DAÑO POR HIDRÓGENO EN ACEROS GALVANIZADOS las especificaciones de la norma JIS B 0601-1994. La...

Revista Latinoamericana de Metalurgia y Materiales 2008; 28 (1): 51-59

0255-6952 ©2008 Universidad Simón Bolívar (Venezuela) 51

DAÑO POR HIDRÓGENO EN ACEROS GALVANIZADOS

Roberto Réquiz*, Miguel Ángel Rojas, Adalberto Rosales Departamento de Ciencia de los Materiales, Universidad Simón Bolívar. Apartado Postal 89000. Caracas, Venezuela

* E-mail: [email protected]

Recibido: 15-Jun-2007; Revisado: 08-Feb-2008; Aceptado: 07-May-2008 Publicado On-Line: 30-Jun-2008

Disponible en: www.polimeros.labb.usb.ve/RLMM/home.html

Resumen La susceptibilidad al daño por hidrógeno de láminas galvanizadas en caliente y por electrodeposición en medio ácido

es analizada considerando el efecto que tiene la rugosidad superficial, la microestructura y el espesor de cada recubrimiento. Los resultados obtenidos demuestran que ambos galvanizados a pesar de sus diferencias morfológicas y la disminución de su espesor en el tiempo, debido a la corrosión, retardan considerablemente la difusión del hidrógeno hacia el acero base debido a su efecto barrera. El coeficiente de difusión del hidrógeno de ambos galvanizados osciló entre 10-10 y 10-12 cm2/s. El incremento gradual de la densidad de corriente de permeación sin haber alcanzado el estado estacionario así como el menor daño observado en el sustrato del galvanizado en caliente, parecieran indicar que este recubrimiento proporciona una mejor protección contra el daño por hidrógeno, lo cual puede estar asociado a su mayor espesor y a los distintos parámetros de red de los compuestos intermetálicos presentes, ya que esto pudo haber retardado la movilidad del hidrógeno. Los parámetros de rugosidad superficial en ambos galvanizados resultaron similares.

Palabras Claves: Acero galvanizado, time lag, Efecto barrera, Intermetálicos, Daño por hidrógeno.

Abstract The hydrogen damage susceptibility in hot dip galvanized and zinc electrodeposited on steel in an acid environment

considering the surface roughness effect, microstructure and coating thickness is presented. In spite of their different morphologies and coating corrosion, these materials make the hydrogen diffusion more difficult due to their barrier effect. The hydrogen diffusion coefficients have values between 10-10 and 10-12 cm2/s. The gradual increase of permeation current density without reaching a maximum as well as the smaller damage on hot dip galvanized substrate surface suggests that this coating could be more protective against hydrogen permeation due to its thickness and the presence of intermetallics compounds. Hydrogen ingress to steel could be delayed by different reticular parameters associated to those intermetallics. On the other hand, the electrodeposited barrier has a less protective effect perhaps be due to some defects in the coating. There were not differences between the coatings surface roughness parameters.

Keywords: Galvanized steel, Time lag, Barrier effect, Intermetallics, Hydrogen damage.

1. INTRODUCCIÓN El daño por hidrógeno en aceros ha sido un fenómeno muy estudiado tanto en metalurgia como en electroquímica debido a los efectos económicos vinculados a la degradación de sus propiedades mecánicas. Algunos investigadores han enfocado su estudio en el uso de inhibidores orgánicos mientras que otros recurren al empleo de recubrimientos metálicos y óxidos como barreras contra el ingreso del hidrógeno [1-5]. El cinc se perfila como un posible candidato, no sólo por su bajo costo, sino por su efecto barrera respecto del acero [5]. El estudio de la permeación de hidrógeno en láminas galvanizadas en caliente y por electrodeposición permitiría analizar no sólo el

efecto del metal en sí, sino el de los compuestos intermetálicos hierro-cinc en la difusión del hidrógeno [6-7]. Un recubrimiento actúa como una barrera cuando el coeficiente de difusión de hidrógeno en éste es mucho menor al del sustrato. En este caso, deberá transcurrir un lapso de tiempo apreciable, incluso en películas delgadas, antes que la concentración de hidrógeno en la interfase metal-recubrimiento alcance un valor considerable que impulse la difusión [2-4]. Para que un recubrimiento sea una efectiva barrera contra la permeación de hidrógeno debe ser continuo, relativamente grueso, impermeable y estable en el ambiente al que estará expuesto [2,3]. La difusión de hidrógeno en el recubrimiento puede

Réquiz et al.

