materiales sinterizados

2
Producción
de componentes
sinterizados
Manual Höganäs para componentes sinterizados
2
Producción
de componentes
sinterizados
Manual Höganäs para componentes sinterizados
© Copyright Höganäs AB
Traducción y adaptación al castellano: Profesor D. José Manuel Torralba Castelló
Profesora Dª Mónica Campos Gómez De la Universidad Carlos III de Madrid.
Septiembre 2014
0788HOGES – All rights reserved
El Manual Höganäs para componentes sinterizados está diseñado para el uso de
clientes. Los datos que se recogen en el manual se han obtenido de ensayos sobre
probetas sinterizadas en condiciones controladas en los laboratorios de Höganäs AB.
Nótese que los datos obtenidos en algún otro equipo de producción o condición
particular pueden diferir de los que se presentan en este manual. Todas las marcas
mencionadas en el manual pertenecen a Höganäs AB, Suecia y están registradas
en la mayoría de los países industrializados.
Manual Höganäs para componentes sinterizados
MANUAL 1
Propiedades de los materiales y de los polvos
1.
2.
3.
Ciencia de materiales
Producción de polvos de hierro y aceros
Características de los polvos de hierro y acero
MANUAL 2
Producción de componentes sinterizados
4.
5.
6.
7.
Compactación de polvos metálicos
Utillajes de compactación
Sinterización
Reprensado, acuñado y calibrado
MANUAL 3
Diseño y propiedades mecánicas
8.
9.
10.
Diseño para la tecnología PM
Materiales sinterizados base hierro
Operaciones secundarias
Producción de componentes
sinterizados
Compactación de polvos metálicos . . . . . . . . . . . .7
4.1 Densidad - porosidad - presión de compactación . . . .9
4.2 Presión radial - presión axial . . . . . . . . . . . . . . 18
4.3 Distribución de densidad axial . . . . . . . . . . . . . 25
4.4 Fuerza de expulsión y recuperación
elástica Spring-Back . . . . . . . . . . . . . . . . . 28
Utillajes de compactación . . . . . . . . . . . . . . . . 33
5.1 Comentarios introductorios . . . . . . . . . . . . . . 34
5.2 El ciclo de compactación . . . . . . . . . . . . . . . 36
5.3 Diseño del utillaje de compactación . . . . . . . . . . 51
5.4 Otras recomendaciones . . . . . . . . . . . . . . . . 64
Sinterización . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 67
6.1 Aspectos generales . . . . . . . . . . . . . . . . . 68
6.2 Mecanismos básicos de sinterización . . . . . . . . . 70
6.3 Comportamiento de la sinterización en
los compactos de polvos de hierro . . . . . . . . . . 85
6.4 La atmósfera de sinterización . . . . . . . . . . . . . 90
Reprensado, acuñado y calibrado . . . . . . . . . . . 117
7.1 Definiciones . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 118
7.2 Reprensado . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 119
7.3 Principios generales del calibrado y el acuñado . . . 122
7.4 Lubricación para el calibrado y el acuñado . . . . . . 125
7.5 Utillaje para el calibrado y el acuñado . . . . . . . . 128
Índice . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 160
Para comprender en su totalidad
las posibilidades y limitaciones
de la compactación de polvos es
necesario no sólo el estudio de
los fenómenos empíricos de este
proceso, sino también de los
mecanismos físicos en los que
se basa.
Compactación de
polvos metálicos
4.1
4.2
4.3
4.4
Densidad - porosidad - presión de compactación . 9
Presión radial - presión axial . . . . . . . . . . . 18
Distribución de densidad axial . . . . . . . . . . 25
Fuerza de expulsión y recuperación
elástica Spring-Back . . . . . . . . . . . . . . . . 28
8
COMPACTACIÓN DE POLVOS METÁLICOS
Introducción
La fabricación de un componente mediante sinterización comienza con la
compactación de los polvos metálicos en una matriz rígida con una cavidad de un
contorno más o menos complicado. En esta operación se alcanzan altas presiones
(normalmente 650 N/mm2) sobre el polvo que se encuentra en el interior de la matriz.
La presión se aplica simultáneamente con un movimiento vertical desde arriba
hacia abajo a través de uno o más punzones móviles que se mueven verticalmente.
Bajo la influencia de estas elevadas presiones de compactación, las partículas
de polvo se comprimen de tal modo que las irregularidades de sus superficies
interactúan y en muchos casos se produce soldadura en frío entre dichas partículas.
Después de extraer la pieza de la matriz, si la operación de compactación
fue satisfactoria, el compacto posee suficiente resistencia (llamada resistencia
en verde) para soportar futuras manipulaciones sin sufrir daños. Con el fin de
facilitar la operación de compactación y reducir el desgaste de las herramientas
al mínimo, antes de comenzar la compactación, se mezclan los polvos con
lubricante.
Para comprender completamente las posibilidades y limitaciones de la
compactación de polvos, se requiere no sólo el estudio de los fenómenos
empíricos de este proceso, sino también mostrar los mecanismos físicos que lo
sustentan.
Densidad - porosidad - presión de compactación
4.1 Densidad - porosidad presión de compactación
Primero, son necesarias las siguientes definiciones:
•
•
Peso específico: r = m/Vt (medido en g/cm3); m = masa del material;
Vt = volumen real del material.
Densidad: δ = m/Vb (medido en g/cm3); m = masa de los polvos del
compacto; Vb = volumen incluyendo poros (volumen envolvente).
•
Densidad teórica: δt h = densidad de un compacto libre de poros
(medido en g/cm3).
•
Porosidad: f = 1 - d/δt h (adimensional).
•
•
Presión de compactación (compactación en matriz): P = fuerza de
compactación / área del compacto (medido en MPa ó N/mm2).
Presión de compactación (compactación isostática): P = presión del
medio hidraúlico (medido en MPa ó N/mm2).
4.1.1 Curvas experimentales de presión - densidad
Compactación de polvos en una matriz cilíndrica.
Las propiedades mecánicas de los compuestos sinterizados mejoran al aumentar
la densidad, pero también aumenta el coste, ya que es necesario un mayor
aporte de energía, lo que implica mayores esfuerzos sobre las herramientas
de compactación. Por tanto, es más deseable, tanto por razones técnicas como
económicas, lograr la mayor densidad posible del compacto con el menor aporte
de presión.
Las curvas de presión-densidad nos dan información acerca del intervalo
dentro del cual podemos encontrar la solución idónea. Estas curvas se obtienen
generalmente mediante ensayos de laboratorio normalizados, donde se producen
los compactos a diferentes presiones dentro de una matriz de metal duro con
un taladro interior de 25 mm de diámetro. La densidad de los compactos se
representa frente a las presiones de compactación. El diagrama de la Figura 4.1
muestra las curvas de presión – densidad para dos calidades de polvo de hierro
comerciales (NC100.24 y ASC100.29).
9
COMPACTACIÓN DE POLVOS METÁLICOS
Densidad, g/cm3
10
Presión de compactación, MPa
Figura 4.1. Curvas presión - densidad para dos polvos de hierro comerciales compactados
en una matriz de metal duro con un taladro interior de 25 milímetros. Lubricante utilizado:
0.75% estearato de Zn.
Una característica de estas curvas es el hecho de que su pendiente decrece
considerablemente al aumentar la presión de compactación, y que la densidad
del hierro puro masivo (7.86 g/cm3) no puede alcanzarse, obviamente, con
presiones viables. Más adelante nos daremos cuenta de que dos polvos de hierro,
aunque tengan la misma composición química, producen diferentes curvas de
presión-densidad. Esta diferencia de comportamientos en la compactación es
consecuencia de las diferencias en la estructura de las partículas. Ver Capítulo 3.
Compactación isostática.
Un polvo sometido a presión isostática muestra un comportamiento similar en
cuanto a densificación, al que presenta bajo compactación en matriz. Este hecho
puede ilustrarse mediante el caso explicado a continuación. Muestras de polvo
de hierro electrolítico, herméticamente cerradas en un molde de goma fina y
embebidas en un medio hidráulico, donde se someten a variaciones de presión
isostática. Como en la compactación isostática no existe rozamiento contra las
paredes de la matriz, no es necesario mezclar los polvos con ningún lubricante.
Las curvas de densificación obtenidas se muestran en la Figura 4.2.
Densidad - porosidad - presión de compactación
%
100
.
Densidad
80
P
60
Figura 4.2. Densidad relativa
y porosidad como función de
40
la presión de compactación
isostática. Polvos de hierro
20
0
electrolítico herméticamente
Porosidad
encerrados en moldes de
goma fina sometidos a presión
0
200
400
600
800
1000
isostática.
Compaction
Pressure, MPa
/ MPa
Presión
de compactación,
En la Figura 4.3 se puede observar, a partir de la microestructura de un polvo de
cobre compactado, el acoplamiento de las áreas de contacto entre las partículas
de polvo adyacentes, causadas por la deformación plástica. A partir de estas
microestructuras, se puede también observar que las partículas de polvo de
mayor tamaño forman puentes entre las partículas de polvo más pequeñas, las
cuales han escapado a la deformación.
Figura 4.3.
Adaptación de los
contornos de la
superficie debido
a la deformación
plástica de las
partículas de polvo
adyacentes. Polvos
de cobre electrolítico
5 µm
compactados a
200 N/mm2.
11
12
COMPACTACIÓN DE POLVOS METÁLICOS
4.1.2 Principales limitaciones de la densificación
Desde comienzo de los años treinta en pulvimetalurgia se ha tratado de encontrar
un modelo matemático que se ajuste al proceso de densificación de polvos. La
cantidad de fórmulas que a este efecto se han sugerido durante las tres últimas
décadas es innumerable. Sin embargo, ninguna de estas fórmulas, muchas de
ellas extraídas a partir del análisis de simples curvas experimentales, han probado
ser lo suficientemente universales, ni estar sustentadas en principios de la física
general como para ser aceptadas como una teoría de la densificación de polvos.
En la práctica, en el trabajo en fábrica, tales fórmulas son innecesarias porque
es mucho más realista y mucho menos tedioso establecer curvas experimentales
de densificación que calcularlas mediante fórmulas complicadas y cuestionables.
Por otro lado, es bastante más útil entender, al menos, de qué manera el proceso
de densificación de polvos está influenciado y limitado por leyes generales de
la física y de la mecánica.
Endurecimiento por deformación de las partículas de polvos.
Omitiendo, por el momento, el problema del rozamiento en las paredes en la
compactación en matriz y, considerando únicamente la compactación isostática
de polvos, admitiremos que el problema de la densificación de polvos surge a
partir de un problema físico fundamental que se puede describir como sigue:
•
•
Al aumentar la densidad, las partículas de polvo se deforman
plásticamente y aumenta el endurecimiento por deformación, es decir,
el límite elástico aumenta de forma estable.
Simultáneamente, aumenta el área de contacto entre las partículas y,
consecuentemente, decrece la tensión de cizalla dentro de las
partículas. De esta manera, a una presión exterior constante, la tensión
de cizalla decreciente alcanza el límite elástico, y toda deformación
plástica posterior cesa, interrumpiéndose los procesos de
densificación.
El endurecimiento por deformación de las partículas se puede evidenciar
mediante el análisis estructural con rayos-X. En la Figura 4.4, se muestran
tres fotografías por reflexión de rayos-X, obtenidas (A) a partir de polvos de
hierro esponja comercial, (B) a partir de los polvos anteriores compactados
a 290 N/mm2, y (C) a partir del mismo compactado sometido a un ligero
recocido durante 2 minutos a 930ºC.
Densidad - porosidad - presión de compactación
Figura 4.4. Endurecimiento por deformación de partículas de polvo en la compactación de un
hierro esponja (Höganäs NC100.24). Fotografía realizada por reflexión de rayos-X (radiación
Cr-Ka, Filtro-V). (A) Polvos antes de ser compactados, (B) compactación a 3 t/cm2, (C) el
mismo compacto después de un suave recocido durante 2 minutos a 930ºC.
Las diferentes reflexiones de rayos-X (manchas negras bien definidas) obtenidas
en las fotografías (A) y (C) evidencian que no existe distorsión de la red cristalina
en los polvos de las partículas sin endurecimiento por deformación. La reflexión
de rayos-X de la fotografía (B) en forma de anillo difuso muestra grandes
distorsiones en su red cristalina a causa del endurecimiento por deformación de
las partículas de polvo.
Disminución de la tensión de cizalla máxima.
En la etapa de compactación, donde las partículas se comprimen hasta tal
punto que los poros inicialmente interconectados degeneran en pequeños poros
aislados, la distribución de la tensión alrededor de cada uno de estos poros se
puede aproximar por la distribución de la tensión en una esfera hueca bajo
presión hidrostática exterior, P. Siendo σ0 el límite elástico de la esfera hueca de
metal. R y r son el radio exterior y el radio interior de la esfera, respectivamente.
De acuerdo con la teoría de elasticidad, la deformación plástica tendrá lugar
cuando la tensión de cizalla máxima tm en la superficie exterior de la esfera
hueca supere el límite de tensión de cizalla t0 = s0/2, es decir, cuando tm(R) ≥
s0/2. Ver Figura 4.5. A partir del principio del círculo de Mohr obtenemos la
relación general tm = (sr - st)/2. De este modo, la condición de flujo plástico
para la esfera hueca es:
σr(R) − σt(R) ≥ σ0(4.1)
13
14
COMPACTACIÓN DE POLVOS METÁLICOS
La tensión radial sr(R) y la tensión tangencial st(R) cerca de la superficie
exterior de la esfera hueca responden a las siguientes expresiones:
σr(R) = – P(4.2)
y
(4.3)
Introduciendo (4.2) y (4.3) en (4.1) tenemos que:
(4.4)
o:
(4.5)
Figura 4.5. Condición de flujo plástico en una
esfera metálica hueca bajo presión hidráulica
exterior P
R = diámetro exterior; r = diámetro interior,
σ0 = límite elástico del metal,
σr = tensión radial,
σt =tensión tangencial
Condición de
deformación plástica
Densidad - porosidad - presión de compactación
De acuerdo con la ecuación (4.5), la presión hidrostática P, requerida
para provocar la deformación plástica de la esfera hueca, es mayor cuanto
menor es el volumen de la cavidad interior (~r3) en relación con el volumen
de la esfera metálica (~ R3- r3). En otras palabras: se requeriría una presión
infinitamente elevada para reducir la cavidad interior de la esfera a cero.
Análogamente, transfiriendo estos resultados a los pequeños poros aislados
del compacto de elevada densidad, parece lógico que dichos poros no se puedan
eliminar mediante presiones viables, ni siquiera en ausencia de endurecimiento
por deformación. A presión exterior constante, la tensión de cizalla máxima en
cualquier lugar del compacto es menor cuanto menores son los poros residuales.
Densidad teórica de las mezclas de polvos.
Los componentes sinterizados se fabrican normalmente a partir de mezclas de
polvos de hierro sin alear o muy poco aleados con grafito, polvos de otros metales
y lubricantes. La densidad de los compactos obtenidos con tales mezclas de
polvos está, por supuesto, influenciada por su peso específico y por la cantidad
relativa de aditivos y de impurezas existentes. La densidad del material libre de
poros (sólo formulable teóricamente) dM de una mezcla de polvos de hierro se
puede calcular como sigue:
rFe es el peso específico de los polvos de hierro (polvos base),
wFe es el porcentaje en peso de los polvos de hierro,
r1, r2, r3 , … son los pesos específicos de los aditivos e impurezas,
w1, w2, w3, … son los porcentajes en peso de los aditivos e impurezas.
Entonces, la fórmula teórica de la densidad de poros libres de los polvos de
hierro es:
dM = 100 / (wFe/rFe + w1/r1 + w2/r2 + w3/r3 + …) (4.6)
En la Tabla 4.1, se muestran los pesos específicos de algunos de los
aditivos (e impurezas posibles) empleados para mezclar con polvos
de hierro. A partir de los datos de la tabla y de la ecuación (4.6), se ha
calculado la densidad teórica de varias mezclas de polvos tomando
como material base el ASC100.29 y dichos valores se representan en la
Figura. 4.6 en función de la cantidad relativa de los respectivos aditivos.
El diagrama indica que la adición de lubricantes (indispensables para reducir
el rozamiento de las paredes de la matriz) son los aditivos que mayor efecto
tienen en la disminución de la densidad teórica de la mezcla de polvos. En los
procesos de compactación, parte de los lubricantes añadidos se desplazan hacia
las paredes de la matriz donde realizan la función designada.
15
16
COMPACTACIÓN DE POLVOS METÁLICOS
El resto de lubricante queda atrapado dentro de los poros, sellándolos
y provocando una presión hidráulica que se opone al proceso de densificación.
Tabla 4.1. Pesos específicos de algunos metales,
aditivos e impurezas habituales en la mezcla de polvos de hierro.
Metal, aditivo,
impureza
Densidad
(g/cm3)
Metal, aditivo
Densidad
(g/cm3)
Fe (hierro más puro)
7.87
NC100.24
7.79
FeO
5.30
SC100.26
7.80
SiO2
2.30
ASC100.29
7.85
Grafito
2.29
MnS
4.1
Cu
8.95
Ni (Níquel puro)
8.90
Estearato de cinc
1.14
cera sintética
1.0
Densidad - porosidad - presión de compactación
0
7.90
Cobre resp. níquel, %
4
6
2
Cu (sin lub
ricante)
Ni (sin lubric
Densidad teórica, g/cm 3
7.80
es
7.70
tea
rat
od
ec
Cu + 0.75 % estearato
grafito
7.40
grafito
7.30
7.20
0.0
0.2
10
ante)
Grafito
7.60
7.50
8
+ 1.0
0.4
inc
de cinc
+ 0.75
% este
% este
arato d
arato d
e cinc
e cinc
0.6
0.8
1.0
Grafito resp. estearato de cinc, %
Figura 4.6. Influencia de la adición de elementos aleantes y lubricantes sobre la densidad
teórica (libre de poros) de mezclas de polvos de hierro con base ASC100.29.
Las curvas de densidad-presión, obtenidas en laboratorio de acuerdo a los
procedimientos estándar de compactación, son guías útiles para el dimensionado
aproximado de los utillajes de compactación, pero no permiten prever con
exactitud las presiones y densidades que se obtendrían en la compactación
cuando la forma de la matriz es complicada, con espacios profundos y delgados
a rellenar (por ejemplo, engranajes y cojinetes largos de paredes delgadas).
En tales circunstancias, solamente los ensayos de compactación llevados a
cabo cuidadosamente, para una matriz dada, nos darán una información fiable.
17
18
COMPACTACIÓN DE POLVOS METÁLICOS
4.2 Presión radial-presión axial
Cuando el pistón de un cilindro hidráulico ejerce presión sobre el líquido
contenido en el cilindro, la presión aplicada en la dirección axial se transforma
1:1 en presión radial sobre las paredes del cilindro. Cuando los polvos se
compactan en una matriz rígida cilíndrica, la presión axial, ejercida sobre los
polvos por el punzón de compactación, se transforma, sólo en parte, en presión
radial sobre las paredes de la matriz.
Esta presión radial puede ser bastante alta, pero no puede alcanzar el nivel de
presión axial porque los polvos no son un líquido y, por tanto, no se rigen por
propiedades hidráulicas.
4.2.1 Histéresis de la presión radial
La manera en la cual las relaciones empíricas entre la presión radial y la presión
axial están gobernadas por las leyes generales de la física y de la mecánica pueden
entenderse de principio a fin mediante un simple modelo, sugerido en 1960 por
W.M. Long*, y que será detallado más adelante. Primero, consideraremos un
cilindro metálico libremente apoyado, de módulo de elasticidad E y coeficiente
de Poisson υ. Una tensión de compresión axial σa, aplicada en las bases del
cilindro produce, por las leyes de la elasticidad, una tensión radial σr, y el radio
del cilindro se expande mediante el factor:
er = (σr - νσr - νσa)/E(4.7)
Ahora, imaginemos el mismo cilindro acoplado dentro de una matriz rígida.
Aceptaremos que la matriz tiene un módulo de elasticidad mucho mayor que
el cilindro metálico. Asumiremos que además, la matriz está perfectamente
lubricada, de modo que el rozamiento entre el cilindro y las paredes de la
matriz pueda ser despreciado. Si ejercemos, mediante dos punzones que actúan
en sentido contrario, una presión axial sobre el cilindro, la presión radial
producida puede considerarse despreciable, ya que la expansión de la matriz es
insignificante como consecuencia de su pequeño módulo de elasticidad. De este
modo, εr =0 es una buena aproximación a la realidad, y de la ecuación (4.7) se
tiene:
sr - nsr - nsa = 0(4.8)
* W.M. Long, Powder Metallurgy, No. 6, 1960.
Presión radial-presión axial
Por lo tanto, la relación entre la tensión radial y la tensión axial en la probeta es:
sr = san/(1 - n), carga elástica(4.9)
La tensión cortante máxima en la probeta (obtenida del círculo de Mohr) es
siempre:
tmax = (sa - sr)/2(4.10)
Al aumentar la presión axial en la probeta, aumenta también tmax hasta que supera
el límite elástico cortante t0 = s0/2, por ejemplo, hasta tmax ≥ s0/2. Entonces, a
partir de (4.10) se obtiene la siguiente condición:
(sa - sr) ≥ s0 , (s0 = límite elástico del cilindro metálico).
(4.11)
Ahora, la probeta experimenta flujo plástico, y la relación entre la tensión radial
y la tensión axial es:
sr = sa - s0, carga plástica (4.12)
Cuando la presión axial cesa, tmax cae inmediatamente por debajo del límite
de tensión cortante (tmax < s0/2), y la tensión en el cilindro metálico disminuye
según:
sr = san/(1 - n) + k, relajación elástica (k = constante)
(4.13)
Si el proceso de relajación continua, la tensión axial en la probeta disminuye
pudiendo, incluso, llegar a ser menor que la tensión radial. De aquí se deduce la
siguiente condición:
(sr - sa) ≥ s0(4.14)
y la relación entre la tensión radial y la axial es:
sr = sa + s0, recuperación plástica(4.15)
A partir de la descripción anterior, es evidente que el ciclo completo de cargadescarga, en el que el tapón metálico se introduce en la matriz, crea un ciclo de
histéresis como el que se muestra en la Figura 4.7 a.
19
20
COMPACTACIÓN DE POLVOS METÁLICOS
Un detalle particularmente interesante de esta histéresis, es el hecho de que, tras
la relajación completa de la tensión axial, la probeta permanece bajo una tensión
radial compresiva σr, la cual es idéntica al límite elástico del metal, σ0. A este
respecto, el modelo de Long proporciona una explicación convincente del efecto
de recuperación elástica de la pieza (ver epígrafe 4.4) cuando ésta es expulsada
de la matriz de compactación.
Sin rozamiento en las paredes (µ=0)
Figura 4.7. Relación entre la
presión radial y axial en un
cilindro metálico dentro de una
matriz rígida durante el ciclo de
Con rozamiento en las paredes (µ>0)
carga y descarga de la presión
axial.
(a) Modelo teórico despreciando
el rozamiento en las paredes de
la matriz.
(b) Modelo teórico incluyendo el
rozamiento en las paredes de la
matriz.
Aunque el modelo de Long simplifica la realidad en algunos aspectos (ausencia
de rozamiento en las paredes o endurecimiento por deformación) proporciona,
en líneas generales, una aproximación satisfactoria de la verdadera relación
entre la presión radial y la axial que se origina cuando los polvos se compactan
en una matriz rígida.
El propio Long y otros autores, comprobaron experimentalmente las curvas
de histéresis predichas por el modelo de Long para varios materiales. Un modelo
Presión radial-presión axial
mejorado sugerido por G. Bockstiegel, incluye la fricción en las paredes de la
matriz. A continuación se describe brevemente este modelo. Las fuerzas de
fricción, que aparecen en las paredes de la matriz durante la compactación de los
polvos, actúan en dirección opuesta al movimiento del punzón de compactación.
De esta manera, mientras el punzón se mueve hacia el interior, la comprensión
axial en los polvos σa es mucho menor que la presión exterior del punzón Pa,
y mientras el punzón se mueve hacia el exterior, σa es mayor que Pa. Se puede
admitir que la fuerza de fricción de la matriz es aproximadamente proporcional
a la presión radial, Pr, que actúa sobre las paredes de la matriz. Por tanto podemos
hacer la siguiente afirmación:
sa = Pa ± mPr(4.16)
El signo negativo se refiere a la fase en que la presión aumenta, el
signo positivo a la fase en la que ésta decrece. µ es el coeficiente de
fricción en las paredes de la matriz. La presión radial en la pared de
la matriz, P r, es igual a la tensión radial en los polvos, es decir Pr = sr.
Introduciendo la ecuación (4.16) dentro de la ecuación (4.9), (4.12), (4.13)
y (4.15) de Long, ésta se transforma en las correspondientes ecuaciones
relacionadas con el modelo mejorado:
Pr = Pan/(1 - n - mn), carga elástica
(4.9’)
Pr = (Pa - s0)/(1 + m), carga plástica
(4.12’)
Pr = Pan/(1 - n + mn) + k’, relajación elástica, (k’ = constante)
(4.13’)
Pr = (Pa + s0)/(1 - m), relajación plástica
(4.15’)
Para µ = 0 (ausencia de fricción en las paredes), las ecuaciones modificadas
( ’ ) coinciden exactamente con las ecuaciones originales de Long ( ). Aunque
el modelo modificado se basa en afirmaciones que simplifican bastante
las condiciones de presión y tensión en las paredes de la matriz, es evidente
que la inclusión del rozamiento en las paredes de la matriz no cambia, en
líneas generales, el modelo de Long. La curva de histéresis del ciclo de
carga-descarga apenas se distorsiona. Ver diagrama de la Figura 4.7 b.
Durante la densificación de los polvos metálicos, la masa de éstos no cambia
de un comportamiento elástico a un comportamiento plástico, como sugiere el
modelo de Long, sino que la transición sucede gradualmente en cada partícula
de polvo. Además, durante la densificación se produce endurecimiento por
deformación de las partículas de polvo.
21
COMPACTACIÓN DE POLVOS METÁLICOS
Como consecuencia de todas estas circunstancias, la pendiente de las curvas de
histéresis experimentales cambia gradualmente al aumentar la presión, y no de
forma repentina. Ver ejemplo en la Figura 4.8.
Carga
Descarga
Presión radial (P r ) t/cm 2
22
Figura 4.8. Presiones radiales y
axiales medidas en compactos
de hierro esponja durante el ciclo
carga-descarga en una matriz
cilíndrica
Presión axial (P a ) t/cm 2
Presión radial-presión axial
4.2.2 Influencia del límite elástico.
En el modelo de Long, es evidente que la presión radial que un cilindro metálico
o una masa de polvos metálicos bajo presión axial ejerce sobre las paredes de
una matriz de compactación es más pequeña cuanto mayor es el límite elástico
del metal. Análogamente, a partir del mismo modelo, se puede concluir que los
polvos metálicos con muy bajo límite elástico y tendencia al endurecimiento
por deformación despreciable, como por ejemplo, los polvos de plomo, exhiben
un comportamiento casi hidráulico cuando se compactan en una matriz rígida.
Las pruebas experimentales se muestran en la Figura 4.9. El ciclo completo
de carga–descarga para los polvos de plomo no muestra ninguna histéresis,
si bien presenta una ligera desviación frente al modelo hidráulico ideal lineal
debido a las fuerzas de fricción de las paredes de la matriz.
Carga
Presión radial (P r) t/cm 2
Descarga
Figura 4.9. Presiones
radiales y axiales medidas
en compactos de plomo
durante el ciclo cargadescarga en una matriz
cilíndrica.
Presión axial (P a) t/cm 2
Estos descubrimientos sugieren que se podrían obtener compactos con densidades
mayores y más homogéneas si los procesos de compactación fueran realizados
a temperaturas elevadas en las que el límite elástico del metal es menor que a
temperatura ambiente. Los experimentos con varias mezclas de polvos de hierro,
llevadas a cabo en los laboratorios de Höganäs y los desarrollos realizados por
Höganäs, han demostrado que basta con un incremento de la temperatura de los
polvos hasta 150-200ºC para aumentar sustancialmente la densidad y mejorar
las propiedades. * **
* U. Engström and B. Johansson, Höganäs Iron Powder Information PM 94-9.
