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Jun 30, 2023

Viabilidad de la soldadura por fricción-agitación orbital en tuberías revestidas de acero API X65 e Inconel 625

Scientific Reports volumen 13, número de artículo: 10669 (2023) Cite este artículo 523 Accesos 1 Citas Detalles de métricas Una corrección del autor de este artículo se publicó el 24 de julio de 2023 Este artículo

Scientific Reports volumen 13, número de artículo: 10669 (2023) Citar este artículo

523 Accesos

1 Citas

Detalles de métricas

Se publicó una corrección del autor de este artículo el 24 de julio de 2023.

Este artículo ha sido actualizado

La soldadura orbital por fricción-agitación (FSW) se ha aplicado a tuberías revestidas, lo que sin duda es de interés para la industria del petróleo y el gas. En este contexto, se desarrolló un sistema FSW capaz de realizar uniones sólidas en una sola pasada con penetración total de la herramienta. Orbital FSW se ejecutó en tubos revestidos de acero API X65 PSL2 de 6 mm de espesor con Inconel 625 de 3 mm de espesor utilizando una herramienta de nitruro de boro cúbico policristalino (pcBN). Se investigaron las propiedades metalúrgicas y mecánicas de las uniones. Se obtuvieron juntas sanas con fuerzas axiales de 45 a 50 kN, velocidades de rotación de la herramienta de 400 a 500 rpm y una velocidad de soldadura de 2 mm/s, lo que ilustra que el sistema desarrollado puede realizar juntas FSW sin defectos volumétricos.

Los principales desafíos de la industria del petróleo y el gas están relacionados con la exploración de pozos profundos y ultraprofundos, que presentan un ambiente agresivo con sales y gases como H2S y CO2. En este contexto, el uso de tubos de acero al carbono revestidos con una aleación resistente a la corrosión (CRA) ha demostrado ser una opción adecuada para cumplir con los requisitos de diseño a bajos costos de fabricación1,2,3. Sin embargo, la soldadura de tuberías utilizada actualmente por la industria del petróleo y el gas, como la soldadura basada en fusión, a menudo involucra altas temperaturas y puede causar problemas metalúrgicos debido a uniones diferentes (por ejemplo, tuberías revestidas), lo que resulta en grietas por solidificación, microestructuras duras en el interfaz, altas tensiones residuales de tracción y excesiva difusión de carbono que pueden comprometer el rendimiento de la junta4,5.

La soldadura por fricción-agitación orbital (FSW), un proceso de unión de estado sólido, se reconoce como una alternativa adecuada que tiene el potencial de minimizar los desafíos que normalmente se encuentran en la soldadura por fusión, ya que se realiza a una temperatura más baja y un tiempo de procesamiento más corto, lo que resulta en un menor consumo de energía, evitando (o minimizando) la mayoría de los problemas mencionados6,7. FSW utiliza la energía de fricción producida entre los materiales a unir y una herramienta giratoria no consumible. Se utilizan dos enfoques en FSW orbital: en el primero, la tubería gira mientras la herramienta giratoria permanece estacionaria; y en el segundo, todo el cabezal de la herramienta gira mientras el tubo permanece estacionario8. En cuanto al FSW clásico, se producen graves deformaciones plásticas y flujo de material a lo largo de la trayectoria de soldadura. En definitiva, el material es transportado desde la parte frontal de la herramienta hasta el borde de salida, posteriormente forjado, produciéndose la unión9,10,11.

