Composición química do tubo enrolado de aceiro inoxidable 321 Propiedades mecánicas e comportamento á corrosión dunha soldadura dúplex de aceiro inoxidable cun novo electrodo

Grazas por visitar Nature.com.Estás a usar unha versión do navegador con soporte CSS limitado.Para obter a mellor experiencia, recomendámosche que utilices un navegador actualizado (ou que desactives o modo de compatibilidade en Internet Explorer).Ademais, para garantir a asistencia continua, mostramos o sitio sen estilos e JavaScript.
Control deslizante que mostra tres artigos por diapositiva.Usa os botóns atrás e seguinte para moverte polas diapositivas ou os botóns do controlador de diapositivas ao final para moverte por cada diapositiva.

Composición química de tubo de bobina de aceiro inoxidable 321

A composición química dos tubos de bobina de aceiro inoxidable 321 é a seguinte:
- Carbono: 0,08% máx
- Manganeso: 2,00% máx
- Níquel: 9,00% mín

Propiedades mecánicas do tubo de bobina de aceiro inoxidable 321

Segundo o fabricante de tubos de bobina de aceiro inoxidable 321, as propiedades mecánicas dos tubos de bobina de aceiro inoxidable 321 están tabuladas a continuación: Resistencia á tracción (psi) Límite de fluencia (psi) Alongamento (%)

Aplicacións e usos do tubo de bobina de aceiro inoxidable 321

En moitas aplicacións de enxeñería, as propiedades mecánicas e de corrosión das estruturas soldadas de aceiro inoxidable dúplex (DSS) son os factores máis importantes.O estudo actual investigou as propiedades mecánicas e a resistencia á corrosión das soldaduras de aceiro inoxidable dúplex nun ambiente que simula un 3,5% de NaCl utilizando un novo electrodo especialmente deseñado sen engadir elementos de aliaxe ás mostras de fluxo.Utilizáronse dous tipos diferentes de fluxos cun índice básico de 2,40 e 0,40 nos electrodos E1 e E2 para soldar placas DSS, respectivamente.A estabilidade térmica das composicións do fluxo avaliouse mediante análise termogravimétrica.A composición química, así como as propiedades mecánicas e de corrosión das unións soldadas foron avaliadas mediante espectroscopia de emisión de acordo con varias normas ASTM.A difracción de raios X utilízase para determinar as fases presentes nas soldaduras DSS, e a exploración de electróns con EDS úsase para inspeccionar a microestrutura das soldaduras.A resistencia á tracción das unións soldadas realizadas por electrodos E1 estaba dentro de 715-732 MPa, por electrodos E2 - 606-687 MPa.Aumentouse a corrente de soldadura de 90 A a 110 A e tamén se incrementou a dureza.As unións soldadas con electrodos E1 revestidos con fluxos básicos teñen mellores propiedades mecánicas.A estrutura de aceiro ten unha alta resistencia á corrosión nun ambiente de 3,5% de NaCl.Isto confirma a operatividade das unións soldadas feitas con electrodos recentemente desenvolvidos.Os resultados son discutidos en termos de esgotamento de elementos de aliaxe como Cr e Mo observado en soldaduras con electrodos revestidos E1 e E2, e a liberación de Cr2N en soldaduras realizadas mediante electrodos E1 e E2.
Históricamente, a primeira mención oficial do aceiro inoxidable dúplex (DSS) remóntase a 1927, cando só se utilizaba para determinadas fundicións e non se utilizaba na maioría das aplicacións técnicas debido ao seu alto contido en carbono1.Pero posteriormente, o contido estándar de carbono reduciuse a un valor máximo de 0,03%, e estes aceiros foron moi utilizados en diversos campos2,3.DSS é unha familia de aliaxes con cantidades aproximadamente iguais de ferrita e austenita.A investigación demostrou que a fase ferrítica no DSS proporciona unha excelente protección contra a fisuración por corrosión por tensión inducida por cloruro (SCC), que foi un problema importante para os aceiros inoxidables austeníticos (ASS) no século XX.Por outra banda, nalgunhas enxeñerías e outras industrias4 a demanda de almacenamento está a crecer a un ritmo de ata un 20 % ao ano.Este aceiro innovador cunha estrutura austenítico-ferrítica bifásica pódese obter mediante a selección adecuada da composición, o refinado físico-químico e termomecánico.En comparación co aceiro inoxidable monofásico, o DSS ten un maior límite de fluencia e unha capacidade superior para soportar SCC5, 6, 7, 8. A estrutura dúplex dálle a estes aceiros unha resistencia insuperable, tenacidade e maior resistencia á corrosión en ambientes agresivos que conteñen ácidos, cloruros de ácido, auga de mar e produtos químicos corrosivos9.Debido ás flutuacións anuais de prezos das aliaxes de níquel (Ni) no mercado xeral, a estrutura DSS, especialmente o tipo de níquel baixo (DSS pobre), logrou moitos logros destacados en comparación co ferro cúbico centrado en cara (FCC)10, 11. O principal O problema dos deseños ASE radica en que están sometidos a varias condicións duras.Por iso, varios departamentos de enxeñería e empresas están tentando promover aceiros inoxidables alternativos de baixo contido de níquel (Ni) que teñan un rendemento igual ou mellor que o ASS tradicional cunha soldabilidade axeitada e que se utilicen en aplicacións industriais como os intercambiadores de calor de auga de mar e a industria química.recipiente 13 para ambientes con alta concentración de cloruros.
No progreso tecnolóxico moderno, a produción soldada xoga un papel vital.Normalmente, os membros estruturais DSS únense mediante soldadura por arco blindado con gas ou soldadura por arco con protección con gas.A soldadura está afectada principalmente pola composición do electrodo utilizado para soldar.Os electrodos de soldadura constan de dúas partes: metal e fluxo.Na maioría das veces, os electrodos están recubertos de fundente, unha mestura de metais que, cando se descompoñen, liberan gases e forman unha escoura protectora para protexer a soldadura da contaminación, aumentar a estabilidade do arco e engadir un compoñente de aliaxe para mellorar a calidade da soldadura14. .O ferro fundido, o aluminio, o aceiro inoxidable, o aceiro suave, o aceiro de alta resistencia, o cobre, o latón e o bronce son algúns dos metais dos electrodos de soldadura, mentres que a celulosa, o po de ferro e o hidróxeno son algúns dos materiais de fluxo utilizados.Ás veces tamén se engaden sodio, titanio e potasio á mestura de fluxo.
