diseño y propiedades mecánicas - höganäs ab · 2015-06-17 · la rotura de la matriz y de los...

Manual Höganäs para componentes sinterizados

Diseño y propiedades mecánicas

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Diseño

y pro

pied

ades m

ecánicas


Diseño y propiedades mecánicas

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© Copyright Höganäs ABTraducción y adaptación al castellano: Profesor D. José Manuel Torralba Castelló

Profesora Dª Mónica Campos Gómez De la Universidad Carlos III de Madrid. Abril 2015 1040HOGES – 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 1

Propiedades de los materiales y de los polvos1. Ciencia de materiales2. Producción de polvos de hierro y aceros3. Características de los polvos de hierro y acero

MANUAL 2

Producción de componentes sinterizados4. Compactación de polvos metálicos5. Utillajes de compactación6. Sinterización7. Reprensado, acuñado y calibrado

MANUAL 3

Diseño y propiedades mecánicas8. Diseño para la tecnología PM9. Materiales sinterizados base hierro10. Operaciones secundarias

Diseño y propiedades mecánicasDiseño para la tecnología PM . . . . . . . . . . . . . . 7

8.1 Aspectos generales . . . . . . . . . . . . . . . . . . 8

8.2 Precisión dimensional . . . . . . . . . . . . . . . . . 9

8.3 Ejemplos de características de diseños preferibles y diseños a evitar . . . . . . . . . . . . 11

8.4 Consideraciones de diseño adicionales . . . . . . . 30

8.5 Comentarios finales . . . . . . . . . . . . . . . . . 43

Materiales sinterizados base hierro . . . . . . . . . . 45

9.1 Aspectos generales . . . . . . . . . . . . . . . . . 46

9.2 Sistemas de aleación, microestructuras

y propiedades. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 51

9.3 Aplicaciones típicas . . . . . . . . . . . . . . . . . 87

Operaciones secundarias . . . . . . . . . . . . . . . 91

10.1 Inspección . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 92

10.2 Tratamientos térmicos . . . . . . . . . . . . . . . 94

10.3 Infiltración e Impregnación . . . . . . . . . . . . . 109

10.4 Mecanizado y otras operaciones . . . . . . . . . . 112

Índice . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 126

La pulvimetalurgia ofrece ventajas de diseño únicas, pero se deben considerar ciertos aspectos específicos de esta tecnología, los cuales se discuten en detalle en este capítulo.

Diseño para la tecnología PM

8.1 Aspectos generales . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 88.2 Precisión dimensional . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 98.3 Ejemplos de características de diseños preferibles y diseños a evitar . . . . 118.4 Consideraciones de diseño adicionales . . . . . 308.5 Comentarios finales . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 43

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8.1 Aspectos generales

Cada método de fabricación de piezas estructurales ofrece ventajas y limitaciones específicas. La gran ventaja de la producción pulvimetalúrgica sobre otros métodos de fabricación es su capacidad para producir, sin formación de viruta, piezas estructurales complicadas de gran precisión dimensional en grandes series con costes razonablemente bajos. La tecnología pulvimetalúrgica ofrece posibilidades únicas de crear formas que no se pueden fabricar con otros métodos o sólo con grandes dificultades y a elevados costes.

Por otro lado, no solo hay ventajas de diseño, sino también ciertas restricciones de diseño específicas en la fabricación de piezas PM, las cuales serán analizadas en detalle más adelante. Después, se verá que, en la mayoría de los casos, hay formas de adaptar los diseños convencionales a los requisitos específicos y las posibilidades únicas de la metalurgia de polvos sin perjudicar y a menudo mejorando la función de las piezas estructurales. El diseño apropiado de piezas estructurales pulvimetalúrgicas requiere atención en los siguientes puntos:

• Comprobar que la cantidad de producción es suficiente para justificar la inversión necesaria en utillaje

• Examinar la forma y las especificaciones dimensionales de la pieza propuesta y las sugerencias para los cambios necesarios

• Comprobar que las especificaciones están dentro de los límites de la pulvimetalurgia (propiedades físicas, mecánicas,...)

• Determinar si el proceso PM es más económico que otros posibles métodos de fabricación

La decisión de emplear esta técnica para la fabricación de una pieza es, sólo en raras ocasiones, el resultado de responder positivamente a los cuatro puntos arriba descritos. En pulvimetalurgia, más que en otras técnicas ingenieriles, la regla es que la respuesta final es el resultado de una serie de compromisos.

Se debería aclarar que los ejemplos y figuras presentados en los siguientes párrafos deben considerarse como sugerencias más que como respuestas óptimas a los problemas de diseño pulvimetalúrgico. Las soluciones de diseño inteligentes necesitan mucha práctica, habilidad y experiencia.

DISEÑO Y PROPIEDADES MECÁNICAS

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8.2 Precisión dimensional

La precisión dimensional que se puede conseguir en piezas estructurales sinterizadas depende, en parte, de la direccionalidad de las dimensiones y en parte, del último paso de fabricación. En la dimensión perpendicular a la dirección de compactación se pueden mantener tolerancias más estrechas que en la dimensión de la dirección de compactación. Se obtienen tolerancias más estrechas si el último paso de fabricación implica una operación de calibrado o acuñado. Si, por otro lado, la última etapa de fabricación consta de una sinterización o un tratamiento térmico -como un tratamiento de endurecimiento- la precisión alcanzable disminuye. Expresado de otro modo, las tolerancias dimensionales pueden compararse con las tolerancias de un pulido medio y un brochado obtenido mediante métodos de mecanizado convencionales. Las tolerancias de una pieza que es sinterizada, pero no calibrada, pueden compararse con las tolerancias medias obtenidas cuando se usan procesos de mecanizado comunes como el torneado, fresado, taladrado, etc.

Por último, las tolerancias de las piezas estructurales endurecidas o cementadas, son comparables en la mayoría de los casos, con tolerancias de mecanizado mayores, con las tolerancias de las aleaciones ligeras moldeadas y las tolerancias de clase más estrecha de pequeñas piezas producidas por métodos de moldeo a la cera perdida. Las tolerancias aproximadas asequibles después de la sinterización pueden verse en la Tabla 8.1.

Tabla 8.1. Tolerancias posibles en piezas estructurales después de la sinterización

Tamaño (dirección) mm

Diámetro (horizontal) µm

Altura Total(vertical) µm

Planicidad (horizontal)µm

Paralelismo(vertical)µm

⊥-Angularidad(vertical)µm

10 15 70 25 10 15

20 20 80 30 20 20

30 25 100 40 25 25

50 30 180 60 45 40

80 60 200 80 75 60

* Nota: Las cifras varían (±) con la composición del polvo, la T y el tiempo de sinterización.

Precisión dimensional

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De cómo la fabricación afecta a las tolerancias y a las propiedades físicas se muestra esquemáticamente en la Figura 8.1.

Figura 8.1 Cómo la fabricación influye sobre las tolerancias y las propiedades físicas de las

piezas PM. También se muestra la dependencia del material, geometría y procesado.

Amplias (IT 11) Medias Estrechas (IT6)

Tolerancias

Aum

ento

pro

pied

ades

físic

as Compactación

Sinterizado

Trat. Térmico

Trat. Térmico

Re-Prensado

CalibradoTrat. Térmico

Calibrado

Re-Sinterizado


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8.3 Ejemplos de características de diseños preferibles y diseños a evitar

Los ejemplos presentados a continuación deberían ayudar al diseñador de componentes de máquinas a evitar formas imposibles de ser compactadas o que requieran una complejidad innecesaria y un caro utillaje de compactación, o que perjudiquen la vida de la herramienta.

8.3.1 Chaflanes, flancos y formas cónicasFigura 8.2 Chaflanes.

Los bordes afilados entre la cara y las paredes laterales de una pieza se deben eliminar con el objeto de reducir la formación de rebabas e incrementar la vida de la herramienta.

Como se muestra en el esquema (a), el chaflán está formado por una pendiente con un ángulo y una zona plana de ancho W. Cuanto mayor es el ángulo α, mayor es la fuerza de compresión que se necesita para producir este ángulo.

Normalmente, el ángulo del chaflán es de 45°, pero cualquier ángulo inferior a 45° es aceptable. Debido a la fuerza requerida para compactar el polvo, los ángulos mayores de 45° referidos a la horizontal se deben evitar. Esto ayudará a evitar la rotura de la matriz y de los vástagos del troquel. La altura H no debería rebajar al espesor de las piezas en más del 30%, debido a la variación en densidad que esto producirá.

El ancho mínimo de la zona plana debe ser de 0.1 mm, aunque se recomienda un valor de 0.2 - 0.3 mm. Un valor típico para el radio R sería también de 0.2 - 0.3 mm. Como se muestra en el dibujo (b) si no se considera la zona plana, la vida del punzón se verá afectada y finalmente se romperá formando su propia zona llana con una dimensión del orden de 0.1 mm.

α30° to 45°

~ 0.1 mm

Wmin = 0.1 mmWtip = 0.25 mm

H

a

b

R

ejemPlos de características de diseños Preferibles y diseños a evitar

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Figura 8.3 Chaflanes y rebabas.Entre los elementos de utillaje es necesario que quede un cierto espacio libre o hueco. Como consecuencia, una pequeña cantidad de polvo es extruida en este hueco durante la compactación, y cada compacto terminará teniendo rebabas.

El diseño de un chaflán ayudará a reducir la aparición de estas rebabas. Sin embargo, el tamaño de las rebabas crecerá a lo largo del tiempo con el desgaste de los elementos de compactación.

Por ello es importante rectificar los punzones antes que las rebabas excedan la altura del chaflán.

Figura 8.4 Flancos.

Cuando una pieza de este tipo es conformada por dos punzones inferiores, como muestra el dibujo (a), no es imprescindible diseñar un radio donde el borde y el centro intersectan. Sin embargo, debemos recordar incluir un chaflán en el reborde periférico. Si, en cualquier caso, el reborde está conformado por una matriz escalonada, como muestra el dibujo (b), se debería considerar la adición de un radio con el fin de evitar grietas durante la eyección de la pieza (ver también Figura 5.8 del capítulo 5). Cuanto mayor es el radio, mejor será la expulsión. Normalmente, el mínimo radio aceptable es de 0.2 mm.

Rmin = 0.25 mm

a b

R


13

Figura 8.5 Bordes redondeados.Es posible redondear los bordes. Sin embargo, un radio perfecto, como muestra el dibujo (a), no es en realidad posible, debido a la punta creada en el extremo inferior del punzón.

Es casi seguro que esta punta se romperá al comienzo de la operación de compactación. Por ello, es aconsejable añadir una zona plana como se ilustra en el ejemplo del chaflán (ver Figura 8.3).

El dibujo (b) muestra cómo debe ser creada esta zona plana. Un valor típico es de 0.2 - 0.3 mm. Aquí, el radio de curvatura no se ha mencionado; cualquier valor es válido, aunque cuanto mayor sea mejor, evitando que la punta de la parte redondeada no disminuya la altura del compacto en más del 30%.

Sin embargo, no es recomendable diseñar un radio inferior a 0.2 mm. Es ese caso, la zona plana debe ser casi eliminada mediante un desbarbado (operación de pulido en tambor vibratorio).

a

b

Rmin = 0.25 mm

W = 0.25 mm


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Figura 8.6 Esquinas y bordes que dan a la matriz.Teóricamente se pueden fabricar esquinas y bordes exteriores agudos. Sin embargo, en la práctica es preferible redondearlos.

Entonces será más fácil construir la matriz y ésta será menos susceptible a agrietarse. Si la matriz está diseñada en una única pieza, siempre presentará un radio mínimo.

Éste radio se produce por el utillaje utilizado en el acabado de la matriz.

Figura 8.7 Esquinas y bordes que se dan al vástago de troquel.En teoría, los bordes agudos y las esquinas

interiores son fáciles de producir, pero se debe recordar que donde hay una esquina aguda, la pieza es más susceptible a agrietarse. Estas grietas se producen durante la eyección de la pieza.

Aquí, la retirada del vástago de troquel conduce a una contracción elástica del hueco dejado por la varilla, causando en la pieza esfuerzos de corte extremadamente elevados.

Por último, el redondeado de las esquinas permite un rellenado más uniforme, dando lugar a piezas mejores, a la vez que se alarga la vida del utillaje.

Vista desde arriba

Posible

Preferible

Vista desde arriba

Posible

Preferible

Vista desde arriba

Posible

Posible

Preferible

Preferible

R

R


15

Figura 8.8 Extremos esféricos.

Una semiesfera perfecta, como muestra el dibujo (a), no puede obtenerse directamente durante la compactación. Un punzón con un borde fino no aguantará la presión de compactación y se rom-perá casi inmediatamente.

Para reforzar el punzón, se debe tener en cuenta el tener una superficie plana de ancho W, como en el dibujo (b). Un ancho típico de esta superficie es de al menos 0.5 mm, aunque anchos mayores son también posibles dependiendo de la altura total de la pieza. La presión aplicada al punzón es mayor en su punta (extremo) que en el centro, por lo que no se puede alcanzar densidades uniformes en la pieza.

La superficie plana alrededor de la semiesfera puede eliminarse mediante un mecanizado o un pulido agresivo. Ver dibujo (c)

Figura 8.9 Formas cónicas conformadas por la matriz. Una pieza cónica perfecta, no puede producirse sin una operación de mecanizado. Se deben añadir dos zonas planas en cada extremo como muestra el dibujo (a). Estas zonas planas (de altura H) son fundamentales.

La zona plana superior impide que el punzón superior se estrelle contra la matriz, mientras que el plano inferior ayuda a la eliminación del riesgo de formación de rebabas y el atascamiento de polvo entre la matriz y el punzón inferior. El valor típico para la altura H es de 0.1-0.2 mm. Este valor, sin embargo, puede variar en función de la precisión de la prensa.

La pieza mostrada en el dibujo (b) es imposible de fabricar debido al hecho de que el punzón superior finalmente chocaría con la matriz durante la compactación. Sin embargo, si es necesario que la parte superior sea perfectamente plana, esto se puede conseguirse con la ayuda de un punzón superior tipo yunque, como muestra el dibujo (c).

H = 0.15 mm

Imposible

a

b c

H

a b

c

Wtip = 0.5 mm

Esto puede eliminarse mediante un pulido agresivo.

Imposible

a b

c

Wtip = 0.5 mm

Esto puede eliminarse mediante un pulido agresivo.

Imposible


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Figura 8.10 Formas cónicas conformadas por punzones superiores.Una forma como la que se muestra en el dibujo (a), Figura 8.10, sería difícil de fabricar. Si la forma cónica se tiene que obtener empleando un único punzón superior, como se observa en el dibujo (b), entonces el ángulo α tiene que tener un valor mínimo de 2°.

Esto ayudará al punzón a retirarse sin romper la pieza. Más aún, es muy recomendable considerar el uso de un radio en vez de un chaflán.

Si la pieza tiene que ser conformada con dos punzones superiores, como muestra el dibujo (c), debería considerarse una superficie vertical H1 para evitar la formación de rebabas entre los dos punzones. La altura H1 recomendada es de 0.2 - 0.3 mm.

α

cb

a

H1 = 0.25 mm


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8.3.2 Piezas con múltiples niveles Las piezas con diferentes niveles se pueden producir con un utillaje adecuado, usando punzones múltiples, matrices de múltiple efecto, punzones y/o vástagos de troquel escalonados.

Figura 8.11 Punzones múltiples.

Cuando el ancho de los escalones lo permite, se deberían usar varios punzones como muestra el dibujo (a). Un ancho mínimo típico es de 1.5mm. Sin embargo, durante la etapa de diseño, se debe tener en cuenta la resistencia del utillaje con el fin de evitar el combado de los punzones durante la compresión.

Se deben procurar diseños con el menor número posible de punzones. Por ejemplo, el diseño del dibujo (c) es preferible al diseño del dibujo (b). Si la prensa no está diseñada para tener más de un punzón inferior, se debería examinar la posibilidad de usar una matriz de múltiples niveles.

Pieza en verde

Punzón 1Punzón 2Punzón 3Núcleo central

Matriz


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Figura 8.12 Matrices de varios niveles.

Las matrices de varios niveles se usan con frecuencia, especialmente cuando la superficie de compresión es demasiado estrecha para realizarse con un punzón. Véase la Figura 8.12.

A veces las matrices de múltiple efecto conducen a problemas de distribución de densidad, ya que los distintos niveles no son objetos que se mueven. La sincronización de los punzones es por consiguiente, fundamental para optimizar la densidad en la cercanía de escalones.

El sistema de soporte o apoyo de la matriz debe ser capaz de resistir las altas fuerzas de compresión generadas por los niveles. Algunas prensas no soportarán esta fuerza al nivel de la matriz.

Figura 8.13 Vástagos de troquel múltiples.

Se puede emplear un vástago múltiple para producir piezas escalonadas a condición de que la prensa sea capaz de resistir la fuerza de compresión.