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estudiarse utilizando la celda de permeación horizontal de Devanathan-Stachurski [1]. El modo en que ingresa y difunde el hidrógeno en el recubrimiento antes de llegar al acero ha sido representado en la Figura 1 [3,7]. Mediante este modelo, bajo una condición de carga potenciostática durante la permeación, es posible obtener el coeficiente de difusión del hidrógeno en el galvanizado empleando el método del “time lag” para láminas recubiertas. Para ello es necesario realizar dos suposiciones en la interfase sustrato-recubrimiento: el flujo de hidrógeno es continuo y el cociente de su concentración es igual al cociente de sus solubilidades en el equilibrio. Haciendo y = D1

-1 y resolviendo la ecuación cuadrática:

y = [−B + (B2−4AC) 1/2]/2A (1)

se obtiene el valor buscado, tomando en cuenta que las constantes A, B, y C son iguales a:

A = 6−1L13 (2)

B = L1 (2D2)−1(KL1L2 + L22 − 2D2tL) (3)

C = K L2D2−1

[L22 (6D2)−1−tL] (4)

Lado catódico

e-

Lado anódico

e-

e-

e-

e-

e-

L1 X= L1+L2

H+ Hidrógeno adsorbido Hidrógeno absorbido Hidrógeno molecular Acero Recubrimiento Película de paladio e- asociado a la corriente de permeación. Sentido de la difusión. X= 0

L1+L2 Figura 1. Modelo de difusión del hidrógeno en láminas de acero con recubrimiento metálico [3,7]

L y D corresponden al espesor y al coeficiente de difusión del hidrógeno, respectivamente. Los subíndices 1 y 2 se refieren al recubrimiento y al acero. K es el cociente entre la solubilidad del hidrógeno presente en el recubrimiento y en el sustrato en la interfase, en condiciones de equilibrio, mientras que tL, time lag, representa el tiempo en el que la corriente de permeación del sistema lámina-recubrimiento alcanza el 63% del estado estacionario; éste se obtiene directamente de la

curva de permeación del acero galvanizado. El D2 debe ser calculado a partir de su correspondiente curva de permeación.

2. PARTE EXPERIMENTAL

2.1 Material Metálico Las láminas galvanizadas fueron suministradas por ELECTROGALVANIZADOS DE VENEZUELA C.A. Estudios previos indicaron que la microestructura de ambos aceros era típica de aceros hipoeutectoides obteniéndose un número ASTM de tamaño de grano inferior a 7 y a 6 para el acero base del galvanizado en caliente y el obtenido por electrodeposición, respectivamente [8].

2.2 Curvas de Polarización Las curvas de polarización potenciodinámica se obtuvieron para ambos galvanizados y para el acero base, siguiendo las especificaciones de la norma ASTM G5-87, en solución de H2SO4 1 N, a 25ºC, empleando una celda electroquímica de cinco entradas. La superficie del acero base fue desbastada con papel de carburo de silicio de 240, 320, 400 y 600. Su área fue de 1 cm2. Se empleó un electrodo de calomel saturado (ECS) como electrodo de referencia y dos contraelectrodos de platino. La solución fue desaireada por 10 min. con nitrógeno de alta pureza antes de iniciar cada ensayo y se mantuvo durante todo el experimento. Luego de determinar el potencial de corrosión, se realizó el barrido potenciodinámico del potencial de electrodo en dirección anódica, a una velocidad de 0,1667 mV/s, desde −1.000 mV (ECS) por debajo del potencial de corrosión hasta 200 mV (ECS) por encima de éste, empleando para ello un potenciostato/galvanostato GAMRY PC4-750. Antes de cada ensayo, los electrodos de trabajo fueron desengrasados en un baño ultrasónico con xileno durante 10 min., limpiados con acetona, agua destilada y secados. Debido a la disolución del recubrimiento se empleó un electrodo de trabajo diferente para determinar el potencial de corrosión de cada recubrimiento. Un electrodo distinto fue empleado para el trazado de las curvas de polarización la cual se inició polarizando el electrodo inmediatamente a −1.000 mV (ECS) por debajo del potencial de corrosión.