Aunque el FSW se aplica con éxito a láminas de diversos materiales, el FSW orbital implica desafíos a superar ya que existen dificultades asociadas con el dispositivo de sujeción8,12. Senthil et al.8 revisaron recientemente los desafíos de FSW para uniones complejas y de forma circular, donde el sistema de sujeción era uno de los factores más importantes para el proceso de soldadura en sí. Por ejemplo, debido a las elevadas fuerzas durante la FSW, se requiere soporte interno de las tuberías. Otra diferencia al soldar tubos es el contacto de la herramienta con las piezas a unir, por ejemplo, dependiendo del diámetro del tubo, la curvatura del tubo da como resultado un contacto no completo del hombro de la herramienta con la pieza de trabajo, lo que influye el flujo de material y la generación de calor12,13. Senthil et al.8 también señalaron que antes de que se pueda considerar el FSW para la unión de tuberías industriales, es esencial una comprensión profunda de la influencia del sistema de sujeción.

En general, sólo se realizaron unos pocos estudios sobre FSW orbitales en aceros para tuberías utilizando diferentes enfoques para lograr uniones sólidas. Feng et al.14 estudiaron la soldadura orbital FSW de un acero API X65, donde se obtuvieron soldaduras sólidas utilizando un sistema FSW portátil especialmente diseñado. Las uniones mostraron una resistencia mecánica ligeramente mayor y una resistencia al impacto superior que el material base (BM). Giorjao et al.15 realizaron FSW orbital en un tubo de acero inoxidable súper dúplex de 8 mm de espesor en modo de control de fuerza y ​​penetración total de la herramienta. Las pruebas de dureza y tracción mostraron un aumento de dureza en la zona de agitación (SZ) y falla en la BM. Sin embargo, el FSW orbital en tuberías revestidas es escaso, pero seguramente necesario para aplicaciones industriales.

En este trabajo se realizó FSW orbital sobre tuberías revestidas de acero API X65 y aleación 625. Se empleó un sistema de sujeción muy rígido para manejar las fuerzas y el torque durante el proceso para permitir el FSW orbital, asegurando una calidad de soldadura constante para las tuberías. Por lo tanto, se realizó con éxito el proceso orbital FSW de una pasada con penetración total de la herramienta, y las propiedades metalúrgicas y mecánicas resultantes se analizan a continuación.

La FSW orbital se realizó en tuberías de acero API 5L X65 PSL2 de alta resistencia y baja aleación (HSLA) con una capa de revestimiento interior (3 mm) de Inconel 625. Ambos materiales de tubería están unidos metalúrgicamente. En otras palabras, la unión entre los materiales se caracteriza globalmente por una interdifusión. El material base (BM) fue proporcionado por Butting GmbH & Co., y el proceso de revestimiento utilizado en las tuberías se llevó a cabo mediante unión por laminado en caliente16,17. La composición química del acero API X65 PSL2 y del Inconel 625 se determinó mediante espectrometría de emisión óptica (OES) y espectroscopia de dispersión de energía (EDS), respectivamente, y estos resultados se muestran en la Tabla 1.

Los tubos tenían un espesor de pared total de 9 mm y un diámetro exterior de 310,5 mm. La FSW orbital de una sola pasada se realizó en secciones a tope de las tuberías con la herramienta pcBN de MegaStir™, designada como Q70, es decir, 70% en peso de cBN y 30% en peso de W-Re como aglutinante. La herramienta muestra un hombro de radio convexo con un diámetro de 25 mm y una sonda en espiral escalonada con una longitud de 8,5 mm.

Se desarrolló un manipulador lo suficientemente rígido como para absorber las fuerzas del proceso FSW y aplicar el torque requerido a las tuberías para asegurar una velocidad de soldadura constante y garantizar una sujeción adecuada. En la Fig. 1a se muestra un dibujo esquemático del sistema de sujeción empleado. Se requiere una sujeción interna para evitar el colapso local de la tubería durante la soldadura y garantizar el centrado de las tuberías y en este sentido la calidad de la soldadura. Los rodillos externos soportan la fuerza (Fz) aplicada por la herramienta FSW y evitan la deflexión de la tubería. La sujeción lateral garantiza el contacto total de la sección transversal paralela de los dos tubos a soldar. La unión rotatoria hace girar los tubos a una velocidad de rotación controlada, determinando la velocidad de soldadura resultante, donde la herramienta FSW giratoria se mantiene en una posición espacial fija. La Figura 1b muestra dos tramos de tubería colocados en el sistema de sujeción listos para ser soldados.