Un vástago de troquel múltiple debe tener las esquinas redondeadas, como se ve en el dibujo (a). Cuanto mayor sea el radio, menor es la posibilidad de rotura. Sin embargo, cuanto mayor es el radio R1, más difícil será conseguir un buen ratio de densidad en esa área. Obsérvese la parte remarcada en el dibujo (b). Un valor típico para R es 0.5 mm.

La altura H del nivel no es ajustable y solo puede modificarse re-mecanizando el vástago de troquel.

L tip < 1.5 mm

Apoyo de la matriz

H

R2

R1

a b


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Figura 8.14 Escalón en la cara del punzón.

Se puede obtener un escalón directa-mente con un único punzón con tal de que la altura no exceda el 20% de la altura total H de la pieza. Véase la Figura 8.14.a.

Si la altura del escalón es mayor que el 20% de H, se deberá considerar el uso de un segundo punzón, si no la densidad será extremadamente alta por debajo de este escalón. Se puede realizar fácilmente un reborde, como muestra la Figura 8.14.b, mediante la transferencia de polvo con la ayuda de punzones exteriores (inferior y superior).

Esta acción se lleva a cabo con el fin de mantener una distribución de densidad más uniforme. No obstante, si se quiere compactar este reborde sin la transferencia de polvo con un solo punzón superior, se debe evitar tener una altura F del reborde mayor que su espesor T.

La cavidad en el punzón superior debería tener forma cónica con el fin de ayudar al punzón a resistir sin romper la pieza.

Al comprimir un reborde de este tipo sin transferencia de polvo hará que su densidad sea más alta que en el cubo equivalente.

H

H F

T

a

b


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Figura 8.15 Caras con relieve.Se pueden fabricar caras con relieve, como muestra el dibujo Figura 8.15, sin punzones subdivididos cuando b2 ≤ 0.2 b1 y b3 ≤ 0.1 b1. El ángulo α debería ser al menos de 5°.

Figura 8.16 Ranuras fabricadas mediante un punzón.

Cuando se realiza una ranura con un punzón, se debe evaluar si la profundidad es aceptable. Como la cantidad de polvo debajo de la ranura es la misma que la de la zona de al lado de ella, la densidad local debajo de la ranura será finalmente mayor que en cualquier otra zona.

Esto se debe a la alta relación de compresión. Normalmente, en el caso de ranuras semicirculares, se debe evitar sobrepasar el 30% de la altura total H de la pieza.Véase la Figura 8.16.a.

En el caso de una ranura con ángulo, el valor indicado se convierte en un 20%. Véase la Figura 8.16.b.

Aquí, no debería olvidarse incluir un ángulo con el fin de evitar que la pieza se quede pegada al punzón durante la eyección.

αα

b 2b 1

b 3

a

b

H

H

0.3 x H

0.2 x H


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Figura 8.17 Rebordes y espárragos.

Durante la eyección de una pieza con un gran reborde, se produce una importante contracción en la unión entre el reborde y el espárrago, aumentando una posible área de fractura. Con el fin de contrarrestar el efecto de esta contracción, se recomienda usar un radio en la intersección. Véase la Figura 8.17.a. A veces, es menos caro y más seguro fabricar una pieza con dos partes. Si el bulón tiene un diámetro pequeño comparado con la pieza, entonces es mejor hacer un agujero (pasante o ciego) durante la compactación, o taladrar un agujero en el compacto en verde, y usarlo para insertar el espárrago que se quedará adherido en ese lugar mediante el proceso de sinterización. Véase la Figura 8.17.b.

Figura 8.18 Cubo engranaje

Durante el diseño de un engranaje, es importante recordar dejar suficiente espacio entre los dientes y el centro. Este espacio extra ayuda a asegurar un utillaje más resistente y a fabricar piezas más resistentes. Si el espacio entre

Posibles áreas de fractura

Radio

a b

Posible Preferiblea b


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los dientes y el centro es muy estrecho, el punzón empleado para compactar estos dientes será muy frágil. Dejando un espacio extra, los diseñadores podrán fabricar utillaje más resistente con dientes más fuertes. La pieza mostrada como preferible en la Figura 8.18 tiene que ser compactada con el punzón orientado hacia abajo.

8.3.3 Espesor en paredes y agujerosEn pulvimetalurgia se pueden producir fácilmente agujeros usando punzones durante la operación de compactación. Sin embargo, deben observarse algunos aspectos importantes, los cuales se describen a continuación.

Figura 8.19 Agujeros.

La Figura 8.19.a nos muestra que es posible realizar agujeros que ayudarán a aligerar la pieza y a ahorrar polvo mientras se reduce la superficie de compactación. Es más económico diseñar agujeros circulares que poligonales. La razón es que el utillaje es más fácil de fabricar.

La Figura 8.19.b muestra una pieza con diversos agujeros. La distancia L1 entre el agujero y la cara lateral de la pieza debería ser suficiente para permitir una buena fluidez del polvo durante el rellenado de la matriz.

Cuanto más profundo es el espacio de relleno necesitado para la pieza, mayor es la distancia necesaria. Típicamente, se deberían evitar distancias inferiores a 1.5 mm.

Vista desde arriba

Posible Preferible

a b

L2

L1 tip = 1.5 mm


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Figura 8.20 Agujeros estrechos.

El tamaño mínimo del agujero es obviamente aquel obtenido por el punzón más pequeño mecanizable. De nuevo, el tamaño mínimo del núcleo depende de la altura de la pieza. Si se produce un diámetro muy estrecho en una pieza de gran altura de compactación, durante la eyección de la pieza, el largo y delgado punzón usado para generar este agujero estará sujeto a fuerzas de fricción tan altas que se romperá.

La Figura 8.20.a muestra lo que pasa cuando un agujero con un diámetro muy pequeño está situado cerca de un lateral de la pieza. Durante la compactación, el núcleo, que está guiado tanto en el punzón superior como el inferior, se doblará porque, bajo la alta presión de compactación, la pieza se expande radialmente más que los punzones. Esta acción está casi obligada a producir grietas en la pieza que finalmente romperán el punzón.

La Figura 8.20.b muestra lo que pasa cuando un agujero estrecho está sometido a fuerzas casi simétricas. Aquí, el punzón no se doblará, pero su contracción elástica en la mitad hará la eyección muy difícil y podría romper el punzón de forma rápida.

Figura 8.21 Espesor en paredes. Las paredes estrechas deben evitarse. No son imposibles de fabricar, pero pueden causar una variedad de problemas en los ajustes del utillaje y en su esperanza de vida. Más aún, después de la sinterización, las desviaciones (en planicidad, diámetro, etc) serán más acusadas y harán más difícil mantener las tolerancias.

a b


24

Los factores indicativos de paredes estrechas son:

• Cuando el índice H/T, en la Figura 8.21.a, es mayor que 6• Cuando el espesor T, en la Figura 8.21.b, es menor que 0.8 mm• Cuando el índice H/S, en la Figura 8.21.c, es mayor que 6 (incluso

cuando fue posible obtener en algunos casos razones superiores a 18)

Figura 8.22 Agujeros cónicos (con extremo superior más ancho).

En ocasiones, un agujero cónico debe prensarse en la dirección mostrada en la Figura 8.22.a. Normalmente, en un caso así, no es posible realizar agujeros usando utillaje convencional. Una posible solución al problema se muestra en la Figura 8.22.b. En un mecanismo flotante (un muelle o un sistema hidráulico) se coloca un punzón convencional. El punzón con muelle, también conocido como "falso punzón", cuya función es la de impedir que el polvo rellene el espacio donde tiene que ir el agujero, es entonces empujado hacia fuera por un punzón superior, dando la forma al agujero deseado. Por supuesto, debe tenerse en cuenta la presencia de las zonas planas superior e inferior.

a b c

H

T TS

H

a ba ba ba b


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Figura 8.23 Agujeros cónicos (extremo inferior más ancho)

Los planos son fundamentales cuando se compacta una pieza diseñada con un agujero cónico como muestra la Figura 8.23.a. Los valores típicos para T1 y T2 son 0.5 mm.

Cuando el polvo se prensa, se debe comprobar que el punzón superior no interfiere el vástago. Véase Figura 8.23.b. Más aún, el punzón inferior debería moverse más allá de la cara superior o del comienzo de la forma cónica; si no, esto podría crear afiladas rebabas en el perímetro del diámetro del agujero. Véase la Figura 8.23.c.

Figura 8.24 Agujeros ciegos.

Las piezas con agujeros ciegos son fáciles de fabricar. Lo ideal sería que el agujero estuviera orientado hacia abajo como se muestra en la Figura 8.24.a. A veces, sin embargo, se prensan desde arriba como muestra la Figura 8.24.b. Cuando es necesario, se emplea un determinado ángulo α para permitir la retirada del punzón. También nos debemos asegurar que la profundidad H del agujero no exceda el 15% de la altura de la columna de polvo debajo del agujero. Si se necesita un agujero más profundo, se emplea entonces un punzón con un extremo puntiagudo. Véase la Figura 8.24.c.

aa b c

T 1 tip = 0.5 mm

T 2 tip = 0.5 mm

α

a b c

H


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Figura 8.25 Bordes delgados.

No es aconsejable producir piezas unidas mediante el diseño de paredes delgadas. El utillaje necesario sería extremadamente frágil. Lo ideal sería modificar el diseño con el fin de modificar esta característica. Véase la Figura 8.25.

También son difíciles de producir ángulos con bordes agudos. Como se muestra en los dibujos de abajo, es aconsejable dejar una zona plana en el borde.

La Figura 8.25 a-c muestra ejemplos de un mal diseño (lado izquierdo) y un buen diseño (lado derecho).

Figura 8.26 Ranuras y muescas.

Una ranura como la mostrada en la Figura 8.26.a permite el ensamblaje preciso de dos piezas. Este tipo de ranuras son imposibles de realizar directamente en la operación de compactación, ya que sería imposible realizar la eyección de la pieza. Alternativas:

• Después del sinterizado se puede mecanizar una ranura si se realiza en esta dirección.

• Realizar una muesca en el eje opuesto mediante un abultamiento en la cara del punzón inferior como muestra la Figura 8.26.b.

A evitar

Imposible

Alternativas

Alternativac

b

a

a b


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Figura 8.27 Roscas.

Las roscas, como muestra la Figura 8.27.a, no se pueden obtener directamente mediante la compactación. Da lo mismo que sean exteriores o interiores, las roscas deben ser mecanizadas después de la sinterización. Para que esto sea posible, se tiene que añadir un margen suficiente a las dimensiones relacionadas de la pieza. El margen mínimo que tiene que ser añadido depende del tipo de rosca que se necesite. Generalmente, el equivalente del propio ancho de la rosca será suficiente. Véanse las Figuras 8.27.b y c.

Figura 8.28 Esmerilados.

Los esmerilados de diamante, como muestra la Figura 8.28.a, no se pueden realizar mediante el prensado:

Alternativas:

• Mecanizar el esmerilado después del sinterizado• Producir esmerilados rectos como muestra la Figura 8.28.b

Los esmerilados rectos se pueden obtener con una profundidad mínima de 0,3 mm, y su diseño debería ser redondeado con un radio de al menos 0,1 mm. Recuerde que, si el esmerilado no es suficientemente profundo, una operación de desbarbado después del sinterizado podría dañarlo

• En vez del esmerilado, realizar una periferia perfilada como muestra la Figura 8.28.c

a b c

a

c

b


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Figura 8.29 Formas especiales.

En pulvimetalurgia es posible producir formas que serían difíciles de obtener de otro modo. Por ejemplo, se pueden fabricar piezas con esquinas ciegas. Se debe poner atención con el fin de que la pieza se pueda expulsar fácilmente después de la compactación. Véase la Figura 8.29.a.

Las piezas muy largas deberían mantener una relación altura/anchura inferior a 5. Si esta relación es superior a 5, el riesgo de ruptura de la pieza se incrementa rápidamente. Véase la Figura 8.29.b.

Figura 8.30 Ensamblajes.

Los ensamblajes deberían ayudar a resolver algunas dificultades de producción o, a veces, a evitar el uso de operaciones secundarias. Por ejemplo, si se quiere compactar una pieza que incluye un hueco o ranura, es posible diseñar la pieza en dos partes, las cuales serán ensambladas antes del sinterizado. Durante el sinterizado, la soldadura entre las partículas de polvo mantendrá las dos partes firmemente unidas.

Esta técnica es útil cuando la pieza a ser fabricada emplea una materia prima identificada como difícil de mecanizar. Véase la Figura 8.30.

Puede ser perforado tras el sinterizado

H

H< 5Tip.

D

D

a b


29

Figura 8.31 Caracteres alfanuméricos.

Los caracteres alfanuméricos se pueden realizar en la cara final del punzón de prensado. Estos pueden tomar la forma de marcas elevadas, hundidas o en relieve. Se deberían cumplir las siguientes reglas:

• Un ángulo mínimo de 2° en el contorno del carácter

• El ancho de la raya mayor que el espesor del carácter

• Los símbolos que forman un agujero en la cara del punzón son una fuente de acumulación de polvo. Este problema se puede resolver recubriendo la cara de trabajo con grafito. Véase la Figura 8.31


30

8.4 Consideraciones de diseño adicionales

El diseño de piezas estructurales de polvo metálico está influenciado no sólo por aspectos relacionados con las técnicas de compactación y el utillaje, como se ilustró en el párrafo anterior, sino también por aspectos relacionados con el coste del utillaje, el comportamiento durante el sinterizado, y la funcionalidad de las piezas.

8.4.1 Aspectos económicos relacionados con el utillajeSe emplea un tiempo considerable en instalar, ajustar y poner en funcionamiento el utillaje en la prensa y, cuando las series de producción son pequeñas, los costes relativos suponen una proporción relativamente elevada de los costes totales de producción. Cuanto más complejo es un utillaje, más tiempo se emplea en instalarlo y ponerlo en funcionamiento, y más altos son los costes que conlleva. No solo es una cuestión de costes de mano de obra, sino también de costes de tiempo perdido de producción de la prensa.

Cuando están involucradas series pequeñas de producción, puede resultar más económico compactar piezas semi-terminadas con un utillaje simple, necesitándose menor tiempo de establecimiento y puesta en marcha, y terminar la pieza mediante un mecanizado convencional. Un ejemplo típico de esta filosofía de producción es la de los niveles superiores del cubo sincronizador que se muestra en la Figura 8.32. Para realizar estos rebajes directamente durante el proceso de compactación, se necesita un punzón múltiple, como muestra el dibujo (a).

Sin los rebajes, como en el dibujo (b), la pieza puede prensarse con un punzón superior simple mientras que el cubo tiene que ser mecanizado después del sinterizado. En el caso de series de producción pequeñas, el coste de la operación de mecanizado posterior será menor que la suma de costes de utillaje adicionales para un punzón superior más complicado y los costes adicionales para un tiempo de instalación y puesta en marcha de la prensa. En el caso de grandes series de producción, sin embargo, este coste es el opuesto.


31

Figura 8.32 Cambio del diseño de una pieza estructural por un utillaje PM más sencillo (en el caso de pequeñas series de producción)

8.4.2 Aspectos relacionados con el comportamiento del sinterizadoEn el proceso de sinterización, las piezas pueden sufrir cambios dimensionales y deformaciones las cuales pueden corregirse por medio de operaciones posteriores como el calibrado y acuñado, o en algunos casos el mecanizado.

• Dependiendo de la composición del polvo, las piezas pueden con-traerse o dilatarse durante la sinterización. Por ello, merece la pena examinar si las especificaciones de las propiedades físicas de la pieza permiten la elección de la composición de un polvo que minimice los cambios dimensionales durante el sinterizado. De otro modo, los cambios dimensionales pueden ser difíciles o imposibles de corregir mediante el posterior calibrado.

• Durante el calentamiento en el horno de sinterización, las partes más finas de una pieza se calientan más rápido que las partes más gruesas, pudiendo combarse la pieza. Por ello es aconsejable diseñar piezas que eviten diferencias extremas en el espesor de sus diferentes partes.

• Los casquillos largos con densidad menor en el centro tienden a formar una angostura o cintura debido a la contracción desigual. Estos talles pueden ser difíciles o imposibles de corregir por calibrado; y en este caso, se debería examinar si la aplicación permite el uso de dos casquillos cortos en vez de uno largo.

• Las piezas con forma de disco y los anillos finos si no se apoyan adecuadamente, tienden a combarse durante el sinterizado.

• Las piezas de gran tamaño pueden dar problemas durante el sinterizado porque su superficie se calienta más rápidamente que su núcleo y se obstruye el quemado y eliminación de los lubricantes. Una velocidad de calentamiento demasiado elevada en el horno de sinterizado, puede causar la rotura de las piezas.

a b

consideraciones de diseño adicionales

32

8.4.3 Aspectos relacionados con la forma y funciónLa forma de una pieza está, ante todo, determinada por la función a desempeñar, pero también está influenciada por las peculiaridades del proceso elegido para fabricarla. Los ejemplos siguientes pueden ilustrar como una pieza, originalmente diseñada para ser fabricada mediante un mecanizado convencional (torneado, taladrado o fresado) puede rediseñarse con el fin de obtener ventajas de las capacidades de conformación únicas de la técnica PM. La pieza en cuestión es una brida con un agujero en cada lado del reborde. Ver Figura 8.33.