Algúns investigadores tentaron estudar o efecto da configuración dos electrodos na integridade mecánica e á corrosión das estruturas de aceiro soldadas.Singh et al.15 investigou o efecto da composición do fluxo sobre o alongamento e a resistencia á tracción das soldaduras soldadas mediante soldadura por arco mergullado.Os resultados mostran que CaF2 e NiO son os principais determinantes da resistencia á tracción en comparación coa presenza de FeMn.Chirag et al.16 investigaron os compostos SMAW variando a concentración de rutilo (TiO2) nunha mestura de fluxo de electrodos.Descubriuse que as propiedades da microdureza aumentaron debido ao aumento da porcentaxe e migración de carbono e silicio.Kumar [17] estudou o deseño e desenvolvemento de fluxos aglomerados para a soldadura por arco mergullado de chapas de aceiro.Nwigbo e Atuanya18 investigaron o uso de aglutinantes de silicato sódico ricos en potasio para a produción de fluxos de soldadura por arco e atoparon soldaduras cunha alta resistencia á tracción de 430 MPa e unha estrutura de gran aceptable.Lothongkum et al.19 utilizaron un método potenciocinético para estudar a fracción volumétrica de austenita en aceiro inoxidable dúplex 28Cr–7Ni–O–0,34N nunha solución de NaCl saturada en aire a unha concentración do 3,5% en peso.en condicións de pH.e 27 °C.Tanto os aceiros inoxidables dúplex como os microdúplex mostran o mesmo efecto do nitróxeno no comportamento da corrosión.O nitróxeno non afectou o potencial de corrosión nin a taxa de corrosión a pH 7 e 10, porén, o potencial de corrosión a pH 10 era menor que a pH 7. Por outra banda, en todos os niveis de pH estudados, o potencial comezou a aumentar co aumento do contido de nitróxeno. .Lacerda et al.20 estudou o picadura de aceiros inoxidables dúplex UNS S31803 e UNS S32304 en solución de NaCl ao 3,5% mediante polarización potenciodinámica cíclica.Nunha solución ao 3,5% en peso de NaCl, atopáronse signos de picadura nas dúas placas de aceiro investigadas.O aceiro UNS S31803 ten un maior potencial de corrosión (Ecorr), potencial de picadura (Epit) e resistencia á polarización (Rp) que o aceiro UNS S32304.O aceiro UNS S31803 ten unha maior pasividade que o aceiro UNS S32304.Segundo un estudo de Jiang et al.[21], o pico de reactivación correspondente á dobre fase (fase de austenita e ferrita) do aceiro inoxidable dúplex inclúe ata o 65% da composición de ferrita, e a densidade de corrente de reactivación da ferrita aumenta co tempo de tratamento térmico.É ben sabido que as fases austenítica e ferrítica presentan diferentes reaccións electroquímicas a diferentes potenciais electroquímicos21,22,23,24.Abdo et al.25 utilizaron medicións potenciodinámicas de espectroscopia de polarización e espectroscopia de impedancia electroquímica para estudar a corrosión inducida electroquímicamente da aliaxe 2205 DSS soldada con láser en auga de mar artificial (3,5% NaCl) en condicións de acidez e alcalinidade variables.Observouse corrosión por picaduras nas superficies expostas das mostras DSS probadas.En base a estes achados, estableceuse que existe unha relación proporcional entre o pH do medio disolvente e a resistencia da película formada no proceso de transferencia de carga, o que afecta directamente á formación de picaduras e á súa especificación.O propósito deste estudo foi comprender como unha composición de electrodos de soldadura recentemente desenvolvida afecta á integridade mecánica e resistente ao desgaste do DSS 2205 soldado nun ambiente de 3,5% de NaCl.
Os minerais de fluxo (ingredientes) utilizados nas formulacións de revestimento dos electrodos foron carbonato de calcio (CaCO3) do distrito de Obajana, estado de Kogi, Nixeria, fluoruro de calcio (CaF2) do estado de Taraba, Nixeria, dióxido de silicio (SiO2), talco en po (Mg3Si4O10(OH). ) )2) e rutilo (TiO2) obtivéronse de Jos, Nixeria, e caolín (Al2(OH)4Si2O5) obtívose de Kankara, estado de Katsina, Nixeria.O silicato de potasio úsase como aglutinante, obtense da India.
Como se mostra na táboa 1, os óxidos constituíntes pesáronse de forma independente nunha balanza dixital.Despois mesturouse cun aglutinante de silicato de potasio (23% en peso) nunha mesturadora eléctrica (modelo: 641-048) de Indian Steel and Wire Products Ltd. (ISWP) durante 30 minutos para obter unha pasta semisólida homoxénea.O fluxo mesturado húmido é presionado nunha forma cilíndrica desde a máquina de briquetas e introdúcese na cámara de extrusión a unha presión de 80 a 100 kg/cm2, e desde a cámara de alimentación de fío introdúcese na extrusora de fío inoxidable de 3,15 mm de diámetro.O fluxo é alimentado a través dun sistema de boquilla/matrice e inxectado na extrusora para extruir os electrodos.Obtívose un factor de cobertura de 1,70 mm, onde o factor de cobertura defínese como a relación entre o diámetro do electrodo e o diámetro da cadea.A continuación, os electrodos revestidos secáronse ao aire durante 24 horas e despois calcináronse nun forno de mufla (modelo PH-248-0571/5448) a 150-250 °C\(-\) durante 2 horas.Utiliza a ecuación para calcular a alcalinidade do fluxo.(1) 26;
A estabilidade térmica das mostras de fluxo das composicións E1 e E2 determinouse mediante análise termogravimétrica (TGA).Cargouse no TGA unha mostra de aproximadamente 25,33 mg de fluxo para a súa análise.Os experimentos realizáronse nun medio inerte obtido por un fluxo continuo de N2 a unha velocidade de 60 ml/min.A mostra quentouse de 30 °C a 1000 °C a unha velocidade de quecemento de 10 °C/min.Seguindo os métodos mencionados por Wang et al.27, Xu et al.28 e Dagwa et al.29, avaliáronse a descomposición térmica e a perda de peso das mostras a determinadas temperaturas a partir de parcelas TGA.
Procese dúas placas DSS de 300 x 60 x 6 mm para preparar a soldadura.A ranura en V foi deseñado cunha separación de raíz de 3 mm, burato de raíz de 2 mm e un ángulo de ranura de 60 °.Despois lavause a placa con acetona para eliminar posibles contaminantes.Soldar as placas mediante un soldador de arco metálico blindado (SMAW) con polaridade positiva do electrodo de corrente continua (DCEP) utilizando electrodos revestidos (E1 e E2) e un electrodo de referencia (C) cun diámetro de 3,15 mm.Utilizouse o mecanizado de descarga eléctrica (EDM) (modelo: Excetek-V400) para mecanizar mostras de aceiro soldados para probas mecánicas e caracterización da corrosión.A Táboa 2 mostra o código de exemplo e a descrición, e a Táboa 3 mostra os distintos parámetros de operación de soldadura utilizados para soldar a placa DSS.A ecuación (2) utilízase para calcular a entrada de calor correspondente.