** J. Tengzelius, Höganäs Iron Powder Information PM 95-2
23
COMPACTACIÓN DE POLVOS METÁLICOS
La principal influencia de un límite elástico dependiente de la temperatura en
la relación entre las presiones axial y radial, surge de las curvas de histéresis
teóricas mostradas en la Figura 4.10. A partir de estas curvas, puede verse que la
máxima presión radial aumenta, pero la presión radial residual, tras el completo
cese de la presión axial, disminuye cuando el límite elástico se hace menor como
consecuencia de la elevación de la temperatura.
(hydrost.)
( T3 )
Presión radial
24
( T2 )
σr , max
( T1 )
( T1 )
( T2 )
σr , Resto
( T3 )
(hydrost.)
σa , max
σ0 ( T1 )
0
σ0 ( T2 )
σ0 ( T3 )
Presión axial
Figura 4.10. Influencia del límite elástico s0 en la relación entre la presión radial y axial para
un tapón metálico dentro de una matriz cilíndrica durante el ciclo carga-descarga. Ejemplo:
El límite elástico s0(T) decrece al aumentar la temperatura T (T3 > T2 > T1).
Distribución de densidad axial
4.3 Distribución de densidad axial
Las fuerzas de rozamiento en las paredes de la matriz de compactación frenan la
densificación de los polvos, porque actúan contra la presión exterior P, ejercida
por el punzón de compactación. Al aumentar la distancia desde la superficie
del punzón de compactación, disminuye la tensión axial, sa, disponible para
la densificación local de los polvos. Esto se pone de manifiesto especialmente
en la fabricación de cojinetes largos de paredes delgadas, las cuales muestran
en el centro mucha menor densidad que en sus dos bases. Para explicar este
fenómeno, debemos mirar con más detalle el balance de fuerzas en la masa de
polvos durante la densificación.
Consideremos la densificación de polvos en una matriz de compactación
cilíndrica y profunda con un diámetro interior 2r. Asumiendo que el punzón
superior ha entrado en el molde y ha compactado ya los polvos hasta cierto
punto, de manera que la tensión axial de los polvos justo debajo de la base del
punzón es sa(0). La distancia vertical variable desde la base del punzón es x.
Imaginemos que una columna de polvos en el molde está compuesta por finos
discos acoplados unos sobre otros, como monedas.
Seleccionamos un disco a una distancia x de la base del punzón, su altura es
dx, el área de su sección transversal es F = pr2, y su área lateral es f = 2rp dx. Ver
esquema de la Figura 4.11.
La tensión axial actuando sobre la base superior del disco es sa(x). Debido al
rozamiento entre la cara lateral del disco y las paredes de la matriz, la tensión
axial sa(x+dx), actuando sobre la base inferior del disco es algo menor que sa(x).
Asumiremos que la fuerza de rozamiento es aproximadamente igual a la tensión
axial sa(x) y a la cara lateral del disco. Tras estos preliminares, calcularemos el
equilibrio entre todas las fuerzas que actúan sobre el disco seleccionado.
25
26
COMPACTACIÓN DE POLVOS METÁLICOS
Punzón superior
Matriz
K↓
K↑
­
Figura 4.11 Tensión axial αa en una masa de polvos en función de la distancia x desde la
base del punzón de compactación superior.
Distribución de densidad axial
La fuerza que actúa sobre la base superior del disco es:
K↓ = pr2 sa(x)(4.17)
La fuerza que actúa sobre la base inferior del disco es:
K↑= pr2 sa(x+dx)(4.18)
La fuerza de rozamiento que actúa sobre la cara lateral del disco es:
Km = m2pr dx sa(x), (m = coeficiente de fricción)
(4.19)
K↓ - K↑= Km
(4.20)
El equilibrio de fuerzas se cumple cuando:
De (4.17) a (4.20) se tiene:
dsa = sa(x+dx) - sa(x) = - 2m sa(x) dx/r(4.21)
Integrando esta ecuación diferencial se obtiene:
sa(x) = sa(0) exp (-2m x/r)(4.22)
De esta ecuación se deduce que la tensión axial de compresión en la masa de
polvos sa(x) decrece exponencialmente al aumentar la distancia x desde la base
del punzón móvil, al aumentar el coeficiente de rozamiento µ y al disminuir
el diámetro interior de la matriz, 2r. El esquema de la Figura 4.11 ilustra esta
situación. Respecto al punzón inferior se obtendrá, como es lógico, una situación
análoga. De esta manera, cuando los polvos se compactan con movimientos
simétricos (lo cual suele ser lo más normal), la tensión axial en ambos extremos
del compacto es mayor que en cualquier punto intermedio.
En consecuencia, los compactos de polvos tienen generalmente una zona de
menor densidad, aproximadamente, en el punto medio entre sus extremos. Esta
zona de menor densidad suele denominarse zona neutra (ver capítulo 5). De
este modo, los compactos de secciones delgadas y largas en la dirección de
compactación presentan gran fragilidad antes de ser sinterizados.
27
28
COMPACTACIÓN DE POLVOS METÁLICOS
4.4 Fuerza de expulsión y
recuperación elástica
Spring-Back
Una consecuencia directa de la tensión radial residual σr0 es el hecho, como se
explicó en el apartado § 4.2.1, de que se requiere una fuerza adicional sustancial
para expulsar el compacto de la matriz de compactación. Consideramos un
compacto de altura h situado en una matriz cilíndrica de diámetro interno 2r.
El área de su sección transversal es F = πr 2, y su área lateral es f = 2rπh, y el
coeficiente de rozamiento en las paredes de la matriz µ. Entonces, la fuerza de
extracción requerida, es:
K⇑ = m 2pr h sr0(4.23)
y la presión ejercida por el punzón inferior desde la base del compacto será:
P⇑ = K⇑/pr2 = sr0 4m h/2r(4.24)
De acuerdo a la ecuación (4.24), la presión P⇑ que actúa sobre la cara inferior del
compacto durante la extracción, es mayor cuanto más largo sea el compacto en
relación con su diámetro (h/2r). La presión de expulsión es también directamente
proporcional al coeficiente de rozamiento µ.
Al comenzar el proceso de extracción, el coeficiente de rozamiento µ y, como
consecuencia la presión de expulsión P⇑, adopta un valor máximo (rozamiento
por adhesión) sustancialmente por encima del valor normal (rozamiento por
deslizamiento). Ver la Figura 4.12. Este pico en la presión puede, en algunos
casos, como por ejemplo, en cojinetes largos de paredes delgadas, superar la
presión máxima que se obtiene en el proceso de compactación.
Esto tiene dos consecuencias:
(a) Un cierto efecto de re-densificación que se da en la base inferior del compacto.
(b) Un punzón inferior largo y delgado, diseñado para soportar únicamente la
carga de compactación, puede ceder o fracturarse por debajo de la carga de
extracción.
Fuerza de expulsión y recuperación elástica Spring-Back
Fuerza de extracción
Fricción Adhesiva
Fricción por
deslizamiento
Recorrido del punzón
Figura 4.12. Fuerza de extracción en función del movimiento del punzón inferior de
extracción; esquemáticamente.
Si la pared de la matriz de compactación está desgastada o insuficientemente
lubricada puede producirse soldadura fría entre el compacto y la pared de la
matriz, reconocible por el aumento excesivo de la presión de extracción y
un comportamiento típico “stick-slip” (ruido de rotura). Ver la gráfica de
experimentos de extracción de la Figura 4.14.
29
COMPACTACIÓN DE POLVOS METÁLICOS
5
Fuerza de extracción, t
30
c
4
(B)
3
a
2
b
a
(A)
1
α
0
0
1
ω
2
3
4
5
Recorrido del punzón, cm
Figura 4.13 Influencia del tipo de lubricante en la variación de la fuerza de extracción
durante la eyección de un compacto de polvo de hierro de una matriz cilíndrica de metal
duro con un diámetro interior de 25mm. Tipo de polvos: hierro atomizado< 150 mm,
presión de compactación: Pa = 8 t/cm2, densidad del compacto: d = 7.2 g/cm3, altura del
compacto: h=15 mm, velocidad de extracción: 3 mm/s.
(A) lubricante: 0.75% Metallub, (B) lubricante: 0.75% estearato de cinc, matriz desgastada.
(a) Pico de fricción adhesiva, (b) comienzo de la fricción por deslizamiento, (c) efecto de
soldadura fría entre el compacto y las paredes de la matriz. (α) el compacto comienza a
ser expulsado de la matriz, (w) el compacto ha sido expulsado de la matriz.
Otra consecuencia de la presión radial residual se hace patente cuando el
compacto, durante la extracción, atraviesa el borde superior de la matriz. La parte
superior del compacto, que sale de la matriz, se expande elásticamente mientras
que la parte aun dentro de la matriz se encuentra todavía bajo la influencia de la
presión radial residual. La tensión cortante horizontal que se produce en estos
casos puede generar agrietamientos horizontales en el compacto. Con el fin de
disminuir la tensión cortante y para evitar agrietamientos en el compacto, es
recomendable rebajar y suavizar las aristas a la salida de la matriz.
La expansión elástica del compacto después de la expulsión de la matriz de
compactación se denomina recuperación elástica o "spring-back" y se cuantifica
según la fórmula:
S(%) = 100 (lc - ld )/ld(4.25)
Fuerza de expulsión y recuperación elástica Spring-Back
donde S(%)= Spring-Back (%), λc= dimensión transversal del compacto
(extraído), λd = dimensión correspondiente de la matriz de compactación (tras la
extracción del compacto).
La recuperación elástica depende de los siguientes parámetros:
•
•
•
•
Presión y densidad de compactación
Propiedades del polvo
Lubricantes y aditivos aleantes
Forma y propiedades elásticas de la matriz de compactación
La dependencia del "Spring-Back" en la densidad de compactación se deduce
del diagrama de la Figura 4.14. Se pueden deducir dos puntos importantes de
dicho diagrama:
El tipo de polvo tiene una enorme influencia sobre el "Spring-Back".
(Esto debe tenerse en cuenta cuando, en la producción de piezas de
precisión, se cambia el tipo de polvo).
•
Para elevadas densidades, una pequeña dispersión de la densidad
supone una amplia dispersión del "Spring-Back" (y convertirse así en
un efecto adverso en las tolerancias finales de las piezas estructurales).
Spring-Back
•
Figura 4.14. Spring-Back
en función de la densidad
del compacto para tres
tipos de polvos de hierro.
Lubricante añadido: 0.8%
estearato de cinc.
Densidad de compactación, g/cm3
31
Decidir si un componente
estructural dado puede ser
fabricado mediante pulvimetalurgia
depende esencialmente de la
posibilidad de diseñar y construir
el utillaje de compactación
adecuado.
Utillajes de
compactación
5.1
5.2
5.3
5.4
Comentarios iniciales . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
El ciclo de compactación . . . . . . . . . . . . . . . . .
Diseño del utillaje de compactación . . . . . . . .
Otras recomendaciones . . . . . . . . . . . . . . . . . .
34
36
51
64
34
UTILLAJES DE COMPACTACIÓN
5.1 Comentarios iniciales
Todos los utillajes de compactación se basan en el mismo principio general:
La cavidad de una matriz rígida se rellena con los polvos de metal por gravedad,
donde se compactan entre dos o más punzones (superiores e inferiores) dotados
de movimiento axial, para conseguir un cuerpo de forma más o menos complicada
y de densidad bastante homogénea. El compacto obtenido es expulsado de la
matriz mediante movimientos adecuados de ésta y de los punzones.
El procedimiento descrito parece bastante simple pero, por lo general, no resulta
tan sencillo, especialmente cuando se trata de componentes estructurales de
formas complicadas.
Los siguientes doce puntos pueden dar una primera pista de los problemas que
conlleva el diseño de un útil de compactación de polvos:
1. Todas las partes del interior de la matriz deben rellenarse con la cantidad exacta de polvos.
2. La densidad del compacto debe ser lo más homogénea posible.
3. En todas las zonas del interior de la matriz, la densificación de los
polvos debe producirse de forma simultánea, con el fin de asegurar
una unión suficiente entre las partes adyacentes. Hay que tener en
cuenta que, durante la densificación, los polvos fluyen con mayor
dificultad en las direcciones laterales.
4. El compacto se debe retirar del utillaje de compactación sin sufrir
daños.
5. Todos los movimientos de los componentes del utillaje se deben controlar adecuadamente y repetidos con suficiente precisión.
6. El utillaje debe tener los menos punzones posibles.
7. Durante todo el ciclo de compactación, los punzones jamás deben
interferir con la matriz, ni con el eje central, ni entre ellos.
8. Todas las partes del utillaje deben resistir la carga ejercida sobre ellos
durante el ciclo de compactación. Deben tener la máxima resistencia
al desgaste y vida útil posible.
Comentarios iniciales
9. Todas las funciones del utillaje se deben adaptar adecuadamente a las
funciones disponibles en la prensa de compactación.
10. Para reducir los tiempos de establecimiento al mínimo, el diseño del
utillaje deberá facilitar el ensamblaje y la instalación en la prensa.
11. Para que las paradas de producción sean lo más cortas posibles, las
piezas del utillaje gastadas se deben poder reemplazar de la forma
más sencilla posible.
12. Los costes de fabricación del utillaje deben ser razonables en relación
con su expectativa de vida y con el número total de piezas que serán
producidas.
La experiencia en el diseño de utillajes demuestra lo difícil que es, en algunos
casos, cumplir todos estos puntos. Cuanto más complicado es un componente,
mayor es el número de movimientos requeridos de las piezas del utillaje y de
las funciones de control de la prensa. En los siguientes párrafos, trataremos con
mayor detalle algunos de los puntos citados.
35
36
UTILLAJES DE COMPACTACIÓN
5.2 El ciclo de compactación
El ciclo de compactación puede dividirse en tres etapas:
1. Llenado de la matriz,
2. Compactación de los polvos, y
3. Extracción del compacto de la matriz.
Cada una de estas etapas está caracterizada por posiciones o movimientos
específicos de cada una de las piezas del utillaje. En cada una de las etapas,
aparecen problemas técnicos específicos que trataremos con detalle a
continuación.
Figura 5.1. Tres etapas en un ciclo de compactación:
1) llenado de la matriz, 2) compactación de los polvos, 3) expulsión del compacto.
El ciclo de compactación
5.2.1 Llenado de la matriz
Los polvos caen o fluyen por su propio peso desde el recinto de llenado hasta
el interior de la matriz. Es obvio mencionar que se llenan con más facilidad las
matrices de sección transversal ancha que las de sección transversal estrecha.
Cuándo considerar que estamos ante una sección transversal estrecha depende,
en este caso, de cuál sea el tamaño máximo de las partículas de polvo.
La mayoría de los polvos comerciales contienen partículas entre 0.15 y 0.20
mm de tamaño. Para garantizar que los polvos fluyan sin dificultad y llenen la
matriz correctamente, las dimensiones laterales más pequeñas del interior de
la matriz tienen que ser considerablemente mayores que las partículas de polvo
más grandes. De lo contrario, se quedan huecos en el interior de la pieza, del
tipo de los esquematizadas en la Figura 5.2, como consecuencia de un llenado
desigual de la matriz.
Los polvos pueden además segregarse cuando fluyen por secciones estrechas.
Por experiencia, las matrices se llenan correctamente cuando las dimensiones
laterales mínimas son aproximadamente cinco veces mayores que el tamaño
máximo de partícula. Por lo tanto, se puede concluir que las piezas estructurales
cuya dimensión lateral sea de tamaño menor a 1 mm aproximadamente, no son
adecuadas para ser fabricadas mediante compactación de polvos.
Figura 5.2 Formación de oquedades en
el llenado de una sección transversal
estrecha, "efecto puente".
En caso de que la cavidad de la matriz conste de varias partes con diferentes
perfiles y profundidades, la densidad de llenado de los polvos en dichas partes
puede variar debido al comportamiento distinto de los polvos en el llenado.
37
38
UTILLAJES DE COMPACTACIÓN
Ocurre además, que la densidad de llenado en las zonas estrechas es menor
en la parte inferior que en la superior. Tales variaciones en la densidad de
llenado pueden repercutir, en consecuencia, en variaciones de densidad en el
compacto. Para compensar las variaciones en la densidad de llenado entre las
diferentes partes de la matriz, las profundidades de llenado de estas partes tienen
que ser convenientemente pre-ajustadas. Grandes variaciones en la densidad
del compacto tienen efectos negativos tanto en su resistencia en verde, como
en la precisión dimensional y las propiedades mecánicas tras el sinterizado y
tratamiento térmico posterior. Para garantizar una densidad homogénea en los
compactos de polvos, las dimensiones laterales de sus diferentes partes deberán
medir, al menos, 1/6 de sus respectivas alturas.
5.2.2 Densificación de los polvos
En el capítulo 4, se explicaba que debido a la fricción entre las partículas de
polvo y las paredes de la matriz (punzón pasante), los compactos eran más
densos en las extremidades cercanas a los punzones de compactación que en el
centro. Las zonas de menor densidad en el compacto se localizan normalmente
a simple vista como zonas mates en la cara brillante del compacto.
En muchos casos, es mejor para las propiedades del compacto si las zonas de
menor densidad, la zona neutra, están localizadas aproximadamente a medio
camino entre la parte superior y la inferior del compacto. Este es el caso cuando
la densificación tiene lugar entre el punzón superior y el inferior que se mueven
simétricamente respecto a la matriz de compactación. Tales movimientos
simétricos de los punzones pueden, en principio, conseguirse de tres maneras
diferentes, como se ilustra en la Figura 5.3.
El ciclo de compactación
1
H
a)
H
Figura 5.3. Tres conceptos
diferentes de conseguir
densificación simétrica
de doble efecto:
b)
a) matriz estática, y dos
punzones moviéndose
simétricamente uno
H
2
hacia otro.
b) punzón inferior estático
y matriz “flotante”.
c)
c) punzón inferior estático,
y matriz retirándose a la mitad
de velocidad que el punzón
superior.
39
40
UTILLAJES DE COMPACTACIÓN
a) La matriz es estática y el movimiento simétrico de los punzones
superior e inferior se genera directamente por la prensa.
b) El punzón inferior es estático, y la matriz se soporta por un resorte o
amortiguador hidráulico para compensar su peso. Mientras el punzón
superior comprime los polvos, las fuerzas de fricción generadas en las
paredes de la matriz, mueven la matriz hacia abajo en movimiento
relativo al punzón inferior estático. (Principio de matriz “flotante”).
c) El punzón inferior es estático. El movimiento de la matriz y del
punzón superior están controlados de tal manera que, durante la
compactación, la matriz se mueve hacia abajo, en movimiento relativo
de punzón inferior a la mitad de la velocidad con la que se mueve el
punzón superior.
En el caso a) el compacto es extraído de la matriz moviendo el punzón inferior
hacia arriba (principio de eyección). En los casos b) y c), el compacto descansa
sobre el punzón inferior, que es extraído de la matriz cuando se dota ésta de
un movimiento descendente (principio de retroceso). Cada uno de los tres
métodos mencionados, requiere disponer de funciones especiales en la prensa
de compactación.
El proceso de matriz flotante (b) requiere dos funciones: un movimiento
descendente, generado mecánica o hidráulicamente, de un pistón superior capaz
de aplicar grandes fuerzas, y un movimiento también descendente generado
mecánica o hidráulicamente de un pistón inferior capaz de ejercer fuerzas algo
menores.
Este procedimiento no es aplicable a compactos que tengan partes de
diferentes alturas. Otra desventaja es que el movimiento de la matriz durante
la compactación se genera completamente por fuerzas de rozamiento, las
cuales son incontrolables ya que están muy influenciadas por las variaciones
del lubricante contenido en los polvos, por las variaciones de temperatura de
la matriz durante la fabricación y por el progresivo desgaste de las paredes de
la matriz. En la actualidad, para piezas estructurales complejas, se utilizan los
procedimientos a) o c), o combinaciones de ambos. Esto requiere prensas de
funciones múltiples, con al menos dos movimientos separados y controlables
capaces de aplicar grandes fuerzas, y al menos un movimiento adicional
independiente y controlable capaz de ejercer fuerzas algo menores.
Como ejemplo del proceso a), en la Figura 5.4 se muestran esquemáticamente
cuatro etapas del ciclo de compactación de un cojinete. Como se puede observar,
la matriz y el punzón pasante no cambian de posición durante la densificación.
El ciclo de compactación
Durante la extracción, el punzón pasante permanece dentro del cojinete hasta
que éste es expulsado de la matriz, expandiéndose elásticamente. Luego,
el punzón pasante retrocede sin rozamiento. Esto tiene una doble ventaja:
1. La fuerza de eyección requerida es considerablemente menor y
2. Los poros de la superficie interior del cojinete permanecen abiertos,
lo cual no ocurre si la superficie se deforma plásticamente bajo
elevadas tensiones de cizalla causadas por la compresión del punzón
pasante en el retroceso. (Un cojinete sin poros abiertos en la superficie
interior no se autolubrica).
punzón superior
zapata de llenado
adaptor
nucleo
punzón inferior
Figura 5.4. Cuatro etapas en el ciclo de compactación de un cojinete recto cilíndrico.
Para los cojinetes de paredes delgadas, el espacio estrecho que queda entre la
matriz y el punzón pasante se puede rellenar con más facilidad si al comienzo del
proceso de llenado, el punzón pasante retrocede a una posición inferior. Después
de llenar con los polvos las cavidades de la matriz más alejadas, el pistón retorna
a su posición normal, empujando los polvos sobrantes a la cavidad de llenado.
Ver Figura 5.5.
41
42
UTILLAJES DE COMPACTACIÓN
Figura 5.5. Llenado de la cavidad
de la matriz con el punzón
pasante en retroceso.
Un ejemplo del proceso c) se puede contemplar en la Figura 5.6, tres estados
de un ciclo de compactación de una pieza sencilla de dos niveles. La matriz y
los punzones inferiores se montan en un utillaje denominado adaptador, que
se inserta completamente en la prensa. Un utillaje típico de este tipo es una
rampa retráctil lateral que durante la etapa de compactación, sostiene uno de los
punzones inferiores.
El punzón inferior derecho, mediante una biela, se eleva hasta la posición
de llenado mediante un muelle. Durante la etapa de compactación, el punzón
inferior de la prensa empuja al plato de ésta hacia abajo a la mitad de velocidad
que el punzón superior, mientras que el punzón inferior izquierdo descansa
en la base fija del plato del adaptador. Bajo la presión generada en los polvos
densificados, el punzón inferior derecho desciende, en contra de la fuerza del
muelle de suspensión, hasta que se coloca sobre la cuña.
Tras la compactación, el pistón inferior de la prensa empuja al plato de la
matriz todavía más abajo, y una cuña unida al plato de la matriz empuja a la
rampa lateral. El punzón inferior derecho sigue al plato de la matriz hasta que el
compacto es completamente liberado del utillaje de compactación.
Hoy en día, se pueden producir piezas con muchas secciones mediante prensas
de compactación multinivel hidráulicas del tipo CNC. Cada nivel de la pieza se
monitoriza de forma individual y se asegura una distribución de densidades
homogénea. Esto añade muchas ventajas, como estabilidad dimensional,
capacidad mejorada del proceso y mejores propiedades mecánicas en el
El ciclo de compactación
compacto en verde. Aparte de esto, las herramientas que se controlan y mueven
de forma hidráulica son más resistentes al desgaste y necesitan menos
mantenimiento que las herramientas que se mueven por deslizamiento. Los
nuevos desarrollos que hay en el mercado van en la dirección de herramientas
de múltiples niveles con prensas de compactación gobernadas de forma eléctrica
capaces de mejorar aún más el proceso de producción pulvimetalúrgico.
Figura 5.6. Tres etapas en el ciclo de compactación para una pieza simple de dos niveles
empleando un tipo de utillaje retráctil con soporte deslizante.
5.2.3 Extracción del compacto de la matriz
Durante el ciclo de compactación en una prensa mecánica sin ningún mecanismo
auxiliar, el punzón superior ejerce su máxima presión en el punto límite inferior.
Entonces, éste se mueve hacia arriba de nuevo repentinamente, eliminando la
presión axial sobre el compacto y sobre los punzones inferiores, los cuales se
expandirán ahora elásticamente en la dirección axial.
Si existieran punzones de diferentes longitudes (como, por ejemplo, cuando
se compactan cojinetes con flancos), las diferentes expansiones axiales podrían
generar grietas en el compacto aun antes de retirarlo de la matriz. Diferentes
expansiones elásticas de las partes superiores del compacto también provocan
fracturas. Ver Figura 5.7.
Estos agrietamientos son perniciosos, especialmente en cojinetes con flancos,
porque son muy difíciles de detectar y no desaparecen durante la sinterización.
Para evitar esta clase de grietas, todas las partes del compacto deben mantenerse
a una presión axial moderada y bien equilibrada durante todo el proceso de
extracción.
43
44
UTILLAJES DE COMPACTACIÓN
Al final de la fase de compactación, matriz y punzones inferiores invierten
su movimiento relativo, de manera que el compacto se expulsa hacia arriba y
queda fuera de la matriz. Esta operación, no tiene relevancia ninguna si se trata
de una matriz estática con punzones móviles o viceversa. Lo más importante
es que durante este proceso no exista movimiento relativo entre los punzones
inferiores, de modo que no se generen grietas en el compacto.
l1
l2
Figura 5.7. Formación de grietas debido a diferentes expansiones elásticas de dos
punzones inferiores cuando el punzón superior se está retirando.
Cuando el compacto sale de la matriz, las partes salientes, liberadas de las
tensiones laterales compresivas, se expanden lateralmente, mientras que el
resto del compacto está aún en la matriz. En esta fase de transición, se generan
elevadas tensiones de cizalla, las cuales pueden crear grietas horizontales en el
compacto como se ilustra en la Figura 5.8a.
El ciclo de compactación
Con el fin de reducir estas tensiones de cizalla, la matriz se rebaja ligeramente
en la salida, y sus bordes, se redondean. Ver Figura 5.8b
a
b
Figura 5.8. Proceso de extracción: a) Formación de grietas cuando el compacto
atraviesa un borde afilado de la cavidad de la matriz. b) Formación de grietas evitada
por rebaje de la matriz y redondeo de los bordes superiores de la cavidad.
Los compactos del tipo esquematizado en Figura 5.9, son particularmente
susceptibles a este tipo de grietas durante la extracción. El compacto mostrado
consiste en una parte superior sólida y una parte inferior delgada con forma de
faldilla. Los pistones de los amortiguadores para automóviles pertenecen a esta
categoría.
Figura 5.9. Proceso de extracción: riesgo
de formación de grietas entre el segmento
superior e inferior de un compacto (por
ejemplo, el pistón de un amortiguador).
45
46
UTILLAJES DE COMPACTACIÓN
El contorno lateral de ciertas partes de compactos con formas complicadas está
parcial o totalmente definido por las caras laterales del punzón pasante central y
de los punzones superior e inferior. Para evacuar de la matriz todas las partes del
compacto sin producir grietas, los movimientos de todas las zonas de la matriz
involucradas en el proceso de extracción se deben controlar por separado. Esto
requiere no sólo un complicado diseño de las partes de la matriz, sino además,
una prensa equipada con las adecuadas funciones auxiliares.
Después de la extracción, el compacto se debe retirar de la prensa sin producir
daños. En el caso más simple, el siguiente movimiento de la zapata de llenado
empuja al compacto a una rampa sobre la que se deslizan de uno en uno hasta
depositarse en un contenedor apropiado para almacenarlos a la espera de ser
sinterizados.
Los compactos frágiles y los de formas delicadas tienen que ser recogidos
cuidadosamente mediante pequeñas pinzas automáticas que las transportan
individualmente a una bandeja en la que serán sinterizadas. Por supuesto,
los compactos deben tener suficiente resistencia en verde para soportar
manipulaciones sin sufrir rotura ni abrasión. Y deben tener, si es posible, una
cara suficientemente plana para colocarlos de forma estable e introducirlos en el
horno de sinterización.