Figura 8.33 Optimización del diseño de una brida para el proceso pulvimetalúrgico.

En la versión original (a), la pieza tiene un reborde circular con tres agujeros roscados y en su diámetro interior central tiene una ranura. Aparte de los agujeros roscados, esta versión podría ser fácilmente fabricada por la técnica de metalurgia de polvos. La versión (b) es un primer paso para la utilización de las posibilidades de conformado de la pulvimetalurgia, en donde el reborde circular ha sido reemplazado por un reborde triangular ahorrándose una cantidad importante en peso.

En la versión (c) óptimamente adaptada, la ranura del taladro central ha sido reemplazada por una llave (eliminando un punto débil en la pieza original), y los agujeros roscados han sido reemplazados por ranuras redondeadas para los pernos conectores. (Los agujeros correspondientes en la pieza contraria tienen que ser roscados). Mediante la técnica pulvimetalúrgica, la versión (c) de esta brida puede realizarse tan fácilmente como la versión (a). Mediante el mecanizado convencional, la versión (c) sería mucho más difícil y cara de realizar que la versión (a).

3 x M6 3 x M6

a b c


33

Existen muchos otros ejemplos de cómo la pulvimetalurgia puede realizar uniones funcionalmente superiores para transmisiones de torsión. Mediante la técnica pulvimetalúrgica, los agujeros con ranuras, secciones transversales triangulares, poligonales o más complicadas, pueden realizarse tan fácilmente como agujeros redondos. En este sentido, las uniones superiores eje-árbol pueden fabricarse, siendo imposibles de obtener, o solo con elevados costes y grandes dificultades, mediante mecanizado convencional. También, en el caso de los engranajes, puede ser valioso utilizar las capacidades de conformado de la pulvimetalurgia. El método clásico para fabricar engranajes es el fresado. Por razones de máxima resistencia a impacto, el radio del diente en la base del engranaje debería ser lo más grande posible. Por otro lado, debido a las precondiciones geométricas del proceso de fresado, hay un límite superior en el radio del diente.

La regla general en el diseño de engranajes es cuanto más pequeño es el radio máximo del diente alcanzable, mayor tiene que ser la resistencia del acero con el cual se fabricará el engranaje. La técnica PM no está limitada por las condiciones geométricas del proceso de fresado, por ejemplo puede generar un mayor radio de diente.

Cuando se comparan métodos clásicos con la técnica PM, el diseñador de engranajes debería tener en cuenta que la menor resistencia de los aceros sinterizados, comparada con los aceros convencionales, puede ser compensada por un radio de diente correspondientemente mayor.

Una capacidad única del proceso pulvimetalúrgico es la generación deliberada de zonas de diferente densidad en una pieza estructural. Por ejemplo, el agujero de un piñón puede prensarse fácilmente con una densidad menor a la del engranaje actual. En este sentido, el agujero puede tener propiedades autolubricantes mediante la impregnación de aceite, mientras que la parte más densa del engranaje posee la resistencia necesaria más alta.

En el caso de la brida mostrada en la Figura 8.33, la cercanía de los agujeros del tornillo podrían prensarse con densidad creciente con el fin de evitar la deformación plástica del borde cuando los tornillos estén apretados. La menor densidad en zonas de una pieza donde no se necesita una elevada resistencia ayuda a incrementar la vida de los punzones que compactan, y en algunos casos, puede permitir el uso de prensas más pequeñas.


34

8.4.4 Ejemplos de piezas PM de diferente complejidadEn la actualidad, la gama de piezas producidas por métodos pulvimetalúrgicos se extiende desde piezas relativamente simples hasta piezas extremadamente complejas. La frecuencia de los diferentes tipos disminuye con su grado de complejidad. En la Figura 8.34 se muestra un diagrama de frecuencia típico relacionado con las diferentes clases de complejidad.

Figura 8.34 Tipo de frecuencia de piezas PM relacionada con su grado de complejidad.

Tipo

de

frecu

enci

a

1 2 3 4 5 6 7 8 9Grado de complejidad

5

50

30

2522

20

16

1210


35

Las piezas extremadamente simples son típicamente raras porque, la técnica PM no puede competir fácilmente con los métodos convencionales de producción en masa. Pero tan pronto como las piezas tienen alguna pequeña característica de diseño imposible o difícil de fabricar mediante métodos convencionales, su frecuencia en el espectro de las piezas estructurales pulvimetalúrgicas es muy alta.

Según se incrementa su grado de complejidad, de nuevo se vuelven menos frecuentes debido al incremento de costes en utillaje y procesado. En las fotografías y dibujos de las Figuras 8.35-8.38 se muestran algunas piezas estructurales representativas de los diferentes grados de complejidad.

Figura 8.35.a. Selección de componentes con grado de complejidad 2 de acuerdo

con el diagrama de la Figura 8.34.


36

Figu

ra 8

.35.

b. S

elec

ción

de

com

pone

ntes

con

gra

do d

e co

mpl

ejid

ad 2

de

acue

rdo

con

el d

iagr

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8.34

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37




38

Figu

ra 8

.36.

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Fig

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39




40

Figu

ra 8

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8.34

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41




42

Figu

ra 8

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b. S

elec

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de

com

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ejid

ad 5

de

acue

rdo

con

el d

iagr

ama

de la

Fig

ura

8.34

.


43

Figura 8.39 Componente con grado de complejidad 8 de acuerdo


8.5 Comentarios finales

La experiencia dice que las únicas posibilidades de diseño del proceso pulvimetalúrgico no son evidentes automáticamente a todos los consumidores de piezas estructurales.

Cuando un diseñador de componentes de maquinaria, no está familiarizado con las posibilidades y las precondiciones del proceso PM, diseña, en primer lugar, por medio de métodos convencionales de producción. Al principio de una fase relativamente tardía del desarrollo, cuando un nuevo componente deseado se vuelve más complicado y más caro de ser fabricado mediante los métodos convencionales, el diseñador se vuelve hacia la técnica PM como un último recurso. Pero entonces puede ser demasiado tarde.

Aunque, la técnica PM, al principio, pudiera ofrecer una solución más conveniente o mejorar el problema, la adaptación del diseño de los componentes a la técnica PM, puede ser inaceptable, en esta última etapa del desarrollo, ya que supone un cambio completo del ensamblaje en el cual se integra el componente.

A nivel del diseño, las cooperaciones iniciales y cercanas entre el cliente y el productor son un beneficio para ambos.

Cortesía de Alvier AG


Este capítulo se ocupa de las características de los materiales sinterizados base hierro para la producción industrial de piezas estructurales con propiedades físicas y dimensionales controladas.

Materiales sinterizados base hierro

9.1 Aspectos generales . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 469.2 Sistemas de aleación, microestructuras y propiedades . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 519.3 Aplicacionas típicas . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 87

46

9.1 Aspectos generales

Hay muchas formas de alcanzar las propiedades deseadas de resistencia con materiales sinterizados base hierro. Los parámetros más importantes son:

• Densidad• Condiciones de sinterización• Elementos de aleación• Condiciones de los tratamientos térmicos

Estos parámetros deberían controlarse dentro de los límites más estrechos posibles, ya que incluso pequeñas variaciones pueden causar una dispersión inaceptablemente grande de los cambios dimensionales durante la sinterización y echar así a perder la estabilidad dimensional de las piezas sinterizadas.

La densidad es de fundamental importancia con respecto a las propiedades físicas de las piezas estructurales sinterizadas, ya que la resistencia a tracción y la resistencia a fatiga se incrementan de forma aproximadamente proporcional, el alargamiento y la resistencia al impacto se incrementan exponencialmente con la densidad de sinterización. Véase el diagrama esquemático de la Figura 9.1.

Figura 9.1 Incremento de las

propiedades de sinterizado

con la densidad de sinterizado.

Esquemáticamente.

a = compactación + sinterización.

a´= compactación en caliente.

b = compactación + sinterización +

recompactación + resinterización

c = Forja del polvo

Densidad, g/cm³

Resistencia a tracción

Resistencia a fatiga

Alargamiento

Resistencia al impacto

Densidad Relativa, %

Pro

pie

dad

es,

% d

el m

áxim

o

MATERIALES SINTERIZADOS BASE HIERRO

47

La densidad de sinterización depende principalmente de la densidad del compacto la cual, a su vez, depende de la presión de compactación. Las presiones de compactación mayores de 650 N/mm2 no son normalmente puestas en práctica por el riesgo de sobrecarga del utillaje de compactación. Con presiones de compactación máximas soportables bajo condiciones de producción en masa de (600 - 650 N/mm2), se alcanzan densidades superiores a 7.1 - 7.2 g/cm3. Este rango de densidades puede extenderse por encima de 7.3 - 7.4 g/cm3 cuando se emplean técnicas de compactación en caliente desarrolladas recientemente por Höganäs.

Densidades superiores a 7.5 - 7.6 g/cm3 sólo se pueden obtener mediante pre-sinterizado y doble prensado de los compactos antes de la sinterización final (capítulo 7, §7.2). Incluso densidades mayores, por encima de 7.7 - 7.8 g/cm3, pueden alcanzarse mediante una forja en caliente de compactos pre-prensados (y pre-sinterizados).

Las condiciones de sinterización, deciden (1) con qué rapidez y eficiencia las partículas de polvo en el compacto forman uniones sinterizadas y los poros se redondean, (2) con qué rapidez tiene lugar la homogeneización de los elementos aleantes (capítulo 6, § 6.2), y (3) si los elementos de aleación susceptibles, se oxidan o no (capítulo 6, § 6.4).

En la pulvimetalurgia del hierro, la sinterización se lleva más comúnmente a cabo en hornos continuos de cinta funcionando a temperaturas de 1120° hasta máximas de 1150°C. Las temperaturas de sinterización de 1250 - 1350°C acelerarían substancialmente la homogeneización de los elementos aleantes y permitiría el uso de elementos de aleación beneficiosos pero susceptibles al oxígeno como el cromo y el manganeso. Sin embargo, excepto para materiales especiales de alto precio, esas altas temperaturas de sinterización son prohibitivas por razones económicas. De todos modos los hornos de cinta no pueden resistir temperaturas superiores a 1150°C.El tiempo de sinterización normalmente no es superior a 20 o 30 minutos, puesto que mayores tiempos de sinterización producen solo propiedades marginalmente mejores las cuales no justifican el incremento de los costes de sinterización.

Los elementos aleantes disueltos en el metal base, aumentan la posibilidad de formación de distintas microestructuras y elevan la resistencia a la deformación de los materiales. Ver Figura 9.2.a. Los elementos aleantes también influyen en el cambio dimensional de las piezas estructurales durante el sinterizado. Los elementos aleantes son indispensables para la templabilidad tanto de aceros convencionales como sinterizados. Ver Figura 9.2.b.

asPectos generales

48

Figura 9.2 Influencia de los elementos aleantes frente a la resistencia a la tracción (a) y la

capacidad de endurecimiento (b).

En principio, los elementos aleantes tienen el mismo efecto sobre los aceros sinterizados que sobre los aceros convencionales. Sin embargo, no todos los elementos aleantes comunes empleados en los aceros convencionales pueden

a

b


49

utilizarse en los aceros sinterizados, ya que algunos de ellos, como por ejemplo el Mn y V, se oxidan muy fácilmente en atmósferas de sinterización comerciales (capítulo 6, § 6.4). Por otro lado, los elementos indeseables en aceros convencionales, como por ejemplo el fósforo (fragilidad a revenidos bajos), puede tener efectos beneficiosos en los aceros sinterizados (capítulo 6, § 6.2.4).

Las composiciones aleadas de los aceros sinterizados para piezas estructurales tienen que seleccionarse cuidadosamente no solo con respecto a la resistencia deseada sino también con respecto a la estabilidad dimensional durante la sinterización. Con composiciones aleadas que alcanzan niveles de dureza por encima de 150 - 180 HV, es importante que los cambios dimensionales de las piezas estructurales durante la sinterización sean lo más pequeños posible y, aún más importante, que la dispersión de estos cambios dimensionales se mantenga dentro de los límites más estrechos posible.

Mientras que las piezas con durezas inferiores a 150 HV pueden ser calibradas o acuñadas fácilmente, el calibrado o acuñado se vuelve más difícil y finalmente imposible cuanto más se exceda de este nivel. En la producción en masa de piezas de alta dureza y precisión, es importante que los cambios dimensionales durante la sinterización (y el posterior tratamiento térmico) sean insensibles a las inevitables variaciones en los parámetros del proceso y la composición del material.

Las condiciones de los tratamientos térmicos, cuando son aplicadas a componentes de aceros sinterizados, deben estar especialmente bien controladas para asegurar el mayor grado posible de estabilidad dimensional del componente en el proceso de endurecimiento o temple. El enfriamiento asimétrico durante el temple de un componente sinterizado, especialmente cuando se trata de una forma compleja, puede conducir a una distorsión tan severa que la pieza debe ser rechazada o sujeta a un caro re-mecanizado que eliminaría la ventaja de coste que presenta la tecnología PM sobre los métodos de producción alternativos.

La estabilidad dimensional de las piezas sinterizadas depende de la precisión con la que se controlan los parámetros mencionados arriba. Dos ejemplos de la Figura 9.3 ilustran la influencia de pequeñas variaciones en la densidad de los compactos, las condiciones de sinterización y la composición del polvo en los cambios dimensionales durante la sinterización. En estos ejemplos se puede ver que los tipos bien escogidos y las cantidades de elementos aleantes pueden hacer que las variaciones dimensionales de los compactos sinterizados sean menos sensibles a los parámetros que varían en el proceso.

asPectos generales

50

Figura 9.3 Influencia de las variaciones en la densidad del compacto, condiciones de

sinterización y composición del polvo sobre la variación dimensional durante el sinterizado.

Var

iaci

ón d

imen

sion

al, %

Var

iaci

ón d

imen

sion

al, %

6.7 g/cm3 6.8 g/cm3 6.9 g/cm3

1100°C 1120°C 1140°C 25 min 30 min 35 min 2.25 % Cu 2.50 % Cu 2.75 % Cu 0.25 % C 0.35 % C 0.45 % C

7.1 g/cm3 7.2 g/cm3 7.3 g/cm3

1100°C 1120°C 1140°C 25 min 30 min 35 min 3.6 % Ni 4.0 % Ni 4.4 % Ni 0.45 % Mo 0.50 % Mo 0.55 % Mo 1.35 % Cu 1.50 % Cu 1.65 % Cu 0.4 % C 0.5 % C 0.6 % C

+ 0.20

+ 0.05

- 0.05

± 0

+ 0.25

+ 0.30

NC100.24+ 2.5 % Cu+ 0.35 % C

Distaloy AE+ 0.5 % C

CuDensidadCMoNiTempTiempo

Cu

Densidad

TiempoTemp

C


51

9.2 Sistemas de aleación, microestructuras y propiedades

En la actualidad, en la mayoría de los casos, los componentes de hierro y acero sinterizados están hechos de materiales basados en uno u otro de los siguientes sistemas aleados:

• Hierro puro• Hierro - Carbono• Hierro - Cobre• Hierro - Cobre - Carbono• Hierro - Fósforo - Carbono• Hierro - Cobre - Níquel - Carbono• Hierro - Cobre - Níquel - Molibdeno - Carbono• Hierro - Níquel - Molibdeno - Carbono• Hierro - Cromo - Molibdeno - Carbono• Hierro - Cromo - Carbono

Normalmente, estos materiales son una mezcla de polvo de hierro con los respectivos elementos y algún lubricante en forma de polvo. Estas mezclas se pueden prensar mucho más fácilmente que los polvos totalmente prealeados. Sin embargo, las mezclas de polvo tienden a segregarse cuando se transportan y manipulan. Por lo tanto, muchos de estos materiales están actualmente disponibles en la forma de mezclas de polvos parcialmente prealeados y no segregables, listos para prensarlos y conocidos bajo los nombres registrados de Distaloy® y Starmix® (capítulo 3).

Las microestructuras de los aceros sinterizados aleados, fabricados a partir de mezclas de polvo, son normalmente mucho más heterogéneas que las de los aceros convencionales aleados. Mientras que el carbono se difunde muy rápidamente en el polvo base de hierro y alcanza pronto el equilibrio durante la sinterización, otros elementos aleantes como el cobre, níquel, y molibdeno, que se difunden mucho más despacio, solo alcanzarían el equilibrio después de tiempos de sinterización extremadamente largos (capítulo 6, Figura 6.9). Por lo tanto, estos materiales, fabricados bajo condiciones de sinterización comercialmente aceptables, exhibirán siempre un cierto grado de hetereogeneidad. Cuando son necesario tratamientos térmicos posteriores, los materiales totalmente prealeados normalmente son los más apropiados.

sistemas de aleación, microestructuras y ProPiedades

52

9.2.1 Hierro puroA partir de finales de los años 30, cuando los métodos pulvimetalúrgicos se emplearon por primera vez a mayor escala industrial en Europa y EE.UU., los cojinetes autolubricados y las piezas sinterizadas para aplicaciones de baja resistencia y aplicaciones magnéticas blandas, se han fabricado a partir de polvo de hierro. La Figura 9.4 muestra la microestructura de un polvo de hierro esponja (NC100.24) compactado con una densidad de 7.10 g/cm3.

