 90 A y 110 A. 3(a) y (b) muestre UTS, YS con una compensación del 0,2%, junto con sus datos de alargamiento y desviación estándar.La UTS y la YS compensaron los resultados del 0,2% obtenidos de las Figs.3a muestran los valores óptimos para la muestra no.1 (BM), muestra no.3 (soldadura E1), muestra no.5 (soldadura E2) y muestra no.6 (soldaduras con C) son 878 y 616 MPa, 732 y 497 MPa, 687 y 461 MPa y 769 y 549 MPa, respectivamente, y sus respectivas desviaciones estándar.De la fig.110 A) son muestras numeradas 1, 2, 3, 6 y 7, respectivamente, con propiedades de tracción mínimas recomendadas superiores a 450 MPa en ensayo de tracción y 620 MPa en ensayo de tracción propuesto por Grocki32.El alargamiento de las probetas de soldadura con electrodos E1, E2 y C, representadas por las muestras No. 2, No. 3, No. 4, No. 5, No. 6 y No. 7, a corrientes de soldadura de 90 A y 110 A, respectivamente, refleja plasticidad y honestidad.relación con los metales comunes.El menor alargamiento se explicó por posibles defectos de soldadura o la composición del flujo del electrodo (Fig. 3b).Se puede concluir que el acero inoxidable dúplex BM y las uniones soldadas con electrodos E1, E2 y C en general tienen propiedades de tracción significativamente mayores debido a su contenido relativamente alto de níquel (Tabla 4), pero esta propiedad se observó en las uniones soldadas.El E2 menos eficaz se obtiene a partir de la composición ácida del fundente.Gunn59 demostró el efecto de las aleaciones de níquel para mejorar las propiedades mecánicas de las uniones soldadas y controlar el equilibrio de fases y la distribución de elementos.Esto confirma nuevamente el hecho de que los electrodos fabricados con composiciones de fundente básicas tienen mejores propiedades mecánicas que los electrodos fabricados con mezclas de fundente ácidas, como sugieren Bang et al.60.De este modo, se ha realizado una contribución significativa al conocimiento existente sobre las propiedades de la unión soldada del nuevo electrodo revestido (E1) con buenas propiedades de tracción.
En la fig.Las Figuras 4a y 4b muestran las características de microdureza Vickers de muestras experimentales de uniones soldadas de los electrodos E1, E2 y C. 4a muestra los resultados de dureza obtenidos de una dirección de la muestra (de WZ a BM), y en la fig.4b muestra los resultados de dureza obtenidos en ambos lados de la muestra.Los valores de dureza obtenidos durante la soldadura de las muestras Nos. 2, 3, 4 y 5, que son uniones soldadas con electrodos E1 y E2, pueden deberse a la estructura de grano grueso durante la solidificación en los ciclos de soldadura.Se observó un fuerte aumento en la dureza tanto en la HAZ de grano grueso como en la HAZ de grano fino de todas las muestras Nos. 2-7 (ver códigos de muestra en la Tabla 2), lo que puede explicarse por un posible cambio en la microestructura de La soldadura como resultado de muestras de soldadura de cromo es rica en emisiones (Cr23C6).En comparación con otras muestras de soldadura 2, 3, 4 y 5, los valores de dureza de las uniones soldadas de las muestras No. 6 y 7 en las Figs.4a y 4b anteriores (Tabla 2).Según Mohammed et al.61 y Nowacki y Lukoje62, esto puede deberse al alto valor de ferrita δ y a las tensiones residuales inducidas en la soldadura, así como al agotamiento de elementos de aleación como Mo y Cr en la soldadura.Los valores de dureza de todas las muestras experimentales consideradas en el área de BM parecen ser consistentes.La tendencia en los resultados del análisis de dureza de probetas soldadas es consistente con las conclusiones de otros investigadores61,63,64.
Valores de dureza de uniones soldadas de probetas DSS (a) media sección de probetas soldadas y (b) sección completa de uniones soldadas.
