https://hemerotecadigital.uanl.mx/files/original/466/20908/Quimica_hoy_2020_Vol_10_No_2_Abril-Junio.pdf 5509b4e11192cec844d7908871ea0bf5 PDF Text Text QUIMICA HOY Chemistry Sciences Revista de la Universidad Autónoma de Nuevo León a través de la Facultad de Ciencias Químicas Abril - Junio 2020 E Revista Química Hoy @QuimicaHoy �Análisis microestructural y mecan1co de la ZAC en uniones soldadas CMT robotizadas en acero aleado HSLA Julio C. Garcíaª•*, Benjamín Vargas3, Celso E. Cruz\ Verónica Estrella 3, Irineo P. Zaragozaª ªTecnológico Nacional de México I IT de Tlalnepontla, División de estudios de posgrado e investigación, Av. Instituto Tecnológico sin, C.P. 54070, Col. La comunidad Tlalnepontla de Baz, Edo. México, México. bCentro de Ingeniería y Desarrollo Industrial (CIDESI) sede Estado de México, Av. Desarrollo sin Parque Industrial Cuamatla, C.P 54763, Cuautitlán lzcalli, Edo de México, México. *cesarmartinez08l 6@gmail.com Resumen Se estudió el efecto de treinta y uno combinaciones de parámetros de soldadura robotizada por transferencia de metal en frio (CMT-P): corriente de soldadura, velocidad de soldadura, precalentamiento y caudal de gases de protección, sobre la calidad, microestructura y resistencia mecánica bajo tensión en uniones soldadas a traslape con un cordón por cada lado para acero experimental aleado HSLA al Ni-Cr. Se realizaron inspección visual para evaluar calidad de uniones, estereoscopia para análisis macroestructural, microscopia óptica para evolución microestructural y prueba de tensión axial para determinar carga máxima a la tensión. Los resultados indicaron que corrida CMT24 alcanzo la mayor carga máxima a tensión (27208 N) con probeta de unión soldada fracturada en metal base, así como menor ancho promedio de ZAC (1.47 mm) en comparación con valor máximo (2.19 mm) para prueba CMTlO y cordones de soldadura con adecuada calidad sin defectos, como resultado de fases microestructurales duras tales como ferrita acicular en cordón de soldadura y ferrita de grano grueso en la ZAC recristalizada próxima a límite de fusión del cordón. Por lo tanto, esta corrida fue la mejor combinación de parámetros para aplicar soldadura CMT-P robotizada en acero HSLA. Palabras clave: Proceso CMT robotizado, Acero HSLA, Ancho de ZAC, ferrita acicular. l. Introducción El acero aleado al Ni-Cr es de alta resistencia baja aleación (HSLA) utilizado en oleoductos, gaseoductos y máquinas agrícolas por alto nivel de tenacidad y resistencia [1]. El efecto del Ni es aumentar la tenacidad y ductilidad, además combinado con Cr mejora la templabilidad y resistencia al desgaste [2]. Además, aleantes como Ti, Cu, V y Nb favorecen la soldabilidad, así mismo forman carburos y nitruros proporcionando fortalecimiento en resistencia mecánica final mediante refinamiento de grano y endurecimiento por precipitación, al igual que proceso de laminación en caliente resultando resistencia a la cedencia con variaciones de 290 a 760 MPa y resistencia máxima a la tracción de 41O a 830 MPa [1,3]. Sin embargo, el normalizado, temple y revenido pueden mejorar tenacidad [4]. El proceso de soldadura por transferencia de metal en frio (CMT), incluye corto circuito caracterizado por mantener temperaturas bajas y sin efectos de salpicadura [5], fue desarrollado por empresa Fronius de Austria en 2004 modificando proceso GMAW (MIG) mediante control de parámetros que influyen en deposición del metal y bajo calor de entrada (Qnet), resultando sistema digital para control de velocidad de alimentación del alambre de soldadura junto con fase del arco que permiten generar suficiente energía para fundir metales base y de aporte [6]. Una característica del proceso CMT es control digital del alambre con función de avanzar, generando arco eléctrico, que a su vez es retraído apagándose y al mismo tiempo haciendo deposición de gota, generando ciclo alterno (caliente y frio) hasta setenta veces por segundo, dando como resultado uniones de calidad eliminando mecanizados adicionales posteriores [7]. Pickin y Young [8] estudiaron procesos CMT convencional y pulsado (P) para placa de aleación de aluminio AA6061-T6, obteniendo que el convencional transfiere metal de aporte mediante corto circuito, donde penetración disminuye a medida que aumenta número de corto circuitos. Sin embargo, CMT-P proporciona adición de gota por pulsos, donde corriente proporcionada por estos pulsos es mayor y profundidad de penetración depende de aumento de pulsos. Illescas et al [9] estudiaron dos aceros de alta resistencia 16MnNi4 (V+Nb) y 16Mn4 (V) evaluando microestructura de acuerdo al %V y propiedades mecánicas de bainita generada, resultando formación de ferrita acicular con valores bajos de dureza y resistencia, así mismo �mejorando la tenacidad. Pichardo y López [10] evaluaron propiedades microestructurales de junta soldada de acero API-X60 con electrodos de acero inoxidable ER316L para raíz y ER 70S-6 como relleno, encontrando fases de perlita y ferrita comunes en aceros HSLA. En unión observaron variación del tamaño de grano en la ZAC por cordones de relleno, encontrando martensita de bajo carbono debido al rápido enfriamiento y porcentaje de elementos aleantes. Sin embargo, existe limitada investigación sobre la metalurgia de la soldadura CMT considerando la calidad estas uniones soldadas a traslape de un cordón por lado, caracterización del ancho de ZAC promedio convencional, evolución macro y microestructural de la ZAC y metal de soldadura, y resistencia mecánica bajo tensión axial. El objetivo de esta investigación es el análisis metalúrgico del proceso CMT para identificar la mejor combinación de parámetros de soldadura en uniones soldadas a traslape sobre acero HSLA, así como producir uniones de buena calidad y reducir los defectos. 2. Parte experimental 2.1 Materiales Para análisis químico de placa de acero HSLA aleado al Ni-Cr experimental y alambre de soldadura ER70S-6 se utilizó espectrometría de emisión óptica para obtención de composición química, de acuerdo al estándar AWS A5.18 [11], ver tabla 1 incluyendo valor de carbono equivalente (C0q) calculado con ecuación 1 [12] mediante elementos aleantes para determinar soldabilidad del acero y alambre como unión soldada. Analizando este parámetro y ¾C para cada aleación contra diagrama de Graville [13], resulto que acero HSLA con valor de 0.86 se localizó en zona III (dificil soldabilidad), mientras que metal de aporte con 0.31 se ubicó en zona I (fácil soldabilidad), por lo que esta unión tiene limitada soldabilidad. Por lo anterior, se recomienda precalentamiento antes del proceso de soldadura CMT para garantizar adecuada fusión y penetración entre metal de aporte y acero aleado. También, podría aplicarse tratamiento térmico post-soldadura. Tabla 1. Composición química (% peso) del metal de aporte AWS ER70S-6 y acero HSLA al Ni-Cr. e Mn Si Ni e, Mo p s e� Alambre 0.10 i.15 0.41 0.15 O.IS O.ISO 0.002 0.008 0.31 Acero 0.27 1.34 0.42 1.82 0.53 0.544 0.015 0.003 0.86 Material ER70S6 HSLA Ceq = o/oC + % Mn 6 + %Ni 15 + % Gr %Cu + + 5 13 % Mo 4 (l) En tabla 2 se presentan propiedades mecánicas del acero aleado y metal de aporte. Es evidente, que metal base obtuvo mayores valores de dureza HRC y resistencia mecánica bajo tensión debido a elementos aleantes (razón de Ni a Cr es 2.5 partes de Ni por 1 parte de Cr) comparándolo con alambre ER70S6. Sin embargo, la ductilidad del metal de aporte fue mayor que la del acero HSLA. Tabla 2. Propiedades mecánicas del alambre ER70S6 y acero HSLA aleado. Material Dureza Alambre ERS70S6 Acero al CrNi 92.6 HRB 32.3 HRC 2.2. Proceso robotizado de So (MPa) Su (MPa) Elongación (%) 430 530 21 777 1243 14 soldadura CMT-P Se utilizó placa de acero HSLA al Ni-Cr experimental con dimensiones de 110x110x4 mm de largo, ancho y espesor, respectivamente, para formar ensambles a traslape (figura la). La unión se hizo soldando parte inferior y superior del traslape, aplicando un solo cordón de soldadura por cada lado, ver figura 1b). Unión de soldadura presento longitud de traslape de 25.4 mm. Ensambles de placa fueron unidos con proceso CMT-P con arco pulsado (5 Hz) utilizando como metal de aporte ER70S6 de 1.2 mm de diámetro, aplicando mezcla de gases: 95% Ar y 5% CO2 , 23 V y velocidad de alimentación de alambre de 97 mm/s. Este proceso se realizó mediante brazo robótico Yaskawa 1400 con fuente de alimentación Fronius TransPuls 4000. b} ·f-f _¡+- a �, -r Figura 1. Esquemas de unión soldada CMT-P robotizada en placas de acero HSLA: a) union a traslape y b) union con dos cordones de soldadura. Se desarrolló diseño de experimentos DOE aplicando diseño central compuesto mediante software Minitab 18, 2017, considerando cuatro factores con dos niveles (alto y bajo) resultando treinta y uno combinaciones, como se muestra en tabla 3 donde se observa que corriente de soldadura no excede 172 A, lo cual indico bajo aporte de calor de entrada (Q001), velocidad de avance de robot con 77 mm/s, ya que al Abril - Junio, 2020 �aumentarla podrían aparecer defectos como faltas de fusión y penetración del cordón de soldadura, caudal de gases menor a 8.5 L/min y precalentamiento hasta 250 ºC atendiendo recomendaciones para aceros con baja soldabilidad. Se diseñó trayectoria lineal para unión de placas programado desde controlador manual, guardando posición inicial y final seguido de instrucción Arcon/Arcof para encendido y apagado de antorcha. Por último, ensambles fueron limpiados con acetona en zona de aplicación del cordón, sujetándolas a mesa de trabajo y posicionando robot para inicio de soldadura CMT-P. En tabla 3, solo se incluyen trece corridas experimentales consideradas como críticas para este análisis. Tabla 3. DOE central compuesto para pruebas de soldadura CMT-P Condición CMT-09 CMT-23 CMT-03 CMT-01 CMT-24 CMT-22 CMT-27 CMT-19 CMT-06 CMT-12 CMT-10 CMT-30 CMT-31 Corriente de soldadura íAl 154 163 154 154 163 163 163 163 172 172 172 163 163 Avance de soldadura (mm/s) Caudal de gases (L/min) Precalentamiento {°C) 63 70 7 7.5 7 7 7.5 8.5 7.5 7.5 8 7 7 7.5 7.5 200 50 100 100 250 150 150 150 100 200 200 150 150 77 63 70 70 70 56 63 77 63 70 70 2.3 Prueba de tensión Las probetas de tensión se obtuvieron del centro de cada unión soldada CMT, con mecanizado utilizando máquina de corte por chorro de agua Mitsubishi Electric Supreme, con dimensiones de 142x25.4x4 mm de largo, ancho y espesor, respectivamente de acuerdo al estándar ASTM E8M [14] para determinar resistencia mecánica. Estas pruebas por triplicado para cada condición de soldadura CMT se ensayaron en maquina electromecánica universal de tensión Instron 4482 con celda de carga de 100 kN bajo rapidez de deformación de 15 mm/min. 2.4 Análisis macro y microestructural Para esta caracterización se realizó técnica de metalografia de acuerdo al estándar ASTM-E3 [15] a partir de probetas de uniones soldadas CMT de acero HSLA al Ni-Cr que se cortaron en máquina por chorro de agua con dimensiones de 25xl0 mm de largo y ancho, respectivamente. Abril - Junio, 2020 Estas muestras se montaron en baquelita para su manipulación y desbaste con papel abrasivo de diferentes grados. Posteriormente, se pulieron con paño agregando Al20 3 en agua sobre paño húmedo. Finalmente, muestras fueron atacadas químicamente con Picral (4 g ácido pícrico y 100 ml alcohol metílico) por método de inmersión durante 45 s para revelar características microestructurales. Análisis macroestructural de uniones soldadas CMT fue realizado por inspección visual bajo código AWS D1.1 [16] y estereoscopia, para evaluar calidad, sanidad e identificación de defectos de soldadura. Las micrografias obtenidas se procesaron y analizaron mediante software Image J (analizador de imágenes) con calibración para diferentes escalas de magnificación correspondientes con aumento de cada micrografia, tomada mediante estereoscopio Carl Zeiss Stemi 2000-C conectado a cámara de alta resolución para obtención de imágenes utilizando software Axio Visión 4.8.2. Con este procedimiento se midió ancho de ZAC promedio para cada unión soldada CMT a partir de micrografias tomadas a 10x. Para análisis microestructural se utilizaron muestras metalográficas descritas de uniones soldadas CMT para revelar fases microestructurales del metal de soldadura, ZAC y metal base, mediante microscopio óptico Carl Zeiss Axiovert 40 MAT con cámara y software mencionados. Las micrografias de diferentes uniones soldadas se tomaron a 500x. 3 Resultados y discusiones 3.1 Análisis macroestructural de uniones CMT-P robotizadas Después de inspeccionar visualmente la calidad en términos de geometría del cordón de soldadura, defectos (falta de fusión y porosidad), ancho promedio y morfología de la ZAC para treinta y uno uniones soldadas a traslape CMT-P con metal de aporte ER70S6, se seleccionaron tres corridas con adecuada calidad (CMT24, CMT27 y CMT22) y otra unión con defecto (CMT6), ver figura 2. Por lo tanto, análisis de resultados se basó en estas cuatro uniones. Adicionalmente, se observó que morfología de la ZAC generada por cordón de soldadura no fue uniforme, resultando dos áreas: semi-elíptica y otra rectangular en cada placa de unión del acero aleado, respectivamente. Ambas áreas influyeron en ancho promedio de la ZAC. �La unión CMT24 (163 A, 70 mm/s, 7.5 L/min y 250º C) mostro cordón de soldadura convexo, completo y tamaño mediano, obteniendo longitud de pierna horizontal de 4.53 mm, vertical de 3.90 mm y mediana pierna efectiva (incluyendo convexidad) de 3.97 mm. Por lo anterior, resultaron piernas no proporcionales en longitud, formando ZAC no uniforme con ancho promedio de 1.47 mm, ver figura 2a). La condición CMT27 (163 A, 70 mm/s, 7.5 L/min y 150º C) exhibió cordón convexo, pequeño por lo que esta incompleto en ambos extremos, longitud de pierna horizontal de 3.44 mm, vertical de 3.65 mm y menor pierna efectiva de 3.09 mm. longitud mostraron Entonces, piernas proporcional, resultando ancho promedio de ZAC no uniforme de 1.57 mm (figura 2b). La corrida CMT22 (163 A, 70 mm/s, 8.5 L/min y 150ºC) mostro cordón de soldadura pequeño con ambos extremos incompletos, longitud de pierna horizontal de 4.3 mm, vertical de 3.5 mm y pierna efectiva mediana de 3.46 mm. Por lo tanto, ancho de ZAC (no uniforme con forma semi-elíptica y rectangular) fue 1.73 mm (figura 2c). Por lo anterior, en estas tres uniones CMT analizadas se reportó adecuada calidad. Por último, en soldadura CMT-06 (172 A, 63 mm/s, 8 L/min y 100ºC) se observó cordón con tamaño grande generando mayor longitud de pierna horizontal (5.52 mm), vertical de 4 mm y pierna efectiva más convexidad de 4.4 mm [16], resultando mayor ancho de ZAC no uniforme de 1.77 mm. Sin embargo, se encontró falta de penetración en raíz de unión, lo cual podría relacionarse con bajo precalentamiento ( lO0ºC), como se observa en figura 2d), por lo que esta soldadura mostro calidad no aceptable. b) CMT 22, y d) Cordón con falta de penetración en raíz y mayor ancho de ZAC en CMT6. 