Figura 9.4 Microestructura del NC100.24, sinterizado durante 30 min. a 1120 ºC.

Densidad de sinterizado: 7.10 g/cm3.

La Figura 9.5 muestra la microestructura de un polvo de hierro atomizado (ASC100.29) compactado a una densidad de 7.10 g/cm3. Ambos materiales han sido sinterizados durante 30 min. a 1120°C en una atmósfera de 90% N2 + 10% H2). A pesar de tener densidades comparables y condiciones de sinterizado idénticas, los dos materiales difieren significativamente con respecto al tamaño de grano y la estructura del poro, el material NC100.24 posee un tamaño de


53

grano más pequeño y una estructura de poro más finamente dispersa que el material ASC100.29. Nótese que fue necesaria una presión de compactación considerablemente inferior para compactar el material ASC100.29 y alcanzar casi la misma densidad que el NC100.24.

El tamaño de grano es un parámetro que tiene una importante influencia sobre las propiedades físicas del hierro. Con un tamaño de grano decreciente, generalmente se incrementa la resistencia, pero con un tamaño de grano creciente, las propiedades de ductilidad y magnéticas mejoran. Los poros finamente dispersos tienen un mayor efecto negativo sobre las propiedades magnéticas que los poros gruesos. Así, para aplicaciones magnéticas de alta densidad, el ASC100.29 es una buena elección. Por otro lado, el NC100.24, debido a su superior resistencia en verde después de la compactación es una buena elección para cojinetes autolubricados con alta porosidad y para piezas estructurales complejas de baja a media resistencia. Para alcanzar niveles de resistencia superiores a 200 N/mm2 con hierro sinterizado, se necesitan densidades superiores a 7.2 g/cm3.

Figura 9.5 Microestructura del ASC100.29 sinterizada durante 30 min. a 1120°C.

Densidad de sinterizado: 7.10g/cm3.


54

9.2.2 Hierro - carbonoUn modo muy eficiente de aumentar la resistencia a la tracción y la dureza del hierro sinterizado es alearlo con carbono. Esto se logra añadiendo polvo de grafito al polvo de hierro antes de la compactación y la sinterización. Al ser un elemento aleante intersticial, el carbono se disuelve muy rápidamente en la estructura del polvo de hierro durante la sinterización. Sin embargo, la exitosa sinterización de los materiales que contienen carbono requiere una atmósfera de sinterizado no descarburizante cuidadosamente controlada (capítulo 6 § 6.4).

La Figura 9.6 muestra la microestructura de dos aceros sinterizados que contienen respectivamente 0.2 y 0.5% de carbono disuelto en peso. Las zonas de perlita y ferrita son claramente visibles. Ambos materiales fueron obtenidos a partir de polvo de hierro atomizado (ASC100.29), sinterizado durante 30 min. a 1120°C en 90% N2 - 10% H2, y tienen una densidad de sinterizado de 7.10 g/cm3.

Aparte de la presencia de poros, las microestructuras son prácticamente idénticas a aquellas correspondientes a aceros convencionales al carbono. El efecto del carbono disuelto sobre la resistencia a tracción, el alargamiento y la variación dimensional del hierro sinterizado se muestra en el diagrama de la Figura 9.7. En aceros al carbono sinterizados al igual que en los convencionales, los contenidos en carbono superiores a 0.8% en peso dan lugar a una red de cementita frágil en los primitivos bordes de grano de la austenita y por tanto deberán evitarse.


55

Figura 9.6 Microestructura de (a) ASC100.29 + 0.2% C y (b) ASC100.29 + 0.5% C,

ambos materiales sinterizados durante 30 min. a 1120°C.

Densidad de sinterización 7.10 g/cm3.

a

b


56

Figura 9.7 Influencia del contenido de carbono en las propiedades del hierro sinterizado.


57

9.2.3 Hierro - cobre, hierro - cobre - carbono

Las mezclas de polvo de hierro y cobre tienen los dos siguientes beneficios:

1. El cobre se funde a 1083°C, esto es, por debajo de la temperatura de sinterización, y se infiltra rápidamente en el sistema de poros del compacto desde donde se difunde de un modo relativamente fácil dentro de las partículas de polvo de hierro.

2. El cobre es soluble en el hierro- ϫ (austenita) hasta aproximadamente un 9% en peso, pero sólo hasta 0.4 % en peso en el hierro-α (ferrita); En consecuencia, las aleaciones hierro-cobre pueden endurecerse por precipitación mediante un recocido a baja temperatura después del sinterizado, y en realidad es lo que ocurre hasta cierto punto al pasar por la zona de enfriamiento en el horno de sinterización.

Normalmente el cobre se añade al polvo de hierro base en cantidades desde 1.5 a 4% en peso. La Figura 9.8 muestra la microestructura de dos materiales de hierro cobre que contienen respectivamente 2 y 4% en peso de cobre premez-clado, compactado a densidades de aproximadamente 7.10 g/cm3, y sinterizadas durante 30 min a 1120°C. Como se puede observar, el cobre no está distribuido completamente de forma homogénea en la matriz de hierro después de la sinte-rización.

Las regiones de mayor contenido en cobre aparecen en las fotografías como vetas de tonos marrones a lo largo de los bordes de grano y se forman en las superficies de las partículas de hierro.


58

Figura 9.8 Microestructuras de (a) ASC100.29 + 2% Cu y (b) ASC100.29 + 4% Cu,

ambos materiales sinterizados durante 30 min. a 1120°C.

Densidad de sinterización: 7.10 g/cm3 en ambos casos.

a

b


59

Con contenidos de cobre superiores a alrededor de un 2.5% en peso, los compactos tienden a crecer hasta tal valor durante la sinterización, que es difícil controlar sus tolerancias dimensionales. Para mantener, durante la sinterización, la estabilidad dimensional de las piezas estructurales que contienen cobre, se añade a la mezcla de polvo hierro-cobre cantidades adecuadas de grafito. El efecto carburizante del grafito durante la sinterización contrarresta el efecto de hinchamiento que produce el cobre. (capítulo 6, Figura 6.18).

Un efecto beneficioso de estas adiciones de grafito es un incremento adicional de la resistencia. El diagrama de la Figura 9.9 ilustra el efecto de la adición de carbono en la resistencia a la tracción, el alargamiento y la variación dimensional de materiales hierro-cobre sinterizados.


60

Figura 9.9 Influencia del contenido de carbono en las propiedades de materiales hierro-cobre

sinterizados. Hierro base NC100.24.

La Figura 9.10 muestra la microestructura de dos materiales hierro-cobre que contienen 2% en peso de cobre y 0.2 y 0.6% en peso de carbono, prensados hasta alcanzar densidades de aproximadamente 7.10 g/cm3, y sinterizados durante 30 min. A 1120°C en endogas. En la fotografía tomada al material con 0.2% en peso de carbono, el cobre disuelto aparece concentrado en áreas ricas en carbono de


61

la estructura férrea donde la perlita se ha desintegrado parcialmente. Es posible que el cobre, durante el calentamiento hasta la temperatura de sinterización, penetrara en los bordes entre la ferrita y las láminas de cementita mientras que la austenización de las áreas perlíticas se retrasó (capítulo 6, 6.2.3). En el material con 0.6% en peso de carbono, el cobre parece estar más homogéneamente distribuido.

Figura 9.10 Microestructura de (a) SC100.26 + 2% Cu + 0.2% C y

(b) SC100.26 + 2% Cu + 0.6% C, ambos materiales y sinterizados durante

30 min. a 1120°C. Densidad de sinterizado: 7.10 g/cm3 en ambos casos.

a

b


62

9.2.4 Hierro - fósforo - carbonoEn los métodos convencionales de producción de acero, el fósforo es el elemento más indeseable ya que provoca una segregación irreparable durante la solidificación, la cual hace que el acero se vuelva frágil. En la pulvimetalurgia del hierro, sin embargo, se ha demostrado que es un elemento aleante potenciador del aumento de la resistencia. Aquí, normalmente se añade el fósforo al polvo de hierro como un polvo prealeado de Fe3P muy finamente molido el cual, comparado con otros compuestos del fósforo, es relativamente blando y poco dañino para el utillaje de compactación.

Durante la sinterización, el hierro y el fósforo forman una mezcla eutéctica (10% de P, 1050°C) la cual se infiltra rápidamente en el sistema de poros del compacto mejorando el proceso de sinterización (Ver capítulo 6, Figura 6.15).

El diagrama de la Figura 9.11 muestra la influencia del fósforo y del carbono en la resistencia a tracción, el alargamiento y la variación dimensional. Lo más interesante es la comparación de este diagrama con el de la Figura 9.9. En ambos casos, el polvo de hierro base es el NC100.24. Como se puede observar, las adiciones de un 0.3 a 0.6% de fósforo tienen un efecto muy similar a las adiciones de 2 a 4% de cobre en la resistencia a tracción y el alargamiento. Sin embargo, las adiciones de fósforo afectan a la variación dimensional durante el sinterizado en mucho menor grado que las adiciones de cobre, y producen contracciones en vez de dilataciones de las piezas sinterizadas.


63

Figura 9.11 Influencia de las adiciones de fósforo y carbono en las propiedades de los

materiales de hierro sinterizados. Polvo de hierro base NC100.24.


64

La Figura 9.12 muestra las fotografías de las microestructuras de dos materiales sinterizados que contienen un 0.45% de fósforo, uno sin carbono y otro con un 0.5% de carbono. Obsérvense los poros de tamaño medio redondeados y la ausencia de poros pequeños.

Figura 9.12 Microestructuras de (a) NC100.24 + 0.45% F y

(b) NC100.24 + 0.45% F + 0.5% C, ambos materiales sinterizados durante

30 min. a 1120°C. Densidad de sinterizado: 7.10 g/cm3 en ambos casos.

a

b


65

Esta estructura particular de poros tiene una influencia muy beneficiosa en la resistencia al impacto, un fenómeno que puede explicarse en términos de una reducción substancial del efecto entalla. Ver Figura 9.13.

Figura 9.13 Influencia de las adiciones de fósforo en la resistencia a impacto de materiales de

hierro sinterizados.

Ene

rgía

de

impa

cto,

J

ASC100.29

ASC100.29

NC100.24

NC100.24

Den

sida

d de

l sin

teriz

ado,

g/c

m3

wt. - % Fósforo

Compactación: 600 N/mm2, Sinterización: 30 min, 1120°C, DA

100

80

60

40

20

0

7.4

7.2

7.0

6.80 0.2 0.4 0.6


66

9.2.5 Hierro - cobre - níquel - carbonoAñadir níquel a una mezcla de hierro-carbono y hierro-cobre-carbono tiene aproximadamente el mismo efecto en la resistencia a la tracción y en el alargamiento que el incremento del contenido de cobre. Sin embargo, la ventaja fundamental de la sustitución de una parte del cobre por níquel es una considerable reducción de la variación dimensional durante el sinterizado.

Obsérvese la Figura 9.14. donde la resistencia a la tracción, el alargamiento y la variación dimensional de las piezas sinterizadas, fabricadas con mezclas que contienen diversas cantidades de cobre y níquel, se comparan.

Figura 9.14 Influencia de adiciones de diversas proporciones de níquel y cobre sobre las

propiedades de materiales de hierro sinterizados.

Res

iste

ncia

a la

trac

ción

, N/m

m2

Var

iaci

ón d

imen

sion

al, %

Adiciones de aleantes en peso wt. -%

Ala

rgam

ient

o, %

Sinterización: 30 min, 1120°C, Densidad: 7.0 g/cm3

600

500

400

300

200

10

0.6%C

Resistencia a la tracción

Alargamiento0.6%C

0,6%C

0 %C

0 %C

0 %C

5

0100

+ 1.2

+ 1.0

+ 0.8

+ 0.6

+ 0.4

+ 0.2

0.02 Cu 4 Cu 2.5 Cu + 2.5 Ni


67

La Figura 9.15 muestra la microestructura de un material sinterizado de base hierro, uno que contiene un 2.0% Cu + 2.5% Ni + 0.6% C.

En la microestructura del material que contiene carbono, aparte de ferrita y perlita, aparecen en la vecindad de los poros y en las superficies de las antiguas partículas pequeñas áreas de austenita rica en níquel. Localmente, la concentración de níquel es tan elevada, que la velocidad normal de enfriamiento fue suficiente para producir pequeñas áreas de martensita.

Figura 9.15. Microestructuras de SC100.26 + 2.0% Cu + 2.5% Ni + 0.6% C,

sinterizado durante 30 min. a 1120°C. Densidad de sinterización: 7.10 g/cm3.


68

9.2.6 Hierro - cobre - níquel - molibdeno - carbonoHöganäs ha desarrollado una variedad de materiales que contienen Mo en combinación con Ni o Cu, o ambos Ni y Cu, los cuales se han experimentado con mucho éxito en la fabricación de piezas estructurales para aplicaciones de alta resistencia y precisión. Algunos de estos materiales son aleaciones homogéneas con el nombre comercial de Astaloy™, pero la mayoría de ellos son mezclas de polvos no segregables y parcialmente aleados con el nombre comercial de Distaloy®. Los materiales del tipo Astaloy y Distaloy, mezclados con las cantidades apropiadas de grafito, tienen propiedades de mayor resistencia, muestran buena estabilidad dimensional durante la sinterización, y tienen buena respuesta frente a los tratamientos térmicos posteriores. A continuación se nombran y describen brevemente los materiales más comunes.

Astaloy Mo es un polvo de hierro atomizado aleado homogéneamente con un 1.5% de Mo. Tiene alta compresibilidad (sólo ligeramente inferior a los polvos de hierro atomizados y no aleados), y buena resistencia en verde. Con adiciones de carbono de 0.2 a 0.6%, tiene una excelente templabilidad.

Astaloy 85 Mo es un polvo de hierro atomizado homogéneamente aleado con un 0.85% de Mo. Tiene alta compresibilidad (sólo ligeramente inferior a los polvos de hierro atomizados y no aleados), y buena resistencia en verde. Con adiciones de carbono de 0.2 a 0.6%, tiene muy buena templabilidad.

Distaloy SA está basado en un polvo de hierro esponja SC100.26 al cual un 1.75% de Ni, un 1.5% de Cu y un 0.5% de Mo ha sido adherido por difusión. Este material tiene una elevada resistencia en verde, al estar basado en un polvo de hierro esponja. Mezclado con apropiadas cantidades de grafito presenta alta resistencia después de la sinterización y responde bien al tratamiento térmico posterior.

Distaloy AB tiene la misma composición química que el Distaloy SA pero está basado en el polvo de hierro de grado ASC100.29. Al estar basado en polvo de hierro atomizado, tiene una alta compresibilidad. Mezclado con apropiadas cantidades de grafito presenta alta resistencia después de la sinterización y responde bien al tratamiento térmico posterior.

Distaloy AE está basado en un polvo de hierro atomizado ASC100.29 al cual se ha adherido por difusión un 4% de Ni, un 1.5% de Cu y un 0.5% de Mo.


69

Al estar basado en polvo de hierro atomizado, tiene una alta compresibilidad. Mezclado con apropiadas cantidades de grafito presenta alta resistencia después del sinterizado y responde muy bien al tratamiento térmico posterior.

Distaloy DC contiene un 2% de Ni y un 1.47% de Mo, y se obtiene mediante una deposición por difusión de polvo de Ni en el Astaloy Mo, un polvo de hierro atomizado aleado homogéneamente con un 1.5% de Mo. Este material está especialmente diseñado para que los componentes sinterizados alcancen una dispersión dimensional muy restringida, sin tener en cuenta la densidad del compacto. Esto hace que este material sea ideal para componentes con formas intrincadas y variaciones internas de densidad. Mezclado con grafito, este material asegura alta resistencia después del sinterizado ya que se forma una cantidad relativamente grande de bainita, y algo de martensita a bajas velocidades de enfriamiento. (0.5 - 0.8°C/s) en la zona de enfriamiento de un horno continuo normal. (Las siglas DC hacen referencia a "Control Dimensional").

Distaloy DH contiene un 2% de Cu y un 1.47% de Mo, se obtiene mediante una deposición por difusión de un 2% de polvo de Cu en el Astaloy Mo. Este material, mezclado con grafito, puede transformarse en una microestructura de martensita-bainita muy dura directamente desde la zona de sinterización, cuando el horno de cinta está equipado con un sistema de enfriamiento convectivo, que permite velocidades de enfriamiento de 4 - 8°C/s. A estas velocidades de enfriamiento, la resistencia a tracción puede alcanzar valores de 1100 N/mm2 (densidad de sinterización de 7.0 g/cm3). Las letras DH hacen referencia a "Direct Hardening" ("Endurecimiento Directo").