2.3 Ensayos de Permeación Para medir el flujo de hidrógeno en el acero galvanizado se empleó la celda de permeación horizontal de Devanathan-Stachurski [1]. Para ello

Daño por Hidrógeno en Aceros Galvanizados

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se utilizó H2SO4 1 N a −1,3 V (ECS) y NaOH 0,1 N a 0,15 V (ECS) en el compartimiento catódico y anódico, respectivamente. Ambas soluciones se prepararon a partir de reactivos de grado analítico RIEDEL DE HAËN y agua destilada. Luego fueron pre-electrolizadas a 3 mA por 3 horas con la finalidad de descomponer cualquier posible impureza orgánica que estuviese presente y que pudiera afectar la obtención de los resultados. Posteriormente, cada solución fue desaireada durante 20 minutos con nitrógeno antes de los ensayos de permeación. El acero base de cada galvanizado fue desbastado por ambas caras, con papel esmeril de carburo de silicio (SiC) desde 180 hasta 2000 y luego fue pulido en suspensiones de alúmina de 1 y 0,3 μm [1]. El área anódica se recubrió con una película de paladio para facilitar la rápida oxidación de los átomos de hidrógeno que difundían en la lámina y llegaban al compartimiento con NaOH 0,1 N. La superficie anódica de las láminas galvanizadas se preparó de la misma forma que el acero base, mientras que el área catódica sólo fue lavada con acetona, agua destilada y luego secada. El área efectiva de las probetas ensayadas fue de 0,91 cm2; ésta correspondía a la zona de la lámina expuesta a las soluciones de cada semicelda. Luego de realizar las conexiones y haber llenado el compartimiento anódico con NaOH 0,1 N, se polarizó durante 24 horas a 0,15 V (ECS) con un potenciostato/galvanostato EG&G PARC 363, tiempo en el cual se alcanzó una densidad de corriente residual con un valor inferior a 1 μA/cm2. Posteriormente se vertieron 130 ml de H2SO4 1 N en la semicelda de carga y fue polarizada a −1,3V (ECS) con un potenciostato MICROSTAT THOMPSON 1503. Cada minuto los valores de densidad de corriente anódica fueron adquiridos con un multímetro digital AGILENT AT-34401A acoplado a un computador personal. Los ensayos fueron realizados a 25ºC.

2.4 Análisis Superficial Empleando un microscopio óptico OLYMPUS CK40M se estudió la sección transversal del galvanizado por inmersión. El análisis con microscopía electrónica de barrido se realizó con un microscopio JEOL JSM-T300 a modo de imagen de electrones secundarios, empleando un voltaje de aceleración de 20 kV. Para facilitar la conducción del haz electrónico en la muestra, ésta se recubrió con oro empleando una máquina para bombardeo iónico SAIA.

2.5 Medición de la Rugosidad Superficial del Recubrimiento.

Para obtener los parámetros de rugosidad superficial se empleó un rugosímetro MITUTOYO SJ-301 según las especificaciones de la norma JIS B 0601-1994. La longitud de barrido fue de λc = 0,8 mm.

3. RESULTADOS Y DISCUSIÓN

3.1 Análisis Preliminar del Recubrimiento En la Tabla 1 se muestran los parámetros de rugosidad superficial de las láminas galvanizadas. Ra es la rugosidad media aritmética, Ry representa la máxima altura del perfil de rugosidad mientras que Rz es el promedio de las alturas de pico a valle.

Tabla 1. Parámetros de rugosidad superficial de las láminas galvanizadas.