En algunos casos, puede ser ventajoso girar el compacto automáticamente
según sale de la matriz antes de dejarlo deslizar por la rampa o antes de colocarlo
en la bandeja de sinterización.
5.2.4 Ciclo de compactación en prensas equipadas
con sistemas de platos múltiples
En los casos en los que la forma del compacto no se pueda reproducir
proporcionalmente por el espacio de llenado, se requieren secuencias complicadas
de los movimientos de los punzones. Un ejemplo típico de un componente con
un agujero ciego y una pestaña en el mismo extremo, se puede observar en la
Figura 5.10. La única manera de producir esta pieza, si el tipo de prensa lo
permite, es mediante la siguiente transferencia de polvos:
Primero, la cavidad de la matriz se llena con polvos como si el agujero
ciego estuviera en el extremo opuesto de la matriz. Entonces, se hace caer esta
columna de polvos sin densificar, hasta el extremo inferior de la pieza. Las
diferentes columnas de polvo se deben entonces densificar a distintos grados,
proporcionalmente a su altura inicial para lograr el mismo gradiente de presiones
en todas las columnas de polvos, así como para evitar transferencia de polvos
radial y para conseguir posiciones favorables en las zonas neutras. Con el fin de
evitar roturas durante la expulsión del compacto, debe mantenerse una cierta
presión axial en todas sus partes.
El ciclo de compactación
Después, una vez que el compacto ha salido de la matriz, el punzón superior
interno se extrae del compacto, manteniendo el punzón superior externo
apoyado. Muchas piezas estructurales para la industria automovilística son del
tipo multinivel, con formas casi siempre más complejas que las de la Figura
5.10.
Las complicadas secuencias de los movimientos de los punzones involucrados
en el proceso de compactación, se pueden llevar a cabo con éxito únicamente
utilizando prensas específicas. Durante todas las etapas del ciclo de compactación
de dichas piezas, se tienen que coordinar correctamente tiempo – presión y
velocidad de compactación.
Figura 5.10. Ciclo de compactación para un componente con agujero ciego y pestaña
en el mismo extremo: a) llenado, b), c) transferencia de polvos sin compactación,
d) compactación, e), f ) g), h) expulsión o eyección.
47
48
UTILLAJES DE COMPACTACIÓN
Figura 5.11. Adaptador multiplato.
Tipo DORST HMA 160.33 con ocho
movimientos de herramienta controlables
por separado, utilizado en la compactación
de cubos sincronizadores.
El ciclo de compactación
Las prensas hidráulicas CNC modernas con adaptador multiplato integrado que
funcionan combinando procesos de expulsión y retroceso disponen de más de diez
movimientos independientes de la matriz, del punzón pasante y de los punzones.
Mediante un sistema de calibrado de precisión en combinación con sistemas
servohidráulicos extremadamente sensibles, se pueden programar secuencias
temporizadas de todos los movimientos necesarios, así como la presión y la
longitud del impacto. En la Figura 5.11 puede verse un adaptador multiplato del
tipo DORST HMA160.33, controlable mediante ocho movimientos separados.
Este tipo de adaptador se utiliza, por ejemplo, para prensar cubos sincronizadores
con tres niveles por arriba y tres niveles por abajo.
En la Figura 5.12. se ilustra la compactación de un doble engranaje con
dientes interiores. El doble engranaje tiene caras superiores e inferiores a tres
niveles distintos. Aparte de la matriz y del punzón pasante que se mueven
simultáneamente, el utillaje controla tres punzones superiores independientes,
uno fijo y otros dos punzones inferiores.
Peso compacto
139 g
Densidad media
6.84 g/cm3
Diámetro exterior
50.5 mm
Altura total
22 mm
Piezas/min
8.8
Posición de
llenado
Transferencia
del polvo
Posición de
la prensa
Posición de
retroceso
Figura 5.12. Cuatro etapas en la compactación de un doble engranaje con estriado interno
en un adaptador multiplato, tipo DORST MPA/H140. Para comprobar los datos técnicos,
ver la tabla 5.1.
49
50
UTILLAJES DE COMPACTACIÓN
En la Figura 5.13 se muestra la distribución homogénea de densidad conseguida.
Figura 5.13. Distribución
de densidad en un doble
engranaje producido en un
adaptador multiplato, como
se muestra en la Figura 5.12.
Tabla 5.1. Datos técnicos
Prensa
Dorst TPA 140
Adaptador
MPA/H140
Fuerza de compactación
95 ton
Velocidad de compactación
8,8 piezas/min
Polvo
Distaloy AE
Área de compactación
12,6 cm2
Peso
139 g
Densidad media
6,84 g/cm3
Diseño del utillaje de compactación
5.3 Diseño del utillaje de compactación
A continuación se resumen los principios del proceso de diseño del utillaje de
compactación. Como ejemplo representativo, hemos elegido una pieza con dos
agujeros paralelos y dos partes de diferente altura, como puede verse en la Figura
5.14. Basándonos en el dibujo técnico de esta pieza estructural, desarrollaremos
un boceto del utillaje de compactación, a partir del cual se puedan entender las
funciones del resto de las partes que lo forman.
Deben concretarse las dimensiones exactas y las tolerancias de todas las
piezas. Eventualmente, se tendrá en cuenta los materiales adecuados del utillaje,
así como los tratamientos térmicos y los procedimientos de mecanizado.
A-A
+0
Ø6 -0,015
1x45°
R1
5,5
8,51
R1
1x45°
17,1
18,5
+0
Ø12 -0,018
17 ±0,05
R8
Ø13
Ø24
Ø4 ±0,01
A
A
Figura 5.14. Diseño de una manivela con dos partes a diferente altura y dos diámetros
interiores axiales, que se pretende fabricar mediante técnica PM.
51
52
UTILLAJES DE COMPACTACIÓN
5.3.1 Diseño funcional del utillaje
El desarrollo de un diseño funcional consta esencialmente de cuatro pasos:
Primer paso.
Hay que decidir en qué dirección de la pieza es preferible compactar. Cuando la
pieza tiene una cara relativamente lisa y otra estriada, la dirección más práctica
es con la cara lisa hacia arriba. Entonces, un único punzón superior es suficiente,
pero se requieren dos punzones inferiores.
Segundo paso.
Tras haber decidido la dirección de compactación de la pieza, se hace un croquis
de la sección vertical de la pieza y todos los límites verticales de la sección.
Todas estas líneas indican el contorno vertical de la matriz, de los punzones y
del punzón pasante. Los límites horizontales de la sección indican la posición de
las caras de los extremos al final de la etapa de compactación. Ver Figura 5.15.
Tercer paso.
Las profundidades de llenado requeridas para las dos partes de la pieza se pueden
calcular mediante la relación Q entre la densidad del compacto y la densidad de
llenado (densidad aparente) de los polvos, de acuerdo con la siguiente expresión:
Q = densidad del compacto/densidad de llenado = profundidad de llenado/
peso del compacto
Los polvos de hierro comerciales tienen densidades entre 2.4 y 3.0 g/cm3.
Si para nuestro ejemplo asumimos una densidad de llenado de 2.60 g/cm3 y una
densidad para el compacto de 6.42 g/cm3, entonces Q = 6.42/2.60 = 2.47.
Para conseguir la profundidad de llenado requerida, las alturas H1 y H2 de
las dos partes de la pieza deben multiplicarse por este factor Q. La altura de
la parte izquierda de la pieza es H1 = 17 mm, y la altura de la parte derecha
es H2 = 13 mm. Entonces, las respectivas profundidades de llenado son F1 =
17 mm x 2.47 = 42 mm y F2 = 13 mm x 2.47 = 32.1 mm. Decidimos que la
columna izquierda se debe compactar simétricamente desde arriba y abajo.
Esto significa que durante la densificación de la columna izquierda, el punzón
inferior y el superior deberán recorrer distancias iguales dentro de la matriz.
Como consecuencia, al final del proceso de densificación, el centro de la parte
izquierda se encuentra a medio camino entre el borde superior de la matriz y la
posición de llenado del punzón inferior izquierdo.
Diseño del utillaje de compactación
De este modo, marcaremos la posición de la parte superior de la matriz a una
distancia F1/2 = 21 mm sobre la posición de llenado del punzón inferior izquierdo,
a una distancia F1/2 = 21 mm por debajo del centro de la parte izquierda. Luego,
marcamos la posición del punzón inferior izquierdo a una distancia F2 = 32.1 mm
por debajo del borde superior de la matriz. Ver Figura 5.15.
Cuarto paso.
Admitiendo que para los punzones inferiores se requiere una guía mínima en
la matriz de 25 mm, la matriz debe tener al menos 25 mm más de profundidad
que la mayor profundidad de llenado. Así, marcamos el borde inferior de la
matriz a una distancia A = F1 + 25 mm = 67 mm por debajo del borde superior.
Finalmente, debe considerarse la longitud de los punzones. Ambos punzones
inferiores tienen que ser, por supuesto, suficientemente largos para expulsar
totalmente el compacto de la matriz, es decir, tienen que medir, al menos, 67 mm
de largo.
El punzón superior tiene que ser, por supuesto, suficientemente largo para
penetrar en la matriz la profundidad necesaria y lograr la altura de compactación
deseada, es decir, que su longitud debe ser de al menos (F1 - H1)/2 = 12.5 mm.
Para estas longitudes, debe añadirse un margen de 5 - 10 mm para permitir la
corrección del desgaste de los perfiles de los punzones. Después de esto, el
diseño preliminar de nuestro utillaje de compactación estará completado. Ver
Figura 5.15 (c).
53
Profundidad de llenado:
F1 = QH1= 42.0 mm
F2 = QH2 = 32.1 mm
Golpes del punzón
X1 = Y1 = 12.5 mm
X 2 = 11.0 mm, Y2 = 8.0 mm
Posición de la zona neutra:
E1 = 21.0 mm
E2 = 18.5 mm
Densidad aparente = 2.60 g/cm3
Q= 6.42/2.60 = 2.47
E = FX/(X+Y)
Figura 5.15. Croquis paso a paso de un utillaje de compactación para el componente de la figura 5.14: a) diseño del contorno de las paredes de
la matriz, punzones y punzón pasante. B) Localización del punzón inferior y de la posición del borde superior de la matriz, c) Localización de las
zonas neutras y de la posición del borde inferior de la matriz.
Densidad del compacto = 6.42 g/cm3
1 = borde sup. de la matriz, 2 = punzón sup., 3 = i. punzón inf. izdo., 4 = d. punzón inf. dcho., 5 = i. punzón pasante izdo., 6 = d. punzón pasante dcho, 7 = borde inf. de la matriz
Altura del compacto:
H1 = 17.0 mm
H2 = 13.0 mm
54
UTILLAJES DE COMPACTACIÓN
Diseño del utillaje de compactación
El diseño final de este utillaje, concebido como método de "withdrawal"
(retroceso), se puede ver en el dibujo de la Figura 5.16.
Es de especial interés, en este contexto, la localización de la zona neutra,
(zona de menor densidad) en las dos secciones de nuestro compacto. En el
capítulo 4 (compactación de polvos metálicos) se explicaba que, debido a las
fuerzas de rozamiento de las paredes de la matriz, la densidad del compacto
descendía al aumentar la distancia desde la base del punzón móvil.
Si sólo existe movimiento del punzón superior respecto a la matriz, la zona de
menor densidad se sitúa en la cara del punzón inferior fijo. Si ambos punzones,
superior e inferior, se mueven simétricamente respecto a la matriz, la zona de
menor densidad aparece exactamente entre las caras de los punzones.
Figura 5.16. Diseño completo del utillaje esquematizado en la Figura 5.15, adaptado al
principio de extracción con soporte deslizante. Estos tipos de utillaje normalmente se
diseñan como utillajes hidráulicamente pre-levantados.
La relación entre el movimiento de los punzones y la localización de la zona
neutra puede describirse mediante una simple fórmula. Sea F la profundidad
55
56
UTILLAJES DE COMPACTACIÓN
de llenado, X e Y las distancias recorridas por el punzón superior e inferior
respectivamente; y sea E la distancia entre la zona neutra y el borde superior de
la matriz. Entonces, puede aplicarse la siguiente relación general:
(5.1)
Si el punzón inferior y el superior se mueven simétricamente con relación a la
matriz, es decir, si X = Y, tenemos que:
(5.2)
Durante la densificación de la parte izquierda del compacto, los punzones
superior e inferior recorren la misma distancia X1 = Y1 = 12.5 mm. De acuerdo
con la ecuación (5.2), la zona neutra de esta pieza está localizada a una distancia
E1 = F1 /2 = 42 mm/2 = 21 mm por debajo del borde superior de la matriz.
La localización de la zona neutra en la parte derecha del compacto se puede
calcular como sigue. Ya que el punzón superior tiene una ranura de 1.5 mm de
profundidad (para formar el pequeño saliente en la parte superior de la columna
derecha) puede penetrar en la matriz 1.5 mm de profundidad aproximadamente
sin densificar notablemente los polvos de la columna derecha (los polvos se
alojan en la ranura).
Hasta alcanzar la posición inferior, el punzón superior recorre una distancia
restante de X2 = X1 - 1.5 mm = 11 mm. Simultáneamente, el punzón inferior
derecho recorre una distancia de Y2 = 8.1 mm en sentido ascendente. Entonces,
de acuerdo a (5.1), la zona neutra de la parte derecha del compacto está localizada
a una distancia E2 = 32.1 x 11/(11+8.1) = 18.5 mm por debajo del borde externo
superior de la matriz, es decir, 2.5 mm por debajo del centro de la parte derecha
y 2.5 mm por encima de la zona neutra de la parte izquierda. Si la zona neutra de
las dos partes estuviera demasiado alejada podría producirse una fractura en la
junta de ambas partes durante la densificación.
Idealmente, los movimientos de los dos punzones inferiores deberían coordinarse
de manera que las dos columnas de polvo asentadas sobre ellos densificarán
simultánea y homogéneamente. Si la densificación en las dos columnas de polvos
ocurre a diferente velocidad sobre los dos punzón pasantes paralelos actuarán
presiones laterales no simétricas, causando posiblemente, desviaciones no
aceptables de las tolerancias específicas de las medidas centrales y del paralelo
de ambos bordes. A primera vista, una consecuencia del agrietamiento o la rotura
de los punzón pasantes es la presión lateral no simétrica.
Diseño del utillaje de compactación
5.3.2 Dimensiones y tolerancias de las piezas del utillaje
Cuando se indican con precisión las dimensiones finales y las tolerancias de
algunas partes del utillaje, no se deben considerar sólo las dimensiones finales
y las tolerancias de las piezas estructurales, como se especifica en el diseño del
cliente, sino que hay que tener en cuenta los cambios dimensionales que sufre
el compacto en la expulsión de la matriz de compactación y en el sinterizado
posterior.
Los cambios dimensionales de las medidas longitudinales del compacto no
constituyen un gran problema porque pueden ser fácilmente compensados
mediante ligeros ajustes de los movimientos y de las posiciones de los punzones.
Mucho más críticos son los cambios de las medidas transversales del compacto,
porque no se pueden ajustar sin desmontar el utillaje de compactación para
rectificar o rehacer completamente la matriz y sus punzones. Por tanto, antes de
marcar las dimensiones transversales y las tolerancias de las partes de la pieza,
es muy importante establecer cuidadosamente los cambios dimensionales del
compacto, bajo condiciones de compactación y sinterización.
Los datos de piezas producidas previamente con forma composición similar
pueden ser una buena guía. Es muy arriesgado basarse únicamente en los datos
obtenidos bajo condiciones de laboratorio. En este contexto, se debe tener en
cuenta que los cambios dimensionales durante la sinterización son sensibles no
sólo a las variaciones de temperatura y de tiempo de sinterización, sino también
a las variaciones de composición de los polvos y a la densidad del compacto.
Demostraremos el proceso para calcular las dimensiones transversales de un
utillaje de compactación para el caso de un cojinete recto. El diseño del cojinete
especifica que: diámetro exterior=Da, tolerancia =+ΔDa, diámetro interior=Di,
tolerancia=-ΔDi.
Según la producción de cojinetes similares se tienen los siguientes datos:
spring back medio tras la compactación = e%, cambio dimensional medio
durante la sinterización = s% (positivo para aumento de volumen, negativo para
disminución de volumen). Las dimensiones del utillaje a calcular son: diámetro
interior de la matriz = dm, y diámetro exterior del punzón pasante, dk. Es de
esperar que, debido al desgaste durante la fabricación, el diámetro interior de la
matriz (dm) aumente, mientras que el diámetro exterior del punzón pasante (dk)
disminuya. Para mantener las dimensiones de los cojinetes sinterizados en las
tolerancias especificadas, hay que observar las siguientes limitaciones cuando
dimensionamos la matriz y el punzón pasante:
(Da + ΔDa )/(1 + e + s) > d m > Da /(1 + e + s) (5.3)
57
58
UTILLAJES DE COMPACTACIÓN
y
Di/(1 + e +s) > dk > (Di - ΔDi)/(1 + e + s)
(5.4)
Teóricamente, la óptima utilización de la matriz y del punzón pasante sería posible
si el valor inicial de dm fuera tan pequeño como permitiera la parte derecha de
la ecuación (5.3); y el valor inicial de dk tan grande como permitiera la parte
izquierda de la ecuación (5.4). Para tener la seguridad de que las dimensiones
del cojinete sinterizado están dentro de las tolerancias especificadas, incluso
aunque existan cambios dimensionales de e y s, los rangos de dichas tolerancias
respecto de ambos extremos estarán dentro del 20%. En otras palabras, se estará
asumiendo que los límites especificados son Da+0.2ΔDa y Da+0.8ΔDa para el
diámetro exterior, y Di - 0.2ΔDi y Di - 0.8ΔDi para el diámetro interior del
cojinete. Por tanto, para el diámetro interior de la matriz y para el diámetro
exterior del punzón pasante se establecen las siguientes condiciones:
d m = (Da + 0.2ΔDa)/(1 + e+ s) d k = (Di - 0.2ΔDi)/(1 + e + s)
(5.5)
(5.6)
Consecuentemente, el desgaste permitido en la matriz es:
Δd m = 0.6ΔDa/(1 + e + s)(5.7)
y el desgaste permitido en el punzón pasante es:
Δd k = - 0.6ΔDi/(1 + e +s)(5.8)
Aplicando las ecuaciones (5.5) a (5.8) a las piezas estructurales mostradas en
la Figura 5.15, podemos calcular las dimensiones transversales finales para el
utillaje de compactación. Según las especificaciones del diseño, el diámetro
exterior de la parte superior de la pieza es Da = 23.90 mm con una tolerancia de
ΔDa = +0.20 mm, y su diámetro interior es Di = 12.00 mm con una tolerancia
de ΔDi = - 0.018 mm. Asumiremos que el spring back medio es e = +0.1% y
que la media de los cambios dimensionales es s = +0.4%. En base a estos datos,
obtenemos que para los valores iniciales del diámetro interior de la matriz dm y
para los del diámetro exterior del punzón pasante dk :
dm = (23.90 + 0.2 x 0.2) / 1.005 = 23.821 mm
dk = (12 – 0.2 x 0.018) / 1.005 = 11.937 mm
y para el desgaste permitido:
Δdm = (0.6 x0.2) / 1.005 = 0.119 mm
Δdk = -(0.6 x0.018) / 1.005 = -0.011 mm
Diseño del utillaje de compactación
Las dimensiones restantes del utillaje pueden ser calculadas análogamente. Un
sencillo programa informático puede calcular rápida y cuidadosamente todos
estos valores. Es recomendable archivar, en cuadros sinópticos, todos los datos
dimensionales importantes, ya sea de una pieza estructural como de un proceso
de fabricación en sí. Ver Tabla 5.2.
Tabla 5.2. Datos dimensionales pertenecientes
al componente de la figura 5.15
B
Z (mm)
S (mm)
P (mm)
K (mm)
W (mm)
V (mm)
Da (1)
23,90+0,20
≥ 23,940
≥ 23,845
23,821
23,817+0,009
+0,119
Di (1)
12,00-0,018
≤ 11,996
≤ 11,949
11,937
11,943-0,006
-0,011
Da (2)
15,90+0,20
≥ 15,940
≥ 15,877
15,861
15,856+0,008
+0,119
Di (2)
6,00-0,015
≤ 5,997
≤ 5,973
5,967
5,97-0,005
-0,009
L
16,95+0,10
17,00
16,932
16,916
16,912+0,008
0,000
L = Distancia central de los dos diámetros interiores Di (1) y Di (2)
B = designación
Z = dimensión y tolerancia especificada en el plano del cliente
P = dimensión media permitida tras la compactación en un utillaje nuevo
S = dimensión media permitida tras el sinterizado (al principio del manejo del utillaje)
K = medida guía para el diseño del utillaje
W = dimensión del utillaje nuevo (tolerancia de fabricación IT 5)
V = desgaste permitido
spring back = 0.1%; cambio dimensional tras el sinterizado = 0.4% (valores asumidos)
Las medidas (W) que encontramos en la Tabla 5.2 están referidas al tamaño de
la matriz y del punzón pasante, ya que éstos, realmente, forman el perfil del
componente, mientras que los punzones sólo conforman las bases. Los punzones
están marcados con dimensiones definidas, pero sin tolerancias, y se añade una
anotación que determina la holgura real en términos de la matriz y del punzón
pasante. Esto es importante porque dichos márgenes son tan pequeños que
definir una tolerancia de la matriz y el punzón pasante por separado, significaría
una variación en los márgenes reales mayor que la práctica.
Como ejemplo, puede proponerse una matriz de cavidad circular con una
tolerancia de 0.005 mm y un punzón circular construido con idéntica tolerancia,
lo que arroja una tolerancia total para ambos de 0.010 mm si se requiere una
holgura entre la matriz y el punzón de 0.010 a 0.015 mm, está claro que es
mejor definir una tolerancia sólo para la matriz, la cual realmente conforma
59
60
UTILLAJES DE COMPACTACIÓN
el perfil del compacto, y dar el tamaño del punzón como una separación. Este
método proporciona al operario una inmejorable oportunidad para producir con
márgenes reales y no tener, así, que trabajar con tolerancias imposibles.
Las variaciones recomendadas para las holguras dependen de la presión de
compactación, del tipo de polvo, y de otras circunstancias. En la fabricación de
cojinetes se emplean, en muchos casos, márgenes entre 0.005 y 0.010 mm, pero
normalmente se aceptan los márgenes dados en la Tabla 5.3.
Tabla 5.3. Márgenes recomendados entre
las partes deslizantes del utillaje *
Dimensión del utillaje
(mm)
Holgura (≈IT 5)
(μm)
≤ 10
10 – 15
10 – 18
12 – 18
18 – 30
15 – 22
30 – 50
18 – 27
50 – 80
21 – 32
80 – 120
25 – 38
Cuando aplicamos las holguras comendadas en la Tabla 5.3, debe tenerse en cuenta
que los punzones se expanden elásticamente bajo las cargas de compactación.
Esto significa que los márgenes entre matriz y punzón disminuirán mientras
que los márgenes entre punzón pasante y punzón aumentarán. La aplicación de
tan pequeños márgenes al perfilado de la matriz y de los punzones, presenta un
difícil problema de fabricación, pero el funcionamiento satisfactorio del utillaje
durante un periodo razonable de tiempo no permitirá grandes márgenes.
Un requisito previo para el utillaje de larga duración es un acabado superficial
muy bueno en todas las superficies deslizantes (típicamente: 0.2 μm) y una dureza
superficial adecuada de dichas superficies. Aquí se aplica una antigua norma de
la ingeniería mecánica: las partes deslizantes no serán fabricadas exactamente
con el mismo material y deberán tener distintas durezas superficiales.
* H.G. Taylor, A Critical Review of the Effects of Press and Tool Design upon the Economics of
Sintered Structural Components, Powder Metallurgy, 1965, Vol. 8, No 16 (S. 285 - 318).
Diseño del utillaje de compactación
5.3.3 Materiales empleados en el utillaje
Punzones.
Como se ha mencionado anteriormente, los polvos son normalmente
compactados mediante presiones entre 400 y 800 MPa/mm2. Todos los punzones
de compactación tienen que resistir estas elevadas cargas no sólo una vez, sino
de 100.000 a 1.000.000 de veces sin romperse ni deformarse plásticamente.
Tampoco se pueden expandir elásticamente bajo estas cargas, de modo que
puedan atascarse en la matriz. Incluso una ligera deformación plástica durante
un ciclo de compactación, conduciría tras varios ciclos a un acortamiento y
engrosamiento apreciables del punzón. No hay que tener mucha imaginación
para darse cuenta de las consecuencias: al acortarse el punzón, la altura de los
compactos aumenta correspondientemente, y al hacerse más grueso el punzón
finalmente se atascaría en la matriz y se rompería, dañando posiblemente todo
el utillaje.
Por tanto, los punzones deben tener un elevado límite elástico de compresión,
elevada tenacidad y resistencia a fatiga. En los casos donde los punzones forman
parte de las paredes laterales del utillaje de compactación, deben tener, además
de las propiedades mencionadas suficiente dureza superficial. El endurecimiento
superficial de los punzones, si fuera necesario, debe llevarse a cabo con sumo
cuidado para evitar la fragilización y el agrietamiento superficial. Únicamente los
aceros de herramientas más tenaces son apropiados como punzones. Idealmente,
se deberían combinar las siguientes propiedades:
•
Buena maquinibilidad tras un ligero ablandamiento.
•
La mayor tenacidad y resistencia a fatiga posible tras el endurecimiento.
•
La mayor estabilidad dimensional y menor susceptibilidad a la rotura
posible en el proceso de endurecimiento.
•
Mayor resistencia al desgaste posible.
Seleccionar el acero de herramientas adecuado para un punzón en particular
y elegir el tratamiento térmico apropiado es cuestión de experiencia. Pueden
ser de ayuda tanto las especificaciones gráficas como los tratamientos térmicos
sugeridos por los fabricantes.
61
62
UTILLAJES DE COMPACTACIÓN
Algunos aceros de herramientas típicos para punzones son los siguientes:
•
•
•
•
•
ASP2023 (Erasteel)
SPM23 (Uddeholm)
Vanadis 4 extra (Uddeholm)
S690 (Böhler)
CPM3V (Crucible)
En las siguientes páginas web se puede encontrar mucha más información:
•
•
•
•
www.erasteel.com
www.uddeholm.com
www.bohlersteel.com
www.crucible.com
Matrices y punzón pasantes.
Tanto las matrices como los punzones pasantes centrales se deben realizar de
carburos cementados, ya que por su extrema dureza y resistencia al desgaste
son la elección más económica para grandes producciones en serie, aunque sean
mucho más caros que el acero. Sin embargo, para producciones más pequeñas,
algunos aceros rápidos suponen una alternativa más económica. Debido al alto
contenido en carburos embebidos en la matriz del acero, los aceros rápidos tienen
bastante resistencia al desgaste, aunque no tanto como los carburos cementados.
Las matrices de carburos cementados se deben calzar siempre con un anillo
ajustado de acero tenaz para prevenir la rotura violenta bajo la elevada presión
radial ejercida sobre la pared interior durante el proceso de compactación. El
proceso de ajuste del anillo provoca tensiones tangenciales de compresión
elevadas en la pared interior de la matriz, aumentando aún más la resistencia al
desgaste. La relación entre el diámetro interior y el exterior del anillo de ajuste
debe ser al menos 2:1, o mejor 4:1.
Los cantos vivos o las incisiones en el perfil de la cavidad de la matriz deben
ser evitados ya que provocan un elevado esfuerzo a tracción tangencial que podría
reventar la matriz. Por otro lado, cuando la forma de la pieza estructural requiere
cantos vivos o incisiones en la matriz, no debe considerarse necesariamente un
desastre si la matriz se rompe ya que, en la mayoría de los casos, el anillo de
ajuste mantiene a la matriz fracturada en su sitio.
Diseño del utillaje de compactación
Como puede observarse en la Figura 5.16, los punzones pasantes centrales son
normalmente mucho más largos que los punzones sobre los que se guían. Durante
la etapa de compactación y de expulsión, los punzones pasantes se someten
alternativamente a elevados esfuerzos a tracción y a compresión, debido a las
fuerzas de fricción, especialmente si son delgados y de perfiles complicados.