Distaloy HP contiene un 4% de Ni, un 2% de Cu y un 1.41% de Mo, y se obtiene mediante una deposición por difusión de un 2% de polvo de Cu y un 4% de polvo de Ni en el Astaloy Mo. Debido a su alto contenido en níquel, este material, mezclado con grafito da aproximadamente entre 2 a 3% de austenita retenida. La combinación de níquel y cobre tiene por resultado una variación dimensional cercana a cero. Debido a su alto contenido en aleantes, este material tiene una alta resistencia después del sinterizado. Las condiciones de sinterización y las velocidades de enfriamiento comunes en un horno de cinta dan lugar a una microestructura de martensita y bainita. Se pueden alcanzar valores de resistencia a tracción entre 950 y 1000 N/mm2 (densidad de sinterización de 7.0 g/cm3). Las siglas HP se refieren a "High Perfomance" ("Alta prestación").El diagrama de la Figura 9.16 muestra la influencia al variar adiciones de cobre y carbono en las propiedades de sinterización del Astaloy Mo.


70

Figura 9.16 Influencia de las adiciones de cobre y carbono sobre las propiedades de

sinterización de materiales de hierro aleados con molibdeno (Astaloy Mo).

Carbono

Alargamiento

Resist

encia

a tra

cción

Ala

rgam

ient

o, %

Res

iste

ncia

a tr

acci

ón, N

/mm

2Va

riaci

ón d

imen

sion

al, %

Sinterización: 30 min, 1120°C, Densidad: 7.0 g/cm3


71

9.2.7 Hierro - niquel - molibdeno - carbonoEste sistema de aleación ofrece una buena combinación de resistencia y templabilidad, junto con una buena procesabilidad en términos de compactación y sinterización. Dependiendo de las propiedades que se requieran del componente final, Höganäs ha desarrollado dos calidades dentro de este sistema.

Astaloy LH es un polvo totalmente prealeado con 0.9% Ni y 0.9% Mo. Esta combinación ofrece una buena templabilidad junto con buena compresibilidad. Aún más, teniendo una gran robustez desde el punto de vista dimensional durante la sinterización, permite la fabricación de componentes de alta resistencia que requieran un tratamiento térmico posterior. La adición de hasta un 2% de cobre, hace de esta calidad de polvo un buen candidato para el sinter-hardening. La Figura 9.17 muestra la microestructura del Astaloy LH + 2% Cu + 0.7% C, para una velocidad de enfriamiento de 0.8º C/s. La estructura es una mezcla de martensita y bainita, y con velocidades de enfriamiento superiores se puede conseguir un 100% de martensita.

Figura 9.17 Microestructura del Astaloy LH + 2% Cu + 0.7% C, sinterizado a 1120ºC,

30 minutos.


72

Distaloy AQ es una calidad basada en hierro puro al que se le han aleado por difusión 0.5% Ni y 0.5% Mo. Es una calidad especialmente diseñada para aplicaciones que requieran de tratamientos térmicos como un temple o un endurecimiento superficial. Después de los tratamientos térmicos, los niveles de dureza y resistencia son comparables a otros sistemas mucho más aleados. Otra característica clave es su excelente compresibilidad, que permite un buen calibrado posterior a la sinterización, debido a su excelente ductilidad. La Figura 9.18 a muestra su microestructura sinterizada y la Figura 9.18 b después de temple y revenido.

Figura 9.18 Microestructura del Distaloy AQ + 0.5% C, a) sinterizado a 1120º C,

30 minutos, y b) Distaloy AQ con 0.6% C después de temple y revenido.

a

b


73

9.2.8 Hierro - cromo - molibdeno - carbonoIntroduciendo el Cromo como elemento de aleación en los aceros pulvimetalúrgicos, se puede combinar una alta templabilidad con el bajo coste. Esto ha permitido abrir las puertas a unas excelentes propiedades en estado sinterizado a un coste razonable. La elevada afinidad del Cr por el oxígeno hace que existan ciertas restricciones con la atmósfera de sinterización. Por ejemplo, el endogas no puede utilizarse debido a su alta presión parcial de oxígeno.

Astaloy CrM es un polvo totalmente prealeado con 3% Cr y 0.5% Mo. Debido a la alta templabilidad de estos elementos de aleación se puede obtener una alta resistencia y dureza después de la sinterización y con densidades moderadas. También ofrece una buena respuesta al sinter-hardening. La Figura 9.19 muestra la estructura martensítica en un Astaloy CrM + 0.5% C a una velocidad de enfriamiento de 1ºC/s.

Figura 9.19 Microestructura del Astaloy CrM + 0.5% C, sinterizado a 1120ºC,

30 minutos con una velocidad de enfriamiento de 1ºC/s.


74

9.2.9 Hierro - cromo - carbono

Astaloy CrA es un polvo totalmente prealeado con 1.8% Cr, y ofrece una buena combinación entre bajo coste, procesado robusto y alta resistencia. Su buena compresibilidad junto con una estructura de ferrita/perlita en estado sinterizado, le convierten en una calidad de polvo muy versátil. La adición de cobre o níquel le permite, mediante sinter-hardening, obtener alta resistencia. La Figura 9.20 muestra una estructura totalmente perlítica para un Astaloy CrA + 0.8% C.

Figura 9.20 Microestructura del Astaloy CrA + 0.8% C, sintrerizado a 1120ºC, 30 minutos.


75

9.2.10 Templabilidad de los materiales Astaloy™ y Distaloy® Las propiedades resistentes de las calidades Astaloy y Distaloy se pueden mejorar sensiblemente después de la sinterización mediante tratamiento térmicos. La excelente templabilidad de los materiales Astaloy y Distaloy se muestra en los diagramas CCT y sus microestructuras asociadas en las Figuras 9.21 a 9.25. Establecer estos diagramas CCT no es tarea fácil. Sin embargo una idea de la templabilidad de estos materiales base hierro se puede obtener mediante la determinación de la microdureza en función de la distancia desde la superficie en una probeta pulida de una muestra endurecida de tamaño apropiado, por ejemplo una probeta de tracción.

Figura 9.21.a Diagrama CCT para un Distaloy SA + 0.45%C sinterizado a 1120ºC, 30 minutos en

endogas; enfriamiento desde 850ºC, F=Ferrita, P=Perlita, B=Bainita, M=Martensita.

0

100

200

300

400

500

600

700

800

900

1 10 1000100 10000Tiempo, s

Tem

pera

tura

, °C

dT/dt (°C/s)

0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

0.1 1 10 100

Velocidad de enfriamiento, °C/s

Can

tidad

de

fase

(%

)

90 10

M

M

F

P+B

P+B

F

.1.55 1

0

100

200

300

400

500

600

700

800

900

1 10 1000100 10000Tiempo, s

Tem

pera

tura

, °C

dT/dt (°C/s)

0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

0.1 1 10 100


Can

tidad

de

fase

(%

)

90 10

M

M

F

P+B

P+B

F

.1.55 1


76

Figura 9.21.b Microestructuras del Distaloy SA + 0.45%C sinterizado y enfriado desde

850ºC.


77

Figura 9.22a Diagrama CCT (arriba) y porcentaje de fases (abajo) del Distaloy AE + 0.5% C

sinterizado 30 minutos a 1120ºC en endogas y enfriado desde 850ºC. F=Ferrita, P=Perlita,

B=Bainita, M=Martensita.

0

100

200

300

400

500

600

700

800

900

1 10 1000100 10000Tiempo, s

Tem

pera

tura

, °C

dT/dt (°C/s)

0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

0.1 1 10 100


100 10

M

M

P+B

P+B

F

F

.1.55 1

Can

tidad

de

fase

(%

)


78

Figura 9.22b Microestructuras del Distaloy AE + 0.5% C enfriado desde 850ºC.

10°C/s50 μm

0.5°C/s50 μm

P

P

Ni-rich A

B

M

F

B

M


79

Figura 9.23a Diagrama CCT (arriba) y porcentaje de fases (abajo) del Distaloy DH + 0.40% C



0

200

400

600

800

1000

1200

1 10 1000100 10000Tiempo, s

Tem

pera

tura

, °C

dT/dt (°C/s)

0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

0.1 1 10 100


56 8 2.5

B

B

M

M

.85 .25.5

Can

tidad

de

fase

(%

)


80

Figura 9.23b Microestructuras del Distaloy DH + 0.40% C enfriado desde 1120ºC.

8°C/s50 μm

0.5°C/s50 μm

B

B

M


81

Figura 9.24a Diagrama CCT (arriba) y porcentaje de fases (abajo) del Distaloy HP + 0.50% C



0

200

400

600

800

1000

1200

1 10 1000100 10000Tiempo, s

Tem

pera

tura

, °C

dT/dt (°C/s)

0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

0.1 1 10 100

64 8 2.5

B

B

M

M

Distaloy HP + 0.5% C

.85 .250.54


Can

tidad

de

fase

(%

)


82

Figura 9.24b Microestructuras del Distaloy HP + 0.50% C enfriado desde 1120ºC.

8°C/s50 μm

0.5°C/s50 μm

B

Ni-rich A

Ni-rich A

B M

M


83

Figura 9.25a Diagrama CCT (arriba) y porcentaje de fases (abajo) Astaloy Mo + 0.60% C



0

200

400

600

800

1000

1200

1 10 1000100 10000

dT/dt (°C/s)

0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

0.1 1 10 100

40 16 8 2.5

B

B

M

M

F

F

.85 .25 .125.54

Tiempo, s

Tem

pera

tura

, °C


Can

tidad

de

fase

(%

)


84

Figura 9.25b Microestructuras del Astaloy Mo + 0.60% C enfriado desde 1120ºC.

8°C/s50 μm

0.5°C/s50 μm

B

M

M

B


85

Véase un ejemplo en la Figura 9.26 y sus correspondientes microestructuras en la Figura 9.27

Figura 9.26. Variación de la microestructura y microdureza con la distancia desde la

superficie.

Distancia desde la superficie, mm

Dur

eza

med

ia, M

HV

0.0

5

Distaloy AE + 0.5% C, Densidad: 7.18 g/cm3

Sinterización: 30 min a 1120ºC en endogasTemplados en aceite a 850ºC


86

Figura 9.27. Microestructura del Distaloy AE + 0.5% C sinterizado y endurecido;

muestra de 6 mm de espesor, templada en aceite desde 850ºC. a) Superficie, b) Centro.

Más información y con más detalle de todos los materiales tratados en este capítulo en www.hoganas.com.

a

b


87

9.3 Aplicaciones típicas

Como se ha demostrado en el párrafo anterior, existen disponibles un gran número de materiales diferentes, para alcanzar una gran variedad de propiedades del sinterizado y las combinaciones de dichas propiedades. Así, la pregunta siguiente se considera oportuna: "¿Cuál de estos materiales es el mejor para qué aplicación?". No existe una respuesta sencilla.

La elección final para cada caso particular es normalmente el resultado de una cadena de ensayos de laboratorio, adaptaciones de diseño, fabricación piloto, pruebas funcionales, y consideraciones comerciales. En la Tabla 9.1 se presentan ejemplos de piezas producidas en la actualidad como se describe arriba y que pueden servir como guía. Algunos de ellos se muestran en las fotografías de la Figura 9.28.

Tabla 9.1. Aplicaciones para diversos materiales de base hierro sinterizados

Código Nombre de la pieza estructural

sinterizada

Material Densidadg/cm3

Procedimiento de fabricación

(P1 S1 P2 S2 etc)

A Polea de correa Hierro-cobre-carbono 6.6 P1 S1 P2

B Junta para tubo de escape flange Hierro - fósforo 7.0 P1 S1

C Cubo sincronizadorHierro-Cromo- Molibdeno-Carbono 7.0 P1 S1 (M)*

D Pieza de cerrajería Hierro-Níquel-Cobre- Molibdeno-Carbono 6.8 P1 S1

E Biela Hierro-Cobre-Carbono 7.75 P1 S1 PF M

F Soporte planetario Hierro-Cobre-Carbono 6.8 P1 S1(B)

G Lóbulo de leva Hierro-Cromo-Carbono 7.3 P1 S1 P2 HT

P1=Compactación, S1=Sinterización, S1(B)= Soldadura sinterizada P2=Re-prensado,

S2=Re-sinterizado, M=mecanizado, PF=sinterforjado, HT= tratado térmicamente,

* Para la altura del cubo.

aPlicaciones tíPicas

88

a. b.

c. d.

e. f.


89

Figura 9.29 Colección de piezas estructurales

realizadas a partir de diversos materiales de

base hierro sinterizados,

(a) polea para correa,

(b) junta para tubo de escape,

(c) cubo sincronizador,

(d) pieza de cerrajería.

(e) biela,

(f) soporte planetario,

(g) lóbulo de leva.

9.3.1 Desarrollando nuevas aplicacionesHoy en día la industria pulvimetalúrgica sigue dependiendo de manera impor-tante de la industria del automóvil. Esto es, en parte, por el gran número de componentes que se fabrican, y que justifican la amortización del utillaje para cada pieza. Sin embargo, pese a que la tecnología pulvimetalúrgica es razona-blemente conocida en el mundo del automóvil, es prácticamente desconocida en otras muchas industrias. Por tanto un importante reto para la industria pul-vimetalúrgica es aumentar las posibilidades de esta tecnología "near-net-shape" (”próxima a forma final”) en otros ámbitos industriales.

Una manera de hacerlo es aplicar una sistemática holística en el desarrollo de componentes, integrando el diseño del componente con la selección del material y las condiciones de procesado. Solo con la combinación de estas tres cosas, es posible ofrecer la solución más eficiente desde el punto de vista del coste, en pulvimetalurgia. Höganäs apuesta por esta ruta metodológica, llamando a este concepto el Power of Powder®.

g.

aPlicaciones tíPicas

Los componentes estructurales de hierro y acero, producidos mediante metalurgia de polvos a menudo son sometidos a operaciones secundarias, para conferirles propiedades mejoradas o especiales o para completar su forma y propiedades finales.

Operacionessecundarias

10.1 Inspección . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 9210.2 Tratamientos térmicos . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 9410.3 Infiltración e impregnación . . . . . . . . . . . . . . . 10910.4 Mecanizado y otras operaciones . . . . . . . . . . . 112

92

10.1 Inspección

Para ciertas aplicaciones es necesario someter a los componentes sinterizados base hierro a determinadas operaciones secundarias, con el fin de obtener pro-piedades especiales, completar su acabado final, limpiarlos, mejorar su presen-cia, etc. Estas operaciones secundarias y sus objetivos se pueden catalogar en la Tabla 10.1.

Nota: El doble prensado, doble sinterizado, el calibrado y el acuñado no se consideran como operaciones secundarias sino como parte del proceso pulvime-talurgico; se describen con detalle en el capítulo 7.

OPERACIONES SECUNDARIAS

93

Tabla 10.1. Operaciones secundarias

Operación Objetivos

Tratamientos térmicos

Endurecimiento estructural: austenización, temple, revenido

• mejorar la dureza interna y la resistencia

Endurecimiento por precipitación

• ver arriba

Endurecimiento superficial:– cementación– carbonitruración– nitruración– nitruración por plasma– nitrocarburación– endurecimiento por inducción

• mejorar la dureza superficial

Recocido/revenido • eliminar tensiones internas

Infiltración e impregnación

Infiltración– con metales

• incrementar densidad y propiedades• hacer piezas presurizadas

Impregnación– con polímeros

• hacer piezas impermeables a gases y fluidos

Impregnación– con aceite

• dotar a las piezas con propiedades auto-lubricantes

Mecanizado y otras operaciones

Mecanizado • proporcionar piezas con roscas, muescas y agujeros transversales

Desbarbado y limpieza:– barrilado– desbarbado vibratorio– chorreado abrasivo– baño de ultrasonido– electrodo alcalino

• eliminar rebabas• limpiar las piezas de grasa, suciedad y otros contaminantes

Unión:– soldadura fuerte (brazing)– soldadura– otros métodos

• unir distintas piezas sinterizadas para conseguir piezas con más forma.

Endurecimiento superficial y recubrimientos:– granallado– metalizado mecánico– electrodeposición

• endurecer la superficie y mejorar la resistencia a la fatiga• mejorar la presencia de las piezas y la resistencia a la corrosión

Protección contra la corrosión:– Tratamiento al vapor– Fosfatado.

• mejorar la resistencia a la corrosión y desgaste de las piezas

A continuación se describen con detalle estas operaciones adicionales.

insPección

94

10.2 Tratamientos térmicos

En principio los componentes sinterizados base hierro pueden recibir tratamien-tos térmicos al igual que las piezas de acero convencional. Por ello, las piezas base hierro sinterizadas pueden endurecerse estructuralmente, superficialmente y por precipitación. Sin embargo, debido a su porosidad, y, en algunos casos, a su microestructura heterogénea, los materiales sinterizados férreos responden, en ciertos aspectos, de manera diferente que los aceros convencionales a los tratamientos térmicos.

10.2.1 Endurecimiento estructuralLos mecanismos básicos de endurecimiento de aceros, fueron descritos con detalle en el capítulo 1, §§ 1.5 y 1.6. Vamos a recapitular los aspectos esenciales del procedimiento de endurecimiento.