Usando un espectrómetro de emisión óptica (OES) Bruker Q8 MAGELLAN cunha lonxitude de onda de 110 a 800 nm e un software de base de datos SQL, determinouse a composición química das unións de soldadura dos electrodos E1, E2 e C, así como mostras do metal base.utiliza o espazo entre o electrodo e a mostra metálica en proba. Xera enerxía eléctrica en forma de chispa.Vaporízase e pulverízase unha mostra dos compoñentes, seguida da excitación atómica, que posteriormente emite un espectro de liña específico31.Para a análise cualitativa da mostra, o tubo fotomultiplicador mide a presenza dun espectro dedicado para cada elemento, así como a intensidade do espectro.A continuación, use a ecuación para calcular o número de resistencia de picadura equivalente (PREN).(3) A razón 32 e o diagrama de estados WRC 1992 utilízanse para calcular os equivalentes de cromo e níquel (Creq e Nieq) a partir das ecuacións.(4) e (5) son 33 e 34 respectivamente;
Teña en conta que PREN só ten en conta o impacto positivo dos tres elementos principais Cr, Mo e N, mentres que o factor de nitróxeno x está no rango de 16-30.Normalmente, x selecciónase da lista de 16, 20 ou 30. Na investigación sobre aceiros inoxidables dúplex, úsase máis habitualmente un valor intermedio de 20 para calcular os valores PREN35,36.
As unións soldadas realizadas con diferentes electrodos foron probadas a tracción nunha máquina de proba universal (Instron 8800 UTM) a unha taxa de tensión de 0,5 mm/min segundo ASTM E8-21.Calculáronse a resistencia á tracción (UTS), o 0,2% de resistencia ao cizallamento (YS) e o alongamento segundo ASTM E8-2137.
As soldaduras DSS 2205 foron primeiro rectificadas e pulidas utilizando diferentes tamaños de grano (120, 220, 320, 400, 600, 800, 1000 e 1200) antes da análise da dureza.Realizáronse mostras soldadas con electrodos E1, E2 e C. A dureza mídese en dez (10) puntos desde o centro da soldadura ata o metal base cun intervalo de 1 mm.
Difractómetro de raios X (D8 Discover, Bruker, Alemaña) configurado co software Bruker XRD Commander para a recollida de datos e radiación Cu-K-α filtrada con Fe cunha enerxía de 8,04 keV correspondente a unha lonxitude de onda de 1,5406 Å e unha taxa de exploración de 3 ° O intervalo de exploración (2θ) min-1 é de 38 a 103° para a análise de fase con electrodos E1, E2 e C e BM presentes nas soldaduras DSS.O método de refinamento de Rietveld utilizouse para indexar as fases constituíntes mediante o software MAUD descrito por Lutterotti39.Con base na ASTM E1245-03, realizouse unha análise metalográfica cuantitativa de imaxes microscópicas das unións soldadas dos electrodos E1, E2 e C mediante o software Image J40.Os resultados do cálculo da fracción de volume da fase ferrita-austenítica, o seu valor medio e a desviación están indicados na táboa.5. Como se mostra na configuración de mostra da fig.6d, realizouse análise de microscopía óptica (OM) sobre PM e unións soldadas con electrodos E1 e E2 para estudar a morfoloxía das mostras.As mostras puíronse con papel de lixa de carburo de silicio (SiC) de grano 120, 220, 320, 400, 600, 800, 1000, 1200, 1500 e 2000.Despois, as mostras foron gravadas electroliticamente nunha solución acuosa de ácido oxálico ao 10% a temperatura ambiente a unha tensión de 5 V durante 10 s e colocáronse nun microscopio óptico LEICA DM 2500 M para a súa caracterización morfolóxica.O pulido adicional da mostra realizouse utilizando papel de carburo de silicio (SiC) de grano 2500 para a análise SEM-BSE.Ademais, examináronse a microestrutura das unións soldadas mediante un microscopio electrónico de varrido de emisión de campo (SEM) de ultra alta resolución (FEI NOVA NANOSEM 430, EUA) equipado cun EMF.Moiuse unha mostra de 20 × 10 × 6 mm usando varios papeis de lixa de SiC de tamaños comprendidos entre 120 e 2500. As mostras foron gravadas electroliticamente en 40 g de NaOH e 100 ml de auga destilada a unha tensión de 5 V durante 15 s, e despois montado nun soporte de mostra, situado na cámara SEM, para analizar mostras despois de purgar a cámara con nitróxeno.Un feixe de electróns xerado por un filamento de wolframio quente crea unha reixa na mostra para producir imaxes con varios aumentos, e os resultados de EMF obtivéronse mediante os métodos de Roche et al.41 e Mokobi 42 .
Utilizouse un método de polarización potenciodinámica electroquímica segundo ASTM G59-9743 e ASTM G5-1444 para avaliar o potencial de degradación das placas DSS 2205 soldadas con electrodos E1, E2 e C nun ambiente de NaCl ao 3,5%.Realizáronse probas electroquímicas mediante un aparello Potentiostat-Galvanostat/ZRA controlado por ordenador (modelo: PC4/750, Gamry Instruments, USA).As probas electroquímicas realizáronse nunha configuración de proba de tres electrodos: DSS 2205 como electrodo de traballo, electrodo de calomel saturado (SCE) como electrodo de referencia e varilla de grafito como contraelectrodo.As medicións realizáronse mediante unha célula electroquímica, na que a área de acción da solución era a área do electrodo de traballo 0,78 cm2.Realizáronse medicións entre potenciais de -1,0 V a +1,6 V nun OCP preestabilizado (en relación ao OCP) a unha velocidade de exploración de 1,0 mV/s.
Realizáronse probas de temperatura crítica de picadura electroquímica en NaCl ao 3,5% para avaliar a resistencia á picadura das soldaduras realizadas con electrodos E1, E2 e C.claramente sobre o potencial de picadura no PB (entre as rexións pasiva e transpasiva), e mostras soldadas con E1, E2, Electrodos C. Polo tanto, as medicións CPT realízanse para determinar con precisión o potencial de picadura dos consumibles de soldadura.As probas CPT realizáronse de acordo cos informes de soldadura dúplex de aceiro inoxidable45 e ASTM G150-1846.De cada un dos aceiros a soldar (S-110A, E1-110A, E2-90A), cortáronse mostras cunha superficie de 1 cm2, incluíndo a base, a soldadura e as zonas HAZ.As mostras puíronse usando papel de lixa e unha suspensión en po de alúmina de 1 µm de acordo cos procedementos estándar de preparación de mostras metalográficas.Despois do pulido, as mostras foron limpadas por ultrasóns en acetona durante 2 min.Engadiuse unha solución de proba de NaCl ao 3,5 % á célula de proba CPT e a temperatura inicial axustouse a 25 °C mediante un termostato (Neslab RTE-111).Despois de alcanzar a temperatura inicial de proba de 25 °C, o gas Ar foi soprado durante 15 min, a continuación, as mostras foron colocadas na célula e o OCF foi medido durante 15 min.Despois polarizouse a mostra aplicando unha tensión de 0,3 V a unha temperatura inicial de 25 °C, e mediuse a corrente durante 10 min45.Comezar a quentar a solución a unha velocidade de 1 °C/min ata 50 °C.Durante o quecemento da solución de proba, o sensor de temperatura úsase para controlar continuamente a temperatura da solución e almacenar datos de tempo e temperatura, e o potenciostato/galvanostato úsase para medir a corrente.Utilizouse un electrodo de grafito como contraelectrodo e todos os potenciais medironse en relación ao electrodo de referencia Ag/AgCl.A purga de argón realizouse durante toda a proba.