Por tanto, los punzones pasantes deben tener tanta tenacidad y resistencia a
fatiga como sea posible. Pero este requisito está enfrentado a la demanda de
alta resistencia a desgaste, es decir, a la mayor dureza superficial posible.
Este conflicto se puede resolver de una de las siguientes maneras:
a) El punzón pasante se realiza en una pieza tratada térmicamente para
conseguir tenacidad y endurece por inducción en el extremo superior
donde está más expuesto al desgaste.
b) El punzón pasante se realiza en dos piezas, una pequeña superior de
carburos cementados, unida por uno u otro método, a la pieza larga
inferior de acero tenaz endurecido.
63
64
UTILLAJES DE COMPACTACIÓN
5.4 Otras recomendaciones
Distribución simétrica de la carga en los punzones.
El utillaje montado en la prensa debe ser cuidadosamente centrado para
garantizar que las cargas en los punzones sean lo más simétricas posible
durante la compactación. El centro de gravedad de la sección transversal en
los punzones con sección regular o circular puede ser fácilmente alineado
con el eje central de la prensa, de modo que, las fuerzas de fricción actúen
simétricamente sobre sus caras laterales.
Conseguir una distribución de carga simétrica en punzones con sección
transversal no simétrica es un asunto más complicado. Su centro de gravedad
puede alinearse con el eje central de la prensa, pero las fuerzas de fricción no
actuarán simétricamente sobre sus superficies laterales. Como estas fuerzas
de fricción no pueden ser calculadas previamente con exactitud, el centrado
óptimo del utillaje montado en la prensa puede constituir un serio problema.
En un utillaje mal centrado, los punzones dejan de estar paralelos en relación
con la matriz y el punzón pasante cuando se someten a cargas de compactación.
Dichos punzones arañan la matriz y el punzón pasante causando un excesivo
desgaste local, el cual, si no es detectado y corregido a tiempo, conduce a una
completa rotura del utillaje.
Cuando la carga no es simétrica, los punzones delgados tienden a curvarse
elásticamente hasta tal punto que las holguras entre ellos y las paredes de la
matriz dejan de ser concéntricas. En los lugares donde las holguras se han
ampliado, los polvos se extruyen dentro del intersticio formando excesivas
rebabas en la superficie del compacto. En los lugares donde las holguras se han
estrechado, los punzones arañan las paredes de la matriz y el punzón pasante.
Esto lleva al desgaste excesivo del utillaje y aumenta el riesgo de atascamiento
de los punzones así como la ruptura del punzón pasante. A este efecto se añade
una distribución de densidad no uniforme.
Influencia de los perfiles.
Para tener una buena funcionalidad y una larga vida del utillaje es importante
no sólo elegir el material correcto, sino también evitar perfiles que provoquen
picos de tensión. El análisis mediante modelización por elementos finitos puede
ayudar a evitar formas y perfiles inapropiados. En particular, se deben observar
los siguientes puntos:
• Evitar cantos vivos y aristas en la sección transversal del perfil de
la matriz, punzones y punzón pasantes.
Otras recomendaciones
•
•
Evitar salientes afilados o incisiones en las caras de los punzones.
Evitar diámetros menores de 1/3 a 1/5 de longitud en las partes de
los punzones pasantes en contacto con el polvo.
Para evitar pliegues al aplicar las cargas, mantener las partes no guiadas de los
punzón pasantes y las guías de conexión tan cortas como sea posible.
El estricto cumplimiento de estas recomendaciones ayuda a aumentar la
resistencia a fatiga y la resistencia a desgaste del utillaje y a prevenir fracturas
inducidas durante el tratamiento térmico del utillaje, y más tarde cuando esté en
funcionamiento.
5.4.1 Coste del utillaje
Los costes de fabricación del utillaje de compactación pueden variar entre
10.000 y 100.000 US $ dependiendo del tamaño y del número de piezas móviles
independientes. El utillaje para grandes series de compactos se deben, por
supuesto, diseñar para una vida lo más larga posible. Esto significa: carburos
cementados para la matriz y los segmentos embutidos de los punzón pasantes
centrales, alta calidad del acero y tratamientos térmicos óptimos para los
punzones, máximo acabado superficial en las superficies deslizantes y un
perfecto ajuste entre la matriz, los punzones y los punzón pasantes centrales –
con otras palabras, altos costes de material y taller.
El coste directo de material para un utillaje de compactación es aproximadamente
el 15% de los costes totales de producción (sin incluir el coste de diseño). Con
utillajes complicados la repartición de los costes de materiales es incluso
menor. Esto deja claro que reducir los costes de materiales conduce a ahorrar
de manera equivocada. Los costes residuales, las reparaciones del utillaje, las
pérdidas de producción, las entregas retrasadas como consecuencia de los
fallos de los materiales del utillaje o ensamblajes descuidados pueden aumentar
considerablemente los costes iniciales totales de dicho utillaje.
El tiempo empleado en el diseño, aún con la ayuda de ordenadores, puede
fácilmente abarcar varias semanas si el utillaje es un poco más complicado.
El diseño asistido por ordenador y la programación (CAD/CAM) así como los
procesos de producción controlados por ordenador, está siendo aplicado incluso
en la industria pulvimetalurgia. Pero nunca podrán sustituir a la creatividad del
diseñador, ni a la experiencia ni habilidad del fabricante de utillajes.
Desde el punto de vista económico, es importante vigilar cuidadosamente
el funcionamiento de cada utillaje durante su ciclo de vida completo, así como
documentar cada característica o causa de mal funcionamiento del utillaje
o de cualquier miembro de éste. Sólo mediante una rutina sistemática podrá
acumularse un conocimiento realista que nos ayude a evitar futuros errores en
su diseño y fabricación.
65
La sinterización es el proceso por el
cual los polvos de metal compactados
(o polvos metálicos sueltos) se
transforman en sólidos coherentes
a temperaturas inferiores a su punto
de fusión. Durante el sinterizado,
las partículas de polvo se unen por
difusión y otros mecanismos de
transporte atómico, cuyo resultado
es un cuerpo poroso que adquiere
una cierta resistencia mecánica.
Sinterización
6.1
6.2
6.3
6.4
Aspectos generales . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
Mecanismos básicos de sinterización . . . . . . .
Comportamiento en la sinterización
de compactos de hierro . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
La atmósfera de sinterización . . . . . . . . . . . . . .
68
70
85
90
68
SINTERIZACIÓN
6.1 Aspectos generales
El proceso de sinterizado está regulado por los siguientes parámetros:
•
•
•
•
•
temperatura y tiempo
estructura geométrica de las partículas de polvo
composición de la mezcla de polvos
densidad del compacto
composición de la atmósfera protectora en el horno de sinterización
El significado práctico de estos parámetros se puede describir brevemente como
sigue:
Temperatura y tiempo.
A mayor temperatura de sinterización menor es el tiempo requerido para
conseguir el grado de unión deseado entre las partículas de polvo en el compacto
(especificado p. ej. en términos de resistencia mecánica).
Esto supone un dilema: desde el punto de vista de la eficiencia de la producción
serían preferibles tiempos de sinterización más cortos, pero las correspondientes
elevadas temperaturas de sinterización son menos económicas debido a los
altos costes de mantenimiento del horno de sinterización. En la pulvimetalurgia
del hierro, las condiciones normales de sinterización son: 15-60 minutos a
1120-1150°C.
Estructura geométrica de las partículas de polvo.
Para condiciones de sinterización dadas, los polvos constituidos por finas
partículas de alta porosidad interna (gran superficie específica) sinterizan más
rápido que los polvos constituidos por partículas gruesas. De nuevo nos surge
un dilema: los polvos finos son generalmente más difíciles de compactar que
los polvos gruesos y los compactos realizados con polvos finos se contraen
más durante la sinterización que los compactos realizados con polvos gruesos.
Las partículas de polvo de hierro comerciales (tipo esponja o compacto) para
elementos estructurales son habitualmente ≤ 150 μm (ver capítulo 3).
Composición de la mezcla de polvos.
Los componentes de la mezcla de polvos se seleccionan procurando conseguir las
propiedades físicas deseadas y controlando los cambios dimensionales durante
Aspectos generales
el sinterizado (ver capítulo 3). Cuando se sinterizan mezclas de polvos de dos o
más metales (por ejemplo hierro, níquel y molibdeno), tiene lugar una aleación
entre los componentes simultáneamente al proceso de unión. Para temperaturas
comunes de sinterización (1120/1150°C) los procesos de aleación son lentos
(excepto entre Fe y C), y no se consigue una homogeneización completa de los
aleantes metálicos. Si la mezcla de polvos contiene un componente que forma
fase líquida a la temperatura de sinterización (por ejemplo mezcla de polvos de
Cu y Fe), también existe unión entre partículas y los procesos de aleación se
aceleran.
Densidad del compacto.
A mayor densidad de un polvo compactado, mayor es el área total de contacto
entre las partículas de polvo y más eficientes son los procesos de unión y
aleación durante el sinterizado. Además, estos procesos mejoran por los defectos
en la red cristalina de las partículas, causados por deformación plástica durante
la compactación (ver capítulos, § 1.2.3, § 1.2.4).
Composición de la atmósfera protectora en
el horno de sinterización.
La atmósfera protectora tiene que llevar a cabo varias funciones durante la
sinterización, las cuales en algunos aspectos son contradictorias. Por un lado,
la atmósfera protege los materiales sinterizados frente a la oxidación y reduce
los posibles óxidos residuales presentes; por otro lado, evita la descarburación
del material que contiene carbono y viceversa, para evitar la carburización del
material libre en carbono.
Esto ilustra el problema de elegir la atmósfera correcta para cada tipo de
productos sinterizados. En pulvimetalurgia de hierro son habituales las siguientes
atmósferas de sinterización:
•
•
•
tipo reductora-descarburizadora: hidrógeno(H2),
amoniaco disociado (75% H2, 25% N2)
tipo reductora-carburizadora: endogas
(32% H2, 23% CO, 0-0.2% CO 2 ,0-0.5% CH4, bal. N2)
tipo neutra: nitrógeno criogénico (N2), si se desea con pequeñas
adiciones de H2 (para proteger la pieza de óxidos residuales) o de
metano o propano (para restablecer las pérdidas de carbono)
La elección adecuada y el control cuidadoso de la atmósfera de sinterización
son importantes pero difíciles debido a las circunstancias que serán tratadas con
mayor detalle en el epígrafe 6.4.
69
70
SINTERIZACIÓN
6.2 Mecanismos básicos de
sinterización
6.2.1 Sinterización en estado sólido de material
homogéneo
Al juzgar por el cambio de forma en el espacio entre las partículas sinterizadas,
el proceso de sinterización tiene lugar en dos etapas diferentes: una primera
etapa con unión local (formación de cuellos) entre partículas adyacentes, y una
posterior con redondeo y contracción de poros. En ambas etapas el volumen
del compacto contrae; en la primera etapa la distancia entre los centros de las
partículas adyacentes disminuye, en la etapa posterior el volumen total de los
poros disminuye. Ver Figura 6.1
a)
b)
Figura 6.1. Primera (a) y última (b) etapa de sinterización
La fuerza impulsora del fenómeno de sinterización es la minimización de la
energía libre superficial (ΔGsuperficial<0) de las partículas (ref. capítulo 1,
§1.4.1.).
La unión entre partículas de polvo requiere transporte de masa desde
su interior a puntos y áreas donde están en contacto con otras partículas.
El redondeo y la contracción de los poros requieren transporte de masa desde
las zonas densas a las superficies del poro, y además desde esquinas suaves a
puntiagudas de la superficie del poro.
Mecanismos básicos de sinterización
En ausencia de fase líquida, son posibles cinco mecanismos de transporte:
•
•
•
•
•
difusión en volumen (movimiento de vacantes)
difusión en superficie de grano
difusión en superficie
fluencia plástica (causada por tensión superficial
o por esfuerzos internos)
evaporación/condensación de átomos en la superficie
Para averiguar cuáles de estos mecanismos predominan en el proceso de
sinterización se ha estudiado experimentalmente el crecimiento de cuellos
formados entre partículas esféricas durante la sinterización. Ver Figura 6.2.
Figura 6.2. Formación de cuellos
entre esferas de cobre.
71
72
SINTERIZACIÓN
De acuerdo con el modelo teórico desarrollado por C.G.Kuczynski *, el
crecimiento de estos cuellos se rige por la siguiente ley:
(6.1)
donde a = diámetro de partícula, x = ancho del cuello, t = tiempo de sinterización
Ver Figura 6.3. El modelo de Kuczynski predice: n = 2 para flujo viscoso a
plástico, n = 3 para vaporización/condensación, n = 5 para difusión en volumen,
n = 7 para difusión en superficie..
Figura 6.3. Crecimiento del ancho de
cuello entre las partículas esféricas
durante la sinterización de acuerdo al
modelo teórico de Kuczynski.
Arriba: ley temporal.
Abajo: varios mecanismos de
transporte de materia.
v = difusión en volumen, b=difusión en superficie de grano
s = difusión en superficie, e=evaporización/condensación
←↓ = fuerza desde la tensión superficial (flujo viscoso)
*C.G. Kuczynski, Self-diffusion in Sintering of Metallic Particles, J. Metals 1, No. 2, pp 169-78, (1949)
Mecanismos básicos de sinterización
La validez de la fórmula (6.1) está confirmada por gran cantidad de estudios
experimentales *,**,***,****,*****. En el caso de las partículas de metal
esféricas, un exponente n = 5, y en el caso de partículas de vidrio esféricas,
un exponente n = 2 son los más indicados para coincidir con los resultados
experimentales. Ver Figura 6.4.
0.80
9 0 0° C
Ancho de cuello / Diámetro de la partícula
0.40
8 0 0° C
0.20
700° C
0.10
Partículas de plata
0.05
0.5
1
2
4
8
16
32
0.80
0.40
°
750
C
0.20
°C
725
0.10
Partículas de vidrio
0.05
0.5
1
2
4
8
16
32
Tiempos de sinterización ( h )
Figura 6.4 Crecimiento de cuello entre las partículas esféricas, examinadas experimentalmente
en función del tiempo de sinterizado y de la temperatura; x = ancho de cuello; a = diámetro
de la partícula; pendiente de la curva (escala logarítmica) 1/n = 1/5 para partículas de plata
(arriba), y 1/n = 1/2 para partículas de Na-K-Si-vidrio (abajo).
* Ya.I. Frenkel, Viscous Flow of Crystalline Bodies under Action of Surface
Tension, J. Phys. (U.S.S.R.), 9, p. 385 (1945, in English).
** N. Cabrera, Sintering of Metal Particles, J. Metals, 188 Trans., p.667, (1950).
*** P. Schwed, Surface Diffusion in Sintering of Spheres on Planes, J. Metals, 3, p.245, (1951).
**** G. Bockstiegel, On the Rate of Sintering, J. Metals, 8, pp. 580-85, (1956).
***** C. Herring, Effects of Scale on Sintering Phenomena, J. Appl. Phys.21, (4), pp. 301-303, (1950).
73
74
SINTERIZACIÓN
A partir de estos resultados se puede concluir que, en la primera fase de
sinterización el mecanismo dominante para partículas de metal es la difusión en
volumen, y la fluencia plástica para las partículas de vidrio. Es muy probable,
pero más difícil de confirmar experimentalmente, que en la primera fase de
sinterización la difusión en volumen es dominante también en el caso de partículas
de metal no esféricas y en compactos de polvos metálicos. En la fase posterior de
sinterización, la difusión en volumen es sin duda responsable del fenómeno de
redondeo de poros. La Figura 6.5a muestra esquemáticamente como las vacantes
migran desde las esquinas hacia las partes más planas de la superficie del poro.
a)
b)
Figura 6.5. Migración de vacantes (a) desde las esquinas hacia las partes más planas de
la superficie del poro y, (b) desde los poros más pequeños a los más grandes cercanos y
bordes de grano (esquemáticamente).
Pero la difusión en volumen no explica completamente los ratios de
contracción de poros observados ni los cambios en la distribución de los
tamaños de los poros. De hecho, en realidad, las vacantes procedentes de la
superficie de un poro, no migran a la superficie más exterior del cuerpo
sinterizado, sino que “condensan” en la superficie de los poros cercanos
más grandes, o quedan atrapados en los bordes de grano donde forman filas
o láminas las cuales, en consecuencia, se colapsan debido a la fluencia plástica.
Ver Figura 6.5b.
En las micrografías de la Figura 6.6 puede verse cómo los poros más grandes
incrementan su tamaño en detrimento de los pequeños, y como los poros
pequeños desaparecen en las proximidades de los bordes de grano.
Mecanismos básicos de sinterización
a)
b)
20 µm
c)
d)
150 µm
e)
Figura 6.6. a) - e) Cambio de tamaño de grano y tamaño de poro y distribución de la
microestructura de compactos de polvos de cobre sinterizado. Temperatura de sinterización
1000°C, tiempos de sinterizado:
a) 4 min, b) 8 min, c) 30 min, d) 120 min, e) zonas libres de poros cerca de bordes de grano
y poros más grandes en los centros de grano del hierro sinterizado.
75
76
SINTERIZACIÓN
6.2.2 Sinterización en estado sólido de materiales
heterogéneos
Cuando una mezcla de partículas de dos metales diferentes se sinteriza, tiene
lugar una aleación en los lugares donde se forman cuellos entre las partículas
de metales diferentes. Estos dos procesos interactúan el uno frente al otro: por
un lado, el grado de crecimiento del cuello ahora depende no sólo del grado
de difusión de los dos metales puros sino también de los diferentes grados de
difusión en las distintas fases aleadas que se forman dentro y sobre cada lado
del cuello. Por otro lado, la anchura del cuello controla la cantidad de aleación
que se forma.
Los diagramas esquemáticos de la Figura 6.7 muestran la relación entre el
diagrama de fase y la formación de aleación en el cuello entre dos partículas
diferentes.
a)
b)
c)
Figura 6.7. Relación entre diagramas de equilibrio y formación de fases durante la
sinterización en la región de contacto entre partículas de metales diferentes.
Mecanismos básicos de sinterización
En mezclas de polvos de hierro comercial, las partículas de los aleantes son
normalmente mucho más pequeñas que las de polvo base. Mientras el tamaño
medio de las partículas de hierro es aproximadamente 100 μm, el tamaño de
las partículas aleantes está en general por debajo de 20 μm o más finas. En un
compacto fabricado con este tipo de polvos, la distribución de elementos aleantes
es muy poco uniforme en el comienzo del proceso de sinterización. Durante la
sinterización los átomos de aleantes difunden desde la superficie hacia el centro
de las partículas de polvo de hierro. El grado de homogeneización depende de
los respectivos coeficientes de difusión, los cuales, a su vez, dependen de la
temperatura. Ver Figura 6.8.
Figura 6.8. Coeficientes de
difusión para el carbono,
molibdeno, cobre y níquel como
funciones de la temperatura
absoluta. (logD vs 1/T).
Los elementos intersticiales como el carbono (añadido en forma de grafito)
difunden muy rápidamente en el hierro, mientras que los elementos sustitucionales
como el níquel, cobre y molibdeno difunden mucho más lentamente. Asumiendo
que los elementos aleantes constan de pequeñas partículas esféricas distribuidas
aleatoriamente en una matriz densa de hierro, el tiempo tp requerido para
conseguir un cierto grado de homogeneización p puede ser calculado por
77
SINTERIZACIÓN
las ecuaciones de difusión como se describe en el capítulo 1 epígrafe, § 1.3.
El tiempo de homogeneización tp se define mediante la siguiente expresión:
(6.2)
a = diámetro de las partículas aleantes, D = Coeficiente de difusión, Co =
Concentración inicial del elemento aleante en las partículas aleantes dispersas
(habitualmente 100%), Co = Concentración media del elemento aleante en el
metal base, p = Cmin / Cmax = grado de homogeneización.
El diagrama de la Figura 6.9 muestra los tiempos requeridos para la
homogeneización, calculados según (6.2), para un 4% de partículas de níquel
esféricas dispersas en una matriz de hierro a diferentes temperaturas y para
diferentes grados de homogeneización.
Tiempo de homogeneización tp (h) →
78
Figura 6.9. Grado de
homogeneización del
níquel en hierro en
función del tiempo
y la temperatura
para partículas
esféricas de níquel
puro, aleatoriamente
distribuidas. Diámetro
de las partículas
a=5 µm y a=10 µm
concentración media
Grado de homogenización, p (%) →
Ca=4%.
Mecanismos básicos de sinterización
Contenido de Ni y de C (%)
El diagrama de la Figura 6.10 muestra experimentalmente diferentes grados de
homogeneización del níquel y el carbono en compactos sinterizados fabricados
con polvos de hierro mezclados con un 4% (en peso) de polvos de níquel y 0.6%
de grafito.
Figura 6.10. Homogeneización del níquel y carbono durante la sinterización a 1120°C de una
pieza con mezcla de polvo de hierro, 4% níquel 0,6% grafito.
79
80
SINTERIZACIÓN
6.2.3 Sinterización en presencia de fase líquida transitoria
Se considera un compacto realizado con una mezcla de partículas de dos metales
distintos. Si uno de los componentes de la mezcla funde a la temperatura de
sinterización, la fase líquida que aparece es empujada por fuerzas de capilaridad
hacia los estrechos intersticios entre las partículas del componente sólido,
creando el área de contacto más grande posible entre la fase líquida y la sólida.
Entonces, la aleación tiene lugar y, si la proporción inicial de la fase líquida es
menor que su solubilidad en la fase sólida, la fase líquida finalmente desaparece.
El volumen del compacto aumenta porque las partículas que se han fundido
dejan detrás grandes poros, mientras que la estructura de partículas sólidas
incrementa su volumen de forma correspondiente a la gran cantidad de fase
líquida disuelta. Ver Figura 6.11.
a)
b)
c)
Figura 6.11. Sinterización con fase líquida transitoria;
a) compacto heterogéneo inicial,
b) uno de los componentes de la mezcla de polvos funde y se infiltra por los estrechos
intersticios entre las partículas sólidas dejando detrás grandes poros,
c) la aleación ocurre entre la fase líquida y la sólida, y la fase líquida desaparece
gradualmente.
Las micrografías de la Figura 6.12 muestran la dilatación de un compacto
fabricado con una mezcla del 90% en peso de polvo hierro y 10% en peso de
polvos de cobre, sinterizados a una temperatura superior al punto de fusión del
cobre (1083°C). Se puede ver que el cobre líquido no sólo se infiltra por los
intersticios entre las partículas de polvo de hierro sino también penetra en sus
bordes de grano.
El cobre líquido puede penetrar fácilmente en los bordes de grano de hierro
sólido porque la energía almacenada en las nuevas intercaras entre el cobre
líquido y el hierro sólido es menor que la energía almacenada en los bordes de
grano iniciales (minimización de la entalpía libre en las intercaras).
Mecanismos básicos de sinterización
Pto Fusión
Cu
Temp.°C
1200
1000
800
Expansión Relativa (%)
2,0
1,0
0
10
20
30
Tiempo (min)
Figura 6.12. Tres etapas en la sinterización a 1150°C de un compacto fabricado a partir de
una mezcla de 90% de polvos de hierro y 10% de polvos de cobre. Las curvas de la parte
izquierda de las micrografías muestran el incremento de la temperatura y la expansión lineal
del compacto (corregidas para contracción sin cobre).
81
82
SINTERIZACIÓN
Si en el ejemplo anterior, las partículas de hierro puro se sustituyen por partículas
de hierro con carbono, con una estructura perlítica, el cobre líquido penetra entre
las intercaras de ferrita y las láminas de cementita.
Como consecuencia, la red de partículas sólidas inicialmente rígida, colapsa
localmente y el volumen total del compacto contrae. La micrografía de la
Figura 6.13 muestra el comienzo de la desintegración de las partículas de hierro
cementadas bajo la influencia del cobre líquido.
Figura 6.13. Desintegración inicial
de las partículas perlíticas bajo la
influencia del cobre líquido.
Estos ejemplos explican por qué adiciones de cobre a las mezclas de polvos de
hierro dan lugar a menores contracciones durante la sinterización de elementos
estructurales, y por qué adiciones de carbono (grafito) a la mezcla de polvos
de hierro-cobre compensan el efecto del crecimiento producido por el cobre (ver
diagrama de la Figura 6.18, más adelante).
6.2.4 Sinterización activada
Un tipo especial de sinterización con fase líquida transitoria se denomina a
menudo sinterización activada. Aquí se añade a un polvo base una pequeña
cantidad de un metal o compuesto metálico, el cual, aun teniendo un punto de
fusión por encima de la temperatura de sinterización, forma con el metal base un
eutéctico de baja fusión. Ver Figura 6.14.
Mecanismos básicos de sinterización
Líquido (L)
α+L
L+β
β
α
Figura 6.14. Sinterización activada por
la creación de un eutéctico de baja
α+β
temperatura de fusión entre el metal
base y el "activador".
A
B
El metal o compuesto metálico añadido se llama activador. Durante la
sinterización, los átomos del activador difunden dentro de las partículas del
metal base hasta que más tarde comience la fusión superficial. Esta fusión
superficial mejora la formación de cuellos entre partículas adyacentes del metal
base. Cuando el activador difunde más profundamente dentro de las partículas
del metal base, la fase líquida (eutéctico) desaparece de nuevo. La sinterización
activada se utiliza por ejemplo en la producción de los también llamados metales
pesados.
Aquí, la adición de un pequeño porcentaje de polvos de níquel a los polvos de
tungsteno produce un eutéctico rico en tungsteno de transición a 1495°C, el cual
acelera sustancialmente el proceso de sinterizado. La sinterización de polvos
de hierro puede ser activada a través de pequeñas adiciones (3% en peso) de
Fe3P finamente molido. Como se puede observar en el diagrama de fase binario
mostrado en la Figura 6.15, Fe y Fe3P forman un eutéctico a 1050°C.
83
SINTERIZACIÓN
Temperatura (°C)
Líquido (L)
Temperatura (°C)
84
Peso-% P
Peso-% P
Figura 6.15. Diagrama de fase binario para el sistema Fe-P. a) Fe-Fe3P con eutéctico a
1050°C b) Región bifásica (a+g) para 0.35-0.65%P a 1120 ºC.
Durante la sinterización a 1120°C la concentración de fósforo en la superficie de
las partículas de polvo de hierro excede temporalmente del 2.6% en peso y las
partículas funden superficialmente. Pero como el fósforo difunde profundamente
dentro de las partículas de hierro, su concentración en la superficie cae por
debajo del 2.6% en peso de nuevo, y la fase líquida desaparece.
Entonces el fósforo proporciona una segunda ventaja: las regiones superficiales
de las partículas de hierro con concentraciones de fósforo entre 2.6% y 0.65%
en peso han cambiado de austenita a ferrita. Hay también una region de dos
fases austenítica y ferrítica con concentraciones de fósforo entre 0.35 y 0.65
en peso a 1120ºC. Como se verá en el siguiente párrafo el coeficiente de autodifusión (difusión en volumen) del hierro es aproximadamente 300 veces mayor
en la ferrita que en la austenita. En consecuencia, a la misma temperatura, la
sinterización tiene lugar más rápidamente en la ferrita que en la austenita.
Comportamiento en la sinterización de los compactos de polvo de hierro
6.3 Comportamiento en la
sinterización de los compactos
de polvo de hierro
En la industria pulvimetalúrgica, la eficacia del proceso de sinterización se juzga
por la calidad de las propiedades físicas que alcanzan las piezas sinterizadas
en relación con los costes del proceso. Así, en la fabricación de elementos
estructurales basados en polvos de hierro, el interés principal es conseguir una
resistencia óptima y una estabilidad dimensional a la menor temperatura y en el
menor tiempo de sinterización posible.
Los siguientes párrafos proporcionan algunas directrices generales para
un mejor entendimiento de las principales relaciones entre las condiciones de
sinterización y las propiedades obtenidas. Una información detallada sobre el
comportamiento en la sinterización para una gran variedad de polvos de hierro y
mezclas de polvos de hierro está disponible en folletos especiales y en informes
técnicos de Höganäs.