Para ser endurecido, un acero debe contener entre un 0.1 y 1.4% de carbono y ser austenítico a altas temperaturas, no a bajas. El procedimiento de endureci-miento sigue los siguientes tres pasos:

• austenización• temple• revenido


95

Los rangos de temperaturas se indican en el gráfico de la Figura 10.1.

Figura 10.1 Diagrama de tratamientos térmicos para aceros al carbono.

Austenización En una atmósfera no descarburante, las piezas se calientan, y la temperatura se mantiene aproximadamente 50ºC por encima de A3.

Temple Desde la temperatura de austenización por encima de A3, las piezas se someten al temple en aceite o en agua, por lo cual la austenita se transforma en marten-sita dura y quebradiza o bainita. Las piezas de acero convencional se someten al temple en agua o en agua y sal para obtener mejores resultados. Sin embargo, las piezas sinterizadas se templan mejor en aceite, ya que debido a su porosidad, pueden romperse cuando se templan con mucha severidad. Además, el medio en el que se desarrolla el temple se infiltra en la red de poros, y la sal retenida en los poros tras el endurecimiento podría causar corrosión.

Revenido Para eliminar las altas tensiones internas causadas por la transformación de austenita en martensita y bainita, las piezas se someten a un revenido a una

Austenita (γ )

α + γ

AustenizaciónEndurecimiento

Perlita +Cementita(Fe3C)

Perlita +Ferrita (α )

Tem

pera

tura

, °C

wt. - % C

1200

1000

800720°C

910

600

400

2000 0.2 0.4 0.6 0.8 1.0 1.2

tratamientos térmicos

96

temperatura de entre 150 y 550°C. Mediante este proceso, el carácter quebradizo de la martensita y la bainita se reduce, y la tenacidad de las piezas normalmente aumenta.El endurecimiento de los aceros convencionales y sinterizados puede mejorarse substancialmente mediante aleaciones con ciertos metales, como el cobre, níquel y molibdeno. Ver Figura 9.2.b en el capítulo anterior.

Los diagramas CCT y las microestructuras relacionadas de un conjunto de aceros sinterizados se presentan en las Figura 9.21 - 9.25 del capítulo anterior.

10.2.2 Endurecimiento por precipitaciónEl endurecimiento por precipitación es posible en las aleaciones hierro-cobre y hierro-cobre-carbono, debido a que el cobre es soluble hasta un 9% (en peso) en la austenita, pero solo hasta un 0.4% (en peso) en la ferrita. Ver Figura 10.2. Cuando una aleación de hierro-cobre, conteniendo entre 0.4-5% (en peso) de cobre, se calienta a 925ºC, todo el cobre se disuelve en la austenita. En un enfriamiento rápido, la austenita rica en cobre se transforma en ferrita sobresaturada con cobre. Cuando se somete a revenido la aleación a temperaturas de entre 300 y 500°C, el cobre precipita en forma de finas partículas dispersas en la ferrita. Cuanto menor es la temperatura de revenido, mayor es el periodo requerido para el revenido, pero más finas son las partículas de cobre precipitadas, y más dura es la aleación.

Las partículas de cobre precipitadas obstruyen la movilidad de las dislocaciones en la ferrita, por lo que aumenta su dureza y su resistencia (ref. Capítulo 1, § 1.2.4 y Fig. 1.15).

Figura 10.2 Zona rica

en hierro del diagrama

de fases Fe-Cu.

Tem

pera

tura

, C°


97

Este principio de endurecimiento funciona tanto para aleaciones convencionales, como para aleaciones sinterizadas de hierro-cobre. De hecho, el endurecimiento por precipitación puede ocurrir cuando las piezas sinterizadas de hierro-cobre se enfrían desde las temperaturas de sinterizado (1120°C). Al final de la zona de sinterizado en un horno continuo, la temperatura de las piezas sinterizadas cae al principio relativamente rápido, y después decrece más lentamente. Por ello, parte del cobre puede tener tiempo suficiente para precipitar de la ferrita sobre-saturada, a temperaturas similares a las de un revenido.

10.2.3 Endurecimiento superficialEl endurecimiento superficial es una manera barata y sencilla de aumentar la resistencia a desgaste de los componentes y de mejorar sus propiedades estruc-turales, especialmente su resistencia a fatiga, tanto para piezas convencionales como sinterizadas.

Como se indicaba en la Tabla 10.1, existen ciertas técnicas de endurecimiento superficial. Nótese que el endurecimiento por baño de sales, método frecuentemente usado con aceros convencionales (no porosos), ha sido excluido de la tabla. Este método no se puede emplear con piezas sinterizadas, debido a que las sales corrosivas atrapadas en los poros son prácticamente imposibles de eliminar. Por ello, las piezas sinterizadas normalmente se endurecen superficialmente en medios gaseosos. Los métodos más comúnmente utilizados para piezas sinterizadas son, la cementación y la carbonitruración, que serán especialmente explicadas en este apartado.

Puede emplearse un equipo convencional de endurecimiento superficial. La limpieza es un requisito importante para obtener buenos resultados. Antes del tratamiento térmico, las piezas sinterizadas deben de estar libres de lubricantes de calibrado y acuñado, fluidos de pulido y óxidos superficiales.

Tres problemas específicos surgen en relación con el endurecimiento superficial de las piezas sinterizadas:

• Control de la profundidad de la capa• Medida de la dureza de la capa• Definición de la profundidad de la capa

Control de la profundidad de la capaLos gases de cementación o nitruración penetran en el sistema de poros inter-conectado de las piezas sinterizadas, lo que lleva a una toma de carbono o


98

nitrógeno más rápido. Por ello los tiempos empleados para obtener una cierta profundidad de capa son más cortos para piezas sinterizadas que para piezas convencionales de acero. Normalmente es deseable obtener una capa de profundidad uniforme y una zona de transición de dureza estrecha. Esto solo puede obtenerse cuando la mayoría de los poros en las piezas no se encuentran interconectados. Esto es lo normal con densidades de sinterizado por encima de 7.1 g/cm3, o con densidades bajas cuando se ha alcanzado un efecto de sellado de los poros durante el sinterizado, al añadir pequeñas cantidades de azufre y/o fósforo a la mezcla de polvos antes de la compactación.

Medida de la dureza de la capaLa porosidad de las piezas sinterizadas presenta un problema concreto cuando hay que medir la dureza de la capa. De acuerdo con el estándar internacional ISO 4498, la llamada dureza aparente de los metales sinterizados (excepto los metales duros) se determina mediante los ensayos Vickers HV5 (carga de ensayo de 5 Kp) o Rockwell HR15N (carga de ensayo de 15 Kp).

La razón de elegir cargas de ensayo tan bajas es debida a que, con materiales sinterizados, los valores medidos de dureza disminuyen con aumentos en las cargas de ensayo. Ver gráfico de la Figura 10.3.

Figura 10.3 Influencia de las

cargas de ensayo en el valor

de la dureza Vickers en un

acero sinterizado endurecido

superficialmente.

A mayor carga de ensayo y menor densidad de la pieza sinterizada, mayor es el riesgo de que la pirámide Vickers (o el cono Rockwell) rompa a través de la capa insuficientemente endurecida. La verdadera dureza de la capa, indepen-dientemente de la densidad de sinterización, solo puede determinarse mediante ensayos de microdureza, como por ejemplo HV0.05 (carga de ensayo de 50 p). Ver el gráfico de la Figura 10.4. Los valores de dureza obtenidos con HV5 reflejan la densidad del núcleo en lugar de la dureza de la capa.

Dur

eza

Vic

kers

, HV

Cargas de ensayo, kp


99

Figura 10.4 Influencia de la densidad de sinterización frente a la macro y micro-dureza de

aceros sinterizados de baja aleación.

Las huellas son a veces difíciles de evaluar cuando su periferia se altera al rom-perse por el efecto de la pirámide de ensayo (o cono) por un poro cercano pero invisible a la superficie. Estas huellas deben, por supuesto, ser omitidas de la evaluación de resultados.

Definición de la profundidad de capaLa profundidad de capa en las piezas de acero sinterizado se define normalmente como la distancia desde la superficie a la cual el valor medio de microdureza ha caído a 550 HV0.1 (o HV0.05). Hay que hacer un énfasis en el valor medio de microdureza. Normalmente las piezas de acero sinterizado tienen una microestructura más heterogénea que las piezas de acero convencional.

Como consecuencia, a cualquier distancia por debajo de la superficie endurecida, los valores de microdureza se dispersan más en piezas sinterizadas que en las de acero convencional. Cuando la huella se sitúa sobre localizaciones blandas esporádicas de ferrita, austenita retenida, o perlita en una matriz de martensita o bainita, a veces, pueden aparecer valores extremos. Ver la microestructura de la Figura 10.5. Por supuesto, dichos valores aislados deben

HV 0.05

HV 5

Dur

eza

Vic

kers

, HV

Densidad, g/cm3

200

400

600

800

1000

6.5 6.7 6.9 7.1 7.3


100

ser excluidos cuando se calcula el valor medio representativo de dureza. Todas las medidas de microdureza deben llevarse a cabo sobre una superficie bien pulida.

Figura 10.5 Dispersión de los ensayos de microdureza (HV 0.05) en la microestructura cercana

a la superficie de un acero de baja aleación endurecido superficialmente (Distaloy AB).

CementaciónEn una atmósfera rica en carbono, como el endogas, en contacto con la super-ficie de hierro de las piezas a ser tratadas, catalizan dos reacciones químicas reversibles:

CO + H2 ↔ CFe + H2O y (si hay metano presente) CH4 ↔ CFe + 2H2

El exceso de hidrógeno y el vapor de agua se eliminan mediante un chorro de gas carburante nuevo y continuo, y el carbono es captado por las piezas de hierro o acero a un ritmo marcado por las leyes de difusión y determinado por la temperatura, tiempo y potencial de carbono* de la atmósfera.

Como se vio en el capítulo 1, § 1.3.2, la profundidad de la capa de una muestra de acero se incrementa a un ritmo proporcional a la raíz cuadrada del tiempo de cementación. Esto significa, que para doblar la profundidad de la capa, el tiempo de cementación deberá incrementarse cuatro veces.

* El potencial de carbono de una atmósfera cementante se define como el contenido de carbón en una superficie de hierro con la que está en equilibrio. Hay tablas que proporcionan los índices correctos de CO2/CO en función de la temperatura de cementación para mantener potenciales de carbono deseados. El índice correcto de CO2/CO se puede comprobar mediante un analizador de gases por infrarrojo.


101

Se pueden usar temperaturas de entre 820 a 920°C, y a más alta temperatura, menor será el tiempo para alcanzar una cierta profundidad de capa. Las condi-ciones normales de cementación son de 1 a 4 horas de 850 a 860°C. A mayores temperaturas, 15 minutos serán suficientes para cementar.

Tras la cementación, las piezas sinterizadas pueden someterse a un temple desde 850°C en aceite caliente (50-60°C) sin riesgo de distorsión. Cuando se emplean mayores temperaturas de cementación, la temperatura en el horno de cementación debe ser reducida a unos 850 °C antes del temple.

El gráfico de la Figura 10.6 muestra un perfil típico de microdureza para dos muestras de acero sinterizado con densidades de 6.7 y 7.2 g/cm3 respecti-vamente, y para un acero al carbono forjado (equivalente al SAE 1017), todos sometidos a cementación durante 2 horas a 850°C y templados en aceite.

Figura 10.6 Perfiles de micro-dureza de un acero sinterizado (ASC100.29, dos densidades

distintas) en comparación con un acero estructural fabricado por técnicas convencionales

(SAE 1017), todos cementados durante 2 horas a 850°C en endogas y templados en aceite

a 50°C.

El carbono ha penetrado más profundamente en la probeta de hierro sinterizado de menor densidad y menos en la de mayor densidad. Por ello, la muestra de acero sinterizado con la menor densidad muestra una profundidad de capa más grande y una mayor dureza del núcleo que la muestra de acero sinterizado con la mayor densidad.

1 2 Distancia desde la superficie, mm

Dureza superficial

HV5

HV0.05

1000

500

Densidad de sinterizado 6.7 g/cm3

7.2 g/cm3

acero forjado


102

Aunque el carbono ha penetrado a menor profundidad en la muestra de acero al carbono de forja, esta muestra presenta la misma dureza alta de capa que la muestra de hierro sinterizado con la menor densidad, debido a su mayor conte-nido inicial de carbono y a su mayor templabilidad.

La Figura 10.7 presenta la microestructura y los perfiles de dureza de una muestra, compactada y sinterizada a partir de Astaloy Mo + 0.2% (en peso) C, tras una cementación durante 30 minutos a 920°C en endogas con un potencial de carbono de 0.8. El Astaloy Mo es un polvo atomizado en agua de Fe + 1.5% Mo (ver capítulo 3).

La cementación también se puede realizar en un horno de vacío, donde canti-dades controladas de gas rico en carbono, como el acetileno o el propano, se introducen de forma pulsada en el horno. El proceso de cementación va seguido de un temple en gas a alta presión, normalmente en una segunda cámara.

Cementación en vacíoLa cementación en vacío es un nuevo método para introducir una capa rica en carbono. Combinada con un temple por gas a presión, ofrece un proceso alternativo a la cementación convencional, y está ganando peso en la industria de los tratamientos térmicos. El proceso incorpora el gas cementante, de forma pulsada (acetileno o propano), en una cámara a baja presión donde se encuentran las piezas a cementar. Ajustando la temperatura, el número y volumen de pulsos de gas, así como el tiempo para la difusión del carbono, se puede controlar bien la capa cementada.


103

Figura 10.7 Microestructura y perfiles de microdureza de un acero sinterizado de baja

ale ación (Astaloy Mo + 0.2 wt% C, densidad de sinterizado de 7.10 g/cm3) cementado

durante 30 minutos a 920°C en endogas.

Profundidad desde la superficie (mm)


104

CarbonitruraciónEn el proceso de carbonitruración, se añade amoniaco disociado a la atmósfera cementante. Catalizado por la superficie de hierro, el amoniaco se disocia de acuerdo con la siguiente reacción química:

2NH3 ↔ N2 + 3H2El monóxido de carbono y el metano (si está presente) se disocian de acuerdo con la anterior reacción. El nitrógeno y el carbono son captados por las piezas de hierro y acero a sus correspondientes ritmos de difusión, mientras que el hidrógeno en exceso y el vapor de agua se extraen mediante un chorro continuo fresco de gas carbonitrogenado.

Para el endurecimiento superficial de piezas de acero sinterizado de baja aleación y no aleadas, se prefiere la carbonitruración a la cementación, ya que el nitrógeno aumenta la capacidad de endurecimiento y, por ello, ayuda a alcanzar una mayor profundidad de capa. Por otra parte, la carbonitruración debe aplicarse con cierta cautela.

Como el nitrógeno estabiliza la austenita, cantidades no deseables de austenita retenida pueden darse en la microestructura endurecida, en particular cuando se encuentran presentes elementos aleados, por ejemplo Níquel, que tienen el mismo efecto. En estos casos es preferible un sencillo proceso de cementación. Normalmente, las piezas de acero sinterizado carbonitruradas o cementadas no son revenidas; pero si es necesario, el revenido se debe desarrollar a bajas temperaturas, por ejemplo entre 150 y 175°C.

El efecto distinto de la cementación y la carbonitruración se puede observar en los perfiles de microdureza representados en la Figura 10.8. En ambos casos, una muestra de acero sinterizado con una densidad de 7.2 g/cm3 se ha tratado durante 2 horas a 850°C y se ha sometido a un temple en aceite caliente (50°C). De acuerdo con su mejor capacidad de endurecimiento, la profundidad de la capa del material carbonitrurado es mayor que la del material cementado. La macrodureza (HV5) en la superficie es prácticamente idéntica en ambos materiales.

Figura 10.8 Perfiles de microdureza de

hierro sinterizado (ASC100.29) cementados

y car- bonitrurados durante 2 horas a

850°C y templados en aceite a 50°C.


cementado carbonitruradoDureza

superficial HV5


105

Cuando las piezas de acero sinterizadas tienen bajas densidades, los gases de cementación y nitruración pueden penetrar a demasiada profundidad en el sistema interconectado de poros y producir una capa de espesor no deseado. Ver gráfico en la Figura 10.9.

Figura 10.9 Perfiles de microdureza

de un acero sinterizado +2 wt%

Cu; tratamiento 2 horas a 850°C

en endogas y templados en aceite

a 50°C.

Esto se puede evitar de forma eficiente añadiendo azufre en forma elemental o como sulfato de hierro a los polvos de hierro. Ver gráfico en la Figura 10.10.

Figura 10.10 Perfiles de

microdureza de un acero

sinterizado +0.25 wt% S;

carbonitrurado 2 horas a 850°C

en endogas y templados en aceite

a 50°C.

Debido a la presencia de azufre en la compactación de polvos de hierro, se forma una fase líquida durante la sinterización causando una disminución drástica en la porosidad interconectada, mientras que la porosidad total no se ve prácticamente afectada.