Láminas galvanizadas

Ra Ry Rz

En caliente 1,24 8,32 8,32 En frío 1,25 8,03 8,03

La proximidad entre los parámetros obtenidos para cada recubrimiento indica que la influencia de la rugosidad superficial en la reacción de descarga de hidrógeno o en su recombinación, debe haber sido similar en ambos galvanizados. La Figura 2 corresponde a las imágenes obtenidas con el microscopio óptico de las láminas galvanizadas antes de los ensayos de permeación. Obsérvese que la superficie del galvanizado en caliente presenta una menor irregularidad. Es razonable encontrar diferencias en la superficie de ambos recubrimientos porque cada uno fue obtenido empleando parámetros de proceso distintos: mientras que en el galvanizado por electrodeposición se aplica una corriente eléctrica a temperatura ambiente para reducir el ión cinc sobre la superficie del acero, en el galvanizado en caliente ocurre la deposición del cinc a temperatuuras cercanas a 450ºC [7]. La Figura 3 corresponde a la fotomicrografía obtenida por microscopía óptica de la sección transversal del galvanizado en caliente empleado en los ensayos electroquímicos. En esta figura se pueden apreciar dos zonas claramente diferenciadas. La zona más oscura corresponde a la fase eta (η) ubicada en la parte más externa del recubrimiento y que posee un espesor aproximado de 5 μm. La

Réquiz et al.


Resina Recubrimiento Acero

siguiente área del recubrimiento con un espesor cercano a 17 μm, aun cuando se aprecia con cierta homogeneidad, es la zona que contiene diferentes compuestos intermetálicos representados por distintas fases (Gamma, Delta y Zeta) [9].

Figura 2. Fotomicrografía óptica donde (a) se observa la superficie del galvanizado en caliente y (b) del galvanizado por electrodeposición sin desbaste ni ataque químico.

Figura 3. Fotomicrografía óptica donde se aprecia la sección transversal del galvanizado en caliente. Algunas fases son distinguibles.

La Figura 4 corresponde a la fotomicrografía obtenida por microscopía electrónica de barrido de la sección transversal de ambos galvanizados. Nótese que ambos recubrimientos eran continuos y aparentemente presentaron una buena adherencia. El espesor del galvanizado en caliente fue aproximadamente el doble que el espesor del galvanizado en frío, cuya microestructura era monofásica.

a

Recubrimiento

Acero

b

Figura 4. Fotomicrografía obtenida por MEB en la que se observa la sección transversal del galvanizado en caliente (a) y del galvanizado en frío (b).

3.2 Curvas de Polarización En la Figura 5 se muestran las curvas de polarización del acero base de ambos galvanizados en H2SO4 1 N, a 25ºC y un pH de 1,2, que fue leído, al cabo de 1 minuto de haber sumergido el electrodo de referencia en la solución ácida, después de calibrar el pH-metro con un buffer de pH igual a 4. Como puede observarse las curvas son prácticamente indistinguibles y representan el comportamiento electroquímico típico del acero al carbono en medio ácido, es decir, a valores de potencial menores que su potencial de corrosión el ión hidrógeno era reducido sobre la superficie de ambos aceros mientras que a mayores valores ocurría la oxidación del hierro.



Figura 5. Curvas de polarización del acero base del galvanizado en frío y del galvanizado en caliente.

Figura 6. Curvas de polarización E vs. Log i del cinc y de láminas galvanizadas en H2SO4 1 N a 25ºC.

La Figura 6 corresponde a las curvas de polarización del cinc puro y de ambos galvanizados en H2SO4 1 N, a 25ºC y un pH de 1,2. El comportamiento electroquímico obtenido para todos los materiales en este medio era esperado. Obsérvese que el galvanizado en caliente registró lo que pareciese ser dos potenciales de corrosión. Aquel con el valor más negativo corresponde al potencial de corrosión del cinc. Durante el trazado de la parte catódica de las curvas de polarización se produce sobre la superficie de los diferentes materiales el desprendimiento de hidrógeno hasta alcanzarse el potencial de corrosión del Zn (−0,9V vs. ECS), a partir del cual comienza la disolución de este metal. Para el Zn puro se observa su curva anódica, mientras que para el galvanizado en caliente se aprecia sólo una parte de la curva anódica debido a la disolución del zinc del recubrimiento hasta que éste se agota y queda el acero al carbono en contacto con la solución. A este valor de potencial el acero base se encuentra todavía polarizado catódicamente por lo que se observa el cambio de polaridad en la curva que aparece como el segundo potencial de corrosión. Este efecto también se observa en el caso del galvanizado en

frío, sólo que se manifiesta como una pequeña inflexión en la curva catódica debido al bajo espesor del zinc sobre el acero al carbono (ver punto A en la figura 6). Nótese que el resto de la parte catódica y toda la zona anódica de las curvas de polarización son prácticamente iguales entre sí y muy parecidas a las curvas de la figura 5, por lo que se puede concluir que se trata de la polarización de los diferentes aceros base.