6.3.1 Polvos de hierro puro
La influencia del tiempo y la temperatura de sinterización en la densidad, en la
resistencia a tracción y en el alargamiento de los compactos de polvos de hierro
(NC100.24) se ha examinado bajo condiciones de laboratorio. Se compactaron
probetas para ensayos a tracción en una matriz lubricada a partir de NC100.24
(sin adición de lubricante) hasta una densidad de 6.3 g/cm3.
Para evaluar la influencia del tiempo de sinterización, las probetas de ensayo
fueron sinterizadas una a una bajo hidrógeno seco en un horno estrecho de mufla
(ID=25mm) a distintas temperaturas. Las probetas de ensayo fueron calentadas
y enfriadas rápidamente. Como puede observarse en el diagrama de la Figura
6.16, la resistencia a tracción y al alargamiento aumentan rápidamente durante
los primeros minutos de sinterización, pero esta velocidad va disminuyendo
lentamente según continúa la sinterización, mientras que la densidad se
incrementa ligeramente durante todo el rango de tiempo.
85
SINTERIZACIÓN
Densidad (g/cm3)
Para evaluar la influencia de la temperatura de sinterización, las probetas de ensayo
fueron sinterizadas, cinco a la vez, durante una hora en hidrógeno seco en un
horno de laboratorio. El tiempo de calentamiento aproximado fue de 10 minutos;
tiempo de enfriamiento por debajo de 400°C aproximadamente 10 minutos.
1150° C
6.3
850° C
6.2
150
1150° C
σB
100
850° C
10
50
1150° C
8
δ5
6
4
850° C
2
0
0
0
15
30
60
90
120
150
Tiempo de sinterización (min)
Figura 6.16. Resistencia a tracción, alargamiento y densidad del hierro sinterizado
(MH100.24) en función del tiempo de sinterización a dos temperaturas diferentes.
Alargamiento (%)
Resistencia a la tracción (MPa)
86
Comportamiento en la sinterización de los compactos de polvo de hierro
En el diagrama de la Figura 6.17 se ponen de manifiesto dos características
importantes:
•
•
Resistencia a tracción y alargamiento adoptan primero valores notables
para temperaturas de sinterización por encima de 650 y 750°C respectivamente. De ahí en adelante aumentan casi exponencialmente hasta un
máximo intermedio aproximado de 900°C. Justo por encima de 910°C,
donde la estructura cristalina del hierro cambia de ferrita a austenita,
los valores de resistencia a tracción y alargamiento de repente caen un
poco y de nuevo vuelven a aumentar, aunque más despacio que por
debajo de 910°C .
La dependencia de la temperatura con el coeficiente de auto-difusión
del hierro, dibujado en el mismo diagrama para compararlo, cae
bruscamente cuando la ferrita cambia a austenita (Dγ � Dα/300).
Ferrita
150
910°C
Austenita
D(m2/s)
15
100
Dγ
Dα
10 -16
10
σB
10 -18
δ5
50
5
Alargamiento (%)
Resistencia a la tracción (MPa)
10 -14
10 -20
0
400
0
600
800
1000
1200
1400
Temperatura de sinterizaciòn (°C)
Figura 6.17. Resistencia a tracción y alargamiento del hierro sinterizado (NC100.24
densidad 6.3 g/cm3, sinterización: una hora en H2 ) y el coeficiente de auto-difusión del
hierro en función de la temperatura de sinterización.
87
88
SINTERIZACIÓN
El paralelismo entre estas dos características no es casual. Al contrario, hay
una fuerte evidencia del papel predominante que la difusión en volumen juega
en el proceso de sinterización del hierro. (Nota: los coeficientes de difusión del
borde de grano y de difusión de superficie no cambian sustancialmente en la
transición de ferrita a austenita). El efecto del cambio drástico del coeficiente de
difusión en la resistencia a tracción y alargamiento se amortigua por la siguiente
circunstancia:
Todas las probetas de ensayo comienzan a sinterizar durante el periodo
de calentamiento mientras todavía está en estado de ferrita, y las que se
han calentado a temperaturas más altas ya han adquirido un cierto nivel
de resistencia antes de que cambien de ferrita a austenita.
6.3.2 Mezcla de polvos de Fe-Cu y Fe-Cu-C
Para sacar el mayor provecho de la fase líquida transitoria durante de la
sinterización y conseguir propiedades de resistencia más altas, muchas de las
mezclas de hierro comerciales contienen cobre. La adición de cobre a los polvos
de hierro puede producir un crecimiento dimensional no deseado durante la
sinterización.
La adición de grafito a la mezcla de polvo de cobre-hierro contrarresta el
crecimiento dimensional que causa el cobre, ver epígrafe § 6.2.3. La cementación
del hierro causado por la adición de grafito eleva la resistencia mecánica de las
piezas sinterizadas.
La influencia de la variación de la adición de cobre y grafito en la resistencia
a tracción y los cambios dimensionales alcanzados a distintas temperaturas
de sinterización pueden observarse en los diagramas de la Figura 6.18. Los
métodos de compactación y sinterización eran los mismos que para el ensayo de
las barras de polvo de hierro puro tratados en el párrafo anterior.
Durante la sinterización, aproximadamente el 0.2% del grafito añadido se
perdía en la atmósfera de sinterización en forma de monóxido de carbono (CO)
y la microestructura de las probetas con contenido en carbono era perlítica.
Comportamiento en la sinterización de los compactos de polvo de hierro
Resistencia a tracción (MPa)
400
300
200
100
0
Variación Dimensional (%)
+2
+1
±0
-1
-2
800
1000
1200
1400
800
1000
1200
1400
Temperatura de sinterización (°C)
Figura 6.18. Influencia de la variación de la adición de cobre y grafito y de la temperatura
de sinterización en la resistencia a tracción y en los cambios dimensionales de hierro
sinterizado (NC100.24, densidad en verde: 6,3 g/cm3, sinterización: 1h en H2), a las
temperaturas indicadas.
89
90
SINTERIZACIÓN
6.4 La atmósfera de sinterización
El propósito principal de la atmósfera de sinterización es proteger el compacto de
la oxidación durante la sinterización y reducir los óxidos superficiales residuales
para mejorar el contacto metálico entre las partículas de polvo adyacentes.
Otro de los propósitos de la atmósfera de sinterización es proteger los compactos
que contienen carbono de la descarburación.
6.4.1 Problema general
Como se ha mencionado ya en el párrafo 6.1, existen principalmente tres
tipos de atmósferas de sinterización que son normalmente utilizadas en la
pulvimetalurgia de hierro: reductora-descarburante (p.e. hidrógeno, amoniaco
disociado), reductora-carburante (p.e. endogas) y neutra (p.e. nitrógeno).
De un rápido vistazo, la elección parece obvia: una atmósfera reductora para
materiales libres de carbono y una atmósfera no descarburante o neutra para
materiales con contenido en carbono.
Sin embargo, además de las consideraciones económicas hay algunos problemas
técnicos y termodinámicos que complican la elección y el control de la atmósfera
adecuada:
La atmósfera de sinterización
•
Problemas técnicos surgen en relación al control adecuado de las
velocidades de flujo y las direcciones del flujo de la atmósfera en los
hornos de sinterización continuos. Un horno continuo de diseño
moderno para la sinterización de elementos estructurales de hierro
consta normalmente de cuatro zonas utilizadas con distintos propósitos:
1. la llamada zona de quemado, donde los lubricantes (contenidos en los
compactos) se queman entre 250 y 700°C,
2. la zona caliente, donde las piezas de polvo de hierro se sinterizan
a 1120-1150°C,
3. la llamada zona de recuperación de carbono, donde las piezas
descarburizadas superficialmente pueden re-carburizarse a 800-900°C, y
4. la llamada zona de enfriamiento rápido, donde las piezas de polvo de
hierro son enfriadas rápidamente para permitir la transformación de la
martensita, y
5. la zona de enfriamiento, donde las piezas sinterizadas se enfrían
aproximadamente a 250-150°C antes de ser expuestas al aire.
Ver Figura 6.19. Idealmente cada una de esas zonas requeriría
combinación específica de la velocidad de flujo, dirección de flujo
y composición de su atmósfera. Sin embargo, no se consiguen las
condiciones ideales. Para encontrar un compromiso factible y mejorar
el diseño adecuado del horno, está el campo de la producción de hornos
de sinterización industriales. Dentro del marco de este capítulo no
podemos extendernos en problemas de diseño de hornos; en cambio,
recurriremos a la capacidad y a la experiencia tecnológica de los
fabricantes de hornos.
91
2.
Sinterización
3.
Recarburización
4.
Zona
enfriamiento
rápido
5.
Enfriamiento
Figura 6.19. Zonas de un horno de sinterización continuo (esquemático)
1.
Quemado de
lubricante
Cortesía de Cremer Thermoprozessanlagen GmbH
92
SINTERIZACIÓN
La atmósfera de sinterización
•
Los problemas termodinámicos surgen debido a que la composición
de la atmósfera de sinterización cambia su naturaleza con la
temperatura. Por ejemplo, la naturaleza del endogas cambia con el
aumento de temperatura desde la carburación hasta la descarburación,
y la naturaleza del hidrógeno (con restos de vapor de agua) cambia al
caer la temperatura desde la reducción a la oxidación. Además, la
atmósfera cambia su composición al reaccionar con el material
sinterizado. La reducción de óxidos residuales enriquece la atmósfera
con vapor de agua; y la descarburación de material sinterizado
enriquece la atmósfera con monóxido de carbono. En los siguientes
epígrafes, discutiremos estos temas con más detalle.
6.4.2 Aspectos termodinámicos durante
la sinterización
Las atmósferas de sinterización normalmente contienen, en varias proporciones,
algunos de los siguientes componentes: N2, O2, H2, H2O (vapor), C (hollín)
CO, CO2 (y en algunos casos también CH4 o propano). Dependiendo de las
proporciones relativas de estos componentes, la atmósfera es reductora,
oxidante, carburizante, descarburizante o neutra.
Oxidación y reducción.
La oxidación de metales o la reducción de óxidos de metal en atmósferas de
sinterización pueden producirse por cualquiera de las tres siguientes reacciones:
metal + O2 ↔ óxido + ∆H O1(6.3)
metal + 2 H2O ↔ óxido + 2 H2 + ∆H O2(6.4)
metal + 2 CO2 ↔ óxido + 2 CO + ∆H O3(6.5)
Las siguientes reacciones tienen lugar entre H2 y H2O y entre CO y CO2 :
2 H2 + O2 ↔ 2 H2O + ∆H O4(6.6)
2 CO + O2 ↔ 2 CO2 + ∆HO5(6.7)
93
94
SINTERIZACIÓN
Las entalpías ∆H O1, ∆H O2, ∆H O3, ∆H O4, ∆H O5 son las cantidades emitidas (por mol
de O2) en las respectivas reacciones de oxidación. Los cambios correspondientes
en la energía libre son:
∆GO1 = - ∆HO1, ∆GO2 = - ∆HO2 , ∆GO3 = - ∆HO3 , ∆GO4 = - ∆HO4,
∆G O5 = -∆HO5
La energía libre de oxidación.
El cambio de entalpía libre (por mol de O2) ∆GO durante la oxidación de un
metal (u otro elemento químico) en un medio gaseoso, está dado por una de las
siguientes tres ecuaciones dependiendo del tipo de agente oxidante:
Si el único agente oxidante es O2:
(6.8)
Si el único agente oxidante es H2O:
(6.9)
Si el único agente oxidante es CO2:
(6.10)
Donde R = constante universal de los gases, T = temperatura absoluta, ametal ,
aoxide = actividades del metal puro y del óxido respectivamente. La actividad del
metal puro o del óxido se define = 1 y la actividad se reduce cuando el metal o el
óxido está presenta como soluto en un material aleado. Por ejemplo, la actividad
del Cr es menor que 1 en un acero inoxidable, como es el caso del Sn en el
bronce. PO2, PH2O, PCO2 … = presiones parciales de los componentes reactivos
de la atmósfera.
La atmósfera de sinterización
El diagrama Ellingham-Richardson.
Una medida estándar de la tendencia de un metal (elemento químico) a
oxidarse, es el calor emitido cuando un mol de O2 gaseoso a 1 atmósfera de
presión se combina con el metal puro (elemento puro) para formar un óxido. El
correspondiente cambio de energía libre del sistema reactivo se denomina ∆GO.
La dependencia de ∆GO con la temperatura deriva directamente de (6.8)
tomando PO2= 1:
(6.11)
Una forma muy adecuada de presentar los valores experimentales obtenidos de
∆GO para diferentes metales son los diagramas de Ellingham-Richardson.
Ejemplo en la Figura 6.20.
Temperatura °C à
Figura 6.20. Diagrama de Ellingham-Richardson: cambio de energía libre ΔGO cuando un
mol de oxígeno (O2) a 1 atmósfera de presión se combina con un metal puro para formar un
óxido.
95
96
SINTERIZACIÓN
La ventaja de estos diagramas es que dan información de la energía libre liberada
en la combinación de una cantidad fija (un mol) de agente oxidante. La afinidad
relativa de los elementos al agente oxidante se muestra así directamente. Cuanto
más abajo en el diagrama se sitúa la línea ∆GO del metal, mayor es su afinidad al
oxígeno. Por ejemplo, la distancia entre la línea ∆GO para el hierro y el aluminio
es 537,7 kJ/mol O2 (128,3 kcal/mol O2), es decir, el aluminio es un fuerte agente
reductor para el óxido de hierro.
Este hecho se utiliza por ejemplo en la también llamada soldadura por
aluminiotermia. Aquí, una mezcla adecuada de polvos de óxido de hierro con
polvos de aluminio es inflamada para que el aluminio reduzca al óxido y la
enorme cantidad de calor emitido por la reacción funda el hierro metálico.
Temperatura de disociación.
A la llamada temperatura estándar de disociación el óxido está en equilibrio
(∆GO = 0) con el metal puro y el oxígeno gaseoso (O2) a 1 atmósfera de presión.
Como se puede ver en el diagrama de Ellingham-Richardson de la Figura 6.20,
los óxidos de metal pueden, en principio, ser reducidos a metal simplemente
calentándolos en aire a esta temperatura. Algunos valores: Au < 0°C, Ag 185°C,
Hg 430°C, grupo de metales del platino 800- 1200°C, Fe > 4000°C. Aparte de los
metales nobles, ningún otro óxido de metales puede ser reducido simplemente
por calentamiento en un horno industrial sin presencia de algún agente reductor.
Presión de disociación.
A cualquier temperatura dada, un metal y su óxido están en equilibrio a una
determinada presión de oxígeno PO . Esta presión se denomina presión de
2
disociación de equilibrio. Por encima de esta presión el metal se oxida. Por
debajo de esta presión, el óxido se disocia en metal y en oxígeno gaseoso. Esta
presión se calcula como sigue:
Combinando las ecuaciones (6.8) y (6.11) se llega a:
∆GO1 = ∆GO -RT 1n PO (6.12)
2
El sistema reactivo está en equilibrio cuando ∆GO1 = 0. Así:
PO = exp(∆GO /RT)
2
(6.13)
La atmósfera de sinterización
En el diagrama de Ellingham-Richardson, la presión de disociación para un
óxido de metal a una temperatura dada T puede ser fácilmente encontrada
trazando una línea recta entre el punto “O” en la esquina superior izquierda
del diagrama, al punto de abscisas T en la línea ∆GO del metal en cuestión.
Extrapolando esta línea a la escala PO en la parte derecha del diagrama, uno
2
puede leer directamente la presión de disociación. Para el óxido de hierro
FeO, a 1120°C, encontramos PO ≅ 10–12 atm. Ver Figura 6.21.
2
Esto nos dice que un simple calentamiento del óxido de hierro en un vacío
convencional o en un gas inerte de pureza convencional es insatisfactorio por
completo. Se tiene que añadir un gas reductor a la atmósfera del horno.
Temperatura °C →
Figura 6.21. Determinación gráfica de la presión de disociación de equilibrio PO para el
2
óxido de hierro (FeO) a 1120°C.
97
98
SINTERIZACIÓN
La influencia de agentes reductores.
La influencia de agentes reductores como mezclas gaseosas de H2 y H2O o CO
y CO2 está gobernada por el punto de equilibrio correspondiente. Obtenemos la
dependencia del punto de equilibrio con la temperatura y la razón de presiones
parciales PH2O /PH2 o PCO2 /PCO:
Combinando las ecuaciones (6.9) y (6.11) obtenemos
ΔGO2 = ΔGO - 2 RT 1n(PH2O/PH2)(6.14)
El sistema reactivo está en equilibrio cuando ∆GO2 = 0. Así:
PH2O/PH2 = exp( ΔGO/2 RT)(6.15)
Combinando las ecuaciones (6.10) y (6.11) se obtiene:
ΔGO3 = ΔGO - 2 RT 1n(PCO2/PCO) (6.16)
El sistema reactivo está en equilibrio cuando ∆GO3 = 0. Así:
PCO2/PCO = exp( ΔGO/2 RT) (6.17)
A cualquier temperatura dada T, un metal y su óxido están en equilibrio con una
relación de presiones parciales PH2O/PH2 dada por 6.15 o una relación PCO2/PCO
dada por 6.17. Por debajo de esta relación de presiones el óxido se reduce a
metal. Por encima de esta razón el metal se oxida.
Una forma conveniente de encontrar la temperatura de equilibrio es dibujando
la parte derecha de (6.14) o (6.16) frente a la temperatura en el diagrama de
Ellingham-Richardson, como muestra la Figura 6.22.
Dibujamos una línea recta desde el punto “H” o desde el punto “C” hasta
dicha razón de presiones, aplicada en el escala P H2O/P H2 o en la escala PCO2 /PCO
del diagrama respectivamente. Donde esta línea corta a la línea ∆GO se obtiene
el punto de equilibrio. Por debajo de esta temperatura el metal se oxida,
por encima no.
La atmósfera de sinterización
Tres ejemplos pueden ilustrar este método:
1. El Fe no se oxida para temperaturas superiores aproximadas a 550°C cuando
PH2O/PH2 = 25/100 (punto de rocío 60°C), ni lo hace el Cu, ni el Mo ni el Ni
2. El Fe no se oxida a ninguna temperatura cuando
PCO2/PCO = 1/10 (= 10% CO2); ni lo hace el Cu, ni el Mo ni el Ni
3. El Cr se oxida a temperaturas inferiores a 1300°C, incluso cuando
PCO2/PCO = 1/1000 (= 0.1% CO2)
Temperatura °C →
Figura 6.22 Determinación gráfica de las temperaturas de equilibrio para el Fe en
atmósferas de H2O / H2 y CO2 /CO y para el Cr en CO2 /CO.
99
100 SINTERIZACIÓN
Descarburización y carburización.
Las siguientes reacciones están implicadas en la descarburización y la
carburización del compacto de polvos de hierro que contiene carbono:
Cuando el carbono está presente en forma de grafito:
2 C + O2 ↔ 2 CO + ∆HO6(6.18)
C + CO2 ↔ 2CO + ∆HO7(6.19)
C + 2 H2O ↔ 2 CO + 2 H2 + ∆HO8 (6.20)
Cuando el carbono está presente en forma de cementita:
2 Fe3C + O2 ↔ 6 Fe + 2 CO + ∆H O9 (6.21)
2 Fe3C + 2 H2O ↔ 6 Fe + 2 H2 + 2 CO + ∆H O10 (6.22)
Fe3C + CO2 ↔ 3 Fe + 2 CO + ∆H O11 (6.23)
Fe3C + 2 H2 ↔ 3 Fe + CH4 + ∆H O12 (6.24)
∆H O6, ∆H O7, …, ∆H O12 son las cantidades de calor emitidas (por mol O2) en las
respectivas reacciones de descarburización.
La dependencia de estas reacciones con la temperatura y las razones de presiones
parciales en los componentes gaseosos implicados pueden en principio, ser
representados por medio de los diagramas de Ellingham-Richardson de forma
similar a la demostrada.
A efectos prácticos, es más conveniente estudiar la influencia de la temperatura
y las razones de presiones parciales en un tipo de diagramas que se presentan en
el siguiente epígrafe.
6.4.3 Diagramas de equilibrio: atmósfera de
sinterización del hierro
Los diagramas de Ellingham-Richardson son útiles para entender la base
termodinámica de las reacciones químicas entre metales y atmósferas. Sin
embargo, en el caso particular del hierro, los diagramas de fase especiales
representan mejor la influencia de la temperatura y la composición gaseosa
sobre el equilibrio entre hierro, óxido de hierro y carburo de hierro (cementita).
La atmósfera de sinterización 101
El sistema: Fe - FeO - Fe3O4 - H2 - H2O.
Temperatura °C
En el diagrama de la Figura 6.23, las líneas de equilibrio (fronteras entre las
fases) entre Fe, FeO y Fe3O4 están dibujadas en función de la temperatura de
reacción y el porcentaje de H2O (vapor de agua) relativo a H2. La característica
más importante de este diagrama es la pendiente de la línea frontera que separa
el Fe del FeO y Fe3O4. Esto indica que el vapor de agua es más oxidante a bajas
temperaturas que a altas temperaturas. Esto significa que un contenido bastante
bajo de vapor de agua, el cual es inocuo a la temperatura máxima en el horno de
sinterización, puede ser muy buen oxidante en la zona de enfriamiento o en la
de precalentamiento. De hecho, a temperaturas inferiores a 200°C un contenido
en vapor de agua de un 2% es todavía oxidante.
Figura 6.23. Diagrama de equilibrio: Fe - FeO - Fe3O4 - H2 - H2O.
El sistema: Fe - FeO - Fe3O4 - Fe3C - CO - CO2.
En el diagrama de la Figura 6.24, las líneas de equilibrio (frontera entre fases)
entre el Fe, FeO y Fe3O4 están dibujadas en función de la temperatura de reacción
y el porcentaje de CO2 relativo a CO.
102 SINTERIZACIÓN
También están dibujadas en el mismo diagrama la mayoría de líneas de equilibrio
paralelas para la reacción de Boudouard:
2 CO ↔ C + CO2
y para la reacción de la cementita:
3 Fe +2 CO ↔ Fe3C + CO2
Temperatura °C
A bajas temperaturas la reacción de Boudouard es generalmente la predominante y produce el depósito de hollín en las piezas sinterizadas. Sin embargo,
a temperaturas superiores a 700-800°C, la reacción de carburización es la
dominante. La deposición de hollín se suprime con el enfriamiento rápido
y calentamiento en el horno de sinterización. Hay que fijarse en que el
monóxido de carbono es mucho más reductor a bajas que a altas temperaturas,
mientras que por encima de 800°C su acción carbonizadora va disminuyendo
gradualmente al aumentar la temperatura.
C (hollín)
Figura 6.24. Diagrama de equilibrio: Fe - FeO - Fe3O4 - CO - CO2.
La atmósfera de sinterización 103
A la temperatura de sinterización de 1120°C, una relación de presión de 25%
CO2/75%CO es fuertemente descarburizadora pero es todavía suficientemente
reductora. Para mantener las condiciones de carburización a esta temperatura,
el contenido de CO2 en la atmósfera de sinterización tiene que disminuir a un
nivel muy bajo. Sin embargo, si disminuimos el contenido de CO2, el control del
contenido de carbono en las piezas sinterizadas se hace más difícil. A 1120°C un
incremento del contenido de CO2 del 0,1% al 0,2% puede cambiar la acción de
la atmósfera de CO-CO2 de carburizadora a descarburizadora. Esto significa que
en esta atmósfera un control satisfactorio del contenido en carbono en las piezas
sinterizadas es prácticamente imposible a 1120°C.
El sistema: Fe - Fe3C - C - H2 - CH4.
Cuando los compactos de polvos de hierro con grafito añadido se sinterizan en
una atmósfera que contiene H2, tienen lugar las dos siguientes reacciones:
Cgrafito + 2 H2 ↔ CH4
y
3 Fe + CH4 ↔ Fe3C + 2 H2
Temperatura °C
Las líneas de equilibrio de estas reacciones se representan en función de la
temperatura y el contenido en CH4 en el diagrama de fase de la Figura 6.25.
hollín
Figura 6.25. Diagrama de equilibrio : Fe - Fe3C - C - CH4.
104 SINTERIZACIÓN
El efecto del metano (CH4) es diferente al del CO. En oposición al monóxido de
carbono, el metano actúa aumentando la reducción y la carburización al aumentar
las temperaturas. Incluso cantidades muy pequeñas de metano en la atmósfera
de sinterización causan carburización, o por encima de cierta temperatura límite,
deposición de carbono.
Sistemas mixtos.
En mezclas de varios gases (por ejemplo endogas) tienen lugar interacciones
dependientes de la temperatura muy complejas entre los componentes gaseosos.
El diagrama de la Figura 6.26 muestra cómo varias mezclas de gases son
oxidadas, reducidas, carburizadas o descarburizadas dependiendo de la reacción
de presiones parciales PH2O /PH2, PCO2 /PCO y PCH4 /PH2.
Del diagrama se deduce que es prácticamente imposible controlar el contenido
en carbono de las piezas sinterizadas a temperaturas comunes de sinterización
(1120-1150°C).
A estas temperaturas, incluso pequeñísimos cambios de las relaciones de
presión parcial de PCO2/PCO y/o PCO4/PH2 son suficientes para que la mezcla de
gases pase de ser carburizante a ser descarburizante. Por otro lado, el control del
carbono no es problemático a temperaturas cercanas a 800°C. Este es un fuerte
razonamiento a favor de equipar a los hornos de sinterización continuos con una
zona de recarburización operando aproximadamente a 800°C entre la zona de
sinterización y la de enfriamiento.
La atmósfera de sinterización 105
1200
1100
CO2
H 2O
H2
CO
R O
1000
Temperatura
Temperatura
(°C)( °C
→)
R O
900
D
800
D
Ca
CO2
rb
700
CH4
CO
uri
za
ció
n
H2
600
0
0.2
0.4
0.6
0.8
1.0
Ratios de presión parcial
Figura 6.26 La influencia de la temperatura y los ratios de presión parcial sobre la naturaleza
de la mezcla de gases. R = reducción, O = oxidación, C = carburización,
D = decarburización.
6.4.4 Atmósferas de sinterización industriales
Las condiciones de las fábricas, el tipo de material a sinterizar y las consideraciones
económicas regulan la selección de una atmósfera de sinterización adecuada.
La elección correcta tiene gran importancia no sólo para conseguir una óptima
calidad del producto sino también para economizarlo.
Hidrógeno y amoniaco disociado.
El hidrógeno puro producido eléctrica o criogénicamente, es la atmósfera
menos problemática para la sinterización de piezas de polvo de hierro libres de
carbono. Sin embargo, por lo general, no es económico excepto si se utiliza para
productos caros como imanes alnico y piezas de acero inoxidable.
106 SINTERIZACIÓN
Un excelente sustituto del hidrógeno puro es el amoniaco disociado que consiste
en un 75% de H2 y un 25% de N2. La fuerte acción reductora de esta mezcla de
gases es favorable en la eliminación de óxidos residuales que están presentes
en todos los polvos de hierro comerciales. Es fácil de controlar y aunque no
es la atmósfera más económica elimina muchos problemas de producción y
proporciona un producto sinterizado de alta calidad y uniformidad.
Debido a su fuerte acción descarburizante, ni el hidrógeno puro ni el amoniaco
disociado pueden utilizarse en la sinterización de piezas de polvo de hierro que
contengan carbono.
El hidrógeno y el amoniaco disociado forman mezclas explosivas con el aire.
Así, la sinterización con estos gases sólo puede ser llevada a cabo si los hornos
están equipados con una mufla estanca de gases.
.
Endogas.
Las atmósferas de sinterización relativamente baratas se producen por un
generador especial mediante la combustión incompleta de una mezcla de gas y aire,
utilizando un catalizador. Gases combustibles comunes son, por ejemplo el metano
(CH4), el propano (C3H8) o el gas natural. El producto de combustión contiene
H2, H2O, CO, CO2, N2 y CH4. La composición varía con la razón aire/fuel y
puede ser reductora, carburizante, descarburizante, inerte o incluso oxidante
El gas generado se denomina endogas cuando se produce endotérmicamente
con bajos índices aire/gas y exogas cuando se produce exotérmicamente con
altos índices aire/gas. Ver Figura 6.27.
