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Manual Höganäs para componentes sinterizados

Producciónde componentessinterizados

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Producción de componentes sinterizados

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© Copyright Höganäs ABTraducción y adaptación al castellano: Profesor D. José Manuel Torralba CastellóProfesora Dª Mónica Campos Gómez De la Universidad Carlos III de Madrid. Septiembre 2014 0788HOGES – All rights reservedEl 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

Producción de componentes sinterizados

Compactación de polvos metálicos . . . . . . . . . . . 7

4.1 Densidad - porosidad - presión de compactación . . . 9

4.2 Presión radial - presión axial . . . . . . . . . . . . . 18

4.3 Distribución de densidad axial . . . . . . . . . . . . 25

4.4 Fuerza de expulsión y recuperación

elástica Spring-Back . . . . . . . . . . . . . . . . . 28

Utillajes de compactación . . . . . . . . . . . . . . . 33

5.1 Comentarios introductorios . . . . . . . . . . . . . 34

5.2 El ciclo de compactación . . . . . . . . . . . . . . 36

5.3 Diseño del utillaje de compactación . . . . . . . . . 51

5.4 Otras recomendaciones . . . . . . . . . . . . . . . 64

Sinterización. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 67

6.1 Aspectos generales . . . . . . . . . . . . . . . . . 68

6.2 Mecanismos básicos de sinterización . . . . . . . . 70

6.3 Comportamiento de la sinterización en los compactos de polvos de hierro. . . . . . . . . . 85

6.4 La atmósfera de sinterización . . . . . . . . . . . . 90

Reprensado, acuñado y calibrado . . . . . . . . . . . 117

7.1 Definiciones . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 118

7.2 Reprensado . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 119

7.3 Principios generales del calibrado y el acuñado . . . 122

7.4 Lubricación para el calibrado y el acuñado . . . . . . 125

7.5 Utillaje para el calibrado y el acuñado . . . . . . . . 128

Índice . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 160

Para comprender en su totalidad las posibilidades y limitaciones de la compactación de polvos es necesario no sólo el estudio de los fenómenos empíricos de este proceso, sino también de los mecanismos físicos en los que se basa.

4.1 Densidad - porosidad - presión de compactación 94.2 Presión radial - presión axial . . . . . . . . . . . 184.3 Distribución de densidad axial . . . . . . . . . . 254.4 Fuerza de expulsión y recuperación elástica Spring-Back. . . . . . . . . . . . . . . . 28

Compactación depolvos metálicos

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IntroducciónLa fabricación de un componente mediante sinterización comienza con la compactación de los polvos metálicos en una matriz rígida con una cavidad de un contorno más o menos complicado. En esta operación se alcanzan altas presiones (normalmente 650 N/mm2) sobre el polvo que se encuentra en el interior de la matriz. La presión se aplica simultáneamente con un movimiento vertical desde arriba hacia abajo a través de uno o más punzones móviles que se mueven verticalmente. Bajo la influencia de estas elevadas presiones de compactación, las partículas de polvo se comprimen de tal modo que las irregularidades de sus superficies interactúan y en muchos casos se produce soldadura en frío entre dichas partículas. Después de extraer la pieza de la matriz, si la operación de compactación fue satisfactoria, el compacto posee suficiente resistencia (llamada resistencia en verde) para soportar futuras manipulaciones sin sufrir daños. Con el fin de facilitar la operación de compactación y reducir el desgaste de las herramientas al mínimo, antes de comenzar la compactación, se mezclan los polvos con lubricante.

Para comprender completamente las posibilidades y limitaciones de la compactación de polvos, se requiere no sólo el estudio de los fenómenos empíricos de este proceso, sino también mostrar los mecanismos físicos que lo sustentan.

COMPACTACIÓN DE POLVOS METÁLICOS

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4.1 Densidad - porosidad - presión de compactación

Primero, son necesarias las siguientes definiciones:

• Pesoespecífico:r = m/Vt (medido en g/cm3); m = masa del material; Vt = volumen real del material.

• Densidad:δ = m/Vb (medido en g/cm3); m = masa de los polvos del compacto; Vb = volumen incluyendo poros (volumen envolvente).

• Densidadteórica: δt h = densidad de un compacto libre de poros (medido en g/cm3).

• Porosidad: f = 1 - d/δt h (adimensional).

• Presióndecompactación(compactaciónenmatriz):P = fuerza de compactación / área del compacto (medido en MPa ó N/mm2).

• Presióndecompactación(compactaciónisostática):P = presión del medio hidraúlico (medido en MPa ó N/mm2).

4.1.1 Curvas experimentales de presión - densidad

Compactación de polvos en una matriz cilíndrica.Las propiedades mecánicas de los compuestos sinterizados mejoran al aumentar la densidad, pero también aumenta el coste, ya que es necesario un mayor aporte de energía, lo que implica mayores esfuerzos sobre las herramientas de compactación. Por tanto, es más deseable, tanto por razones técnicas como económicas, lograr la mayor densidad posible del compacto con el menor aporte de presión.

Las curvas de presión-densidad nos dan información acerca del intervalo dentro del cual podemos encontrar la solución idónea. Estas curvas se obtienen generalmente mediante ensayos de laboratorio normalizados, donde se producen los compactos a diferentes presiones dentro de una matriz de metal duro con un taladro interior de 25 mm de diámetro. La densidad de los compactos se representa frente a las presiones de compactación. El diagrama de la Figura 4.1 muestra las curvas de presión – densidad para dos calidades de polvo de hierro comerciales (NC100.24 y ASC100.29).

DensiDaD - porosiDaD - presión De compactación

10

Figura 4.1. Curvas presión - densidad para dos polvos de hierro comerciales compactados en una matriz de metal duro con un taladro interior de 25 milímetros. Lubricante utilizado: 0.75% estearato de Zn.

Una característica de estas curvas es el hecho de que su pendiente decrece considerablemente al aumentar la presión de compactación, y que la densidad del hierro puro masivo (7.86 g/cm3) no puede alcanzarse, obviamente, con presiones viables. Más adelante nos daremos cuenta de que dos polvos de hierro, aunque tengan la misma composición química, producen diferentes curvas de presión-densidad. Esta diferencia de comportamientos en la compactación es consecuencia de las diferencias en la estructura de las partículas. Ver Capítulo 3.

Compactación isostática.Un polvo sometido a presión isostática muestra un comportamiento similar en cuanto a densificación, al que presenta bajo compactación en matriz. Este hecho puede ilustrarse mediante el caso explicado a continuación. Muestras de polvo de hierro electrolítico, herméticamente cerradas en un molde de goma fina y embebidas en un medio hidráulico, donde se someten a variaciones de presión isostática. Como en la compactación isostática no existe rozamiento contra las paredes de la matriz, no es necesario mezclar los polvos con ningún lubricante. Las curvas de densificación obtenidas se muestran en la Figura 4.2.

Presión de compactación, MPa

Den

sid

ad, g

/cm

3


11

.

Figura 4.2. Densidad relativa

y porosidad como función de

la presión de compactación

isostática. Polvos de hierro

electrolítico herméticamente

encerrados en moldes de

goma fina sometidos a presión

isostática.

En la Figura 4.3 se puede observar, a partir de la microestructura de un polvo de cobre compactado, el acoplamiento de las áreas de contacto entre las partículas de polvo adyacentes, causadas por la deformación plástica. A partir de estas microestructuras, se puede también observar que las partículas de polvo de mayor tamaño forman puentes entre las partículas de polvo más pequeñas, las cuales han escapado a la deformación.

Figura 4.3.

Adaptación de los

contornos de la

superficie debido

a la deformación

plástica de las

partículas de polvo

adyacentes. Polvos

de cobre electrolítico

compactados a

200 N/mm2.

Compaction Pressure, MPa /

Densidad

Porosidad

P

00

20

40

60

80

100%

200 400 600 800 1000

5 µm

Presión de compactación, MPa


12

4.1.2 Principales limitaciones de la densificación

Desde comienzo de los años treinta en pulvimetalurgia se ha tratado de encontrar un modelo matemático que se ajuste al proceso de densificación de polvos. La cantidad de fórmulas que a este efecto se han sugerido durante las tres últimas décadas es innumerable. Sin embargo, ninguna de estas fórmulas, muchas de ellas extraídas a partir del análisis de simples curvas experimentales, han probado ser lo suficientemente universales, ni estar sustentadas en principios de la física general como para ser aceptadas como una teoría de la densificación de polvos. En la práctica, en el trabajo en fábrica, tales fórmulas son innecesarias porque es mucho más realista y mucho menos tedioso establecer curvas experimentales de densificación que calcularlas mediante fórmulas complicadas y cuestionables. Por otro lado, es bastante más útil entender, al menos, de qué manera el proceso de densificación de polvos está influenciado y limitado por leyes generales de la física y de la mecánica.

Endurecimiento por deformación de las partículas de polvos. Omitiendo, por el momento, el problema del rozamiento en las paredes en la compactación en matriz y, considerando únicamente la compactación isostática de polvos, admitiremos que el problema de la densificación de polvos surge a partir de un problema físico fundamental que se puede describir como sigue:

• Al aumentar la densidad, las partículas de polvo se deforman plásticamente y aumenta el endurecimiento por deformación, es decir, el límite elástico aumenta de forma estable.

• Simultáneamente, aumenta el área de contacto entre las partículas y, consecuentemente, decrece la tensión de cizalla dentro de las partículas. De esta manera, a una presión exterior constante, la tensión de cizalla decreciente alcanza el límite elástico, y toda deformación plástica posterior cesa, interrumpiéndose los procesos de densificación.

El endurecimiento por deformación de las partículas se puede evidenciar mediante el análisis estructural con rayos-X. En la Figura 4.4, se muestran tres fotografías por reflexión de rayos-X, obtenidas (A) a partir de polvos de hierro esponja comercial, (B) a partir de los polvos anteriores compactados a 290 N/mm2, y (C) a partir del mismo compactado sometido a un ligero recocido durante 2 minutos a 930ºC.


13

Figura 4.4. Endurecimiento por deformación de partículas de polvo en la compactación de un hierro esponja (Höganäs NC100.24). Fotografía realizada por reflexión de rayos-X (radiación Cr-Ka, Filtro-V). (A) Polvos antes de ser compactados, (B) compactación a 3 t/cm2, (C) el mismo compacto después de un suave recocido durante 2 minutos a 930ºC.

Las diferentes reflexiones de rayos-X (manchas negras bien definidas) obtenidas en las fotografías (A) y (C) evidencian que no existe distorsión de la red cristalina en los polvos de las partículas sin endurecimiento por deformación. La reflexión de rayos-X de la fotografía (B) en forma de anillo difuso muestra grandes distorsiones en su red cristalina a causa del endurecimiento por deformación de las partículas de polvo.

Disminución de la tensión de cizalla máxima.En la etapa de compactación, donde las partículas se comprimen hasta tal punto que los poros inicialmente interconectados degeneran en pequeños poros aislados, la distribución de la tensión alrededor de cada uno de estos poros se puede aproximar por la distribución de la tensión en una esfera hueca bajo presión hidrostática exterior, P. Siendo σ0 el límite elástico de la esfera hueca de metal. R y r son el radio exterior y el radio interior de la esfera, respectivamente. De acuerdo con la teoría de elasticidad, la deformación plástica tendrá lugar cuando la tensión de cizalla máxima tm en la superficie exterior de la esfera hueca supere el límite de tensión de cizalla t0 = s0/2, es decir, cuando tm(R) ≥ s0/2. Ver Figura 4.5. A partir del principio del círculo de Mohr obtenemos la relación general tm = (sr - st)/2. De este modo, la condición de flujo plástico para la esfera hueca es:

sr(R) − st(R) ≥ s0 (4.1)


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La tensión radial sr(R) y la tensión tangencial st(R) cerca de la superficie exterior de la esfera hueca responden a las siguientes expresiones:

sr(R) = – P (4.2)

y

(4.3)

Introduciendo (4.2) y (4.3) en (4.1) tenemos que:

(4.4)

o:

(4.5)

Figura 4.5. Condición de flujo plástico en una

esfera metálica hueca bajo presión hidráulica

exterior P

R = diámetro exterior; r = diámetro interior,

s0 = límite elástico del metal,

sr = tensión radial,

st =tensión tangencial

Condición de deformación plástica


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De acuerdo con la ecuación (4.5), la presión hidrostática P, requerida para provocar la deformación plástica de la esfera hueca, es mayor cuanto menor es el volumen de la cavidad interior (~r3) en relación con el volumen de la esfera metálica (~ R3- r3). En otras palabras: se requeriría una presión infinitamente elevada para reducir la cavidad interior de la esfera a cero. Análogamente, transfiriendo estos resultados a los pequeños poros aislados del compacto de elevada densidad, parece lógico que dichos poros no se puedan eliminar mediante presiones viables, ni siquiera en ausencia de endurecimiento por deformación. A presión exterior constante, la tensión de cizalla máxima en cualquier lugar del compacto es menor cuanto menores son los poros residuales.

Densidad teórica de las mezclas de polvos.Los componentes sinterizados se fabrican normalmente a partir de mezclas de polvos de hierro sin alear o muy poco aleados con grafito, polvos de otros metales y lubricantes. La densidad de los compactos obtenidos con tales mezclas de polvos está, por supuesto, influenciada por su peso específico y por la cantidad relativa de aditivos y de impurezas existentes. La densidad del material libre de poros (sólo formulable teóricamente) dM de una mezcla de polvos de hierro se puede calcular como sigue:

rFe es el peso específico de los polvos de hierro (polvos base),wFe es el porcentaje en peso de los polvos de hierro,r1, r2, r3, … son los pesos específicos de los aditivos e impurezas,w1, w2, w3, … son los porcentajes en peso de los aditivos e impurezas.

Entonces, la fórmula teórica de la densidad de poros libres de los polvos de hierro es:

dM = 100 / (wFe/rFe + w1/r1 + w2/r2 + w3/r3 + …) (4.6)

En la Tabla 4.1, se muestran los pesos específicos de algunos de los aditivos (e impurezas posibles) empleados para mezclar con polvos de hierro. A partir de los datos de la tabla y de la ecuación (4.6), se ha calculado la densidad teórica de varias mezclas de polvos tomando como material base el ASC100.29 y dichos valores se representan en la Figura. 4.6 en función de la cantidad relativa de los respectivos aditivos. El diagrama indica que la adición de lubricantes (indispensables para reducir el rozamiento de las paredes de la matriz) son los aditivos que mayor efecto tienen en la disminución de la densidad teórica de la mezcla de polvos. En los procesos de compactación, parte de los lubricantes añadidos se desplazan hacia las paredes de la matriz donde realizan la función designada.


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El resto de lubricante queda atrapado dentro de los poros, sellándolos y provocando una presión hidráulica que se opone al proceso de densificación.

Tabla 4.1. Pesos específicos de algunos metales, aditivos e impurezas habituales en la mezcla de polvos de hierro.

Metal, aditivo, impureza

Densidad (g/cm3)

Metal, aditivoDensidad

(g/cm3)

Fe (hierro más puro) 7.87 NC100.24 7.79

FeO 5.30 SC100.26 7.80

SiO2 2.30 ASC100.29 7.85

Grafito 2.29 MnS 4.1

Cu 8.95 Ni (Níquel puro) 8.90

Estearato de cinc 1.14 cera sintética 1.0


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Figura 4.6. Influencia de la adición de elementos aleantes y lubricantes sobre la densidad teórica (libre de poros) de mezclas de polvos de hierro con base ASC100.29.

Las curvas de densidad-presión, obtenidas en laboratorio de acuerdo a los procedimientos estándar de compactación, son guías útiles para el dimensionado aproximado de los utillajes de compactación, pero no permiten prever con exactitud las presiones y densidades que se obtendrían en la compactación cuando la forma de la matriz es complicada, con espacios profundos y delgados a rellenar (por ejemplo, engranajes y cojinetes largos de paredes delgadas). En tales circunstancias, solamente los ensayos de compactación llevados a cabo cuidadosamente, para una matriz dada, nos darán una información fiable.

Den

sid

ad t

eóric

a, g

/cm

3

Cobre resp. níquel, %

0.2

2

0.4

4

0.6

6

0.8

8 10

0.0

0

7.20

7.30

7.40

7.50

7.60

7.70

7.80

7.90

1.0

Grafito resp. estearato de cinc, %

gra�to + 0.75 % estearato de cinc

Cu + 0.75 % estearato de cinc

estearato de cinc

Gra�to

Ni (sin lubricante)Cu (sin lubricante)

gra�to + 1.0 % estearato de cinc


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4.2 Presión radial-presión axialCuando el pistón de un cilindro hidráulico ejerce presión sobre el líquido contenido en el cilindro, la presión aplicada en la dirección axial se transforma 1:1 en presión radial sobre las paredes del cilindro. Cuando los polvos se compactan en una matriz rígida cilíndrica, la presión axial, ejercida sobre los polvos por el punzón de compactación, se transforma, sólo en parte, en presión radial sobre las paredes de la matriz.

Esta presión radial puede ser bastante alta, pero no puede alcanzar el nivel de presión axial porque los polvos no son un líquido y, por tanto, no se rigen por propiedades hidráulicas.

4.2.1 Histéresis de la presión radialLa manera en la cual las relaciones empíricas entre la presión radial y la presión axial están gobernadas por las leyes generales de la física y de la mecánica pueden entenderse de principio a fin mediante un simple modelo, sugerido en 1960 por W.M. Long*, y que será detallado más adelante. Primero, consideraremos un cilindro metálico libremente apoyado, de módulo de elasticidad E y coeficiente de Poisson υ. Una tensión de compresión axial σa, aplicada en las bases del cilindro produce, por las leyes de la elasticidad, una tensión radial σr, y el radio del cilindro se expande mediante el factor:

er = (sr - νsr - νsa)/E (4.7)

Ahora, imaginemos el mismo cilindro acoplado dentro de una matriz rígida. Aceptaremos que la matriz tiene un módulo de elasticidad mucho mayor que el cilindro metálico. Asumiremos que además, la matriz está perfectamente lubricada, de modo que el rozamiento entre el cilindro y las paredes de la matriz pueda ser despreciado. Si ejercemos, mediante dos punzones que actúan en sentido contrario, una presión axial sobre el cilindro, la presión radial producida puede considerarse despreciable, ya que la expansión de la matriz es insignificante como consecuencia de su pequeño módulo de elasticidad. De este modo, εr =0 es una buena aproximación a la realidad, y de la ecuación (4.7) se tiene:

sr - νsr - νsa = 0 (4.8)

* W.M. Long, Powder Metallurgy, No. 6, 1960.


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Por lo tanto, la relación entre la tensión radial y la tensión axial en la probeta es:

sr = saν/(1 - ν), carga elástica (4.9)

La tensión cortante máxima en la probeta (obtenida del círculo de Mohr) es siempre:

tmax = (sa - sr)/2 (4.10)

Al aumentar la presión axial en la probeta, aumenta también tmax hasta que supera el límite elástico cortante t0 = s0/2, por ejemplo, hasta tmax ≥ s0/2. Entonces, a partir de (4.10) se obtiene la siguiente condición:

(sa - sr) ≥ s0 , (s0 = límite elástico del cilindro metálico). (4.11)

Ahora, la probeta experimenta flujo plástico, y la relación entre la tensión radial y la tensión axial es:

sr = sa - s0, carga plástica (4.12)

Cuando la presión axial cesa, tmax cae inmediatamente por debajo del límite de tensión cortante (tmax < s0/2), y la tensión en el cilindro metálico disminuye según:

sr = saν/(1 - ν) + k, relajación elástica (k = constante) (4.13)

Si el proceso de relajación continua, la tensión axial en la probeta disminuye pudiendo, incluso, llegar a ser menor que la tensión radial. De aquí se deduce la siguiente condición:

(sr - sa) ≥ s0 (4.14)

y la relación entre la tensión radial y la axial es:

sr = sa + s0, recuperación plástica (4.15)

A partir de la descripción anterior, es evidente que el ciclo completo de carga-descarga, en el que el tapón metálico se introduce en la matriz, crea un ciclo de histéresis como el que se muestra en la Figura 4.7 a.

presión raDial-presión axial

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Un detalle particularmente interesante de esta histéresis, es el hecho de que, tras la relajación completa de la tensión axial, la probeta permanece bajo una tensión radial compresiva σr, la cual es idéntica al límite elástico del metal, σ0. A este respecto, el modelo de Long proporciona una explicación convincente del efecto de recuperación elástica de la pieza (ver epígrafe 4.4) cuando ésta es expulsada de la matriz de compactación.

Figura 4.7. Relación entre la

presión radial y axial en un

cilindro metálico dentro de una

matriz rígida durante el ciclo de

carga y descarga de la presión

axial.

(a) Modelo teórico despreciando

el rozamiento en las paredes de

la matriz.

(b) Modelo teórico incluyendo el

rozamiento en las paredes de la

matriz.

Aunque el modelo de Long simplifica la realidad en algunos aspectos (ausencia de rozamiento en las paredes o endurecimiento por deformación) proporciona, en líneas generales, una aproximación satisfactoria de la verdadera relación entre la presión radial y la axial que se origina cuando los polvos se compactan en una matriz rígida.

El propio Long y otros autores, comprobaron experimentalmente las curvas de histéresis predichas por el modelo de Long para varios materiales. Un modelo

Sin rozamiento en las paredes (µ=0)

Con rozamiento en las paredes (µ>0)


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mejorado sugerido por G. Bockstiegel, incluye la fricción en las paredes de la matriz. A continuación se describe brevemente este modelo. Las fuerzas de fricción, que aparecen en las paredes de la matriz durante la compactación de los polvos, actúan en dirección opuesta al movimiento del punzón de compactación. De esta manera, mientras el punzón se mueve hacia el interior, la comprensión axial en los polvos σa es mucho menor que la presión exterior del punzón Pa, y mientras el punzón se mueve hacia el exterior, σa es mayor que Pa. Se puede admitir que la fuerza de fricción de la matriz es aproximadamente proporcional a la presión radial, Pr, que actúa sobre las paredes de la matriz. Por tanto podemos hacer la siguiente afirmación:

sa = Pa ± mPr (4.16)

El signo negativo se refiere a la fase en que la presión aumenta, el signo positivo a la fase en la que ésta decrece. µ es el coeficiente de fricción en las paredes de la matriz. La presión radial en la pared de la matriz, Pr, es igual a la tensión radial en los polvos, es decir Pr = sr. Introduciendo la ecuación (4.16) dentro de la ecuación (4.9), (4.12), (4.13) y (4.15) de Long, ésta se transforma en las correspondientes ecuaciones relacionadas con el modelo mejorado:

Pr = Paν/(1 - ν - mν), carga elástica (4.9’)

Pr = (Pa - s0)/(1 + m), carga plástica (4.12’)

Pr = Paν/(1 - ν + mν) + k’, relajación elástica, (k’ = constante) (4.13’)

Pr = (Pa + s0)/(1 - m), relajación plástica (4.15’)

Para µ = 0 (ausencia de fricción en las paredes), las ecuaciones modificadas ( ’ ) coinciden exactamente con las ecuaciones originales de Long ( ). Aunque el modelo modificado se basa en afirmaciones que simplifican bastante las condiciones de presión y tensión en las paredes de la matriz, es evidente que la inclusión del rozamiento en las paredes de la matriz no cambia, en líneas generales, el modelo de Long. La curva de histéresis del ciclo de carga-descarga apenas se distorsiona. Ver diagrama de la Figura 4.7 b. Durante la densificación de los polvos metálicos, la masa de éstos no cambia de un comportamiento elástico a un comportamiento plástico, como sugiere el modelo de Long, sino que la transición sucede gradualmente en cada partícula de polvo. Además, durante la densificación se produce endurecimiento por deformación de las partículas de polvo.


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Como consecuencia de todas estas circunstancias, la pendiente de las curvas de histéresis experimentales cambia gradualmente al aumentar la presión, y no de forma repentina. Ver ejemplo en la Figura 4.8.

Figura 4.8. Presiones radiales y

axiales medidas en compactos

de hierro esponja durante el ciclo

carga-descarga en una matriz

cilíndrica

Carga

Descarga

Pre

sió

n ra

dia

l (P

r) t/

cm2

Presión axial (Pa) t/cm2


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4.2.2 Influencia del límite elástico.En el modelo de Long, es evidente que la presión radial que un cilindro metálico o una masa de polvos metálicos bajo presión axial ejerce sobre las paredes de una matriz de compactación es más pequeña cuanto mayor es el límite elástico del metal. Análogamente, a partir del mismo modelo, se puede concluir que los polvos metálicos con muy bajo límite elástico y tendencia al endurecimiento por deformación despreciable, como por ejemplo, los polvos de plomo, exhiben un comportamiento casi hidráulico cuando se compactan en una matriz rígida. Las pruebas experimentales se muestran en la Figura 4.9. El ciclo completo de carga–descarga para los polvos de plomo no muestra ninguna histéresis, si bien presenta una ligera desviación frente al modelo hidráulico ideal lineal debido a las fuerzas de fricción de las paredes de la matriz.

Figura 4.9. Presiones

radiales y axiales medidas

en compactos de plomo

durante el ciclo carga-

descarga en una matriz

cilíndrica.

Estos descubrimientos sugieren que se podrían obtener compactos con densidades mayores y más homogéneas si los procesos de compactación fueran realizados a temperaturas elevadas en las que el límite elástico del metal es menor que a temperatura ambiente. Los experimentos con varias mezclas de polvos de hierro, llevadas a cabo en los laboratorios de Höganäs y los desarrollos realizados por Höganäs, han demostrado que basta con un incremento de la temperatura de los polvos hasta 150-200ºC para aumentar sustancialmente la densidad y mejorar las propiedades. * **

* U. Engström and B. Johansson, Höganäs Iron Powder Information PM 94-9.** J. Tengzelius, Höganäs Iron Powder Information PM 95-2

Carga

Descarga

Pre

sió

n ra

dia

l (P

r) t/

cm2

Presión axial (Pa) t/cm2


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La principal influencia de un límite elástico dependiente de la temperatura en la relación entre las presiones axial y radial, surge de las curvas de histéresis teóricas mostradas en la Figura 4.10. A partir de estas curvas, puede verse que la máxima presión radial aumenta, pero la presión radial residual, tras el completo cese de la presión axial, disminuye cuando el límite elástico se hace menor como consecuencia de la elevación de la temperatura.