Se obtuvieron las diversas fases presentes en el DSS 2205 soldado con electrodos E1, E2 y C y los espectros XRD para el ángulo de difracción 2\(\theta\) se muestran en la Fig. 5. Picos de austenita (\(\gamma\) ) y ferrita (\(\alpha\)) se identificaron en ángulos de difracción de 43° y 44°, lo que confirma de manera concluyente que la composición de la soldadura es de acero inoxidable 65 de dos fases.que DSS BM muestra solo fases austenítica (\(\gamma\)) y ferrítica (\(\alpha\)), lo que confirma los resultados microestructurales presentados en las Figuras 1 y 2. 6c, 7c y 9c.La fase ferrítica (\(\alpha\)) observada con DSS BM y el alto pico en la soldadura al electrodo C son indicativos de su resistencia a la corrosión, ya que esta fase tiene como objetivo aumentar la resistencia a la corrosión del acero, como lo han descrito Davison y Redmond66. Como se indicó, la presencia de elementos estabilizadores de ferrita, como Cr y Mo, estabiliza efectivamente la película pasiva del material en ambientes que contienen cloruro.La Tabla 5 muestra la fase ferrita-austenítica mediante metalografía cuantitativa.La proporción de la fracción volumétrica de la fase austenítica de ferrita en las uniones soldadas del electrodo C se alcanza aproximadamente (≈1:1).La baja composición de fase de ferrita (\(\alpha\)) de las soldaduras que utilizan electrodos E1 y E2 en los resultados de la fracción de volumen (Tabla 5) indica una posible sensibilidad a un ambiente corrosivo, que se confirmó mediante análisis electroquímico.confirmado (Fig. 10a, b)), ya que la fase de ferrita proporciona alta resistencia y protección contra el agrietamiento por corrosión bajo tensión inducido por cloruro.Esto se ve confirmado aún más por los bajos valores de dureza observados en las soldaduras de los electrodos E1 y E2 en la fig.4a,b, los cuales son causados ​​por la baja proporción de ferrita en la estructura de acero (Tabla 5).La presencia de fases austeníticas (\(\gamma\)) y ferríticas (\(\alpha\)) desequilibradas en uniones soldadas que utilizan electrodos E2 indica la vulnerabilidad real del acero al ataque de corrosión uniforme.Por el contrario, los espectros XPA de aceros bifásicos de uniones soldadas con electrodos E1 y C, junto con los resultados del BM, suelen indicar la presencia de elementos estabilizadores austeníticos y ferríticos, lo que hace que el material sea útil en la construcción y en la industria petroquímica. , porque argumentaron Jiménez et al.65;Davidson y Redmond66;Shamant y otros67.
Micrografías ópticas de uniones soldadas de electrodos E1 con diferentes geometrías de soldadura: (a) HAZ que muestra la línea de fusión, (b) HAZ que muestra la línea de fusión a mayor aumento, (c) BM para la fase ferrítico-austenítica, (d) geometría de soldadura , ( e ) Muestra la zona de transición cercana, (f) HAZ muestra la fase ferrítico-austenítica con mayor aumento, (g) La zona de soldadura muestra la fase ferrítico-austenítica Fase de tracción.
Micrografías ópticas de soldaduras de electrodos E2 en varias geometrías de soldadura: (a) HAZ que muestra la línea de fusión, (b) HAZ que muestra la línea de fusión con mayor aumento, (c) BM para la fase masiva ferrítico-austenítica, (d) geometría de soldadura. (e) ) que muestra la zona de transición en las proximidades, (f) HAZ que muestra la fase ferrítico-austenítica con mayor aumento, (g) zona de soldadura que muestra la fase ferrítico-austenítica.
