CORROSION DESGASTE DE ACERO INOXIDABLE AISI 316L EN SOLUCIONES DE NaCl A DIFERENTES CONCENTRACIONES

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1 CORROSION DESGASTE DE ACERO INOXIDABLE AISI 316L EN SOLUCIONES DE NaCl A DIFERENTES CONCENTRACIONES E. Quezada, W. Aguilar, L. Angelats, P. De la Cruz Departamento de Física Universidad Nacional de Trujillo Ciudad Universitaria S/N Av. Juan Pablo II Trujillo-Perú elvarq@yahoo.es RESUMEN Los aceros inoxidables austeníticos AISI 316L presentan una excelente combinación de propiedades mecánicas y de resistencia a la corrosión, determinando su uso en diversos campos como agroindustria, petroquímica y estructuras marinas. En esta última las solicitaciones son más exigentes toda vez que en las estructuras offshore el material está sometido a corrosión desgaste en el medio salino donde se encuentra. En el presente trabajo se estudió el efecto de la concentración de NaCl en la resistencia a la corrosión desgaste del acero inoxidable AISI 316L sometido a tratamiento térmico de recocido, determinándose esta resistencia por el método de pérdida de masa y los parámetros electroquímicos del acero a partir de las curvas de polarización en los diferentes medios corrosivos. Los resultados muestran que la pérdida de masa de las probetas de acero inoxidable y los coeficientes de fricción disminuyen al aumentar la concentración de NaCl mientras que las densidades de corriente de corrosión aumentan. Palabras Clave: Acero inoxidable, corrosión desgaste, curva de polarización, medio corrosivo

2 1. INTRODUCCION Los aceros inoxidables austeníticos del tipo 316, 304, 347 y 321, son los primeros materiales que se escogen por su amplio rango de aplicación cuando se requiere que presenten buena resistencia a la corrosión a temperatura ambiente y en soluciones acuosas. Sin embargo, pese a que son excelentes por su resistencia a la corrosión, tienen bajos valores de dureza y no pueden ser tratados térmicamente para incrementarlo, de modo que cuando son usados en aplicaciones tales como bombas para líquidos y desechos de industria química, petroquímica, pulpa de papel y otras aplicaciones, sufren corrosivo desgaste. Para ciertos elementos o componentes funcionales de máquinas, es importante seleccionar adecuadamente los materiales base para su fabricación. Así por ejemplo, si la pieza o componente se encuentra únicamente inmerso dentro de un medio corrosivo, es conveniente fabricarlos con materiales que tengan buenas propiedades electroquímicas, es decir, que tengan buena resistencia a la corrosión. Por otro lado, si la superficie del componente se encuentra afectada por fuerzas de rozamiento debido al movimiento relativo respecto a otro componente, será conveniente que dicha superficie tenga apropiada dureza o pequeño coeficiente de fricción con el propósito de disminuir el desgaste por deslizamiento [1-3]. El desgaste contribuye a disminuir el rendimiento o pérdida de energía de diversas máquinas industriales debido a los cambios en las dimensiones, apariencia o integridad estructural de los componentes. Los principales factores involucrados en el proceso de desgaste pueden ser metalúrgicos tales como: dureza, tenacidad, constitución, estructura y composición química; o pueden ser aquellos relacionados con el servicio, por ejemplo: materiales en contacto, presión, velocidad, temperatura y acabado superficial [2,3]. Otros factores pueden ser lubricación y corrosión. Existen situaciones en que los componentes se encuentran afectados por procesos simultáneos de corrosión y desgaste, proceso denominado corrosivo desgaste [4]. En estos casos es importante considerar que dichos componentes poseen a la vez buenas propiedades electroquímicas y propiedades de superficie, o que predominen las primeras propiedades, considerando la agresividad del medio corrosivo. En este contexto, los aceros inoxidables se caracterizan por ser resistentes a la corrosión