(a) Dibujo esquemático y (b) imagen del sistema de sujeción desarrollado para soldadura por fricción-agitación orbital.

Las características principales del sistema Hereon portal FSW son una velocidad de rotación de hasta 6000 rpm, una fuerza axial máxima de 60 kN y un par máximo de 140 Nm. Se utilizó gas protector argón para proteger de la oxidación la superficie superior de la soldadura alrededor de la herramienta pcBN. Durante la soldadura, la herramienta permanece estacionaria y la tubería gira. Cuando la tubería comienza a girar, el material plastificado se agita alrededor de la herramienta estacionaria giratoria produciendo la unión soldada, es decir, el movimiento de la tubería es equivalente a la velocidad de recorrido de la herramienta en FSW de las láminas.

Una característica inherente de FSW es ​​un orificio de salida que se deja al final del proceso. En la literatura se presentan métodos para evitar el orificio de salida, que podría considerarse como un defecto sustancial en las tuberías, incluidos dispositivos para eliminarlo14,18 o rellenarlo19. Sin embargo, este aspecto va más allá del objetivo de este estudio y, por lo tanto, no se considerará más a fondo. Para demostrar la capacidad del sistema de sujeción empleado para producir juntas sólidas en tuberías revestidas, en este estudio se investigaron dos parámetros de proceso diferentes, seleccionados en base a trabajos previos en láminas de acero X65 revestidas mediante soldadura superpuesta con Inconel 6254. En este trabajo previo, el La fuerza varió entre 60 y 40 kN, lo que dio lugar a buenas uniones. Por lo tanto, en este trabajo se eligió como valor inicial el valor intermedio (50 kN) y posteriormente se adoptó disminuirlo en un 10% para evaluar la respuesta correspondiente, ver Tabla 2.

El análisis microestructural de las zonas de soldadura se llevó a cabo utilizando microscopía óptica (OM) Keyence VHX-6000 y una microscopía electrónica de barrido (SEM) FEI Quant 650 FEG equipada con el sistema EDAX Apollo X EDS y una cámara EBSD de velocidad EDAX. Se realizó EDS para analizar la composición química en el BM, comenzando por el lado de acero, pasando por la zona de interfaz y finalizando en el lado de Inconel. Además, se utilizó EDS para evaluar la presencia de carbonitruros de M (C, N) y compuestos intermetálicos. Las muestras se prepararon utilizando metalografía estándar, seguido de un grabado en dos pasos. Para revelar la microestructura del acero X65 y la aleación 625, se utilizaron Nital al 2% en volumen y una solución de Adler (25 ml de H2O, 3 g de CuCl2, 15 g de FeCl3, 50 ml de HCl), respectivamente. Para el análisis de difracción de retrodispersión de electrones (EBSD), después de la metalografía estándar, se prepararon muestras con una frecuencia de 50 Hz durante 1 h en la máquina Pulidora Vibratoria VibroMet 2. La investigación de EBSD se realizó con un tamaño de paso de 0,25 μm y los datos adquiridos se analizaron utilizando el software TSL OIM 7.3. Se utilizó Struers DuraScan 70 para realizar mediciones de microdureza Vickers en la sección transversal utilizando una carga de 500 g (HV 0,5) con distancias entre indentaciones de 0,5 mm. La temperatura se midió durante la FSW mediante un termopar (Tipo K) insertado en el hombro de la herramienta a través del collar de bloqueo. El termopar se mantuvo contra la herramienta pcBN, lo que permitió lecturas de temperatura consistentes.