Sobre a fig.A figura 1 mostra a composición (en porcentaxe en peso) dos compoñentes de fluxo F1 e F2 utilizados para a produción de electrodos alcalinos (E1) e ácidos (E2), respectivamente.O índice de basicidade do fluxo úsase para predicir as propiedades mecánicas e metalúrxicas das unións soldadas.F1 é o compoñente do fluxo utilizado para recubrir os electrodos E1, que se denomina fluxo alcalino porque o seu índice básico é > 1,2 (é dicir, 2,40), e F2 é o fluxo utilizado para recubrir os electrodos E2, chamado fluxo ácido pola súa basicidade. índice < 0,9 (é dicir, 2,40).0,40).Está claro que os electrodos revestidos con fluxos básicos na maioría dos casos teñen mellores propiedades mecánicas que os electrodos revestidos con fluxos ácidos.Esta característica é unha función do predominio do óxido básico no sistema de composición de fluxo para o electrodo E1.Pola contra, a eliminación de escoura (separabilidade) e as baixas salpicaduras observadas nas unións soldadas con electrodos E2 son características dos electrodos cun revestimento de fluxo ácido cun alto contido en rutilo.Esta observación é consistente cos descubrimentos de Gill47 de que o efecto do contido de rutilo sobre a separabilidade da escoura e a baixa salpicadura dos electrodos revestidos de fluxo ácido contribúen á rápida conxelación da escoura.O caolín no sistema de fluxo usado para recubrir os electrodos E1 e E2 utilizouse como lubricante e o po de talco mellorou a extruibilidade dos electrodos.Os aglutinantes de silicato de potasio nos sistemas de fluxo contribúen a unha mellor ignición do arco e a estabilidade do rendemento e, ademais das súas propiedades adhesivas, melloran a separación da escoura nos produtos soldados.Dado que o CaCO3 é un rompedor de rede (rompe escorias) no fluxo e tende a xerar moito fume durante a soldadura debido á descomposición térmica en CaO e preto dun 44% de CO2, o TiO2 (como formador de escorias/construtores de rede) axuda a reducir a cantidade. de fume durante a soldadura.soldeo e, así, mellorar a separabilidade da escoura como suxire Jing et al.48.Fluorine Flux (CaF2) é un fluxo químicamente agresivo que mellora a limpeza da soldadura.Jastrzębska et al.49 informaron do efecto da composición de flúor desta composición de fluxo sobre as propiedades de limpeza das soldaduras.Normalmente, engádese fluxo á área de soldadura para mellorar a estabilidade do arco, engadir elementos de aliaxe, acumular escorias, aumentar a produtividade e mellorar a calidade do grupo de soldadura 50.
As curvas TGA-DTG mostradas nas Figs.2a e 2b mostran unha perda de peso en tres etapas ao quentarse nun intervalo de temperatura de 30-1000 °C nunha atmosfera de nitróxeno.Os resultados das figuras 2a e b mostran que para as mostras de fluxo básico e ácido, a curva TGA descende directamente ata que finalmente se fai paralela ao eixe da temperatura, ao redor de 866,49 °C e 849,10 °C respectivamente.A perda de peso do 1,30% e do 0,81% ao comezo das curvas TGA das figuras 2a e 2b débese á humidade absorbida polos compoñentes do fluxo, así como á evaporación e deshidratación da humidade superficial.As principais descomposicións de mostras do fluxo principal na segunda e terceira etapas na fig.2a ocorreu nos intervalos de temperatura 619,45 °C–766,36 °C e 766,36 °C–866,49 °C, e a porcentaxe da súa perda de peso foi de 2,84 e 9,48%., respectivamente.Mentres que para as mostras de fluxo ácido da figura 7b, que estaban nos intervalos de temperatura de 665,23 °C–745,37 °C e 745,37 °C–849,10 °C, a súa porcentaxe de perda de peso foi de 0,81 e 6,73%, respectivamente, o que se atribuíu a descomposición térmica.Dado que os compoñentes do fluxo son inorgánicos, os volátiles limítanse á mestura de fluxo.Polo tanto, a redución e a oxidación son terribles.Isto é consistente cos resultados de Balogun et al.51, Kamli et al.52 e Adeleke et al.53.A suma da perda de masa da mostra de fluxo observada na fig.2a e 2b son 13,26% e 8,43%, respectivamente.Menor perda de masa de mostras de fluxo na fig.2b débese aos altos puntos de fusión de TiO2 e SiO2 (1843 e 1710 °C respectivamente) como os principais óxidos que forman a mestura de fluxo54,55, mentres que TiO2 e SiO2 teñen puntos de fusión máis baixos.punto de fusión Óxido primario: CaCO3 (825 °C) na mostra de fluxo da fig.2a56.Estes cambios no punto de fusión dos óxidos primarios en mesturas de fluxo están ben informados por Shi et al.54, Ringdalen et al.55 e Du et al.56.Observando a perda de peso continua nas figuras 2a e 2b, pódese concluír que as mostras de fluxo utilizadas nos revestimentos de electrodos E1 e E2 sofren unha descomposición nun só paso, como suxire Brown57.O rango de temperatura do proceso pódese ver a partir das curvas derivadas (% en peso) na fig.2a e b.Dado que a curva TGA non pode describir con precisión a temperatura específica á que o sistema de fluxo sofre cambio de fase e cristalización, a derivada TGA úsase para determinar o valor exacto da temperatura de cada fenómeno (cambio de fase) como un pico endotérmico para preparar o sistema de fluxo.
Curvas TGA-DTG que mostran a descomposición térmica de (a) fluxo alcalino para o revestimento do electrodo E1 e (b) fluxo ácido para o revestimento do electrodo E2.
A táboa 4 mostra os resultados da análise espectrofotométrica e da análise SEM-EDS de metal base DSS 2205 e soldaduras realizadas mediante electrodos E1, E2 e C.E1 e E2 mostraron que o contido de cromo (Cr) diminuíu drasticamente ata 18,94 e 17,04%, e o contido de molibdeno (Mo) foi de 0,06 e 0,08%, respectivamente.os valores das soldaduras con electrodos E1 e E2 son máis baixos.Isto está lixeiramente en liña co valor PREN calculado para a fase ferrítico-austenítica da análise SEM-EDS.Polo tanto, pódese ver que a picadura comeza na etapa con valores PREN baixos (soldaduras de E1 e E2), basicamente como se describe na Táboa 4. Isto é indicativo do esgotamento e da posible precipitación da aliaxe na soldadura.Posteriormente, a redución do contido de elementos de aleación de Cr e Mo nas soldaduras producidas mediante os electrodos E1 e E2 e os seus baixos valores equivalentes a picaduras (PREN) móstranse na táboa 4, o que crea un problema para manter a resistencia en ambientes agresivos, especialmente en ambientes de cloruro.- ambiente que contén.O contido relativamente alto de níquel (Ni) do 11,14% e o límite permitido de contido de manganeso nas unións soldadas dos electrodos E1 e E2 poden ter un efecto positivo sobre as propiedades mecánicas das soldaduras utilizadas en condicións que simulan a auga do mar (Fig. 3). ).realizáronse mediante o traballo de Yuan e Oy58 e Jing et al.48 sobre o efecto das composicións de níquel e manganeso elevados na mellora das propiedades mecánicas das estruturas soldadas por DSS en condicións de operación severas.