Las Figuras 6a a c y, por ejemplo, muestran la estructura metalográfica de uniones DSS soldadas con un electrodo E1 en varias geometrías de soldadura (Figura 6d), indicando dónde se tomaron las micrografías ópticas con diferentes aumentos.En la fig.6a, b, f – zonas de transición de uniones soldadas, que demuestran la estructura de equilibrio de fases de ferrita-austenita.Las Figuras 7a-c y, por ejemplo, también muestran el OM de una junta DSS soldada usando un electrodo E2 en varias geometrías de soldadura (Figura 7d), que representan los puntos de análisis de OM con diferentes aumentos.En la fig.7a,b,f muestran la zona de transición de una unión soldada en equilibrio ferrítico-austenítico.OM en la zona de soldadura (WZ) se muestra en la fig.1 y fig.2. Soldaduras para electrodos E1 y E2 de 6g y 7g, respectivamente.OM sobre BM se muestra en las Figuras 1 y 2. En la fig.6c, e y 7c, e muestran el caso de uniones soldadas con electrodos E1 y E2, respectivamente.El área clara es la fase austenita y el área negra oscura es la fase ferrita.Los equilibrios de fases en la zona afectada por el calor (HAZ) cerca de la línea de fusión indicaron la formación de precipitados de Cr2N, como se muestra en las micrografías SEM-BSE en las Figs.8a,b y confirmado en la fig.9a, b.La presencia de Cr2N observada en la fase de ferrita de las muestras de las Figs.8a,b y confirmado por análisis de puntos SEM-EMF y diagramas de líneas EMF de piezas soldadas (Fig. 9a-b), se debe a la mayor temperatura del calor de soldadura.La circulación acelera la introducción de cromo y nitrógeno, ya que la alta temperatura en la soldadura aumenta el coeficiente de difusión del nitrógeno.Estos resultados respaldan los estudios de Ramírez et al.68 y Herenyu et al.69 que muestran que, independientemente del contenido de nitrógeno, el Cr2N generalmente se deposita en granos de ferrita, límites de grano y límites α/\(\gamma\), como también lo sugieren otros investigadores.70.71.
(a) análisis puntual SEM-EMF (1, 2 y 3) de una unión soldada con E2;
La morfología de la superficie de muestras representativas y sus correspondientes EMF se muestran en las Figs.10a-c.En la fig.Las Figuras 10a y 10b muestran micrografías SEM y sus espectros EMF de uniones soldadas usando electrodos E1 y E2 en la zona de soldadura, respectivamente, y en la fig.10c muestra micrografías SEM y espectros EMF de OM que contienen fases de austenita (\(\gamma\)) y ferrita (\(\alpha\)) sin precipitados.Como se muestra en el espectro EDS en la Fig. 10a, el porcentaje de Cr (21,69% en peso) y Mo (2,65% en peso) en comparación con el 6,25% en peso de Ni da una idea del equilibrio correspondiente de la fase ferrita-austenítica.Microestructura con una alta reducción en el contenido de cromo (15,97% en peso) y molibdeno (1,06% en peso) en comparación con un alto contenido de níquel (10,08% en peso) en la microestructura de la unión soldada del electrodo E2, que se muestra en higo.1. Comparar.Espectro CEM 10b.La forma acicular con estructura austenítica de grano más fino que se ve en la WZ que se muestra en la fig.10b confirma el posible agotamiento de los elementos ferritizantes (Cr y Mo) en la soldadura y la precipitación de nitruro de cromo (Cr2N), la fase austenítica.La distribución de las partículas de precipitación a lo largo de los límites de las fases austenítica (\(\gamma\)) y ferrítica (\(\alpha\)) de las uniones soldadas DSS confirma esta afirmación72,73,74.Esto también resulta en su pobre desempeño frente a la corrosión, ya que se considera que el Cr es el elemento principal para formar una película pasiva que mejora la resistencia a la corrosión local del acero59,75 como se muestra en la Fig. 10b.Se puede ver que el BM en la micrografía SEM en la Fig. 10c muestra un fuerte refinamiento del grano, ya que los resultados del espectro EDS muestran Cr (23,32 % en peso), Mo (3,33 % en peso) y Ni (6,32 % en peso).%) buenas propiedades químicas.%) como elemento de aleación importante para comprobar la microestructura de equilibrio de la fase ferrita-austenítica de la estructura DSS76.Los resultados del análisis espectroscópico composicional EMF de las uniones soldadas del electrodo E1 justifican su uso en construcción y ambientes ligeramente agresivos, ya que los formadores de austenita y estabilizadores de ferrita en la microestructura cumplen con la norma DSS AISI 220541.72 para uniones soldadas, 77.
Micrografías SEM de uniones soldadas, donde (a) el electrodo E1 de la zona de soldadura tiene un espectro EMF, (b) el electrodo E2 de la zona de soldadura tiene un espectro EMF, (c) OM tiene un espectro EMF.