3.3 Permeación de Hidrógeno En la Figura 7 se muestran las curvas de permeación del galvanizado en frío y del galvanizado en caliente en H2SO4 1 N a 25ºC. En ambos casos la corriente de permeación tardó cerca de cuatro horas en presentar un ligero incremento evidenciando el efecto barrera que tiene el zinc a la difusión del hidrógeno atómico. Para el galvanizado en frío la corriente de permeación aumentó de manera rápida entre las cinco y las seis horas después de iniciado el ensayo hasta alcanzar un valor máximo de aproximadamente 12 µA/cm2. El galvanizado en caliente tuvo un comportamiento diferente ya que la corriente de permeación fue aumentando lentamente hasta alcanzar valores cercanos a los 8 µA/cm2, luego de 12 horas de ensayo. Por lo tanto, pareciera que el galvanizado en caliente presenta un efecto barrera a la difusión del hidrógeno superior al del galvanizado en frío. En la Figura 7 resulta evidente la elevada reproducibilidad para cada caso.

0

4

8

12

16

20

24

0 2 4 6 8 10 12t(h)

i (μA

/cm

2 )

Galvanizado en frío Galvanizado en caliente

Figura 7. Curvas de permeación del galvanizado en frío y del galvanizado en caliente en H2SO4 1N a 25ºC.

En la Figura 8 se muestran los resultados obtenidos para el galvanizado por electrodeposición y el acero base, luego de los ensayos de permeación. Para el acero base la densidad de corriente de oxidación se incrementó a los pocos minutos de iniciado el

Réquiz et al.


ensayo. Sin embargo, es claro el efecto barrera del recubrimiento, dado que debió transcurrir un tiempo superior a 4 horas para que la densidad de corriente de permeación se incrementara. La curva de permeación del galvanizado en frío se ubicó en todo momento por debajo de la curva del acero base, indicando que los átomos de hidrógeno tardaron más en difundir y atravesar la lámina cuando la superficie se encontraba galvanizada.

0

4

8

12

16

20

24

0 2 4 6 8 10 12

t(h)

i (μA

/cm

2 )

Galvanizado en frío

Acero base

Figura 8. Curvas de permeación del galvanizado por electrodeposición y el acero base en H2SO4 1N a 25ºC.

En la columna central de la Tabla 2 se presenta el coeficiente de difusión de hidrógeno en el galvanizado en frío calculado según el método del time-lag en láminas recubiertas (véase ecuación 1). Para ello se utilizó el valor de K de 2,6, reportado por Cao et al. [9].

Tabla 2. Coeficiente de difusión del hidrógeno (D) en el galvanizado en frío y en el acero base.

a: Lámina recubierta con cinc. K = 2,6 b: L = 10μm

Estos autores emplearon el mismo método para determinar el coeficiente de difusión de hidrógeno en láminas galvanizadas. El coeficiente de difusión que obtuvieron fue 4 órdenes de magnitud inferior al del acero base. Esto pareciera indicar que la difusión del hidrógeno en el acero galvanizado es controlada por el recubrimiento. Mediante esta suposición, es

posible obtener coeficientes de difusión de hidrógeno en láminas recubiertas empleando el ajuste de Laplace, de Fourier y el time lag [5]. Los resultados aparecen reportados en la última columna de la Tabla 2. Nótese que los valores obtenidos por estos métodos se ubicaron ente 3 y 5 órdenes de magnitud por debajo de los reportados para el acero base. Esto es una clara evidencia del efecto barrera del recubrimiento. En la Figura 9 se presentan las curvas de permeación del galvanizado en caliente y el acero base. Como puede observarse el comportamiento para ambos materiales es completamente diferente. Para el acero base la densidad de corriente comienza a aumentar lentamente poco después de iniciarse la carga de hidrógeno para luego incrementar rápidamente hasta alcanzar un valor máximo. Para el galvanizado en caliente debió transcurrir cerca de 4 horas para que la densidad de corriente de permeación comenzara a registrar un ligero aumento, el cual siempre fue gradual y nunca se alcanzó un máximo o un estado estacionario. Nuevamente, los átomos de hidrógeno tardaron más en difundir y atravesar la lámina cuando la superficie se encontró galvanizada. Debido a que no se alcanzó el estado estacionario no fue posible aplicar el método del time lag para láminas recubiertas para obtener el coeficiente de difusión del hidrógeno.