por su alto contenido de Cr. Dentro de las categorías de los aceros inoxidables, los aceros inoxidables austeníticos son los más indicados para la fabricación de diversos elementos, debido a sus buenas propiedades electroquímicas o resistencia a la corrosión en medios que tienen cloruros [5-7]. Los aceros inoxidables austeníticos no son magnéticos y no pueden ser endurecidos por tratamiento térmico. Son muy dúctiles y presentan excelente soldabilidad. El inoxidable austenítico más popular es el tipo 304, que contiene básicamente 18% de Cr y 8% de Ni, con un tenor de carbono limitado a un máximo de 0,08%. En determinados medios, especialmente en aquellos que contienen iones cloruro, el acero 304 muestra propensión a una forma de corrosión por picado. Es un tipo de corrosión extremadamente localizada que destruye la película pasiva que recubre la superficie del metal y progresa en profundidad [8]. El molibdeno es introducido como elemento de aleación en los aceros inoxidables precisamente para disminuir la susceptibilidad a estas formas de corrosión. Cuando estos aceros están sometidos a procesos de soldadura se produce precipitación de carburos y son sensibles a proceso de corrosión en borde de grano. La consideración de este fenómeno llevó al desarrollo de los aceros inoxidables austeníticos de bajo carbono, tales como 304L, 316L y 317L, en los cuales el tenor de carbono máximo es de 0,03%, reduciéndose al mínimo la posibilidad de sensibilización [9]. También es importante mencionar que estos aceros sufren corrosión bajo tensión y corrosión por picado en los medios que contienen cloruros [10]. Dadas las importantes propiedades del acero inoxidable austenítico AISI 316L, así como su amplia gama de aplicación en implantes ortopédicos, aparatos de ortodoncia y piezas de máquinas, en este trabajo estudiaremos el efecto corrosivo del cloruro de sodio a diferentes concentraciones usando métodos electroquímicos; también estudiaremos la resistencia al desgaste del acero 316L por el método de pérdida de masa en estos medios corrosivos. 2. TÉCNICA EXPERIMENTAL Se utilizó acero inoxidable austenítico AISI 316L, adquirido en forma de tubos de 6 m de longitud, de 33 mm de diámetro exterior y 24 mm de diámetro interior; la composición química de este acero proporcionada por la empresa fabricante se indica en la tabla I. Tabla I. Composición química del acero AISI 316L dadas por Avesta Sheffield de Suecia en %W. C Cr Ni Mo Mn Si Fe 0,03 18,0 8,0 2,0 2,5 1,0 69,07 Para las pruebas de corrosión desgaste se maquinaron 24 probetas en forma cilíndrica con superficies exteriores paralelas e interiores cónicas, para facilitar el ensamble en el eje porta probeta construido de acrílico con alma de acero, las cuales se ajustaron con una tuerca de polietileno. En la Figura 1 se muestra la geometría y las dimensiones

3 (en mm) de las probetas de acero inoxidable 316L usadas en este trabajo. De las 24 probetas, 4 fueron empleadas para ensayos de desgaste en agua deionizada de alta pureza (0,0% de NaCl), consideradas como grupo testigo; el resto de probetas, fueron distribuidas para los ensayos de corrosión desgaste a las concentraciones de 1,5%, 2,5%, 3,5%, 4,5% y 5,5% de NaCl. Las soluciones electrolíticas se prepararon con agua deionizada y con cloruro de sodio de grado analítico. Todas las probetas maquinadas en estado de suministro, fueron sometidas a un tratamiento de recocido a 1050ºC durante 30 minutos, seguido de un enfriamiento rápido en agua a temperatura ambiente. Para las pruebas de corrosión electroquímica se maquinaron 15 probetas de acero inoxidable 316L en las mismas condiciones de tratamiento térmico que para corrosión desgaste de 10 mm de diámetro y 2 mm de espesor, las cuales se prepararon metalográficamente puliendo con papeles de carburo de silicio de diferente granulometría desde 100 hasta El contacto eléctrico de la probeta se estableció uniendo un alambre de cobre con