Figura 4.10. Influencia del límite elástico s0 en la relación entre la presión radial y axial para un tapón metálico dentro de una matriz cilíndrica durante el ciclo carga-descarga. Ejemplo: El límite elástico s0(T) decrece al aumentar la temperatura T (T3 > T2 > T1).

0

( T3 )

( T2 )

( T1 )

( T1 )

( T2 )

( T3 )

Presión axial

σa , max

σr , Resto

σr , max

σ0 ( T1 )

σ0 ( T2 )

σ0 ( T3 )

Pre

sión

rad

ial

(hydrost.)

(hydrost.)


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4.3 Distribución de densidad axial

Las fuerzas de rozamiento en las paredes de la matriz de compactación frenan la densificación de los polvos, porque actúan contra la presión exterior P, ejercida por el punzón de compactación. Al aumentar la distancia desde la superficie del punzón de compactación, disminuye la tensión axial, sa, disponible para la densificación local de los polvos. Esto se pone de manifiesto especialmente en la fabricación de cojinetes largos de paredes delgadas, las cuales muestran en el centro mucha menor densidad que en sus dos bases. Para explicar este fenómeno, debemos mirar con más detalle el balance de fuerzas en la masa de polvos durante la densificación.

Consideremos la densificación de polvos en una matriz de compactación cilíndrica y profunda con un diámetro interior 2r. Asumiendo que el punzón superior ha entrado en el molde y ha compactado ya los polvos hasta cierto punto, de manera que la tensión axial de los polvos justo debajo de la base del punzón es sa(0). La distancia vertical variable desde la base del punzón es x. Imaginemos que una columna de polvos en el molde está compuesta por finos discos acoplados unos sobre otros, como monedas.

Seleccionamos un disco a una distancia x de la base del punzón, su altura es dx, el área de su sección transversal es F = pr2, y su área lateral es f = 2rp dx. Ver esquema de la Figura 4.11.

La tensión axial actuando sobre la base superior del disco es sa(x). Debido al rozamiento entre la cara lateral del disco y las paredes de la matriz, la tensión axial sa(x+dx), actuando sobre la base inferior del disco es algo menor que sa(x). Asumiremos que la fuerza de rozamiento es aproximadamente igual a la tensión axial sa(x) y a la cara lateral del disco. Tras estos preliminares, calcularemos el equilibrio entre todas las fuerzas que actúan sobre el disco seleccionado.

Distribución De DensiDaD axial

26

Figura 4.11 Tensión axial αa en una masa de polvos en función de la distancia x desde la

base del punzón de compactación superior.

Matriz

Punzón superior

K↓

K ↑


27

La fuerza que actúa sobre la base superior del disco es:

K↓ = pr2 sa(x) (4.17)

La fuerza que actúa sobre la base inferior del disco es:

K↑= pr2 sa(x+dx) (4.18)

La fuerza de rozamiento que actúa sobre la cara lateral del disco es:

Km = m2pr dx sa(x), (m = coeficiente de fricción) (4.19) El equilibrio de fuerzas se cumple cuando:

K↓ - K

↑= Km (4.20)

De (4.17) a (4.20) se tiene: dsa = sa(x+dx) - sa(x) = - 2m sa(x) dx/r (4.21)

Integrando esta ecuación diferencial se obtiene:

sa(x) = sa(0) exp (-2m x/r) (4.22)

De esta ecuación se deduce que la tensión axial de compresión en la masa de polvos sa(x) decrece exponencialmente al aumentar la distancia x desde la base del punzón móvil, al aumentar el coeficiente de rozamiento µ y al disminuir el diámetro interior de la matriz, 2r. El esquema de la Figura 4.11 ilustra esta situación. Respecto al punzón inferior se obtendrá, como es lógico, una situación análoga. De esta manera, cuando los polvos se compactan con movimientos simétricos (lo cual suele ser lo más normal), la tensión axial en ambos extremos del compacto es mayor que en cualquier punto intermedio.

En consecuencia, los compactos de polvos tienen generalmente una zona de menor densidad, aproximadamente, en el punto medio entre sus extremos. Esta zona de menor densidad suele denominarse zona neutra (ver capítulo 5). De este modo, los compactos de secciones delgadas y largas en la dirección de compactación presentan gran fragilidad antes de ser sinterizados.

Distribución De DensiDaD axial

28

4.4 Fuerza de expulsión y recuperación elástica Spring-Back

Una consecuencia directa de la tensión radial residual σr0 es el hecho, como se explicó en el apartado § 4.2.1, de que se requiere una fuerza adicional sustancial para expulsar el compacto de la matriz de compactación. Consideramos un compacto de altura h situado en una matriz cilíndrica de diámetro interno 2r. El área de su sección transversal es F = πr2, y su área lateral es f = 2rπh, y el coeficiente de rozamiento en las paredes de la matriz µ. Entonces, la fuerza de extracción requerida, es:

K⇑ = m 2pr h sr0 (4.23)

y la presión ejercida por el punzón inferior desde la base del compacto será:

P⇑ = K⇑/pr2 = sr0 4m h/2r (4.24)

De acuerdo a la ecuación (4.24), la presión P⇑ que actúa sobre la cara inferior del compacto durante la extracción, es mayor cuanto más largo sea el compacto en relación con su diámetro (h/2r). La presión de expulsión es también directamente proporcional al coeficiente de rozamiento µ.

Al comenzar el proceso de extracción, el coeficiente de rozamiento µ y, como consecuencia la presión de expulsión P⇑, adopta un valor máximo (rozamiento por adhesión) sustancialmente por encima del valor normal (rozamiento por deslizamiento). Ver la Figura 4.12. Este pico en la presión puede, en algunos casos, como por ejemplo, en cojinetes largos de paredes delgadas, superar la presión máxima que se obtiene en el proceso de compactación.

Esto tiene dos consecuencias:

(a) Un cierto efecto de re-densificación que se da en la base inferior del compacto.(b) Un punzón inferior largo y delgado, diseñado para soportar únicamente la carga de compactación, puede ceder o fracturarse por debajo de la carga de extracción.


29

Figura 4.12. Fuerza de extracción en función del movimiento del punzón inferior de

extracción; esquemáticamente.

Si la pared de la matriz de compactación está desgastada o insuficientemente lubricada puede producirse soldadura fría entre el compacto y la pared de la matriz, reconocible por el aumento excesivo de la presión de extracción y un comportamiento típico “stick-slip” (ruido de rotura). Ver la gráfica de experimentos de extracción de la Figura 4.14.

Recorrido del punzón

Fricción por deslizamiento

Fricción Adhesiva

Fuer

za d

e ex

trac

ción

Fuerza De expulsión y recuperación elástica spring-back

30

Figura 4.13 Influencia del tipo de lubricante en la variación de la fuerza de extracción

durante la eyección de un compacto de polvo de hierro de una matriz cilíndrica de metal

duro con un diámetro interior de 25mm. Tipo de polvos: hierro atomizado< 150 mm,

presión de compactación: Pa = 8 t/cm2, densidad del compacto: d = 7.2 g/cm3, altura del

compacto: h=15 mm, velocidad de extracción: 3 mm/s.

(A) lubricante: 0.75% Metallub, (B) lubricante: 0.75% estearato de cinc, matriz desgastada.

(a) Pico de fricción adhesiva, (b) comienzo de la fricción por deslizamiento, (c) efecto de

soldadura fría entre el compacto y las paredes de la matriz. (α) el compacto comienza a

ser expulsado de la matriz, (w) el compacto ha sido expulsado de la matriz.

Otra consecuencia de la presión radial residual se hace patente cuando el compacto, durante la extracción, atraviesa el borde superior de la matriz. La parte superior del compacto, que sale de la matriz, se expande elásticamente mientras que la parte aun dentro de la matriz se encuentra todavía bajo la influencia de la presión radial residual. La tensión cortante horizontal que se produce en estos casos puede generar agrietamientos horizontales en el compacto. Con el fin de disminuir la tensión cortante y para evitar agrietamientos en el compacto, es recomendable rebajar y suavizar las aristas a la salida de la matriz.

La expansión elástica del compacto después de la expulsión de la matriz de compactación se denomina recuperación elástica o "spring-back" y se cuantifica según la fórmula:

S(%) = 100 (lc - ld )/ld (4.25)

Fuer

za d

e ex

trac

ción

, t

00

1

2

3

4

5

54321

(A)

(B)c

a

a

α

b

Recorrido del punzón, cm

ω


31

donde S(%)= Spring-Back (%), λc= dimensión transversal del compacto (extraído), λd = dimensión correspondiente de la matriz de compactación (tras la extracción del compacto).

La recuperación elástica depende de los siguientes parámetros:

• Presión y densidad de compactación• Propiedades del polvo• Lubricantes y aditivos aleantes• Forma y propiedades elásticas de la matriz de compactación

La dependencia del "Spring-Back" en la densidad de compactación se deduce del diagrama de la Figura 4.14. Se pueden deducir dos puntos importantes de dicho diagrama:

• El tipo de polvo tiene una enorme influencia sobre el "Spring-Back". (Esto debe tenerse en cuenta cuando, en la producción de piezas de precisión, se cambia el tipo de polvo).

• Para elevadas densidades, una pequeña dispersión de la densidad supone una amplia dispersión del "Spring-Back" (y convertirse así en un efecto adverso en las tolerancias finales de las piezas estructurales).

Figura 4.14. Spring-Back

en función de la densidad

del compacto para tres

tipos de polvos de hierro.

Lubricante añadido: 0.8%

estearato de cinc.

Densidad de compactación, g/cm3

Sp

ring

-Bac

k

Fuerza De expulsión y recuperación elástica spring-back

Decidir si un componente estructural dado puede ser fabricado mediante pulvimetalurgia depende esencialmente de la posibilidad de diseñar y construir el utillaje de compactación adecuado.

5.1 Comentarios iniciales. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 345.2 El ciclo de compactación. . . . . . . . . . . . . . . . . . 365.3 Diseño del utillaje de compactación . . . . . . . . . 515.4 Otras recomendaciones . . . . . . . . . . . . . . . . . . 64

Utillajes decompactación

34

5.1 Comentarios iniciales

Todos los utillajes de compactación se basan en el mismo principio general:

La cavidad de una matriz rígida se rellena con los polvos de metal por gravedad, donde se compactan entre dos o más punzones (superiores e inferiores) dotados de movimiento axial, para conseguir un cuerpo de forma más o menos complicada y de densidad bastante homogénea. El compacto obtenido es expulsado de la matriz mediante movimientos adecuados de ésta y de los punzones.

El procedimiento descrito parece bastante simple pero, por lo general, no resulta tan sencillo, especialmente cuando se trata de componentes estructurales de formas complicadas.

Los siguientes doce puntos pueden dar una primera pista de los problemas que conlleva el diseño de un útil de compactación de polvos:

1. Todas las partes del interior de la matriz deben rellenarse con la canti-dad exacta de polvos.

2. La densidad del compacto debe ser lo más homogénea posible.3. En todas las zonas del interior de la matriz, la densificación de los

polvos debe producirse de forma simultánea, con el fin de asegurar una unión suficiente entre las partes adyacentes. Hay que tener en cuenta que, durante la densificación, los polvos fluyen con mayor dificultad en las direcciones laterales.

4. El compacto se debe retirar del utillaje de compactación sin sufrir daños.

5. Todos los movimientos de los componentes del utillaje se deben con-trolar adecuadamente y repetidos con suficiente precisión.

6. El utillaje debe tener los menos punzones posibles.7. Durante todo el ciclo de compactación, los punzones jamás deben

interferir con la matriz, ni con el eje central, ni entre ellos.8. Todas las partes del utillaje deben resistir la carga ejercida sobre ellos

durante el ciclo de compactación. Deben tener la máxima resistencia al desgaste y vida útil posible.

UTILLAJES DE COMPACTACIÓN

35

9. Todas las funciones del utillaje se deben adaptar adecuadamente a las funciones disponibles en la prensa de compactación.

10. Para reducir los tiempos de establecimiento al mínimo, el diseño del utillaje deberá facilitar el ensamblaje y la instalación en la prensa.

11. Para que las paradas de producción sean lo más cortas posibles, las piezas del utillaje gastadas se deben poder reemplazar de la forma más sencilla posible.

12. Los costes de fabricación del utillaje deben ser razonables en relación con su expectativa de vida y con el número total de piezas que serán producidas.

La experiencia en el diseño de utillajes demuestra lo difícil que es, en algunos casos, cumplir todos estos puntos. Cuanto más complicado es un componente, mayor es el número de movimientos requeridos de las piezas del utillaje y de las funciones de control de la prensa. En los siguientes párrafos, trataremos con mayor detalle algunos de los puntos citados.

comentarios iniciales

36

5.2 El ciclo de compactación

El ciclo de compactación puede dividirse en tres etapas:

1. Llenado de la matriz,2. Compactación de los polvos, y3. Extracción del compacto de la matriz.

Cada una de estas etapas está caracterizada por posiciones o movimientos específicos de cada una de las piezas del utillaje. En cada una de las etapas, aparecen problemas técnicos específicos que trataremos con detalle a continuación.

Figura 5.1. Tres etapas en un ciclo de compactación:

1) llenado de la matriz, 2) compactación de los polvos, 3) expulsión del compacto.


37

5.2.1 Llenado de la matrizLos polvos caen o fluyen por su propio peso desde el recinto de llenado hasta el interior de la matriz. Es obvio mencionar que se llenan con más facilidad las matrices de sección transversal ancha que las de sección transversal estrecha. Cuándo considerar que estamos ante una sección transversal estrecha depende, en este caso, de cuál sea el tamaño máximo de las partículas de polvo.

La mayoría de los polvos comerciales contienen partículas entre 0.15 y 0.20 mm de tamaño. Para garantizar que los polvos fluyan sin dificultad y llenen la matriz correctamente, las dimensiones laterales más pequeñas del interior de la matriz tienen que ser considerablemente mayores que las partículas de polvo más grandes. De lo contrario, se quedan huecos en el interior de la pieza, del tipo de los esquematizadas en la Figura 5.2, como consecuencia de un llenado desigual de la matriz.

Los polvos pueden además segregarse cuando fluyen por secciones estrechas. Por experiencia, las matrices se llenan correctamente cuando las dimensiones laterales mínimas son aproximadamente cinco veces mayores que el tamaño máximo de partícula. Por lo tanto, se puede concluir que las piezas estructurales cuya dimensión lateral sea de tamaño menor a 1 mm aproximadamente, no son adecuadas para ser fabricadas mediante compactación de polvos.

Figura 5.2 Formación de oquedades en

el llenado de una sección transversal

estrecha, "efecto puente".

En caso de que la cavidad de la matriz conste de varias partes con diferentes perfiles y profundidades, la densidad de llenado de los polvos en dichas partes puede variar debido al comportamiento distinto de los polvos en el llenado.

el ciclo De compactación

38

Ocurre además, que la densidad de llenado en las zonas estrechas es menor en la parte inferior que en la superior. Tales variaciones en la densidad de llenado pueden repercutir, en consecuencia, en variaciones de densidad en el compacto. Para compensar las variaciones en la densidad de llenado entre las diferentes partes de la matriz, las profundidades de llenado de estas partes tienen que ser convenientemente pre-ajustadas. Grandes variaciones en la densidad del compacto tienen efectos negativos tanto en su resistencia en verde, como en la precisión dimensional y las propiedades mecánicas tras el sinterizado y tratamiento térmico posterior. Para garantizar una densidad homogénea en los compactos de polvos, las dimensiones laterales de sus diferentes partes deberán medir, al menos, 1/6 de sus respectivas alturas.

5.2.2 Densificación de los polvosEn el capítulo 4, se explicaba que debido a la fricción entre las partículas de polvo y las paredes de la matriz (punzón pasante), los compactos eran más densos en las extremidades cercanas a los punzones de compactación que en el centro. Las zonas de menor densidad en el compacto se localizan normalmente a simple vista como zonas mates en la cara brillante del compacto.

En muchos casos, es mejor para las propiedades del compacto si las zonas de menor densidad, la zona neutra, están localizadas aproximadamente a medio camino entre la parte superior y la inferior del compacto. Este es el caso cuando la densificación tiene lugar entre el punzón superior y el inferior que se mueven simétricamente respecto a la matriz de compactación. Tales movimientos simétricos de los punzones pueden, en principio, conseguirse de tres maneras diferentes, como se ilustra en la Figura 5.3.


39

Figura 5.3. Tres conceptos

diferentes de conseguir

densificación simétrica

de doble efecto:

a) matriz estática, y dos

punzones moviéndose

simétricamente uno

hacia otro.

b) punzón inferior estático

y matriz “flotante”.

c) punzón inferior estático,

y matriz retirándose a la mitad

de velocidad que el punzón

superior.

a)

H

H

b)

1

2

c)

H


40

a) La matriz es estática y el movimiento simétrico de los punzones superior e inferior se genera directamente por la prensa.

b) El punzón inferior es estático, y la matriz se soporta por un resorte o amortiguador hidráulico para compensar su peso. Mientras el punzón superior comprime los polvos, las fuerzas de fricción generadas en las paredes de la matriz, mueven la matriz hacia abajo en movimiento relativo al punzón inferior estático. (Principio de matriz “flotante”).

c) El punzón inferior es estático. El movimiento de la matriz y del punzón superior están controlados de tal manera que, durante la compactación, la matriz se mueve hacia abajo, en movimiento relativo de punzón inferior a la mitad de la velocidad con la que se mueve el punzón superior.

En el caso a) el compacto es extraído de la matriz moviendo el punzón inferior hacia arriba (principio de eyección). En los casos b) y c), el compacto descansa sobre el punzón inferior, que es extraído de la matriz cuando se dota ésta de un movimiento descendente (principio de retroceso). Cada uno de los tres métodos mencionados, requiere disponer de funciones especiales en la prensa de compactación.

El proceso de matriz flotante (b) requiere dos funciones: un movimiento descendente, generado mecánica o hidráulicamente, de un pistón superior capaz de aplicar grandes fuerzas, y un movimiento también descendente generado mecánica o hidráulicamente de un pistón inferior capaz de ejercer fuerzas algo menores.

Este procedimiento no es aplicable a compactos que tengan partes de diferentes alturas. Otra desventaja es que el movimiento de la matriz durante la compactación se genera completamente por fuerzas de rozamiento, las cuales son incontrolables ya que están muy influenciadas por las variaciones del lubricante contenido en los polvos, por las variaciones de temperatura de la matriz durante la fabricación y por el progresivo desgaste de las paredes de la matriz. En la actualidad, para piezas estructurales complejas, se utilizan los procedimientos a) o c), o combinaciones de ambos. Esto requiere prensas de funciones múltiples, con al menos dos movimientos separados y controlables capaces de aplicar grandes fuerzas, y al menos un movimiento adicional independiente y controlable capaz de ejercer fuerzas algo menores.

Como ejemplo del proceso a), en la Figura 5.4 se muestran esquemáticamente cuatro etapas del ciclo de compactación de un cojinete. Como se puede observar, la matriz y el punzón pasante no cambian de posición durante la densificación.


41

Durante la extracción, el punzón pasante permanece dentro del cojinete hasta que éste es expulsado de la matriz, expandiéndose elásticamente. Luego, el punzón pasante retrocede sin rozamiento. Esto tiene una doble ventaja:

1. La fuerza de eyección requerida es considerablemente menor y2. Los poros de la superficie interior del cojinete permanecen abiertos,

lo cual no ocurre si la superficie se deforma plásticamente bajo elevadas tensiones de cizalla causadas por la compresión del punzón pasante en el retroceso. (Un cojinete sin poros abiertos en la superficie interior no se autolubrica).

Figura 5.4. Cuatro etapas en el ciclo de compactación de un cojinete recto cilíndrico.

Para los cojinetes de paredes delgadas, el espacio estrecho que queda entre la matriz y el punzón pasante se puede rellenar con más facilidad si al comienzo del proceso de llenado, el punzón pasante retrocede a una posición inferior. Después de llenar con los polvos las cavidades de la matriz más alejadas, el pistón retorna a su posición normal, empujando los polvos sobrantes a la cavidad de llenado. Ver Figura 5.5.

nucleo

adaptor

punzón superior

punzón inferior

zapata de llenado


42

Figura 5.5. Llenado de la cavidad

de la matriz con el punzón

pasante en retroceso.

Un ejemplo del proceso c) se puede contemplar en la Figura 5.6, tres estados de un ciclo de compactación de una pieza sencilla de dos niveles. La matriz y los punzones inferiores se montan en un utillaje denominado adaptador, que se inserta completamente en la prensa. Un utillaje típico de este tipo es una rampa retráctil lateral que durante la etapa de compactación, sostiene uno de los punzones inferiores.

El punzón inferior derecho, mediante una biela, se eleva hasta la posición de llenado mediante un muelle. Durante la etapa de compactación, el punzón inferior de la prensa empuja al plato de ésta hacia abajo a la mitad de velocidad que el punzón superior, mientras que el punzón inferior izquierdo descansa en la base fija del plato del adaptador. Bajo la presión generada en los polvos densificados, el punzón inferior derecho desciende, en contra de la fuerza del muelle de suspensión, hasta que se coloca sobre la cuña.

Tras la compactación, el pistón inferior de la prensa empuja al plato de la matriz todavía más abajo, y una cuña unida al plato de la matriz empuja a la rampa lateral. El punzón inferior derecho sigue al plato de la matriz hasta que el compacto es completamente liberado del utillaje de compactación.

Hoy en día, se pueden producir piezas con muchas secciones mediante prensas de compactación multinivel hidráulicas del tipo CNC. Cada nivel de la pieza se monitoriza de forma individual y se asegura una distribución de densidades homogénea. Esto añade muchas ventajas, como estabilidad dimensional, capacidad mejorada del proceso y mejores propiedades mecánicas en el


43

compacto en verde. Aparte de esto, las herramientas que se controlan y mueven de forma hidráulica son más resistentes al desgaste y necesitan menos mantenimiento que las herramientas que se mueven por deslizamiento. Los nuevos desarrollos que hay en el mercado van en la dirección de herramientas de múltiples niveles con prensas de compactación gobernadas de forma eléctrica capaces de mejorar aún más el proceso de producción pulvimetalúrgico.

Figura 5.6. Tres etapas en el ciclo de compactación para una pieza simple de dos niveles

empleando un tipo de utillaje retráctil con soporte deslizante.

5.2.3 Extracción del compacto de la matrizDurante el ciclo de compactación en una prensa mecánica sin ningún mecanismo auxiliar, el punzón superior ejerce su máxima presión en el punto límite inferior. Entonces, éste se mueve hacia arriba de nuevo repentinamente, eliminando la presión axial sobre el compacto y sobre los punzones inferiores, los cuales se expandirán ahora elásticamente en la dirección axial.

Si existieran punzones de diferentes longitudes (como, por ejemplo, cuando se compactan cojinetes con flancos), las diferentes expansiones axiales podrían generar grietas en el compacto aun antes de retirarlo de la matriz. Diferentes expansiones elásticas de las partes superiores del compacto también provocan fracturas. Ver Figura 5.7.

Estos agrietamientos son perniciosos, especialmente en cojinetes con flancos, porque son muy difíciles de detectar y no desaparecen durante la sinterización. Para evitar esta clase de grietas, todas las partes del compacto deben mantenerse a una presión axial moderada y bien equilibrada durante todo el proceso de extracción.


44

Al final de la fase de compactación, matriz y punzones inferiores invierten su movimiento relativo, de manera que el compacto se expulsa hacia arriba y queda fuera de la matriz. Esta operación, no tiene relevancia ninguna si se trata de una matriz estática con punzones móviles o viceversa. Lo más importante es que durante este proceso no exista movimiento relativo entre los punzones inferiores, de modo que no se generen grietas en el compacto.

Figura 5.7. Formación de grietas debido a diferentes expansiones elásticas de dos

punzones inferiores cuando el punzón superior se está retirando.

Cuando el compacto sale de la matriz, las partes salientes, liberadas de las tensiones laterales compresivas, se expanden lateralmente, mientras que el resto del compacto está aún en la matriz. En esta fase de transición, se generan elevadas tensiones de cizalla, las cuales pueden crear grietas horizontales en el compacto como se ilustra en la Figura 5.8a.

l1

l2


45

Con el fin de reducir estas tensiones de cizalla, la matriz se rebaja ligeramente en la salida, y sus bordes, se redondean. Ver Figura 5.8b

a b

Figura 5.8. Proceso de extracción: a) Formación de grietas cuando el compacto

atraviesa un borde afilado de la cavidad de la matriz. b) Formación de grietas evitada

por rebaje de la matriz y redondeo de los bordes superiores de la cavidad.

Los compactos del tipo esquematizado en Figura 5.9, son particularmente susceptibles a este tipo de grietas durante la extracción. El compacto mostrado consiste en una parte superior sólida y una parte inferior delgada con forma de faldilla. Los pistones de los amortiguadores para automóviles pertenecen a esta categoría.

Figura 5.9. Proceso de extracción: riesgo

de formación de grietas entre el segmento

superior e inferior de un compacto (por

ejemplo, el pistón de un amortiguador).


46

El contorno lateral de ciertas partes de compactos con formas complicadas está parcial o totalmente definido por las caras laterales del punzón pasante central y de los punzones superior e inferior. Para evacuar de la matriz todas las partes del compacto sin producir grietas, los movimientos de todas las zonas de la matriz involucradas en el proceso de extracción se deben controlar por separado. Esto requiere no sólo un complicado diseño de las partes de la matriz, sino además, una prensa equipada con las adecuadas funciones auxiliares.

Después de la extracción, el compacto se debe retirar de la prensa sin producir daños. En el caso más simple, el siguiente movimiento de la zapata de llenado empuja al compacto a una rampa sobre la que se deslizan de uno en uno hasta depositarse en un contenedor apropiado para almacenarlos a la espera de ser sinterizados.

Los compactos frágiles y los de formas delicadas tienen que ser recogidos cuidadosamente mediante pequeñas pinzas automáticas que las transportan individualmente a una bandeja en la que serán sinterizadas. Por supuesto, los compactos deben tener suficiente resistencia en verde para soportar manipulaciones sin sufrir rotura ni abrasión. Y deben tener, si es posible, una cara suficientemente plana para colocarlos de forma estable e introducirlos en el horno de sinterización.