La atmósfera de sinterización 107
45
40
Composición del gas (%)
Exogas
Normal
Endogas
De-Ox Gas
Inert Gas
H2
35
30
25
20
H 2O
CO
15
CO2
10
5
0
CH4
2
3
4
5
6
7
8
9
10
Índice aire/gas (m /m )
3
3
Figura 6.27. Influencia del ratio aire/gas en el análisis del endogas y el exogas asumiendo
que el fuel es meta no puro (CH4).
En la actualidad, el uso de exogas en la pulvimetalurgia del hierro es menos
común, pero el endogas es ampliamente utilizado en la sinterización de piezas de
hierro con carbono. El endogas, cuando abandona el generador puede contener
por encima de un 4% de vapor de agua (H2O) el cual lo hace fuertemente
descarburizante. Para hacerlo adecuado para la sinterización de piezas de polvo
de hierro con carbono, tiene que ser secado (por ejemplo por medio de un
refrigerante y un agente desecante) hasta al menos reducirlo por debajo de un
0,2% de H2 (punto de rocío -10°C). La fuerte influencia del punto de rocío en
el carbono potencial del endogas se muestra en el diagrama de la Figura 6.28.
108 SINTERIZACIÓN
25
Endogas: H2 = 40%, CO = 20%, CH4 = 1%, N2 = balance
20
Punto de rocío ( °C )
15
80 0
10
°C
5
875
°C
0
925
°C
-5
1000
°C
-10
1150°
C
-15
0.30 0.40 0.50 0.60
0.70
0.80 0.90
1.00
1.10
Carbono en el acero (%)
Figura 6.28. Equilibrio del endogas y el carbono en el acero a diferentes temperaturas
(punto de rocío sobre carbón potencial).
En el endogas tienen lugar interacciones muy complejas entre algunos de
los componentes del gas. La temperatura varía a lo largo de todo el ciclo de
sinterización, y la composición del gas varía debido a las reacciones con óxidos
de hierro residuales, combinado con grafito o fugas de aire. Esto hace muy difícil
calcular, en base a cualquier diagrama, el gas adecuado para un contenido de
carbono dado en el producto final. Los diagramas son sin embargo importantes
para comprender el comportamiento de la mezcla de varios gases.
El endogas es venenoso y forma mezclas explosivas con el aire. Además es
dañino para los elementos calefactores del horno cuando entra en contacto con
ellos. Puede causar desastrosas deposiciones de hollín cuando se producen fugas
en el refractario del horno. Así, la sinterización con el endogas sólo se puede
realizar en hornos equipados con una mufla estanca de gases.
La atmósfera de sinterización 109
Nitrógeno.
Los compactos realizados con mezclas de polvos de hierro con contenidos en
grafito pueden ser sinterizados en nitrógeno (criogénico). El grafito presente
en los compactos reaccionando con óxidos residuales en los polvos de hierro
y con fugas o escapes de aire, producen condiciones suficientes de reducción y
carburización en el horno. Si es necesario, la acción reductora de esta atmósfera
puede controlarse añadiendo cantidades muy pequeñas de hidrógeno húmedo o
seco dentro de la zona caliente del horno.
Recíprocamente, se puede controlar la acción carburizadora añadiendo
cantidades muy pequeñas de metano dentro de la zona de recarburización del
horno. El nitrógeno, aunque es algo más caro, tiene varias ventajas sobre el
endogas.
El nitrógeno ni es venenoso ni forma mezclas explosivas con el aire. No
reacciona con los elementos calefactores ni con ningún otro elemento del horno.
Así, la sinterización en nitrógeno puede ser realizada en hornos sin mufla estanca
de gases.
Control de la atmósfera de sinterización.
Preferiblemente, se debe controlar la composición de la atmósfera de
sinterización no sólo a temperatura ambiente sino también a las temperaturas
existentes en varias zonas del horno. Puntos interesantes donde se pueden
tomar muestras del gas son:
•
•
•
•
después del generador del gas (o tanque de almacenaje)
dentro de la zona de recarburización
en el punto de máxima temperatura del horno
en puntos de salida
De los párrafos anteriores resulta evidente que las dos propiedades cruciales de
la atmósfera de sinterización son su punto de rocío (PH2O/PH2), y su potencial de
carbono (PCO2/PCO and PCH4/PH2).
Hay varios tipos de medidores del punto de rocío en el mercado: completamente
automáticos o manuales, con o sin equipo auxiliar de grabación y regulación del
punto de rocío de la atmósfera.
110 SINTERIZACIÓN
De entre las diferentes formas de medida del punto de rocío, se deben mencionar
las tres siguientes:
Método 1.
Si a un gas comprimido se le permite expandirse, su temperatura cae y
en el punto de rocío del gas, el vapor de agua (si lo hay) precipita como
una bruma.
Método 2.
El instrumento está provisto de un espejo que puede ser enfriado a una
temperatura conocida. Cuando al gas se le permite pasar por el espejo,
una película de agua se condensa en el espejo en el punto de rocío.
Método 3.
Diferentes sales tienen diferentes resistividades eléctricas a diferentes
contenidos de humedad y temperatura. Si la temperatura se mantiene
constante el medidor del punto de rocío puede basarse en la resistividad
eléctrica de la sal.
Los dispositivos automáticos modernos para el control y grabación de las
cantidades de dióxido de carbono, monóxido de carbono y metano se basan en
la absorción de radiación infrarroja del gas. La norma, es que cada uno de esos
gases absorba diferentes longitudes de onda de la luz infrarroja y la absorción
sea proporcional a la concentración del gas en la mezcla.
El contenido de oxígeno en la atmósfera de sinterización puede ser medido in
situ por medio de una celda de ZrO2 que opera bajo el principio de que la presión
parcial de oxígeno en la atmósfera es comparada con la de un gas de ensayo
bien definido. El gas que va a ser analizado está en contacto con un lado de la
célula, mientras que el gas de ensayo está en el otro lado. La diferencia entre
las presiones parciales crea un potencial eléctrico que es controlado y puede ser
utilizado para cambiar medidas automáticamente y corregir la composición de
la atmósfera.
En todos los casos, las muestras de gas, deberían ser recogidas en la corriente
del flujo, nunca en esquinas muertas. Para proteger el instrumental de polvo y
hollín del gas es a menudo recomendable utilizar un filtro a través del cual se
pasa la muestra de gas.
El filtro puede por ejemplo, estar hecho de fibra de vidrio. Las muestras de gas
deben ser suficientemente grandes y el flujo de gas a través de los tubos debe
mantenerse durante un tiempo tan largo como para vaciar los restos de gases de
anteriores ensayos.
La atmósfera de sinterización 111
6.4.5 Agrietamiento de los compactos de polvos de
hierro durante la combustión del lubricante
El agrietamiento y la aparición de ampollas en piezas de hierro sinterizadas, son
fenómenos no deseados, que se dan esporádicamente y desaparecen de nuevo sin
una causa evidente. Ver Figura 6.29.
Figura 6.29 Compactos de polvo de hierro sinterizado fisurados y con ampollas debido a la
precipitación de carbono dentro de los poros.
A menudo, se admite que este fenómeno no deseado sea causado por una rápida
descomposición del lubricante en la zona de combustión del horno de sinterización.
A través de investigaciones sistemáticas se ha demostrado que esta suposición es
errónea.
No es la descomposición del lubricante la que agrieta la pieza, sino que es el
carbono sólido el que en el interior de los poros de las piezas precipita a partir del
monóxido de carbono del endogas, de acuerdo con la reacción de Boudouard.*
2 CO ↔ C + CO2
* A. Taskinen, M.H. Tikkanen, G. Bockstiegel, Carbon Deposition in Iron Powder Compacts during
De-lubrication Processes, Höganäs PM Iron Powder Information, PM 80-8, (1980).
112 SINTERIZACIÓN
La mayor velocidad de esta reacción se alcanza entre 500 y 700°C y se cataliza
con hierro metálico, níquel y cobalto.
El diagrama de la Figura 6.30 muestra los límites termodinámicos de la
precipitación del carbono a distintas temperaturas para diferentes mezclas de
gases artificiales, variando la cantidad de CO, CO2, CH4, H2, H2O, O2 y N2.
La precipitación del carbono tiene lugar sólo a la izquierda de las curvas de
temperatura. Es evidente que la precipitación del carbono se da para todas
las composiciones comunes del endogas (área sombreada) por debajo de
aproximadamente 650°C.
10
10
E = Rango de composición
del endogas habitual
9
8
8
7
7
6
6
5
5
4
CH4
3
4
E
827°C
627°C
3
527°C 427°C
727°C
2
H/O
H/C
9
H2 O
2
1
1
CO
CO2
1
2
0
0
0
3
O/C
Figura 6.30. Límites de composición calculados para la precipitación de carbono para
distintas mezclas del gas con CO, CO2 , CH4 , H2 , H2O, O2 y N2.
La atmósfera de sinterización 113
La conclusión obvia es que la precipitación del carbono se puede evitar o
reducir sustancialmente mediante el calentamiento de los compactos de polvos
de hierro tan rápido como sea posible a una temperatura por encima de 650°C.
La experiencia práctica con la llamada técnica de combustión rápida (RBO, de
"Rapid Burn-Off") confirma esta conclusión, es decir, los compactos de polvos
de hierro sinterizados en hornos equipados con una zona eficiente de combustión
rápida no se agrietan ni sufren ampollas.
El diagrama de la Figura 6.31 muestra la influencia de la composición del
gas a una baja velocidad de calentamiento (4°C/minuto) en la precipitación de
carbono en los compactos de polvo de hierro. Mediante una termobalanza, el
cambio en peso de los compactos de polvo de hierro se toma en función de la
temperatura. En las curvas halladas, se observa una pérdida de peso debido a
escapes de estearatos entre 250 y 400°C.
NC100.24 + 0.8% esterarato de cinc, indice de temperatura: 4°C/min,
densidad: 6.0 g/cm 3, peso del especimen: 5 g
-1.4
1 10% H2 + 90% N2
Gambio de peso (%)
-1.2
2 17.8% CO + 2.2% CO2
1.0
3 17.8% CO + 2.2% CO2
+ 40% H2 + N2
0.8
4 igual a 3, + 2% H2O
3 sin lubricante
5 igual a 3, + 6% H2O
0.6
= compactos agrietados
0.4
3
0.2
4
0
-0.2
5
-0.4
-0.6
2
-0.8
-1.0
1
0
200
400
600
800
1000
Temperatura (°C )
Figura 6.31. La influencia de la composición del gas en la precipitación del carbono y en la
aparición de fisuras y agrietamientos en piezas de polvos de hierro sinterizado.
114 SINTERIZACIÓN
En el endogas seco, la pérdida de peso es seguida de un importante incremento
de peso entre 500 y 600°C debido a la precipitación del carbono en el interior
de los compactos, causando importantes agrietamientos y ampollas. El peso
se incrementa y el fenómeno de aparición de ampollas se reduce mediante
la adición de vapor de agua (H2O) al endogas. En una mezcla de gas de 10%
H2+ 90% N2 no aumenta el peso ni ocurre el agrietamiento ni la aparición de
ampollas. El diagrama de la Figura 6.32 muestra la influencia de la velocidad del
calentamiento del endogas seco en la precipitación de carbono en los compactos
de polvos de hierro. A diferentes velocidades de calentamiento, los cambios en
los pesos de los compactos de polvo de hierro se describen como se muestran
abajo. En las curvas obtenidas se observa de nuevo una pérdida de peso debido
a los escapes de estearatos (comenzando aproximadamente a 250°C) seguido de
un incremento de peso debido a la precipitación de carbono en el interior de los
compactos.
NC100.24, densidad: 6.0g/cm3, peso del especimen: 5g
composición del gas: 17.8% CO + 2.2% CO2 + 40% H 2 + N2
1.4
(U) = sin lubricante
1.2
(L) = con 0.8% stereato de cinc
1.0
= compactos agrietados
4°C / min
(U)
Gambio de peso (%)
0.8
0.6
0.4
4°C / min
(L)
0.2
0
10°C / min
(L)
-0.2
-0.4
-0.6
120°C / min
(L)
-0.8
-1.0
0
200
400
600
200°C / min
(L)
800
1000
Temperatura, (°C)
Figura 6.32. Influencia de la velocidad de calentamiento en el endogas seco en la
precipitación de carbono y fisuración para las piezas de polvo de hierro sinterizadas.
La atmósfera de sinterización 115
A una velocidad de calentamiento de 4°C/minuto este incremento de peso es muy
importante entre 500 y 600°C y causa grietas en los compactos. Si aumentamos
la velocidad de calentamiento, el incremento de peso se va reduciendo más y
más, y el fenómeno de fisuración y la aparición de ampollas va desapareciendo
gradualmente.
Basados en estos descubrimientos, parece adecuado seguir las siguientes medidas
prácticas para evitar la aparición de grietas y de ampollas en los compactos de
polvo de hierro:
1. Utilizar preferiblemente mezclas de gases de nitrógeno
e hidrógeno en lugar de un endogas. Si esto no es posible:
2. Usar la técnica de combustión rápida (RBO), y/o
3. Enriquecer el endogas con vapor de agua en la zona
de combustión del horno
Las piezas sinterizadas, para
aumentar su densidad, mejorar su
precisión dimensional y completar
su forma definitiva se someten a
reprensado, calibrado y acuñado.
Reprensado, acuñado
y calibrado
7.1
7.2
7.3
7.4
7.5
Definiciones . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
Reprensado . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
Principios generales del calibrado y el acuñado . . .
Lubricación para el calibrado y el acuñado . . . . . . .
Utillaje para el calibrado y el acuñado . . . . . . . . . . .
118
119
122
125
128
118 REPRENSADO, ACUÑADO Y CALIBRADO
7.1 Definiciones
El reprensado, acuñado y calibrado tienen en común que todos implican deformación plástica de las piezas sinterizadas. Las diferencias entre estos procesos
se definen a continuación:
•
El objetivo del reprensado es aumentar la densidad de las piezas
pre-sinterizadas (entre un 5 y un 20%) antes de la sinterización
definitiva. La deformación plástica es sustancial y las fuerzas
requeridas para esta operación son comparables a las del prensado.
•
El calibrado se emplea para obtener precisiones dimensionales
elevadas de modo que se compensen las distorsiones y otros defectos
dimensionales que se presentan en la sinterización. Sólo se necesita
una ligera deformación plástica y las fuerzas requeridas para esta
operación son normalmente moderadas. No se busca un aumento
de densidad, normalmente menor del 5%.
•
El acuñado tiene un doble propósito. No solo mejora la precisión
dimensional, como en el calibrado, sino mediante el uso de fuerzas
más elevadas; la densidad de las piezas se incrementa como en el
reprensado. Debido al considerable endurecimiento por deformación
que se da en esta operación de acuñado, la resistencia a tracción y
la dureza aumentan de forma correspondiente mientras que el alargamiento disminuye. Esta mejora en las propiedades mecánicas es,
en muchos casos, tan importante que piezas sinterizadas blandas y
sin alear adquieren a menudo suficiente resistencia como para ser
utilizadas bajo condiciones bastante severas.
Reprensado 119
7.2 Reprensado
Presión de compactación
En el diagrama de la Figura 7.1 puede observarse como aumenta rápidamente
la presión de prensado en relación con la densidad, por encima de 6.0 g/cm3. Sin
embargo, a menudo se requieren densidades mayores que éstas, para obtener
las propiedades necesarias. Los siguientes ejemplos ilustran las ventajas del
reprensado o del acuñado en tales casos.
Figura 7.1. Presión de
prensado como función
de la densidad de
compacto alcanzada.
Densidad de compactación, g/cm3
Prensar polvos de hierro a una densidad de 7,25 g/cm3 requiere una presión de
prensado de 800 N/mm2 (=8,16 t/cm2). La misma densidad puede alcanzarse
prensando los polvos a 490 N/mm2 (= 5 t/cm2) sinterizándolos durante 30
minutos a 850ºC y reprensándolos (o acuñándolos) a 490 N/mm2 (= 5 t/cm2).
120 REPRENSADO, ACUÑADO Y CALIBRADO
Ver Figura 7.2. La diferencia entre 490 N/mm2 y 800 N/mm2 es bastante
importante, si se considera que para presiones de 700 N/mm2 y superiores,
el utillaje opera a cargas cercanas al límite elástico de los materiales que las
conforman. Esto puede causar desgaste o rotura del utillaje a una velocidad tal
que estas presiones no resultan prácticas ni económicas. Otra razón para elegir el
reprensado es la posibilidad de realizar una pre-sinterización corta y moderada
de mezclas de polvos aleados, para prevenir la difusión de algunos elementos en
la mezcla de polvos. El propósito de esta pre-sinterización es en parte eliminar
tensiones en el compacto en verde, y en parte crear la suficiente adhesión entre
las partículas de polvo y permitir el reprensado sin dañar el compacto. Un ligero
recocido del compacto en verde podría alcanzarse a una temperatura por debajo
de 600ºC donde el grafito que contiene la mezcla de los polvos de hierro no tiene
un efecto de cementación.
Presión de reprensado, t/cm2, después
de 30 min sinterizado a 850°C en H2
Densidad relative
Presión de compactación, t/cm2
Figura 7.2. Influencia de la presión de prensado y reprensado en la densidad relativa del
compacto. Polvo de hierro tipo NC100.24. Pre-sinterizado: 30 minutos a 850ºC en H2 .
Reprensado 121
En la segunda sinterización, suponiendo que la temperatura y el tiempo son
suficientes, puede darse la difusión de algunos de los elementos de aleación
de manera que se obtiene una pieza de acero altamente aleado y de gran
dureza. En algunos casos, cuando las cantidades producidas son pequeñas y
las formas de las piezas son sencillas, el reprensado (acuñado, calibrado) puede
hacerse empleando la misma prensa y utillaje que en el prensado. Para grandes
cantidades, sin embargo, es preferible normalmente realizar un reprensado
(acuñado, calibrado) en máquinas especiales. Por razones económicas, es casi
siempre una ventaja usar prensas mecánicas sencillas que las más sofisticadas y
caras prensas de compactación de polvos.
122 REPRENSADO, ACUÑADO Y CALIBRADO
7.3 Principios generales del
calibrado y el acuñado
Como el calibrado y el acuñado implican deformación plástica y elástica de las
piezas, se pueden enumerar algunos principios:
•
•
•
•
•
•
La dureza de las piezas a calibrar o a acuñar no deben exceder
de 180 HV (dureza Vickers) tras el sinterizado.
Siempre que sea posible, las superficies de la pieza se deben
calibrar progresivamente y no de forma simultánea.
La forma exterior se debe calibrar antes de realizar taladros,
para prevenir la rotura.
Como cada superficie es calibrada, la forma final debe alcanzarse
cuando todas las etapas progresivas del calibrado se completen.
Cada superficie de la pieza debe finalmente estar en contacto y
controlada por el utillaje de calibración, excepto cuando se calibra
sólo una pequeña parte de la pieza.
Cuando se acuñan pernos, estos deberían poder ser soportados por una
matriz flotante, o por un punzón flotante, durante la compresión final.
Como las piezas calibradas y acuñadas están sujetas a deformación elástica y
plástica, la herramienta a través de la cual se aplica el esfuerzo también estará
sometida a cargas de deformación.
El utillaje debe diseñarse con máxima robustez o rigidez, ya que, aunque
las cargas de deformación deben estar dentro del límite elástico del material
del utillaje, la expansión resultante del utillaje bajo esta carga afectará a las
dimensiones finales de la pieza.
Los diseños, especialmente para el acuñado, deben ser tan simples como sea
posible, con la cantidad mínima de piezas móviles.
La matriz y los punzones deben hacerse tan cortos como se pueda, siendo la
longitud de los componentes a procesar un factor de control.
El calibrado y el acuñado implican reducción e incremento de las dimensiones
de los componentes y esta acción se produce por presión en el componente
dentro de la matriz o sobre el punzón pasante. Además, el mayor desgaste tiene
lugar en los límites de la matriz y en la punta del punzón pasante. El desgaste en
Principios generales del calibrado y el acuñado 123
las paredes de la matriz y en el punzón pasante se produce como consecuencia
de la fricción durante la expulsión del componente.
El trabajo real realizado en el calibrado y acuñado está dividido entre el forjado
de las caras verticales, por presión dentro de la matriz y la compresión final
de las caras horizontales. Los trabajos realizados para presionar el componente
dentro de la matriz y sobre el punzón pasante dependen de la densidad del
material del componente, del lubricante, de la reducción del área, y de la forma
y la superficie final de la matriz y del punzón pasante.
La reducción de área siempre se mantiene en un mínimo, ya que la densificación
se alcanza durante la compresión final, pero la distorsión y la variación de
tamaño debido a la sinterización deben ser acomodadas.
El radio R, del borde del molde o de la punta del punzón pasante en el punto
de tangencia, tiene un gran efecto sobre la carga requerida para presionar el
componente dentro del utillaje y sobre el acabado superficial del componente
calibrado.
La experiencia en fábrica dice que las cargas de calibrado excesivas se evitan
si el ángulo α de aproximación en el punto de tangencia S no excede de 15º, y
los resultados del calibrado son mejores si el radio R es aproximadamente 30
veces la reducción lineal requerida del componente (R≈ 30Δx). Ver Figura 7.3a.
sin α = H/R
cos α = (R – Δ x)/R
R = Δ x / (1-cos α )
H = Δ x sin α / (1-cos α )
for α = 15° : R = 29.3 Δ x
H = 7.6 Δ x
Δx
α
Utillaje
R
S
Componente
H
α
R–Δx
Figura 7.3a) Cálculo
del radio R en el
punzón pasante y en
la matriz del utillaje
de calibración.
124 REPRENSADO, ACUÑADO Y CALIBRADO
Por ejemplo, si la reducción lineal del componente es ∆x = 75 μm, el radio del
borde del molde debe de ser R ≈ 2.25 mm. De este modo, durante el calibrado,
la reducción lineal tiene lugar en la zona periférica de altura H (= 0.57 mm), la
cual se mueve gradualmente desde la parte inferior a la superior del componente.
Donde la matriz o el punzón pasante están rebajados, es conveniente un perfil
como el que se muestra en la Figura 7.3b) pero si la rebaja es importante y
menor que la indicada en el plano, se puede modificar para que ajuste.
Figura 7.3b) Perfil rebajado en la matriz o en el punzón pasante.
Cuando la pieza se empuja hasta su posición inferior en el molde y recibe la
máxima carga de compresión, la deformación plástica y elástica hacen que la
pieza se adhiera a las paredes o al punzón pasante. Cuando se retira la carga,
el efecto de adherencia se reduce por la elasticidad residual característica del
material pero la deformación plástica permanece.
Cualquier defecto en el acabado superficial del utillaje se comporta como una
cuña que bloquea la pieza contra el utillaje. El punzón de expulsión debe superar
este bloqueo y separar la pieza del utillaje. Las cargas requeridas en el calibrado
y en el acuñado dependen del área de presión y la densidad final de la pieza.
Esta carga debe estar dentro de la capacidad de la prensa. Por regla general, la
longitud de la pieza no debe de exceder el 20% de la longitud del pistón de la
prensa.
Lubricación para el calibrado y el acuñado 125
7.4 Lubricación para el calibrado
y el acuñado
Un factor importante en el calibrado y el acuñado es la lubricación de las
superficies de las piezas y/o la matriz. Una buena lubricación reduce las cargas
necesarias para el calibrado y el acuñado de una pieza, disminuyendo el desgaste
en el utillaje y mejorando el acabado superficial de dichas piezas.
Estos son los métodos de lubricación más empleados:
•
•
•
Lubricación de la superficie de las piezas por pulverización de aceite
Desbarbado en tambor con lubricante seco
Lubricación de la matriz
Lubricación superficial por pulverización de aceite.
Se efectúa o bien pulverizando manualmente sobre las bandejas de piezas
dispuestas en una sola capa, o bien pasándolas bajo una serie de pulverizadores
fijos. El tobogán vibratorio que alimenta de piezas la matriz es más recomendable
emplearlo en el método posterior. El tobogán debe estar perforado para permitir
que el exceso de lubricante sea reconducido al depósito de aceite. A veces, es
necesario calentar el depósito de aceite para que fluya con mayor facilidad el
aceite, facilitando así su pulverización.
Debe recalcarse que la pulverización de las piezas con aceite debe ser escasa.
De otra manera, la acción capilar de los poros interconectados de las piezas
absorbe el aceite hasta que todos los poros están completamente llenos. Cuando
estas piezas rellenas de aceite se someten a presiones externas, el aceite actúa
como un colchón hidráulico, soportando la estructura metálica y contrarrestando
el esfuerzo de la prensa y del utillaje. Cuando cesa la carga, la pieza tiende a
retornar a su forma original.
Se han desarrollado tipos especiales de lubricantes para la industria del
conformado de metales, basados en ácidos oleicos, y estos lubricantes se
han mostrado eficientes como lubricantes superficiales para el calibrado de
componentes metálicos en pulvimetalurgia. La adición de disulfuro de molibdeno
en pequeñas cantidades también aporta buenos resultados, tanto en el acabado
superficial como en la reducción de cargas del calibrado. Otro método consiste
en la pulverización de los componentes con soluciones calientes de estearato de
cinc o ácido esteárico en el aceite. Esta disolución es muy recomendable para las
altas presiones del acuñado.
126 REPRENSADO, ACUÑADO Y CALIBRADO
Desbarbado en tambor con lubricante seco.
Las piezas se introducen en un tambor de desbarbado con estearato de cinc en
polvo. El desbarbado impregna las superficies de la pieza con el estearato. Cuando
éste se ha adherido, se vacía el tambor y se elimina el exceso de lubricante de
las piezas mediante un cribado. Este método es muy adecuado cuando se trata
de caras exteriores. Los orificios sólo se pueden tratar mediante la adición de
abrasivos especiales, de forma y tamaño apropiados a dichos orificios.
Lubricación de la matriz.
La lubricación de la matriz presenta una ventaja inmediata ya que no es
necesario realizar una operación por separado para lubricar las piezas. Mediante
este método, las paredes de la matriz y del punzón pasante, se pulverizan con
lubricante a intervalos regulares, cuya frecuencia dependerá de las necesidades
de la operación. El diseño del equipamiento para esta lubricación depende en
gran medida de las dimensiones y diseño del utillaje.
La Figura 7.4a muestra esquemáticamente el método de lubricación del punzón
pasante y de la matriz. El anillo que circunda el punzón pasante debe ser
suficientemente grande como para permitir que realice un ciclo completo sin
tocar el anillo. El anillo se realiza a partir de un tubo metálico, el cual se perfora
con diminutos orificios con ángulos de ataque adecuados. Cuando el aceite
atraviesa los orificios del tubo, se pulveriza sobre el punzón pasante y sobre la
matriz.
La Figura 7.4b muestra el punzón pasante acoplado bajo la matriz, y perforado
con un orificio central y diminutos orificios radiales por los cuales es pulverizado
el lubricante sobre las paredes de la matriz, y también dentro del punzón inferior,
lubricando así el punzón pasante. Los orificios radiales están perforados sobre la
parte rebajada del punzón pasante
La Figura 7.4c muestra el método de montaje del anillo que lubrica la matriz
bajo el plato de referencia de la prensa. El anillo está protegido contra daños y
no obstaculiza la carga del componente.
La Figura 7.4d sugiere el método de pulverización de las paredes de la matriz
mediante la colocación de los pequeños orificios en forma de espiral. Con este
método, el punzón pasante podría ser acoplado bajo la matriz sin obstruir la
pulverización.
Lubricación para el calibrado y el acuñado 127
c
a
b
d
Figura 7.4a) – d) Distintas formas de lubricación por pulverización de la matriz
y del punzón pasante.
La bomba que empuja el lubricante puede funcionar con cualquier movimiento
de la prensa o mediante la adición de un mecanismo auxiliar. Si se requiere,
la bomba puede colocarse para funcionar solamente una vez en varios ciclos.
128 REPRENSADO, ACUÑADO Y CALIBRADO
7.5 Utillaje para el calibrado y el
acuñado
El utillaje para el calibrado y el acuñado es, en general, parecido al utillaje del
prensado, y la tendencia del diseño de este utillaje es la de seguir los mismos
principios que se explicaron en el capítulo 5. Por tanto, las tolerancias, rebajados,
etc. discutidos en el capítulo 5 pueden aplicarse también al utillaje para el
calibrado y el acuñado.