3.2 Ancho de ZAC en uniones CMT-P robotizadas Siguiendo con análisis macroestructural, se midió y analizo ancho promedio de ZAC de treinta y uno corridas CMT-P, resultando nueve condiciones críticas incluyendo valores mínimo, medios y máximo, es decir, rango que va desde 1.34 hasta 2.19 mm, como se observa en figura 3. Valor mínimo de ancho promedio de ZAC (1.34 mm) se generó con 154 A, 77 mm/s, 7 L/min y l00 ºC para corrida CMT03, como consecuencia de la menor corriente de soldadura y la mayor velocidad de soldadura. La segunda corrida con menor ancho de ZAC (1.47 mm) se presentó en GTAW24 atribuido al valor mediano de corriente (163 A), seguida de GTAW 27 con 1.57 mm debido al precalentamiento mediano (150 ºC). Lo anterior, se comparó con el mayor ancho promedio de ZAC (2.19 mm) derivado de la mayor corriente (172 A), mayor precalentamiento (200ºC), mediana velocidad de soldadura (63 mm/s) y caudal de gases de 7 L/min, para unión CMTl0. En base a lo anterior, se determinó un aumento en ancho promedio de la ZAC, por lo que el mayor aumento fue encontrado para unión CMTl0 (63%), seguida de CMT27 (17%) y CMT24 (10%) en comparación con el menor ancho de ZAC de CMT3, lo cual se atribuyó principalmente con incremento en corriente de soldadura desde 172, pasando por 163 y hasta 154 A. Por lo tanto, se encontró relación proporcional entre ancho de ZAC y corriente de soldadura. 2.5 ,É. 2.0 GI i::, o .e U e 1.5 <C 1.0 CMT-23 CMT-03 CMT-24 CMT-22 CMT-27 CMT-06 CMT-12 CMT-10 CMT-31 Figura 2 Macrografias obtenidas a 1 Ox para uniones soldadas CMT-P en acero HSLA: a) Cordón mediano con menor ancho de ZAC en CMT24, b) Cordón pequeño con piernas iguales para CMT27, c) Cordón con falta de relleno con piernas desproporcionadas en Union soldada CMT Figura 3. Ancho de ZAC promedio para varias uniones soldadas CMT-P robotizadas en acero HSLA con alambre ER70S6. Abril - Junio, 2020 �3.3 Resistencia mecamca bajo tensión de uniones CMT robotizadas Después de analizar los resultados de resistencia mecánica medida como carga máxima a la tensión de pruebas de tensión por triplicado para treinta y uno uniones soldadas CMT-P, se determinó rango de carga máxima desde 9558 N (CMT6) hasta 27280 N para CMT24. Se identificaron cuatro condiciones representativas: tres corridas (CMT24, CMT22 y CMT27) próximas a la carga máxima de tensión y otra (CMT6) con la menor carga. El comportamiento de tracción representado como curva carga desplazamiento para cuatro uniones CMT indicadas se puede observar en figura 4, se observa incremento en valores de carga de tensión conforme aumenta desplazamiento para cuatro corridas, de acuerdo con combinaciones de parámetros de soldadura aplicadas. También, es evidente deformación elástica, seguida de deformación plástica con pendiente positiva prolongada, llegando a punto máximo de carga para después tener fractura drástica y repentina, en menor o mayor grado para cada corrida. Además, este comportamiento mecánico bajo tensión podría relacionarse con tipo de unión soldada a traslape con dos cordones. La mayor curva en términos de carga se encontró para unión CMT24 con la mayor carga máxima a tracción (27208 N) en forma de pico, seguida de caída drástica para llegar a carga de fractura con menor desplazamiento (4.85 mm), ver figura 4, como consecuencia de combinación de parámetros de soldadura CMT-P (corriente mediana de 163 A, velocidad de soldadura intermedia de 70 mm/s, 7.5 L/min y alto precalentamiento de 250ºC), resultando menor ancho de ZAC (1.47 mm) y unión con dos cordones convexos sin defectos. Entonces esta unión fue la mejor en términos de ancho de ZAC, adecuada calidad y mayor carga máxima a tensión. La tercer unión con alta carga máxima (23436 N) se observó en soldadura CMT22 con mayor deformación elástica y plástica, ambas reflejadas como el mayor desplazamiento (6.15 mm) y carga máxima a la tensión con menor pendiente, en comparación con CMT24. La cuarta unión con alta carga máxima (21275 N) se alcanzó para CMT27 con menores valores de deformación plástica y desplazamiento (3.05 mm). Todo lo anterior, se comparó contra curva de unión CMT6 con la menor carga máxima a tensión (9558 N), así como mínima deformación elástica y plástica resultando el menor Abril - Junio, 2020 desplazamiento (0.55 mm), ver figura 4, lo cual se relacionó con alta corriente de 1 72 A, avance mediano de soldadura de 63 mm/s, bajo precalentamiento de lO0 ºC y 8 L/min, resultando mayor ancho de ZAC (1.77 mm) y cordón de soldadura con defecto de falta de penetración. Por lo tanto, esta condición fue la peor soldadura CMT. -CMT-24 30000 � e ·¡¡; ·O .. CMT-22 25000 /1 -CMT-06 20000 ,, 15000 u 10000 Cll -CMT-27 - ,,.- 5000 O.O O.IS 1.0 1.5 2.0 2.5 3.0 3.5 Desplazamiento 4.0 4.5 5.0 5.5 6.0 6.5 (mm) Figura 4. Curvas carga - desplazamiento para cuatro corridas de soldadura robotizada CMT-P. Siguiendo con análisis mecánico, se analizaron más a detalle nueve condiciones CMTP en función de carga máxima a la tensión, como se muestra en figura 5. Se confirma rango de esta carga (9558 a 27208 N). Además, se encontró que corrida CMTl0 alcanzo carga de 25611 N y el mayor ancho de ZAC (2.19 mm) por lo que esta combinación de parámetros CMT no se recomiendan para soldar aceros HSLA. Adicionalmente, soldaduras CMTl 9 y CMT30 con similar carga máxima (21785 N) no son adecuadas debido a que la zona de fractura en probetas de tensión fue en la ZAC cuando se requiere que fractura sea en metal base [17] , por lo que no se recomiendan ambas combinaciones de parámetros CMT. Entonces, uniones CMT14, CMT22 y CMT27 siguen siendo condiciones en segundo, tercer y cuarto lugar por debajo de CMT24. Sin embargo, carga máxima a tensión promedio del acero HSLA original fue 32697 N, por lo que la mayor carga de tensión de mejor unión CMT24 fue menor en 17% que carga de este acero. �25000 � ·O ·¡¡; "' "' 20000 15000 CMT-09 CMT•01 CMT-24 CMT-22 CMT-27 CMT- 1 9 CMT-06 CMT- 1 0 CMT-JO Union soldada CMT Figura 5. Carga máxima a la tensión promedio para varias uniones soldadas CMT-P robotizadas en acero HSLA. 3.4 Análisis microestructural de uniones soldadas CMT-P robotizadas El análisis del comportamiento mecánico de carga máxima bajo tensión, ancho de ZAC y calidad de uniones soldadas CMT-P, se complementó con evolución microestructural para corridas CMT24 y CMT6. Las características microestructurales de ambas zonas (ZAC y cordón de soldadura) variaron de acuerdo con combinación de parámetros de soldadura robotizada en cada corrida. Para unión soldada CMT24 transversal (figura 6a) se observó que cordón de soldadura generado con alambre ER70S6 mostro rnicroestructura formada por granos finos de ferrita columnar (zonas blancas) paralelos, intercalados y rodeados de agujas finas de ferrita acicular en mayor cantidad (zonas obscuras) [18], como consecuencia de solidificación del metal de soldadura, ver figura 6b ). Mientras que la ZAC fue producto de recristalización cerca del límite de fusión del cordón (ZAC de segunda zona de recristalización), esta compuesta por ferrita de grano grueso y agujas de ferrita acicular [18] distribuidas en matriz ferritica, como se observa en figura 6c). Además, la ZAC cerca del metal base (ZAC de primera zona recristalizada) mostro granos ferriticos muy finos [18] (figura 6d). Estas características microestructurales favorecieron la mayor resistencia mecánica medida como carga máxima a la tensión, menor ancho de ZAC y unión sin defectos, es decir, calidad aceptable, en comparación con treinta y uno corridas CMT analizadas. Por lo anterior, la unión con mejor comportamiento microestructural y mecánico fue CMT24 como resultado de mejor selección de parámetros de soldadura CMT-P. Figura 6. Macrografia por estereoscopia y micrografias obtenidas por microscopía óptica de junta soldada CMT24: a) dos zonas microestructurales en unión, b) ferrita acicular en cordón, c) ferrita acicular en ZAC de 2ª zona recristalizada y d) ferrita refinada en ZAC de 1 'ª zona recristalizada. En corrida CMT6 transversal (figura 7a) se encontró cordón de soldadura con menor cantidad de ferrita acicular entre granos columnares [18] en mayor proporción, ver figura 7b). La ZAC de 2ª zona recristalizada mostro baja presencia de ferrita acicular en matriz de ferrita de grano grueso (figura 7c) [18]. Mientras que la ZAC de l ra zona recristalizada exhibió matriz ferritica con grano fino, ver figura 7d). Este comportamiento microestructural de reducción en fases duras se reflejó en la menor carga máxima a tensión, así como mayor ancho de ZAC y defecto de falta de penetración en cordón de soldadura. Por lo tanto, esta corrida fue la peor de todas las uniones CMT P. Figura 7. Macrografla por estereoscopia y micrograflas obtenidas por microscopía óptica de corrida CMT6: a) cordón con falta de penetración, b) ferrita acicular en cordón, c) ferrita acicular en ZAC de 2ª zona recristalizada y d) matriz ferritica refinada en ZAC de 1 'ª zona recristalizada. Abril - Junio, 2020 �4. Conclusiones Las uniones a traslape soldadas mediante robot (CMT24, CMT22 y CMT27) mostraron calidad aceptable en términos de cordones de soldadura convexos, valores de ancho promedio de ZAC dentro del rango medido desde 1.34 mm (CMT3) hasta 2.19 mm (CMTl0), intervalo de carga máxima a la tensión calculado de 9558 N (CMT6) a 27208 N (CMT24) y características microestructurales de la ZAC recristalizada y cordón de soldadura solidificado. Por lo tanto, la corrida CMT24 alcanzo menor ancho de ZAC (1.47 mm) y la mayor carga máxima a la tensión, lo cual se asoció con fases microestructurales duras tales como mayor cantidad de agujas finas de ferrita acicular en cordón y ferrita de grano grueso en la ZAC recristalizada cerca al límite de fusión del metal de soldadura. Todo lo anterior, se atribuyó a la mejor combinación de parámetros de soldadura CMT -P: corriente mediana de soldadura (163 A), avance intermedio de soldadura (70 mm/s) y mayor precalentamiento (250ºC). Por lo tanto, esta combinación de parámetros se recomienda para aplicar proceso CMT-P en acero aleado HSLA al Ni-Cr. Por otro lado, la peor corrida CMT6 presento la menor carga máxima a tensión, así como mayor ancho de ZAC (1.77 mm), derivado de menor presencia de ferrita acicular en cordón de soldadura y ZAC de segunda zona recristalizada. Este comportamiento mecánico y microestructural se debió a limitada combinación de parámetros de soldadura: mayor corriente de soldadura (172 A) y menor precalentamiento (lO0ºC). 5. Referencias 1. M . Saadati, On the hot cracking of HSLA steel welds: Role of epitaxial growth and HAZ grain size , Journal of Manufacturing Processes, 2019, pp. 242251 Abril - Junio, 2020 2. 3. 4. 5. 6. 7. 8. S.H. Avner, Introducción a la metalurgia fisica, New York City, McGraw-Hill, 1 988, p. 357. Y. 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B.A. Pichardo A., V.H. López M., R. García H., M. Salazar M., Microestructura y propiedades mecanicas de una junta soldada de placas bicapa,s API X60/316L, Ava Cient., 201 9, vol. VII, No. 2, 1 1. 12. 13. 14. 1 5. 16. 17. 1 8. pp. 1 35- 145. AWS A5. 1 8 , Specification far carbon steel electrodes and rods far gas shielded are welding, American Welding Society, Miami Florida USA 2005, pp. 138-146. AWS Al . 1 , Metric practice guide far the welding industry, American Welding Society, Miami Florida USA, 1 998, pp. 1 - 16. B.R. Somers, Handbook Welding brazing and soldering, ASM, 1 993, pp. 1064. ASTM E8/E8M, Standard test methods far tension testing ofmetallic materials, ASTM USA, 2016. ASTM E3, Standard guide far preparation of metallographics specimens , ASTM USA, 201 1 . AWS D 1 . 