Resultados das probas de tracción para (a) UTS e 0,2% de sag YS e (b) alongamento uniforme e total e as súas desviacións típicas.
Avaliáronse as propiedades de resistencia do material base (BM) e as unións soldadas feitas a partir dos electrodos desenvolvidos (E1 e E2) e dun electrodo dispoñible comercialmente (C) a dúas correntes de soldadura diferentes de 90 A e 110 A. 3(a) e (b) mostrar UTS, YS cunha compensación do 0,2%, xunto cos seus datos de alongamento e desviación estándar.O UTS e YS compensaron os resultados do 0,2% obtidos das Figs.3a mostra os valores óptimos para a mostra núm.1 (BM), mostra núm.3 (soldadura E1), mostra no.5 (soldadura E2) e mostra no.6 (soldaduras con C) son 878 e 616 MPa, 732 e 497 MPa, 687 e 461 MPa e 769 e 549 MPa, respectivamente, e as súas respectivas desviacións típicas.Da fig.110 A) son mostras numeradas 1, 2, 3, 6 e 7, respectivamente, con propiedades de tracción mínimas recomendadas superiores a 450 MPa en ensaio de tracción e 620 MPa en ensaio de tracción proposto por Grocki32.O alongamento de mostras de soldadura con electrodos E1, E2 e C, representado polas mostras no 2, no 3, no 4, no 5, no 6 e no 7, a correntes de soldadura de 90 A e 110 A, respectivamente, reflicte plasticidade e honestidade.relación cos metais básicos.O menor alongamento explicouse por posibles defectos de soldadura ou pola composición do fluxo do electrodo (Fig. 3b).Pódese concluír que o aceiro inoxidable dúplex BM e as unións soldadas con electrodos E1, E2 e C en xeral teñen propiedades de tracción significativamente máis altas debido ao seu contido relativamente alto de níquel (táboa 4), pero esta propiedade observouse nas unións soldadas.A E2 menos eficaz obtense da composición ácida do fluxo.Gunn59 demostrou o efecto das aliaxes de níquel na mellora das propiedades mecánicas das unións soldadas e no control do equilibrio de fase e da distribución dos elementos.Isto confirma de novo o feito de que os electrodos feitos a partir de composicións básicas de fluxo teñen mellores propiedades mecánicas que os electrodos feitos de mesturas de fluxo ácido, como suxire Bang et al.60.Así, realizouse unha importante contribución ao coñecemento existente sobre as propiedades da unión soldada do novo electrodo revestido (E1) con boas propiedades de tracción.
Sobre a fig.As figuras 4a e 4b mostran as características de microdureza Vickers de mostras experimentais de unións soldadas dos electrodos E1, E2 e C. A 4a mostra os resultados de dureza obtidos nunha dirección da mostra (de WZ a BM), e na fig.A 4b mostra os resultados de dureza obtidos en ambos os dous lados da mostra.Os valores de dureza obtidos durante a soldadura das mostras nos 2, 3, 4 e 5, que son unións soldadas con electrodos E1 e E2, poden deberse á estrutura de gran groso durante a solidificación nos ciclos de soldadura.Observouse un forte aumento da dureza tanto na HAZ de gran groso como na HAZ de gran fino de todas as mostras n.º 2-7 (ver códigos de mostra na Táboa 2), que se pode explicar por un posible cambio na microestrutura da a soldadura como resultado de mostras de cromo-soldadura son ricas en emisións (Cr23C6).En comparación con outras mostras de soldadura 2, 3, 4 e 5, os valores de dureza das unións soldadas das mostras no 6 e 7 das Figs.4a e 4b anteriores (táboa 2).Segundo Mohammed et al.61 e Nowacki e Lukoje62, isto pode deberse ao alto valor de ferrita δ e ás tensións residuais inducidas na soldadura, así como ao esgotamento de elementos de aliaxe como Mo e Cr na soldadura.Os valores de dureza de todas as mostras experimentais consideradas na área de BM parecen ser consistentes.A tendencia dos resultados da análise de dureza de probetas soldadas é consistente coas conclusións doutros investigadores61,63,64.
Valores de dureza das unións soldadas de mostras DSS (a) media sección das mostras soldadas e (b) sección completa das unións soldadas.
Obtivéronse as distintas fases presentes no DSS 2205 soldado con electrodos E1, E2 e C e os espectros XRD para o ángulo de difracción 2\(\theta\) móstranse na figura 5. Picos de austenita (\(\gamma\) ) e ferrita (\(\alpha\)) identificáronse en ángulos de difracción de 43° e 44°, confirmando de forma concluínte que a composición da soldadura é de aceiro inoxidable 65 bifásico.que DSS BM mostra só fases austenítica (\(\gamma\)) e ferrítica (\(\alpha\)), confirmando os resultados microestruturais presentados nas figuras 1 e 2. 6c, 7c e 9c.A fase ferrítica (\(\alpha\)) observada con DSS BM e o pico elevado na soldadura ao electrodo C son indicativos da súa resistencia á corrosión, xa que esta fase ten como obxectivo aumentar a resistencia á corrosión do aceiro, como Davison e Redmond66. , a presenza de elementos estabilizadores de ferrita, como Cr e Mo, estabiliza eficazmente a película pasiva do material en ambientes que conteñen cloruro.A táboa 5 mostra a fase ferrita-austenítica mediante metalografía cuantitativa.A proporción da fracción de volume da fase ferrita-austenítica nas unións soldadas do electrodo C conséguese aproximadamente (≈1:1).A composición de fase de baixa ferrita (\(\alpha\)) das soldaduras que usan electrodos E1 e E2 nos resultados da fracción de volume (táboa 5) indica unha posible sensibilidade a un ambiente corrosivo, que foi confirmada pola análise electroquímica.confirmado (Fig. 10a, b)), xa que a fase de ferrita proporciona unha alta resistencia e protección contra a fisuración por corrosión por tensión inducida polo cloruro.Isto confírmase ademais polos baixos valores de dureza observados nas soldaduras dos electrodos E1 e E2 na fig.4a,b, que son causadas pola baixa proporción de ferrita na estrutura de aceiro (táboa 5).A presenza de fases austeníticas (\(\gamma\)) e ferríticas (\(\alpha\)) desequilibradas nas unións soldadas mediante electrodos E2 indica a vulnerabilidade real do aceiro ao ataque de corrosión uniforme.Pola contra, os espectros XPA dos aceiros bifásicos de unións soldadas con electrodos E1 e C, xunto cos resultados de BM, adoitan indicar a presenza de elementos estabilizadores austeníticos e ferríticos, o que fai que o material sexa útil na construción e na industria petroquímica. , porque argumentaron Jiménez et al.65;Davidson e Redmond66;Shamant e outros67.