Dureza superficial HV5

Dureza superficial HV5


106

NitruraciónEn el proceso de nitruración, las piezas de acero se calientan en una atmósfera nitrogenada, como el amoniaco o una mezcla de amoniaco y nitrógeno. Cata-lizado por la superficie de hierro, el amoniaco se disocia de acuerdo con la siguiente reacción química:

2NH3 ↔ N2 + 3H2

El nitrógeno es captado por la superficie de las piezas de acero, y el exceso de hidrógeno eliminado mediante un chorro de gas nitrogenado nuevo y continuo.

El proceso de nitruración conlleva tres etapas:1. Las piezas se enduren estructuralmente por temple y revenido antes de

la nitruración, y la temperatura de revenido debe de ser de al menos 30°C superior a la temperatura de nitruración.

2. Las piezas se limpian y se les da a veces un recubrimiento de fosfatos.3. Las piezas se nitruran a una temperatura aproximada de 495-565°C.

A diferencia de la cementación y la carbonitruración, las piezas no necesitan templarse y pueden enfriar con normalidad. Debido a la presencia de porosidad en PM, los tiempos de nitruración son considerablemente menores.

A causa de las bajas temperaturas y a la ausencia de temple, que puede conl-levar cambios dimensionales importantes, la nitruración causa una menor dis-torsión que otros tratamientos superficiales. Sin embargo existe un pequeño hin-chamiento después de la nitruración.

Nitruración por plasma En este proceso, el plasma, que consiste en iones de nitrógeno y electrones, se crea entre dos electrodos en una cámara al vacío conteniendo gas nitrógeno a baja presión. Los iones de nitrógeno positivamente cargados bombardean las piezas de acero (que constituyen el cátodo), calentándolas a una temperatura que varía de 470 a 570°C, limpiando su superficie mediante la eliminación de átomos superfi-ciales, y depositando nitrógeno activo.

La Figura 10.11 muestra la microestructura y el perfil de microdureza de una muestra de nitruración por plasma de un acero sinterizado desarrollado a partir del Astaloy Mo + 0.5% C, teniendo una densidad de sinterización de 7.1 g/cm3. Comparando la microestructura y el perfil de dureza representados aquí con los mostrados en la Figura 10.7, se puede ver que, para el mismo material, la nitrura-ción por plasma ha producido una capa mucho menor que la cementación.


107

Figura 10.11 Microestructura y perfiles de microdureza de un acero sinterizado

de baja aleación y nitrurado por plasma (Astaloy Mo + 0.5 wt.% C, densidad de

sinterizado 7.10 g/cm3)

Profundidad desde la superficie (mm)


108

NitrocarburaciónEn este proceso, el énfasis recae en la nitruración, pero también tiene lugar cierta cementación. Las piezas se tratan durante 1-2 horas a una temperatura de aproximadamente 570°C en una mezcla con partes iguales de endogas y amoniaco. Tras esto, las piezas se templan en aceite caliente. La capa superficial endurecida es muy fina y consiste en nitruros de hierro con una pequeña cantidad de carbono disuelto. Esto hace que las piezas tengan una alta resistencia al desgaste. Debido a las bajas temperaturas involucradas en este proceso, las distorsiones son pequeñas; pero la formación de la superficie nitrurada se encuentra relacionada con un pequeño hinchamiento.

Endurecimiento por inducciónCuando sólo hay que endurecer ciertas áreas superficiales de un componente estructural, el endurecimiento por inducción es el método más conveniente, con la condición de que el contenido en carbono en estas áreas se encuentre en un nivel apropiado. El contenido de carbono necesario se puede conseguir, o bien añadiendo grafito a la mezcla de polvos, obteniéndose, tras el sinterizado, un nivel de carbono uniforme a lo largo de toda la pieza, o mediante cementación por gas de la superficie de la pieza sin un posterior temple.

En ambos casos, los componentes son posteriormente calentados durante unos pocos segundos en una bobina de inducción y rápidamente sometidos a temple con pulverización de agua o aceite. La frecuencia de la corriente alterna en la bobina de inducción determina la profundidad de la zona calentada - a mayor frecuencia, menor es la zona calentada, y por tanto, menor la profundi-dad de la capa endurecida. El diseño de la bobina tiene que ser especialmente adaptado a la forma particular de los componentes, y esto puede ser complicado cuando los componentes tienen una forma asimétrica y cuando hay que endure-cer áreas de difícil acceso. La Figura 10.12 muestra una sección de un diente de cadena endurecido por inducción y fabricado a partir de Distaloy AB + 0.7% C, teniendo una densidad de sinterización de 7.10 g/cm3.

Figura 10.12 Sección de un diente

endurecido por inducción. (Distaloy

AB + 0.7% C, densidad 7.10 g/cm3).

La zona endurecida aparece oscura

en la fotografía.


109

10.3 Infiltración e impregnación

10.3.1 Infiltración con metalesEl sistema de poros interconectados de una pieza de acero sinterizado puede infiltrarse con cobre o con aleaciones de cobre. Para esto, el infiltrante, en forma de pequeños discos (polvos convenientemente compactados) se sitúan debajo o encima de las piezas sinterizadas que luego se pasan a través de un horno de cinta a una temperatura ligeramente superior a la del punto de fusión del material a infiltrar. Si la cantidad del infiltrante se ha adaptado cuidadosamente al volumen de poros que va ser llenado, las piezas de hierro sinterizado absorben el infiltrado completamente, y el volumen de poros interconectados se llena totalmente.

Ventajas de la infiltración:

• Mayor densidad y propiedades de resistencia• Las piezas sinterizadas por infiltración son impermeables y cerradas

frente a la presión

Desventajas de la infiltración:

• Menor precisión dimensional• Mayores costes de producción y materiales

10.3.2 Impregnación con polímerosCuando se van a hacer piezas sinterizadas impermeables a gases o fluidos, pue-den impregnarse polímeros termoestables líquidos. Las piezas sinterizadas y el polímero líquido están, una separada de la otra, situadas en una cámara de baja presión. Aquí, se extrae el aire de los poros de las piezas sinterizadas que son posteriormente sumergidas en el polímero líquido. Tras la inmersión, la presión en la cámara vuelve a la normalidad. Mediante este procedimiento, los poros se llenan de forma muy eficiente con polímero líquido. Tras dejar la cámara, las piezas se calientan para curar el polímero.

infiltración e imPregnación

110

Ventajas de la impregnación con polímero:

• Las piezas impregnadas son impermeables a gases y fluidos, incremen-tándose así el rango de aplicaciones (por ej.: componentes en bombas hidráulicas).

• Las piezas impregnadas se encuentran listas para operaciones quími-cas de acabado superficial como recubrimientos electrolíticos

• Las piezas impregnadas muestran un mejor mecanizado (menores cortes interrumpidos)

La impregnación con polímeros es relativamente cara pero indispensable cuando las piezas de baja densidad deben utilizarse en aplicaciones como las anterior-mente mencionadas.

10.3.3 Impregnación con aceiteEl objetivo de la impregnación con aceite es el de proporcionar a las piezas sinterizadas propiedades autolubricantes. El proceso de impregnación es, en principio, el mismo que el descrito anteriormente para la impregnación con polímeros. Sometidos a una presión atmosférica reducida, se extrae el aire de los poros de las piezas, que son posteriormente sumergidas en un baño de aceite caliente o frío.

Para cojinetes autolubricados, es importante que su sistema de poros se encuentre completamente rellenado con aceite. El eje rotatorio en los cojinetes actúa por un lado como una bomba rotatoria extrayendo el aceite del sistema de poros, y por otro presionándolo de nuevo en el sistema de poros, por lo que se crea una capa continua de aceite que previene del contacto directo entre los cojinetes y su eje.

La impregnación con aceite se usa a menudo con piezas que van a ser sometidas a desgaste, como levas y engranajes. Sin embargo, en estos casos, la evacuación de los poros no es necesaria, y las piezas pueden ser simplemente sumergidas en aceite.


111

En la Tabla 10.2 se pueden ver algunos de los aceites más comúnmente emplea-dos en los cojinetes autolubricados.

Tabla 10.2. Aceites para cojinetes autolubricados

Tipo de aceite

Características y campos de aplicaciónRango de temperaturas de operación

Aceites minerales

Lubricantes muy económicos para cargas medias y velocidad a temperaturas moderadas.

-20 °C – +90 °C

Aceites sintéticos

Buen comportamiento a largo plazo a cargas medias. Apto para altas velocidades y altas temperaturas.

-40 °C – +120 °C

Aceites de silicona

Apto a altas temperaturas y cargas bajas. Comportamiento a largo plazo insuficiente.

-60 °C – +200 °C

infiltración e imPregnación

112

10.4 Mecanizado y otras operaciones

10.4.1 Mecanizado

Aspectos generalesNormalmente las piezas estructurales sinterizadas se producen con su forma final y con alta precisión dimensional, y no requieren un posterior mecanizado. Sin embargo, hay excepciones. Los taladros, filetes de rosca y ranuras transversales a la dirección de empuje, por ejemplo, no se pueden obtener mediante prensado, y tienen que ser mecanizados con posterioridad. En determinados casos, por ejemplo con piezas con niveles múltiples rotacionales simétricos, puede ser más económico producir alguno de los niveles en una operación de torneado, en lugar de usar una herramienta de compactación con múltiples taladros. (ref. Capítulo 8, Figura 8.32).

En el mecanizado de materiales sinterizados base hierro, surgen problemas especí-ficos, que no se dan con materiales forjados de composición similar. A continuación se mencionan los más típicos:

• Debido a la porosidad del material, la acción de corte de la herramienta se ve constantemente interrumpida lo que causa un desgaste acelerado del borde de corte.

• Debido a la porosidad del material, se impide la formación de virutas. Las virutas se desintegran inmediatamente en finas partículas que, en operaciones de taladrado o roscado, pueden atascar la salida.

• Los fluidos de corte entrarán en los poros abiertos de los materiales sinterizados, y las piezas deberán limpiarse completamente tras el mecanizado. El uso de fluidos de corte está prohibido cuando las piezas a mecanizar están, o van a estar, impregnadas en aceite. Si las piezas estuviesen impregnadas en aceite antes del mecanizado, los fluidos de corte contaminarían el aceite en los poros. Si las piezas van a ser impregnadas en aceite tras el mecanizado, los fluidos de corte retenidos en los poros perjudicarán la impregnación con aceite.

• Algunas operaciones, como escariado o rectificado, pueden sellar los poros al soldarse la superficie de las piezas. Esto arruinaría las propiedades autolubricantes de los cojinetes y otras piezas impregnadas en aceite.

• Los residuos de operaciones abrasivas como rectificado, bruñido y lapeado tienden a acumularse en los poros superficiales, por lo que serán necesarias operaciones posteriores de limpieza.


113

Debido, por un lado, a sus capacidades específicas, y por otro lado a sus limita-ciones específicas, la metalurgia de polvos de hierro opera con una gran variedad de composiciones de materiales poco comunes o no factibles en la metalurgia convencional del hierro. Ya que la metalurgia de polvos produce normalmente piezas estructurales de alta precisión dimensional, requiriendo poco o ningún mecanizado, su primer objetivo al elegir las composiciones de materiales es el de alcanzar propiedades físicas óptimas. Las consideraciones sobre la capacidad de mecanizado del material elegido ocupa un segundo plano.

A diferencia de los materiales convencionales, las propiedades de los mate-riales sinterizados pueden variarse mediante la composición química y mediante tratamientos térmicos convencionales, y también mediante parámetros adicio-nales como las condiciones de sinterización y la densidad de sinterizado (o porosidad). Por ello, en la actualidad, el número de materiales sinterizados base hierro disponibles es enorme, y el efecto combinado de las variables involucra-das en el mecanizado es muy complejo.

Maquinabilidad en aceros pulvimetalúrgicosEn el estado actual de la tecnología, es prácticamente imposible formular una relación biunívoca entre las especificaciones de un acero sinterizado y su maqui-nabilidad o aptitud al mecanizado. Incluso la definición de "maquinabilidad" es en sí un problema. La selección de materiales pulvimetalúrgicos (incluyendo su condición) en combinación con la adición de aditivos de mecanizado y el establecimiento de parámetros de corte, definiendo la calidad de la herramienta, su geometría, velocidad, alimentación, genera un gran número de factores y una enorme combinación de opciones. Debido a la naturaleza y a los mecanismos en los procesos de eliminación de virutas, la buena combinación entre factores y opciones podría mejorar la maquinabilidad, pero en el peor de los casos todo lo contrario.

Para ensayar y medir la maquinabilidad en aceros pulvimetalúrgicos, exis-ten distintos métodos y técnicas. Normalmente el principal objetivo es gene-rar datos que correlacionen el desgaste de una herramienta con una o varias variables como es el material por sí mismo, la velocidad de corte, el aditivo de mecanizado utilizado, la calidad o la geometría de la herramienta. Un método relativamente barato y rápido es el llamado ensayo de taladrado. Este ensayo mide la maquinabilidad mediante el número de agujeros que es posible taladrar hasta conseguir un determinado valor, por ejemplo, hasta conseguir un cierto desgaste en el borde o el fallo total del taladro. Una variante de este método está normalizada en la norma "MPIF Standard 35" ("Material Standards for PM Structural Parts"). Otro método, más complejo, es ensayar la maquinabilidad

mecanizado y otras oPeraciones

114

utilizando una determinada operación de mecanizado, como el torneado en un punto simple. Estudiando las superficies próximas al borde de torneado, se puede obtener un conocimiento más profundo para determinar el tipo de des-gaste producido. Esto es crucial para mejorar y optimizar la maquinabilidad. Se puede encontrar una descripción detallada de un método de ensayo de torneado en la norma "SS-ISO 3685" ("Tool-life testing with single-point tools").

Con el paso de los años se han desarrollado numerosos aditivos para mejo-rar el mecanizado, utilizando ensayos de taladrado y torneado como los arriba descritos. Se ha encontrado que algunos aditivos mejoran de forma sensible la maquinabilidad. Los aditivos MnS y MnX, y más recientemente, el MnM, son los que han tenido un efecto más beneficioso.

Existen numerosos resultados empíricos, y están disponibles, sobre muchos aceros pulvimetalúrgicos, pero en el entorno de esta publicación no se pueden presentar por limitaciones de espacio. La Figura 10.13 muestra un ejemplo de la influencia de estos aditivos sobre la maquinabilidad en una operación de torneado.

Figura 10.13. Acero AHC100.29 +2% Cu + 0.8% C sinterizado. Parámetros de torneado:

inserto Sandvik Coromant CNMG120404-WF, calidad GC4215, alimentación f=0.1 mm/rev,

profundidad de corte ap= 0.4 mm, en seco.

100

10

200 250 300 350 400 450 500 5501

Velocidad de corte Vc [m/min]

Vida

del

util

laje

(min

) ant

es d

el d

esga

ste

del fi

lo v

b =

0.3m

m

Sin aditivo

+0.30% MnS

+0.30% MnX

+0.15% MnM


115

10.4.2 Desbarbado y limpiezaLas piezas sinterizadas muestran a veces alguna rebaba en sus bordes, que surge del polvo extruido en los orificios entre la matriz de compactación y los punzones (ref. Capítulo 8, Figura 8.3), o generadas en una operación de mecanizado posterior. La superficie y los poros de las piezas sinterizadas pueden contaminarse también con suciedad y grasa, o con aceite y lubricantes provenientes del calibrado y acuñado. Por ello las piezas tienen que someterse al desbarbado y limpiarse.

BarriladoEn esta operación de desbarbado, las piezas dan vueltas en un tambor rotatorio, junto a un abrasivo o solas, en un medio seco o acuoso.

Desbarbado vibratorioEsta operación es similar al barrilado, pero el tambor no solo gira, sino que vibra. El proceso es más rápido y se alcanzan resultados más uniformes.

Chorreado abrasivo/"shot blasting"En este proceso de desbarbado, las piezas son golpeadas mediante un medio abrasivo impulsado por aire comprimido o fuerzas centrífugas.

Limpieza por ultrasonidosEn esta operación, las piezas se sitúan en un tanque conteniendo un medio que puede transportar ondas de ultrasonidos generadas por un transductor. El medio, agitado por el transductor, sacude todos los contaminantes adheridos a la super-ficie y atrapados en los poros de las piezas.

Limpieza electrolítica-alcalinaEste proceso conlleva electrólisis en una solución altamente alcalina que permite limpiar las piezas, desoxidarlas, y eliminar los recubrimientos no metálicos. Debido al carácter alcalino de la solución, existe muy poco riesgo de corrosión.


116

10.4.3 Técnicas de uniónUna ventaja típica de la técnica de la metalurgia de polvos es su capacidad para producir piezas de formas muy complejas que no pueden realizarse con técnicas convencionales. Sin embargo, existen ciertas limitaciones, como la imposibi-lidad de realizar muescas, ranuras y agujeros transversales a la dirección de compactación.En muchos casos, estas limitaciones pueden superarse mediante la unión de una pieza sinterizada con otra o con una pieza de producción convencional. Los méto-dos aplicables para este propósito son principalmente la soldadura fuerte ("bra-zing") y la soldadura por puntos, pero otros métodos, como el ajuste en caliente, remachado o pegado, pueden funcionar en ciertos casos.