epoxi a la probeta y haciendo pasar el otro extremo del alambre (de unos 35 cm de largo) a través de un tubo de vidrio de unos 30 cm de largo y 5 mm de diámetro, fijándose luego el tubo de vidrio con epoxi de modo que la solución no entre en contacto con el alambre. Figura 1. Geometría y dimensiones de las probetas para los ensayos de corrosión desgaste Las pruebas de corrosión desgaste se realizaron utilizando un tribómetro construido en el Laboratorio de Física de Materiales de la Universidad Nacional de Trujillo por uno de los autores (L.A.) de acuerdo a la norma ASTM G 77-91[11]. Las probetas previas al ensayo fueron pulidas con lijas de diferente granulometría hasta grado El tiempo de cada ensayo fue de una hora. Cada probeta giró a una velocidad de 700 ± 20 rpm dentro de una celda electrolítica que contenía un litro de solución de NaCl para cada ensayo, en contacto con el desbastador bajo la acción de una fuerza normal constante de 21,8 N; las concentraciones de las soluciones de NaCl a su ph natural se muestran en la tabla II. Como desbastador se utilizó una pastilla de carburo de tungsteno: HB05, con una dureza aproximada de 1050 HV. La resistencia a la corrosión desgaste se determinó por pérdida de masa, midiendo antes y después de cada ensayo con una balanza analítica de ±0,1 mg de precisión. Durante cada ensayo se registraron continuamente los coeficientes de fricción, las elevaciones de la temperatura (de 22 a 24 ºC aproximadamente) y las velocidades de rotación del motor a través del sistema de control y adquisición de datos (SCADA) del equipo con ayuda de un software Labview [12]. En las pruebas electroquímicas se determinaron potenciales de corrosión libre con un potenciostato Princeton Applied Reserch modelo 173 con un electrodo de calomel saturado (ECS). Previo a la medida se degasó la solución con nitrógeno purificado durante una hora y se continúo degasando la solución durante el tiempo que duró la medición (1 hora) en cada una de las soluciones de NaCl consideradas en este trabajo. Adicionalmente, se trazaron curvas de polarización potenciodinámicas usando un contra electrodo de platino en espiral, un Programador Universal PAR 175 y un graficador XT PAR modelo REO 151. Se graficó las curvas de polarización partiendo de un potencial de 200 mv más negativo que los respectivos potenciales de corrosión a circuito abierto hasta 1200 mv, siempre degasando la solución con nitrógeno purificado, con una velocidad de barrido de 12 mv/min. En cada una de las soluciones las curvas potenciodinámicas (catódicas y anódicas) se trazaron por triplicado. 3. RESULTADOS Y DISCUSIÓN En la tabla II se muestran los valores correspondientes a los potenciales de corrosión libre (E corr libre ) y de barrido (E corr ) para cada una de las soluciones de NaCl observándose que ambos potenciales se hacen más negativos conforme aumenta la concentración de NaCl. Las densidades de corriente de corrosión mostrados en la misma tabla se determinaron extrapolando las rectas de Tafel desde grandes polarizaciones hasta la línea correspondiente a E = E corr, las cuales aumentan (en valor absoluto) conforme aumenta la concentración de la solución de NaCl. Tabla II. Potenciales y densidades de corriente de corrosión para cada una de las soluciones de NaCl. Solución de NaCl (% W) E corr,libre E corr I corr (µa/cm 2 ) (V ecs ) (V ecs ) 1,5 % ,015 2,5 % ,025 3,5 % ,060 4,5 % ,072 5,5 % ,090 Las curvas de polarización del acero inoxidable 316L en soluciones de NaCl a diferentes concentraciones se muestran en la figura 2. Las partes catódicas de estas curvas son semejantes, observándose una relación lineal entre los sobrepotenciales catódicos y el logaritmo de la densidad de corriente. En todos los casos la región