Micrografías ópticas de unións soldadas de electrodos E1 con diferentes xeometrías de soldadura: (a) HAZ que mostra a liña de fusión, (b) HAZ que mostra a liña de fusión a maior aumento, (c) BM para a fase ferrítico-austenítica, (d) xeometría de soldadura , (e) Mostra a zona de transición próxima, (f) HAZ mostra a fase ferrítico-austenítica a maior aumento, (g) A zona de soldadura mostra a fase ferrítico-austenítica Fase de tracción.
Micrografías ópticas de soldaduras de electrodos E2 en varias xeometrías de soldadura: (a) HAZ que mostra a liña de fusión, (b) HAZ que mostra a liña de fusión a maior aumento, (c) BM para a fase masiva ferrítico-austenítica, (d) xeometría de soldadura, (e) ) que mostra a zona de transición nas proximidades, (f) HAZ que mostra a fase ferrítico-austenítica a maior aumento, (g) zona de soldadura que mostra a fase ferrítico-austenítica.
As figuras 6a-c e, por exemplo, mostran a estrutura metalográfica das unións DSS soldadas mediante un electrodo E1 en varias xeometrías de soldadura (figura 6d), indicando onde se tomaron as micrografías ópticas con diferentes aumentos.Sobre a fig.6a, b, f - zonas de transición de unións soldadas, demostrando a estrutura de equilibrio de fase da ferrita-austenita.As figuras 7a-c e, por exemplo, tamén mostran o OM dunha unión DSS soldada usando un electrodo E2 en varias xeometrías de soldadura (Figura 7d), que representan os puntos de análise OM a diferentes aumentos.Sobre a fig.7a,b,f mostran a zona de transición dunha unión soldada en equilibrio ferrítico-austenítico.OM na zona de soldadura (WZ) móstrase na fig.1 e fig.2. Soldaduras dos electrodos E1 e E2 6g e 7g, respectivamente.OM sobre BM móstrase nas figuras 1 e 2. Na fig.6c, e e 7c, e mostran o caso de unións soldadas con electrodos E1 e E2, respectivamente.A zona clara é a fase de austenita e a zona negra escura é a fase de ferrita.Os equilibrios de fase na zona afectada pola calor (HAZ) preto da liña de fusión indicaron a formación de precipitados de Cr2N, como se mostra nas micrografías SEM-BSE nas Figs.8a,b e confirmado na fig.9a,b.A presenza de Cr2N observada na fase de ferrita das mostras das Figs.8a,b e confirmado pola análise de puntos SEM-EMF e diagramas de liñas EMF das pezas soldadas (Fig. 9a-b), débese á maior temperatura de calor de soldadura.A circulación acelera a introdución de cromo e nitróxeno, xa que a alta temperatura na soldadura aumenta o coeficiente de difusión do nitróxeno.Estes resultados apoian estudos de Ramírez et al.68 e Herenyu et al.69 que mostran que, independentemente do contido de nitróxeno, o Cr2N adoita depositarse en grans de ferrita, límites de grans e límites α/\(\gamma\), como tamén suxire. outros investigadores.70,71.
(a) análise de puntos SEM-EMF (1, 2 e 3) dunha unión soldada con E2;
A morfoloxía superficial das mostras representativas e os seus correspondentes EMF móstranse nas Figs.10a-c.Sobre a fig.As figuras 10a e 10b mostran micrografías SEM e os seus espectros EMF de xuntas soldadas usando electrodos E1 e E2 na zona de soldadura, respectivamente, e na fig.A 10c mostra micrografías SEM e espectros EMF de OM que conteñen fases de austenita (\(\gamma\)) e ferrita (\(\alpha\)) sen precipitados.Como se mostra no espectro EDS da figura 10a, a porcentaxe de Cr (21,69% en peso) e Mo (2,65%) en comparación co 6,25% en peso de Ni dá unha idea do equilibrio correspondente da fase ferrita-austenítica.Microestrutura cunha alta redución do contido de cromo (15,97% en peso) e molibdeno (1,06%) en comparación cun alto contido de níquel (10,08% en peso) na microestrutura da unión soldada do electrodo E2, mostrada en fig.1. Compara.Espectro EMF 10b.A forma acicular con estrutura austenítica de gran fino observada na WZ mostrada na fig.10b confirma o posible esgotamento dos elementos ferritizantes (Cr e Mo) na soldadura e a precipitación de nitruro de cromo (Cr2N) - a fase austenítica.A distribución das partículas de precipitación ao longo dos límites das fases austenítica (\(\gamma\)) e ferrítica (\(\alpha\)) das unións soldadas DSS confirma esta afirmación72,73,74.Isto tamén resulta no seu pobre rendemento á corrosión, xa que se considera que o Cr é o principal elemento para formar unha película pasiva que mellora a resistencia local á corrosión do aceiro59,75 como se mostra na figura 10b.Pódese ver que o BM na micrografía SEM da figura 10c mostra un gran refinamento do gran xa que os resultados do seu espectro EDS mostran Cr (23,32% en peso), Mo (3,33%) e Ni (6,32% en peso).%) boas propiedades químicas.%) como elemento de aliaxe importante para comprobar a microestrutura de equilibrio da fase ferrita-austenítica da estrutura DSS76.Os resultados da análise espectroscópica EMF compositiva das unións soldadas do electrodo E1 xustifican o seu uso na construción e en ambientes lixeiramente agresivos, xa que os formadores de austenita e os estabilizadores de ferrita na microestrutura cumpren a norma DSS AISI 220541.72 para unións soldadas, 77.
Micrografías SEM de xuntas soldadas, onde (a) o electrodo E1 da zona de soldadura ten un espectro EMF, (b) o electrodo E2 da zona de soldadura ten un espectro EMF, (c) OM ten un espectro EMF.
Na práctica, observouse que as soldaduras DSS solidifican nun modo totalmente ferrítico (modo F), con núcleos de austenita nucleándose por debaixo da temperatura do solvo ferrítico, que depende principalmente da relación cromo-níquel equivalente (Creq/Nieq) (> 1,95 constitúe o modo F) Algúns investigadores notaron este efecto do aceiro debido á forte capacidade de difusión de Cr e Mo como elementos formadores de ferrita na fase de ferrita8078,79.Está claro que o DSS 2205 BM contén unha elevada cantidade de Cr e Mo (que mostra un Creq máis alto), pero ten un contido de Ni menor que a soldadura con electrodos E1, E2 e C, o que contribúe a unha maior proporción Creq/Nieq.Isto tamén é evidente no estudo actual, como se mostra na táboa 4, onde se determinou a relación Creq/Nieq para o DSS 2205 BM por riba de 1,95.Pódese observar que as soldaduras con electrodos E1, E2 e C endurecen en modo austenítico-ferrítico (modo AF), modo austenítico (modo A) e modo ferrítico-austenítico, respectivamente, debido ao maior contido de modo a granel (modo FA) .), como se mostra na táboa 4, o contido de Ni, Cr e Mo na soldadura é menor, o que indica que a relación Creq/Nieq é menor que a de BM.A ferrita primaria nas soldaduras do electrodo E2 tiña unha morfoloxía de ferrita vermicular e a relación Creq/Nieq determinada foi de 1,20 como se describe na táboa 4.