En la fase de soldadura inicial, es decir, durante la etapa de inmersión inicial, la velocidad de rotación se ajustó a 750 rpm (Fig. 2a). Tan pronto como se plastifica el material alrededor de la sonda, la velocidad de rotación se establece en los valores objetivo, es decir, 500 rpm y 400 rpm para las soldaduras I y II, respectivamente, consulte la Tabla 2. En este punto, la tubería gira a una velocidad Velocidad de soldadura de 2 mm/s. El proceso está controlado por fuerza, con fuerzas de 50 kN y 45 kN para Soldadura I y II, respectivamente. Dado que los parámetros del proceso en la Soldadura II condujeron a temperaturas más bajas, la Fig. 2b muestra la mayor resistencia del material de la respuesta de la máquina en términos de un torque ligeramente mayor en comparación con la Soldadura I. Es importante notar que las soldaduras tienen diferentes longitudes, ya que la Soldadura II tuvo que ser detenido prematuramente después de 327 s debido a un sobrecalentamiento en la máquina. Sin embargo, la longitud de soldadura es más que suficiente para un análisis en profundidad de las propiedades resultantes.

(a) Velocidad de rotación, fuerza axial y torque durante el proceso orbital FSW para ambas tuberías. (b) Temperatura de la herramienta medida dentro de la herramienta durante los procesos.

Las características microestructurales del BM se muestran en la Fig. 3. El acero X65 está compuesto de ferrita acicular (AF), ferrita cuasi poligonal (QPF), ferrita poligonal (PF), carburos y martensita/austenita (M/A). fase, mientras que la capa CRA (Inconel 625) presenta una microestructura de granos austeníticos alargados y carbonitruros de M(C,N). Además, se pueden observar carburos a lo largo de los límites de los granos, que normalmente se identifican como M6C y M23C6 (Fig. 3a). Debido al proceso de unión por laminado en caliente utilizado para producir los tubos revestidos que implica una alta deformación a temperatura elevada, se produjo una interdifusión sustitutiva de Ni y Cr hacia el lado del acero y Fe hacia el lado CRA, además de la difusión intersticial de C desde el acero hacia el lado del acero. CRA. Esto da como resultado acero austenítico en la interfaz debido al efecto estabilizador del Ni16,20. La Figura 3b muestra el escaneo de la línea EDS a lo largo de la interfaz de la tubería, presentando una clara transición de acero (Fe) a Inconel (Ni y Cr). Las pruebas de microdureza del BM dieron como resultado 210 HV, 249 HV y 318 HV para acero, interfaz e Inconel 625, respectivamente.

Análisis microestructural del tubo revestido BM, por encima del acero API X65 y por debajo de la interfaz del Inconel 625; (b) escaneo de línea EDS utilizado para identificar la composición química a lo largo de la interfaz acero/Inconel en el BM; (c,d) apariencia de la superficie superior y macroestructura de la Soldadura I y (e,f) apariencia de la superficie superior y macroestructura de la Soldadura II.

En la Fig. 3 también se proporciona una descripción general de las dos uniones soldadas. La soldadura I, Fig. 3c, resultó en una superficie con más rebabas y una zona afectada por el calor (HAZ) más grande, Fig. 3d, en comparación con la de la Soldadura II (Fig. 3e,f). Se espera esto último debido al mayor aporte de energía, consulte la Tabla 2, y la temperatura más alta resultante (Fig. 2b). Las temperaturas en la herramienta alcanzaron un máximo de 1020 °C para Weld I y 916,5 °C para Weld II.

La microestructura de la articulación se puede dividir en tres regiones centrales: lado de acero, lado de aleación 625 a base de Ni y interfaz (Fig. 4a). Del lado del acero se observa el SZX65 y la zona dura (HZX65). De manera similar a otros estudios21,22,23, la HAZX65 se puede subdividir en tres subregiones con diferentes microestructuras: la HAZ externa (OHAZX65), la HAZ media (MHAZX65) y la HAZ interna (IHAZX65). Como se observa en la Fig. 2b, el acero X65 experimentó una temperatura máxima por encima de Ac3 (es decir, la temperatura crítica en el diagrama Fe-C) durante la soldadura; la microestructura se transforma en austenita, y de acuerdo con la velocidad de enfriamiento y la temperatura máxima, la austenita se transforma en diferentes microestructuras en forma de martensita, bainita, ferrita, carburo o una combinación de ellas22.