En la práctica, se ha observado que las soldaduras DSS solidifican en un modo totalmente ferrítico (modo F), con núcleos de austenita nucleándose por debajo de la temperatura del solvus ferrítico, lo que depende principalmente de la relación equivalente de cromo a níquel (Creq/Nieq) (> 1,95 constituye el modo F) Algunos investigadores han notado este efecto del acero debido a la fuerte capacidad de difusión del Cr y Mo como elementos formadores de ferrita en la fase ferrita8078,79.Está claro que DSS 2205 BM contiene una alta cantidad de Cr y Mo (mostrando una mayor Creq), pero tiene un menor contenido de Ni que la soldadura con electrodos E1, E2 y C, lo que contribuye a una mayor relación Creq/Nieq.Esto también es evidente en el estudio actual, como se muestra en la Tabla 4, donde se determinó la relación Creq/Nieq para DSS 2205 BM por encima de 1,95.Se puede observar que las soldaduras con electrodos E1, E2 y C endurecen en modo austenítico-ferrítico (modo AF), modo austenítico (modo A) y modo ferrítico-austenítico, respectivamente, debido al mayor contenido de modo a granel (modo FA). .), como se muestra en la Tabla 4, el contenido de Ni, Cr y Mo en la soldadura es menor, lo que indica que la relación Creq/Nieq es menor que la del BM.La ferrita primaria en las soldaduras del electrodo E2 tenía una morfología de ferrita vermicular y la relación Creq/Nieq determinada fue de 1,20 como se describe en la Tabla 4.
En la fig.La Figura 11a muestra el potencial de circuito abierto (OCP) frente al tiempo para una estructura de acero AISI DSS 2205 en una solución de NaCl al 3,5%.Se puede observar que la curva ORP se desplaza hacia un potencial más positivo, lo que indica la aparición de una película pasiva en la superficie de la muestra de metal, una caída en el potencial indica corrosión generalizada y un potencial casi constante en el tiempo indica la formación de una película pasiva a lo largo del tiempo., La superficie de la muestra es estable y tiene un Sticky 77. Las curvas representan los sustratos experimentales en condiciones estables para todas las muestras en un electrolito que contiene una solución de NaCl al 3,5%, con la excepción de la muestra 7 (unión soldada con electrodo C). lo que muestra poca inestabilidad.Esta inestabilidad se puede comparar con la presencia de iones cloruro (Cl-) en solución, que pueden acelerar enormemente la reacción de corrosión, aumentando así el grado de corrosión.Las observaciones durante el escaneo OCP sin potencial aplicado mostraron que el Cl en la reacción puede afectar la resistencia y la estabilidad termodinámica de las muestras en ambientes agresivos.Ma et al.81 y Lotho et al.5 confirmó la afirmación de que el Cl- desempeña un papel en la aceleración de la degradación de películas pasivas sobre sustratos, contribuyendo así a un mayor desgaste.
Análisis electroquímico de las muestras estudiadas: (a) evolución de la RSD en función del tiempo y (b) polarización potenciodinámica de las muestras en solución de NaCl al 3,5%.
En la fig.11b presenta un análisis comparativo de las curvas de polarización potenciodinámica (PPC) de uniones soldadas de los electrodos E1, E2 y C bajo la influencia de una solución de NaCl al 3,5%.Las muestras de MO soldadas en PPC y solución de NaCl al 3,5% mostraron un comportamiento pasivo.La Tabla 5 muestra los parámetros de análisis electroquímico de las muestras obtenidas de las curvas PPC, como Ecorr (potencial de corrosión) y Epit (potencial de corrosión por picaduras) y sus desviaciones asociadas.En comparación con otras muestras No. 2 y No. 5, soldadas con electrodos E1 y E2, las muestras No. 1 y No. 7 (BM y uniones soldadas con electrodo C) mostraron un alto potencial de corrosión por picaduras en solución de NaCl (Fig. 11b). ).Las mayores propiedades pasivantes del primero en comparación con el segundo se deben al equilibrio de la composición microestructural del acero (fases austenítica y ferrítica) y a la concentración de elementos de aleación.Debido a la presencia de fases ferrita y austenítica en la microestructura, Resendea et al.82 apoyaron el comportamiento pasivo de DSS en medios agresivos.El bajo rendimiento de las muestras soldadas con electrodos