Sobre a fig.A figura 11a mostra o potencial de circuíto aberto (OCP) en función do tempo para unha estrutura de aceiro AISI DSS 2205 en solución de NaCl ao 3,5%.Pódese ver que a curva ORP desprázase cara a un potencial máis positivo, indicando a aparición dunha película pasiva na superficie da mostra metálica, unha caída de potencial indica corrosión xeneralizada e un potencial case constante no tempo indica a formación dun película pasiva ao longo do tempo., A superficie da mostra é estable e ten un Sticky 77. As curvas representan os substratos experimentais en condicións estables para todas as mostras nun electrólito que contén unha solución de NaCl ao 3,5%, coa excepción da mostra 7 (unión de soldadura con electrodo C), que mostra pouca inestabilidade.Esta inestabilidade pódese comparar coa presenza de ións cloruro (Cl-) na solución, que poden acelerar moito a reacción de corrosión, aumentando así o grao de corrosión.Observacións durante a exploración de OCP sen potencial aplicado mostraron que o Cl na reacción pode afectar a resistencia e estabilidade termodinámica das mostras en ambientes agresivos.Ma et al.81 e Lotho et al.5 confirmou a afirmación de que o Cl- xoga un papel na aceleración da degradación das películas pasivas nos substratos, contribuíndo así a un maior desgaste.
Análise electroquímica das mostras estudadas: (a) evolución da RSD en función do tempo e (b) polarización potenciodinámica das mostras en solución de NaCl ao 3,5%.
Sobre a fig.11b presenta unha análise comparativa das curvas de polarización potenciodinámica (PPC) de unións soldadas dos electrodos E1, E2 e C baixo a influencia dunha solución de NaCl ao 3,5%.As mostras de BM soldadas en PPC e solución de NaCl ao 3,5% mostraron un comportamento pasivo.Na táboa 5 móstranse os parámetros de análise electroquímica das mostras obtidas das curvas PPC, como Ecorr (potencial de corrosión) e Epit (potencial de corrosión por picaduras) e as súas desviacións asociadas.En comparación con outras mostras no 2 e no 5, soldadas cos electrodos E1 e E2, as mostras no 1 e no 7 (BM e unións soldadas co electrodo C) mostraron un alto potencial de corrosión por picaduras na solución de NaCl (Fig. 11b). ).As maiores propiedades de pasivación do primeiro en comparación co segundo débense ao equilibrio da composición microestrutural do aceiro (fases austenítica e ferrítica) e á concentración de elementos de aleación.Debido á presenza de fases ferrita e austenítica na microestrutura, Resendea et al.82 apoiaron o comportamento pasivo de DSS en medios agresivos.O baixo rendemento das mostras soldadas con electrodos E1 e E2 pode asociarse ao esgotamento dos principais elementos de aleación, como Cr e Mo, na zona de soldadura (WZ), xa que estabilizan a fase de ferrita (Cr e Mo), actúan como pasivadores Aliaxes en fase austenítica dos aceiros oxidados.O efecto destes elementos sobre a resistencia á picadura é maior na fase austenítica que na ferrítica.Por este motivo, a fase ferrítica sofre unha pasivación máis rápida que a fase austenítica asociada á primeira rexión de pasivación da curva de polarización.Estes elementos teñen un impacto significativo na resistencia á picadura do DSS debido á súa maior resistencia á picadura na fase austenítica en comparación coa fase ferrítica.Polo tanto, a rápida pasivación da fase de ferrita é un 81% superior á da fase de austenita.Aínda que o Cl- en solución ten un forte efecto negativo sobre a capacidade de pasivación da película de aceiro83.En consecuencia, a estabilidade da película pasivadora da mostra reducirase moito84.De Táboa.6 tamén mostra que o potencial de corrosión (Ecorr) das unións soldadas con electrodo E1 é algo menos estable na solución en comparación coas unións soldadas con electrodo E2.Isto tamén está confirmado polos baixos valores de dureza das soldaduras usando electrodos E1 e E2 na fig.4a,b, que se debe ao baixo contido de ferrita (Táboa 5) e ao baixo contido de cromo e molibdeno (Táboa 4) na estrutura de aceiro feita.Pódese concluír que a resistencia á corrosión dos aceiros no medio mariño simulado aumenta coa diminución da corrente de soldadura e diminúe con baixo contido de Cr e Mo e baixo contido de ferrita.Esta afirmación é coherente cun estudo de Salim et al.85 sobre o efecto de parámetros de soldadura como a corrente de soldadura sobre a integridade á corrosión dos aceiros soldados.A medida que o cloruro penetra no aceiro a través de diversos medios, como a absorción e difusión capilar, fórmanse pozos (corrosión por picaduras) de forma e profundidade irregulares.O mecanismo é significativamente diferente en solucións de pH máis alto onde os grupos circundantes (OH-) son simplemente atraídos pola superficie do aceiro, estabilizando a película pasiva e proporcionando protección adicional á superficie do aceiro25,86.A mellor resistencia á corrosión das mostras no 1 e no 7 débese principalmente á presenza na estrutura de aceiro dunha gran cantidade de ferrita δ (táboa 5) e unha gran cantidade de Cr e Mo (táboa 4), xa que o O nivel de corrosión por picaduras está presente principalmente no aceiro, soldado polo método DSS, na estrutura en fase austenítica das pezas.Así, a composición química da aliaxe xoga un papel decisivo no desempeño da corrosión da unión soldada87,88.Ademais, observouse que as mostras soldadas usando os electrodos E1 e C neste estudo mostraron valores de Ecorr máis baixos das curvas PPC que as soldadas usando o electrodo E2 das curvas OCP (táboa 5).Polo tanto, a rexión do ánodo comeza cun potencial máis baixo.Este cambio débese principalmente á estabilización parcial da capa de pasivación formada na superficie da mostra e á polarización catódica que se produce antes de conseguir a estabilización total de OCP89.Sobre a fig.12a e b mostran imaxes de perfilador óptico 3D de mostras corroídas experimentalmente en varias condicións de soldadura.Pódese ver que o tamaño de corrosión por picadura das mostras aumenta co menor potencial de corrosión por picadura creado pola alta corrente de soldadura de 110 A (Fig. 12b), comparable ao tamaño da corrosión por picadura obtido para soldaduras cunha relación de corrente de soldadura máis baixa de 90 A. (Fig. 12a).Isto confirma a afirmación de Mohammed90 de que se forman bandas de deslizamento na superficie da mostra para destruír a película de pasivación da superficie ao expoñer o substrato a unha solución de NaCl ao 3,5% para que o cloruro comece a atacar, facendo que o material se disolve.