1 , Structural welding code, American Welding Society USA, 201 5. ASME, Boiler and pressure vessel code, ASME BPVC IX, 201 5. G. Thewlis, Classification and quantification of microestructures in steels, Materials Science and Tecnology, 2004, 20, pp. 1 43- 1 59. �Efecto del calor de entrada sobre la microestructura y microdureza en uniones soldadas GTAW-P robotizadas para acero HSLA Abraham Fuentesª•*, Benjamín Vargas\ Celso E. Cruz\ Verónica Estrella\ Irineo P. Zaragoza\ Miriam Aguilarc ªTecnológico Nacional de México I IT de Tlalnepantla, División de Estudios de Posgrado e Investigación, Av. Instituto Tecnológico sin, 54070 Col. La comunidad, Tlalnepantla de Baz, Estado de México, México. bCentro de Ingeniería y Desarrollo Industrial (CIDES!) sede Estado de México, Av. Desarrollo sin Parque Industrial Cuamala, 54763 Cuautitlán Izcalli, Estado de México, México. cuAM - Azcapotzalco, División de CBI, Departamento de Materiales, Área de Ingeniería de Materiales, Av. San Pedro No. 180, Col, Reynosa Tamaulipas, Azcapotzalco, 02200, CDMX, México. *po dorski@live.com. mx Resumen El efecto del calor de entrada (Qnet) sobre la calidad, microestructura y dureza Vickers en uniones soldadas con doble cordón robotizadas GTAW-P en acero aleado variando la corriente de soldadura, voltaje del arco, velocidad de soldadura y precalentamiento fue evaluado mediante inspección visual, estereoscopia, microscopia óptica y prueba de microdureza. Los resultados indicaron que Qnet alto (0.600 kJ/mm) favoreció unión GTAW5 con adecuada calidad, sin defectos, menor ancho de zona afectada por calor recalentada (ZACR) promedio (2.43 mm) con formación de ferrita de grano grueso y martensita con mayor microdureza promedio de 597 HV, mientras que en metal de soldadura se observaron agujas finas de martensita y granos alargados de ferrita primaria resultando la mayor dureza (644 HV). Sin embargo, con el mayor Q net (0.645 kJ/mm) se generó corrida GTAW7 produciendo mayor ancho de ZAC (4.41 mm) con socavado y microestructura de ferritas idiomorfica y de grano fino resultando la menor dureza (536 HV), así como soldadura conteniendo ferritas acicular y primaria generando 540 HV. Se encontraron dos perfiles de microdureza: tipo A donde la ZACR alcanzo mayor dureza que metal de soldadura y tipo B con mayor endurecimiento en soldadura que en ZACR. Palabras clave: Acero al Ni-Cr, GTAW-P robotizado, calor de entrada, rnartensita, endurecimiento. l. Introducción El acero de alta resistencia y baja aleación (HSLA) está diseñado para proporcionar alta resistencia a la cedencia (350 a 1000 MPa) en condición de laminado en caliente [1]. Este acero tiene medio contenido de C (0.25 a 0.5%), 2.0% Mn máximo, Cr, Ni, Mo, V, Nb, Ti y Cu [2]. Las aplicaciones incluyen barcos, tuberías de línea de petróleo y gas, automóviles, recipientes a presión, tanques de almacenamiento, puentes y edificios debido a excelentes propiedades mecánicas [3]. La soldadura por arco pulsado con electrodo de tungsteno y protección de gas (GTAW-P) robotizada es adecuada alternativa para aumentar la productividad, debido a la alta repetitividad de soldeo y mejoramiento de tiempos de trabajo comparados con proceso GTAW manual. Además, la GTAW-P proporciona soldadura limpia, sin defectos, adecuado acabado superficial, no produce escoria y disminuye posibilidad de inclusiones en metal depositado. Ortiz et al. [4] mostraron que en industria automotriz, la inclinación hacia el proceso de soldadura robotizada ha tenido gran impacto en la calidad, consumo de energía del 66% y productividad de 60 al 73%. Debido al gran efecto que tiene Qnet generado por la soldadura sobre las diferentes zonas microestructurales y propiedades mecánicas de unión soldada, se han realizado diversos estudios sobre Qnet• Además, el decremento de microdureza en la ZAC está asociado con Qnet estudiado por varios investigadores. Por ejemplo, Sadeghian et al. [5] señalaron que con soldadura GTAW convencional con 120 A, 16.75 V y velocidad de soldadura (S) de 1.4 mm/s, resulto en Q net alto (0.861 kJ/mm), por lo que valores de dureza Vickers alcanzaron 300 HV (100 gr) en la ZAC del acero API-X65. Mientras que con Qnet bajo (0.506 kJ/mm), la dureza HV aumento 25 %, es �Abraham Fuentes, Benjamín Vargas, Celso E. Cruz, Verónica Estrella, Irineo P. Zaragoza, Minam Aguilar decir, a 400 HV (100 gr) en la ZAC, debido a la alta rapidez de enfriamiento, lo que llevo a formación de bainita superior. López et al. [6] estudiaron acero microaleado de alta resistencia, con microestructura compuesta de martensita y bainita, unido con GTAW convencional con 200 A, 3 mm/s y 0.933 kJ/mm, lo que resulto en ablandamiento en la ZAC asociado con formación de diferentes fases microestructurales en subzonas de la ZAC. En la ZAC de crecimiento de grano (ZACCG) se formó martensita, bainita y ferrita Widmanstiiten. La ZAC de recristalización (ZACRC) presento bainita, ferritas de borde de grano y poligonal. En la ZAC parcialmente transformada (ZACPT) encontraron ferritas de borde de grano, poligonal y acicular. También, se presento tamaño de grano tres veces mayor en la ZACCG (18.92 µm) que en la ZACRC (6.50 µm). Dong et al. [7] reportaron diferentes combinaciones de parámetros de soldadura GTAW resultando varios valores de Qnet (0.250, 0.400, 0.460, 0.570, 0.670 y 0.770 kJ/mm), afectando la microestructura del metal de soldadura, ZACCG y ZACFG en uniones soldadas del acero HSLA. Para 0.670 kJ/mm, observaron la formación de bainita inferior fina y ferrita acicular en la ZAC. Concluyeron que incremento del Qnet restringió la formación de martensita, promoviendo la transformación bainitica. Sin embargo, hay mínimas publicaciones sobre caracterización mecánica y microestructural de la ZAC y metal de soldadura en uniones soldadas por robot mediante proceso GTAW-Pulsado en acero HSLA. Por lo que se complica tener conocimiento amplio sobre la metalurgia de soldadura para estas dos zonas microestructurales, con lo que se generaría mejor entendimiento de la correlación que existe entre las causas y efectos del comportamiento de la microestructura sobre propiedades mecánicas de unión soldada. El objetivo de esta investigación es un análisis comparativo de la microestructura, ancho de ZAC y dureza Vickers de uniones soldadas a tope GTAW-P robotizado, utilizando como variables a la corriente de soldadura, velocidad de soldadura, voltaje del arco y precalentamiento, con el fin de mejorar la soldabilidad, sanidad y calidad de estas uniones. La originalidad del trabajo se encuentra en que el acero empleado para las uniones es experimental, lo que significa información limitada sobre las propiedades mecánicas y zonas microestructurales generadas con diferentes parámetros de soldadura GTAW-P robotizada. Además, con el estudio se podría aportar las Abril - Junio, 2020 mejores combinaciones soldadura. de parámetros de 2. Parte experimental 2.1 Materiales Se partió de placas de acero HSLA al Ni-Cr con dimensiones de 500x500x4 mm en longitud, ancho y espesor, respectivamente. Los cupones para realizar uniones soldadas a tope se cortaron con dimensiones de l l0xl10x4 mm, respectivamente, mediante maquina Water Jet Mitsubishi Electric Suprema DX510. La composición química del alambre de soldadura ER70S6 de acuerdo con especificación AWS A5.18 [8] y metal base HSLA en condición original, se incluye en tabla 1. Esta composición se obtuvo mediante espectrometría de emisión óptica de Spectrolab. Los contenidos de C y S se obtuvieron con método de combustión directa y detección infrarroja. Los valores de carbono equivalente (CeJ se calcularon mediante ecuación 1 reportada en estándar AWS WIT [9]. Tabla l . Composición química del metal de aporte ER70S-6 y acero HSLA. Mate ria! e ER70 S-6 Acero HSL A Elemento químico (% peso) e Si Ni 0. 1 05 M n 1.6 25 0.9 75 15 15 0.1 5 0.2 80 1.3 40 0.4 20 l. 82 53 0.5 44 [eq o. r o. o. p s o.o o.o o.o o.o Mo + !!..!:. + 0:_ + Cu + Mo = [ + Mn 6 15 5 13 4 25 15 C ,q 25 0.4 90 03 0.8 67 (1 ) Las propiedades mecánicas del metal de aporte en base a especificación AWS A5.18 [8] y metal base se presentan en tabla 2, indicando que metal base presento mayores valores de resistencias máxima a la tensión (Su) y a la cedencia (S0). Sin embargo, mostro menor ductilidad, comparados con valores del metal de aporte. Tabla 2. Propiedades mecánicas del alambre ER70S-6 y acero HSLA. Material ER70S6 Acero HSLA Dureza Rockwell 92.6 HRB 32.6 HRC 2.2 Proceso robotizada de So s. 0.2 % (MPa) (MPa) Elongación (%) 375 791 745 1252 22 11 soldadura GTAW-P �.. . . 1 • • • La posición de soldadura GTAW-P en placas HSLA para uniones soldadas a tope con doble cordón fue plana lG (figura la). Las placas se soldaron con ángulo de antorcha de 90º con electrodo tungsteno con óxido de cerio al 2% (CeO2) con diámetro de 3.2 mm, longitud de arco pulsado de 2.5 mm, desplazamiento de soldadura tipo empuje, frecuencia de 20 Hz y velocidad de alimentación del alambre de 1.2 mm/s. Las placas presentaron bisel recto de 90º en área a soldar con abertura de raíz de 0.9 mm (figura lb), que es diámetro del metal de aporte ER70S6. El gas de protección fue 99.99 % Ar con caudal de 14 L/min. Se utilizó transferencia de metal por corto circuito por medio de arco pulsado con cuatro parámetros de soldadura: corriente de soldadura (209 a 333 A) [5, 10], voltaje del arco (13 a 16.2 V), precalentamiento (25 a 150 ºC) y S (3 a 8 mm/s) utilizando robot Fanuc Are Mate 120ic, de acuerdo al código AWS D 1.1 [ 11]. ➔ 11- R : 0.9 mm Figura l . Esquemas de union soldada para placas de acero HSLA mediante proceso GTAW-P robotizado: a) union a tope y b) union sin preparacion en bisel con doble cordón. De acuerdo con experimentaciones previas para ajuste de cuatro parámetros, se generó matriz experimental con siete corridas GTAW-P robotizadas, ver tabla 3. Adicionalmente, Q net fue calculado con ecuaciones 2 y 3 [12] para cada unión. (2) Qnet = I} Q arc Dónde: Q001 = calor de entrada neto (kJ/mm), 11 = eficiencia de transferencia de calor, 0.65 para GTAW-P. Qarc = (E 1 / S) = (3) Dónde: Qarc = energía de arco (kJ/mm), E = voltaje de arco (V), I= corriente de soldadura (A) y S = velocidad de soldadura (mm/s). El índice de rapidez de enfriamiento (L1t815 ) fue calculado con ecuación 4 [7], que representa tiempo del enfriamiento desde 800 a 500 ºC, ver tabla 3. �tg¡5 = 5 qQnet ( 4) Adicionalmente, para medir el tiempo crítico (r815 ), es decir, por debajo de este valor se encuentra martensita en la ZAC, se aplicó ecuación 5 [13] resultando valor de 2.65 s. logt8/5 = 2.69Ceq + 0.321 (5 ) 2.3 Caracterización macroestructural Para este análisis se utilizaron probetas transversales de 27xl5x4 mm de largo, ancho y espesor, respectivamente, las cuales se prepararon por metalografia en base al estándar ASTM E3 [ 1 4]. Las probetas se encapsularon en baquelita en montadora MTI Corporation LHMl000, las cuales fueron desbastadas con papel abrasivo de diferentes grados y pulidas con AlzO 3 con diámetro de 0.3 µm en paño húmedo. Finalmente, las muestras fueron atacadas con picral (4 g ácido pícrico y 100 m1 de alcohol metílico) mediante técnica de inmersión durante 90 s [15]. La estereoscopia se realizó con estereoscopio Carl Zeiss Stemi 2000-C incluyendo cámara Carl Zeiss AxioCam ERc 5s conectada a computadora con software Axio Vision Rel. 4.8. Las macrografias de uniones soldadas GTAW-P se obtuvieron a 6.5x para abarcar unión completa. Tabla 3. Matriz experimental con siete corridas robotizadas GTAW-Pulsado. Unión Corriente Voltaje del arco Precalentamiento de soldadura {°C) (mm/s) (A) (V) At.,, (s) GTAWl 200 13 25 3 1 .82 GTAW2 209 13 25 3 1 .9 1 GTAW3 209 12.3 1 50 3 1 .80 GTAW4 285 1 5.4 1 50 8 1.18 GTAW5 285 1 6.2 150 5 1 .95 GTAW6 333 14.9 150 8 1 .30 GTAW7 333 14.9 150 5 2.09 Calor de entrada (kJ/mm) 0.563 0.588 0.556 0.356 0.600 0.403 0.645 2.4 Análisis microestructural Para evolución microestructural se utilizaron las anteriores probetas metalográficas de uniones soldadas GTAW-P para revelar características microestructurales del metal de soldadura, ZAC y metal base, mediante microscopio óptico Carl Zeiss Axiovert 40 MAT con cámara y software mencionados. Las micrografias de diferentes uniones soldadas se tomaron a 500x. 2.5 Prueba de dureza Vickers Abril - Junio, 2020 �Abraham Fuentes, BenJamín Vargas, Cclso E. Cruz, Verómca Estrella, Irineo P. Zaragoza, Minam Aguilar Se realizaron mediciones de microdureza sobre muestras transversales habilitadas de uniones soldadas a tope de acuerdo al estándar ASTM E3 84 [16]. Se aplicaron veintidós lecturas divididas en dos perfiles (cordones de relleno y respaldo) por probeta desde el metal base y ZAC en ambos lados de unión y metal de soldadura central con 200 gr de carga y 12 s de prueba. Las indentaciones fueron realizadas cada 0.55 mm en distancia. Estas pruebas se realizaron con equipo Wilson Hardness Tukon 1102. 3. Resultados y discusiones 3.1 Defectos robotizada de soldadura GTAW-P La calidad y sanidad de siete uniones soldadas GTWA-P con metal de aporte ER70S6 se evaluaron mediante inspección visual en base a defectos tales como socavado, falta de fusión y porosidad [9], así como concentricidad entre dos cordones, ancho y morfología de la ZAC. La mejor calidad, libre de defectos y adecuada concentricidad entre cordones, se observó en condición GTAW5 (285 A, 16.2 V y 5 mm/s), ver figura 2a). En segundo lugar, esta unión GTAWl (200 A, 13 V y 3 mm/s) debido a que presento desalineación entre ambos cordones de soldadura, sin defectos y adecuada fusión (figura 2b). En tercer lugar, siguió corrida GTAW6 (333 A, 14.9 V y 8 mm/s) mostrando cordón de respaldo con mayor tamaño que el de relleno y sin defectos, ver figura 2c). de soldadura. La probeta GTAW4 (285 A, 1 5.4 V y 8 mm/s) presento mínima falta de fusión entre cordones de soldadura, así como su desalineación, ver figura 3a). La soldadura GTAW2 (209 A, 13 V y 3 mm/s) también mostro falta de fusión con mayor tamaño en la ZAC entre ambos cordones en comparación con GTAW4, la cual se atribuyó al Qnet alto (0.588 kJ/mm) y falta de precalentamiento, favoreciendo desfasamiento entre cordones (figura 3b ). Sin embargo, la corrida GTAW3 (209 A, 12.3 V y 3 mm/s) exhibió falta de fusión [ 1 7], localizada entre cordones, con el mayor tamaño en comparación con otras uniones, como se observa en figura 3c). Finalmente, la prueba GTAW7 (333 A, 14.9 V y 5 mm/s) presento evidente socavado [9, 18] en ambos lados del cordón de relleno con mayor penetración, como consecuencia del gran aporte térmico medido como el mayor Qnet (0.645 kJ/mm) derivado de la mayor corriente de soldadura, ver figura 3d). Figura 3. Macrografias obtenidas por estereoscopia a 6.5x para uniones de acero HSLA: a) GTAW4 con desfasamiento entre cordones, b) GTAW2 y c) GTAW3 con falta de fusión entre cordones, y d) GTAW7 con socavado en cordón de relleno. 