En algunos casos, puede ser ventajoso girar el compacto automáticamente según sale de la matriz antes de dejarlo deslizar por la rampa o antes de colocarlo en la bandeja de sinterización.

5.2.4 Ciclo de compactación en prensas equipadas con sistemas de platos múltiplesEn los casos en los que la forma del compacto no se pueda reproducir proporcionalmente por el espacio de llenado, se requieren secuencias complicadas de los movimientos de los punzones. Un ejemplo típico de un componente con un agujero ciego y una pestaña en el mismo extremo, se puede observar en la Figura 5.10. La única manera de producir esta pieza, si el tipo de prensa lo permite, es mediante la siguiente transferencia de polvos:

Primero, la cavidad de la matriz se llena con polvos como si el agujero ciego estuviera en el extremo opuesto de la matriz. Entonces, se hace caer esta columna de polvos sin densificar, hasta el extremo inferior de la pieza. Las diferentes columnas de polvo se deben entonces densificar a distintos grados, proporcionalmente a su altura inicial para lograr el mismo gradiente de presiones en todas las columnas de polvos, así como para evitar transferencia de polvos radial y para conseguir posiciones favorables en las zonas neutras. Con el fin de evitar roturas durante la expulsión del compacto, debe mantenerse una cierta presión axial en todas sus partes.


47

Después, una vez que el compacto ha salido de la matriz, el punzón superior interno se extrae del compacto, manteniendo el punzón superior externo apoyado. Muchas piezas estructurales para la industria automovilística son del tipo multinivel, con formas casi siempre más complejas que las de la Figura 5.10.

Las complicadas secuencias de los movimientos de los punzones involucrados en el proceso de compactación, se pueden llevar a cabo con éxito únicamente utilizando prensas específicas. Durante todas las etapas del ciclo de compactación de dichas piezas, se tienen que coordinar correctamente tiempo – presión y velocidad de compactación.

Figura 5.10. Ciclo de compactación para un componente con agujero ciego y pestaña

en el mismo extremo: a) llenado, b), c) transferencia de polvos sin compactación,

d) compactación, e), f ) g), h) expulsión o eyección.


48

Figura 5.11. Adaptador multiplato.

Tipo DORST HMA 160.33 con ocho

movimientos de herramienta controlables

por separado, utilizado en la compactación

de cubos sincronizadores.


49

Las prensas hidráulicas CNC modernas con adaptador multiplato integrado que funcionan combinando procesos de expulsión y retroceso disponen de más de diez movimientos independientes de la matriz, del punzón pasante y de los punzones. Mediante un sistema de calibrado de precisión en combinación con sistemas servohidráulicos extremadamente sensibles, se pueden programar secuencias temporizadas de todos los movimientos necesarios, así como la presión y la longitud del impacto. En la Figura 5.11 puede verse un adaptador multiplato del tipo DORST HMA160.33, controlable mediante ocho movimientos separados. Este tipo de adaptador se utiliza, por ejemplo, para prensar cubos sincronizadores con tres niveles por arriba y tres niveles por abajo.

En la Figura 5.12. se ilustra la compactación de un doble engranaje con dientes interiores. El doble engranaje tiene caras superiores e inferiores a tres niveles distintos. Aparte de la matriz y del punzón pasante que se mueven simultáneamente, el utillaje controla tres punzones superiores independientes, uno fijo y otros dos punzones inferiores.

Peso compacto 139 g

Densidad media 6.84 g/cm3

Diámetro exterior 50.5 mm

Altura total 22 mm

Piezas/min 8.8

Posición de llenado

Transferencia del polvo

Posición de la prensa

Posición de retroceso

Figura 5.12. Cuatro etapas en la compactación de un doble engranaje con estriado interno

en un adaptador multiplato, tipo DORST MPA/H140. Para comprobar los datos técnicos,

ver la tabla 5.1.


50

En la Figura 5.13 se muestra la distribución homogénea de densidad conseguida.

Figura 5.13. Distribución

de densidad en un doble

engranaje producido en un

adaptador multiplato, como

se muestra en la Figura 5.12.

Tabla 5.1. Datos técnicos

Prensa Dorst TPA 140

Adaptador MPA/H140

Fuerza de compactación 95 ton

Velocidad de compactación 8,8 piezas/min

Polvo Distaloy AE

Área de compactación 12,6 cm2

Peso 139 g

Densidad media 6,84 g/cm3


51

5.3 Diseño del utillaje de compactación

A continuación se resumen los principios del proceso de diseño del utillaje de compactación. Como ejemplo representativo, hemos elegido una pieza con dos agujeros paralelos y dos partes de diferente altura, como puede verse en la Figura 5.14. Basándonos en el dibujo técnico de esta pieza estructural, desarrollaremos un boceto del utillaje de compactación, a partir del cual se puedan entender las funciones del resto de las partes que lo forman.

Deben concretarse las dimensiones exactas y las tolerancias de todas las piezas. Eventualmente, se tendrá en cuenta los materiales adecuados del utillaje, así como los tratamientos térmicos y los procedimientos de mecanizado.

Figura 5.14. Diseño de una manivela con dos partes a diferente altura y dos diámetros

interiores axiales, que se pretende fabricar mediante técnica PM.

Ø24

Ø13

A A

+0Ø12 -0,018

+0Ø6 -0,015

1x45

°

1x45

°

5,5

R1

R1

R8

A - A

Ø4 ±0,01

17 ±0,05

8,5117

,1

18,5

Diseño Del utillaje De compactación

52

5.3.1 Diseño funcional del utillajeEl desarrollo de un diseño funcional consta esencialmente de cuatro pasos:

Primer paso.Hay que decidir en qué dirección de la pieza es preferible compactar. Cuando la pieza tiene una cara relativamente lisa y otra estriada, la dirección más práctica es con la cara lisa hacia arriba. Entonces, un único punzón superior es suficiente, pero se requieren dos punzones inferiores.

Segundo paso.Tras haber decidido la dirección de compactación de la pieza, se hace un croquis de la sección vertical de la pieza y todos los límites verticales de la sección. Todas estas líneas indican el contorno vertical de la matriz, de los punzones y del punzón pasante. Los límites horizontales de la sección indican la posición de las caras de los extremos al final de la etapa de compactación. Ver Figura 5.15.

Tercer paso.Las profundidades de llenado requeridas para las dos partes de la pieza se pueden calcular mediante la relación Q entre la densidad del compacto y la densidad de llenado (densidad aparente) de los polvos, de acuerdo con la siguiente expresión:

Q = densidad del compacto/densidad de llenado = profundidad de llenado/peso del compacto

Los polvos de hierro comerciales tienen densidades entre 2.4 y 3.0 g/cm3. Si para nuestro ejemplo asumimos una densidad de llenado de 2.60 g/cm3 y una densidad para el compacto de 6.42 g/cm3, entonces Q = 6.42/2.60 = 2.47.

Para conseguir la profundidad de llenado requerida, las alturas H1 y H2 de las dos partes de la pieza deben multiplicarse por este factor Q. La altura de la parte izquierda de la pieza es H1 = 17 mm, y la altura de la parte derecha es H2 = 13 mm. Entonces, las respectivas profundidades de llenado son F1 = 17 mm x 2.47 = 42 mm y F2 = 13 mm x 2.47 = 32.1 mm. Decidimos que la columna izquierda se debe compactar simétricamente desde arriba y abajo. Esto significa que durante la densificación de la columna izquierda, el punzón inferior y el superior deberán recorrer distancias iguales dentro de la matriz. Como consecuencia, al final del proceso de densificación, el centro de la parte izquierda se encuentra a medio camino entre el borde superior de la matriz y la posición de llenado del punzón inferior izquierdo.


53

De este modo, marcaremos la posición de la parte superior de la matriz a una distancia F1/2 = 21 mm sobre la posición de llenado del punzón inferior izquierdo, a una distancia F1/2 = 21 mm por debajo del centro de la parte izquierda. Luego, marcamos la posición del punzón inferior izquierdo a una distancia F2 = 32.1 mm por debajo del borde superior de la matriz. Ver Figura 5.15.

Cuarto paso.Admitiendo que para los punzones inferiores se requiere una guía mínima en la matriz de 25 mm, la matriz debe tener al menos 25 mm más de profundidad que la mayor profundidad de llenado. Así, marcamos el borde inferior de la matriz a una distancia A = F1 + 25 mm = 67 mm por debajo del borde superior. Finalmente, debe considerarse la longitud de los punzones. Ambos punzones inferiores tienen que ser, por supuesto, suficientemente largos para expulsar totalmente el compacto de la matriz, es decir, tienen que medir, al menos, 67 mm de largo.

El punzón superior tiene que ser, por supuesto, suficientemente largo para penetrar en la matriz la profundidad necesaria y lograr la altura de compactación deseada, es decir, que su longitud debe ser de al menos (F1 - H1)/2 = 12.5 mm. Para estas longitudes, debe añadirse un margen de 5 - 10 mm para permitir la corrección del desgaste de los perfiles de los punzones. Después de esto, el diseño preliminar de nuestro utillaje de compactación estará completado. Ver Figura 5.15 (c).


54

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55

El diseño final de este utillaje, concebido como método de "withdrawal" (retroceso), se puede ver en el dibujo de la Figura 5.16.

Es de especial interés, en este contexto, la localización de la zona neutra, (zona de menor densidad) en las dos secciones de nuestro compacto. En el capítulo 4 (compactación de polvos metálicos) se explicaba que, debido a las fuerzas de rozamiento de las paredes de la matriz, la densidad del compacto descendía al aumentar la distancia desde la base del punzón móvil.

Si sólo existe movimiento del punzón superior respecto a la matriz, la zona de menor densidad se sitúa en la cara del punzón inferior fijo. Si ambos punzones, superior e inferior, se mueven simétricamente respecto a la matriz, la zona de menor densidad aparece exactamente entre las caras de los punzones.

Figura 5.16. Diseño completo del utillaje esquematizado en la Figura 5.15, adaptado al

principio de extracción con soporte deslizante. Estos tipos de utillaje normalmente se

diseñan como utillajes hidráulicamente pre-levantados.

La relación entre el movimiento de los punzones y la localización de la zona neutra puede describirse mediante una simple fórmula. Sea F la profundidad


56

de llenado, X e Y las distancias recorridas por el punzón superior e inferior respectivamente; y sea E la distancia entre la zona neutra y el borde superior de la matriz. Entonces, puede aplicarse la siguiente relación general:

(5.1)

Si el punzón inferior y el superior se mueven simétricamente con relación a la matriz, es decir, si X = Y, tenemos que:

(5.2)

Durante la densificación de la parte izquierda del compacto, los punzones superior e inferior recorren la misma distancia X1 = Y1 = 12.5 mm. De acuerdo con la ecuación (5.2), la zona neutra de esta pieza está localizada a una distancia E1 = F1 /2 = 42 mm/2 = 21 mm por debajo del borde superior de la matriz.

La localización de la zona neutra en la parte derecha del compacto se puede calcular como sigue. Ya que el punzón superior tiene una ranura de 1.5 mm de profundidad (para formar el pequeño saliente en la parte superior de la columna derecha) puede penetrar en la matriz 1.5 mm de profundidad aproximadamente sin densificar notablemente los polvos de la columna derecha (los polvos se alojan en la ranura).

Hasta alcanzar la posición inferior, el punzón superior recorre una distancia restante de X2 = X1 - 1.5 mm = 11 mm. Simultáneamente, el punzón inferior derecho recorre una distancia de Y2 = 8.1 mm en sentido ascendente. Entonces, de acuerdo a (5.1), la zona neutra de la parte derecha del compacto está localizada a una distancia E2 = 32.1 x 11/(11+8.1) = 18.5 mm por debajo del borde externo superior de la matriz, es decir, 2.5 mm por debajo del centro de la parte derecha y 2.5 mm por encima de la zona neutra de la parte izquierda. Si la zona neutra de las dos partes estuviera demasiado alejada podría producirse una fractura en la junta de ambas partes durante la densificación.

Idealmente, los movimientos de los dos punzones inferiores deberían coordinarse de manera que las dos columnas de polvo asentadas sobre ellos densificarán simultánea y homogéneamente. Si la densificación en las dos columnas de polvos ocurre a diferente velocidad sobre los dos punzón pasantes paralelos actuarán presiones laterales no simétricas, causando posiblemente, desviaciones no aceptables de las tolerancias específicas de las medidas centrales y del paralelo de ambos bordes. A primera vista, una consecuencia del agrietamiento o la rotura de los punzón pasantes es la presión lateral no simétrica.


57

5.3.2 Dimensiones y tolerancias de las piezas del utillajeCuando se indican con precisión las dimensiones finales y las tolerancias de algunas partes del utillaje, no se deben considerar sólo las dimensiones finales y las tolerancias de las piezas estructurales, como se especifica en el diseño del cliente, sino que hay que tener en cuenta los cambios dimensionales que sufre el compacto en la expulsión de la matriz de compactación y en el sinterizado posterior.

Los cambios dimensionales de las medidas longitudinales del compacto no constituyen un gran problema porque pueden ser fácilmente compensados mediante ligeros ajustes de los movimientos y de las posiciones de los punzones. Mucho más críticos son los cambios de las medidas transversales del compacto, porque no se pueden ajustar sin desmontar el utillaje de compactación para rectificar o rehacer completamente la matriz y sus punzones. Por tanto, antes de marcar las dimensiones transversales y las tolerancias de las partes de la pieza, es muy importante establecer cuidadosamente los cambios dimensionales del compacto, bajo condiciones de compactación y sinterización.

Los datos de piezas producidas previamente con forma composición similar pueden ser una buena guía. Es muy arriesgado basarse únicamente en los datos obtenidos bajo condiciones de laboratorio. En este contexto, se debe tener en cuenta que los cambios dimensionales durante la sinterización son sensibles no sólo a las variaciones de temperatura y de tiempo de sinterización, sino también a las variaciones de composición de los polvos y a la densidad del compacto. Demostraremos el proceso para calcular las dimensiones transversales de un utillaje de compactación para el caso de un cojinete recto. El diseño del cojinete especifica que: diámetro exterior=Da, tolerancia =+ΔDa, diámetro interior=Di, tolerancia=-ΔDi.

Según la producción de cojinetes similares se tienen los siguientes datos: spring back medio tras la compactación = e%, cambio dimensional medio durante la sinterización = s% (positivo para aumento de volumen, negativo para disminución de volumen). Las dimensiones del utillaje a calcular son: diámetro interior de la matriz = dm, y diámetro exterior del punzón pasante, dk. Es de esperar que, debido al desgaste durante la fabricación, el diámetro interior de la matriz (dm) aumente, mientras que el diámetro exterior del punzón pasante (dk) disminuya. Para mantener las dimensiones de los cojinetes sinterizados en las tolerancias especificadas, hay que observar las siguientes limitaciones cuando dimensionamos la matriz y el punzón pasante:

(Da + ΔDa )/(1 + e + s) > d m > Da /(1 + e + s) (5.3)


58

y

Di/(1 + e +s) > dk > (Di - ΔDi)/(1 + e + s) (5.4)

Teóricamente, la óptima utilización de la matriz y del punzón pasante sería posible si el valor inicial de dm fuera tan pequeño como permitiera la parte derecha de la ecuación (5.3); y el valor inicial de dk tan grande como permitiera la parte izquierda de la ecuación (5.4). Para tener la seguridad de que las dimensiones del cojinete sinterizado están dentro de las tolerancias especificadas, incluso aunque existan cambios dimensionales de e y s, los rangos de dichas tolerancias respecto de ambos extremos estarán dentro del 20%. En otras palabras, se estará asumiendo que los límites especificados son Da+0.2ΔDa y Da+0.8ΔDa para el diámetro exterior, y Di - 0.2ΔDi y Di - 0.8ΔDi para el diámetro interior del cojinete. Por tanto, para el diámetro interior de la matriz y para el diámetro exterior del punzón pasante se establecen las siguientes condiciones:

d m = (Da + 0.2ΔDa)/(1 + e+ s) (5.5)

d k = (Di - 0.2ΔDi)/(1 + e + s) (5.6)

Consecuentemente, el desgaste permitido en la matriz es:

Δd m = 0.6ΔDa/(1 + e + s) (5.7)

y el desgaste permitido en el punzón pasante es:

Δd k = - 0.6ΔDi/(1 + e +s) (5.8) Aplicando las ecuaciones (5.5) a (5.8) a las piezas estructurales mostradas en la Figura 5.15, podemos calcular las dimensiones transversales finales para el utillaje de compactación. Según las especificaciones del diseño, el diámetro exterior de la parte superior de la pieza es Da = 23.90 mm con una tolerancia de ΔDa = +0.20 mm, y su diámetro interior es Di = 12.00 mm con una tolerancia de ΔDi = - 0.018 mm. Asumiremos que el spring back medio es e = +0.1% y que la media de los cambios dimensionales es s = +0.4%. En base a estos datos, obtenemos que para los valores iniciales del diámetro interior de la matriz dm y para los del diámetro exterior del punzón pasante dk :

dm = (23.90 + 0.2 x 0.2) / 1.005 = 23.821 mm

dk = (12 – 0.2 x 0.018) / 1.005 = 11.937 mm

y para el desgaste permitido:

Δdm = (0.6 x0.2) / 1.005 = 0.119 mm

Δdk = -(0.6 x0.018) / 1.005 = -0.011 mm


59

Las dimensiones restantes del utillaje pueden ser calculadas análogamente. Un sencillo programa informático puede calcular rápida y cuidadosamente todos estos valores. Es recomendable archivar, en cuadros sinópticos, todos los datos dimensionales importantes, ya sea de una pieza estructural como de un proceso de fabricación en sí. Ver Tabla 5.2.

Tabla 5.2. Datos dimensionales pertenecientes al componente de la figura 5.15

B Z (mm) S (mm) P (mm) K (mm) W (mm) V (mm)

Da (1) 23,90+0,20 ≥ 23,940 ≥ 23,845 23,821 23,817+0,009 +0,119

Di (1) 12,00-0,018 ≤ 11,996 ≤ 11,949 11,937 11,943-0,006 -0,011

Da (2) 15,90+0,20 ≥ 15,940 ≥ 15,877 15,861 15,856+0,008 +0,119

Di (2) 6,00-0,015 ≤ 5,997 ≤ 5,973 5,967 5,97-0,005 -0,009

L 16,95+0,10 17,00 16,932 16,916 16,912+0,008 0,000

L = Distancia central de los dos diámetros interiores Di (1) y Di (2)B = designaciónZ = dimensión y tolerancia especificada en el plano del clienteP = dimensión media permitida tras la compactación en un utillaje nuevoS = dimensión media permitida tras el sinterizado (al principio del manejo del utillaje)K = medida guía para el diseño del utillajeW = dimensión del utillaje nuevo (tolerancia de fabricación IT 5)V = desgaste permitidospring back = 0.1%; cambio dimensional tras el sinterizado = 0.4% (valores asumidos)

Las medidas (W) que encontramos en la Tabla 5.2 están referidas al tamaño de la matriz y del punzón pasante, ya que éstos, realmente, forman el perfil del componente, mientras que los punzones sólo conforman las bases. Los punzones están marcados con dimensiones definidas, pero sin tolerancias, y se añade una anotación que determina la holgura real en términos de la matriz y del punzón pasante. Esto es importante porque dichos márgenes son tan pequeños que definir una tolerancia de la matriz y el punzón pasante por separado, significaría una variación en los márgenes reales mayor que la práctica.

Como ejemplo, puede proponerse una matriz de cavidad circular con una tolerancia de 0.005 mm y un punzón circular construido con idéntica tolerancia, lo que arroja una tolerancia total para ambos de 0.010 mm si se requiere una holgura entre la matriz y el punzón de 0.010 a 0.015 mm, está claro que es mejor definir una tolerancia sólo para la matriz, la cual realmente conforma


60

el perfil del compacto, y dar el tamaño del punzón como una separación. Este método proporciona al operario una inmejorable oportunidad para producir con márgenes reales y no tener, así, que trabajar con tolerancias imposibles.

Las variaciones recomendadas para las holguras dependen de la presión de compactación, del tipo de polvo, y de otras circunstancias. En la fabricación de cojinetes se emplean, en muchos casos, márgenes entre 0.005 y 0.010 mm, pero normalmente se aceptan los márgenes dados en la Tabla 5.3.

Tabla 5.3. Márgenes recomendados entre las partes deslizantes del utillaje *

Dimensión del utillaje(mm)

Holgura (≈IT 5)(μm)

≤ 10 10 – 15

10 – 18 12 – 18

18 – 30 15 – 22

30 – 50 18 – 27

50 – 80 21 – 32

80 – 120 25 – 38

Cuando aplicamos las holguras comendadas en la Tabla 5.3, debe tenerse en cuenta que los punzones se expanden elásticamente bajo las cargas de compactación. Esto significa que los márgenes entre matriz y punzón disminuirán mientras que los márgenes entre punzón pasante y punzón aumentarán. La aplicación de tan pequeños márgenes al perfilado de la matriz y de los punzones, presenta un difícil problema de fabricación, pero el funcionamiento satisfactorio del utillaje durante un periodo razonable de tiempo no permitirá grandes márgenes.

Un requisito previo para el utillaje de larga duración es un acabado superficial muy bueno en todas las superficies deslizantes (típicamente: 0.2 μm) y una dureza superficial adecuada de dichas superficies. Aquí se aplica una antigua norma de la ingeniería mecánica: las partes deslizantes no serán fabricadas exactamente con el mismo material y deberán tener distintas durezas superficiales.

* H.G. Taylor, A Critical Review of the Effects of Press and Tool Design upon the Economics of Sintered Structural Components, Powder Metallurgy, 1965, Vol. 8, No 16 (S. 285 - 318).


61

5.3.3 Materiales empleados en el utillaje

Punzones.Como se ha mencionado anteriormente, los polvos son normalmente compactados mediante presiones entre 400 y 800 MPa/mm2. Todos los punzones de compactación tienen que resistir estas elevadas cargas no sólo una vez, sino de 100.000 a 1.000.000 de veces sin romperse ni deformarse plásticamente. Tampoco se pueden expandir elásticamente bajo estas cargas, de modo que puedan atascarse en la matriz. Incluso una ligera deformación plástica durante un ciclo de compactación, conduciría tras varios ciclos a un acortamiento y engrosamiento apreciables del punzón. No hay que tener mucha imaginación para darse cuenta de las consecuencias: al acortarse el punzón, la altura de los compactos aumenta correspondientemente, y al hacerse más grueso el punzón finalmente se atascaría en la matriz y se rompería, dañando posiblemente todo el utillaje.

Por tanto, los punzones deben tener un elevado límite elástico de compresión, elevada tenacidad y resistencia a fatiga. En los casos donde los punzones forman parte de las paredes laterales del utillaje de compactación, deben tener, además de las propiedades mencionadas suficiente dureza superficial. El endurecimiento superficial de los punzones, si fuera necesario, debe llevarse a cabo con sumo cuidado para evitar la fragilización y el agrietamiento superficial. Únicamente los aceros de herramientas más tenaces son apropiados como punzones. Idealmente, se deberían combinar las siguientes propiedades:

• Buena maquinibilidad tras un ligero ablandamiento.

• La mayor tenacidad y resistencia a fatiga posible tras el endurecimiento.

• La mayor estabilidad dimensional y menor susceptibilidad a la rotura posible en el proceso de endurecimiento.

• Mayor resistencia al desgaste posible.

Seleccionar el acero de herramientas adecuado para un punzón en particular y elegir el tratamiento térmico apropiado es cuestión de experiencia. Pueden ser de ayuda tanto las especificaciones gráficas como los tratamientos térmicos sugeridos por los fabricantes.


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Algunos aceros de herramientas típicos para punzones son los siguientes:

• ASP2023 (Erasteel)• SPM23 (Uddeholm)• Vanadis 4 extra (Uddeholm)• S690 (Böhler)• CPM3V (Crucible)

En las siguientes páginas web se puede encontrar mucha más información:

• www.erasteel.com• www.uddeholm.com• www.bohlersteel.com• www.crucible.com

Matrices y punzón pasantes.Tanto las matrices como los punzones pasantes centrales se deben realizar de carburos cementados, ya que por su extrema dureza y resistencia al desgaste son la elección más económica para grandes producciones en serie, aunque sean mucho más caros que el acero. Sin embargo, para producciones más pequeñas, algunos aceros rápidos suponen una alternativa más económica. Debido al alto contenido en carburos embebidos en la matriz del acero, los aceros rápidos tienen bastante resistencia al desgaste, aunque no tanto como los carburos cementados. Las matrices de carburos cementados se deben calzar siempre con un anillo ajustado de acero tenaz para prevenir la rotura violenta bajo la elevada presión radial ejercida sobre la pared interior durante el proceso de compactación. El proceso de ajuste del anillo provoca tensiones tangenciales de compresión elevadas en la pared interior de la matriz, aumentando aún más la resistencia al desgaste. La relación entre el diámetro interior y el exterior del anillo de ajuste debe ser al menos 2:1, o mejor 4:1. Los cantos vivos o las incisiones en el perfil de la cavidad de la matriz deben ser evitados ya que provocan un elevado esfuerzo a tracción tangencial que podría reventar la matriz. Por otro lado, cuando la forma de la pieza estructural requiere cantos vivos o incisiones en la matriz, no debe considerarse necesariamente un desastre si la matriz se rompe ya que, en la mayoría de los casos, el anillo de ajuste mantiene a la matriz fracturada en su sitio.


63

Como puede observarse en la Figura 5.16, los punzones pasantes centrales son normalmente mucho más largos que los punzones sobre los que se guían. Durante la etapa de compactación y de expulsión, los punzones pasantes se someten alternativamente a elevados esfuerzos a tracción y a compresión, debido a las fuerzas de fricción, especialmente si son delgados y de perfiles complicados. Por tanto, los punzones pasantes deben tener tanta tenacidad y resistencia a fatiga como sea posible. Pero este requisito está enfrentado a la demanda de alta resistencia a desgaste, es decir, a la mayor dureza superficial posible. Este conflicto se puede resolver de una de las siguientes maneras:

a) El punzón pasante se realiza en una pieza tratada térmicamente para conseguir tenacidad y endurece por inducción en el extremo superior donde está más expuesto al desgaste.

b) El punzón pasante se realiza en dos piezas, una pequeña superior de carburos cementados, unida por uno u otro método, a la pieza larga inferior de acero tenaz endurecido.