A análise SEM-EDS da Táboa 4 mostra que os valores PREN de cada fase austenítica son superiores aos da ferrita en todas as soldaduras e BM.O inicio da picadura na interface ferrita/austenita acelera a destrución da capa de material pasivo debido á falta de homoxeneidade e segregación de elementos que se producen nestas áreas91.A diferenza da fase austenítica, onde o valor equivalente de resistencia á picadura (PRE) é maior, o inicio da picadura na fase ferrítica débese ao menor valor PRE (táboa 4).A fase de austenita parece conter unha cantidade importante de estabilizador de austenita (solubilidade de nitróxeno), o que proporciona unha maior concentración deste elemento e, polo tanto, unha maior resistencia á picadura92.
Sobre a fig.A figura 13 mostra as curvas de temperatura de picadura críticas para soldaduras E1, E2 e C.Dado que a densidade de corrente aumentou a 100 µA/cm2 debido á picadura durante a proba ASTM, está claro que a soldadura @110A con E1 mostrou unha temperatura crítica de picadura mínima de 27,5 °C seguida da soldadura E2 @ 90A mostra un CPT de 40 °C, e no caso de C@110A o CPT máis alto é de 41 °C.Os resultados observados están en boa concordancia cos resultados observados das probas de polarización.
Investigáronse as propiedades mecánicas e o comportamento á corrosión das soldaduras dúplex de aceiro inoxidable utilizando os novos electrodos E1 e E2.O electrodo alcalino (E1) e o electrodo ácido (E2) utilizados no proceso SMAW foron revestidos con éxito cunha composición de fluxo cunha relación de cobertura global de 1,7 mm e un índice alcalino de 2,40 e 0,40, respectivamente.Valorouse a estabilidade térmica de fluxos preparados mediante TGA nun medio inerte.A presenza dun alto contido de TiO2 (%) na matriz de fluxo mellorou a eliminación de escorias das soldaduras dos electrodos revestidos con fluxo ácido (E2) en comparación cos electrodos revestidos con fluxo básico (E1).Aínda que os dous electrodos revestidos (E1 e E2) teñen unha boa capacidade de inicio de arco.As condicións de soldadura, especialmente a entrada de calor, a corrente e a velocidade de soldeo, xogan un papel fundamental para lograr o equilibrio de fase austenita/ferrita das soldaduras DSS 2205 e as excelentes propiedades mecánicas da soldadura.As unións soldadas co electrodo E1 mostraron excelentes propiedades de tracción (corte 0,2% YS = 497 MPa e UTS = 732 MPa), confirmando que os electrodos revestidos de fluxo básico teñen un alto índice de basicidade en comparación cos electrodos revestidos de fluxo ácido.Os electrodos presentan mellores propiedades mecánicas cunha baixa alcalinidade.É obvio que nas unións soldadas de electrodos cun novo revestimento (E1 e E2) non hai equilibrio da fase ferrita-austenítica, o que se revelou mediante a análise OES e SEM-EDS da soldadura e cuantificado pola fracción de volume en a soldadura.A metalografía confirmou o seu estudo SEM.microestruturas.Isto débese principalmente ao esgotamento de elementos de aliaxe como Cr e Mo e á posible liberación de Cr2N durante a soldadura, o que se confirma mediante a exploración da liña EDS.Isto é apoiado ademais polos baixos valores de dureza observados nas soldaduras con electrodos E1 e E2 debido á súa baixa proporción de elementos de ferrita e aleación na estrutura de aceiro.O potencial de corrosión de evidencia (Ecorr) das soldaduras que usan o electrodo E1 demostrou ser lixeiramente menos resistente á corrosión da solución en comparación coas soldaduras que usan o electrodo E2.Isto confirma a eficacia dos electrodos recentemente desenvolvidos en soldaduras probadas en ambiente de NaCl 3,5% sen composición de aliaxe de mestura de fluxo.Pódese concluír que a resistencia á corrosión no medio mariño simulado aumenta coa diminución da corrente de soldadura.Así, a precipitación de carburos e nitruros e a posterior diminución da resistencia á corrosión das unións soldadas mediante electrodos E1 e E2 foi explicada por un aumento da corrente de soldadura, o que provocou un desequilibrio no equilibrio de fases das unións soldadas de aceiros de dobre propósito.
Previa solicitude, os datos deste estudo serán proporcionados polo autor respectivo.
Smook O., Nenonen P., Hanninen H. e Liimatainen J. Microestrutura de aceiro inoxidable súper dúplex formada por prensado isostático en quente de metalurxia de po no tratamento térmico industrial.Metal.alma mater.transo.A 35, 2103. https://doi.org/10.1007/s11661-004-0158-9 (2004).
Kuroda T., Ikeuchi K. e Kitagawa Y. Control de microestructura na unión de aceiros inoxidables modernos.En Processing New Materials for Advanced Electromagnetic Energy, 419–422 (2005).
Smook O. Microestrutura e propiedades dos aceiros inoxidables superdúplex da pulvimetalurxia moderna.Real Instituto Tecnolóxico (2004)
Lotto, TR e Babalola, P. Polarization Corrosion Behaviour and Microstructural Analysis of AA1070 Aluminum and Silicon Carbide Matrix Composites at Acid Chloride Concentrations.Enxeñeiro persuasivo.4, 1. https://doi.org/10.1080/23311916.2017.1422229 (2017).
Bonollo F., Tiziani A. e Ferro P. Proceso de soldadura, cambio microestructural e propiedades finais dos aceiros inoxidables dúplex e superdúplex.Aceiro inoxidable dúplex 141–159 (John Wiley & Sons Inc., Hoboken, 2013).
Kisasoz A., Gurel S. e Karaaslan A. Influencia do tempo de recocido e da velocidade de arrefriamento no proceso de deposición en aceiros resistentes á corrosión de dúas fases.Metal.a ciencia.tratamento térmico.57, 544. https://doi.org/10.1007/s11041-016-9919-5 (2016).
Shrikant S, Saravanan P, Govindarajan P, Sisodia S e Ravi K. Desenvolvemento de aceiros inoxidables lean duplex (LDSS) con excelentes propiedades mecánicas e de corrosión no laboratorio.alma mater avanzada.tanque de almacenamento.794, 714 (2013).
Murkute P., Pasebani S. e Isgor OB Propiedades metalúrxicas e electroquímicas de capas de revestimento de aceiro inoxidable súper dúplex sobre substratos de aceiro suave obtidas por aliaxe láser nunha capa de po.a ciencia.Rep. 10, 10162. https://doi.org/10.1038/s41598-020-67249-2 (2020).
Oshima, T., Khabara, Y. e Kuroda, K. Esforzos para aforrar níquel en aceiros inoxidables austeníticos.ISIJ International 47, 359. https://doi.org/10.2355/isijinternational.47.359 (2007).
Oikawa W., Tsuge S. e Gonome F. Desenvolvemento dunha nova serie de aceiros inoxidables lean duplex.NSSC 2120™, NSSC™ 2351. NIPPON Steel Technical Report No 126 (2021).