3.2 Ancho de ZAC en uniones GTAW-P robotizadas Figura 2. Macrografias obtenidas por estereoscopia a 6.5x para uniones de acero HSLA: a) GTAW5 sin defectos de soldadura, b) GTA Wl con desfasamiento entre cordones y c) GTAW6 con cordón de respaldo de mayor tamaño que de relleno. Siguiendo con análisis macroestructural, cuatro uniones resultaron con defectos bajo diferentes grados de severidad, principalmente falta de fusión generada entre cordones o límite de fusión Abril - Junio, 2020 En figura 4 se muestra los diferentes valores del ancho promedio de la ZAC para siete uniones soldadas GTAW-P. Se determinó rango desde 2.30 a 4.65 mm, es decir, el menor ancho de ZAC se observó para unión GTAW3 (2.30 mm) como consecuencia de Qnet mediano (0.556 kJ/mm) y baja corriente (209 A) [19], lo que formo la región más pequeña de ZAC, seguida de condiciones GTAW5 (2.43 mm) y GTAW4 (3.59 mm), en comparación con el mayor valor para soldadura GTAW6 (4.65 mm) [6]. Por lo tanto, se determinó incremento en ancho de ZAC, el mayor aumento �fue alcanzado para corrida GTAW6 (102%), seguida de GTAW7 (92%) y GTAW2 (75%) en comparación con GTAW3, lo cual se asoció con Qnet mediano (0.403 kJ/mm) favorecido por alta corriente (333 A). En base a lo anterior, se encontró relación incremental entre ancho de ZAC y Qnet para tres uniones: GTAW3 (2.30 mm con 0.556 kJ/mm), GTAW5 (2.43 mm con 0.600 kJ/mm) y GTAW7 (4.41 mm con 0.645 kJ/mm), es decir, ancho de ZAC aumento a medida que se incrementó Qnet junto con corriente de soldadura. Adicionalmente, se analizó la morfología de la ZAC, observando dos tipos: ZAC convencional (ZAC0) sobre metal base y ZAC recalentada (ZACR) entre cordones. La corrida GTAW3 mostro principalmente ZACR con forma trapezoidal y mínima cantidad de ZACc con forma semi-elíptica localizada junto al cordón de respaldo, ver figura 3c). La soldadura GTAW5 presento ZACR con morfología trapezoidal y mínima ZACc con formación rectangular junto al cordón de relleno en parte superior de unión, como se observa en figura 2a). Además, ambas uniones mostraron adecuada alineación entre centros de cordones. Por lo tanto, la forma trapezoidal de la ZAC se relacionó con menor extensión de zona afectada térmicamente, es decir, menor ancho de ZAC. Finalmente, una observación macroscópica relevante se encontró en condición GTAW7 con 100% de ZACR en forma rectangular a través de unión (figura 3d) [9] por lo que la ZACc se transformó, como consecuencia del mayor Qnet favorecido por alta corriente de soldadura (333 A), generando defecto de socavado. GTAW-1 GTAW-2 GTAW-3 GTAW-4 GTAW-5 GTAW-6 GTAW6, así como condición GTAW7 con socavado. Se identificaron diferentes zonas microestructurales en unión soldada: cordón de relleno, ZACR izquierda (ZACru), ZACR derecha (ZACRct) y cordón de respaldo. Para corrida GTAW5, en metal de relleno ER70S-6 se generaron granos alargados y finos (zonas blancas) de ferrita primaria (FP) y regiones de martensita lenticular (ML) en mayor cantidad [20] entre granos ferriticos (figura 5a). En la ZACru se formó matriz de ferrita de grano grueso (FGG) con límites de grano bien definidos y presencia limitada de agujas de ML [18], ver figura 5b). Mientras que la ZACRct presento formación de FGG de mayor tamaño y ML en mayor cantidad (figura 5c). Además, en metal de respaldo se observaron granos de FP con agujas de ferrita acicular (FA) entre granos alargados (figura 5d). Estas fases microestructurales duras se generaron con Q0e1 alto (0.600 kJ/mm) asociado con valores medianos de corriente (285 A) y S (5 mm/s), así como adecuado índice de rapidez de enfriamiento (�t815) de 1 .95 s favorecido por precalentamíento ( l50ºC), resultando ancho promedio de ZAC bajo (2.43 mm). Finalmente, en figura 5e) se observó microestructura con morfología típica de acero HSLA laminado en caliente, la cual presento matriz ferritica (F) de granos equiaxiales muy finos y presencia de colonias de perlita (P), ambas fases ordenadas en bandas alternadas y alineadas en dirección de laminación como resultado del proceso termo-mecánico [l]. Por lo tanto, es factible realizar soldadura GTAW-P con esta combinación de parámetros de soldadura GTAW5. GTAW-7 Unlon soldada GTAW.P Figura 4. Ancho de ZAC promedio para diferentes uniones soldadas GTAW-P robotizadas en acero HSLA. 3.3 Análisis microestructural Este estudio de microscopia óptica a 500x se basó en corridas que presentaron mejor calidad y sanidad sin defectos: GTAW5, GTAWl y Abril - Junio, 2020 �Abraham Fuentes, BenJamín Vargas, Cclso E. Cruz, Verómca Estrella, Irineo P. Zaragoza, Minam Aguilar Figura 5. Micrografias obtenidas por microscopia óptica de zonas microestructurales de unión GTAW5 : a) cordón de relleno con ferrita primaria, b) ZAC Ri con martensita lenticular, c) ZAC Rd con ferrita de grano grueso, d) cordón de respaldo con ferrita acicular, y e) metal base HSLA con perlita. Para unión GTAWl , se observó en cordón de relleno formación de FP y agujas finas de FA entre granos ferriticos alargados (figura 6a). La ZACRi mostro menor proporción de FGG y agujas finas de martensita lenticular, ver figura 6b). En la ZACRd se encontró mayor cantidad de FGG y ML (figura 6c), tal como reporto Dong et al [7]. El cordón de respaldo exhibió FP de grano fino y agujas de FA (figura 6d). Estas fases resultaron de Qnet mediano (0.563 kJ/mm) y menor �t815 (1.82 s) favorecido por falta de precalentamiento, produciendo ancho de ZAC mediano (3.6 mm). Figura 6. Micrografias obtenidas por microscopia óptica de microestructuras de corrida GTAWl : a) cordón de relleno con ferrita primaria, b) ZACRi con ferrita de grano grueso, c) ZAC Rd con martensita y d) cordón de respaldo con ferrita acicular. La prueba GTAW6 exhibió cordón de relleno conteniendo mayor cantidad de agujas de ferrita Widmanstaten secundaria (FWS), granos finos de FP y agujas finas de FA (figura 7a). Para ambas ZACRi y ZACRa se encontró matriz de fase FGG y agujas de ML, ver figuras 7b) y 7c), respectivamente. Por otro lado, en cordón de respaldo se encontraron granos de FP, menor cantidad de FWS y agujas de ML (figura 7d) . Estas fases frágiles se debieron al Qnet mediano (0.403 kJ/mm) asociado con valores altos de S (8 mm/s) y corriente (333 A) y precalentamiento (150ºC). Además, �t815 pequeño (1.3 s), es decir, menor rapidez de enfriamiento favoreció transformación martensitica [6, 21]. Sin embargo, todos los factores mencionados influyeron en formación del mayor ancho de ZAC promedio Abril - Junio, 2020 (4.65 mm), por lo que esta corrida GTAW-P no es recomendable para soldar. Figura 7. Micrografias obtenidas por microscopia óptica de microestructuras en unión GTAW6: a) cordón de relleno con ferrita Widmanstiiten, b) ZACR; con ferrita de grano grueso, c) ZACRd con martensita, y d) cordón de respaldo con ferrita primaria. Por último, unión soldada GTAW7 consistió del cordón de relleno con formación de granos alargados medianos de FP y granos de FA (figura 8a). Mientras que ambas ZACRi y ZACRa mostraron ferrita de grano fino (FGF) y ferrita idiomórfica I(FP) de tamaño mediano, ver figuras 8b) y 8c), respectivamente. Por otra parte, en cordón de respaldo se encontraron granos de FP con presencia de FA (figura 8d). Estas fases microestructurales se formaron con el mayor Q net generado (0.645 kJ/mm) favoreciendo alto pico de temperatura, lo que genero disolución de precipitados y como consecuencia menos sitios de nucleación para nuevas fases que se producen durante enfriamiento de un1on, así como formación de defecto de socavado. El comportamiento microestructural descrito en cuatro corridas descritas se relaciona directamente con dureza Vickers. �Figura 8. Micrografías obtenidas por microscopia óptica de microestructuras de corrida GTAW7 : a) cordón de relleno con ferrita acicular, b) ZAC Ri con ferrita idiomorfíca, c) ZACRd con ferrita de grano fino y d) cordón de respaldo con ferrita primaria. 3.3 Dureza Vickers Los perfiles de microdureza promedio a través de ambos cordones de siete uniones soldadas GTAW-P son mostrados en figura 9. Se encontró que la tendencia de dureza Vickers cambia en todo el recorrido de cada unión con la menor dureza en acero HSLA comparado con la ZAC y metal (cordón) de soldadura, debido a diferentes combinaciones de parámetros de soldadura, ciclos de temperatura y composición química entre metales base (acero HSLA) y soldadura (ER70S6). Se encontraron dos comportamientos : primer perfil mostro tendencia A critica de mayor dureza (endurecimiento) en ambas ZACRi y ZACRd en comparación con metal de soldadura central, para cuatro uniones (GTAW l , GTAW2, GTAW3 y GTAW4). Mientras que segundo perfil B típico mostro mayor endurecimiento en cordón de soldadura comparando con ambas ZAC R en tres uniones (GTAW5, GTAW6 y GTAW7) . Ambos tipos de endurecimiento se relacionaron con presencia de fases microestructurales duras como martensita [7] . ... MB MB ZAC ,,. ,¡¡¡ � ... ... Distancia (um} Figura 9. Perfiles de microdureza a través de zonas microestructurales para siete uniones GTAW-P robotizadas. En figura 1 O se ilustran durezas HV promedio para ambas ZAC R y metal de soldadura en ambos cordones para siete uniones GTAW-P robotizadas, confirmando dos tipos de endurecimiento A y B. En caso de perfil A critico es evidente que dureza promedio de ambas ZAC R es mayor en comparación con respectivos valores del metal de soldadura para primeras cuatro uniones. Por lo tanto, el mayor endurecimiento se alcanzó para unión GTAW3, seguida por GTAW2 y GTAWl como resultado de valores bajos y medianos de Qnet de 0.356 a 0.588 kJ/mm. Además, este perfil A es susceptible al agrietamiento en la ZAC R, una vez que componente con soldadura sea puesto en servicio. Para comportamiento B típico donde metal de soldadura alcanzo mayor endurecimiento comparando con ambas ZACR para últimas tres uniones. Por lo que, el mayor incremento de dureza se observó en corrida GTAW6, seguida de GTAW5 y GTAW7 debido a mayores valores de Qnet (0.403 a 0.645 kJ/mm) derivados de mayores valores de corriente de soldadura (285 a 333 A). Analizando la microdureza promedio de ambas ZACR y cordón de soldadura de siete uniones soldadas, la mayor dureza HV se observó para metal de soldadura de corrida GTAW5, seguido de cordón de soldadura y ZAC R de GTAW6 y ZACR de GTAW5. Por lo tanto, estas dos corridas alcanzaron mayor endurecimiento en comparación con otras cinco uniones y acero HSLA, como consecuencia de fases microestructurales duras como agujas finas de martensita y ferrita Widmanstiiten secundaria en cordón de soldadura de pruebas GTAW5 y GTAW6, respectivamente . Mientras que para la ZAC R se observaron fases duras tales como aguj as finas de martensita [7] y ferrita de grano grueso en corridas GTAW6 y GTAW5. Esta evolución microestructural se derivó de combinación de parámetros de soldadura representada mediante Q net alto de 0.600 kJ/mm (GTAW5) y Qnet mediano de 0.403 kJ/mm (GTAW6). 650 600 550 di g 500 > 450 :r 400 lS ; 350 300 250 200 D MB GTAW1 � GTAW2 - GTAW3 GTAW4 - GTAW5 � GTAW6 mi) GTAWT ZAC Cordón Microestructura MB Figura 10. Valores de dureza Vickers promedio en ZACR y metal de soldadura para siete uniones soldadas GTAW-P. 4. Conclusiones Después de inspección visual de siete uniones soldadas robotizadas, solamente GTAW5 con Q net alto de 0.600 kJ/mm, GTAW l (0.563 kJ/mm) y GTAW6 (0.403 kJ/mm) presentaron adecuada calidad sin defectos de soldadura. Sin embargo, solo unión GTAW5 (285 A, 1 6.2 V, 5 mm/s y Abril - Jun io, 2020 �Abraham Fuentes, Benjamín Vargas, Celso E. Cruz, Verónica Estrella, Irineo P. Zaragoza, Minam Aguilar l50ºC de precalentamiento) mostro menor ancho de ZAC promedio (2.43 mm) y mejor calidad, en comparación con el mayor valor (4.65 mm) en GTAW6 (333 A, 14.9 V, 8 mm/s y 150º C) favorecido por mayor corriente de soldadura. Sin embargo, al aplicar el mayor Qnet (0.645 kJ/mm) en corrida GTAW7 (333 A, 14.9 V, 5 mm/s y 150ºC) se observó ancho de ZAC mayor (4.41 mm) y defecto perjudicial de socavado en costados del cordón de relleno con mayor tamaño en comparación con el de respaldo. Para corridas GTAW3, GTAW5 y GTAW7, con adecuada alineación entre ambos cordones, el efecto del calor de entrada sobre ancho de ZAC promedio de 2.30, 2.43 y 4.41 mm, respectivamente fue su incremento con aumento del Qnet de 0.556, 0.600 y 0.645 kJ/mm, respectivamente. La mejor unión soldada GTAW5 presento dos cordones de soldadura con microestructura compuesta por granos alargados de ferrita primaria y agujas de martensita lenticular entre estos granos, produciendo la mayor microdureza promedio de 644 HV, mientras que la ZACR mostro ferrita de grano grueso y agujas de martensita, generando dureza Vickers alta de 597 HV. Este comportamiento microestructural y dureza se asoció con valor de Qnet alto (0.600 kJ/mm) derivado de valor mediano de corriente de soldadura (285 A). El perfil de microdureza donde el metal de soldadura alcanzo mayor dureza en comparación con la ZACR se clasifico como tipo B típico encontrado en tres uniones soldadas robotizadas GTAW5, GTAW6 y GTAW7. Sin embargo, se encontró segundo perfil de dureza tipo A critico donde la ZACR alcanzo mayor dureza Vickers que metal de soldadura, debido a que la microestructura exhibió agujas finas de martensita y ferrita de grano grueso originando microdureza de 560 HV, mientras que metal de soldadura mostro granos de ferrita primaria y ferrita acicular resultando la menor dureza de 523 HV, tal como lo observado en prueba GTAWl (200 A, 13V y 3 mm/s) asociado con Qnet mediano (0.563 kJ/mm). Este comportamiento se encontró en cuatro corridas GTAWl, GTAW2, GTAW3 y GTAW4, por lo que podrían ser más susceptibles al agrietamiento en servicio. Entonces, no se recomiendan sus combinaciones de parámetros de soldadura robotizada. 