64

5.4 Otras recomendaciones

Distribución simétrica de la carga en los punzones.El utillaje montado en la prensa debe ser cuidadosamente centrado para garantizar que las cargas en los punzones sean lo más simétricas posible durante la compactación. El centro de gravedad de la sección transversal en los punzones con sección regular o circular puede ser fácilmente alineado con el eje central de la prensa, de modo que, las fuerzas de fricción actúen simétricamente sobre sus caras laterales.

Conseguir una distribución de carga simétrica en punzones con sección transversal no simétrica es un asunto más complicado. Su centro de gravedad puede alinearse con el eje central de la prensa, pero las fuerzas de fricción no actuarán simétricamente sobre sus superficies laterales. Como estas fuerzas de fricción no pueden ser calculadas previamente con exactitud, el centrado óptimo del utillaje montado en la prensa puede constituir un serio problema.

En un utillaje mal centrado, los punzones dejan de estar paralelos en relación con la matriz y el punzón pasante cuando se someten a cargas de compactación. Dichos punzones arañan la matriz y el punzón pasante causando un excesivo desgaste local, el cual, si no es detectado y corregido a tiempo, conduce a una completa rotura del utillaje.

Cuando la carga no es simétrica, los punzones delgados tienden a curvarse elásticamente hasta tal punto que las holguras entre ellos y las paredes de la matriz dejan de ser concéntricas. En los lugares donde las holguras se han ampliado, los polvos se extruyen dentro del intersticio formando excesivas rebabas en la superficie del compacto. En los lugares donde las holguras se han estrechado, los punzones arañan las paredes de la matriz y el punzón pasante. Esto lleva al desgaste excesivo del utillaje y aumenta el riesgo de atascamiento de los punzones así como la ruptura del punzón pasante. A este efecto se añade una distribución de densidad no uniforme.

Influencia de los perfiles.Para tener una buena funcionalidad y una larga vida del utillaje es importante no sólo elegir el material correcto, sino también evitar perfiles que provoquen picos de tensión. El análisis mediante modelización por elementos finitos puede ayudar a evitar formas y perfiles inapropiados. En particular, se deben observar los siguientes puntos:

• Evitar cantos vivos y aristas en la sección transversal del perfil de la matriz, punzones y punzón pasantes.


65

• Evitar salientes afilados o incisiones en las caras de los punzones.• Evitar diámetros menores de 1/3 a 1/5 de longitud en las partes de

los punzones pasantes en contacto con el polvo.

Para evitar pliegues al aplicar las cargas, mantener las partes no guiadas de los punzón pasantes y las guías de conexión tan cortas como sea posible.

El estricto cumplimiento de estas recomendaciones ayuda a aumentar la resistencia a fatiga y la resistencia a desgaste del utillaje y a prevenir fracturas inducidas durante el tratamiento térmico del utillaje, y más tarde cuando esté en funcionamiento.

5.4.1 Coste del utillajeLos costes de fabricación del utillaje de compactación pueden variar entre 10.000 y 100.000 US $ dependiendo del tamaño y del número de piezas móviles independientes. El utillaje para grandes series de compactos se deben, por supuesto, diseñar para una vida lo más larga posible. Esto significa: carburos cementados para la matriz y los segmentos embutidos de los punzón pasantes centrales, alta calidad del acero y tratamientos térmicos óptimos para los punzones, máximo acabado superficial en las superficies deslizantes y un perfecto ajuste entre la matriz, los punzones y los punzón pasantes centrales – con otras palabras, altos costes de material y taller.

El coste directo de material para un utillaje de compactación es aproximadamente el 15% de los costes totales de producción (sin incluir el coste de diseño). Con utillajes complicados la repartición de los costes de materiales es incluso menor. Esto deja claro que reducir los costes de materiales conduce a ahorrar de manera equivocada. Los costes residuales, las reparaciones del utillaje, las pérdidas de producción, las entregas retrasadas como consecuencia de los fallos de los materiales del utillaje o ensamblajes descuidados pueden aumentar considerablemente los costes iniciales totales de dicho utillaje.

El tiempo empleado en el diseño, aún con la ayuda de ordenadores, puede fácilmente abarcar varias semanas si el utillaje es un poco más complicado. El diseño asistido por ordenador y la programación (CAD/CAM) así como los procesos de producción controlados por ordenador, está siendo aplicado incluso en la industria pulvimetalurgia. Pero nunca podrán sustituir a la creatividad del diseñador, ni a la experiencia ni habilidad del fabricante de utillajes.

Desde el punto de vista económico, es importante vigilar cuidadosamente el funcionamiento de cada utillaje durante su ciclo de vida completo, así como documentar cada característica o causa de mal funcionamiento del utillaje o de cualquier miembro de éste. Sólo mediante una rutina sistemática podrá acumularse un conocimiento realista que nos ayude a evitar futuros errores en su diseño y fabricación.

otras recomenDaciones

La sinterización es el proceso por el cual los polvos de metal compactados (o polvos metálicos sueltos) se transforman en sólidos coherentes a temperaturas inferiores a su punto de fusión. Durante el sinterizado, las partículas de polvo se unen por difusión y otros mecanismos de transporte atómico, cuyo resultado es un cuerpo poroso que adquiere una cierta resistencia mecánica.

6.1 Aspectos generales . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 686.2 Mecanismos básicos de sinterización . . . . . . . 706.3 Comportamiento en la sinterización de compactos de hierro . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 856.4 La atmósfera de sinterización . . . . . . . . . . . . . . 90

Sinterización

68

6.1 Aspectos generales

El proceso de sinterizado está regulado por los siguientes parámetros:

• temperatura y tiempo• estructura geométrica de las partículas de polvo• composición de la mezcla de polvos• densidad del compacto• composición de la atmósfera protectora en el horno de sinterización

El significado práctico de estos parámetros se puede describir brevemente como sigue:

Temperatura y tiempo.A mayor temperatura de sinterización menor es el tiempo requerido para conseguir el grado de unión deseado entre las partículas de polvo en el compacto (especificado p. ej. en términos de resistencia mecánica).

Esto supone un dilema: desde el punto de vista de la eficiencia de la producción serían preferibles tiempos de sinterización más cortos, pero las correspondientes elevadas temperaturas de sinterización son menos económicas debido a los altos costes de mantenimiento del horno de sinterización. En la pulvimetalurgia del hierro, las condiciones normales de sinterización son: 15-60 minutos a 1120-1150°C.

Estructura geométrica de las partículas de polvo.Para condiciones de sinterización dadas, los polvos constituidos por finas partículas de alta porosidad interna (gran superficie específica) sinterizan más rápido que los polvos constituidos por partículas gruesas. De nuevo nos surge un dilema: los polvos finos son generalmente más difíciles de compactar que los polvos gruesos y los compactos realizados con polvos finos se contraen más durante la sinterización que los compactos realizados con polvos gruesos. Las partículas de polvo de hierro comerciales (tipo esponja o compacto) para elementos estructurales son habitualmente ≤ 150 μm (ver capítulo 3).

Composición de la mezcla de polvos.Los componentes de la mezcla de polvos se seleccionan procurando conseguir las propiedades físicas deseadas y controlando los cambios dimensionales durante

SINTERIZACIÓN

69

el sinterizado (ver capítulo 3). Cuando se sinterizan mezclas de polvos de dos o más metales (por ejemplo hierro, níquel y molibdeno), tiene lugar una aleación entre los componentes simultáneamente al proceso de unión. Para temperaturas comunes de sinterización (1120/1150°C) los procesos de aleación son lentos (excepto entre Fe y C), y no se consigue una homogeneización completa de los aleantes metálicos. Si la mezcla de polvos contiene un componente que forma fase líquida a la temperatura de sinterización (por ejemplo mezcla de polvos de Cu y Fe), también existe unión entre partículas y los procesos de aleación se aceleran.

Densidad del compacto.A mayor densidad de un polvo compactado, mayor es el área total de contacto entre las partículas de polvo y más eficientes son los procesos de unión y aleación durante el sinterizado. Además, estos procesos mejoran por los defectos en la red cristalina de las partículas, causados por deformación plástica durante la compactación (ver capítulos, § 1.2.3, § 1.2.4).

Composición de la atmósfera protectora en el horno de sinterización.La atmósfera protectora tiene que llevar a cabo varias funciones durante la sinterización, las cuales en algunos aspectos son contradictorias. Por un lado, la atmósfera protege los materiales sinterizados frente a la oxidación y reduce los posibles óxidos residuales presentes; por otro lado, evita la descarburación del material que contiene carbono y viceversa, para evitar la carburización del material libre en carbono.

Esto ilustra el problema de elegir la atmósfera correcta para cada tipo de productos sinterizados. En pulvimetalurgia de hierro son habituales las siguientes atmósferas de sinterización:

• tipo reductora-descarburizadora: hidrógeno(H2), amoniaco disociado (75% H2, 25% N2)

• tipo reductora-carburizadora: endogas (32% H2, 23% CO, 0-0.2% CO 2 ,0-0.5% CH4, bal. N2)

• tipo neutra: nitrógeno criogénico (N2), si se desea con pequeñas adiciones de H2 (para proteger la pieza de óxidos residuales) o de metano o propano (para restablecer las pérdidas de carbono)

La elección adecuada y el control cuidadoso de la atmósfera de sinterización son importantes pero difíciles debido a las circunstancias que serán tratadas con mayor detalle en el epígrafe 6.4.

aspectos generales

70

6.2 Mecanismos básicos de sinterización

6.2.1 Sinterización en estado sólido de material homogéneoAl juzgar por el cambio de forma en el espacio entre las partículas sinterizadas, el proceso de sinterización tiene lugar en dos etapas diferentes: una primera etapa con unión local (formación de cuellos) entre partículas adyacentes, y una posterior con redondeo y contracción de poros. En ambas etapas el volumen del compacto contrae; en la primera etapa la distancia entre los centros de las partículas adyacentes disminuye, en la etapa posterior el volumen total de los poros disminuye. Ver Figura 6.1

Figura 6.1. Primera (a) y última (b) etapa de sinterización

La fuerza impulsora del fenómeno de sinterización es la minimización de la energía libre superficial (ΔGsuperficial<0) de las partículas (ref. capítulo 1, §1.4.1.).

La unión entre partículas de polvo requiere transporte de masa desde su interior a puntos y áreas donde están en contacto con otras partículas. El redondeo y la contracción de los poros requieren transporte de masa desde las zonas densas a las superficies del poro, y además desde esquinas suaves a puntiagudas de la superficie del poro.

a) b)

SINTERIZACIÓN

71

En ausencia de fase líquida, son posibles cinco mecanismos de transporte:

• difusión en volumen (movimiento de vacantes)• difusión en superficie de grano• difusión en superficie• fluencia plástica (causada por tensión superficial

o por esfuerzos internos)• evaporación/condensación de átomos en la superficie

Para averiguar cuáles de estos mecanismos predominan en el proceso de sinterización se ha estudiado experimentalmente el crecimiento de cuellos formados entre partículas esféricas durante la sinterización. Ver Figura 6.2.

Figura 6.2. Formación de cuellos

entre esferas de cobre.

mecanismos básicos De sinterización

72

De acuerdo con el modelo teórico desarrollado por C.G.Kuczynski*, el crecimiento de estos cuellos se rige por la siguiente ley:

(6.1)

donde a = diámetro de partícula, x = ancho del cuello, t = tiempo de sinterización

Ver Figura 6.3. El modelo de Kuczynski predice: n = 2 para flujo viscoso a plástico, n = 3 para vaporización/condensación, n = 5 para difusión en volumen, n = 7 para difusión en superficie..

Figura 6.3. Crecimiento del ancho de

cuello entre las partículas esféricas

durante la sinterización de acuerdo al

modelo teórico de Kuczynski.

Arriba: ley temporal.

Abajo: varios mecanismos de

transporte de materia.

*C.G. Kuczynski, Self-diffusion in Sintering of Metallic Particles, J. Metals 1, No. 2, pp 169-78, (1949)

v = difusión en volumen, b=difusión en superficie de grano s = difusión en superficie, e=evaporización/condensación←↓ = fuerza desde la tensión superficial (flujo viscoso)

SINTERIZACIÓN

73

La validez de la fórmula (6.1) está confirmada por gran cantidad de estudios experimentales *,**,***,****,*****. En el caso de las partículas de metal esféricas, un exponente n = 5, y en el caso de partículas de vidrio esféricas, un exponente n = 2 son los más indicados para coincidir con los resultados experimentales. Ver Figura 6.4.

Figura 6.4 Crecimiento de cuello entre las partículas esféricas, examinadas experimentalmente

en función del tiempo de sinterizado y de la temperatura; x = ancho de cuello; a = diámetro

de la partícula; pendiente de la curva (escala logarítmica) 1/n = 1/5 para partículas de plata

(arriba), y 1/n = 1/2 para partículas de Na-K-Si-vidrio (abajo).

* Ya.I. Frenkel, Viscous Flow of Crystalline Bodies under Action of Surface Tension, J. Phys. (U.S.S.R.), 9, p. 385 (1945, in English).** N. Cabrera, Sintering of Metal Particles, J. Metals, 188 Trans., p.667, (1950).*** P. Schwed, Surface Diffusion in Sintering of Spheres on Planes, J. Metals, 3, p.245, (1951).**** G. Bockstiegel, On the Rate of Sintering, J. Metals, 8, pp. 580-85, (1956).***** C. Herring, Effects of Scale on Sintering Phenomena, J. Appl. Phys.21, (4), pp. 301-303, (1950).

Partículas de plata

700° C

800° C

900° C

750° C

725° C

Partículas de vidrio

Anc

ho d

e cu

ello

/ D

iám

etro

de

la p

artíc

ula

0.5

0.5

1

1

2

2

4 8

8

16

16

32

32

0.05

0.05

0.10

0.10

0.20

0.20

0.40

0.40

0.80

0.80

4

Tiempos de sinterización ( h )


74

A partir de estos resultados se puede concluir que, en la primera fase de sinterización el mecanismo dominante para partículas de metal es la difusión en volumen, y la fluencia plástica para las partículas de vidrio. Es muy probable, pero más difícil de confirmar experimentalmente, que en la primera fase de sinterización la difusión en volumen es dominante también en el caso de partículas de metal no esféricas y en compactos de polvos metálicos. En la fase posterior de sinterización, la difusión en volumen es sin duda responsable del fenómeno de redondeo de poros. La Figura 6.5a muestra esquemáticamente como las vacantes migran desde las esquinas hacia las partes más planas de la superficie del poro.

Figura 6.5. Migración de vacantes (a) desde las esquinas hacia las partes más planas de

la superficie del poro y, (b) desde los poros más pequeños a los más grandes cercanos y

bordes de grano (esquemáticamente).

Pero la difusión en volumen no explica completamente los ratios de contracción de poros observados ni los cambios en la distribución de los tamaños de los poros. De hecho, en realidad, las vacantes procedentes de la superficie de un poro, no migran a la superficie más exterior del cuerpo sinterizado, sino que “condensan” en la superficie de los poros cercanos más grandes, o quedan atrapados en los bordes de grano donde forman filas o láminas las cuales, en consecuencia, se colapsan debido a la fluencia plástica. Ver Figura 6.5b.

En las micrografías de la Figura 6.6 puede verse cómo los poros más grandes incrementan su tamaño en detrimento de los pequeños, y como los poros pequeños desaparecen en las proximidades de los bordes de grano.

a ) b )

SINTERIZACIÓN

75

Figura 6.6. a) - e) Cambio de tamaño de grano y tamaño de poro y distribución de la

microestructura de compactos de polvos de cobre sinterizado. Temperatura de sinterización

1000°C, tiempos de sinterizado:

a) 4 min, b) 8 min, c) 30 min, d) 120 min, e) zonas libres de poros cerca de bordes de grano

y poros más grandes en los centros de grano del hierro sinterizado.

a) b)

c) d)

e)

20 µm

150 µm


76

6.2.2 Sinterización en estado sólido de materiales heterogéneosCuando una mezcla de partículas de dos metales diferentes se sinteriza, tiene lugar una aleación en los lugares donde se forman cuellos entre las partículas de metales diferentes. Estos dos procesos interactúan el uno frente al otro: por un lado, el grado de crecimiento del cuello ahora depende no sólo del grado de difusión de los dos metales puros sino también de los diferentes grados de difusión en las distintas fases aleadas que se forman dentro y sobre cada lado del cuello. Por otro lado, la anchura del cuello controla la cantidad de aleación que se forma.

Los diagramas esquemáticos de la Figura 6.7 muestran la relación entre el diagrama de fase y la formación de aleación en el cuello entre dos partículas diferentes.

Figura 6.7. Relación entre diagramas de equilibrio y formación de fases durante la

sinterización en la región de contacto entre partículas de metales diferentes.

a)

b)

c)

SINTERIZACIÓN

77

En mezclas de polvos de hierro comercial, las partículas de los aleantes son normalmente mucho más pequeñas que las de polvo base. Mientras el tamaño medio de las partículas de hierro es aproximadamente 100 μm, el tamaño de las partículas aleantes está en general por debajo de 20 μm o más finas. En un compacto fabricado con este tipo de polvos, la distribución de elementos aleantes es muy poco uniforme en el comienzo del proceso de sinterización. Durante la sinterización los átomos de aleantes difunden desde la superficie hacia el centro de las partículas de polvo de hierro. El grado de homogeneización depende de los respectivos coeficientes de difusión, los cuales, a su vez, dependen de la temperatura. Ver Figura 6.8.

Figura 6.8. Coeficientes de

difusión para el carbono,

molibdeno, cobre y níquel como

funciones de la temperatura

absoluta. (logD vs 1/T).

Los elementos intersticiales como el carbono (añadido en forma de grafito) difunden muy rápidamente en el hierro, mientras que los elementos sustitucionales como el níquel, cobre y molibdeno difunden mucho más lentamente. Asumiendo que los elementos aleantes constan de pequeñas partículas esféricas distribuidas aleatoriamente en una matriz densa de hierro, el tiempo tp requerido para conseguir un cierto grado de homogeneización p puede ser calculado por


78

las ecuaciones de difusión como se describe en el capítulo 1 epígrafe, § 1.3. El tiempo de homogeneización tp se define mediante la siguiente expresión:

(6.2)

a = diámetro de las partículas aleantes, D = Coeficiente de difusión, Co = Concentración inicial del elemento aleante en las partículas aleantes dispersas (habitualmente 100%), Co = Concentración media del elemento aleante en el metal base, p = Cmin / Cmax = grado de homogeneización.

El diagrama de la Figura 6.9 muestra los tiempos requeridos para la homogeneización, calculados según (6.2), para un 4% de partículas de níquel esféricas dispersas en una matriz de hierro a diferentes temperaturas y para diferentes grados de homogeneización.

Figura 6.9. Grado de

homogeneización del

níquel en hierro en

función del tiempo

y la temperatura

para partículas

esféricas de níquel

puro, aleatoriamente

distribuidas. Diámetro

de las partículas

a=5 µm y a=10 µm

concentración media

Ca=4%.

Tie

mp

o d

e ho

mo

gen

eiza

ció

n t p

(h) →

Grado de homogenización, p (%) →

SINTERIZACIÓN

79

El diagrama de la Figura 6.10 muestra experimentalmente diferentes grados de homogeneización del níquel y el carbono en compactos sinterizados fabricados con polvos de hierro mezclados con un 4% (en peso) de polvos de níquel y 0.6% de grafito.

Figura 6.10. Homogeneización del níquel y carbono durante la sinterización a 1120°C de una

pieza con mezcla de polvo de hierro, 4% níquel 0,6% grafito.

Co

nten

ido

de

Ni y

de

C (%

)


80

6.2.3 Sinterización en presencia de fase líquida transitoriaSe considera un compacto realizado con una mezcla de partículas de dos metales distintos. Si uno de los componentes de la mezcla funde a la temperatura de sinterización, la fase líquida que aparece es empujada por fuerzas de capilaridad hacia los estrechos intersticios entre las partículas del componente sólido, creando el área de contacto más grande posible entre la fase líquida y la sólida. Entonces, la aleación tiene lugar y, si la proporción inicial de la fase líquida es menor que su solubilidad en la fase sólida, la fase líquida finalmente desaparece. El volumen del compacto aumenta porque las partículas que se han fundido dejan detrás grandes poros, mientras que la estructura de partículas sólidas incrementa su volumen de forma correspondiente a la gran cantidad de fase líquida disuelta. Ver Figura 6.11.

Figura 6.11. Sinterización con fase líquida transitoria;

a) compacto heterogéneo inicial,

b) uno de los componentes de la mezcla de polvos funde y se infiltra por los estrechos

intersticios entre las partículas sólidas dejando detrás grandes poros,

c) la aleación ocurre entre la fase líquida y la sólida, y la fase líquida desaparece

gradualmente.

Las micrografías de la Figura 6.12 muestran la dilatación de un compacto fabricado con una mezcla del 90% en peso de polvo hierro y 10% en peso de polvos de cobre, sinterizados a una temperatura superior al punto de fusión del cobre (1083°C). Se puede ver que el cobre líquido no sólo se infiltra por los intersticios entre las partículas de polvo de hierro sino también penetra en sus bordes de grano.

El cobre líquido puede penetrar fácilmente en los bordes de grano de hierro sólido porque la energía almacenada en las nuevas intercaras entre el cobre líquido y el hierro sólido es menor que la energía almacenada en los bordes de grano iniciales (minimización de la entalpía libre en las intercaras).

c)b)a)

SINTERIZACIÓN

81

Figura 6.12. Tres etapas en la sinterización a 1150°C de un compacto fabricado a partir de

una mezcla de 90% de polvos de hierro y 10% de polvos de cobre. Las curvas de la parte

izquierda de las micrografías muestran el incremento de la temperatura y la expansión lineal

del compacto (corregidas para contracción sin cobre).

1,0

2,0

010 20 30Tiempo (min)

Pto Fusión Cu

1200

1000

800

Exp

ansi

ón R

elat

iva

(%)

Tem

p.°

C


82

Si en el ejemplo anterior, las partículas de hierro puro se sustituyen por partículas de hierro con carbono, con una estructura perlítica, el cobre líquido penetra entre las intercaras de ferrita y las láminas de cementita.

Como consecuencia, la red de partículas sólidas inicialmente rígida, colapsa localmente y el volumen total del compacto contrae. La micrografía de la Figura 6.13 muestra el comienzo de la desintegración de las partículas de hierro cementadas bajo la influencia del cobre líquido.

Figura 6.13. Desintegración inicial

de las partículas perlíticas bajo la

influencia del cobre líquido.

Estos ejemplos explican por qué adiciones de cobre a las mezclas de polvos de hierro dan lugar a menores contracciones durante la sinterización de elementos estructurales, y por qué adiciones de carbono (grafito) a la mezcla de polvos de hierro-cobre compensan el efecto del crecimiento producido por el cobre (ver diagrama de la Figura 6.18, más adelante).

6.2.4 Sinterización activadaUn tipo especial de sinterización con fase líquida transitoria se denomina a menudo sinterización activada. Aquí se añade a un polvo base una pequeña cantidad de un metal o compuesto metálico, el cual, aun teniendo un punto de fusión por encima de la temperatura de sinterización, forma con el metal base un eutéctico de baja fusión. Ver Figura 6.14.

SINTERIZACIÓN

83

Figura 6.14. Sinterización activada por

la creación de un eutéctico de baja

temperatura de fusión entre el metal

base y el "activador".

El metal o compuesto metálico añadido se llama activador. Durante la sinterización, los átomos del activador difunden dentro de las partículas del metal base hasta que más tarde comience la fusión superficial. Esta fusión superficial mejora la formación de cuellos entre partículas adyacentes del metal base. Cuando el activador difunde más profundamente dentro de las partículas del metal base, la fase líquida (eutéctico) desaparece de nuevo. La sinterización activada se utiliza por ejemplo en la producción de los también llamados metales pesados.

Aquí, la adición de un pequeño porcentaje de polvos de níquel a los polvos de tungsteno produce un eutéctico rico en tungsteno de transición a 1495°C, el cual acelera sustancialmente el proceso de sinterizado. La sinterización de polvos de hierro puede ser activada a través de pequeñas adiciones (3% en peso) de Fe3P finamente molido. Como se puede observar en el diagrama de fase binario mostrado en la Figura 6.15, Fe y Fe3P forman un eutéctico a 1050°C.

Líquido (L)

A B

L + β

a + β

a + L

β

a


84

Figura 6.15. Diagrama de fase binario para el sistema Fe-P. a) Fe-Fe3P con eutéctico a

1050°C b) Región bifásica (a+g) para 0.35-0.65%P a 1120 ºC.

Durante la sinterización a 1120°C la concentración de fósforo en la superficie de las partículas de polvo de hierro excede temporalmente del 2.6% en peso y las partículas funden superficialmente. Pero como el fósforo difunde profundamente dentro de las partículas de hierro, su concentración en la superficie cae por debajo del 2.6% en peso de nuevo, y la fase líquida desaparece.

Entonces el fósforo proporciona una segunda ventaja: las regiones superficiales de las partículas de hierro con concentraciones de fósforo entre 2.6% y 0.65% en peso han cambiado de austenita a ferrita. Hay también una region de dos fases austenítica y ferrítica con concentraciones de fósforo entre 0.35 y 0.65 en peso a 1120ºC. Como se verá en el siguiente párrafo el coeficiente de auto-difusión (difusión en volumen) del hierro es aproximadamente 300 veces mayor en la ferrita que en la austenita. En consecuencia, a la misma temperatura, la sinterización tiene lugar más rápidamente en la ferrita que en la austenita.