4 catódica corresponde al desprendimiento de hidrógeno. Las partes anódicas de estas curvas son también semejantes. La zona pasiva se extiende desde su potencial de corrosión hasta 800 mv ecs aproximadamente, con una densidad de corriente que aumenta progresivamente desde 0,2 µa/cm 2 hasta 2,0 µa/cm 2, existiendo una zona de inestabilidad (picos y depresiones en la zona pasiva) que se extiende desde -50 mv ecs hasta 300 mv ecs, probablemente debido a la nucleación de picaduras y/o disolución del material alrededor de las porosidades existentes en el acero tal como se puede ver en la figura 3. Densidad de corriente (µa/cm 2 ) Acero Inox. 316L en NaCl al 1,5% Acero Inox. 316L en NaCl al 2,5% Acero Inox. 316L en NaCl al 3,5% Acero Inox. 316L en NaCl al 4,5% Acero Inox. 316L en NaCl al 5,5% Potencial (V ecs ) Figura 2. Curvas de polarización en NaCl a diferentes concentraciones. A partir de 850 mv, la densidad de corriente aumenta rápidamente debido a la disolución localizada del material como se muestra en las micrografías de las figuras 4, 5 y 6 tomadas al finalizar los ensayos de corrosión; en general, el ataque corrosivo es semejante en las diferentes concentraciones acentuándose ligeramente en las de mayor concentración. Los EDAX de los productos de corrosión del acero inoxidable 316L en soluciones de NaCl a diferentes concentraciones son semejantes. En la figura 7 se muestra el EDAX del acero en estudio en solución de NaCl al 4,5 %, observándose un pico elevado de Fe, picos medianos de Cl y Cr y pequeños picos de Mn y Ni. Como esta técnica no detecta oxígeno ni hidrógeno es razonable suponer que los productos de corrosión formados son óxidos, hidróxidos y cloruros de los metales mencionados. Los valores promedios del coeficiente de fricción en los ensayos de corrosión desgaste a diferentes concentraciones de NaCl se muestran en la tabla III y en la figura 8 se ilustran gráficamente estos resultados en un diagrama de barras. El mayor coeficiente de fricción se produce en agua deionizada (libre de cloruros); luego disminuye progresivamente a medida que aumenta la concentración de NaCl en razón inversa a la densidad de corriente de corrosión en dichos medios (tabla II). Un cálculo sencillo muestra que el coeficiente de fricción del acero inoxidable 316 L se reduce el 8% en solución de NaCl a 2,5%, el 14% en solución de NaCl al 3,5% y el 20% en solución de NaCl al 5,5%, respecto al coeficiente de fricción en agua deionizada.. Esta mejora del coeficiente de fricción se produce debido probablemente al efecto lubricante de la solución. No se observó ataque corrosivo en la superficie de las probetas sometidas a desgaste dentro de las soluciones consideradas por el poco tiempo que duró el ensayo. Figura 3. Micrografía óptica mostrando las picaduras en el acero sin ataque. Figura 4. Micrografía óptica mostrando ataque localizado en solución de NaCl a 2,5%. Figura 5. Micrografía SEM mostrando ataque localizado por placas en solución de NaCl a 3,5%

5 pastilla de carburo de tungsteno usada como desbastador. Coeficiente de fricción, µ Acero Inox 316L en agua Acero Inox 316L en NaCl 1,5% Acero Inox 316L en NaCl 2,5% Acero Inox 316L en NaCl 3,5% Acero Inox 316L en NaCl 4,5% Acero Inox 316 L wn NaCl 5,5% Figura 6. Micrografía SEM mostrando ataque corrosivo en la vecindad de un poro en solución de NaCl a 4,5% Concentración de NaCl Figura 8. Variación del coeficiente de fricción con la concentración de NaCl. Tabla IV. Perdida de masa de acero inoxidable 316L en diferentes concentraciones de NaCl. Solución NaCl (%W) Pérdida de masa (g) 0,0 0,3145 ± 0,0120 1,5 0,3130 ± 0,0125 2,5 0,2918 ± 0,0115 3,5 0,2656 ± 0,0120 4,5 0,2450 ± 0,0125 5,5 0,1981 ± 0,0120 Figura 7. EDAX de productos de corrosión de acero inoxidable 316L en solución de NaCl a 4,5%. Tabla III. Valores del coeficiente de fricción para cada concentración de NaCl. Solución NaCl (%W) Coeficiente de fricción (µ) 0,0 0,68 ± 0,06 1,5 0,63 ± 0,03 2,5 0,60 ± 0,02 3,5 0,58 ± 0,02 4,5 0,56 ± 0,04 5,5 0,54 ± 0,03 En la tabla IV se muestran los valores promedios de las pérdidas de masa de las probetas de acero