5.- Referencias Abril - Junio, 2020 l. 2. 3. 4. 5. 6. 7. 8. 9. 10. 11. 12. 13. 14. 1 5. 16. 17. 1 8. 1 9. T. Baker, Microalloyed steels, lronmaking & Steelmaking, 2016, 4(43), pp. 264-307. 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Müller, 1555, C/P. 549, 79074-460, Campo Grande, MS, Brasil 3 Universidad Estatal de Medicina de Bucovina, 58000, Plaza Teatral. 9, Chernivtsi, Ucrania 4 Universidad Nacional del Este Europeo, 43000, Av. de Libertad, 13, Lutsk, Ucrania 1 Resumen Por primera vez, ha sido dada una evaluación teórica de la posibilidad de la detección de los compuestos hidroquinónicos sobre el electrodo, modificado por la melanina. La melanina, formada durante el proceso electroanalítico suele oxidarse regenerándose o formando su polímero, también sensible a la presencia de las hidroquinonas. El modelo matemático, correspondiente al proceso, ha sido desarrollado y analizado mediante la teoría de estabilidad lineal y análisis de bifurcaciones. El análisis del modelo ha confirmado la eficiencia del proceso para fines electroanalíticos. Ya el comportamiento oscilatorio se observa con más probabilidad que en los sistemas semejantes, por la presencia de dos etapas electroquímicas, en lugar de solamente una en los sistemas análogos. Palabras clave: Melanina, compuestos hidroquinónicos, sensores electroquímicos, polímeros conductores, estado estacionario estable. l. Introducción Las hidroquinonas son una de las clases más abundantes de compuestos polifenólicos en la naturaleza, así como en las industrias [1 - 6]. En la Fig. 1, son representadas algunas de las hidroquinonas conocidas: u ;l oH HO HO OH H idroquinona Catecol (1 ,2-hidroquinona) � � NH, HO � HO Dopamina HO "' o 1 � OH � OH o CyCC � o Quercitina * COOR OH OH OH �H I Adrenalina OH 1/' )l) de promover y estimular el funcionamiento del cerebro y del sistema nervioso periférico. Sin embargo, en concentraciones excesivas las hidroquinonas suelen ser tóxicas para el organismo humano [7 - 10]. Otrosí, existen compuestos análogos naturales como orellaninas (Fig. 2), que, poseyendo estructura semejante a la hidroquinónica, son reconocidos por el sistema sensor del organismo como tales, pero son altamente tóxicos. Por estas y otras razones, el desarrollo de los métodos de detección y cuantificación de hidroquinonas sigue siendo una tarea actual [11 - 20]. S03Na o Rojo de Alizarina HO OH O HO OH Ácido gálico y derivados Fig. 1 . Algunos compuestos hidroquinónicos naturales e industriales El metabolismo de las hidroquinonas propiamente dichas u otros compuestos 1,2 y 1,4-bifenólicos en el organismo incluye su oxidación hasta las respectivas quinonas. Ellas reaccionan con radicales libres en el organismo, previniendo los procesos oxidativos malevos y accionando como antioxidantes. Otra función de las hidroquinonas es OH OH Fig. 2. Orellanina Los compuestos hidroquinónicos son un objeto muy frecuente de estudios electroquímicos, tanto del análisis, como de la síntesis, por varias razones. En sensores ellos suelen desempeñar los papeles tanto del analito, como del modificador [21 - 24]. �Una de las ventajas de electrodos químicamente modificados es la afinidad entre el modificador y el analito. Por esta razón se sugiere la melanina (Fig. 3), un compuesto de estructura, de hecho, quinónica, que fácilmente se reduce por las hidroquinonas [25 - 28]. o o recibe protones y se reduce hasta su forma hidrogenada (aromática). Después, la forma hidrogenada de la melanina se oxida, recuperando el propio pigmento inicial o polimerizándose. El polímero de la melanina hidrogenada también se la polimelanina. rindiendo oxida, Esquemáticamente, este proceso se expondrá conforme la Fig. 4: Fig. 3. Melanina Sin embargo, el uso de nuevos procesos electroanalíticos, antes de ser implementado en práctica, debe ser analizado teóricamente. Con eso se resuelven los problemas como: o � o� La indecisión acerca del mecanismo más probable de las etapas quumcas y electroquímicas, que llevan a la aparición de la señal electroanalítica; La indecisión acerca de la secuencia y orden de reacciones, con las que se da el proceso electroanalítico; La posibilidad de realización de inestabilidades oscilatoria y monotónica, características para sistemas análogos [29 - 32]. La resolución de tres problemas mencionados tiene como etapa importante una investigación teórica a priori del comportamiento del sistema electroanalítico. Puesto así, en este trabajo se investiga del punto de vista matemático la posibilidad de determinación electroquímica de los compuestos hidroquinónicos en el electrodo, modificado por la melanina. Por el desarrollo del modelo y su análisis se verifican los requisitos de estabilidad de estado estacionario, bien como las condiciones de las inestabilidades oscilatoria y monotónica. Otrosí, mediante el análisis teórico se compara (con exactitud y sin ensayos experimentales adicionales) el comportamiento de este sistema con los semejantes [33 - 35]. 2. Parte experimental La hidroquinona difunde hacia la capa presuperficial y reacciona con la melanina. Esta Fig. 4. El esquema del proceso electroanalítico. Así pues, para describir el comportamiento del sistema, introducimos tres variables: h - concentración superficial de la hidroquinona en la capa presuperficial; m - el grado de recubrimiento de la melanina reducida en la superficie del electrodo; p - el grado de recubrimiento del polímero de la melanina reducida en la superficie del ánodo. Para simplificar el modelo, suponemos que el reactor se agite intensamente, lo que nos deja menospreciar el flujo de convección. Otrosí, suponemos que el electrólito de soporte esté presente en su exceso, dejándonos menospreciar el flujo de migración. Suponemos, también, que el perfil de concentraciones de las sustancias en la capa pre-superficial sea lineal, y su espesor, constante e igual a 8. Se puede mostrar que el comportamiento del proceso electroanalítico se describe por el conjunto de ecuaciones diferenciales (1): Abril - Junio, 2020 �La descnpctón matemática de la detección electroanalíttca de los compuestos hidroquinómcos en los ánodos, modificados por la melanina Volodymyr V. Tkach, Marta V. Kushnir, Svttlana M. Lukanova, Yana G. Ivanushko, Sílvto C. De Olive1ra, Petro l. Yagodyrtets · 1 , Zholt O. Korrnosh (1) Siendo /;J,. el coeficiente de la difusión, hO es la concentración de la hidro quinona en el interior de la solución, M y P son concentraciones superficiales máximas del monómero y polímero, y los parámetros r son las velocidades de respectivas reacciones, que se calculan según las relaciones algébricas (2 - 4): (2) (3 ) (4 ) (5) Aquí, los paráme tros k son constantes de velocidades de reacciones correspondientes, n es el número de unidades monoméricas en el polímero . F, por su vez, es el número de Faraday, R la constante universal de gases, q>_ O es el salto de potenciales en la doble capa eléctrica (DCE), y T, la temperatura absoluta. La presencia de un proceso de polimerización complica el sistema elec troanalítico . Ni por eso la melanina dej a de ser el modificador eficiente para la de tección de compuestos hidroquinónicos, según lo expuesto abaj o . 3. Res ultados y discusión Para investigar el comportamiento del sistema con la detección electroanalítica de una hidroquinona, analizamos el conjunto de ecuaciones diferenciales ( 1 ), junto a las relaciones algébricas (2 - 5 ) mediante la teoría de estabilidad lineal. Los elementos estacionarios de la matriz Jacobiana se ven como : Siendo: Ab ril - Junio, 2020 (211 - 2 ) Fq,0 1 ) a 3 3 = p (- l (k, m" exp ( RT 4 nFq,0 4n Fq,0 - kQ exp (--¡¡:¡:-) + lk q p exp (--¡¡:¡:- )) (14) ( 1 5) Considerando los elementos de diagonal principal (7), ( 1 1 ) y ( 1 5), observamos la p resencia de los elementos, capaces de ser positivos y, por consiguiente, responsabilizarse por la positiva conexión de re tomo . Esta, por su vez, se responsabiliza por la bifurcación de Hopf, asociada al comportamiento oscilatorio . Son tres estos elementos : j (k_p m¡\n expiiiii(((2nR 2 )Fq> _ O)/ T)+k_2 m¡\4 expiiiii((4Fq>_O)/RT) )>O, si R j>O , lk_Q p expii� i((4nFq> _ O )/ T)>O si l>O y - l(k_p ¡ m \n expE�i(((2n- 2 )Fq> O _ )/RT)>O, si l<O. Todos ellos describen las influencias cíclicas a la conductividad, resistencia, fuerza iónica de la doble capa y superficie. Siendo entrelazadas estas influencias con la estructura de la doble capa y la superficie, la amplitud de las oscilaciones será fuertemente dependiente de la composición del electrólito de soporte (según lo observado experimental y teóricamente [29 - 3 5]). Sin embargo, estas oscilaciones se manifiestan de forma drástica fuera del límite de detección. Por otro lado, siendo negativos los elementos supracitados o con positividad insuficiente para hacer mucho efecto, se satisface el criterio Routh­ Hurwitz, y el estado estacionario se establece, según se expondrá abajo. Para simplificar el análisis del determinante Jacobiano, nosotros introducimos nuevas variables, reescribiéndolo como ( 1 6): �simple, y el comportamiento de este sistema será correspondiente al descrito en [35]. Q ue, pues la abertura de paréntesis rectos con aplicación del requisito Det J<O, saliente del criterio, se transformará en (17): -K(Ml + rn - m + A'l' + <t>'l' - 1'1' + AK + rK + rK - TK - IK + r,1 - TA - <t>A + <Pfl + <P'I') - E(ffl - lfl + <t>'l' - 1'1' + rK + rK - TK - IK + <f,fl + <P'I') <0 ( 1 7) Que prontamente se satisface, si los parámetros I y T, correspondientes a los expuestos arriba como capaces de ser positivos, posean valores negativos. Siendo así, los elementos con el signo negativo dentro de los paréntesis redondos tendrán valor positivo y, multiplicándose a los parámetros fuera de los paréntesis (siempre negativos), llevan la expresión a la izquierda del requisito (17) para los valores más negativos, estableciendo el estado estacionario. Este requisito se satisface para la mayor parte de los sistemas reales, siendo correspondiente a la dependencia lineal entre el parámetro electroquímico y la concentración del compuesto hidroquinónico. Como todas las etapas química y electroquímicas se consideran bastante rápidas, así como también por causa de la amplia presencia del parámetro de difusión K en la expresión (17), correspondiente al requisito, se considera el proceso electroanalítico o electrosintético controlado por la difusión. Como ninguna reacción lateral, capaz de comprometer la estabilidad del analito y(o) modificador de ánodo aparece aquí, la estabilidad de estado estacionario será electroanalíticamente eficiente. Vale la pena mencionar que la cadena de procesos electroquímicos, que acontecen con la melanina, no se realiza sin la transferencia de electrones del analito para el modificador. Así, todos los tres picos de transferencia tendrán dependencia directa de la concentración de la hidroquinona. El límite de detección define el margen entre los estados estacionarios estables e inestables, estipulado por la inestabilidad monotónica. Su condición para este sistema es Det J = O, o (18): -K(An + rn - m + A'l' + <t>'l' - 1'1' + AK + rK + rK - TK - IK + r,1 - TA - <t>A + <Pfl + <P'I') - E(ffl - lfl + <t>'l' - 1'1' + rK + rK - TK - IK + <f,fl + <P'I') =0 (1 8 ) El polímero de la melanina también puede reaccionar con los compuestos hidroquinónicos, formando las quinonas. Este modelo será más 4. Conclusiones El análisis teórico de la detección electroquímica de los compuestos hidroquinónicos sobre la melanina dejó concluir que: - La melanina es un modificador eficiente para la detección de compuestos hidroquinónicos. Oxidándose, ellos reducen la melanina, provocando una cadena de procesos electroquímicos, rindiendo un polímero conductor, también sensible a la presencia de compuestos hidroquinónicos; La dependencia lineal entre el parámetro electroquímico y la concentración del analito se observa en la amplia variedad de valores de parámetros. La altura de picos de todas las etapas electroquímicas dependerá de la concentración del compuesto hidroquinónico; El proceso electroanalítico se hará controlado por la difusión; Las inestabilidades oscilatoria y monotónica pueden realizarse con su bastante probabilidad, pero realización se da atrás del límite de la detección. 5. Referencias l . L. Scarpetta, A. Mariño, K. Bolaños et. al., Rev. Colomb. Cien. Quim. Farm., 44(201 5), 3 1 1 2 . C.C. Vishvanatha, B . Kumara Swamy, K. Vasantakumar Pai, J. Anal. Bioanal. Techn., 6(20 1 5), 237 3 . J.B. Raoof, A, Kiani, R. Ojani, R. Valliolahi, Anal. Bioanal. Electrochem., 3(20 1 1), 59 4. R. Ojani, V. Rahimi, J. 