0

4

8

12

16

20

24

0 2 4 6 8 10 12t (h)

i (μA

/cm

2 )

Galvanizado en caliente

Acero base

Figura 9. Curvas de permeación del galvanizado en caliente y el acero base en H2SO4 1N a 25ºC.

Sin embargo, considerando sólo el espesor del recubrimiento en los cálculos del coeficiente de difusión, de la misma forma en la que se hizo con el galvanizado por electrodeposición, se obtuvo el coeficiente de difusión del hidrógeno por los 3 métodos anteriores. En la columna derecha de la

D (cm2/s) Método

Acero base Galvanizadoa Galvanizadob

Time lag 3,06 x 10-7 1,77 x 10-10 8,05 x 10-12

Laplace 1,45 x 10-7 - 3,51 x 10-12

Fourier 1,21 x 10-6 - 3,04 x 10-11



Tabla 3 se presentan estos resultados. Nótese que la diferencia con relación al coeficiente de difusión del hidrógeno obtenido para el acero base fue de 4 órdenes de magnitud, corroborando el efecto barrera de este recubrimiento. En la fotomicrografía de la figura 3 que corresponde a la sección transversal del galvanizado en caliente, se observa claramente la presencia de compuestos intermetálicos. Debido a la naturaleza distinta de cada compuesto, es probable que la movilidad del hidrógeno se viera también retardada cuando difundía a través de esta parte del recubrimiento [7]. Obsérvese en las Figuras 8 y 9 que los valores de la densidad de corriente en estado estacionario para ambos aceros, así como sus respectivos coeficientes de difusión fueron distintos. Es probable que ello se deba al cambio en la microestructura del galvanizado en caliente que ocurre debido al incremento de la temperatura al que está expuesto durante su proceso de fabricación. Por otro lado, a pesar de tratarse de aceros hipoeutectoides, el contenido porcentual de carbono, así como los elementos aleantes presentes en cada uno podrían haber sido diferentes.

Tabla 3. Coeficiente de difusión del hidrógeno en el galvanizado en caliente y en el acero base.

D (cm2/s) Método empleado

Acero base Galvanizado a

Time lag 2,86 x 10-7 2,35 x 10-11

Laplace 1,74 x 10-7 1,89 x 10-11

Fourier 7,3 x 10-8 4,05 x 10-11

a: L = 20 μm.

3.4 Medición de Espesores En la Tabla 4 se presenta el espesor del acero base, junto con el espesor del recubrimiento de ambos galvanizados antes y después de los ensayos de permeación.

Tabla 4. Espesores del recubrimiento y del acero en láminas galvanizadas.

Recubrimiento (μm) Galvanizado Acero base

(mm) Antes Después

Electrodeposición 1,15 10 3 En caliente 1,20 20 10

Nótese que el espesor del galvanizado en caliente fue, aproximadamente, el doble del galvanizado por electrodeposición antes de los ensayos de permeación. La pérdida de espesor pudo haber sido ocasionada, en ambas láminas, por la corrosión del recubrimiento para formar productos insolubles debido al incremento del pH en la interfase metal-solución por efecto de la polarización catódica [10]. Cachet et al. [11] estudiaron la corrosión de láminas galvanizadas en condiciones similares obteniendo compuestos de naturaleza porosa.

3.5 Análisis Superficial En la Figura 10 se observan las microfotografías de ambos galvanizados luego de la permeación, Nótese el daño general en la superficie de ambos materiales debido, en mayor grado al efecto de la corrosión y en menor grado al daño por hidrógeno.

Figura 10. Superficie del galvanizado en caliente (a) y del galvanizado en frío (b), luego de la permeación.

Para determinar si el acero base había presentado algún daño, luego de los ensayos de permeación, cada recubrimiento fue desbastado y atacado químicamente; luego la superficie se observó mediante microscopía electrónica de barrido. En la

Réquiz et al.