E1 y E2 puede estar asociado al agotamiento de los principales elementos de aleación, como Cr y Mo, en la zona de soldadura (WZ), ya que estabilizan la fase de ferrita (Cr y Mo), actúan como Pasivadores Aleaciones en la fase austenítica de aceros oxidados.El efecto de estos elementos sobre la resistencia a las picaduras es mayor en la fase austenítica que en la fase ferrítica.Por esta razón, la fase ferrítica sufre una pasivación más rápida que la fase austenítica asociada con la primera región de pasivación de la curva de polarización.Estos elementos tienen un impacto significativo en la resistencia a las picaduras del DSS debido a su mayor resistencia a las picaduras en la fase austenítica en comparación con la fase ferrítica.Por tanto, la rápida pasivación de la fase ferrita es un 81% mayor que la de la fase austenita.Aunque el Cl- en solución tiene un fuerte efecto negativo sobre la capacidad de pasivación de la película de acero83.En consecuencia, la estabilidad de la película pasivante de la muestra se reducirá considerablemente84.De la mesa.6 también muestra que el potencial de corrosión (Ecorr) de las uniones soldadas con electrodo E1 es algo menos estable en solución en comparación con las uniones soldadas con electrodo E2.Esto también lo confirman los bajos valores de dureza de las soldaduras que utilizan los electrodos E1 y E2 en la fig.4a,b, lo cual se debe al bajo contenido de ferrita (Tabla 5) y al bajo contenido de cromo y molibdeno (Tabla 4) en la estructura de acero realizada.Se puede concluir que la resistencia a la corrosión de los aceros en el entorno marino simulado aumenta al disminuir la corriente de soldadura y disminuye con un bajo contenido de Cr y Mo y un bajo contenido de ferrita.Esta afirmación es consistente con un estudio realizado por Salim et al.85 sobre el efecto de parámetros de soldadura como la corriente de soldadura sobre la integridad de la corrosión de los aceros soldados.A medida que el cloruro penetra en el acero a través de diversos medios, como la absorción y difusión capilar, se forman picaduras (corrosión por picaduras) de forma y profundidad desiguales.El mecanismo es significativamente diferente en soluciones de pH más alto donde los grupos (OH-) circundantes simplemente son atraídos hacia la superficie del acero, estabilizando la película pasiva y brindando protección adicional a la superficie del acero25,86.La mejor resistencia a la corrosión de las muestras No. 1 y No. 7 se debe principalmente a la presencia en la estructura de acero de una gran cantidad de δ-ferrita (Tabla 5) y una gran cantidad de Cr y Mo (Tabla 4), ya que la El nivel de corrosión por picaduras está presente principalmente en el acero soldado por el método DSS, en la estructura de fase austenítica de las piezas.Así, la composición química de la aleación juega un papel decisivo en el comportamiento frente a la corrosión de la unión soldada87,88.Además, se observó que las probetas soldadas con los electrodos E1 y C en este estudio mostraron valores de Ecorr más bajos de las curvas PPC que las soldadas con el electrodo E2 de las curvas OCP (Tabla 5).Por lo tanto, la región del ánodo comienza con un potencial más bajo.Este cambio se debe principalmente a la estabilización parcial de la capa de pasivación formada en la superficie de la muestra y a la polarización catódica que se produce antes de que se logre la estabilización completa de OCP89.En la fig.12a yb muestran imágenes de perfilador óptico 3D de muestras corroídas experimentalmente en diversas condiciones de soldadura.Se puede observar que el tamaño de la corrosión por picaduras de las muestras aumenta con el menor potencial de corrosión por picaduras creado por la alta corriente de soldadura de 110 A (Fig. 12b), comparable al tamaño de la corrosión por picaduras obtenido para soldaduras con una relación de corriente de soldadura más baja de 90 A. (Figura 12a).Esto confirma la afirmación de Mohammed90 de que se forman bandas deslizantes en la superficie de la muestra para destruir la película de pasivación de la superficie al exponer el sustrato a una solución de NaCl al 3,5% para que el cloruro comience a atacar, provocando que el material se disuelva.