Tem

per

atur

a (°

C)

Tem

per

atur

a (°

C)

Peso-% P

Líquido (L)

Peso-% P

SINTERIZACIÓN

85

6.3 Comportamiento en la sinterización de los compactos de polvo de hierro

En la industria pulvimetalúrgica, la eficacia del proceso de sinterización se juzga por la calidad de las propiedades físicas que alcanzan las piezas sinterizadas en relación con los costes del proceso. Así, en la fabricación de elementos estructurales basados en polvos de hierro, el interés principal es conseguir una resistencia óptima y una estabilidad dimensional a la menor temperatura y en el menor tiempo de sinterización posible.

Los siguientes párrafos proporcionan algunas directrices generales para un mejor entendimiento de las principales relaciones entre las condiciones de sinterización y las propiedades obtenidas. Una información detallada sobre el comportamiento en la sinterización para una gran variedad de polvos de hierro y mezclas de polvos de hierro está disponible en folletos especiales y en informes técnicos de Höganäs.

6.3.1 Polvos de hierro puroLa influencia del tiempo y la temperatura de sinterización en la densidad, en la resistencia a tracción y en el alargamiento de los compactos de polvos de hierro (NC100.24) se ha examinado bajo condiciones de laboratorio. Se compactaron probetas para ensayos a tracción en una matriz lubricada a partir de NC100.24 (sin adición de lubricante) hasta una densidad de 6.3 g/cm3.

Para evaluar la influencia del tiempo de sinterización, las probetas de ensayo fueron sinterizadas una a una bajo hidrógeno seco en un horno estrecho de mufla (ID=25mm) a distintas temperaturas. Las probetas de ensayo fueron calentadas y enfriadas rápidamente. Como puede observarse en el diagrama de la Figura 6.16, la resistencia a tracción y al alargamiento aumentan rápidamente durante los primeros minutos de sinterización, pero esta velocidad va disminuyendo lentamente según continúa la sinterización, mientras que la densidad se incrementa ligeramente durante todo el rango de tiempo.

comportamiento en la sinterización De los compactos De polvo De hierro

86

Para evaluar la influencia de la temperatura de sinterización, las probetas de ensayo fueron sinterizadas, cinco a la vez, durante una hora en hidrógeno seco en un horno de laboratorio. El tiempo de calentamiento aproximado fue de 10 minutos; tiempo de enfriamiento por debajo de 400°C aproximadamente 10 minutos.

Figura 6.16. Resistencia a tracción, alargamiento y densidad del hierro sinterizado

(MH100.24) en función del tiempo de sinterización a dos temperaturas diferentes.

Res

iste

ncia

a la

trac

ción

(MP

a)Den

sida

d (g

/cm

3 )

Ala

rgam

ient

o (%

)

δ 5

σ B

0 15 30 60 90 120 150

0

50

100

1501150° C

1150° C

1150° C

850° C

850° C

850° C

6.2

6.3

0

2

4

6

8

10

Tiempo de sinterización (min)

SINTERIZACIÓN

87

En el diagrama de la Figura 6.17 se ponen de manifiesto dos características importantes:

• Resistencia a tracción y alargamiento adoptan primero valores notables para temperaturas de sinterización por encima de 650 y 750°C respecti-vamente. De ahí en adelante aumentan casi exponencialmente hasta un máximo intermedio aproximado de 900°C. Justo por encima de 910°C, donde la estructura cristalina del hierro cambia de ferrita a austenita, los valores de resistencia a tracción y alargamiento de repente caen un poco y de nuevo vuelven a aumentar, aunque más despacio que por debajo de 910°C .

• La dependencia de la temperatura con el coeficiente de auto-difusión del hierro, dibujado en el mismo diagrama para compararlo, cae bruscamente cuando la ferrita cambia a austenita (D

g � D

a/300).

Figura 6.17. Resistencia a tracción y alargamiento del hierro sinterizado (NC100.24

densidad 6.3 g/cm3, sinterización: una hora en H2 ) y el coeficiente de auto-difusión del

hierro en función de la temperatura de sinterización.

Res

iste

ncia

a la

tra

cció

n (M

Pa)

Ala

rgam

ient

o (%

)

Ferrita 910°C Austenita

δ 5

Dα

D(m2/s)

Dγ

σ B

400 600 800 1000 1200 1400

10100

15150

550

00

Temperatura de sinterizaciòn (°C)

10 -14

10 -16

10 -18

10 -20


88

El paralelismo entre estas dos características no es casual. Al contrario, hay una fuerte evidencia del papel predominante que la difusión en volumen juega en el proceso de sinterización del hierro. (Nota: los coeficientes de difusión del borde de grano y de difusión de superficie no cambian sustancialmente en la transición de ferrita a austenita). El efecto del cambio drástico del coeficiente de difusión en la resistencia a tracción y alargamiento se amortigua por la siguiente circunstancia:

Todas las probetas de ensayo comienzan a sinterizar durante el periodo de calentamiento mientras todavía está en estado de ferrita, y las que se han calentado a temperaturas más altas ya han adquirido un cierto nivel de resistencia antes de que cambien de ferrita a austenita.

6.3.2 Mezcla de polvos de Fe-Cu y Fe-Cu-CPara sacar el mayor provecho de la fase líquida transitoria durante de la sinterización y conseguir propiedades de resistencia más altas, muchas de las mezclas de hierro comerciales contienen cobre. La adición de cobre a los polvos de hierro puede producir un crecimiento dimensional no deseado durante la sinterización.

La adición de grafito a la mezcla de polvo de cobre-hierro contrarresta el crecimiento dimensional que causa el cobre, ver epígrafe § 6.2.3. La cementación del hierro causado por la adición de grafito eleva la resistencia mecánica de las piezas sinterizadas.

La influencia de la variación de la adición de cobre y grafito en la resistencia a tracción y los cambios dimensionales alcanzados a distintas temperaturas de sinterización pueden observarse en los diagramas de la Figura 6.18. Los métodos de compactación y sinterización eran los mismos que para el ensayo de las barras de polvo de hierro puro tratados en el párrafo anterior.

Durante la sinterización, aproximadamente el 0.2% del grafito añadido se perdía en la atmósfera de sinterización en forma de monóxido de carbono (CO) y la microestructura de las probetas con contenido en carbono era perlítica.

SINTERIZACIÓN

89

Figura 6.18. Influencia de la variación de la adición de cobre y grafito y de la temperatura

de sinterización en la resistencia a tracción y en los cambios dimensionales de hierro

sinterizado (NC100.24, densidad en verde: 6,3 g/cm3, sinterización: 1h en H2), a las

temperaturas indicadas.

Temperatura de sinterización (°C)

Varia

ció

n D

imen

sio

nal (

%)

Res

iste

ncia

a t

racc

ión

(MP

a)

400

300

200

100

0

+2

+1

±0

-1

-2

800 1000 1200 1400 800 1000 1200 1400


90

6.4 La atmósfera de sinterización

El propósito principal de la atmósfera de sinterización es proteger el compacto de la oxidación durante la sinterización y reducir los óxidos superficiales residuales para mejorar el contacto metálico entre las partículas de polvo adyacentes. Otro de los propósitos de la atmósfera de sinterización es proteger los compactos que contienen carbono de la descarburación.

6.4.1 Problema generalComo se ha mencionado ya en el párrafo 6.1, existen principalmente tres tipos de atmósferas de sinterización que son normalmente utilizadas en la pulvimetalurgia de hierro: reductora-descarburante (p.e. hidrógeno, amoniaco disociado), reductora-carburante (p.e. endogas) y neutra (p.e. nitrógeno).

De un rápido vistazo, la elección parece obvia: una atmósfera reductora para materiales libres de carbono y una atmósfera no descarburante o neutra para materiales con contenido en carbono.

Sin embargo, además de las consideraciones económicas hay algunos problemas técnicos y termodinámicos que complican la elección y el control de la atmósfera adecuada:

SINTERIZACIÓN

91

• Problemas técnicos surgen en relación al control adecuado de las velocidades de flujo y las direcciones del flujo de la atmósfera en los hornos de sinterización continuos. Un horno continuo de diseño moderno para la sinterización de elementos estructurales de hierro consta normalmente de cuatro zonas utilizadas con distintos propósitos:

1. la llamada zona de quemado, donde los lubricantes (contenidos en los compactos) se queman entre 250 y 700°C,

2. la zona caliente, donde las piezas de polvo de hierro se sinterizan a 1120-1150°C,

3. la llamada zona de recuperación de carbono, donde las piezas descarburizadas superficialmente pueden re-carburizarse a 800-900°C, y

4. la llamada zona de enfriamiento rápido, donde las piezas de polvo de hierro son enfriadas rápidamente para permitir la transformación de la martensita, y

5. la zona de enfriamiento, donde las piezas sinterizadas se enfrían aproximadamente a 250-150°C antes de ser expuestas al aire. Ver Figura 6.19. Idealmente cada una de esas zonas requeriría combinación específica de la velocidad de flujo, dirección de flujo y composición de su atmósfera. Sin embargo, no se consiguen las condiciones ideales. Para encontrar un compromiso factible y mejorar el diseño adecuado del horno, está el campo de la producción de hornos de sinterización industriales. Dentro del marco de este capítulo no podemos extendernos en problemas de diseño de hornos; en cambio, recurriremos a la capacidad y a la experiencia tecnológica de los fabricantes de hornos.

la atmósFera De sinterización

92

Co

rtes

ía d

e C

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ssan

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H

Figu

ra 6

.19.

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1.

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4.

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ient

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SINTERIZACIÓN

93

• Los problemas termodinámicos surgen debido a que la composición de la atmósfera de sinterización cambia su naturaleza con la temperatura. Por ejemplo, la naturaleza del endogas cambia con el aumento de temperatura desde la carburación hasta la descarburación, y la naturaleza del hidrógeno (con restos de vapor de agua) cambia al caer la temperatura desde la reducción a la oxidación. Además, la atmósfera cambia su composición al reaccionar con el material sinterizado. La reducción de óxidos residuales enriquece la atmósfera con vapor de agua; y la descarburación de material sinterizado enriquece la atmósfera con monóxido de carbono. En los siguientes epígrafes, discutiremos estos temas con más detalle.

6.4.2 Aspectos termodinámicos durante la sinterizaciónLas atmósferas de sinterización normalmente contienen, en varias proporciones, algunos de los siguientes componentes: N2, O2, H2, H2O (vapor), C (hollín) CO, CO2 (y en algunos casos también CH4 o propano). Dependiendo de las proporciones relativas de estos componentes, la atmósfera es reductora, oxidante, carburizante, descarburizante o neutra.

Oxidación y reducción.La oxidación de metales o la reducción de óxidos de metal en atmósferas de sinterización pueden producirse por cualquiera de las tres siguientes reacciones:

metal + O2 ↔ óxido + ∆H O1 (6.3)

metal + 2 H2O ↔ óxido + 2 H2 + ∆H O2 (6.4)

metal + 2 CO2 ↔ óxido + 2 CO + ∆H O3 (6.5)

Las siguientes reacciones tienen lugar entre H2 y H2O y entre CO y CO2 :

2 H2 + O2 ↔ 2 H2O + ∆H O4 (6.6)

2 CO + O2 ↔ 2 CO2 + ∆HO

5 (6.7)


94

Las entalpías ΔH O1, ΔH O2, ΔH O3, ΔH O4, ΔH O5 son las cantidades emitidas (por mol de O2) en las respectivas reacciones de oxidación. Los cambios correspondientes en la energía libre son:

ΔGO1 = - ΔHO

1, ΔGO2 = - ΔHO

2 , ΔGO3 = - ΔHO

3 , ΔGO4 = - ΔHO

4,

ΔG O5 = -ΔHO

5

La energía libre de oxidación.El cambio de entalpía libre (por mol de O2) ∆GO durante la oxidación de un metal (u otro elemento químico) en un medio gaseoso, está dado por una de las siguientes tres ecuaciones dependiendo del tipo de agente oxidante:

Si el único agente oxidante es O2:

(6.8)

Si el único agente oxidante es H2O:

(6.9)

Si el único agente oxidante es CO2:

(6.10)

Donde R = constante universal de los gases, T = temperatura absoluta, ametal , aoxide = actividades del metal puro y del óxido respectivamente. La actividad del metal puro o del óxido se define = 1 y la actividad se reduce cuando el metal o el óxido está presenta como soluto en un material aleado. Por ejemplo, la actividad del Cr es menor que 1 en un acero inoxidable, como es el caso del Sn en el bronce. PO2

, PH2O, PCO2 … = presiones parciales de los componentes reactivos

de la atmósfera.

SINTERIZACIÓN

95

El diagrama Ellingham-Richardson.Una medida estándar de la tendencia de un metal (elemento químico) a oxidarse, es el calor emitido cuando un mol de O2 gaseoso a 1 atmósfera de presión se combina con el metal puro (elemento puro) para formar un óxido. El correspondiente cambio de energía libre del sistema reactivo se denomina ∆GO. La dependencia de ∆GO con la temperatura deriva directamente de (6.8) tomando PO2

= 1:

(6.11)

Una forma muy adecuada de presentar los valores experimentales obtenidos de ∆GO para diferentes metales son los diagramas de Ellingham-Richardson. Ejemplo en la Figura 6.20.

Figura 6.20. Diagrama de Ellingham-Richardson: cambio de energía libre ΔGO cuando un

mol de oxígeno (O2) a 1 atmósfera de presión se combina con un metal puro para formar un

óxido.

Temperatura °C à


96

La ventaja de estos diagramas es que dan información de la energía libre liberada en la combinación de una cantidad fija (un mol) de agente oxidante. La afinidad relativa de los elementos al agente oxidante se muestra así directamente. Cuanto más abajo en el diagrama se sitúa la línea ∆GO del metal, mayor es su afinidad al oxígeno. Por ejemplo, la distancia entre la línea ∆GO para el hierro y el aluminio es 537,7 kJ/mol O2 (128,3 kcal/mol O2), es decir, el aluminio es un fuerte agente reductor para el óxido de hierro. Este hecho se utiliza por ejemplo en la también llamada soldadura por aluminiotermia. Aquí, una mezcla adecuada de polvos de óxido de hierro con polvos de aluminio es inflamada para que el aluminio reduzca al óxido y la enorme cantidad de calor emitido por la reacción funda el hierro metálico.

Temperatura de disociación.A la llamada temperatura estándar de disociación el óxido está en equilibrio (∆GO = 0) con el metal puro y el oxígeno gaseoso (O2) a 1 atmósfera de presión. Como se puede ver en el diagrama de Ellingham-Richardson de la Figura 6.20, los óxidos de metal pueden, en principio, ser reducidos a metal simplemente calentándolos en aire a esta temperatura. Algunos valores: Au < 0°C, Ag 185°C, Hg 430°C, grupo de metales del platino 800- 1200°C, Fe > 4000°C. Aparte de los metales nobles, ningún otro óxido de metales puede ser reducido simplemente por calentamiento en un horno industrial sin presencia de algún agente reductor.

Presión de disociación.A cualquier temperatura dada, un metal y su óxido están en equilibrio a una determinada presión de oxígeno PO2

. Esta presión se denomina presión de disociación de equilibrio. Por encima de esta presión el metal se oxida. Por debajo de esta presión, el óxido se disocia en metal y en oxígeno gaseoso. Esta presión se calcula como sigue:

Combinando las ecuaciones (6.8) y (6.11) se llega a:

∆GO1 = ∆GO -RT 1n PO2

(6.12)

El sistema reactivo está en equilibrio cuando ∆GO1 = 0. Así:

PO2 = exp(∆GO /RT) (6.13)

SINTERIZACIÓN

97

En el diagrama de Ellingham-Richardson, la presión de disociación para un óxido de metal a una temperatura dada T puede ser fácilmente encontrada trazando una línea recta entre el punto “O” en la esquina superior izquierda del diagrama, al punto de abscisas T en la línea ∆GO del metal en cuestión. Extrapolando esta línea a la escala PO2

en la parte derecha del diagrama, uno puede leer directamente la presión de disociación. Para el óxido de hierro FeO, a 1120°C, encontramos PO2

≅ 10–12 atm. Ver Figura 6.21. Esto nos dice que un simple calentamiento del óxido de hierro en un vacío

convencional o en un gas inerte de pureza convencional es insatisfactorio por completo. Se tiene que añadir un gas reductor a la atmósfera del horno.

Figura 6.21. Determinación gráfica de la presión de disociación de equilibrio PO2 para el

óxido de hierro (FeO) a 1120°C.

Temperatura °C →


98

La influencia de agentes reductores.La influencia de agentes reductores como mezclas gaseosas de H2 y H2O o CO y CO2 está gobernada por el punto de equilibrio correspondiente. Obtenemos la dependencia del punto de equilibrio con la temperatura y la razón de presiones parciales PH2O /PH2

o PCO2 /PCO:

Combinando las ecuaciones (6.9) y (6.11) obtenemos

ΔGO2 = ΔGO - 2 RT 1n(PH2O/PH2

) (6.14)


PH2O/PH2 = exp(

ΔGO/2 RT) (6.15)

Combinando las ecuaciones (6.10) y (6.11) se obtiene:

ΔGO3 = ΔGO - 2 RT 1n(PCO2

/PCO) (6.16)


PCO2/PCO = exp(

ΔGO/2 RT) (6.17)

A cualquier temperatura dada T, un metal y su óxido están en equilibrio con una relación de presiones parciales PH2O/PH2

dada por 6.15 o una relación PCO2/PCO

dada por 6.17. Por debajo de esta relación de presiones el óxido se reduce a metal. Por encima de esta razón el metal se oxida.

Una forma conveniente de encontrar la temperatura de equilibrio es dibujando la parte derecha de (6.14) o (6.16) frente a la temperatura en el diagrama de Ellingham-Richardson, como muestra la Figura 6.22.

Dibujamos una línea recta desde el punto “H” o desde el punto “C” hasta dicha razón de presiones, aplicada en el escala PH2O/PH2

o en la escala PCO2/PCO

del diagrama respectivamente. Donde esta línea corta a la línea ∆GO se obtiene el punto de equilibrio. Por debajo de esta temperatura el metal se oxida, por encima no.

SINTERIZACIÓN

99

Tres ejemplos pueden ilustrar este método:

1. El Fe no se oxida para temperaturas superiores aproximadas a 550°C cuando PH2O/PH2

= 25/100 (punto de rocío 60°C), ni lo hace el Cu, ni el Mo ni el Ni

2. El Fe no se oxida a ninguna temperatura cuando PCO2

/PCO = 1/10 (= 10% CO2); ni lo hace el Cu, ni el Mo ni el Ni

3. El Cr se oxida a temperaturas inferiores a 1300°C, incluso cuando PCO2

/PCO = 1/1000 (= 0.1% CO2)

Figura 6.22 Determinación gráfica de las temperaturas de equilibrio para el Fe en

atmósferas de H2O / H2 y CO2 /CO y para el Cr en CO2 /CO.

Temperatura °C →


100

Descarburización y carburización.Las siguientes reacciones están implicadas en la descarburización y la carburización del compacto de polvos de hierro que contiene carbono:

Cuando el carbono está presente en forma de grafito:

2 C + O2 ↔ 2 CO + ∆HO6 (6.18)

C + CO2 ↔ 2CO + ∆HO7 (6.19)

C + 2 H2O ↔ 2 CO + 2 H2 + ∆HO8 (6.20)

Cuando el carbono está presente en forma de cementita:

2 Fe3C + O2 ↔ 6 Fe + 2 CO + ∆H O9 (6.21)

2 Fe3C + 2 H2O ↔ 6 Fe + 2 H2 + 2 CO + ∆H O10 (6.22)

Fe3C + CO2 ↔ 3 Fe + 2 CO + ∆H O11 (6.23)

Fe3C + 2 H2 ↔ 3 Fe + CH4 + ∆H O12 (6.24)

∆H O6, ∆H O7, …, ∆H O12 son las cantidades de calor emitidas (por mol O2) en las respectivas reacciones de descarburización.

La dependencia de estas reacciones con la temperatura y las razones de presiones parciales en los componentes gaseosos implicados pueden en principio, ser representados por medio de los diagramas de Ellingham-Richardson de forma similar a la demostrada.

A efectos prácticos, es más conveniente estudiar la influencia de la temperatura y las razones de presiones parciales en un tipo de diagramas que se presentan en el siguiente epígrafe.

6.4.3 Diagramas de equilibrio: atmósfera de sinterización del hierroLos diagramas de Ellingham-Richardson son útiles para entender la base termodinámica de las reacciones químicas entre metales y atmósferas. Sin embargo, en el caso particular del hierro, los diagramas de fase especiales representan mejor la influencia de la temperatura y la composición gaseosa sobre el equilibrio entre hierro, óxido de hierro y carburo de hierro (cementita).

SINTERIZACIÓN

101

El sistema: Fe - FeO - Fe3O4 - H2 - H2O. En el diagrama de la Figura 6.23, las líneas de equilibrio (fronteras entre las fases) entre Fe, FeO y Fe3O4 están dibujadas en función de la temperatura de reacción y el porcentaje de H2O (vapor de agua) relativo a H2. La característica más importante de este diagrama es la pendiente de la línea frontera que separa el Fe del FeO y Fe3O4. Esto indica que el vapor de agua es más oxidante a bajas temperaturas que a altas temperaturas. Esto significa que un contenido bastante bajo de vapor de agua, el cual es inocuo a la temperatura máxima en el horno de sinterización, puede ser muy buen oxidante en la zona de enfriamiento o en la de precalentamiento. De hecho, a temperaturas inferiores a 200°C un contenido en vapor de agua de un 2% es todavía oxidante.

Figura 6.23. Diagrama de equilibrio: Fe - FeO - Fe3O4 - H2 - H2O.

El sistema: Fe - FeO - Fe3O4 - Fe3C - CO - CO2.En el diagrama de la Figura 6.24, las líneas de equilibrio (frontera entre fases) entre el Fe, FeO y Fe3O4 están dibujadas en función de la temperatura de reacción y el porcentaje de CO2 relativo a CO.

Tem

pera

tura

°C


102

También están dibujadas en el mismo diagrama la mayoría de líneas de equilibrio paralelas para la reacción de Boudouard:

2 CO ↔ C + CO2

y para la reacción de la cementita:

3 Fe +2 CO ↔ Fe3C + CO2

A bajas temperaturas la reacción de Boudouard es generalmente la predomi-nante y produce el depósito de hollín en las piezas sinterizadas. Sin embargo, a temperaturas superiores a 700-800°C, la reacción de carburización es la dominante. La deposición de hollín se suprime con el enfriamiento rápido y calentamiento en el horno de sinterización. Hay que fijarse en que el monóxido de carbono es mucho más reductor a bajas que a altas temperaturas, mientras que por encima de 800°C su acción carbonizadora va disminuyendo gradualmente al aumentar la temperatura.

Figura 6.24. Diagrama de equilibrio: Fe - FeO - Fe3O4 - CO - CO2.

Tem

pera

tura

°C

C (hollín)

SINTERIZACIÓN

103

A la temperatura de sinterización de 1120°C, una relación de presión de 25% CO2/75%CO es fuertemente descarburizadora pero es todavía suficientemente reductora. Para mantener las condiciones de carburización a esta temperatura, el contenido de CO2 en la atmósfera de sinterización tiene que disminuir a un nivel muy bajo. Sin embargo, si disminuimos el contenido de CO2, el control del contenido de carbono en las piezas sinterizadas se hace más difícil. A 1120°C un incremento del contenido de CO2 del 0,1% al 0,2% puede cambiar la acción de la atmósfera de CO-CO2 de carburizadora a descarburizadora. Esto significa que en esta atmósfera un control satisfactorio del contenido en carbono en las piezas sinterizadas es prácticamente imposible a 1120°C.

El sistema: Fe - Fe3C - C - H2 - CH4.Cuando los compactos de polvos de hierro con grafito añadido se sinterizan en una atmósfera que contiene H2, tienen lugar las dos siguientes reacciones:

Cgrafito + 2 H2 ↔ CH4

y

3 Fe + CH4 ↔ Fe3C + 2 H2

Las líneas de equilibrio de estas reacciones se representan en función de la temperatura y el contenido en CH4 en el diagrama de fase de la Figura 6.25.

Figura 6.25. Diagrama de equilibrio : Fe - Fe3C - C - CH4.

hollín

Tem

pera

tura

°C


104

El efecto del metano (CH4) es diferente al del CO. En oposición al monóxido de carbono, el metano actúa aumentando la reducción y la carburización al aumentar las temperaturas. Incluso cantidades muy pequeñas de metano en la atmósfera de sinterización causan carburización, o por encima de cierta temperatura límite, deposición de carbono.

Sistemas mixtos.En mezclas de varios gases (por ejemplo endogas) tienen lugar interacciones dependientes de la temperatura muy complejas entre los componentes gaseosos. El diagrama de la Figura 6.26 muestra cómo varias mezclas de gases son oxidadas, reducidas, carburizadas o descarburizadas dependiendo de la reacción de presiones parciales PH2O /PH2

, PCO2 /PCO y PCH4

/PH2.

Del diagrama se deduce que es prácticamente imposible controlar el contenido en carbono de las piezas sinterizadas a temperaturas comunes de sinterización (1120-1150°C).

A estas temperaturas, incluso pequeñísimos cambios de las relaciones de presión parcial de PCO2

/PCO y/o PCO4/PH2

son suficientes para que la mezcla de gases pase de ser carburizante a ser descarburizante. Por otro lado, el control del carbono no es problemático a temperaturas cercanas a 800°C. Este es un fuerte razonamiento a favor de equipar a los hornos de sinterización continuos con una zona de recarburización operando aproximadamente a 800°C entre la zona de sinterización y la de enfriamiento.

SINTERIZACIÓN

105

Figura 6.26 La influencia de la temperatura y los ratios de presión parcial sobre la naturaleza

de la mezcla de gases. R = reducción, O = oxidación, C = carburización,

D = decarburización.

6.4.4 Atmósferas de sinterización industrialesLas condiciones de las fábricas, el tipo de material a sinterizar y las consideraciones económicas regulan la selección de una atmósfera de sinterización adecuada. La elección correcta tiene gran importancia no sólo para conseguir una óptima calidad del producto sino también para economizarlo.

Hidrógeno y amoniaco disociado.El hidrógeno puro producido eléctrica o criogénicamente, es la atmósfera menos problemática para la sinterización de piezas de polvo de hierro libres de carbono. Sin embargo, por lo general, no es económico excepto si se utiliza para productos caros como imanes alnico y piezas de acero inoxidable.