7.5.1 Piezas lisas sin orificios
La Figura 7.5 muestra un diseño para el calibrado o el acuñado de una pieza de
perfil plano. El utillaje consiste en un punzón superior “a”, un punzón inferior
“b”, y la matriz “c”. Para simplificar la operación sería preferible situar el centro
de la porción circular alineado con el eje de los punzones, pero los diseñadores
deben considerar que tales diseños podrían significar descompensación de
cargas en la prensa. Si esta descompensación es demasiado grande, por razones
de seguridad, o si el diseño tiende a producir piezas con lados no paralelos, el
perfil de la matriz puede ser desplazado para alinear el centro de la aplicación de
la presión sobre el eje del punzón pasante.
Figura 7.5. Utillaje para el calibrado y el acuñado de piezas planas perfiladas.
Utillaje para el calibrado y el acuñado 129
La matriz, que descansa al nivel de la mesa de prensado, está equipada con
un plato de referencia, d, para posicionar la pieza sobre la matriz. En muchos
casos, este plato puede cortarse por delante para colocar y retirar las piezas
manualmente. En el lugar de la pieza a manejar donde su base es relativamente
más baja, el plato debe de ser lo suficientemente grueso para mantener la pieza
erguida. El proceso de calibrado o el de acuñado se realiza como sigue:
•
•
•
•
La pieza descansa sobre el punzón inferior en la posición de carga.
El punzón inferior es elevado mediante un impacto efectuado en
secuencia con la prensa. El impacto mueve tres varillas de expulsión,
e, que elevan el disco f y el punzón inferior.
Cuando comienza el ciclo, el punzón inferior y la pieza ascienden a la
vez que el punzón superior desciende, o bien la pieza descansa sobre el
borde de la matriz hasta que el punzón superior lo empuja hacia abajo.
El punzón inferior descansa sobre el soporte g y la pieza es calibrada
por la compresión que ejerce el punzón superior. La cara superior
del componente debe estar, al menos, 10 mm por debajo de la parte
rebajada de la matriz para tener en cuenta el desgaste de ésta.
Al elevarse el punzón superior, el punzón inferior, tras un breve
retardo, expulsa la pieza de la matriz para completar el ciclo. Para
acomodar el punzón pasante, el disco f tiene un orificio central y el
soporte g tiene un orificio roscado.
7.5.2 Cojinetes simples
Problemas.
El calibrado de cojinetes presenta los siguientes problemas:
• Tolerancias. Un cojinete es normalmente metido a presión en una carcasa
y después del ensamblaje, debe tener una holgura de funcionamiento
satisfactoria. Como la carcasa, el diámetro interior y exterior del cojinete,
así como el eje, tienen sus respectivos rangos de tolerancias, y las
tolerancias finales del cojinete son normalmente muy pequeñas.
• Densidad. El cojinete debe actuar como un depósito de aceite, de modo
que la correcta densidad del cojinete deberá mantenerse hasta el estado
final.
• Acabado superficial. La superficie exterior del cojinete debe tener un
elevado acabado superficial para ayudar al ajuste de éste en la carcasa. El
acabado de la cara interior debe ser igualmente fino para reducir la
fricción. Por otro lado, si el cojinete está demasiado utilizado en la cara
interior, los poros superficiales se cierran y la acción capilar de los
depósitos de aceite se reduce.
130 REPRENSADO, ACUÑADO Y CALIBRADO
•
•
•
Biselado. El biselado exterior de los cojinetes ayuda a guiar a los cojinetes
a la carcasa, mientras que el biselado interior ayuda a ensamblar el eje. Si
se desea su correcto funcionamiento, deben evitarse los bordes afilados
tanto en el diámetro interior como en el exterior. Aún cuando no sea
necesario el biselado en diámetros calibrados, un biselado en la pieza
sinterizada mejora el calibrado. Durante el calibrado suelen formarse
ligeras rebabas al final del diámetro calibrado que pueden reducirse si se
bisela en su terminación.
Proporciones. El ratio de longitud al espesor de la pared de cualquier
cojinete es normalmente alto para economizar en material y espacio, lo
que dificulta el calibrado, ya que las grandes variaciones de densidad en
los cojinetes de paredes delgadas incrementan las variaciones de tamaño
durante el sinterizado. Esta variación de tamaño debe ser eliminada con el
calibrado. El resultado es un intento de sobreesfuerzo en la sección o
secciones dilatadas, y las mayores presiones del punzón requeridas para
esta operación tienden a sobre-densificar el cojinete y a disminuir su
longitud. En casos extremos, el cojinete puede llegar a colapsar mientras
entra la matriz. Para cojinetes largos y estrechos es necesario un control
cuidadoso en la densidad durante el prensado y de las condiciones de la
sinterización. La lubricación durante el calibrado puede afectar
enormemente a los resultados.
Excentricidad. Obviamente, el cojinete debe tener la menor excentricidad
posible. Este problema no puede ser tratado adecuadamente en la fase de
calibrado.
Todos los problemas descritos anteriormente se han superado como consecuencia
de la experiencia adquirida y en adelante explicaremos la manera de calibrar
cojinetes satisfactoriamente.
Conceptos básicos.
La Figura 7.6a muestra el utillaje más simple para calibrar cojinetes. Como la
longitud del cojinete, a veces, no está sujeta a tolerancias, en estas piezas sólo
se calibran sus diámetros. Durante el calibrado, la longitud del cojinete tiende
a alargarse si se reduce el espesor de las paredes, pero el rozamiento entre el
utillaje y el cojinete puede suavizar, más o menos, esta tendencia. El resultado es
un ligero aumento de la densidad de la pieza. En el diseño mostrado, el punzón
superior y el punzón pasante operan como una sola pieza.
El tamaño del cojinete sinterizado debe ser tal, que el punzón pasante pueda
pasar a través del diámetro sin introducir el cojinete en la matriz. Entonces, el
punzón superior presiona el cojinete contra la matriz, encerrándolo en el punzón
Utillaje para el calibrado y el acuñado 131
pasante. El cojinete avanza longitudinalmente por toda la longitud de la matriz
y emerge por encima de ésta, expandiéndose ligeramente, por sus propiedades
elásticas, y perdiendo la sujeción al punzón pasante.
Cuando el punzón pasante y el punzón retornan a su posición superior, el
cojinete es sujetado por el borde afilado de la abertura de la matriz, y cae
finalmente en un contenedor o en una conducción. Este tipo de calibrado requiere
únicamente una prensa de cigüeñal sin dispositivo de extracción o cualquier otro
equipamiento.
La Figura 7.6b muestra el diseño de un utillaje con el cual las piezas se calibran
en sus diámetros y en sus extremos. En este caso, el punzón pasante separado,
está acoplado rígidamente por debajo de la matriz, y está rodeado por el punzón
inferior. La pieza es empujada hacia la matriz por el punzón superior, pasando
por la parte rebajada del punzón pasante.
En su camino hacia la matriz, el cojinete presiona la parte de mayor grosor del
punzón pasante hasta que finalmente es calibrado entre los punzones. Entonces,
el punzón superior se retira y la pieza es expulsada de la matriz por el punzón
inferior. Este utillaje requiere una prensa de cigüeñal con dispositivo de
extracción regulable sobre la mesa matriz para el punzón inferior.
Carga
Calibrado y
eyección
a.
Carga y
eyección
b.
Figura 7.6. Utillaje sencillo para el calibrado de
cojinetes, a) para el diámetro interior y exterior,
b) para los diámetros y la longitud.
Calibrado
132 REPRENSADO, ACUÑADO Y CALIBRADO
Conceptos avanzados.
La siguiente etapa en el desarrollo del calibrado puede verse en la Figura 7.7.
Para este ciclo se requiere una prensa de cigüeñales de doble acción con un porta
piezas accionado por levas.
En este diseño, el punzón pasante está controlado por los cigüeñales de la prensa
y se mueve independientemente del punzón superior que está unido al porta
piezas. El diseño de la Figura 7.6a, muestra como el punzón pasante atraviesa el
cojinete antes de que la pieza sea introducida en la matriz por el punzón superior.
Las caras de los cojinetes se calibran cuando la pieza alcanza el punzón inferior.
Entonces, el punzón pasante se retira seguido por el punzón superior y la pieza
es expulsada de la matriz por el punzón inferior.
Si las levas que accionan al porta piezas están correctamente diseñadas, el
punzón pasante y el punzón se moverán a idéntica velocidad durante el descenso
del cojinete.
El único desgaste en el punzón pasante se produce durante su extracción del
cojinete. En tales diseños es preferible que el dispositivo de extracción que
acciona el punzón inferior sea mecánico y que no dependa del movimiento
de retorno del muelle empleado normalmente en el porta piezas durante el
movimiento ascendente.
. Carga
Calibrado
Extracción
del punzón
pasante
Figura 7.7. Calibrado
en una prensa de doble
acción.
Utillaje para el calibrado y el acuñado 133
Figura 7.8. Prensa automática para el calibrado de cojinetes.
134 REPRENSADO, ACUÑADO Y CALIBRADO
La Figura 7.8 muestra el funcionamiento de un ciclo de una prensa automática
de doble efecto con porta piezas accionado por levas, especialmente diseñada y
construida para el calibrado de cojinetes. Existen varias etapas involucradas en
el proceso de calibrado:
A) Una pinza especial coloca el cojinete a justamente encima de la entrada
de la matriz b.
B) El punzón pasante, c, entra en el diámetro interior del cojinete. En su
extremo inferior, el diámetro es algo menor (alrededor de 0.10 a 0.25 mm)
que en su parte superior. Cuando el punzón pasante penetra en el cojinete,
el ovalamiento causado por la deformación durante la sinterización es
ajustado lo suficiente para permitir que el cojinete entre en la matriz.
C) El cojinete es presionado contra la matriz por el punzón superior d.
La velocidad del punzón superior en este momento es aproximadamente
igual a la del punzón pasante, de modo que el cojinete está en contacto con
la parte más pequeña del punzón pasante durante su entrada en la matriz.
D) Cuando la matriz queda completamente cerrada por el punzón superior
d, el punzón pasante continúa su movimiento de modo que su parte
superior atraviese completamente el diámetro del cojinete.
E) Cuando el cojinete ha sido calibrado por el punzón pasante, el punzón
inferior e, y el punzón superior se mueven uno hacia el otro de modo que
el cojinete es comprimido hasta la altura exacta deseada.
F) El punzón inferior desciende y el punzón pasante asciende.
G) El cojinete es finalmente expulsado hacia la salida de la matriz por
el punzón superior y separado de ésta por un aire insuflado.
Tras haber completado estos pasos, el ciclo se repetirá con otro cojinete.
El avance mecánico y el reemplazamiento de los cojinetes son esenciales
cuando tenemos elevadas velocidades de producción. El ciclo de la Figura 7.8
simplifica la alimentación automática de cojinetes ya que los cojinetes calibrados
no retornan a la matriz.
La manera más sencilla de alimentar los cojinetes es haciéndolos rodar por una
rampa. Para sacar partido a estas ideas, el calibrado de los cojinetes se realiza, a
veces, en prensas horizontales. Los cojinetes deslizan por una rampa inclinada
hasta tocar un lateral del punzón superior. El retroceso del punzón permite que
el cojinete se coloque en posición para ser calibrado y sea expulsado por la otra
parte de la matriz. Tanto la alimentación como el transporte tras la expulsión
están ayudados por el efecto de la gravedad.
Utillaje para el calibrado y el acuñado 135
Punzón pasantes escalonados.
Como casi todo el trabajo del calibrado del diámetro de un componente es
realizado por el radio de la punta, un método para suavizar la carga en este punto
es emplear punzón pasantes estriados o escalonados.
La Figura 7.9 muestra en detalle la parte del punzón pasante diseñada más
como una broca pero en vez de tener bordes de corte, radios de acuerdo.
Figura 7.9. Punzón pasantes escalonados.
El objetivo de este diseño es repartir el trabajo en varias etapas pero, por
supuesto, un cojinete largo requiere que, o bien el escalonado sea muy amplio,
o bien que más de un radio de calibrado se encuentre dentro del cojinete, con un
incremento del esfuerzo de calibrado. Aquí, el factor de control es el golpe de la
prensa disponible, aunque para facilitar el calibrado, basta con que dos o tres de
los escalones penetren en el cojinete.
136 REPRENSADO, ACUÑADO Y CALIBRADO
Punzón pasante con abatimiento.
La Figura 7.10 muestra otra aproximación del calibrado del diámetro interior.
El ciclo de la operación puede comentarse de la siguiente forma:
A) El cojinete descansa en la entrada de la matriz y es soportado
por un punzón inferior apoyado sobre un muelle.
B) El extremo rebajado del punzón pasante atraviesa el cojinete,
y el punzón superior fuerza al cojinete a entrar en la matriz. En este
punto, el cojinete es comprimido hasta su longitud final. El extremo
del punzón pasante es ahora dirigido hacia el punzón inferior.
C) El punzón pasante tiene una pequeña sección abombada que
realiza el calibrado. Este abombamiento es forzado a entrar en
el cojinete para calibrar el diámetro interior.
D) El punzón pasante asciende, recalibrando el diámetro interior
mientras es guiado por el interior del punzón inferior.
E) El punzón superior se retira y el cojinete es expulsado de
la matriz por el punzón inferior.
Los puntos más importantes en este diseño son:
•
•
•
•
El diámetro exterior y la longitud son completamente calibrados antes
que el diámetro interior.
El punzón pasante es guiado dentro del punzón inferior. Si no se guía el
punzón pasante, éste tiende a desviarse, sobre todo en cojinetes de gran
longitud. Las guías dentro del punzón inferior sobre las que desliza el
punzón pasante evitan este efecto.
El calibrado se realiza por un pequeño abombamiento en el punzón
pasante. Una regla habitual en el diseño dice que la parte del punzón
pasante que realiza el trabajo debe tener mayor longitud que el cojinete
para asegurar un orificio recto y controlar toda la superficie del
diámetro interior. Esto se consigue empleando guías en el interior del
punzón inferior por las que deslice el extremo del punzón pasante, de
modo que el abombamiento atraviese el cojinete sin desviarse y calibre
el diámetro interior. Esta acción requiere cargas inferiores que las
habitualmente empleadas para un punzón pasante.
Al retirarse el punzón pasante, la pieza vuelve a ser calibrada. Este
segundo calibrado es más suave que el primero y proporciona un
acabado superficial más fino.
Utillaje para el calibrado y el acuñado 137
Figura 7.10. Calibrado "inferior" de cojinetes en una prensa de doble acción.
(“inferior” se refiere a una corta sección en el punzón pasante).
Calibrado con bolas.
En algunos casos, tras el ensamblaje se requieren tolerancias muy precisas del
diámetro interior que hacen necesaria una operación final de calibrado tras el
montaje del cojinete. Esta operación se realiza normalmente introduciendo una
bola de acero endurecido, y del tamaño adecuado, a través del cojinete.
138 REPRENSADO, ACUÑADO Y CALIBRADO
Con este método se pueden alcanzar tolerancias del orden de 5 a 7µm si las
limitaciones del proceso abajo descritas lo permiten:
•
•
•
La operación normal de calibrado debe realizarse, lo más cerca
posible a las tolerancias prácticas.
El cojinete tras el ensamblaje, debe dejar la mínima corrección al
calibrado con bolas. El objetivo debería ser tener un límite superior
para los cojinetes montados dentro de las tolerancias finales, y sólo la
variación en el diámetro del cojinete debería situarse por debajo del
límite inferior requerido. La Figura 7.11. muestra este hecho.
El cojinete no debe salirse de la carcasa, y ésta debe ser lo suficientemente rígida para soportar adecuadamente al cojinete durante la
operación.
Tolerancia Final Máxima
Tolerancia Final Mínima
Superficie min. interior
del cojinete ensamblado
Superficie max.
interior del cojinete
ensamblado
Figura 7.11. Diagrama de
tolerancias para el calibrado
de cojinetes por bolas tras el
ensamblaje.
El empleo de bolas para el calibrado tiene ciertas ventajas y limitaciones. Su
forma esférica proporciona un infinito número de nuevas caras al diámetro
interior, con muy poco desgaste y unos buenos resultados. Las bolas de acero
estándar pueden ser reducidas a cualquier tamaño por inmersión en una solución
ácida adecuada. La reposición de las bolas es mucho más económica que reponer
un punzón pasante gastado.
Por otra parte, la bola sólo puede seguir el camino de las zonas de menor
resistencia, mientras que el punzón pasante cilíndrico realizaría un agujero recto.
Por esta razón, el incremento del diámetro interior no puede ser mayor de 10 a
20 µm, y el proceso en general está limitado a agujeros cortos.
Utillaje para el calibrado y el acuñado 139
Como se muestra en la Figura 7.12, el equipo para este tipo de calibrado puede
ser muy simple, consistiendo en una prensa manual, un plato de referencia para
la carcasa, un punzón pasante con extremo plano y las bolas. El punzón pasante
está unido al pistón de la prensa. La carcasa se coloca manualmente y la pieza
se pone sobre la boca del cojinete. El pistón cae hacia abajo y fuerza a la bola a
entrar en el cojinete.
La simplicidad de la operación conduce a veces a utilizarlo en otras
situaciones, como por ejemplo, en la corrección de componentes rechazados tras
el calibrado por no tener el diámetro interior adecuado debido quizás al desgaste
del punzón pasante. Por otro lado, si se requiere un calibrado con bolas para
grandes producciones, pueden diseñarse equipos semiautomáticos que realizan
el proceso a gran velocidad.
Figura 7.12. Calibrado simple con
bolas para cojinetes ensamblados.
La Figura 7.13a muestra un diseño para utilizar con una prensa de cigüeñal
con dispositivo de extracción. Una mesa de alimentación giratoria coloca los
componentes en posición bajo el punzón pasante. Las bolas son obligadas a
recircular, siendo elevadas por un tubo de extracción tras cada operación de
modo que las bolas de arriba ruedan hacia abajo con un tope con un resorte
colocado sobre el punzón pasante, listas para la siguiente operación.
140 REPRENSADO, ACUÑADO Y CALIBRADO
En el diseño alternativo de la Figura 7.13b las bolas son forzadas ascendentemente
a través del componente, el cual descansa sobre un asiento en la mesa de
alimentación giratoria. Las bolas recirculan por efecto de la gravedad. El pistón
puede operar hidráulica o mecánicamente. Este método es muy adecuado para
máquinas con múltiples funciones que prensan el cojinete, calibran el montaje
con bolas y realizan otra serie de operaciones.
Mesa de
alimentación
rotatoria
a.
Mesa de
alimentación
rotatoria
b.
Figura 7.13. Calibrado automático con bolas, a) bolas alimentadas y empujadas desde arriba,
b) bolas alimenta das y empujadas desde abajo.
Fijación de los cojinetes.
Al principio de este capítulo mencionábamos que las tolerancias de los cojinetes
podían depender de las tolerancias de las carcasas. Los cojinetes son siempre
colocados en un mandril escalonado cuando se ensamblan en la carcasa. De
igual manera que la pestaña fuerza al cojinete contra la carcasa, el mandril ayuda
a controlar el tamaño final del diámetro interior del cojinete. El tamaño del
mandril depende de muchos factores como el diámetro interior del cojinete, el
espesor de las paredes o el ajuste con la carcasa.
Los fabricantes de cojinetes estándar normalmente especifican tamaños de
mandril para cada cojinete. Como norma general el mandril se fabrica entre un
0,02% y un 0,04% mayor que la mínima tolerancia del diámetro interior.
Utillaje para el calibrado y el acuñado 141
De igual manera que el cojinete es presionado contra la carcasa, el diámetro
interior del cojinete se contrae contra el mandril. Tras el ensamblaje, el mandril
puede ser extraído sin dificultad. Este método de ensamblaje de cojinetes elimina
la tendencia a la flexión secundaria como resultado de la reducción del diámetro
exterior durante el ensamblaje.
Cojinetes esféricos.
La operación de calibrado en un cojinete esférico tiene algunas peculiaridades
que deben ser valoradas.
•
•
•
•
•
Un cojinete esférico tiene un diámetro interior con un buen acabado
superficial y tolerancias precisas.
El diámetro esférico debe ser ajustado con límites precisos y, como
las dos superficies esféricas deben ser, obviamente, calibradas por
las partes opuestas del utillaje, significa en la práctica una tolerancia
precisa en la altura de las piezas.
El diámetro interior de un cojinete esférico tras el sinterizado tiende
a variar debido al cambio del espesor de la pared.
La forma esférica del cojinete opone naturalmente más resistencia
al calibrado, ya que una forma esférica tiene la mayor resistencia a
la presión ejercida sobre toda su superficie.
Además del calibrado del diámetro interior y de la forma esférica,
el pequeño rebajado que queda del prensado debe ser forzado contra
la esfera.
En la Figura 7.14 puede verse, un utillaje sencillo para calibrar cojinetes
esféricos. El cojinete está colocado sobre el extremo del punzón pasante fijo y
descansa sobre el punzón inferior. El punzón superior desciende, presionando el
cojinete esférico contra la matriz. Luego, desciende sobre el diámetro completo
del punzón pasante hasta que la esfera es calibrada entre el punzón inferior y el
punzón superior.
Después, se retira el punzón superior y el punzón inferior expulsa el
componente fuera de la matriz. Un fallo en este tipo de diseño es que mientras
la forma esférica de la matriz se asocia suavemente con el diámetro exterior
cilíndrico, la forma esférica del punzón superior, no lo hace debido al borde
afilado del punzón.
Es por lo tanto necesario, en este tipo de utillaje, aumentar al doble el tamaño
del cojinete, invirtiéndolo después del primer ciclo para que ambos soportes
formados por los cantos de los punzones de la prensa se remodelen correctamente.
Por esta razón este tipo de diseño es sólo útil para cantidades pequeñas.
142 REPRENSADO, ACUÑADO Y CALIBRADO
Carga
Calibrado
Figura 7.14. Calibrado sencillo para
cojinetes esféricos.
La Figura 7.15, muestra un utillaje diseñado para que el calibrado de la sección
cilíndrica de prensado pueda ser realizado en un solo ciclo. Aquí, el componente
es otra vez colocado en el extremo rebajado de un punzón pasante fijo. La matriz
de este diseño está apoyada sobre un resorte y tiene una cavidad de exactamente
la mitad de la longitud de la pieza final. El punzón superior no penetra en la
matriz pero tiene una superficie plana en contacto con la cavidad. La cavidad del
punzón superior es la imagen reflectante de la cavidad de la matriz, conteniendo
cada una exactamente la mitad de la forma exterior de la pieza. Al descender el
punzón superior, fuerza al componente a introducirse del punzón pasante a la
matriz, y, con las caras del punzón superior y la matriz ligeramente separadas, la
matriz también desciende.
Se lleva el componente sobre el diámetro completo del punzón pasante hasta
que alcance su tope inferior, momento en el que el punzón superior calibra la
forma exterior de la pieza. Al retirarse el punzón superior, la matriz retorna a su
posición inicial y el punzón superior expulsa el componente.
Utillaje para el calibrado y el acuñado 143
Carga
Calibrado
Figura 7.15. Calibrado completo
para un cojinete esférico.
Eyector
Existen dos posibles fuentes de problemas en este diseño:
1. El rebajado del punzón pasante debe mantenerse al mínimo para
asegurar que el componente está colocado correctamente, ya que
si no el filo que los punzones de prensado forman en el cojinete
alcanzaría el borde de la cavidad del punzón superior y dañaría el
cojinete. Un radio pequeño o un biselado del borde superior de la
cavidad del punzón ayuda a evitar este problema.
2. Como la superficie del punzón superior y la matriz están en contacto
en la etapa final del calibrado, sus superficies deben mantenerse
limpias. Si las piezas han sido fabricadas bajo excesiva presión,
existirá una tendencia del material a ser extruido entre el punzón
y la superficie de la matriz justo antes de que ambas entren en
contacto. El resultado es un sobredimensionado de las piezas con
rebabas cortantes que sobrecargarán tanto la prensa como el utillaje.
144 REPRENSADO, ACUÑADO Y CALIBRADO
La parte central cilíndrica en el exterior de los cojinetes cilíndricos es la
única especificada porque es esencial en el prensado del compacto en verde.
La tolerancia de la parte cilíndrica no es, sin embargo, tan importante y de hecho,
el cliente preferiría probablemente un cojinete completamente esférico.
En el calibrado, la forma exterior del cojinete cambia como se observa en la
Figura 7.16a y b, ya que la cavidad del punzón superior se acerca gradualmente
a la cavidad de la matriz.
Figura 7.16. Detalle del calibrado de un cojinete
esférico.
La Figura 7.16a muestra un cojinete sinterizado manteniendo el punzón superior
y la matriz separados mientras se mueve hacia abajo. Solo la pequeña pestaña
toca el punzón superior y la matriz en esta etapa.
La Figura 7.16b muestra el cojinete al final de la etapa de compresión. La
pequeña pestaña ha sido empujada contra la esfera, pero pueden verse pequeñas
hendiduras donde estaban las pestañas (zonas señaladas con la x).
7.5.3 Piezas perfiladas con agujeros
La leva que puede verse en la Figura 7.17a es un típico ejemplo de una pieza
perfilada con agujeros. Este tipo de piezas están especialmente indicadas para
ser fabricadas mediante técnicas pulvimetalúrgicas. El perfil de la leva y el
chavetero suelen tener tolerancias que requieren, en muchas ocasiones, calibrado
y acuñado para mejorar las propiedades mecánicas.
El utillaje diseñado para esta pieza es similar a la de la Figura 7.5.
con el añadido de un punzón pasante rebajado roscado dentro del
agujero central del cojinete de la matriz. El perfil del punzón pasante
debe ser posicionado para adecuar la posición de carga del componente.
Esto suele arreglarse empleando una delgada arandela de ajuste por debajo del
punzón pasante escalonado. El problema de la desalineación de la carga aparece
Utillaje para el calibrado y el acuñado 145
de nuevo como en la Figura 7.5, pero en este caso, el punzón pasante presenta
un problema añadido.
Sería preferible centrar el punzón pasante sobre el eje del pistón, tanto para
simplificar el diseño del utillaje como para evitar la desalineación de la carga
sobre el punzón pasante. En el ejemplo, el primer factor es posiblemente más
importante que la desalineación de la carga, y por tanto, el punzón pasante se
colocará centrado. La combinación del perfilado exterior con el perfilado del
orificio plantea la pregunta de si se debe corregir la alineación de la pieza final.
Sobre la excentricidad de la cabeza de los cojinetes ya se señaló la necesidad de
evitar errores en la etapa de prensado.
Esto se aplica a la alineación tanto de perfiles exteriores como interiores.
El utillaje para calibrar y acuñar no puede corregir errores en la alineación
debido a los fallos en el prensado que deben ser corregidos con en el correcto
alineamiento respecto del perfil de la leva, pues de lo contrario conduciría a la
fractura del punzón pasante.
Alternativamente, puede utilizarse un punzón pasante superior, como
se muestra en la Figura 7.7, siempre que lo permita la prensa, pero debe
considerarse que, con un punzón pasante superior, el diámetro interior debe ser
sobredimensionado en la sinterización. Con un componente de paredes gruesas
es más difícil el sobredimensionamiento del diámetro interior en contacto con
el punzón pasante.
La Figura 7.17b muestra otra pieza perfilada que tiene, en este caso, dos agujeros.
A excepción del calibrado de los agujeros, que requieren dos punzón pasantes
gemelos centrados con la base, el diseño general no cambia. Aquí el problema es
otro aspecto de la alineación, en este caso, la variación de la distancia al centro
de los dos agujeros. Aun manteniendo un control cuidadoso durante el prensado
y el sinterizado, las piezas a calibrar presentan desviaciones excesivas de los
centros de los agujeros.
Figura 7.17. Típico componente perfilado con
orificios.