inoxidable 316L sometidas a corrosión desgaste en las soluciones consideradas en este trabajo y en la figura 9 se presente en un diagrama de barras dichos resultados, observándose que la pérdida de masa disminuye a medida que se incrementa la concentración de NaCl. Esta mejora en el comportamiento tribológico del acero en estos medios corrosivos, se debe a que disminuye el coeficiente de fricción entre el substrato y la Pérdida de masa (g) Concentración de NaCl Agua deionizada NaCl 1,5% NaCl 2,5% NaCl 3,5% NaCl 4,5% NaCl 5,5% Figura 9.Variación de la pérdida de masa con las concentraciones de NaCl. En el desgaste en seco, la generación de calor por efecto de fricción ablanda el substrato y aumenta la pérdida de masa. En soluciones de NaCl la temperatura por fricción del substrato no se eleva más de 2 o 3 ºC y se reduce la pérdida de masa. Por otra parte, se ha observado en las superficies desgastadas huellas profundas en la dirección de deslizamiento, probablemente debido a que las partículas producidas durante el desgaste se adhieren al substrato actuando como un colchón entre desbastador y substrato. Finalmente, las pérdidas de masa por corrosión calculadas con la fórmula i m = corr W F Eq

6 donde corrosión, i corr W Eq es la densidad de corriente de el peso equivalente electroquímico del acero inoxidable en estudio y F la constante de Faraday, serían tan pequeñas durante el tiempo que duró cada ensayo, que la balanza analítica usada para medir las pérdidas de masa por desgaste no podría detectarlo aún en el caso de máxima disolución, por ser del orden de los décimos de microgramo. 4. CONCLUSIONES 1. Los potenciales de corrosión del acero inoxidable 316L en soluciones de NaCl a diferente concentraciones se hacen tanto más negativos cuanto mayor es la concentración y las densidades de corriente de corrosión aumentan con la concentración del medio corrosivo. 2. Las pérdidas de masa por corrosión desgaste se encuentran en razón directa con los coeficientes de fricción en las soluciones de NaCl a diferentes concentraciones. 3. A mayores concentraciones de NaCl disminuye la pérdida de masa del acero inoxidable 316L en los procesos de corrosión desgaste debido probablemente al efecto lubricante de la solución durante el proceso. 9. Távara, S.: Influencia del contenido de níquel en corrosión fatiga de soldadura del acero inoxidable duplex en agua de mar, (tesis doctoral), Universidad Mar del Plata, Argentina, 1996, pág Nordberg, H., Mechanical properties of austenitic and duplex stainless steels, Avesta Sheffield Research Foundation, Stockolm, Sweden, October ASTM G77-91: Standard method for ranking resistance of materials to sliding wear using block-on-ring wear test; 1991, pp Espíritu, H. y Mendoza, H., Diseño e implementación de un sistema de supervisión y control de variables físicas para un proceso de fricción y desgaste por deslizamiento de materiales (tesis de maestría), Trujillo-Perú, AGRADECIMIENTO Agradecemos al Dr. Lennart Hasselgren, Director del International Science Program de la Universidad de Uppsala (Suecia) por su apoyo económico al Grupo de Física de Metales de la Universidad Nacional de Trujillo (Perú). 6. REFERENCIAS 1. Sarkar, A.D., Desgaste de metales, Edit. Limusa, México, Yust, C.S., Metals Reviews, Vol.30, No. 3 (1985), Lipson, Ch., Importancia del desgaste en el diseño, Centro Regional de Ayuda Técnica, 1ª edición, México (1970), Lu, X.C., Li, S.Z., Jiang, X.X. y Zhang, T.C., Nace International (1995), Bilmes, P., Gonzáles, A.C., Lorente, C., y Soteri, M., VIII Congreso Latinoamericano de Soldadura, Instituto Argentino de Siderurgia, Vol. 4. Buenos Aires, 1990, Davis, J.R., Stainless steels, 1 ed. ASM Specialty Handbook, Ohio Johansson, J., Residual stress and fatigue in duplex stainless steels, Dpt. of Mechanical Engineering, Lith-jkp-r-975, July Molera, P. S: Metales resistentes a la corrosión, Edit. Marcombo S.A., Barcelona, 1990, pág. 69.