(a) Macrografías de diferentes zonas en el lado de acero X65 para Soldadura I y Soldadura II. (b) SZX65, (c) HZX65, (d) OHAZX65, (e) MHAZX65 y (f) IHAZX65. Las flechas amarillas señalan la fase M/A. En las micrografías ya se indican las diferentes zonas analizadas del lado de Inconel (g,h,i), ver Fig. 5.

El SZX65, Fig. 4b, comprende AF y bainita granular. Además, dado que HZX65 puede haber experimentado la mayor deformación, temperaturas máximas y velocidades de enfriamiento durante FSW24, se observa una microestructura de bainita de listón (LB) (Fig. 4c). El OHAZX65, Fig. 4d, muestra un PF equiaxial más refinado en comparación con el BMX65. En el MHAZX65, la microestructura resultante es de QPF, PF y AF (Fig. 4e). El IHAZX65, Fig. 4f exhibe una microestructura mixta de ferrita y bainita con un tamaño de grano de austenita anterior más fino y más PF que el encontrado en el SZX65. La fase M/A señalada en la Fig. 5 también se encontró en ambas soldaduras. Con ayuda del EBDS se pudo cuantificar el porcentaje de estructura cúbica centrada en las caras en el acero, y según las mediciones, el BM arrojó 0.2%, Soldadura I 0.5% y Soldadura II 0.2% de M/A. .

Micrografías ópticas de diferentes zonas en Inconel 625 para Soldadura I y Soldadura II: (a) SZ1625 que muestra granos austeníticos refinados, (b) SZ2625 muestra granos austeníticos más gruesos característicos y (c) granos deformados TMAZ625. SZ1625, SZ2625 y TMAZ625 se indican en las macrografías de ambas soldaduras como (g – i) en la Fig. 5.

La Figura 5 presenta las zonas microestructurales en el Inconel 625. Se pueden identificar dos subregiones en el SZ625, es decir, SZ1625 y SZ2625. El proceso FSW condujo a un refinamiento significativo del grano en el fondo de SZ1625 (Fig. 5a). En SZ2625 se encuentran granos austeníticos más gruesos y equiaxiales (Fig. 5b), lo que sugiere que el material estuvo expuesto a ciclos térmicos más altos en relación con SZ1625, provocando el crecimiento del grano. El TMAZ625 presenta una microestructura deformada siguiendo el patrón de flujo de la sonda (Fig. 5c). Los cabonitruros que se encuentran en las soldaduras son los M (C, N), inherentes al BM, con una elevada cantidad de niobio, molibdeno o titanio. En una investigación SEM no se encontró transformación de precipitado en las soldaduras. Según la literatura, es poco probable que se produzca precipitación de carburo durante el proceso FSW, ya que parece ser necesaria una exposición prolongada a temperaturas elevadas5,20,25.

La Figura 6a-c muestra los mapas de distribución de desorientación de los límites de grano (GBM) y del área promedio de los límites de grano (GB) de BM y SZ para las soldaduras I y II para el acero X65, en los que las líneas verdes representan límites de grano de ángulo muy alto. es decir, desorientación de los límites de grano ≥ 45°, las líneas rojas representan una desorientación de los límites de grano entre 15° y 45° y las líneas negras representan límites de grano de ángulo bajo (LAGB), es decir, < 15°. El acero SZX65 mostró alrededor del 51% de LAGB y el BM alcanzó el 30% de LAGB, lo que indica que se creó una gran cantidad de dislocaciones en el SZX65. La gran cantidad de LAB encontrada dentro del SZX65 (~ 51%) y los pequeños picos por encima de 45° (~ 32%) sugieren que la microestructura aquí tiene menos ferrita acicular pero más bainita22,26. El área promedio de GB aumentó con la entrada de energía, es decir, de 8,6 µm2 en el BM a 17,2 µm2 en la Soldadura II y 29,2 µm2 en la Soldadura I, ver Fig. 6a-c.