El análisis SEM-EDS de la Tabla 4 muestra que los valores de PREN de cada fase austenítica son superiores a los de la ferrita en todas las soldaduras y BM.El inicio de las picaduras en la interfaz ferrita/austenita acelera la destrucción de la capa de material pasivo debido a la falta de homogeneidad y segregación de elementos que ocurren en estas áreas91.A diferencia de la fase austenítica, donde el valor equivalente de resistencia a las picaduras (PRE) es mayor, el inicio de las picaduras en la fase ferrítica se debe al valor PRE más bajo (Tabla 4).La fase austenita parece contener una cantidad importante de estabilizador de austenita (solubilidad en nitrógeno), lo que proporciona una mayor concentración de este elemento y, por tanto, una mayor resistencia a las picaduras92.
En la fig.La Figura 13 muestra curvas de temperatura de picadura crítica para soldaduras E1, E2 y C.Dado que la densidad de corriente aumentó a 100 µA/cm2 debido a las picaduras durante la prueba ASTM, está claro que la soldadura @110A con E1 mostró una temperatura crítica mínima de picaduras de 27,5 °C, seguida de la soldadura E2 @ 90A muestra un CPT de 40 °C, y en el caso de C@110A el CPT más alto es 41°C.Los resultados observados concuerdan bien con los resultados observados de las pruebas de polarización.
Se investigaron las propiedades mecánicas y el comportamiento a la corrosión de soldaduras de acero inoxidable dúplex utilizando los nuevos electrodos E1 y E2.El electrodo alcalino (E1) y el electrodo ácido (E2) utilizados en el proceso SMAW se recubrieron con éxito con una composición de fundente con una relación de cobertura general de 1,7 mm y un índice alcalino de 2,40 y 0,40, respectivamente.Se ha evaluado la estabilidad térmica de fundentes preparados utilizando TGA en medio inerte.La presencia de un alto contenido de TiO2 (%) en la matriz de fundente mejoró la eliminación de escoria de las soldaduras para electrodos recubiertos con fundente ácido (E2) en comparación con electrodos recubiertos con fundente básico (E1).Aunque los dos electrodos recubiertos (E1 y E2) tienen una buena capacidad de inicio de arco.Las condiciones de soldadura, especialmente el aporte de calor, la corriente y la velocidad de soldadura, desempeñan un papel fundamental para lograr el equilibrio de fases austenita/ferrita de las soldaduras DSS 2205 y las excelentes propiedades mecánicas de la soldadura.Las uniones soldadas con el electrodo E1 mostraron excelentes propiedades de tracción (cortante 0,2% YS = 497 MPa y UTS = 732 MPa), lo que confirma que los electrodos recubiertos con fundente básico tienen un alto índice de basicidad en comparación con los electrodos recubiertos con fundente ácido.Los electrodos exhiben mejores propiedades mecánicas con baja alcalinidad.Es obvio que en las uniones soldadas de electrodos con un nuevo recubrimiento (E1 y E2) no existe un equilibrio de la fase ferrita-austenítica, lo cual se reveló mediante análisis OES y SEM-EDS de la soldadura y se cuantificó por la fracción de volumen en la soldadura.La metalografía confirmó su estudio SEM.microestructuras.Esto se debe principalmente al agotamiento de elementos de aleación como Cr y Mo y a la posible liberación de Cr2N durante la soldadura, lo que se confirma mediante el escaneo de línea EDS.Esto se ve apoyado además por los bajos valores de dureza observados en las soldaduras con electrodos E1 y E2 debido a su baja proporción de ferrita y elementos de aleación en la estructura de acero.El potencial de corrosión evidente (Ecorr) de las soldaduras que utilizan el electrodo E1 demostró ser ligeramente menos resistente a la corrosión de la solución en comparación con las soldaduras que utilizan el electrodo E2.Esto confirma la eficacia de los electrodos recientemente desarrollados en soldaduras probadas en un entorno de NaCl al 3,5% sin una composición de aleación de mezcla fundente.Se puede concluir que la resistencia a la corrosión en el entorno marino simulado aumenta al disminuir la corriente de soldadura.Así, la precipitación de carburos y nitruros y la posterior disminución de la resistencia a la corrosión de las uniones soldadas que utilizan electrodos E1 y E2 se explicó por un aumento de la corriente de soldadura, lo que provocó un desequilibrio en el equilibrio de fases de las uniones soldadas de aceros de doble propósito.
Previa solicitud, los datos para este estudio serán proporcionados por el autor respectivo.
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