Figura 11 se presentan las fotomicrografías de esas superficies. Como puede apreciarse en ambos casos se notan grietas, sin embargo, para el galvanizado en caliente el número de grietas es pequeño y la mayoría son intergranulares. Esto pudiera deberse a su mayor espesor y a la presencia de compuestos intermetálicos. El mayor número de grietas que se observa en el acero base del galvanizado por electrodeposición indica que probablemente, la cantidad de hidrógeno que difundió en éste fue mayor, lo cual es coherente con los resultados obtenidos en las curvas de permeación. Por otra parte, es probable que la aparición de estas grietas se debiera a la fragilización del acero: Los átomos de hidrógeno durante su difusión probablemente quedaron atrapados en los bordes de grano y algunos defectos de la red hasta que el aumento en la concentración local de hidrógeno atómico debilitara las fuerzas de atracción entre los átomos de la red, promoviendo el agrietamiento una vez que el esfuerzo local de tracción excediera la energía máxima de enlace de estos átomos [5].

a

b

Figura 11. (a) Superficie del sustrato del galvanizado en caliente y del galvanizado por electrodeposición, (b) luego de la permeación.

4. CONCLUSIONES A pesar de que cada galvanizado se obtuvo empleando parámetros de proceso diferentes, los índices de rugosidad superficial para ambos recubrimientos resultaron similares. El análisis microscópico reveló que ambos recubrimientos son continuos, pero difieren en su espesor y microestructura: mientras que el galvanizado por electrodeposición es homogéneo, el galvanizado en caliente, con un espesor de aproximadamente el doble, contiene compuestos intermetálicos con interfases difíciles de distinguir. Las curvas de permeación demostraron que ambos recubrimientos, presentan un efecto barrera importante ya que retardan considerablemente la difusión del hidrógeno hacia el acero base. El aumento gradual en la corriente de permeación sin alcanzar el estado estacionario y el menor daño observado en el sustrato pareciera indicar que el galvanizado en caliente es más efectivo contra la permeación de hidrógeno, lo cual pudiera estar asociado no sólo a su mayor espesor sino a los cambios dimensionales del parámetro de red que ocurren a través del recubrimiento debido a la presencia de compuestos intermetálicos. Las medición del espesor de ambos recubrimientos, antes y después de la permeación, indicaron que mientras el hidrógeno difundía en el galvanizado, ocurría la corrosión del recubrimiento.

5. AGRADECIMIENTOS Los autores desean agradecer al Fondo Nacional de Ciencia y Tecnología, FONACYT, por el soporte financiero al Proyecto 970039781 así como a ELECTROGALVANIZADOS DE VENEZUELA C. A. por el suministro del material estudiado.

6. REFERENCIAS [1] ASTM G 148-97 (2003) Standard Practice for

Evaluation of Hydrogen Uptake, Permeation and Transport in Metals by Electrochemical Technique. Vol. 3.02, West Conshohocken (USA): ASTM International, 2003.

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[5] Pound B, “Hydrogen Ingress During Corrosion”. En: Encyclopedia of Electrochemistry: Corrosion and Oxide Films, vol.4, 1st Ed. Bard AJ, Stratmann M, Frankel GS (eds.). Weinheim (Germany): Wiley-VCH, 2003, p. 122–125 y 142.

[6] ASM Handbook: Corrosion, vol. 13, 9ª Ed. Materials Park (USA): ASM International, 2001, p. 360-365.

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[8] Rojas MA, Daño por Hidrógeno en Acero Galvanizado, Tesis de Grado.. Caracas (Venezuela): Universidad Simón Bolívar, 2007.

[9] Cao JL, Li LT, Wu JX, Lu YP, Gui ZL, Corrosion 2002; 58 (8): 698-702.

[10] Pourbaix M, Atlas of Electrochemical Equilibria in Aqueous Solutions, 2nd Ed. Houston (USA): NACE International (National Association of Corrosion Engineers), 1974, p. 308-321 y 407- 413.

[11] Cachet C, Ganne F, Joiret S, Maurin G, Petitjean J, Vivier V, Wiart R, Electrochim. Acta 2002; 47 (21): 3409-3422.

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