Análisis de desorientación del límite de grano mediante EBSD: (a – c) lado de acero y (d, e) lado de Inconel 625; (a,d) MO; (b) SZX65 y (e) SZ625 de Soldadura I y (c) SZX65 y (f) SZ625 de Soldadura II.

Es importante señalar que el mecanismo de recristalización para las fases de austenita y ferrita ocurre de manera diferente debido a sus distintas energías de falla de apilamiento (SFE)27. La ferrita tiene un SFE alto y se sometió inmediatamente al proceso de recuperación; por lo tanto, se formaron subgranos durante la deformación en caliente. Por lo tanto, se generó una gran cantidad de LAB dentro de los granos. Sin embargo, las fases con bajo SFE, como la austenita, pueden formar fácilmente núcleos de recristalización28,29,30. En la Fig. 6d – f, la línea negra representa las HAGB (≥ 15 °) y la línea verde las LAGB (<15 °) para Inconel 625. Los mapas muestran que la concentración de HAGB aumenta desde la BM (64,8%) a el SZ625 (alrededor del 93,0%), indicando un estado completamente recristalizado. Además, debido a las características inherentes de los FSW, como deformación plástica severa, altas tasas de deformación, suficiente aporte de calor y velocidad de enfriamiento rápida, se observa un refinamiento efectivo del grano, desde un área GB promedio de 15,4 µm2 en el BM hasta 2,5 µm2 y 1,9 µm2 en el SZ1625 de Weld I y Weld II, respectivamente.

La interfaz de las soldaduras se detalla en la Fig. 7. A la temperatura de unión durante FSW, como el acero Inconel 625 y API X65 tienen la misma estructura cristalina (fcc), puntos de fusión similares y tensiones de flujo comparables31, estas características permiten que la aleación 625 fluya alrededor de la sonda y drene en el acero, formando bandas alternas de materiales en la SZ, lo cual es consistente con los hallazgos de Rodríguez y Ramírez2. Esto también concuerda con otros estudios sobre soldaduras FSW diferentes32. Para ambas soldaduras, como se puede ver en la Fig. 7a,b,e,f, se formaron ganchos Inconel 625 en acero API X65. La altura de los ganchos es de alrededor de 1,38 mm (0,86 mm) en el AS y de 0,84 mm (1,71 mm) en el RS para Weld I (Weld II). La forma de las bandas alternas podría estar relacionada con los parámetros del proceso y el aporte de calor logrado. Un mayor aporte de calor parece contribuir a una mezcla más homogénea de los materiales. La Figura 7c, d muestra imágenes EDS, que indican regiones ricas en Fe y Ni. En la Fig. 7g,h se muestran imágenes detalladas de la SZ.

Diferentes características en la interfaz de los tubos revestidos soldados por FSW: SZ de la Soldadura I (a) y de la Soldadura II (b); Composición química EDS de Weld I SZ (c) y Weld II (d), donde el verde indica Fe y el rojo Ni; gancho en AS de Soldadura I (e) y Soldadura II (f); detalle de las bandas alternadas de Fe–Ni en la SZ en Soldadura I (g,h); Análisis EBSD de interfaz en BM (i), Weld I (k) y Weld II (m); Se muestra la identificación de las estructuras bcc (verde) y fcc (rojo) de las micrografías EBSD correspondientes para la interfaz de BM (j), Weld I (l) y Weld II (n).