Tem

pera

tura

( °C

)

0 0.2 0.4 0.6 0.8 1.0

CO2

CO2

CH4

H2O

CO

CO

H2

H2

Carburización

600

700

800

900

1000

1100

1200

Ratios de presión parcial

D

O ORR

DTem

pera

tura

(°C

) →


106

Un excelente sustituto del hidrógeno puro es el amoniaco disociado que consiste en un 75% de H2 y un 25% de N2. La fuerte acción reductora de esta mezcla de gases es favorable en la eliminación de óxidos residuales que están presentes en todos los polvos de hierro comerciales. Es fácil de controlar y aunque no es la atmósfera más económica elimina muchos problemas de producción y proporciona un producto sinterizado de alta calidad y uniformidad.

Debido a su fuerte acción descarburizante, ni el hidrógeno puro ni el amoniaco disociado pueden utilizarse en la sinterización de piezas de polvo de hierro que contengan carbono.

El hidrógeno y el amoniaco disociado forman mezclas explosivas con el aire. Así, la sinterización con estos gases sólo puede ser llevada a cabo si los hornos están equipados con una mufla estanca de gases.

.

Endogas.Las atmósferas de sinterización relativamente baratas se producen por un generador especial mediante la combustión incompleta de una mezcla de gas y aire, utilizando un catalizador. Gases combustibles comunes son, por ejemplo el metano (CH4), el propano (C3H8) o el gas natural. El producto de combustión contiene H2, H2O, CO, CO2, N2 y CH4. La composición varía con la razón aire/fuel y puede ser reductora, carburizante, descarburizante, inerte o incluso oxidante

El gas generado se denomina endogas cuando se produce endotérmicamente con bajos índices aire/gas y exogas cuando se produce exotérmicamente con altos índices aire/gas. Ver Figura 6.27.

SINTERIZACIÓN

107

Figura 6.27. Influencia del ratio aire/gas en el análisis del endogas y el exogas asumiendo

que el fuel es meta no puro (CH4).

En la actualidad, el uso de exogas en la pulvimetalurgia del hierro es menos común, pero el endogas es ampliamente utilizado en la sinterización de piezas de hierro con carbono. El endogas, cuando abandona el generador puede contener por encima de un 4% de vapor de agua (H2O) el cual lo hace fuertemente descarburizante. Para hacerlo adecuado para la sinterización de piezas de polvo de hierro con carbono, tiene que ser secado (por ejemplo por medio de un refrigerante y un agente desecante) hasta al menos reducirlo por debajo de un 0,2% de H2 (punto de rocío -10°C). La fuerte influencia del punto de rocío en el carbono potencial del endogas se muestra en el diagrama de la Figura 6.28.

Com

posi

ción

del

gas

(%)

2 3 4 5 6 7 8 9 100

5

10

15

20

25

30

35

40

45

H2O

H2

Normal Endogas De-Ox Gas Inert Gas

Exogas

CH4

CO2

CO

Índice aire/gas (m 3/m3)


108

Figura 6.28. Equilibrio del endogas y el carbono en el acero a diferentes temperaturas

(punto de rocío sobre carbón potencial).

En el endogas tienen lugar interacciones muy complejas entre algunos de los componentes del gas. La temperatura varía a lo largo de todo el ciclo de sinterización, y la composición del gas varía debido a las reacciones con óxidos de hierro residuales, combinado con grafito o fugas de aire. Esto hace muy difícil calcular, en base a cualquier diagrama, el gas adecuado para un contenido de carbono dado en el producto final. Los diagramas son sin embargo importantes para comprender el comportamiento de la mezcla de varios gases.

El endogas es venenoso y forma mezclas explosivas con el aire. Además es dañino para los elementos calefactores del horno cuando entra en contacto con ellos. Puede causar desastrosas deposiciones de hollín cuando se producen fugas en el refractario del horno. Así, la sinterización con el endogas sólo se puede realizar en hornos equipados con una mufla estanca de gases.

Pun

to d

e ro

cío

( °C

)

0.30 0.40 0.50 0.60 0.70 0.80 0.90 1.00 1.10

-5

-15

-10

0

5

10

15

20

25

800°C

875°C

925°C

1000°C

1150°C

Carbono en el acero (%)

Endogas: H2 = 40%, CO = 20%, CH4 = 1%, N2 = balance

SINTERIZACIÓN

109

Nitrógeno.Los compactos realizados con mezclas de polvos de hierro con contenidos en grafito pueden ser sinterizados en nitrógeno (criogénico). El grafito presente en los compactos reaccionando con óxidos residuales en los polvos de hierro y con fugas o escapes de aire, producen condiciones suficientes de reducción y carburización en el horno. Si es necesario, la acción reductora de esta atmósfera puede controlarse añadiendo cantidades muy pequeñas de hidrógeno húmedo o seco dentro de la zona caliente del horno.

Recíprocamente, se puede controlar la acción carburizadora añadiendo cantidades muy pequeñas de metano dentro de la zona de recarburización del horno. El nitrógeno, aunque es algo más caro, tiene varias ventajas sobre el endogas.

El nitrógeno ni es venenoso ni forma mezclas explosivas con el aire. No reacciona con los elementos calefactores ni con ningún otro elemento del horno. Así, la sinterización en nitrógeno puede ser realizada en hornos sin mufla estanca de gases.

Control de la atmósfera de sinterización.Preferiblemente, se debe controlar la composición de la atmósfera de sinterización no sólo a temperatura ambiente sino también a las temperaturas existentes en varias zonas del horno. Puntos interesantes donde se pueden tomar muestras del gas son:

• después del generador del gas (o tanque de almacenaje)• dentro de la zona de recarburización• en el punto de máxima temperatura del horno• en puntos de salida

De los párrafos anteriores resulta evidente que las dos propiedades cruciales de la atmósfera de sinterización son su punto de rocío (PH2O/PH2

), y su potencial de carbono (PCO2

/PCO and PCH4/PH2

).

Hay varios tipos de medidores del punto de rocío en el mercado: completamente automáticos o manuales, con o sin equipo auxiliar de grabación y regulación del punto de rocío de la atmósfera.


110

De entre las diferentes formas de medida del punto de rocío, se deben mencionar las tres siguientes:

Método 1. Si a un gas comprimido se le permite expandirse, su temperatura cae y en el punto de rocío del gas, el vapor de agua (si lo hay) precipita como una bruma.

Método 2. El instrumento está provisto de un espejo que puede ser enfriado a una temperatura conocida. Cuando al gas se le permite pasar por el espejo, una película de agua se condensa en el espejo en el punto de rocío.

Método 3. Diferentes sales tienen diferentes resistividades eléctricas a diferentes contenidos de humedad y temperatura. Si la temperatura se mantiene constante el medidor del punto de rocío puede basarse en la resistividad eléctrica de la sal.

Los dispositivos automáticos modernos para el control y grabación de las cantidades de dióxido de carbono, monóxido de carbono y metano se basan en la absorción de radiación infrarroja del gas. La norma, es que cada uno de esos gases absorba diferentes longitudes de onda de la luz infrarroja y la absorción sea proporcional a la concentración del gas en la mezcla.

El contenido de oxígeno en la atmósfera de sinterización puede ser medido in situ por medio de una celda de ZrO2 que opera bajo el principio de que la presión parcial de oxígeno en la atmósfera es comparada con la de un gas de ensayo bien definido. El gas que va a ser analizado está en contacto con un lado de la célula, mientras que el gas de ensayo está en el otro lado. La diferencia entre las presiones parciales crea un potencial eléctrico que es controlado y puede ser utilizado para cambiar medidas automáticamente y corregir la composición de la atmósfera.

En todos los casos, las muestras de gas, deberían ser recogidas en la corriente del flujo, nunca en esquinas muertas. Para proteger el instrumental de polvo y hollín del gas es a menudo recomendable utilizar un filtro a través del cual se pasa la muestra de gas.

El filtro puede por ejemplo, estar hecho de fibra de vidrio. Las muestras de gas deben ser suficientemente grandes y el flujo de gas a través de los tubos debe mantenerse durante un tiempo tan largo como para vaciar los restos de gases de anteriores ensayos.

SINTERIZACIÓN

111

6.4.5 Agrietamiento de los compactos de polvos de hierro durante la combustión del lubricanteEl agrietamiento y la aparición de ampollas en piezas de hierro sinterizadas, son fenómenos no deseados, que se dan esporádicamente y desaparecen de nuevo sin una causa evidente. Ver Figura 6.29.

Figura 6.29 Compactos de polvo de hierro sinterizado fisurados y con ampollas debido a la

precipitación de carbono dentro de los poros.

A menudo, se admite que este fenómeno no deseado sea causado por una rápida descomposición del lubricante en la zona de combustión del horno de sinterización. A través de investigaciones sistemáticas se ha demostrado que esta suposición es errónea.

No es la descomposición del lubricante la que agrieta la pieza, sino que es el carbono sólido el que en el interior de los poros de las piezas precipita a partir del monóxido de carbono del endogas, de acuerdo con la reacción de Boudouard.*

2 CO ↔ C + CO2

* A. Taskinen, M.H. Tikkanen, G. Bockstiegel, Carbon Deposition in Iron Powder Compacts during De-lubrication Processes, Höganäs PM Iron Powder Information, PM 80-8, (1980).


112

La mayor velocidad de esta reacción se alcanza entre 500 y 700°C y se cataliza con hierro metálico, níquel y cobalto.

El diagrama de la Figura 6.30 muestra los límites termodinámicos de la precipitación del carbono a distintas temperaturas para diferentes mezclas de gases artificiales, variando la cantidad de CO, CO2, CH4, H2, H2O, O2 y N2. La precipitación del carbono tiene lugar sólo a la izquierda de las curvas de temperatura. Es evidente que la precipitación del carbono se da para todas las composiciones comunes del endogas (área sombreada) por debajo de aproximadamente 650°C.

Figura 6.30. Límites de composición calculados para la precipitación de carbono para

distintas mezclas del gas con CO, CO2 , CH4 , H2 , H2O, O2 y N2.

0 1 2 3

2 2

0 0

1 1

3 3

4 4

5 5

6 6

7 7

8 8

9 9

10 10

O / C

H / C

H / O

E = Rango de composición del endogas habitual

ECH4

CO2

H2O

CO

827°C

727°C

627°C 527°C 427°C

SINTERIZACIÓN

113

La conclusión obvia es que la precipitación del carbono se puede evitar o reducir sustancialmente mediante el calentamiento de los compactos de polvos de hierro tan rápido como sea posible a una temperatura por encima de 650°C. La experiencia práctica con la llamada técnica de combustión rápida (RBO, de "Rapid Burn-Off") confirma esta conclusión, es decir, los compactos de polvos de hierro sinterizados en hornos equipados con una zona eficiente de combustión rápida no se agrietan ni sufren ampollas.

El diagrama de la Figura 6.31 muestra la influencia de la composición del gas a una baja velocidad de calentamiento (4°C/minuto) en la precipitación de carbono en los compactos de polvo de hierro. Mediante una termobalanza, el cambio en peso de los compactos de polvo de hierro se toma en función de la temperatura. En las curvas halladas, se observa una pérdida de peso debido a escapes de estearatos entre 250 y 400°C.

Figura 6.31. La influencia de la composición del gas en la precipitación del carbono y en la

aparición de fisuras y agrietamientos en piezas de polvos de hierro sinterizado.

0 200 400 600 800 1000-1.0

-0.8

-0.6

-0.4

-0.2

0

0.2

0.4

0.6

0.8

1.0

-1.2

-1.4

Temperatura (°C )

Gam

bio

de p

eso

(%)

NC100.24 + 0.8% esterarato de cinc, indice de temperatura: 4°C/min,densidad: 6.0 g/cm3, peso del especimen: 5 g

1 10% H2 + 90% N2

2 17.8% CO + 2.2% CO2

3 17.8% CO + 2.2% CO2

+ 40% H2 + N2

4 igual a 3, + 2% H2O

5 igual a 3, + 6% H2O

= compactos agrietados

3 sin lubricante

3 4

5

2

1


114

En el endogas seco, la pérdida de peso es seguida de un importante incremento de peso entre 500 y 600°C debido a la precipitación del carbono en el interior de los compactos, causando importantes agrietamientos y ampollas. El peso se incrementa y el fenómeno de aparición de ampollas se reduce mediante la adición de vapor de agua (H2O) al endogas. En una mezcla de gas de 10% H2+ 90% N2 no aumenta el peso ni ocurre el agrietamiento ni la aparición de ampollas. El diagrama de la Figura 6.32 muestra la influencia de la velocidad del calentamiento del endogas seco en la precipitación de carbono en los compactos de polvos de hierro. A diferentes velocidades de calentamiento, los cambios en los pesos de los compactos de polvo de hierro se describen como se muestran abajo. En las curvas obtenidas se observa de nuevo una pérdida de peso debido a los escapes de estearatos (comenzando aproximadamente a 250°C) seguido de un incremento de peso debido a la precipitación de carbono en el interior de los compactos.

Figura 6.32. Influencia de la velocidad de calentamiento en el endogas seco en la

precipitación de carbono y fisuración para las piezas de polvo de hierro sinterizadas.

0 200 400 600 800 1000-1.0

-0.8

-0.6

-0.4

-0.2

0

0.2

0.4

0.6

0.8

1.0

1.2

1.4

)C°( ,arutarepmeT

Gam

bio

de p

eso

(%)

NC100.24, densidad: 6.0g/cm3, peso del especimen: 5gcomposición del gas: 17.8% CO + 2.2% CO 2 + 40% H 2 + N 2

(U) = sin lubricante

(L) = con 0.8% stereato de cinc

= compactos agrietados4° C / min

(U)

4° C / min(L)

10° C / min(L)

120°C / min(L) 200° C / min

(L)

SINTERIZACIÓN

115

A una velocidad de calentamiento de 4°C/minuto este incremento de peso es muy importante entre 500 y 600°C y causa grietas en los compactos. Si aumentamos la velocidad de calentamiento, el incremento de peso se va reduciendo más y más, y el fenómeno de fisuración y la aparición de ampollas va desapareciendo gradualmente.Basados en estos descubrimientos, parece adecuado seguir las siguientes medidas prácticas para evitar la aparición de grietas y de ampollas en los compactos de polvo de hierro:

1. Utilizar preferiblemente mezclas de gases de nitrógeno e hidrógeno en lugar de un endogas. Si esto no es posible:

2. Usar la técnica de combustión rápida (RBO), y/o

3. Enriquecer el endogas con vapor de agua en la zona de combustión del horno


Las piezas sinterizadas, para aumentar su densidad, mejorar su precisión dimensional y completar su forma definitiva se someten a reprensado, calibrado y acuñado.

7.1 Definiciones . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 1187.2 Reprensado . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 1197.3 Principios generales del calibrado y el acuñado . . 1227.4 Lubricación para el calibrado y el acuñado . . . . . . 1257.5 Utillaje para el calibrado y el acuñado . . . . . . . . . . 128

Reprensado, acuñadoy calibrado

118

7.1 Definiciones

El reprensado, acuñado y calibrado tienen en común que todos implican defor-mación plástica de las piezas sinterizadas. Las diferencias entre estos procesos se definen a continuación:

• El objetivo del reprensado es aumentar la densidad de las piezas pre-sinterizadas (entre un 5 y un 20%) antes de la sinterización definitiva. La deformación plástica es sustancial y las fuerzas requeridas para esta operación son comparables a las del prensado.

• El calibrado se emplea para obtener precisiones dimensionales elevadas de modo que se compensen las distorsiones y otros defectos dimensionales que se presentan en la sinterización. Sólo se necesita una ligera deformación plástica y las fuerzas requeridas para esta operación son normalmente moderadas. No se busca un aumento de densidad, normalmente menor del 5%.

• El acuñado tiene un doble propósito. No solo mejora la precisión dimensional, como en el calibrado, sino mediante el uso de fuerzas más elevadas; la densidad de las piezas se incrementa como en el reprensado. Debido al considerable endurecimiento por deformación que se da en esta operación de acuñado, la resistencia a tracción y la dureza aumentan de forma correspondiente mientras que el alar-gamiento disminuye. Esta mejora en las propiedades mecánicas es, en muchos casos, tan importante que piezas sinterizadas blandas y sin alear adquieren a menudo suficiente resistencia como para ser utilizadas bajo condiciones bastante severas.

REPRENSADO, ACUÑADO Y CALIBRADO

119

7.2 Reprensado

En el diagrama de la Figura 7.1 puede observarse como aumenta rápidamente la presión de prensado en relación con la densidad, por encima de 6.0 g/cm3. Sin embargo, a menudo se requieren densidades mayores que éstas, para obtener las propiedades necesarias. Los siguientes ejemplos ilustran las ventajas del reprensado o del acuñado en tales casos.

Figura 7.1. Presión de

prensado como función

de la densidad de

compacto alcanzada.

Prensar polvos de hierro a una densidad de 7,25 g/cm3 requiere una presión de prensado de 800 N/mm2 (=8,16 t/cm2). La misma densidad puede alcanzarse prensando los polvos a 490 N/mm2 (= 5 t/cm2) sinterizándolos durante 30 minutos a 850ºC y reprensándolos (o acuñándolos) a 490 N/mm2 (= 5 t/cm2).

reprensaDo

Densidad de compactación, g/cm3

Pre

sión

de

com

pac

taci

ón

120

Ver Figura 7.2. La diferencia entre 490 N/mm2 y 800 N/mm2 es bastante importante, si se considera que para presiones de 700 N/mm2 y superiores, el utillaje opera a cargas cercanas al límite elástico de los materiales que las conforman. Esto puede causar desgaste o rotura del utillaje a una velocidad tal que estas presiones no resultan prácticas ni económicas. Otra razón para elegir el reprensado es la posibilidad de realizar una pre-sinterización corta y moderada de mezclas de polvos aleados, para prevenir la difusión de algunos elementos en la mezcla de polvos. El propósito de esta pre-sinterización es en parte eliminar tensiones en el compacto en verde, y en parte crear la suficiente adhesión entre las partículas de polvo y permitir el reprensado sin dañar el compacto. Un ligero recocido del compacto en verde podría alcanzarse a una temperatura por debajo de 600ºC donde el grafito que contiene la mezcla de los polvos de hierro no tiene un efecto de cementación.

Figura 7.2. Influencia de la presión de prensado y reprensado en la densidad relativa del

compacto. Polvo de hierro tipo NC100.24. Pre-sinterizado: 30 minutos a 850ºC en H2 .


Presión de compactación, t/cm2

Densidad relative

Pre

sión

de

rep

rens

ado,

t/c

m2 ,

des

pué

s

de

30 m

in s

inte

rizad

o a

850°

C e

n H

2

121

En la segunda sinterización, suponiendo que la temperatura y el tiempo son suficientes, puede darse la difusión de algunos de los elementos de aleación de manera que se obtiene una pieza de acero altamente aleado y de gran dureza. En algunos casos, cuando las cantidades producidas son pequeñas y las formas de las piezas son sencillas, el reprensado (acuñado, calibrado) puede hacerse empleando la misma prensa y utillaje que en el prensado. Para grandes cantidades, sin embargo, es preferible normalmente realizar un reprensado (acuñado, calibrado) en máquinas especiales. Por razones económicas, es casi siempre una ventaja usar prensas mecánicas sencillas que las más sofisticadas y caras prensas de compactación de polvos.

reprensaDo

122

7.3 Principios generales del calibrado y el acuñado

Como el calibrado y el acuñado implican deformación plástica y elástica de las piezas, se pueden enumerar algunos principios:

• La dureza de las piezas a calibrar o a acuñar no deben exceder de 180 HV (dureza Vickers) tras el sinterizado.

• Siempre que sea posible, las superficies de la pieza se deben calibrar progresivamente y no de forma simultánea.

• La forma exterior se debe calibrar antes de realizar taladros, para prevenir la rotura.

• Como cada superficie es calibrada, la forma final debe alcanzarse cuando todas las etapas progresivas del calibrado se completen.

• Cada superficie de la pieza debe finalmente estar en contacto y controlada por el utillaje de calibración, excepto cuando se calibra sólo una pequeña parte de la pieza.

• Cuando se acuñan pernos, estos deberían poder ser soportados por una matriz flotante, o por un punzón flotante, durante la compresión final.

Como las piezas calibradas y acuñadas están sujetas a deformación elástica y plástica, la herramienta a través de la cual se aplica el esfuerzo también estará sometida a cargas de deformación.

El utillaje debe diseñarse con máxima robustez o rigidez, ya que, aunque las cargas de deformación deben estar dentro del límite elástico del material del utillaje, la expansión resultante del utillaje bajo esta carga afectará a las dimensiones finales de la pieza.

Los diseños, especialmente para el acuñado, deben ser tan simples como sea posible, con la cantidad mínima de piezas móviles.

La matriz y los punzones deben hacerse tan cortos como se pueda, siendo la longitud de los componentes a procesar un factor de control.

El calibrado y el acuñado implican reducción e incremento de las dimensiones de los componentes y esta acción se produce por presión en el componente dentro de la matriz o sobre el punzón pasante. Además, el mayor desgaste tiene lugar en los límites de la matriz y en la punta del punzón pasante. El desgaste en


123

las paredes de la matriz y en el punzón pasante se produce como consecuencia de la fricción durante la expulsión del componente.

El trabajo real realizado en el calibrado y acuñado está dividido entre el forjado de las caras verticales, por presión dentro de la matriz y la compresión final de las caras horizontales. Los trabajos realizados para presionar el componente dentro de la matriz y sobre el punzón pasante dependen de la densidad del material del componente, del lubricante, de la reducción del área, y de la forma y la superficie final de la matriz y del punzón pasante.

La reducción de área siempre se mantiene en un mínimo, ya que la densificación se alcanza durante la compresión final, pero la distorsión y la variación de tamaño debido a la sinterización deben ser acomodadas.

El radio R, del borde del molde o de la punta del punzón pasante en el punto de tangencia, tiene un gran efecto sobre la carga requerida para presionar el componente dentro del utillaje y sobre el acabado superficial del componente calibrado.

La experiencia en fábrica dice que las cargas de calibrado excesivas se evitan si el ángulo α de aproximación en el punto de tangencia S no excede de 15º, y los resultados del calibrado son mejores si el radio R es aproximadamente 30 veces la reducción lineal requerida del componente (R≈ 30Δx). Ver Figura 7.3a.

Figura 7.3a) Cálculo

del radio R en el

punzón pasante y en

la matriz del utillaje

de calibración.

sin α = H/Rcos α = (R – Δ x)/RR = Δ x / (1-cos α )H = Δ x sin α / (1-cos α )for α = 15° : R = 29.3 Δ x H = 7.6 Δ x

α

α

R – Δ x

RH

S

Δ x

Utillaje Componente

principios generales Del calibraDo y el acuñaDo

124

Por ejemplo, si la reducción lineal del componente es ∆x = 75 μm, el radio del borde del molde debe de ser R ≈ 2.25 mm. De este modo, durante el calibrado, la reducción lineal tiene lugar en la zona periférica de altura H (= 0.57 mm), la cual se mueve gradualmente desde la parte inferior a la superior del componente. Donde la matriz o el punzón pasante están rebajados, es conveniente un perfil como el que se muestra en la Figura 7.3b) pero si la rebaja es importante y menor que la indicada en el plano, se puede modificar para que ajuste.

Figura 7.3b) Perfil rebajado en la matriz o en el punzón pasante.

Cuando la pieza se empuja hasta su posición inferior en el molde y recibe la máxima carga de compresión, la deformación plástica y elástica hacen que la pieza se adhiera a las paredes o al punzón pasante. Cuando se retira la carga, el efecto de adherencia se reduce por la elasticidad residual característica del material pero la deformación plástica permanece.

Cualquier defecto en el acabado superficial del utillaje se comporta como una cuña que bloquea la pieza contra el utillaje. El punzón de expulsión debe superar este bloqueo y separar la pieza del utillaje. Las cargas requeridas en el calibrado y en el acuñado dependen del área de presión y la densidad final de la pieza. Esta carga debe estar dentro de la capacidad de la prensa. Por regla general, la longitud de la pieza no debe de exceder el 20% de la longitud del pistón de la prensa.


125

7.4 Lubricación para el calibrado y el acuñado

Un factor importante en el calibrado y el acuñado es la lubricación de las superficies de las piezas y/o la matriz. Una buena lubricación reduce las cargas necesarias para el calibrado y el acuñado de una pieza, disminuyendo el desgaste en el utillaje y mejorando el acabado superficial de dichas piezas.

Estos son los métodos de lubricación más empleados:

• Lubricación de la superficie de las piezas por pulverización de aceite• Desbarbado en tambor con lubricante seco• Lubricación de la matriz

Lubricación superficial por pulverización de aceite.Se efectúa o bien pulverizando manualmente sobre las bandejas de piezas dispuestas en una sola capa, o bien pasándolas bajo una serie de pulverizadores fijos. El tobogán vibratorio que alimenta de piezas la matriz es más recomendable emplearlo en el método posterior. El tobogán debe estar perforado para permitir que el exceso de lubricante sea reconducido al depósito de aceite. A veces, es necesario calentar el depósito de aceite para que fluya con mayor facilidad el aceite, facilitando así su pulverización.

Debe recalcarse que la pulverización de las piezas con aceite debe ser escasa. De otra manera, la acción capilar de los poros interconectados de las piezas absorbe el aceite hasta que todos los poros están completamente llenos. Cuando estas piezas rellenas de aceite se someten a presiones externas, el aceite actúa como un colchón hidráulico, soportando la estructura metálica y contrarrestando el esfuerzo de la prensa y del utillaje. Cuando cesa la carga, la pieza tiende a retornar a su forma original.