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Farm., 41(2012), 203 Abril - Junio, 2020 �Películas delgadas semiconductoras de TiiS preparadas mediante Baño Químico con perspectivas de aplicación como sensores Marco Villanueva\ Veronica Estrella ª *, Ma. Luz Olverah, I.Pedro Zaragoza\ Benjamin Vargasª Arturo Maldonadob ª Tecnológico Nacional de México, Instituto Tecnológico de Tlalnepantla, Av. Instituto Tecnológico sin, 54070 Col. La comunidad , Tlalnepantla de Baz, Estado de México, México. bCentro de Investigación de Estudios Avanzados del Instituto Politécnico Nacional CIN VESTA V-Zacatenco, La Laguna Ticoman, 07360 Ciudad de México, CDMX. *vestrellaOOJ @yahoo.com.mx Resumen La presente investigación se basa en la síntesis y caracterización de películas delgadas semiconductoras de Sulfuro de Talio (Tl2S) mediante una técnica de Baño Químico que, de acuerdo con reportes anteriores, sus características eléctricas tienen amplias expectativas de aplicación en celdas solares, pero poca ha sido su investigación como sensores de gases en forma de película . El trabajo se centra en la síntesis de películas delgadas y la caracterización de estas, así como la estructura cristalina y morfológica y las propiedades eléctricas. a diferentes temperaturas y diferentes espesores y concentraciones de gas. Las propiedades del sensor de Tl2S Tienen una resistencia y sensibilidad adecuada como sensor y su proceso de preparación tiene una mínima contaminación y además, estos sensores de gas basados en una película delgada de aproximadamente 300 nm de TlzS, en este trabajo se muestra a temperaturas mayores de 200 ºC que se obtuvieron valores de sensibilidad menores de 1. Palabras clave: sensores. sulfuro de talio, películas delgada l . Introducción En el desarrollo de materiales en la forma de películas delgadas para aplicaciones como sensores el sulfuro de talio no ha sido estudiado, solo se reportan propiedades como material fotoconductor y fotovoltaico [1]. El talio es más conocido por sus aplicaciones y se ha utilizado como catalizador, en aleaciones de metales, en el vidrio de lentes ópticos, en termómetros de temperaturas bajas, pigmentación, depilador en clínicas de belleza y principalmente en insecticidas de plagas de insectos y veneno para ratas. Fue el año de 1941 donde se reportó por primera vez su aplicación, en una celda solar de unión Se-TlzS, teniéndose una eficiencia del 1%. [2]. También fue utilizado como detectores infrarrojos de onda larga utilizados durante la Segunda Guerra Mundial [3] Pero su uso se ha registrado debido a su toxicidad. Entre las ventajas de este material se destaca una pureza comercial del 99% y un costo equivalente a una veintava parte del costo del indio; es decir se delgadas películas pueden producir semiconductoras del tipo CuTl (S/Seh o Cu(InTl)Se2 [4], como material absorbedor siendo esta una alternativa en la tecnología y desarrollo de es reportado es del tipo TlzS se encuentra en la naturaleza en forma de mineral como Carlinite [5,6], y comercialmente no se tiene solo se posee la sal de nitrato de Talio (Tl NO 3 ) . Éste es estable a temperatura ambiente y poco soluble en agua y es un óxido termo crómico, es decir, al calentar el óxido va cambiando de color. Se descompone a una temperatura de 450ºC, generando vapor de S 2 [7]. A bajas temperaturas y con una precisión de fracción de nanómetros en las cuales se incluye el TlzO3 [8] y recientemente en el 2018 se investigaron las propiedades ópticas del TlP con una brecha de energía directa de alrededor de O 87 eV, e indirecta de 1.5 eV [9], muy adecuados para ser absorbedores en la tecnología de celdas solares. 2. Parte experimental La deposición en baño químico es una técnica para preparar materiales a presión atmosférica y baja temperatura. Con este método es posible fabricar películas delgadas semiconductoras en grandes áreas a bajos costos, principalmente sulfuros y seleniuros las cuales tienen importantes aplicaciones relacionadas a la energía solar. Esta técnica básicamente consiste en una serie de �Películas delgadas semiconductoras de Tl,S pre Baño Químico con perspectivas de aplicación c reacciones químicas que se llevan a cabo sobre un sustrato solido sumergido en la mezcla de la reacción reportada en [2]. Para la formación de películas delgadas en el sustrato, es necesario tener una condensación ion-ion controlada, evitando la precipitación espontanea de los reactivos por lo que, antes de depositar los iones de sulfuro, selenuro o hidróxido, se deberá depositar un agente complejante (ligante), que permita la formación de un complejo de metal estable. Los compuestos iónicos al disolverse en agua se disocian y sus iones correspondientes se encontrarán libres. El agente acomplejante, que puede ser un compuesto orgánico, tiene la función de atrapar a los iones metálicos en la mezcla de reacción y liberarlos lentamente, esto ocurre mediante una reacción de equilibrio del tipo (Estrella, 2002) [M (L) n ] Z+ � M z+ + nL (1) z+ Donde M representa al ion metálico, L representa el ligante o complejante y [M (L) n ] Z+ , representa al complejo soluble; y z + es la carga del catión metálico. La concentración de los iones metálicos libres en el interior del baño químico a temperatura constante está definida por la expresión: Donde Ki es la constante de inestabilidad del complejo. En el depósito por baño químico se debe tener cuidado al seleccionar el agente ligante apropiado para el control de la concentración de los iones metálicos en el baño. Esta comprobado que la concentración y temperatura del agente ligante tienen una influencia muy importante en la formación de la película delgada. El mecanismo de formación de películas delgadas fue discutido por Kitaev y Chopra. En el caso de las películas delgadas de los calcógenos de metal, la condensación de los iones del baño sobre el sustrato da origen a la formación de la película delgada cuando existe un proceso de nucleación. Para que se inicie la primera etapa del depósito, se debe tener una disponibilidad de centros de nucleación sobre el sustrato. Estos centros son normalmente formados mediante la absorción de especies de hidróxido metálico sobre la superficie. El grupo hidróxido será sustituido por iones de s 2- ó Se2-, y así formar una primera película de calcógeno de metal. Esta capa actuara Abril - Junio, 2020 Marco Villanueva, Veronica Estrella, Ma. Luz Olvera, !.Pedro Zaragoza, Benjamín Vargas, Arturo Maldonado como una superficie catalítica para el depósito subsecuente de la película delgada. El reto es encontrar que los materiales propuestos de Sulfuro de Talio se puedan depositar por esta técnica con reproducibilidad a gran escala. Se considera que el depósito químico es la técnica más adecuada para depositar películas delgadas de sulfuro de talio, dado que, se utilizan las sales a baja concentración, en soluciones a temperaturas de 20º C - 35ºC. Para establecer las condiciones de depósito del sulfuro de talio y sulfuro de Zinc se utilizaron tres variables principales: • • • Duración de deposito Concentración de Baño Temperatura de deposito Para continuar el proceso se someterán las muestras a un tratamiento térmico post depósito a diferentes temperaturas 300ºC, 350º C, 400º C, 450 ºC, 500ºC, 550ºC, 590ºC durante 1 hora a presión atmosférica. El depósito de las películas delgadas de sulfuro de talio se realizó utilizando los siguientes reactivos: • • • • • • Nitrato de Talio (TlN0 3 ) Citrato de Sodio (C6 H5 Na3 0 7 2H2 0) Hidróxido de Sodio (N aO H) Tiourea (NH2 ) 2 CS Agua destilada En la siguiente tabla 1 se presenta la cantidad de reactivo teniendo en cuenta que se utilizó 82 ml de agua destilada. Tabla l. Reactivos utilizados en proyecto Reactivos mi Nitrato de Talio (TlN0 3 ) 5 Citrato de Sodio (C6 H5 Na3 0 7 2H2 0) 4 Hidróxido de Sodio (N aO H) 5 Agua 82 Tiourea (NH2 ) 2 CS 4 Como se muestra en la figura 1 se inició con el depósito de películas delgadas de ZnS como película sensibilizadora con diferentes niveles de concentración 12%, depositada en portaobjetos de �Películas delgadas semiconductoras de TI,S pre Baño Químico con perspectivas de aplicación c vidrio (75mm x 25mm x 1 mm), depositando una película delgada de ThS con espesor de 0.20 µm 0.40 µm aproximadamente Posteriormente se aplicó un tratamiento térmico que consistió en la aplicación de temperaturas de 300 ºC hasta los 590 ºC. D e esta manera existe l a posibilidad para la formación de sulfuros dobles con la composición química TL5, Y Tl 1 3 [Tl m 53 ] con la composición química de Tl4 53 . En la literatura se han reportado diversos sulfuros de talio como son: Tl 2 5, Tl4 53 , Tl5, Tl53 [5] se Las películas estructuralmente, morfológicamente. caracterizarán: eléctricamente, 3.1 Caracterización estructural Figura 1 Deposito por baño químico del Tl 2 S 3. Resultados y discusión Al haber obtenido el resultado esperado en las muestras de Tl2S se procedió a prepararlas y depositarlas, por lo que se utilizaron varios compuestos que intervinieron en su proceso. Se planteó la reacción para la aportación de los iones libres de 5 2 - Por la disociación de tiourea: (NH2 ) 2 C5 + OH 1 (3) 5H (4) 1 - + OH 1 - ➔ ➔ CH2 N2 + H2 O + 5H 1 - H2 O + 5H 2 - Como se muestra en la figura 2 la cristalinidad se presenta de manera definida en los patrones de difracción de rayos X (XRD), en películas delgadas depositadas a temperatura de 35 ºC durante 24h, 48h y 72h, utilizando una capa fina de ZnS de 12% ,Al someter la película a un tratamiento térmico a 350ºC los patrones de XRD, muestran picos pertenecientes al ThS. Los patrones XRD muestran picos bien definidos, correspondientes al mineral carlinite (JCPDS291 34) con composición TliS. l 200000 1 50000 1 00000 50000 250000 200000 i,soooo 32 � 1 00000 "E - 50000 . 400000 + Los iones de Tl serán proporcionados como producto de la disociación del complejo de citrato de talio: 24h ZnS • 24h TI S. 350" 1 h , 24h ZnS • 48h 11,S, 350" 1 h 1 1 , 24h ZnS • 721', TJ,S. 350" 1 h 300000 200000 100000 [Tl ( C6 H5 0 7 ) ] (5) ➔ Tl + [C6 H5 0 7 ] Se espera la formación de Tl 2S por la reacción zn + + 5 2 (6) ➔ Tl 2 5 Sin embargo, dependiendo de las condiciones hay cierta probabilidad de que las reacciones generen Tt3+, a partir de iones de n + : n + ➔ Tl 3 + + z e - . o o w 1 � ' 1 � � ., � 2o ¡Grados) � ro � Figura 2. Patrones XRD de las películas delgadas de ZnS+Tl2S a 35 ºC depositadas en 24h, 48h y 72h con una capa fina de ZnS a un 1 00% y tratamiento térmico a 350 ºC 3.2 Análisis de microscopia electrónica de barrido En la siguiente figura 3 muestra se presenta el análisis por microscopia electrónica de barrido (SEM) de una película delgada de sulfuro de talio horneada a 300ºC con una fuente de 3.0 kV, y un Abril - Junio, 2020 �Películas delgadas semiconductoras de Tl,S pre Baño Quúruco con perspectivas de aphcac1ón e Marco Villanueva, Veromca Estrella, Ma Luz Olvera, !.Pedro Zaragoza, Benjamín Vargas, Arturo Maldonado ancho de foco de 8.0 mm, donde se observa cómo tiene una superficie rugosa y con un tamaño de grano aproximado de 500 nm. Muy adecuada para absorber gases. Figura 3 Microfotografía de película delgada de sulfuro de Talio horneada a 300 ºC En la siguiente Tabla 2 se muestra el comportamiento de la conductividad eléctrica (MQ) la película delgada de TlzS en atmosferas de propano y monóxido de carbono, donde se observa la variación de la resistencia eléctrica de las películas de TlzS, de 300 nm( l D), 550 nm (2D) y 750 nm (3D), en función de la concentración de propano, C 3 H8 y CO, a distintas temperaturas de operación, 1 00, 200 y 300 º C. resistencia eléctrica de los sensores de película delgada de TlzS. Tal es el caso, como se puede observar en la tabla 1 , que muestra un valor de resistencia constante, en todo el intervalo de concentración de gas, CO en este caso. Sin embargo, para temperaturas mayores, 200 y 300 º C, se observa una variación en el valor de la resistencia de la película de TlzS, a medida que se incrementa la concentración de gas CO. En el caso de gas Propano, se observó que a temperaturas de operación de 1 00 y 200 º C no hay un cambio significativo en la resistencia de las películas de TlzS. En este trabajo se ha planteado la metodología para elaborar películas delgadas de ZnS + Tl2 S crecidas por baño químico. Las películas delgadas de TlzS fueron obtenidas usando precursores de nitrato de talio y tiurea, además de hidróxido de sodio como agente acomplejante. Las películas de talio se obtuvieron usando una concentración de iones de talio de 1 x 10-5 mole en 1 00 mi. Las propiedades fisicas de las películas delgadas de talio sin tratamientos térmicos pos-depósito tienen un espesor máximo de 0.75 micras. Todas las muestras muestran una morfología rugosa y porosa. Tabla 2 Comportamiento d e l a conductividad eléctrica (MQ) la película delgada de T!i S en atmosferas de propano y monóxido de carbono 4. Conclusiones De los resultados obtenidos, y de manera general, podemos observar que, a temperaturas de operación baj as, 1 00 º C, no hay variación en la Abril - Junio, 2020 Se demostró que el utilizar una película delgada de ZnS antes de depositar en TlzS con diferentes condiciones y porcentajes de material puede ser un factor clave para lograr la oxidación del azufre a 590 º C en el caso del ZnS y a 500 º C en el caso de TlzS. s. Agradecimientos Este proyecto fue posible gracias al Consejo Nacional de Ciencia y Tecnología (CONACyT), la Subsección de Electrónica del Estado Sólido, CINVESTAV Zacatenco, y cada una de las personas que colaboraron y a quienes agradecemos su desempeño. Reconocemos con �Películas delgadas semiconductoras de Tl,S pre Baño Químico con perspectivas de aplicación c amplia gratitud a Miguel Angel Luna Arias, Dr. Velumani , Ing. Eduardo Pérez Garduño 6. Referencias l. 2. 3. 4. V . Estrella, M.T.S. Nair and P.K. Nair, Semicond.Sci. Technol. 