Los resultados del análisis EBSD en la interfaz del BM se muestran en la Fig. 7i y para la Soldadura I y la Soldadura II en la Fig. 7k, m, respectivamente. La separación correspondiente en estructuras fcc (austenita) y bcc (ferrita) se presenta en la Fig. 7j, l, n. En la interfaz, el acero BM tiene un área GB de 10,9 µm2 y se observa claramente la línea de unión del revestimiento. La Soldadura I y la Soldadura II presentan crecimiento de grano con un área GB promedio de 18,7 µm2 y 14,18 µm2, respectivamente. Es interesante notar que el crecimiento de grano en el acero X65 en la interfaz mixta es menor que en el SZX65 (29,2 µm2 y 17,7 µm2, para las soldaduras I y II, respectivamente). Después del proceso FSW, la línea de unión del revestimiento ya no se puede distinguir fácilmente. Los granos de Inconel 625 en la región de interfaz mixta sufrieron recristalización y la Soldadura I, con mayor aporte de energía mostró un tamaño de grano promedio de 12.1 µm2 y la Soldadura II, con menor aporte de energía, un tamaño de grano promedio de 8.88 µm2. En ambos casos, el tamaño de grano promedio observado en la interfaz mixta presentó un crecimiento de grano significativo en comparación con el SZ1625 (~2.0 µm2).

La microdureza Vickers para Weld I y Weld II muestra diferencias en todas las zonas del Inconel 625 (Fig. 8). En el BM625 cerca de la soldadura, los valores oscilaron entre 310 y 360 HV para Weld I y Weld II, respectivamente. En el RS, donde se encontraron granos de Inconel 625 recristalizados relativamente gruesos en SZ2625, los valores máximos fueron 284 HV y 330 HV para Weld I y Weld II, respectivamente. Los valores de dureza en la interfaz SZ son significativamente menores debido a la mezcla entre el acero Inconel 625 y X65, es decir, para Weld I los valores oscilaron entre 218 y 303 HV, y para Weld II incluso entre 187 y 344 HV. Los complejos patrones de bandas, ver Fig. 7a-d, contribuyeron a las altas variaciones de dureza, ya que los BM (acero X65 e Inconel 625) tienen diferentes propiedades metalúrgicas y mecánicas. Del lado del acero, la dureza mínima se encuentra en el HAZX65, variando entre 172 y 180 HV, lo que concuerda con resultados de la literatura14,24. La dureza aumenta ligeramente al disminuir la entrada de energía, mientras que el ancho del HAZX65 disminuye en comparación con las dos soldaduras. Se observó un pequeño aumento en la microdureza en el SZX65, oscilando entre 200 y 250 HV para ambas soldaduras. Esta ligera mejora en la microdureza en el SZX65 se espera debido a la severa deformación a temperaturas elevadas y a la alta velocidad de enfriamiento, lo que resulta en una cantidad más significativa de bainita en el acero21,33. En el SZ X65, tasas de deformación más altas y la deformación plástica asociada causaron zonas de mayor dureza en el AS en comparación con el RS. La BM en la región de la interfaz mostró una microdureza de 245 HV.

Mapas de microdureza de Weld I y Weld II, creados a través de Origin, versión 2021. OriginLab Corporation, Northampton, MA, EE. UU. Disponible: https://www.originlab.com/.

En este trabajo se presentó la viabilidad de la soldadura por fricción-agitación orbital (FSW) para unir tuberías revestidas de acero al carbono X65 con Inconel 625. Los resultados se pueden resumir brevemente de la siguiente manera:

Se demostró que el sistema desarrollado produce juntas FSW en una sola pasada con penetración total y sin defectos volumétricos. Se produjeron tubos revestidos soldados por fricción y agitación con un espesor de pared total de 9 mm de acero API X65 y aleación 625 con fuerzas axiales de 45 a 50 kN, velocidades de rotación de la herramienta de 400 a 500 rpm y una velocidad de soldadura de 2 mm/s.