Soldadura fuerte ("brazing")Teniendo en cuenta ciertas condiciones previas, la soldadura fuerte es un método práctico de unión de piezas estructurales base hierro durante o después de la sinterización. Sin embargo, su porosidad interconectada puede suponer un pro-blema, ya que las fuerzas capilares en los poros tienden a impedir la soldadura en el hueco. Este efecto puede reducirse o prevenirse mediante las siguientes precauciones:

• Para la soldadura fuerte, durante la sinterización, las piezas deben tener una densidad en verde superior a 6.7 g/cm3; para soldadura fuerte tras la sinterización, las piezas deben tener una densidad de sinterización superior a 6.5 g/cm3.

• Utilizar una mezcla de polvos especialmente diseñada para el "brazing" para que no penetre en los poros. Al fundir, la aleación disuelve polvo de hierro tan rápidamente que solidifica antes de rellenar los poros.

• Las compactaciones de polvo de hierro que van a ser soldadas no deben contener añadidos de azufre, ya que este reacciona con el manganeso en la aleación de "brazing", formando MnS que perjudica las propiedades de mojado de la soldadura por lo que se da un insuficiente llenado de la unión.

La manera más práctica de aplicar los polvos de la soldadura fuerte es en la forma de pequeñas piezas de adecuado tamaño y peso. Las dos piezas que van a unirse se colocan en la posición deseada, y las compactaciones de polvo se aplican de forma que encajen. Ver el ejemplo esquemático de la Figura 10.14. Para garantizar unos buenos resultados, la entrada a la holgura existente entre las dos piezas a unir debe ser suficientemente amplia.


117

Figura 10.14 Aplicación de la soldadura fuerte de polvos pre-compactados en el ensamblaje

de dos compactos en verde de polvo de hierro antes de sinterizarlos.

Esto se puede conseguir mediante un chaflán en el lado de una de las dos piezas como se muestra esquemáticamente en la Figura 10.15.

Figura 10.15 Posición óptima para soldadura fuerte.

Se necesitan aproximadamente entre 0.2 - 0.5 gramos de soldadura por cm2 de área de unión; la cantidad exacta debe determinarse empíricamente para cada uno de los casos. La resistencia a tracción de una unión soldada de esta manera puede alcanzar, aproximadamente, los 400 N/mm2.

En las Figura 10.16 y 10.7 se pueden ver dos ejemplos interesantes de monta-jes soldados por soldadura fuerte de piezas de hierro sinterizadas, producidas en masa para la industria del automóvil.

Aleación

Pieza en verde


118

Figura 10.16

Caja planetaria,

ensamblada mediante

la soldadura de dos

piezas de hierro

sinterizadas.

Figura 10.17 Pieza lateral

para una bomba de dirección,

formada a partir de dos piezas

de hierro soldadas mediante

soldadura fuerte.

SoldaduraLa soldadura es una tecnología de unión también aplicable a componentes pulvimetalúrgicos, y en general todas las consideraciones generales que se aplican a otros aceros se pueden trasladar a los aceros PM. Sin embargo, la presencia de porosidad y la baja resistencia al impacto de los aceros sinterizados en comparación con los forjados, hay algunos aspectos adicionales a tener en cuenta.

La soldabilidad de los aceros pulvimetalúrgicos aumenta con la densidad y disminuye con el contenido en carbono. Como regla general podríamos considerar


119

que el contenido en carbono debe mantenerse por debajo de 0.3% y la densidad por encima de 7 g/cm3. Se debe considerar con especial atención la resistencia al impacto, ya que en la zona afectada por el calor (ZAC) o en sus proximidades, puede verse disminuida. Como ya se ha descrito, los aceros PM normalmente tienen un alargamiento y resistencia al impacto considerablemente inferiores a las que poseen sus equivalentes aceros forjados. Por tanto cada proceso de soldadura se debe optimizar en función del acero PM específico donde se va a aplicar. Aun así, la soldadura es una práctica industrial muy extendida en PM y un considerable número de piezas PM son soldadas.

Otra recomendación general es la de evitar procesos de soldadura en componentes que contengan azufre o fósforo. De igual forma tampoco es muy conveniente en piezas tratadas al vapor o infiltradas con cobre. Y al igual que en acero forjados tampoco es recomendable en aceros templados y revenidos.

Otros métodos de uniónEl ajuste en caliente es un método de unión adecuado para piezas sinterizadas de forma angular. Una de las dos piezas a unir se prensa a partir de una mezcla de polvos que contrae y la otra de una mezcla que hincha durante la sinterización. La parte que hincha se diseña con un diámetro exterior que encaja exactamente en el diámetro interior de la pieza que contrae. Las dos piezas verdes se apilan juntas y se pasan a través del horno de sinterizado.

La fuerza de la unión obtenida es relativamente alta, en particular si una o ambas piezas contienen alguna cantidad de cobre que funde durante el sinterizado y actúa como en la soldadura fuerte en la unión.

Técnicas de remache (frío o caliente) también se pueden utilizar. Una de las dos piezas que se van a unir se presiona con pequeños rebordes que actúan como remaches, y la otra parte se presiona con los correspondientes agujeros. Normalmente las piezas se sinterizan de forma separada y se ensamblan y remachan con posterioridad.

Técnicas adhesivas se deben usar cuidadosamente ya que los poros de las piezas sinterizadas pueden recoger el adhesivo de la unión.

10.4.4 Laminación superficial, granallado y revestimientos La laminación superficial es un proceso mediante el cual la capa superficial de un componente se densifica y/o calibra para conseguir las tolerancias demandadas.

GranalladoEs una operación donde la superficie de la pieza se sacude con proyecciones de acero


120

(perdigones). Los impactos de las proyecciones de acero crean altas tensiones internas en el interior de una fina capa de la superficie de las piezas, deformada plásticamente, por lo que mejoran la resistencia a fatiga y la resistencia a desgaste. Otro efecto causado por el granallado es el del cierre de los poros superficiales del sinterizado por la deformación plástica. El cierre de los poros superficiales reduce el riesgo de la penetración electrolítica dentro del sistema de poros del sinterizado, mejorando también el comportamiento a corrosión.

"Peen-plating"Es un proceso en el cual las piezas sinterizadas son “barriladas” en una mezcla de perlas de vidrio, agua y un polvo de recubrimiento metálico. El impacto de las perlas de vidrio crea de forma continua una capa metálica nueva sobre la super-ficie de las piezas martilleando de forma simultánea partículas del recubrimiento metálico sobre ella. De esta manera, las partículas del metal de recubrimiento son sucesivamente soldadas en frío a la superficie de las piezas.

Recubrimiento ElectrolíticoEs un proceso en el cual las piezas se recubren con una fina capa de metal creada por la descomposición electrolítica de una solución acuosa de una sal metálica. Las piezas que van a recubrirse constituyen el cátodo en el electrodo, y el ánodo consiste en el metal que va a ser depositado en las piezas (ánodo consumible) o en un conductor eléctrico químicamente inerte. Los metales para recubrimiento electrolítico típicos son el níquel, cromo y zinc.

La porosidad de las piezas sinterizadas constituye un problema en la electro-deposición ya que el electrodo puede penetrar en los poros causando corrosión inmediata o retrasada. Por lo tanto es necesario, antes del recubrimiento elec-trolítico, cerrar los poros mediante infiltración con metal (ver § 10.3.1), impre-gnación con plásticos (ver § 10.3.2), granallado o tratamiento de vapor (ver siguiente párrafo).

10.4.5 Protección contra la corrosión Debido a su porosidad, las piezas de hierro o acero sinterizado son especial-mente susceptibles a la corrosión. Cuando se trabaja en ambientes corrosivos, tienen que ser adecuadamente protegidas. Hay dos métodos clásicos de protec-ción contra la corrosión que han demostrado ser exitosos con materiales sinte-rizados base hierro: tratamiento al vapor y fosfatación.


121

Tratamiento al vaporEn este tratamiento las piezas se sitúan en una cámara de horno cerrada donde se exponen a vapor sobrecalentado (H2O) a una temperatura cercana, pero inferior, a 550°C. Bajo estas condiciones se produce la siguiente reacción de oxidación en la superficie de las piezas:

3Fe + 4H2O → Fe3O4 + 4H2 (10.1)

El Fe3O4 (magnetita) forma una capa negra parduzca fuertemente adherente y altamente resistente al desgaste, sobre la superficie de las piezas y dentro de sus poros superficiales conectados. El recubrimiento denso de magnetita así obte-nido, no solo es extremadamente duro sino también altamente resistente a la corrosión. El espesor del recubrimiento crece con la raíz cuadrada del tiempo del tratamiento (ref. Capítulo 1, § 1.3.2).

El hidrógeno resultante en la reacción está constantemente diluyendo el vapor (H2O). Si la concentración de H2 en el vapor cercano a la superficie crece dema-siado, la reacción (10.1) se produce de nuevo, y la capa de óxido se vuelve a reducir. Para prevenir esto, son importantes tres medidas:

1. Mantener una turbulencia suficientemente alta en el vapor. 2. Situar las piezas en la cámara de tal manera que se eviten las “esquinas

muertas”. 3. Introducir cantidades controladas de aire u oxígeno en la cámara

del horno para mantener la concentración de H2 en niveles bajos aceptables.

También es muy importante que ni la temperatura de vapor ni la temperatura de las piezas exceda los 550°C, ya que por encima de esta temperatura, la reac-ción (10.1) se inhibe en favor de esta otra reacción:

Fe + H2O → FeO + H2 (10.2)

que forma una capa de FeO (wustita) roja, escamosa y poco adherente sobre la superficie de las piezas. Esto da a la superficie una apariencia fea y no propor-ciona ninguna protección contra la corrosión.


122

Las condiciones de oxidación son diversas, como se indica en la Figura 10.18.

Figura 10.18 Condiciones aceptables y no aceptables para el tratamiento al vapor de

componentes de hierro.

La influencia del tratamiento de vapor sobre las propiedades mecánicas de piezas de hierro sinterizadas puede observarse en los gráficos de la Figura 10.19. Como se puede ver, la dureza de las piezas se incrementa sensiblemente, especialmente con piezas de baja densidad, la resistencia a tracción no se ve prácticamente afectada, y el alargamiento disminuye con piezas de densidades inferiores a 7.4 g/cm3.


123

Figura 10.19 Influencia del tratamiento al vapor en las propiedades de componentes de

hierro puro sinterizados.

Densidad

Ala

rgam

ient

oR

esis

tenc

ia a

la tr

acci

ónD

urez

a

SinTratamiento al vaporCon }


124

FosfatadoEste tratamiento se usa para recubrir piezas de hierro sinterizadas con una pelí-cula delgada, que prevenga la oxidación, de fosfatos de hierro. Las piezas se sumergen en una solución acuosa compuesta principalmente de ácido fosfórico, y catalizada por el hierro, la siguiente reacción tiene lugar en la superficie:

FeII + H3PO4 → FeIIHPO4 + H2 (10.3)

2FeIII + 2H3PO4 → 2FeIIIPO4 + 3H2 (10.4)

El hidrógeno escapa como gas, y los fosfatos se adhieren fuertemente a la super-ficie de las piezas y, en su extensión, llenan los poros.


126

Índice

Ccementación en vacío . . . . . . . . . . . . 102chaflanes, flancos y formas cónicas . . .11

chaflanes . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 11chaflanes y rebabas. . . . . . . . . . . . . . .12esquinas y bordes que se dan al vástago de troquel. . . . . . . . . . . . . . . . 14esquinas y bordes que dan a la matriz . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 14flancos. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .12bordes redondeados . . . . . . . . . . . . . . 13extremos esféricos . . . . . . . . . . . . . . .15formas cónicas conformadas por la matriz . . . . . . . . . . . . . . . . . . .15formas cónicas conformadas por punzones superiores . . . . . . . . . . . 16

consideraciones de diseño adicionales 30aspectos económicos relacionados con el utillaje . . . . . . . . . . . . . . . . . . .30Aspectos relacionados con elcomportamiento del sinterizado . . . . . 31Aspectos relacionados con la forma y función. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .32

Ddesbarbado y limpieza . . . . . . . . . . . 115

chorreado abrasivo/"shot blasting" . 115barrilado . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 115limpieza electrolítica-alcalina . . . . . 115limpieza por ultrasonidos . . . . . . . . . 115desbarbado vibratorio. . . . . . . . . . . . 115

Eelementos de aleación . . . . . . . . . . . . . .51espesor en paredes y agujeros . . . . . . 22

agujeros . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .22agujeros estrechos . . . . . . . . . . . . . . .23

espesor de pared . . . . . . . . . . . . . . . .23Agujeros cónicos (con extremo superior más ancho) . . . . . . . . . . . . . .24Agujeros cónicos (con extremo superior más ancho) . . . . . . . . . . . . . .25agujeros ciegos . . . . . . . . . . . . . . . . . .25bordes delgados . . . . . . . . . . . . . . . . .26ranuras y muescas. . . . . . . . . . . . . . . .26roscas . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .27esmerilados. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .27ensamblajes . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .28formas especiales . . . . . . . . . . . . . . .28caracteres alfanuméricos . . . . . . . . . .29

Hhierro puro . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 52hierro-carbono . . . . . . . . . . . . . . . . . 54hierro-cromo-carbono . . . . . . . . . . . . .74hierro-cromo-molibdeno-carbono . . . 73hierro-cobre, hierro-cobre-carbono . 57hierro-cobre-níquel-carbono . . . . . . . 66hierro-cobre-níquel-molibdeno-carbono . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 68hierro-níquel-molibdeno-carbono . . . 71hierro-fósforo-carbono . . . . . . . . . . . . 62

Iinfiltración e impregnación . . . . . . . 109

impregnación con polímeros . . . . . .109infiltración con metales . . . . . . . . . .109impregnación con aceite. . . . . . . . . . 110

influencia del carbono . . . . . . . . . . . . 56

Llaminación superficial, granallado y revestimientos . . . . . . . . . . . . . . . . .119

granallado . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 119recubrimiento electrolítico . . . . . . .120“peen-plating” . . . . . . . . . . . . . . . . .120

Mmecanizado . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 112

MANUAL HÖGANÄS PARA COMPONENTES SINTERIZADOS

127

Pparámetros de influencia en las propiedades . . . . . . . . . . . . . . . . . . 46

elementos de aleación. . . . . . . . . . . . . 47densidad . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 46, 50estabilidad dimensional . . . . . . . . . . .49condiciones de los tratamientos térmicos . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .49condiciones de sinterización. . . . .47, 50

piezas multinivel . . . . . . . . . . . . . . . . . .17punzones múltiples. . . . . . . . . . . . . . . 17vástagos de troquel múltiples . . . . . . . 18apoyo de la matriz . . . . . . . . . . . . . . . 18escalón en la cara del punzón. . . . . . . 19caras con relieve . . . . . . . . . . . . . . . . .20ranuras fabricadas mediante un punzón . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .20rebordes y espárragos . . . . . . . . . . . . . 21cubo de engranaje. . . . . . . . . . . . . . . . 21

piezas PM de diferente complejidadejemplos . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 34precisión dimensional . . . . . . . . . . . . . .9propiedades . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

influencia de los elementos de aleación . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .48influencia del contenido de carbono. .60influencia de las adiciones de cobre y carbono . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .70influencia de las adiciones de cobre y níquel . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .66influencia de las adiciones de fósforo .65influencia de las adiciones de fósforo y carbono . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .63influencia de la densidad de sinterizado . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .46

protección contra la corrosión . . . . . 120fosfatado . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .124tratamiento al vapor . . . . . . . . . . . . .120

Ssistemas de aleación, microestructuras y propiedades . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .51

TTécnicas de unión . . . . . . . . . . . . . . . 115

técnicas adhesivas . . . . . . . . . . . . . . 119Soldadura fuerte ("brazing") . . . . . . 116técnicas de remache . . . . . . . . . . . . . 119ajuste en caliente . . . . . . . . . . . . . . . 119soldadura . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 118

tolerancias . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 9, 10tratamientos térmicos . . . . . . . . . . . . 94

austenización . . . . . . . . . . . . . . . . . . .95carbonitruración . . . . . . . . . . . . . . . .104cementación . . . . . . . . . . . . . . . . . . .100endurecimiento superficial . . . . . . . .97control de la profundidad de la capa . .97definición de la profundidad de capa .99temple por inducción . . . . . . . . . . . .108medida de la dureza de la capa. . . . . .98nitruración . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .106nitrocarburació . . . . . . . . . . . . . . . . .108nitruración por plasma . . . . . . . . . . .106endurecimiento por precipitación . . .96temple . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .95revenido . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .95endurecimiento estructural . . . . . . . . .94

índice

128 NOTAS

Diseño

y pro

pied

ades m

ecánicas

Power of Powder®

www.hoganas.com/pmc

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.

diseño y propiedades mecánicas - höganäs ab · 2015-06-17 · la rotura de la matriz y de los...

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