2002, 17, 1-7 M.Wolf, Proc. 25th Solar Cells,Power Soucers Symp, 1 976 Patente americana 2448517, presentada en 1 944, concedida en 1948. l. Samaras, K. Kambas, Mat. Res. Bull., 1990, 25, 1 -7. 5. Klingler, H. a. ( 1 949). Anorg. Constitution of Binary Alloys, 260. 6. Giester G, Lengauer CL, Tilhnanns E, Zemann J, J. Solid State Chemistry, 2002,1 68,.322-330. . V. Estrella, MTS Nair y PK Nair (2002). Thin Sol. Films 2002, 28 1 -287 V.P. Tolstoy and Petersburg Staw, Thin Solid Films 307 (1 997)pp. 10-13. R. Belacel, L.Djoudi, M. Merabet, S. Benalia, M.Boucharef, M. Caid, D.Rached, R. Haroum, Computacional Condesed Matter, 17 (201 8) e00344. 7. 8. 9. Allgem. Chem. Abril - Junio, 2020 �Caracterización de uniones soldadas robotizadas GTAW-P sin metal de aporte en acero inoxidable ferrítico AISI 430 Graciela Rosel\ Benjamín Vargas8, Verónica Estrella 8, Eva Cervantes\ Jaime TahaC, Celso Cruzd ª Tecnológico Nacional de México I IT de Tlalnepantla, División de Estudios de Posgrado e Investigación, Av. Instituto Tecnológico sin, 54070 Col. La comunidad, Tlalnepantla de Baz, Estado de México, México. bMETALSA México, Parque de Investigación e Innovación Tecnológica (PIIT), Apo daca Nuevo León, México. e Universidad de Monterrey, Departamento de Ingeniería, San Pedro Garza García, NL, México. Departamento de Tecnología de METALSA, Parque de Investigación e Innovación Tecnológica (PIIT), Apodaca Nuevo León, México . ªCIDES/ Estado de México, Av. Desarrollo sin Parque Industrial Cuamatla, 54763 Cuautitlán Izcalli, México. *grace.ros1 O@gmail.com Resumen Se estudió el efecto de la corriente pulsada y velocidad de avance de soldadura sobre la resistencia mecánica bajo carga de tensión, zonas microestructurales, tamaño de grano y número de tamaño de grano ASTM G en la Zona Afectada por el Calor (ZAC) de uniones soldadas robotizadas GTAW-P por fusión en lámina de acero inoxidable ferrítico AISI 430 con 1.5 mm de espesor. Para la caracterización mecánica se usaron pruebas de tracción para evaluar la resistencia a la tensión. Se aplicó microscopía óptica para la evolución microestructural y procesamiento digital de imágenes (PDI) para la obtención de micrografias panorámicas de amplio formato de uniones transversales. Los resultados sugirieron que la condición óptima (JRl) fue la combinación de la corriente de soldadura (61/83.9 A), arco pulsado (15 Hz) y velocidad de soldadura (381 nnn/min), lo que resultó en la fusión completa del metal con geometría adecuada del cordón, resistencia máxima a la tracción de 457 MPa, tamaño de grano mediano (10.84 µm), ferrita aliotromórfica dentro de la ZAC recristalizada y ferrita tipo placa Widmanstatten secundaria dentro del metal fundido. Palabras clave: Acero inoxidable ferrítico 430, soldadura robotizada GTA W-P, micrografias panorámicas, tamaño de grano. l. Introducción El acero inoxidable ferrítico (AIF) es una aleación que comúnmente tiene 16 a 18% Cr, puede ser laminada en frío o caliente y posee alta ductilidad que se obtiene del proceso de recocido [1]. Las aplicaciones comerciales de este acero IF 430 se encuentran en diversos componentes como electrodomésticos, escapes automotrices, conductos, campanas de cocina y recubrimientos de tanques [2] [3] [4]. En la actualidad, el costo del acero inoxidable austenítico ha aumentado debido a la volatilidad del costo del Ni, que está presente en su composición química, derivado de ello, el acero IF se han convertido en alternativa asequible. Uno de los principales inconvenientes del acero IF es su limitada soldabilidad ya que, durante la soldadura, existe transformación de fase y (917 ºC), crecimiento de grano (927 ºC), martensita intergranular o en islas en la ZAC y cordón de soldadura. Otro desafio de este acero es la falta de penetración completa de la soldadura. Estos fenómenos afectan su resistencia a la tracción y disminuyen su elongación [5] [6]. Existen múltiples investigaciones al respecto, como el estudio de Amuda et al. [3] quienes documentaron la influencia del calor de entrada y velocidad de soldadura en Acero IF AISI 430 de 1.5 mm de espesor mediante proceso GTAW automatizado sin metal de aporte y soldadura convencional, para compararlas con la aplicación de Ti y Al adicionadas en polvo. Determinaron que a 0.500 kJ/mm, la susceptibilidad al proceso de sensibilización se acelera, modificando la microestructura, tamaño de grano y afectando la resistencia del componente soldado en servicio. En ese sentido, Amuda y Mridha [7] indagaron sobre el proceso GTAW evaluando la velocidad de soldadura (120 a 180 nnn/min) y corriente (70 a 110 A) para el acero IF 430, obteniendo tamaños de grano ferritico de 30 a 37 µm, producidos por valores de calor de entrada neto (Qnet) de 0.336 a O. 634 kJ/mm. Por otro lado, Giridharan y Murugan [6] aplicaron la metodología de superficie de respuesta para optimizar la geometría del cordón y penetración de soldadura en cupones de acero inoxidable AISI 304L mediante el proceso de soldadura GTA pulsado donde evaluaron la corriente pulsada (180 a 220 A), duración del �• 1 , · . ' 1 pulso (450 a 650 ms) y velocidad de soldadura (11O a 190 mm/min), colocando electrodo de W a 60º , utilizando gas Ar con caudal de 10 y 5 L/min para protección y respaldo, respectivamente. Determinaron la combinación óptima de 211.4 A, 537.650 ms y 165.1 mm/min, logrando penetración de 3.4 mm y área de cordón de 17.89 mm 2 . Debido a los desafios de la soldabilidad robotizada en acero IF, es necesario integrar mediante el análisis y estudio de distintas técnicas eficientes que permitan reducir el costo de la soldadura en este tipo de acero sin comprometer la calidad e integridad mecánica de juntas en componentes estructurales soldados. El presente trabajo se centró en caracterizar el efecto de la corriente, arco pulsado y velocidad de soldadura del proceso soldadura GTAW-P robotizada sin metal de aporte en corridas experimentales sobre lámina de acero inoxidable ferrítico AISI 430. 2. Experimentación 2. 1 Materiales Las láminas de acero IF utilizadas para el estudio tenían lO00xlO00xl.5 mm de largo, ancho y espesor, respectivamente [8]. Estas se caracterizaron química y mecánicamente para obtener una identificación del acero, así como documentar los cambios en la resistencia mecánica bajo tensión. Se realizó análisis químico por em1s10n óptica sobre muestras de 25x25xl.5 mm mediante espectrómetro SPECTRO. El procedimiento experimental se basó en estándar ASTM E353 [9]. De acuerdo con Guiraldenq y Hardouin [10] se calcularon el Cr y Ni equivalentes con ecuaciones 1 y 2, cuyos resultados corresponden a la predicción de microestructura que se generase en proceso de soldadura sobre la matriz ferrítica. Ni e q = + Mo% + 1.5Si% + 0.5Cb% = Ni % + 30C% + 0.SMn% Cr% Tabla 1 . Combinaciones de parámetros de soldadura robotizada GTAW-P en acero IF 430. Unión Corriente de soldadura (A) Velocidad de soldeo (mm/min) Pulsos del arco JRl 6 1 / 84 381 15 JR2 52 / 99.5 330.2 10 JR3 50 / 63 330.2 1 8.4 (Hz) 2.3 Proceso de soldadura Los cupones de soldadura se maquinaron con dimensiones de 100x70xl.5 mm, su preparación consistió en desbaste con papel abrasivo de óxido de aluminio grado 300 y limpieza con acetona industrial. El diseño de junta fue bisel recto sin apertura de raíz [13] con posición lG, ángulo de antorcha de 90 º , electrodo W-Th2% y un solo paso de soldadura, como se puede ver en figura 1. Se utilizó robot de soldadura Fanuc Are mate lO0iC y fuente de energía eléctrica de Lincoln (Power Wave S500) con gas de protección de 99.99% Ar a 12 L/min y sin gas de respaldo. � �lb� 2.2 Caracterización química Cre q (10 a 18.4 Hz). Las combinaciones caracterizadas se muestran en Tabla 1. 1) 2) Los parámetros explorados para el presente análisis provienen de la literatura y experimentación previa [3] [7] [11] [12] [13] [14] sustentado un diseño de experimentos, de donde se obtuvieron las combinaciones de parámetros. Teniendo como variables exógenas: corriente de soldadura (base y pico, dentro del rango 47 a 61 A / 63 a 84 A, respectivamente), velocidad de soldadura (330 a 381 mm/min) y pulsos del arco # '• - - -. ._ _ _---------- � T=]:m �-----� --.._.T.;,.·--___+_. � -1- R=O Figura 1 . Diseño de unión soldada para acero inoxidable ferrítico sin apertura de raíz. El cálculo del calor de entrada (Q net) se basó en literatura especializada [15] [16] como se muestra en ecuaciones 3 y 4, con eficiencia de transferencia de calor de 0.85. 3) Abril - Junio, 2020 �Donde Qa,c es energía del arco, Wc es corriente de soldadura, Wv es voltaje, y Wis es velocidad de soldeo. 4) Donde Qnet es calor de entrada (kJ/mm), y T/ es eficiencia del arco. 2.4 Caracterización mecánica La determinación de la resistencia mecánica se realizó siguiendo estándar ASTM E8 [ 1 7]. Las probetas se obtuvieron del centro de lámina bajo procedimiento ASTM A370 [ 1 8]. Las muestras se mecanizaron utilizando máquina de corte por chorro de agua Mitsubishi Electric Supreme, obteniendo probetas de tensión reducidas con 6 mm de ancho y 25 mm de longitud calibrada, para en máquina ensayarlas posteriormente electromecánica Instron 4482. La rapidez de deformación fue 8 MPa y 1 5 mm/min para offset del 0.2% y resistencia a la tensión, respectivamente. La resistencia a la cedencia (So) se calculó utilizando extensómetro de clase B - 1 de 50 mm de longitud de calibre. La elongación después de fractura se determinó con longitud calibrada de 50 mm marcada en superficie de cada muestra. Se evaluaron dos probetas de tensión por combinación de parámetros y se informaron resultados promedio. 2. 5 Caracterización microestructural Para el análisis mediante microscopía óptica de uniones soldadas, se utilizaron muestras de sección transversal tomadas del centro de cupones con dimensiones de 22 x l.5 mm de largo y espesor, respectivamente. Se empleó el procedimiento ASTM E3 [ 1 9] para metalografia, iniciando con encapsulado en baquelita de muestras, posteriormente se desbastaron con papel abrasivo de SiC grado 240 hasta 2000, para pulirlas con pasta de diamante de 5 y 7 µm y finalmente hacer ataque químico con reactivo Vilella para revelar las características microestructurales para 50 a 500x mediante observaciones realizadas en microscopio óptico Axiovert 40 MA T con cámara Axio Vert ERc 5s Carl Zeiss. La determinación del número de tamaño de grano ASTM G y tamaño de grano promedio, se realizó bajo metodología de tres círculos de Abrams de acuerdo con ASTM E 1 1 2 [20] utilizando seis campos por muestra evaluada a 200x. Este método permitió la cuantificación estandarizada del número ASTM G, es decir, Abril - Junio, 2020 tamaño de micro-granos por pulgada cuadrada, reduciendo error mediante mediciones aleatorias. Se utilizó procesamiento digital de imágenes para generar micrografias transversales panorámicas utilizando de seis a ocho campos a 50x. 3. Resultados y discusiones 3.1 Análisis químico Los resultados arrojaron que el acero en condición original, presento correspondencia al estándar ASTM A240 [8] y derivado de estos elementos químicos, las microestructuras generadas en el proceso de soldadura se enmarcarían en fases de ferrita y martensita, hecho que se comprobó mediante análisis microestructural. Tabla 2. Composición química del acero inoxidable AISI 430 (% peso). Fe e Si Mn Cr Ni p � req Nieq 82.32 kl.03 D .23 P.49 lt 6. 1 6 b.22 kl . 03 � 6.5 1 .3 3.2 Resistencia mecánica bajo tracción Después de analizar los resultados de propiedades mecánicas de resistencias máxima a la tensión (Su) y a la cedencia (S0), así como elongación de uniones soldadas por técnica GTAW-P robotizada sin metal de aporte, se compararon con estándar ASTM A240 [8], destacando dos corridas (JRl y JR2) que superaron minimo requerido (450 MPa) para S u como se puede ver en tabla 3, que muestra tres pruebas robotizadas cuyo rango de resistencia alcanzado fue 440 a 457 MPa. Tabla 3. Propiedades mecánicas bajo tensión de uniones soldadas GTAW-P robotizadas en acero inoxidable 430. Combinación de parámetros Condi ción Corrie nte s. (MP a) So 0.2% Elonga ción (MPa) (%) Puls os (A) Veloci dad (mm/ mio) JRI 61 / 84 381 15 457 333 31 JR2 52 / 99.5 330.2 JO 452 331 28 JR3 50 / 63 330.2 1 8.4 440 310 30 (Hz) �• 1 , · . ' 1 Acero IF 348 498 32 El comportamiento típico de tracción axial expresado por curvas esfuerzo - deformación para tres uniones (JRl, JR2 y JR3) se pueden observar en figura 2, que expresa el incremento en valores de Su de acuerdo con las combinaciones de parámetros de soldadura aplicada. La unión con mejor rendimiento fue JRl que muestra los más altos valores de Su y elongación, como resultado de la mejor selección de parámetros (61/84 A, 381 mm/min y 15 Hz) con Q001 de 0.168 kJ/mm, cuya Su excede margen de seguridad del estándar ASTM A240 [8]. Resultados similares fueron reportados por Gurrama et al. [14] como valor óptimo (457 MPa) para Su en este tipo de juntas soldadas. Sin embargo, hubo disminuciones de 8% para Su, 4% de S0 y 3% para elongación, en comparación con propiedades del acero inoxidable 430 en condición original. La S0 de corridas mencionadas, se definió claramente para las tres combinaciones de parámetros (ver cuadro insertado en gráfica) desde la zona de transición entre comportamiento elástico-plástico, resultando que junta JRl exhibió la mayor resistencia a la cedencia, seguida de uniones JR2 y JR3 con resistencia inferior asociada con la combinación: 50/63 A, 18.4 Hz y 330.2 mm/min. .... . ,. más grandes en metal fundido (figura 3a). La ZAC recristalizada exhibió granos gruesos ferríticos cerca de la línea de fusión, además de granos de tamaños medianos y finos cerca del metal base. Con más detalle, se encuentra la baja presencia de ferrita Widmanstiitten secundaria en placa (SWSF) y ferrita aliotromórfica (ALF) dentro de límites de grano [21] debido al cambio de fase durante la soldadura y solidificación del metal [6], como puede ser visto en figura 3b). El metal fundido o cordón de soldadura, mostró fases de ferrita Widmanstiitten en placa lateral (WFSP), ferrita acicular (AF) y ferrita aliotromórfica de límite de grano (GBFA) en base a lo informado por Tomasz et al. [22], Además, hay martensita "peppery " como isla gris [23] (figura 3c). Finalmente, el metal base está compuesto por matriz de granos ferríticos que muestran diferentes tamaños y orientaciones que siguen la dirección del laminado (figura 3d). Por lo tanto, este comportamiento microestructural indujo resistencia mecánica superior de unión soldada JRl, tales como la Su y S0 • Esta correlación entre las zonas microestructurales y propiedades mecánicas se favoreció con Q001 adecuado (0.168 kJ/mm) derivado de la mejor combinación de parámetros de soldadura robotizada (61 / 84 A, 1 5 Hz 381 mm/min . - JR 1 (61184 A., 381 mm/m!n. 15 Hz) - JR 2 (52/99.5 A., 330.2mmlmln. 