El proceso orbital FSW alteró la microestructura del material base. En el acero API X65 PSL2, se observaron tres subregiones en la zona afectada por el calor con microestructura principalmente de ferrita. Las microestructuras predominantes en la zona de agitación y zona dura fueron bainita y ferrita acicular. En Inconel 625 se identificaron dos regiones diferentes dentro de la zona de agitación, una asociada con granos refinados recristalizados y mayor dureza y otra con crecimiento de grano y menor dureza. La Soldadura II mostró el mismo porcentaje de M/A que el material base, es decir, 0,2% y la Soldadura I mostró un aumento de M/A a 0,5%.

Se encontraron bandas alternas de materiales en la zona de agitación, siguiendo el patrón de flujo de la herramienta. Un mayor aporte de energía parece contribuir a una mezcla homogénea de materiales en la zona de agitación. Además, un mayor aporte de energía condujo a una menor dureza y a mayores zonas afectadas por el calor.

El tamaño de grano de Inconel 625 varió a lo largo de la zona de agitación. La concentración de límites de grano de ángulo alto aumentó desde el material base (64,8%) hasta la zona de agitación (~ 93,0%), lo que indica que se produjo una recristalización completa en el Inconel 625. En el acero X65, también hubo una variación en el grano. tamaño, con un crecimiento de grano más notable en el acero SZx65 respecto al acero X65 en la interfaz mixta. La gran cantidad de límites de grano con una desorientación inferior a 15° en la zona de agitación (~ 51%) y menos picos por encima de 45° (~ 32%) sugieren un aumento en la cantidad de microestructura de bainita después de FSW.

Los conjuntos de datos utilizados y/o analizados durante el estudio actual están disponibles del autor correspondiente previa solicitud razonable.

Se ha publicado una corrección a este artículo: https://doi.org/10.1038/s41598-023-39136-z

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Este trabajo se realizó durante una beca apoyada por Leuphana Universität Lüneburg (Carla Volff Amavisca), que agradecemos. Se agradece el apoyo financiero del DAAD a través de fondos del Ministerio Federal de Educación e Investigación (BMBF) con el número de proyecto 57598245. Se agradece el financiamiento de Capes—Agencia Federal Brasileña de Apoyo y Evaluación de la Educación de Posgrado dentro del Ministerio de Educación de Brasil (Fabiano Dornelles Ramos). También nos gustaría agradecer a MSc. Camila Caroline Castro por su útil apoyo en la adquisición de las imágenes EBDS para este trabajo.

Financiamiento de Acceso Abierto habilitado y organizado por Projekt DEAL. Esta publicación fue financiada por la Fundación Alemana de Investigación (DFG).

Instituto de Tecnología y Sistemas de Producción, Universidad Leuphana de Lüneburg, Universidad Leuphana de Lüneburg, Universitätsallee 1, 21335, Lüneburg, Alemania

CV Amavisca & B. Klusemann

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CVA: conceptualización, metodología, curación de datos, investigación, análisis formal, redacción y edición del borrador original; LB: soldadura por fricción-agitación, investigación, revisión y edición; CRLL: investigación y soldadura por fricción-agitación; JGS: investigación y soldadura por fricción-agitación; FDR: investigación, revisión y edición; GVBL: investigación, redacción, revisión y edición; AR: supervisión y revisión; BK: conceptualización, supervisión, redacción, revisión y edición.

Correspondencia a CV Amavisca.

Los autores declaran no tener conflictos de intereses.

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Amavisca, CV, Bergmann, L., Lessa, CRdL et al. Viabilidad de la soldadura por fricción-agitación orbital en tuberías revestidas de acero API X65 e Inconel 625. Sci Rep 13, 10669 (2023). https://doi.org/10.1038/s41598-023-37913-4

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Recibido: 06 de abril de 2023

Aceptado: 29 de junio de 2023

Publicado: 01 de julio de 2023

DOI: https://doi.org/10.1038/s41598-023-37913-4

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