Se han desarrollado tipos especiales de lubricantes para la industria del conformado de metales, basados en ácidos oleicos, y estos lubricantes se han mostrado eficientes como lubricantes superficiales para el calibrado de componentes metálicos en pulvimetalurgia. La adición de disulfuro de molibdeno en pequeñas cantidades también aporta buenos resultados, tanto en el acabado superficial como en la reducción de cargas del calibrado. Otro método consiste en la pulverización de los componentes con soluciones calientes de estearato de cinc o ácido esteárico en el aceite. Esta disolución es muy recomendable para las altas presiones del acuñado.

lubricación para el calibraDo y el acuñaDo

126

Desbarbado en tambor con lubricante seco.Las piezas se introducen en un tambor de desbarbado con estearato de cinc en polvo. El desbarbado impregna las superficies de la pieza con el estearato. Cuando éste se ha adherido, se vacía el tambor y se elimina el exceso de lubricante de las piezas mediante un cribado. Este método es muy adecuado cuando se trata de caras exteriores. Los orificios sólo se pueden tratar mediante la adición de abrasivos especiales, de forma y tamaño apropiados a dichos orificios.

Lubricación de la matriz.La lubricación de la matriz presenta una ventaja inmediata ya que no es necesario realizar una operación por separado para lubricar las piezas. Mediante este método, las paredes de la matriz y del punzón pasante, se pulverizan con lubricante a intervalos regulares, cuya frecuencia dependerá de las necesidades de la operación. El diseño del equipamiento para esta lubricación depende en gran medida de las dimensiones y diseño del utillaje.

La Figura 7.4a muestra esquemáticamente el método de lubricación del punzón pasante y de la matriz. El anillo que circunda el punzón pasante debe ser suficientemente grande como para permitir que realice un ciclo completo sin tocar el anillo. El anillo se realiza a partir de un tubo metálico, el cual se perfora con diminutos orificios con ángulos de ataque adecuados. Cuando el aceite atraviesa los orificios del tubo, se pulveriza sobre el punzón pasante y sobre la matriz.

La Figura 7.4b muestra el punzón pasante acoplado bajo la matriz, y perforado con un orificio central y diminutos orificios radiales por los cuales es pulverizado el lubricante sobre las paredes de la matriz, y también dentro del punzón inferior, lubricando así el punzón pasante. Los orificios radiales están perforados sobre la parte rebajada del punzón pasante

La Figura 7.4c muestra el método de montaje del anillo que lubrica la matriz bajo el plato de referencia de la prensa. El anillo está protegido contra daños y no obstaculiza la carga del componente.

La Figura 7.4d sugiere el método de pulverización de las paredes de la matriz mediante la colocación de los pequeños orificios en forma de espiral. Con este método, el punzón pasante podría ser acoplado bajo la matriz sin obstruir la pulverización.


127

Figura 7.4a) – d) Distintas formas de lubricación por pulverización de la matriz

y del punzón pasante.

La bomba que empuja el lubricante puede funcionar con cualquier movimiento de la prensa o mediante la adición de un mecanismo auxiliar. Si se requiere, la bomba puede colocarse para funcionar solamente una vez en varios ciclos.

a

b d

c

lubricación para el calibraDo y el acuñaDo

128

7.5 Utillaje para el calibrado y el acuñado

El utillaje para el calibrado y el acuñado es, en general, parecido al utillaje del prensado, y la tendencia del diseño de este utillaje es la de seguir los mismos principios que se explicaron en el capítulo 5. Por tanto, las tolerancias, rebajados, etc. discutidos en el capítulo 5 pueden aplicarse también al utillaje para el calibrado y el acuñado.

7.5.1 Piezas lisas sin orificiosLa Figura 7.5 muestra un diseño para el calibrado o el acuñado de una pieza de perfil plano. El utillaje consiste en un punzón superior “a”, un punzón inferior “b”, y la matriz “c”. Para simplificar la operación sería preferible situar el centro de la porción circular alineado con el eje de los punzones, pero los diseñadores deben considerar que tales diseños podrían significar descompensación de cargas en la prensa. Si esta descompensación es demasiado grande, por razones de seguridad, o si el diseño tiende a producir piezas con lados no paralelos, el perfil de la matriz puede ser desplazado para alinear el centro de la aplicación de la presión sobre el eje del punzón pasante.

Figura 7.5. Utillaje para el calibrado y el acuñado de piezas planas perfiladas.


129

La matriz, que descansa al nivel de la mesa de prensado, está equipada con un plato de referencia, d, para posicionar la pieza sobre la matriz. En muchos casos, este plato puede cortarse por delante para colocar y retirar las piezas manualmente. En el lugar de la pieza a manejar donde su base es relativamente más baja, el plato debe de ser lo suficientemente grueso para mantener la pieza erguida. El proceso de calibrado o el de acuñado se realiza como sigue:

• La pieza descansa sobre el punzón inferior en la posición de carga. El punzón inferior es elevado mediante un impacto efectuado en secuencia con la prensa. El impacto mueve tres varillas de expulsión, e, que elevan el disco f y el punzón inferior.

• Cuando comienza el ciclo, el punzón inferior y la pieza ascienden a la vez que el punzón superior desciende, o bien la pieza descansa sobre el borde de la matriz hasta que el punzón superior lo empuja hacia abajo.

• El punzón inferior descansa sobre el soporte g y la pieza es calibrada por la compresión que ejerce el punzón superior. La cara superior del componente debe estar, al menos, 10 mm por debajo de la parte rebajada de la matriz para tener en cuenta el desgaste de ésta.

• Al elevarse el punzón superior, el punzón inferior, tras un breve retardo, expulsa la pieza de la matriz para completar el ciclo. Para acomodar el punzón pasante, el disco f tiene un orificio central y el soporte g tiene un orificio roscado.

7.5.2 Cojinetes simples

Problemas.El calibrado de cojinetes presenta los siguientes problemas:

• Tolerancias. Un cojinete es normalmente metido a presión en una carcasa y después del ensamblaje, debe tener una holgura de funcionamiento satisfactoria. Como la carcasa, el diámetro interior y exterior del cojinete, así como el eje, tienen sus respectivos rangos de tolerancias, y las tolerancias finales del cojinete son normalmente muy pequeñas.

• Densidad. El cojinete debe actuar como un depósito de aceite, de modo que la correcta densidad del cojinete deberá mantenerse hasta el estado final.

• Acabado superficial. La superficie exterior del cojinete debe tener un elevado acabado superficial para ayudar al ajuste de éste en la carcasa. El acabado de la cara interior debe ser igualmente fino para reducir la fricción. Por otro lado, si el cojinete está demasiado utilizado en la cara interior, los poros superficiales se cierran y la acción capilar de los depósitos de aceite se reduce.

utillaje para el calibraDo y el acuñaDo

130

• Biselado. El biselado exterior de los cojinetes ayuda a guiar a los cojinetes a la carcasa, mientras que el biselado interior ayuda a ensamblar el eje. Si se desea su correcto funcionamiento, deben evitarse los bordes afilados tanto en el diámetro interior como en el exterior. Aún cuando no sea necesario el biselado en diámetros calibrados, un biselado en la pieza sinterizada mejora el calibrado. Durante el calibrado suelen formarse ligeras rebabas al final del diámetro calibrado que pueden reducirse si se bisela en su terminación.

• Proporciones. El ratio de longitud al espesor de la pared de cualquier cojinete es normalmente alto para economizar en material y espacio, lo que dificulta el calibrado, ya que las grandes variaciones de densidad en los cojinetes de paredes delgadas incrementan las variaciones de tamaño durante el sinterizado. Esta variación de tamaño debe ser eliminada con el calibrado. El resultado es un intento de sobreesfuerzo en la sección o secciones dilatadas, y las mayores presiones del punzón requeridas para esta operación tienden a sobre-densificar el cojinete y a disminuir su longitud. En casos extremos, el cojinete puede llegar a colapsar mientras entra la matriz. Para cojinetes largos y estrechos es necesario un control cuidadoso en la densidad durante el prensado y de las condiciones de la sinterización. La lubricación durante el calibrado puede afectar enormemente a los resultados.

• Excentricidad. Obviamente, el cojinete debe tener la menor excentricidad posible. Este problema no puede ser tratado adecuadamente en la fase de calibrado.

Todos los problemas descritos anteriormente se han superado como consecuencia de la experiencia adquirida y en adelante explicaremos la manera de calibrar cojinetes satisfactoriamente.

Conceptos básicos.La Figura 7.6a muestra el utillaje más simple para calibrar cojinetes. Como la longitud del cojinete, a veces, no está sujeta a tolerancias, en estas piezas sólo se calibran sus diámetros. Durante el calibrado, la longitud del cojinete tiende a alargarse si se reduce el espesor de las paredes, pero el rozamiento entre el utillaje y el cojinete puede suavizar, más o menos, esta tendencia. El resultado es un ligero aumento de la densidad de la pieza. En el diseño mostrado, el punzón superior y el punzón pasante operan como una sola pieza.

El tamaño del cojinete sinterizado debe ser tal, que el punzón pasante pueda pasar a través del diámetro sin introducir el cojinete en la matriz. Entonces, el punzón superior presiona el cojinete contra la matriz, encerrándolo en el punzón


131

pasante. El cojinete avanza longitudinalmente por toda la longitud de la matriz y emerge por encima de ésta, expandiéndose ligeramente, por sus propiedades elásticas, y perdiendo la sujeción al punzón pasante.

Cuando el punzón pasante y el punzón retornan a su posición superior, el cojinete es sujetado por el borde afilado de la abertura de la matriz, y cae finalmente en un contenedor o en una conducción. Este tipo de calibrado requiere únicamente una prensa de cigüeñal sin dispositivo de extracción o cualquier otro equipamiento.

La Figura 7.6b muestra el diseño de un utillaje con el cual las piezas se calibran en sus diámetros y en sus extremos. En este caso, el punzón pasante separado, está acoplado rígidamente por debajo de la matriz, y está rodeado por el punzón inferior. La pieza es empujada hacia la matriz por el punzón superior, pasando por la parte rebajada del punzón pasante.

En su camino hacia la matriz, el cojinete presiona la parte de mayor grosor del punzón pasante hasta que finalmente es calibrado entre los punzones. Entonces, el punzón superior se retira y la pieza es expulsada de la matriz por el punzón inferior. Este utillaje requiere una prensa de cigüeñal con dispositivo de extracción regulable sobre la mesa matriz para el punzón inferior.

a. b.

Figura 7.6. Utillaje sencillo para el calibrado de

cojinetes, a) para el diámetro interior y exterior,

b) para los diámetros y la longitud.

CalibradoCarga y eyección

Calibrado y eyección

Carga


132

Conceptos avanzados.La siguiente etapa en el desarrollo del calibrado puede verse en la Figura 7.7. Para este ciclo se requiere una prensa de cigüeñales de doble acción con un porta piezas accionado por levas.En este diseño, el punzón pasante está controlado por los cigüeñales de la prensa y se mueve independientemente del punzón superior que está unido al porta piezas. El diseño de la Figura 7.6a, muestra como el punzón pasante atraviesa el cojinete antes de que la pieza sea introducida en la matriz por el punzón superior. Las caras de los cojinetes se calibran cuando la pieza alcanza el punzón inferior. Entonces, el punzón pasante se retira seguido por el punzón superior y la pieza es expulsada de la matriz por el punzón inferior.

Si las levas que accionan al porta piezas están correctamente diseñadas, el punzón pasante y el punzón se moverán a idéntica velocidad durante el descenso del cojinete.

El único desgaste en el punzón pasante se produce durante su extracción del cojinete. En tales diseños es preferible que el dispositivo de extracción que acciona el punzón inferior sea mecánico y que no dependa del movimiento de retorno del muelle empleado normalmente en el porta piezas durante el movimiento ascendente.

.

Figura 7.7. Calibrado

en una prensa de doble

acción.

Calibrado

Extracción del punzón pasante

Carga


133

Figura 7.8. Prensa automática para el calibrado de cojinetes.


134

La Figura 7.8 muestra el funcionamiento de un ciclo de una prensa automática de doble efecto con porta piezas accionado por levas, especialmente diseñada y construida para el calibrado de cojinetes. Existen varias etapas involucradas en el proceso de calibrado:

A) Una pinza especial coloca el cojinete a justamente encima de la entrada de la matriz b.B) El punzón pasante, c, entra en el diámetro interior del cojinete. En su extremo inferior, el diámetro es algo menor (alrededor de 0.10 a 0.25 mm) que en su parte superior. Cuando el punzón pasante penetra en el cojinete, el ovalamiento causado por la deformación durante la sinterización es ajustado lo suficiente para permitir que el cojinete entre en la matriz.C) El cojinete es presionado contra la matriz por el punzón superior d. La velocidad del punzón superior en este momento es aproximadamente igual a la del punzón pasante, de modo que el cojinete está en contacto con la parte más pequeña del punzón pasante durante su entrada en la matriz.D) Cuando la matriz queda completamente cerrada por el punzón superior d, el punzón pasante continúa su movimiento de modo que su parte superior atraviese completamente el diámetro del cojinete.E) Cuando el cojinete ha sido calibrado por el punzón pasante, el punzón inferior e, y el punzón superior se mueven uno hacia el otro de modo que el cojinete es comprimido hasta la altura exacta deseada.F) El punzón inferior desciende y el punzón pasante asciende.G) El cojinete es finalmente expulsado hacia la salida de la matriz por el punzón superior y separado de ésta por un aire insuflado.

Tras haber completado estos pasos, el ciclo se repetirá con otro cojinete.El avance mecánico y el reemplazamiento de los cojinetes son esenciales

cuando tenemos elevadas velocidades de producción. El ciclo de la Figura 7.8 simplifica la alimentación automática de cojinetes ya que los cojinetes calibrados no retornan a la matriz.

La manera más sencilla de alimentar los cojinetes es haciéndolos rodar por una rampa. Para sacar partido a estas ideas, el calibrado de los cojinetes se realiza, a veces, en prensas horizontales. Los cojinetes deslizan por una rampa inclinada hasta tocar un lateral del punzón superior. El retroceso del punzón permite que el cojinete se coloque en posición para ser calibrado y sea expulsado por la otra parte de la matriz. Tanto la alimentación como el transporte tras la expulsión están ayudados por el efecto de la gravedad.


135

Punzón pasantes escalonados.Como casi todo el trabajo del calibrado del diámetro de un componente es realizado por el radio de la punta, un método para suavizar la carga en este punto es emplear punzón pasantes estriados o escalonados.

La Figura 7.9 muestra en detalle la parte del punzón pasante diseñada más como una broca pero en vez de tener bordes de corte, radios de acuerdo.

Figura 7.9. Punzón pasantes escalonados.

El objetivo de este diseño es repartir el trabajo en varias etapas pero, por supuesto, un cojinete largo requiere que, o bien el escalonado sea muy amplio, o bien que más de un radio de calibrado se encuentre dentro del cojinete, con un incremento del esfuerzo de calibrado. Aquí, el factor de control es el golpe de la prensa disponible, aunque para facilitar el calibrado, basta con que dos o tres de los escalones penetren en el cojinete.


136

Punzón pasante con abatimiento.La Figura 7.10 muestra otra aproximación del calibrado del diámetro interior. El ciclo de la operación puede comentarse de la siguiente forma:

A) El cojinete descansa en la entrada de la matriz y es soportado por un punzón inferior apoyado sobre un muelle.B) El extremo rebajado del punzón pasante atraviesa el cojinete, y el punzón superior fuerza al cojinete a entrar en la matriz. En este punto, el cojinete es comprimido hasta su longitud final. El extremo del punzón pasante es ahora dirigido hacia el punzón inferior.C) El punzón pasante tiene una pequeña sección abombada que realiza el calibrado. Este abombamiento es forzado a entrar en el cojinete para calibrar el diámetro interior. D) El punzón pasante asciende, recalibrando el diámetro interior mientras es guiado por el interior del punzón inferior.E) El punzón superior se retira y el cojinete es expulsado de la matriz por el punzón inferior.

Los puntos más importantes en este diseño son:

• El diámetro exterior y la longitud son completamente calibrados antes que el diámetro interior.

• El punzón pasante es guiado dentro del punzón inferior. Si no se guía el punzón pasante, éste tiende a desviarse, sobre todo en cojinetes de gran longitud. Las guías dentro del punzón inferior sobre las que desliza el punzón pasante evitan este efecto.

• El calibrado se realiza por un pequeño abombamiento en el punzón pasante. Una regla habitual en el diseño dice que la parte del punzón pasante que realiza el trabajo debe tener mayor longitud que el cojinete para asegurar un orificio recto y controlar toda la superficie del diámetro interior. Esto se consigue empleando guías en el interior del punzón inferior por las que deslice el extremo del punzón pasante, de modo que el abombamiento atraviese el cojinete sin desviarse y calibre el diámetro interior. Esta acción requiere cargas inferiores que las habitualmente empleadas para un punzón pasante.

• Al retirarse el punzón pasante, la pieza vuelve a ser calibrada. Este segundo calibrado es más suave que el primero y proporciona un acabado superficial más fino.


137

Figura 7.10. Calibrado "inferior" de cojinetes en una prensa de doble acción.

(“inferior” se refiere a una corta sección en el punzón pasante).

Calibrado con bolas.En algunos casos, tras el ensamblaje se requieren tolerancias muy precisas del diámetro interior que hacen necesaria una operación final de calibrado tras el montaje del cojinete. Esta operación se realiza normalmente introduciendo una bola de acero endurecido, y del tamaño adecuado, a través del cojinete.


138

Con este método se pueden alcanzar tolerancias del orden de 5 a 7µm si las limitaciones del proceso abajo descritas lo permiten:

• La operación normal de calibrado debe realizarse, lo más cerca posible a las tolerancias prácticas.

• El cojinete tras el ensamblaje, debe dejar la mínima corrección al calibrado con bolas. El objetivo debería ser tener un límite superior para los cojinetes montados dentro de las tolerancias finales, y sólo la variación en el diámetro del cojinete debería situarse por debajo del límite inferior requerido. La Figura 7.11. muestra este hecho.

• El cojinete no debe salirse de la carcasa, y ésta debe ser lo suficiente-mente rígida para soportar adecuadamente al cojinete durante la operación.

El empleo de bolas para el calibrado tiene ciertas ventajas y limitaciones. Su forma esférica proporciona un infinito número de nuevas caras al diámetro interior, con muy poco desgaste y unos buenos resultados. Las bolas de acero estándar pueden ser reducidas a cualquier tamaño por inmersión en una solución ácida adecuada. La reposición de las bolas es mucho más económica que reponer un punzón pasante gastado.

Por otra parte, la bola sólo puede seguir el camino de las zonas de menor resistencia, mientras que el punzón pasante cilíndrico realizaría un agujero recto. Por esta razón, el incremento del diámetro interior no puede ser mayor de 10 a 20 µm, y el proceso en general está limitado a agujeros cortos.

Figura 7.11. Diagrama de

tolerancias para el calibrado

de cojinetes por bolas tras el

ensamblaje.

Tolerancia Final Máxima

Tolerancia Final Mínima

Superficie min. interior del cojinete ensamblado

Superficie max. interior del cojinete ensamblado


139

Como se muestra en la Figura 7.12, el equipo para este tipo de calibrado puede ser muy simple, consistiendo en una prensa manual, un plato de referencia para la carcasa, un punzón pasante con extremo plano y las bolas. El punzón pasante está unido al pistón de la prensa. La carcasa se coloca manualmente y la pieza se pone sobre la boca del cojinete. El pistón cae hacia abajo y fuerza a la bola a entrar en el cojinete.

La simplicidad de la operación conduce a veces a utilizarlo en otras situaciones, como por ejemplo, en la corrección de componentes rechazados tras el calibrado por no tener el diámetro interior adecuado debido quizás al desgaste del punzón pasante. Por otro lado, si se requiere un calibrado con bolas para grandes producciones, pueden diseñarse equipos semiautomáticos que realizan el proceso a gran velocidad.

Figura 7.12. Calibrado simple con

bolas para cojinetes ensamblados.

La Figura 7.13a muestra un diseño para utilizar con una prensa de cigüeñal con dispositivo de extracción. Una mesa de alimentación giratoria coloca los componentes en posición bajo el punzón pasante. Las bolas son obligadas a recircular, siendo elevadas por un tubo de extracción tras cada operación de modo que las bolas de arriba ruedan hacia abajo con un tope con un resorte colocado sobre el punzón pasante, listas para la siguiente operación.


140

En el diseño alternativo de la Figura 7.13b las bolas son forzadas ascendentemente a través del componente, el cual descansa sobre un asiento en la mesa de alimentación giratoria. Las bolas recirculan por efecto de la gravedad. El pistón puede operar hidráulica o mecánicamente. Este método es muy adecuado para máquinas con múltiples funciones que prensan el cojinete, calibran el montaje con bolas y realizan otra serie de operaciones.

Figura 7.13. Calibrado automático con bolas, a) bolas alimentadas y empujadas desde arriba,

b) bolas alimenta das y empujadas desde abajo.

Fijación de los cojinetes.Al principio de este capítulo mencionábamos que las tolerancias de los cojinetes podían depender de las tolerancias de las carcasas. Los cojinetes son siempre colocados en un mandril escalonado cuando se ensamblan en la carcasa. De igual manera que la pestaña fuerza al cojinete contra la carcasa, el mandril ayuda a controlar el tamaño final del diámetro interior del cojinete. El tamaño del mandril depende de muchos factores como el diámetro interior del cojinete, el espesor de las paredes o el ajuste con la carcasa.

Los fabricantes de cojinetes estándar normalmente especifican tamaños de mandril para cada cojinete. Como norma general el mandril se fabrica entre un 0,02% y un 0,04% mayor que la mínima tolerancia del diámetro interior.

a. b.

Mesa de alimentación

rotatoria

Mesa de alimentación

rotatoria


141

De igual manera que el cojinete es presionado contra la carcasa, el diámetro interior del cojinete se contrae contra el mandril. Tras el ensamblaje, el mandril puede ser extraído sin dificultad. Este método de ensamblaje de cojinetes elimina la tendencia a la flexión secundaria como resultado de la reducción del diámetro exterior durante el ensamblaje.

Cojinetes esféricos.La operación de calibrado en un cojinete esférico tiene algunas peculiaridades que deben ser valoradas.

• Un cojinete esférico tiene un diámetro interior con un buen acabado superficial y tolerancias precisas.

• El diámetro esférico debe ser ajustado con límites precisos y, como las dos superficies esféricas deben ser, obviamente, calibradas por las partes opuestas del utillaje, significa en la práctica una tolerancia precisa en la altura de las piezas.

• El diámetro interior de un cojinete esférico tras el sinterizado tiende a variar debido al cambio del espesor de la pared.

• La forma esférica del cojinete opone naturalmente más resistencia al calibrado, ya que una forma esférica tiene la mayor resistencia a la presión ejercida sobre toda su superficie.

• Además del calibrado del diámetro interior y de la forma esférica, el pequeño rebajado que queda del prensado debe ser forzado contra la esfera.

En la Figura 7.14 puede verse, un utillaje sencillo para calibrar cojinetes esféricos. El cojinete está colocado sobre el extremo del punzón pasante fijo y descansa sobre el punzón inferior. El punzón superior desciende, presionando el cojinete esférico contra la matriz. Luego, desciende sobre el diámetro completo del punzón pasante hasta que la esfera es calibrada entre el punzón inferior y el punzón superior.

Después, se retira el punzón superior y el punzón inferior expulsa el componente fuera de la matriz. Un fallo en este tipo de diseño es que mientras la forma esférica de la matriz se asocia suavemente con el diámetro exterior cilíndrico, la forma esférica del punzón superior, no lo hace debido al borde afilado del punzón.

Es por lo tanto necesario, en este tipo de utillaje, aumentar al doble el tamaño del cojinete, invirtiéndolo después del primer ciclo para que ambos soportes formados por los cantos de los punzones de la prensa se remodelen correctamente. Por esta razón este tipo de diseño es sólo útil para cantidades pequeñas.


142

Figura 7.14. Calibrado sencillo para

cojinetes esféricos.

La Figura 7.15, muestra un utillaje diseñado para que el calibrado de la sección cilíndrica de prensado pueda ser realizado en un solo ciclo. Aquí, el componente es otra vez colocado en el extremo rebajado de un punzón pasante fijo. La matriz de este diseño está apoyada sobre un resorte y tiene una cavidad de exactamente la mitad de la longitud de la pieza final. El punzón superior no penetra en la matriz pero tiene una superficie plana en contacto con la cavidad. La cavidad del punzón superior es la imagen reflectante de la cavidad de la matriz, conteniendo cada una exactamente la mitad de la forma exterior de la pieza. Al descender el punzón superior, fuerza al componente a introducirse del punzón pasante a la matriz, y, con las caras del punzón superior y la matriz ligeramente separadas, la matriz también desciende.

Se lleva el componente sobre el diámetro completo del punzón pasante hasta que alcance su tope inferior, momento en el que el punzón superior calibra la forma exterior de la pieza. Al retirarse el punzón superior, la matriz retorna a su posición inicial y el punzón superior expulsa el componente.

Carga Calibrado


143

Carga Calibrado

Eyector

Existen dos posibles fuentes de problemas en este diseño:

1. El rebajado del punzón pasante debe mantenerse al mínimo para asegurar que el componente está colocado correctamente, ya que si no el filo que los punzones de prensado forman en el cojinete alcanzaría el borde de la cavidad del punzón superior y dañaría el cojinete. Un radio pequeño o un biselado del borde superior de la cavidad del punzón ayuda a evitar este problema.

2. Como la superficie del punzón superior y la matriz están en contacto en la etapa final del calibrado, sus superficies deben mantenerse limpias. Si las piezas han sido fabricadas bajo excesiva presión, existirá una tendencia del material a ser extruido entre el punzón y la superficie de la matriz justo antes de que ambas entren en contacto. El resultado es un sobredimensionado de las piezas con rebabas cortantes que sobrecargarán tanto la prensa como el utillaje.

Figura 7.15. Calibrado completo

para un cojinete esférico.


144

La parte central cilíndrica en el exterior de los cojinetes cilíndricos es la única especificada porque es esencial en el prensado del compacto en verde. La tolerancia de la parte cilíndrica no es, sin embargo, tan importante y de hecho, el cliente preferiría probablemente un cojinete completamente esférico.

En el calibrado, la forma exterior del cojinete cambia como se observa en la Figura 7.16a y b, ya que la cavidad del punzón superior se acerca gradualmente a la cavidad de la matriz.

Figura 7.16. Detalle del calibrado de un cojinete

esférico.

La Figura 7.16a muestra un cojinete sinterizado manteniendo el punzón superior y la matriz separados mientras se mueve hacia abajo. Solo la pequeña pestaña toca el punzón superior y la matriz en esta etapa.