10 Hz) JR 3 (SOl63 A., 330.2mmlmln, 18.4' Hz) ,oo =L Figura 3. Micrografias obtenidas a través de microscopía óptica de junta soldada JRl robotizada GTAW-P: a) dos zonas microestructurales en junta, b) ferrita aliotromórfica en ZAC, c) ferrita de placa lateral Widmanstiitten en metal fundido y d) matriz ferrítica en metal base . "' ...�· "' ,.. 1 50 . 1 00 2 4 • a O 10 1 12 2 14 1e l 1a -t � Deformación (%) n � M n � u � Figura 2. Curva esfuerzo - deformación para tres condiciones de soldadura robotizada GTAW-P sin metal de aporte. 3.3 Evolución microestructural El cambio en características microestructurales varió de acuerdo con la combinación de parámetros de soldadura robotizada en cada unión. El recorrido JRl en vista panorámica transversal muestra varios granos gruesos bien definidos dentro de la ZAC y granos En unión JR2 transversal se observan claramente granos columnares alargados en dirección del flujo de calor hacia el centro de junta, esto se debe al proceso de enfriamiento durante la solidificación, lo que resulta en cordón de soldadura. La ZAC muestra granos ferríticos con crecimiento notable en ambos lados de unión (figura 4a) con respecto al metal base, así como los granos exhibieron diferentes tamaños. La ZAC presentó ferrita poligonal intragranular en límites de grano (IPF), así como martensita intergranular (IM) similar a la reportada por Amuda [6], ver figura 4b). El metal de fusión (figura 4c) mostró Abril - Junio, 2020 �ferrita columnar a partir de la cual crecen placas laterales de ferrita Widmanstiitten (WFSP), ferrita poligonal intragranular (IPF), ferrita acicular (AF) y martensita "peppery " en mayor cantidad que la reportada por Devendranath et al. [23] y que ha sido documentado por Lippold y Kotecky afirmando que la martensita es transformación de austenita formada en alta temperatura durante el enfriamiento y precipitación de carburos (C) [24]. El metal base presento matriz ferrítica con granos de diferentes tamaños (figura 4d). Estas fases microestructurales complejas de la ZAC y metal fundido se produjeron con valor Q net más alto (0.242 kJ/mm) resultante de parámetros de soldadura (52 /99.5 A, 1 0 Hz y 330.2 mm/min). Finalmente, esta unión de soldadura robotizada JR2 alcanzó segundo valor de Su como consecuencia de fases microestructurales explicadas para la ZAC y metal fundido. - - --- -� Figura 4. Micrografias obtenidas por microscopía óptica de unión soldada JR2 robotizada GTAW-P: a) granos columnares en metal fundido, b) martensita intergranular en ZAC, c) placas laterales de ferrita Widmanstatten en metal fundido y d) granos ferriticos en metal base. La condición JR3 muestra simetría en geometría del cordón fundido con granos ferríticos, y la ZAC exhibe granos gruesos con diferentes tamaños (figura 5a). La ZAC recristalizada presenta granos gruesos de ferrita que contienen ferrita aliotromórfica (ALF) en límites de grano y martensita intergranular (IM), ambos en cantidad menor que la del ensayo JR2, como se ve en figura 5b). El cordón de soldadura se caracteriza por estructuras como placas laterales de ferrita Widmanstiitten intragranular (WFSP), ferrita poligonal, ferrita primaria poligonal no alineada (NPPF) [2 1 ], así como islas de martensita (M) [6] [7]. En cuanto al metal base está formado por granos ferríticos. Estas microestructuras de soldadura JR3 se generaron por Qnet de 0.1 58 kJ/mm, resultante de parámetros de soldadura (50/63 A, 1 8.4 Hz y 330.2 mm/min), que explicaron su Su inferior a la de condiciones JR l y JR2. La caracterización cuantitativa de la ZAC consistió en dos parámetros: tamaño de grano y número de Abril - Junio, 2020 tamaño de grano ASTM G para soldaduras robotizadas GTAW-P sin metal de a orte. ... .. Figura 5 . Micrografias obtenidas por microscopía óptica de unión JR3 robotizada GTAW-P: a) granos gruesos en ZAC, b) ferrita aliotromórfica en ZAC, c) ferrita acicular en metal fundido y d) matriz ferritica para metal base. 3.4 Tamaño de grano y Número G ASTM La figura 6 muestra el tamaño de grano promedio y número de tamaño de grano ASTM G dentro de la ZAC con respecto al Qnet, donde es notable que hubo dos cambios significativos. El tamaño de grano alcanzado por unión JR2 fue 7.42 µm, mientras que número ASTM G resultó de 1 1 .2. Es evidente que el comportamiento del número G es inversamente proporcional a valores de tamaño de grano [36], lo que afecta las propiedades mecánicas, como lo demuestran Amuda y Mridha [6]. Con respecto a corrida JRl mostro tamaño de grano promedio de 1 0.84 µm y G de 1 0. 1 , ambos cercanos al valor mínimo de rangos reportados [20], lo que corroboró el mayor rendimiento mecánico de tracción con Q net más bajo que reportado en literatura [3] [6] [7]. La condición JR3 está en primer lugar con Qnet de 0.158 kJ/mm, tamaño de grano de 1 3.82 µm, es decir, 4.8 veces más grande que metal base, además, mostró fusión y penetración completas con Su de 440 MPa. Por lo tanto, la ZAC de corrida JR2 (52 / 99.5 A, 1 0 Hz y 330.2 mm/min) exhibió tamaño de grano más bajo (7.42 µm) y segundo lugar del valor Su. Todas estas propiedades mecánicas críticas y parámetros microestructurales se vincularon a fase endurecida como martensita en límites de grano. Este comportamiento se relacionó con mayor Qnet (0.242 kJ/mm) con aplicación de corriente pulsada, causando distorsión térmica (deformación) en ambas láminas de unión soldada y geometría del cordón. �• 1 , · . ' 1 U n i ó n soldada 3 1 6. Referencias 2 1 2 �---------------, 40 11 35 CI> � 10 U) 30 CI> (!) 20 :::,, l. AWS, Welding Handbook 9.4, EUA: AWS, 201 1 . 2. E. Bayraktar, J. Moiron, D. Kaplan, "Effect of welding conditions on the formability characteristics of thin sheet steels: Mechanical and metallurgical effects," Joumal of Materials Processing Technology, vol. 175, pp. 20-26, 2006. doi: 1 0.101 6/j .jmatprotec.2005.04.007 3. M.O.H Amuda, E. T. Akinlabi, S. Mridha, "Influences of Energy Input and Metal Powder Addition on Carbide Precipitation in AISI 430 Ferritic Stainless Steel Welds," Materials Today, vol. Proceedings 4, pp. 234-243, 2017. 4. YOU Xiang-mi, JIANG Zhou-hua, LI Hua-bing "Ultra-Pure Ferritic Stainless Steels---Grade Refining Operation and Application," Joumal of lron and Steel Research Jntemational, vol. 14, nº 4, pp. 24-20, 2007. doi.org/10. I0l 6/S I 006-706X(07)60053-3 5. P. Giridharan, N. 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Variación del tamaño de grano y número G ASTM en relación con calor de entrada en uniones soldadas GTAW-P robotizadas. 4. Conclusiones Después de la caracterización mecánica, microestructural y análisis de resultados experimentales, la combinación óptima de parámetros de soldadura por fusión para uniones soldadas GTA W pulsada robotizada, fue condición JR l. Los parámetros de soldadura JR l incluyeron corriente de soldadura pico y base de 61/84 A, frecuencia del arco pulsado de 15 Hz y 381 mm/min de velocidad de soldadura. Esta corrida JR l alcanzo fusión y penetración completas en metal fundido, con mejor resistencia mecánica bajo tensión sin utilizar metal de aporte, es decir, resistencia máxima a la tracción de 457 MPa, resistencia a la cedencia y elongación dentro del estándar y cercanos a propiedades del acero inoxidable 430 como fue recibido. Estas propiedades fueron vinculadas a fases microestructurales de ferrita aliotromórfica en la ZAC recristalizada y presencia de ferrita Widmanstiitten secundaria de placa lateral dentro del metal fundido. Este comportamiento mecánico y microestructural se vinculó al calor de entrada neto de 0.168 kJ/mm. 5. Agradecimientos Este proyecto es fruto de la adición de la academia e industria, fue posible gracias al Consejo Nacional de Ciencia y Tecnología (CONACyT), METALSA, Lincoln Electric Welding School, Centro de Ingeniería y Desarrollo Industrial (CIDES!), EMCO TEST, así como todas y cada una de las personas que colaboraron y a quienes agradecemos su desempeño. Reconocemos con amplia gratitud a Dra. G. Palacios, G. Bañuelos, a los Ingenieros Raúl Vázquez, A. Gómez, S. Martínez, y A. Zamora. Abril - Junio, 2020 �Caracterización de nniones soldadas robotizadas de aporte en acero inoxidable ferritico AISI 430 welding (A review)," Materials Today: Proceedings, Vols.4 Issue 2, Part A, pp. Pages 1252-1259, 2017. 13. AWS, D 1 . 6 Structural Welding Code- Stainless Steel, Miami, FL: American Welding Society, 2007. 14. M. Gurrama , A. Kumar P. Ravinder Reddy , G. Madhusudhan Reddy, , "Influence of grain refining elements on mechanical properties of AISI 430 ferritic stainless steel weldments - Taguchi approach,," Materials & Design, vol. 36, pp. 443450, 2012. 15. AWS, Welding Inspection Technology, Miarni, Florida: AWS, 2005. 16. I. Guzman-Flores, B. Vargas-Arista, J. Gasca­ Dominguez, C. Cruz-Gonzalez, M. 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Title A name given to the resource Química hoy Description An account of the resource La Revista Química Hoy inicia en el 2010 y se publica trimestralmente, es una nueva fuente de comunicación científica para investigadores relacionados con las áreas de la Química. La Revista Química Hoy publica comunicaciones y artículos que presenten resultados experimentales originales en todas las áreas de la teoría y la práctica de la Química en su mas amplio contexto. Así mismo, se aceptan contribuciones originales de revisiones sobre temas científicos de actualidad en Química, donde el autor sea un experto en el tema a tratar. Creator An entity primarily responsible for making the resource Fernández Delgadillo, Sergio Salvador, Director Date A point or period of time associated with an event in the lifecycle of the resource 2010 Text A resource consisting primarily of words for reading. Examples include books, letters, dissertations, poems, newspapers, articles, archives of mailing lists. Note that facsimiles or images of texts are still of the genre Text. Título Uniforme Química hoy Año de publicación El año cuando se publico 2020 Volumen Volumen de la revista 10 Número Número de la revista 2 Mes de publicación Mes cuando se publicó Abril-Junio Día Día del mes de la publicación 1 Periodicidad La periodicidad de la publicación (diaria, semanal, mensual, anual) Trimestral Dublin Core The Dublin Core metadata element set is common to all Omeka records, including items, files, and collections. For more information see, http://dublincore.org/documents/dces/. Title A name given to the resource Química hoy, 2020, Vol 10, No 2, Abril-Junio Creator An entity primarily responsible for making the resource Fernández Delgadillo, Sergio Salvador, Director Subject The topic of the resource Química Bioquímica Ciencia Investigación Ingeniería Química Ciencias Químicas Description An account of the resource La Revista Química Hoy inicia en el 2010 y se publica trimestralmente, es una nueva fuente de comunicación científica para investigadores relacionados con las áreas de la Química. La Revista Química Hoy publica comunicaciones y artículos que presenten resultados experimentales originales en todas las áreas de la teoría y la práctica de la Química en su mas amplio contexto. Así mismo, se aceptan contribuciones originales de revisiones sobre temas científicos de actualidad en Química, donde el autor sea un experto en el tema a tratar. Publisher An entity responsible for making the resource available Universidad Autónoma de Nuevo León, Facultad de Ciencias Químicas Contributor An entity responsible for making contributions to the resource Gómez de la Fuente, María Idalia del Consuelo, Editora Responsable Date A point or period of time associated with an event in the lifecycle of the resource 01/04/2020 Type The nature or genre of the resource Revista Format The file format, physical medium, or dimensions of the resource text/pdf Identifier An unambiguous reference to the resource within a given context 2020917 Source A related resource from which the described resource is derived Fondo Universitario Language A language of the resource spa Relation A related resource https://quimicahoy.uanl.mx/index.php/r Coverage The spatial or temporal topic of the resource, the spatial applicability of the resource, or the jurisdiction under which the resource is relevant San Nicolás de los Garza, Nuevo León Access Rights Information about who can access the resource or an indication of its security status. 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