146 REPRENSADO, ACUÑADO Y CALIBRADO
Los agujeros son pequeños y los punzones pasantes de calibrado son
débiles, en consecuencia, incluso si los punzones pasantes no rompen por
ser lo suficientemente flexibles, los agujeros resultantes tenderán a no ser
paralelos y a presentar deformación en la base. Por esta razón, la variación de
la distancia entre centros en el sinterizado debe ser lo más pequeña posible.
En la Figura 7.10 damos un ejemplo en el que el diámetro interior de un
cojinete es doblemente calibrado por un pequeño saliente en el punzón pasante.
Un ejemplo de este método aplicado al perfilado exterior, es el utillaje diseñado
por Ford Motor Co. en EE.UU para calibrar los engranajes de las bombas de
aceite y piezas similares.
La fabricación de una matriz sólida de carburo de wolframio de 75mm de
longitud que contenía un engranaje perfilado presentaba tantos problemas que
se decidió experimentar con una matriz de sección estrecha y doble calibrado
de los engranajes, pasándolos a través de dicha matriz y volviéndolos a pasar en
el descenso antes de expulsarlos. Desde entonces, este método es utilizado por
otras compañías y un ejemplo típico se muestra en la Figura 7.18.
La matriz se compone de tres secciones, un plato de referencia, (a), dentro
del cual se coloca el engranaje sinterizado (manualmente o con alimentadores
automáticos), un anillo de carburo de wolframio, (b), de sólo 12 mm de grosor,
y una matriz interior, (c), fabricada con acero para utillajes. El punzón pasante
está unido bajo la matriz.
Los engranajes sinterizados se fabrican ligeramente sobredimensionados, tanto
respecto al diámetro interior como a la forma exterior, y descansan sobre el
borde redondeado del anillo. El punzón superior fuerza al engranaje a descender
por el anillo, encerrando el diámetro interior en el punzón pasante. La sección
inferior de la matriz se hace más larga que el anillo y con una expansión menor
de lo normal, ya que cuando el engranaje atraviesa la parte inferior de la matriz,
se expande ligeramente. Durante toda la operación de calibrado, no existe
compresión de las superficies del engranaje entre el punzón superior y el punzón
inferior, ya que estas se calibran en una operación posterior. Las dimensiones
del diseño deben considerarse cuidadosamente para prevenir la conicidad en los
engranajes como consecuencia de la disminución de la longitud de la matriz.
Utillaje para el calibrado y el acuñado 147
Carga
Calibrado
a
b
c
Figura 7.18. Anillo de calibración para componentes perfilados como, por ejemplo,
los engranajes de las bombas de aceite;
a = plato de referencia
b = anillo perfilado calibrado de carburo de wolframio
c = matriz de acero de herramientas
7.5.4 Piezas con bridas externas
La pieza típica de esta familia es el cojinete con brida, pero existen muchos
otros tipos de piezas con brida, así como de conectores de brida. En un cojinete
con brida normal, se requieren tolerancias más precisas del diámetro interior y
del diámetro exterior del cuerpo. Además, es necesario el control del diámetro
exterior y de las superficies de la brida, para evitar variaciones en el tamaño final
del diámetro interior en el extremo de la brida.
148 REPRENSADO, ACUÑADO Y CALIBRADO
La Figura 7.19 muestra un diseño de un utillaje en el cual la pieza se coloca
sobre el extremo rebajado del punzón pasante sujeto a la base del utillaje. Al
comenzar el ciclo de prensado el punzón inferior desciende y la pieza descansa
entre el punzón pasante y el diámetro menor de la matriz.
El punzón superior completa el movimiento de la pieza en la matriz escalonada.
La matriz que tiene un movimiento descendente limitado, es soportada con
cuñas, almohadillas de goma o colchones neumáticos. El soporte de la matriz
debe ser ajustable y suficientemente fuerte para resistir la fuerza del cojinete
al ser presionado contra la matriz. Si la presión soportada es demasiado débil
la matriz se moverá hacia abajo antes de que el diámetro exterior del cojinete
haya sido calibrado y tanto el calibrado interior como el exterior tendrán lugar
al mismo tiempo.
El movimiento continuo del punzón superior lleva a la pieza hasta abajo sobre
el diámetro final del punzón pasante, y calibra la longitud de la pieza contra el
punzón inferior.
Carga
Calibrado
Figura 7.19. Calibrado de
cojinetes con valona en una
prensa de acción simple.
La parada bajo la matriz controla también el espesor de la valona. Después, el
punzón superior se retira y la pieza es expulsada por el punzón inferior llevando
a la matriz hasta su posición inicial.
Utillaje para el calibrado y el acuñado 149
En los casos en los que se requiere un diámetro acabado por debajo del escalón,
es esencial redondear el radio en la unión del escalón con el diámetro calibrado,
y el escalón de la matriz para realizar la embutición de la pieza a calibrar. Aquí
puede aplicarse el radio de calibrado propuesto en la Figura 7.3.
La Figura 7.20 muestra un diseño alternativo para usar con una prensa de
doble acción. Aquí la matriz no se mueve y la acción progresiva del calibrado
se obtiene por los movimientos separados del punzón superior unido al porta
piezas, y el punzón pasante unido al pistón principal.
Para superar el problema de colocar el cojinete, se utiliza un punzón pasante
de prueba que se proyecta sobre la superficie de la matriz. Este punzón pasante
está sujeto por un muelle y es empujado hacia abajo por el punzón pasante
superior en su descenso.
El movimiento relativo del punzón superior y el punzón inferior puede
describirse como se muestra en la Figura 7.7, donde el cojinete es comprimido
sobre el punzón pasante; o como se muestra en la Figura 7.8, donde el punzón
pasante atraviesa el cojinete después de calibrar el diámetro exterior.
Carga
Calibrado
Figura 7.20. Calibrado de cojinetes con
brida en una prensa de doble acción.
150 REPRENSADO, ACUÑADO Y CALIBRADO
La Figura 7.21 muestra como las proporciones de una pieza pueden afectar
al diseño del utillaje. La parte larga de la brida se puede colocar por un plato
de referencia exterior, dejando suficiente espacio al operario (o mecanismo de
sujeción) para colocar y retirar la pieza sin dificultad. El punzón pasante de
prueba mostrado en la Figura 7.20. es innecesario.
Carga
Calibrado
Figura 7.21. Calibrado de cojinetes con valonas
gruesas.
El acuñado de las piezas escalonadas presenta otro problema en el diseño del
utillaje. Muchos acuñados requieren una reducción de volumen del 10% o
más. Como el área superficial de la pieza se reduce muy poco, la mayoría de
las reducciones de volumen se consiguen reduciendo la longitud de la pieza.
El 10% de reducción en la valona de la Figura 7.19. supone una reducción en la
longitud de ésta de 1.5 mm.
Si el utillaje es diseñado con una matriz fija, como en la Figura 7.20, el
extremo del cojinete alcanzará al punzón inferior cuando la valona esté aun a
1.5 mm por encima del escalón de la matriz. Cualquier material movido por la
acción embutidora de la matriz escalonada tenderá a crear una onda por debajo
Utillaje para el calibrado y el acuñado 151
de la valona del cojinete. El movimiento final de la brida del cojinete, al estar
comprimido para corregir la longitud y la densidad, tiende a forzar a esta onda de
material hacia fuera y forma una capa separada en la esquina de la brida.
En la práctica, cuando las circunstancias lo permiten la pieza sinterizada suele
ser lo suficientemente pequeña para entrar fácilmente en la matriz escalonada,
de modo que no tenga lugar la embutición. Incluso tomando estas precauciones,
para evitar la rotura del escalón del cojinete, se recomienda utilizar matriz
flotante si la distancia por debajo del escalón es superior a 6 ó 7 mm.
7.5.5 Piezas con bridas internas
La pieza típica de esta familia es el pistón. La Figura 7.22. muestra un diseño
simple para calibrar las superficies de un pistón.
Carga
Calibrado
Figura 7.22 Calibrado completo de un pistón.
152 REPRENSADO, ACUÑADO Y CALIBRADO
La pieza se coloca dentro de un plato de referencia, descansando sobre el
punzón inferior en la posición de carga. Un punzón pasante escalonado está
fijado firmemente sobre la matriz. Al descender el punzón superior, éste primero
fuerza a la faldilla del pistón contra la matriz y luego contra el punzón pasante.
Si las proporciones de las piezas lo permiten, la longitud del extremo del
punzón pasante, entre la parte rebajada y la pestaña debería ser más larga que la
faldilla del pistón.
Si esto es posible, el diámetro interior menor del pistón será calibrado antes que
la faldilla. Sin embargo, ambos diámetros internos se calibran simultáneamente.
La pieza es expulsada de la matriz por el punzón inferior.
Muchos pistones pequeños, empleados en los amortiguadores de automóviles
y para otros propósitos, tienen unos salientes circulares en ambas superficies de
la cabeza del pistón. Para simplificar la operación de calibrado de estos salientes
suele ser conveniente realizar un rectificado sin puntos del diámetro exterior del
pistón en una operación posterior.
El utillaje mostrado en la Figura 7.23 es el apropiado y el trabajo puede
realizarse frecuentemente en una prensa manual. La pieza se coloca con la
cabeza hacia abajo en un plato de matriz poco profunda, y el punzón pasante,
unido al punzón desciende calibrando el diámetro interior y dando la forma a los
salientes. Como esta acción provoca que la pieza se agarre al punzón pasante,
un simple plato expulsor, unido a la mesa de la matriz contacta con el punzón
pasante y la pieza se libera cuando el punzón pasante se retira a través del plato
expulsor.
Figura 7.23. Calibrado de la superficie y del diámetro
interior de un pistón.
La Figura 7.24 muestra el diseño adecuado para prensas de doble acción,
donde se requiere un calibrado completo del pistón. La pieza colocada dentro
del plato de referencia descansa sobre el punzón inferior. El punzón pasante
Utillaje para el calibrado y el acuñado 153
está unido al punzón superior y al porta piezas. El punzón superior y el punzón
pasante descienden conjuntamente, el punzón presiona la pieza contra la matriz,
introduciéndola hasta la posición final. El punzón superior se frena, pero el
punzón pasante mantiene la velocidad, calibrando los dos diámetros interiores
antes de calibrar finalmente los salientes de la cabeza del pistón. El punzón
pasante es retirado antes que el punzón, tras lo cual, el punzón inferior expulsa
a la pieza fuera de la matriz.
Carga
Calibrado
Figura 7.24. Pistones de calibración en
una prensa de doble acción.
Existen muchos casos en los que se requieren piezas con doble paso interior
o con perfiles interiores. La Figura 7.25 a muestra un ejemplo de este tipo de
piezas. Algunos de los problemas y limitaciones, relacionadas con este tipo de
piezas, proporcionan algunas alternativas al diseño del utillaje para calibrar.
Consideremos el proceso etapa por etapa. El primer punto a decidir es el
método de colocación. Una colocación exterior no evita la desalineación de
los ejes, por tanto, la pieza debe ser colocada en el punzón pasante. No puede
utilizarse para la colocación un punzón pasante superior ya que éste, en el punto
de partida, se encuentra dentro de la matriz.
154 REPRENSADO, ACUÑADO Y CALIBRADO
Partiendo del diseño de la Figura 7.25b, tenemos un punzón inferior sujetando
la faldilla de la pieza, y un punzón pasante con tres diámetros dentro de la
pieza. Este punzón pasante es elevado mediante un muelle hasta la posición de
expulsión y forzado hacia abajo hasta un tope por la acción del punzón superior.
La parte perfilada del punzón pasante debe sobresalir por encima de la base del
punzón inferior tras la expulsión para proporcionar la colocación de la pieza.
La altura de colocación mínima práctica es de 1.5 mm.
Sección ABC
7-25
Carga
Calibrado
7-26
Figura 7.25. Colocación de pistones
Figura 7.26. Calibrado de pistones
con perfiles internos.
empleando punzón pasantes superiores.
Utillaje para el calibrado y el acuñado 155
Dos factores se hacen evidentes inmediatamente.
Primero, la pieza sinterizada debe ser lo suficientemente grande para
ajustarse libremente con el punzón pasante. Esto es a veces necesario y
puede ser conveniente para piezas con diámetros exteriores y longitudinales
sobredimensionados, de modo que dichas piezas puedan envolver al punzón
pasante.
Segundo, la pieza tras la expulsión no queda libre del punzón pasante. Es
posible que la faldilla de la pieza esté, de hecho, libre (es decir, no estrechamente
sujeta al punzón pasante) de modo que el trabajo hecho en el calibrado haya
provocado tensiones internas en la pieza, lo que causará que al abandonar la
matriz, se expanda ligeramente.
Este mismo efecto puede tender a liberar el diámetro interior de la pieza, pero
como este diámetro es sólo el 50% del diámetro interior mayor, la expansión de
la pieza será en correspondencia reducida. Hablamos de cambios dimensionales
muy pequeños. Se pueden predecir entre 10 y 20 μm en la falda.
Si la expansión es un 50% del diámetro interior menor, debe apreciarse que
pequeñas variaciones pueden ser la diferencia entre una pieza que se eleva
fácilmente y una que opone resistencia al movimiento.
Por ejemplo, variaciones en el diámetro del saliente que sale de la base superior
de la pieza sinterizada pueden fácilmente dar al traste con la expansión anticipada
del diámetro interior menor. Otro factor que puede afectar a la retirada de esta
pieza es que, en algunos casos, la tensión dentro de la pieza puede producir una
tendencia a disminuir este diámetro interior al abandonar el punzón pasante,
aunque el diámetro exterior de la pieza se expanda. Por esta razón, el utillaje
puede no funcionar correctamente, y en la Figura 7.25a puede verse una posible
solución al problema.
Al tratarse de un ejemplo hipotético, asumimos que la pieza presenta todos
los problemas anteriormente descritos. Sin embargo, si tenemos una pieza con
la faldilla muy larga en comparación con el grosor de la punta, el problema que
surge al liberar el diámetro interior del punzón pasante, se simplifica. La punta
del punzón pasante puede ser rebajada como ya se explicó, de modo que la
pieza pueda colocarse y retirarse sin dificultad. Si las proporciones de la pieza
no permiten esta solución, el diseño de la Figura 7.26 presenta una posible
alternativa.
La mayor dificultad reside en la liberación de la pieza de la pequeña porción del
punzón pasante que queda unida al punzón superior. Las otras formas interiores
se sitúan en el punzón accionado por un resorte montado dentro del punzón
inferior. La pieza se encuentra aún sobre la superficie perfilada, y el diámetro
156 REPRENSADO, ACUÑADO Y CALIBRADO
interior es lo suficientemente grande para permitir que el punzón pasante, en el
descenso, se ajuste fácilmente dentro de él. Entonces, el punzón superior fuerza
a la pieza contra la matriz, completando el calibrado, y se retira, permitiendo que
la pieza sea expulsada y retirada sin dificultad.
Aunque el punzón pasante superior y el punzón suponen sólo una pequeña
porción del total de la superficie vertical de la pieza, es imposible que esa
porción de la pieza y la cantidad de trabajo realizado en el calibrado puedan
causar que la pieza se agarre al punzón pasante y sea expulsada de la matriz.
Si se encuentra disponible una prensa de doble efecto, el punzón pasante y el
punzón superior pueden operar como en la Figura 7.21. Alternativamente se
puede utilizar el diseño mostrado en la Figura 7.27. En este diseño el menor
diámetro interior es calibrado mediante un punzón pasante fijo ajustado dentro
del punzón inferior, soportado por un muelle.
Este punzón pasante fijo puede ser sustituido con la doble ventaja de que, por
un lado, el diámetro interior menor puede ser, si se desea, menor aún que tras el
sinterizado; y por otro lado, el calibrado puede adaptarse progresivamente si el
rebajado del punzón pasante se posiciona correctamente.
Carga
Calibrado
Figura 7.27. Calibrado de un pistón perfilado
empleando punzón pasantes inferiores.
Utillaje para el calibrado y el acuñado 157
Por otro lado, el diseño de la Figura 7.27 tiene una desventaja. En este caso se
requiere un movimiento adicional de la pieza.
Cualquier pieza móvil debe tener un margen suficiente para operar
correctamente y aunque cada margen puede ser de tan sólo 12 a 20 μm, cualquier
pieza móvil adicional puede suponer un posible aumento de la excentricidad de
la pieza.
A partir del examen de los problemas en el diseño de algunos tipos de piezas,
debería quedar claro que el diseño del utillaje depende en gran medida del tipo de
prensa disponible para calibrar. Para todo lo anteriormente dicho, debe asumirse
que la prensa opera en ciclos normales para prensas accionadas por manivelas.
Que la prensa normal complete su ciclo con el pistón en el "punto muerto
superior" significa que el punzón expulsor se parará en el punto más alto, al nivel
de la superficie de la matriz. En algunos casos puede seleccionarse la parada de
la prensa más allá del "punto muerto superior", o el mecanismo de expulsión
puede ser compensado de manera que el punzón expulsor alcance el nivel de la
superficie de la matriz, liberando la pieza y retirándose después hasta la posición
de reposo. La pieza permanecerá en la superficie de la matriz debido a la ligera
expansión que experimenta la pieza al abandonar la matriz. Un ejemplo de este
caso puede verse en la Figura 7.28. La pieza es de un tipo similar a la Figura
7.25a, pero aquí, el cuerpo de la pieza es mucho más sólido y probablemente no
se libere del punzón pasante hasta que sea expulsada por completo de la matriz.
Si el movimiento expulsor puede ser seleccionado de modo que la pieza se
libere completamente del punzón pasante y sea luego retirado lo suficiente
como para permitir la colocación de la siguiente pieza sobre el punzón pasante,
entonces la operación se convierte en algo muy sencillo.
Figura 7.28. Componentes
de paredes delgadas con
perfilado interior.
158 REPRENSADO, ACUÑADO Y CALIBRADO
Otras piezas complejas
Los tipos de piezas con formas más complejas que las tratadas en los epígrafes
precedentes resultan especialmente problemáticos en el prensado, sobre
todo con el utillaje de expulsión. Pero si estas piezas pudieran ser prensadas
satisfactoriamente, el calibrado y el acuñado serían menos problemáticos.
En la práctica, el diseño del utillaje para calibrar y acuñar está basado en la
combinación de los diseños ya existentes.
Utillaje para el calibrado y el acuñado 159
160 MANUAL HÖGANÄS PARA COMPONENTES SINTERIZADOS
Índice
comportamiento de “ruido de rodadura”
o “stick-slip” . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 29
coste de utillaje . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 65
compactación isostática del polvo . . . . . . 10
agentes reductores . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 98
comportamiento frente a la sinterización 85
hierro-cobre . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 88
hierro-cobre-carbono . . . . . . . . . . . . . . 88
polvos de hierro puro . . . . . . . . . . . . . . 85
compactación en matriz . . . . . . . . . . . . . . . 9
atmósfera de sinterización . . . . . . . . . . . . 90
control de atmósferas de sinterización . 109
A
adaptador multi-platos . . . . . . . . . . . . . . . 48
amoniaco disociado . . . . . . . . . . . . . . . . . 106
atmósfera protectora en el horno de
sinterización . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 69
componente con flanco y agujero ciego . 47
crecimiento de cuellos . . . . . . . . . . . . . . . 72
atmósferas de sinterización industriales 105
D
C
deformación plástica . . . . . . . . . . . . . . . . . 11
calibrado con bolas . . . . . . . . . . . . . 138, 139
calibrado de cojinetes con flancos . . . . . 147
calibrado y acuñado . . . . . . . . . . . . . . . . 122
carbono . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 111
precipitación de mezcla de gases . . . . 112
precipitación en los poros . . . . . . . . . . 111
zona de restauración . . . . . . . . . . . . . . . 91
carga elástica . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 19
carga plástica . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 19
cojinetes calibrados con flacos gruesos . 150
coeficiente de difusión . . . . . . . . . . . . . . . . 77
ciclo carga-relajación . . . . . . . . . . . . . . . . 19
ciclo de compactación . . . . . . . . . . . . . . . 36
ciclo de compactación para un
casquillocilíndrico . . . . . . . . . . . . . . . . . . 41
ciclo de compactación para una pieza
sencilla de dos niveles . . . . . . . . . . . . . . . . 43
círculo de Mohr . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 13
coeficiente de fricción en la pared
de la matriz . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 21, 28
cojinete con brida . . . . . . . . . . . . . . . . . . 147
cojinetes esféricos . . . . . . . . . . . . . . . . . . 141
componente de pared gruesa . . . . . . . . . 157
compactación en matriz cilíndrica . . . . 9
decarburación y carburación . . . . . . . . . 100
densidad libre de poros . . . . . . . . . . . . . . . 15
densidad de llenado . . . . . . . . . . . . . . . . . . 52
densidad teórica de mezclas de polvo
de hierro . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 17
densificación . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 10
densificación en doble cara . . . . . . . . . . . . 39
desbarbado en tambor con
lubricante seco . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 126
descomposición del lubricante . . . . . . . 111
diagrama de equilibrio . . . . . . . . . . . . . 100
Fe - Fe3C - C - CH4 . . . . . . . . . . . . . . . 103
Fe - Fe3C - C - H2 - CH4 . . . . . . . . . . . 103
Fe - FeO - Fe3O4 - Fe3C - CO - CO2 . . 101
Fe - FeO - Fe3O4 - H2 - H2O . . . . . . . . 101
diagrama Ellingham-Richardson . . . . . . 95
difusion superficial . . . . . . . . . . . . . . . . . . 71
difusión por borde de grano . . . . . . . . . . . 71
diseño de un útil de compactación . . . . . 51
distribución de carga en los punzones . . 64
distribución de densidad axial . . . . . . . . 25
distribución de tamaño de partícula . . . 75
diseño funcional del utillaje . . . . . . . . . . . 52
ÍNDICE 161
E
hidrógeno . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 105
energía libre de interfases . . . . . . . . . . . . . 80
hornos de sinterización . . . . . . . . . . . 69, 91
elementos intersticiales . . . . . . . . . . . . . . 77
energía libre de oxidación . . . . . . . . . . . . . 94
energía libre superficial . . . . . . . . . . . . . . 70
elementos sustitucionales . . . . . . . . . . . . . 77
endogas . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 106
equilibrio . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 96
presión de disociación . . . . . . . . . . . . . 96
temperaturas . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 98
estructura geométrica de las partículas
de polvo . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 68
etapas en un ciclo de compactación . . . 36
etapas de la sinterización . . . . . . . . . . . . . 81
expansión elástica del compacto . . . . . . . 30
hinchamiento de un compacto . . . . . . . . 80
hysteresis de la presión radial . . . . . . . . . 18
I
inferiores . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 44
L
límite elástico a cortadura . . . . . . . . . . . . 19
llenado de la matriz . . . . . . . . . . . . . . . . . . 37
lubricación en matriz . . . . . . . . . . . . . . . 126
lubricación por rociado . . . . . . . . . . . . . 126
lubricación para el calibrado
y acuñado . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 125
expansión elástica de los punzones
lubricación superficial por rociado
de aceite . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 125
evaporación/condensación . . . . . . . . . . . . 71
M
F
matriz estacionaria . . . . . . . . . . . . . . . . . . 39
eutéctico de bajo punto de fusión . . . . 83
factor de Poisson . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 18
fase líquida transitoria . . . . . . . . . . . . . . . 80
fluencia plastic o viscosa . . . . . . . . . . . . . . 71
formación de grietas . . . . . . . . . . . . . . . . 44
formación de cuellos . . . . . . . . . . . . . . . . 71
formación de puentes . . . . . . . . . . . . . . . . 37
fricción adhesiva . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 28
fricción por deslizamiento . . . . . . . . . . . . 28
fuerza de eyección . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 28
G
grado de homogeneización . . . . . . . . . . . 77
grietas en componentes de hierro
sinterizado . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 113
grietas horizontales . . . . . . . . . . . . . . . . . . 30
materiales para utillajes . . . . . . . . . . . . . . 61
matriz y punzón central . . . . . . . . . . . . . . 62
mecanismos de sinterización . . . . . . . . . . 70
mezclas de polvo . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 15
migración de vacantes . . . . . . . . . . . . . . . 71
módulo de elasticidad . . . . . . . . . . . . . . . 18
N
nitrógeno . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 109
O
oxidación y reducción . . . . . . . . . . . . . . . . 93
P
partículas endurecidas por deformación 12
pesos específicos . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 16
H
piezas de hierro sinterizado
con ampollas . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 111
herramientas para desplazar la matriz
hacia abajo . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 43
piezas con flancos internos . . . . . . . . . . 151
herramientas para calibrar y acuñar . 128
piezas con flancos externos . . . . . . . . . . 147
162 MANUAL HÖGANÄS PARA COMPONENTES SINTERIZADOS
piezas perfiladas con agujeros . . . . . . . 144
T
prensas de función múltiple . . . . . . . . . . 40
tensión a cortadura máxima . . . . . . . . . . 19
piezas planas sin agujeros . . . . . . . . . . . 128
presión axial . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 18
presión de compactación . . . . . . . . . . . . . . 9
presión de disociación . . . . . . . . . . . . . . . 96
presión radial . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 18
presión radial residual . . . . . . . . . . . . . . . 30
principio de la matriz flotante . . . . . . . . . 40
principio del movimiento de
la matriz hacia abajo . . . . . . . . . . . . . . . . 40
profundidad requerida de llenado . . . . . 52
profundidad de llenado . . . . . . . . . . . . . . . 52
tensión a cortadura horizontal . . . . . . . . . 30
tensión radial . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 14
tensión tangencial . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 14
temperatura de disociación . . . . . . . . . . . 96
temperatura standard de disociación . . 96
tiempo de homogeneización . . . . . . . . . . 78
transferencia de polvo . . . . . . . . . . . . . . . . 47
tolerancia (ajuste) entre zonas de fricción
del utillaje 60 densidad teórica . . . . . . . . . 9
tolerancias en las partes de la matriz . . 57
principio de eyección . . . . . . . . . . . . . . . . . 40
Z
porosidad . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 9
zona neutra . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 55
proceso de eyección . . . . . . . . . . . . . . . . . . 43
punto de rocío sobre potencial
de carbono . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 108
punzón inferior estacionario . . . . . . . . . . 39
Q
quemado rápido . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 113
R
reacción de formación de la cementita . 102
rebaje de la salida de la matriz . . . . . . . . 45
recuperación elástica o spring back . . . 28
relajación elástica . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 19
relajación plástica . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 19
reprensado . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 119
S
sinterización activada . . . . . . . . . . . . . . . . 82
sinterización en estado sólido . . . . . . . 70, 76
sistemas de platos múltiples . . . . . . . . . . 46
soporte deslizante . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 43
swaging . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 122
punto . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 123
radio . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 123
zona caliente . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 91
zona de quemado . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 91
zona de enfriamiento . . . . . . . . . . . . . . . . . 91
zonas en un horno contínuo
de sinterización . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 91
zonas libres de poros . . . . . . . . . . . . . . . . . 75
Power of Powder ®
La pulvimetalurgia tiene el poder de abrir todo un mundo de posibilidades.
Las propiedades inherentes de los polvos metálicos propician posibilidades
únicas para dar una solución a medida para cada requerimiento. A esto es
lo que llamamos “Power of Powder” (“El Poder del Polvo”). Un concepto
que, de forma permanente, abre y amplía el rango de aplicaciones de los
polvos metálicos. “Power of Powder” en su rol tradicional se ha venido
aplicando desde hace mucho tiempo en la producción de componentes
para automoción.
Como líder en la tecnología de los polvos metálicos, Höganäs está
preparada para ayudarle como socio de proyecto a explorar todas esas
posibilidades que puede tener su aplicación concreta.
El polvo de hierro se utiliza para reforzar alimentos y combatir la anemia.
El polvo de Níquel es un ingrediente vital en los recubrimientos de válvulas
para mejorar la resistencia al desgaste. Las formulaciones específicas de
polvos base hierro ofrecen nuevas soluciones en el “brazing” (soldadura
fuerte) a elevada temperatura.
Los “SMC” (“Soft Magnetic Composites”-materiales magnéticos blandos)
con propiedades magnéticas 3D están abriendo caminos innovadores en
motores eléctricos. De hecho, la pulvimetalurgia genera posibilidades sin fin.
Para encontrar cómo aplicar el “Power of Powder”, por favor contacte
con su sede Höganäs más próxima.
www.hoganas.com/pmc