La Figura 7.16b muestra el cojinete al final de la etapa de compresión. La pequeña pestaña ha sido empujada contra la esfera, pero pueden verse pequeñas hendiduras donde estaban las pestañas (zonas señaladas con la x).

7.5.3 Piezas perfiladas con agujerosLa leva que puede verse en la Figura 7.17a es un típico ejemplo de una pieza perfilada con agujeros. Este tipo de piezas están especialmente indicadas para ser fabricadas mediante técnicas pulvimetalúrgicas. El perfil de la leva y el chavetero suelen tener tolerancias que requieren, en muchas ocasiones, calibrado y acuñado para mejorar las propiedades mecánicas.

El utillaje diseñado para esta pieza es similar a la de la Figura 7.5. con el añadido de un punzón pasante rebajado roscado dentro del agujero central del cojinete de la matriz. El perfil del punzón pasante debe ser posicionado para adecuar la posición de carga del componente. Esto suele arreglarse empleando una delgada arandela de ajuste por debajo del punzón pasante escalonado. El problema de la desalineación de la carga aparece


145

de nuevo como en la Figura 7.5, pero en este caso, el punzón pasante presenta un problema añadido.

Sería preferible centrar el punzón pasante sobre el eje del pistón, tanto para simplificar el diseño del utillaje como para evitar la desalineación de la carga sobre el punzón pasante. En el ejemplo, el primer factor es posiblemente más importante que la desalineación de la carga, y por tanto, el punzón pasante se colocará centrado. La combinación del perfilado exterior con el perfilado del orificio plantea la pregunta de si se debe corregir la alineación de la pieza final. Sobre la excentricidad de la cabeza de los cojinetes ya se señaló la necesidad de evitar errores en la etapa de prensado.

Esto se aplica a la alineación tanto de perfiles exteriores como interiores. El utillaje para calibrar y acuñar no puede corregir errores en la alineación debido a los fallos en el prensado que deben ser corregidos con en el correcto alineamiento respecto del perfil de la leva, pues de lo contrario conduciría a la fractura del punzón pasante.

Alternativamente, puede utilizarse un punzón pasante superior, como se muestra en la Figura 7.7, siempre que lo permita la prensa, pero debe considerarse que, con un punzón pasante superior, el diámetro interior debe ser sobredimensionado en la sinterización. Con un componente de paredes gruesas es más difícil el sobredimensionamiento del diámetro interior en contacto con el punzón pasante.

La Figura 7.17b muestra otra pieza perfilada que tiene, en este caso, dos agujeros. A excepción del calibrado de los agujeros, que requieren dos punzón pasantes gemelos centrados con la base, el diseño general no cambia. Aquí el problema es otro aspecto de la alineación, en este caso, la variación de la distancia al centro de los dos agujeros. Aun manteniendo un control cuidadoso durante el prensado y el sinterizado, las piezas a calibrar presentan desviaciones excesivas de los centros de los agujeros.

Figura 7.17. Típico componente perfilado con

orificios.


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Los agujeros son pequeños y los punzones pasantes de calibrado son débiles, en consecuencia, incluso si los punzones pasantes no rompen por ser lo suficientemente flexibles, los agujeros resultantes tenderán a no ser paralelos y a presentar deformación en la base. Por esta razón, la variación de la distancia entre centros en el sinterizado debe ser lo más pequeña posible. En la Figura 7.10 damos un ejemplo en el que el diámetro interior de un cojinete es doblemente calibrado por un pequeño saliente en el punzón pasante. Un ejemplo de este método aplicado al perfilado exterior, es el utillaje diseñado por Ford Motor Co. en EE.UU para calibrar los engranajes de las bombas de aceite y piezas similares.

La fabricación de una matriz sólida de carburo de wolframio de 75mm de longitud que contenía un engranaje perfilado presentaba tantos problemas que se decidió experimentar con una matriz de sección estrecha y doble calibrado de los engranajes, pasándolos a través de dicha matriz y volviéndolos a pasar en el descenso antes de expulsarlos. Desde entonces, este método es utilizado por otras compañías y un ejemplo típico se muestra en la Figura 7.18.

La matriz se compone de tres secciones, un plato de referencia, (a), dentro del cual se coloca el engranaje sinterizado (manualmente o con alimentadores automáticos), un anillo de carburo de wolframio, (b), de sólo 12 mm de grosor, y una matriz interior, (c), fabricada con acero para utillajes. El punzón pasante está unido bajo la matriz.

Los engranajes sinterizados se fabrican ligeramente sobredimensionados, tanto respecto al diámetro interior como a la forma exterior, y descansan sobre el borde redondeado del anillo. El punzón superior fuerza al engranaje a descender por el anillo, encerrando el diámetro interior en el punzón pasante. La sección inferior de la matriz se hace más larga que el anillo y con una expansión menor de lo normal, ya que cuando el engranaje atraviesa la parte inferior de la matriz, se expande ligeramente. Durante toda la operación de calibrado, no existe compresión de las superficies del engranaje entre el punzón superior y el punzón inferior, ya que estas se calibran en una operación posterior. Las dimensiones del diseño deben considerarse cuidadosamente para prevenir la conicidad en los engranajes como consecuencia de la disminución de la longitud de la matriz.


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Figura 7.18. Anillo de calibración para componentes perfilados como, por ejemplo,

los engranajes de las bombas de aceite;

a = plato de referencia

b = anillo perfilado calibrado de carburo de wolframio

c = matriz de acero de herramientas

7.5.4 Piezas con bridas externasLa pieza típica de esta familia es el cojinete con brida, pero existen muchos otros tipos de piezas con brida, así como de conectores de brida. En un cojinete con brida normal, se requieren tolerancias más precisas del diámetro interior y del diámetro exterior del cuerpo. Además, es necesario el control del diámetro exterior y de las superficies de la brida, para evitar variaciones en el tamaño final del diámetro interior en el extremo de la brida.

a

c

b

CalibradoCarga


148

La Figura 7.19 muestra un diseño de un utillaje en el cual la pieza se coloca sobre el extremo rebajado del punzón pasante sujeto a la base del utillaje. Al comenzar el ciclo de prensado el punzón inferior desciende y la pieza descansa entre el punzón pasante y el diámetro menor de la matriz.

El punzón superior completa el movimiento de la pieza en la matriz escalonada. La matriz que tiene un movimiento descendente limitado, es soportada con cuñas, almohadillas de goma o colchones neumáticos. El soporte de la matriz debe ser ajustable y suficientemente fuerte para resistir la fuerza del cojinete al ser presionado contra la matriz. Si la presión soportada es demasiado débil la matriz se moverá hacia abajo antes de que el diámetro exterior del cojinete haya sido calibrado y tanto el calibrado interior como el exterior tendrán lugar al mismo tiempo.

El movimiento continuo del punzón superior lleva a la pieza hasta abajo sobre el diámetro final del punzón pasante, y calibra la longitud de la pieza contra el punzón inferior.

Figura 7.19. Calibrado de

cojinetes con valona en una

prensa de acción simple.

La parada bajo la matriz controla también el espesor de la valona. Después, el punzón superior se retira y la pieza es expulsada por el punzón inferior llevando a la matriz hasta su posición inicial.

Carga Calibrado


149

En los casos en los que se requiere un diámetro acabado por debajo del escalón, es esencial redondear el radio en la unión del escalón con el diámetro calibrado, y el escalón de la matriz para realizar la embutición de la pieza a calibrar. Aquí puede aplicarse el radio de calibrado propuesto en la Figura 7.3.

La Figura 7.20 muestra un diseño alternativo para usar con una prensa de doble acción. Aquí la matriz no se mueve y la acción progresiva del calibrado se obtiene por los movimientos separados del punzón superior unido al porta piezas, y el punzón pasante unido al pistón principal.

Para superar el problema de colocar el cojinete, se utiliza un punzón pasante de prueba que se proyecta sobre la superficie de la matriz. Este punzón pasante está sujeto por un muelle y es empujado hacia abajo por el punzón pasante superior en su descenso.

El movimiento relativo del punzón superior y el punzón inferior puede describirse como se muestra en la Figura 7.7, donde el cojinete es comprimido sobre el punzón pasante; o como se muestra en la Figura 7.8, donde el punzón pasante atraviesa el cojinete después de calibrar el diámetro exterior.

Figura 7.20. Calibrado de cojinetes con

brida en una prensa de doble acción.

CalibradoCarga


150

La Figura 7.21 muestra como las proporciones de una pieza pueden afectar al diseño del utillaje. La parte larga de la brida se puede colocar por un plato de referencia exterior, dejando suficiente espacio al operario (o mecanismo de sujeción) para colocar y retirar la pieza sin dificultad. El punzón pasante de prueba mostrado en la Figura 7.20. es innecesario.

Figura 7.21. Calibrado de cojinetes con valonas

gruesas.

El acuñado de las piezas escalonadas presenta otro problema en el diseño del utillaje. Muchos acuñados requieren una reducción de volumen del 10% o más. Como el área superficial de la pieza se reduce muy poco, la mayoría de las reducciones de volumen se consiguen reduciendo la longitud de la pieza. El 10% de reducción en la valona de la Figura 7.19. supone una reducción en la longitud de ésta de 1.5 mm.

Si el utillaje es diseñado con una matriz fija, como en la Figura 7.20, el extremo del cojinete alcanzará al punzón inferior cuando la valona esté aun a 1.5 mm por encima del escalón de la matriz. Cualquier material movido por la acción embutidora de la matriz escalonada tenderá a crear una onda por debajo

CalibradoCarga


151

de la valona del cojinete. El movimiento final de la brida del cojinete, al estar comprimido para corregir la longitud y la densidad, tiende a forzar a esta onda de material hacia fuera y forma una capa separada en la esquina de la brida.

En la práctica, cuando las circunstancias lo permiten la pieza sinterizada suele ser lo suficientemente pequeña para entrar fácilmente en la matriz escalonada, de modo que no tenga lugar la embutición. Incluso tomando estas precauciones, para evitar la rotura del escalón del cojinete, se recomienda utilizar matriz flotante si la distancia por debajo del escalón es superior a 6 ó 7 mm.

7.5.5 Piezas con bridas internasLa pieza típica de esta familia es el pistón. La Figura 7.22. muestra un diseño simple para calibrar las superficies de un pistón.

Figura 7.22 Calibrado completo de un pistón.

CalibradoCarga


152

La pieza se coloca dentro de un plato de referencia, descansando sobre el punzón inferior en la posición de carga. Un punzón pasante escalonado está fijado firmemente sobre la matriz. Al descender el punzón superior, éste primero fuerza a la faldilla del pistón contra la matriz y luego contra el punzón pasante.

Si las proporciones de las piezas lo permiten, la longitud del extremo del punzón pasante, entre la parte rebajada y la pestaña debería ser más larga que la faldilla del pistón.

Si esto es posible, el diámetro interior menor del pistón será calibrado antes que la faldilla. Sin embargo, ambos diámetros internos se calibran simultáneamente. La pieza es expulsada de la matriz por el punzón inferior.

Muchos pistones pequeños, empleados en los amortiguadores de automóviles y para otros propósitos, tienen unos salientes circulares en ambas superficies de la cabeza del pistón. Para simplificar la operación de calibrado de estos salientes suele ser conveniente realizar un rectificado sin puntos del diámetro exterior del pistón en una operación posterior.

El utillaje mostrado en la Figura 7.23 es el apropiado y el trabajo puede realizarse frecuentemente en una prensa manual. La pieza se coloca con la cabeza hacia abajo en un plato de matriz poco profunda, y el punzón pasante, unido al punzón desciende calibrando el diámetro interior y dando la forma a los salientes. Como esta acción provoca que la pieza se agarre al punzón pasante, un simple plato expulsor, unido a la mesa de la matriz contacta con el punzón pasante y la pieza se libera cuando el punzón pasante se retira a través del plato expulsor.

Figura 7.23. Calibrado de la superficie y del diámetro

interior de un pistón.

La Figura 7.24 muestra el diseño adecuado para prensas de doble acción, donde se requiere un calibrado completo del pistón. La pieza colocada dentro del plato de referencia descansa sobre el punzón inferior. El punzón pasante


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está unido al punzón superior y al porta piezas. El punzón superior y el punzón pasante descienden conjuntamente, el punzón presiona la pieza contra la matriz, introduciéndola hasta la posición final. El punzón superior se frena, pero el punzón pasante mantiene la velocidad, calibrando los dos diámetros interiores antes de calibrar finalmente los salientes de la cabeza del pistón. El punzón pasante es retirado antes que el punzón, tras lo cual, el punzón inferior expulsa a la pieza fuera de la matriz.

Figura 7.24. Pistones de calibración en

una prensa de doble acción.

Existen muchos casos en los que se requieren piezas con doble paso interior o con perfiles interiores. La Figura 7.25 a muestra un ejemplo de este tipo de piezas. Algunos de los problemas y limitaciones, relacionadas con este tipo de piezas, proporcionan algunas alternativas al diseño del utillaje para calibrar.

Consideremos el proceso etapa por etapa. El primer punto a decidir es el método de colocación. Una colocación exterior no evita la desalineación de los ejes, por tanto, la pieza debe ser colocada en el punzón pasante. No puede utilizarse para la colocación un punzón pasante superior ya que éste, en el punto de partida, se encuentra dentro de la matriz.

CalibradoCarga


154

Partiendo del diseño de la Figura 7.25b, tenemos un punzón inferior sujetando la faldilla de la pieza, y un punzón pasante con tres diámetros dentro de la pieza. Este punzón pasante es elevado mediante un muelle hasta la posición de expulsión y forzado hacia abajo hasta un tope por la acción del punzón superior. La parte perfilada del punzón pasante debe sobresalir por encima de la base del punzón inferior tras la expulsión para proporcionar la colocación de la pieza. La altura de colocación mínima práctica es de 1.5 mm.

Figura 7.25. Colocación de pistones

con perfiles internos.

Figura 7.26. Calibrado de pistones

empleando punzón pasantes superiores.

7-25 7-26

CalibradoCarga Sección ABC


155

Dos factores se hacen evidentes inmediatamente. Primero, la pieza sinterizada debe ser lo suficientemente grande para

ajustarse libremente con el punzón pasante. Esto es a veces necesario y puede ser conveniente para piezas con diámetros exteriores y longitudinales sobredimensionados, de modo que dichas piezas puedan envolver al punzón pasante.

Segundo, la pieza tras la expulsión no queda libre del punzón pasante. Es posible que la faldilla de la pieza esté, de hecho, libre (es decir, no estrechamente sujeta al punzón pasante) de modo que el trabajo hecho en el calibrado haya provocado tensiones internas en la pieza, lo que causará que al abandonar la matriz, se expanda ligeramente.

Este mismo efecto puede tender a liberar el diámetro interior de la pieza, pero como este diámetro es sólo el 50% del diámetro interior mayor, la expansión de la pieza será en correspondencia reducida. Hablamos de cambios dimensionales muy pequeños. Se pueden predecir entre 10 y 20 μm en la falda.

Si la expansión es un 50% del diámetro interior menor, debe apreciarse que pequeñas variaciones pueden ser la diferencia entre una pieza que se eleva fácilmente y una que opone resistencia al movimiento.

Por ejemplo, variaciones en el diámetro del saliente que sale de la base superior de la pieza sinterizada pueden fácilmente dar al traste con la expansión anticipada del diámetro interior menor. Otro factor que puede afectar a la retirada de esta pieza es que, en algunos casos, la tensión dentro de la pieza puede producir una tendencia a disminuir este diámetro interior al abandonar el punzón pasante, aunque el diámetro exterior de la pieza se expanda. Por esta razón, el utillaje puede no funcionar correctamente, y en la Figura 7.25a puede verse una posible solución al problema.

Al tratarse de un ejemplo hipotético, asumimos que la pieza presenta todos los problemas anteriormente descritos. Sin embargo, si tenemos una pieza con la faldilla muy larga en comparación con el grosor de la punta, el problema que surge al liberar el diámetro interior del punzón pasante, se simplifica. La punta del punzón pasante puede ser rebajada como ya se explicó, de modo que la pieza pueda colocarse y retirarse sin dificultad. Si las proporciones de la pieza no permiten esta solución, el diseño de la Figura 7.26 presenta una posible alternativa.

La mayor dificultad reside en la liberación de la pieza de la pequeña porción del punzón pasante que queda unida al punzón superior. Las otras formas interiores se sitúan en el punzón accionado por un resorte montado dentro del punzón inferior. La pieza se encuentra aún sobre la superficie perfilada, y el diámetro


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interior es lo suficientemente grande para permitir que el punzón pasante, en el descenso, se ajuste fácilmente dentro de él. Entonces, el punzón superior fuerza a la pieza contra la matriz, completando el calibrado, y se retira, permitiendo que la pieza sea expulsada y retirada sin dificultad.

Aunque el punzón pasante superior y el punzón suponen sólo una pequeña porción del total de la superficie vertical de la pieza, es imposible que esa porción de la pieza y la cantidad de trabajo realizado en el calibrado puedan causar que la pieza se agarre al punzón pasante y sea expulsada de la matriz.

Si se encuentra disponible una prensa de doble efecto, el punzón pasante y el punzón superior pueden operar como en la Figura 7.21. Alternativamente se puede utilizar el diseño mostrado en la Figura 7.27. En este diseño el menor diámetro interior es calibrado mediante un punzón pasante fijo ajustado dentro del punzón inferior, soportado por un muelle.

Este punzón pasante fijo puede ser sustituido con la doble ventaja de que, por un lado, el diámetro interior menor puede ser, si se desea, menor aún que tras el sinterizado; y por otro lado, el calibrado puede adaptarse progresivamente si el rebajado del punzón pasante se posiciona correctamente.

Figura 7.27. Calibrado de un pistón perfilado

empleando punzón pasantes inferiores.

CalibradoCarga


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Por otro lado, el diseño de la Figura 7.27 tiene una desventaja. En este caso se requiere un movimiento adicional de la pieza. Cualquier pieza móvil debe tener un margen suficiente para operar correctamente y aunque cada margen puede ser de tan sólo 12 a 20 μm, cualquier pieza móvil adicional puede suponer un posible aumento de la excentricidad de la pieza.

A partir del examen de los problemas en el diseño de algunos tipos de piezas, debería quedar claro que el diseño del utillaje depende en gran medida del tipo de prensa disponible para calibrar. Para todo lo anteriormente dicho, debe asumirse que la prensa opera en ciclos normales para prensas accionadas por manivelas.

Que la prensa normal complete su ciclo con el pistón en el "punto muerto superior" significa que el punzón expulsor se parará en el punto más alto, al nivel de la superficie de la matriz. En algunos casos puede seleccionarse la parada de la prensa más allá del "punto muerto superior", o el mecanismo de expulsión puede ser compensado de manera que el punzón expulsor alcance el nivel de la superficie de la matriz, liberando la pieza y retirándose después hasta la posición de reposo. La pieza permanecerá en la superficie de la matriz debido a la ligera expansión que experimenta la pieza al abandonar la matriz. Un ejemplo de este caso puede verse en la Figura 7.28. La pieza es de un tipo similar a la Figura 7.25a, pero aquí, el cuerpo de la pieza es mucho más sólido y probablemente no se libere del punzón pasante hasta que sea expulsada por completo de la matriz.

Si el movimiento expulsor puede ser seleccionado de modo que la pieza se libere completamente del punzón pasante y sea luego retirado lo suficiente como para permitir la colocación de la siguiente pieza sobre el punzón pasante, entonces la operación se convierte en algo muy sencillo.

Figura 7.28. Componentes

de paredes delgadas con

perfilado interior.


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Otras piezas complejasLos tipos de piezas con formas más complejas que las tratadas en los epígrafes precedentes resultan especialmente problemáticos en el prensado, sobre todo con el utillaje de expulsión. Pero si estas piezas pudieran ser prensadas satisfactoriamente, el calibrado y el acuñado serían menos problemáticos. En la práctica, el diseño del utillaje para calibrar y acuñar está basado en la combinación de los diseños ya existentes.


159 utillaje para el calibraDo y el acuñaDo

160

Índice

Aadaptador multi-platos . . . . . . . . . . . . . . . 48agentes reductores . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 98amoniaco disociado . . . . . . . . . . . . . . . . .106atmósfera de sinterización . . . . . . . . . . . . 90atmósfera protectora en el horno desinterización . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 69atmósferas de sinterización industriales 105

Ccalibrado con bolas . . . . . . . . . . . . 138, 139calibradodecojinetesconflancos . . . . .147calibrado y acuñado . . . . . . . . . . . . . . . .122carbono . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 111

precipitación de mezcla de gases . . . . . 112precipitación en los poros . . . . . . . . . . 111zona de restauración . . . . . . . . . . . . . . . . 91

carga elástica . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 19carga plástica . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 19cojinetescalibradosconflacosgruesos 150 coeficientededifusión . . . . . . . . . . . . . . . . 77ciclo carga-relajación . . . . . . . . . . . . . . . . 19ciclo de compactación . . . . . . . . . . . . . . . . 36ciclo de compactación para un casquillo cilíndrico . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 41ciclo de compactación para una pieza sencilla de dos niveles . . . . . . . . . . . . . . . . 43círculo de Mohr . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 13coeficientedefricciónenlaparedde la matriz . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 21, 28cojinete con brida . . . . . . . . . . . . . . . . . .147cojinetes esféricos . . . . . . . . . . . . . . . . . .141componente de pared gruesa . . . . . . . . .157compactación en matriz cilíndrica . . . . . . . 9

comportamiento de “ruido de rodadura” o “stick-slip” . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 29coste de utillaje . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 65compactación isostática del polvo . . . . . . . 10comportamiento frente a la sinterización 85

hierro-cobre . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 88hierro-cobre-carbono . . . . . . . . . . . . . . . 88 polvos de hierro puro . . . . . . . . . . . . . . . 85

compactación en matriz . . . . . . . . . . . . . . . 9componenteconflancoyagujerociego . . . 47control de atmósferas de sinterización . .109crecimiento de cuellos . . . . . . . . . . . . . . . . 72

Ddecarburación y carburación . . . . . . . . .100deformación plástica . . . . . . . . . . . . . . . . . 11densidad libre de poros . . . . . . . . . . . . . . . 15densidad de llenado . . . . . . . . . . . . . . . . . . 52densidad teórica de mezclas de polvode hierro . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 17densificación . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 10densificaciónendoblecara . . . . . . . . . . . . 39desbarbado en tambor con lubricante seco . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .126descomposición del lubricante . . . . . . . . 111diagrama de equilibrio . . . . . . . . . . . . . .100

Fe - Fe3C - C - CH4. . . . . . . . . . . . . . . .103Fe - Fe3C - C - H2 - CH4 . . . . . . . . . . . .103Fe - FeO - Fe3O4 - Fe3C - CO - CO2 . . .101Fe - FeO - Fe3O4 - H2 - H2O . . . . . . . . .101

diagrama Ellingham-Richardson . . . . . . 95difusionsuperficial . . . . . . . . . . . . . . . . . . 71difusión por borde de grano . . . . . . . . . . . 71diseño de un útil de compactación . . . . . . 51distribución de carga en los punzones . . . 64distribución de densidad axial . . . . . . . . . 25distribución de tamaño de partícula . . . . 75diseño funcional del utillaje . . . . . . . . . . . 52

MANUAL HÖGANÄS PARA COMPONENTES SINTERIZADOS

161

Eelementos intersticiales . . . . . . . . . . . . . . . 77energía libre de interfases . . . . . . . . . . . . . 80energía libre de oxidación . . . . . . . . . . . . . 94energíalibresuperficial . . . . . . . . . . . . . . 70elementos sustitucionales . . . . . . . . . . . . . 77endogas . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .106equilibrio . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 96

presión de disociación . . . . . . . . . . . . . . 96temperaturas . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 98

estructura geométrica de las partículasde polvo . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 68etapas en un ciclo de compactación . . . . . 36etapas de la sinterización . . . . . . . . . . . . . 81expansión elástica del compacto . . . . . . . . 30expansión elástica de los punzones eutéctico de bajo punto de fusión . . . . 83evaporación/condensación . . . . . . . . . . . . 71

Ffactor de Poisson . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 18fase líquida transitoria . . . . . . . . . . . . . . . 80fluenciaplasticoviscosa . . . . . . . . . . . . . . 71formación de grietas . . . . . . . . . . . . . . . . . 44formación de cuellos . . . . . . . . . . . . . . . . . 71formación de puentes . . . . . . . . . . . . . . . . 37fricción adhesiva . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 28fricción por deslizamiento . . . . . . . . . . . . 28fuerza de eyección . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 28

Ggrado de homogeneización . . . . . . . . . . . . 77grietas en componentes de hierro sinterizado . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 113grietas horizontales . . . . . . . . . . . . . . . . . . 30

Hherramientas para calibrar y acuñar . . .128herramientas para desplazar la matrizhacia abajo . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 43

hidrógeno . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .105hinchamiento de un compacto . . . . . . . . . 80hornos de sinterización . . . . . . . . . . . 69, 91hysteresis de la presión radial . . . . . . . . . 18

Iinferiores . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 44

Llímite elástico a cortadura . . . . . . . . . . . . . 19llenado de la matriz . . . . . . . . . . . . . . . . . . 37lubricación en matriz . . . . . . . . . . . . . . .126lubricación por rociado . . . . . . . . . . . . .126lubricación para el calibrado y acuñado . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .125lubricaciónsuperficialporrociadode aceite . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .125

Mmateriales para utillajes . . . . . . . . . . . . . . 61matriz estacionaria . . . . . . . . . . . . . . . . . . 39matriz y punzón central . . . . . . . . . . . . . . . 62mecanismos de sinterización . . . . . . . . . . 70mezclas de polvo . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 15migración de vacantes . . . . . . . . . . . . . . . . 71módulo de elasticidad . . . . . . . . . . . . . . . . 18

Nnitrógeno . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .109

Ooxidación y reducción . . . . . . . . . . . . . . . . 93

Ppartículas endurecidas por deformación 12pesosespecíficos . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 16piezas de hierro sinterizado con ampollas . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 111 piezasconflancosexternos . . . . . . . . . . .147piezasconflancosinternos . . . . . . . . . . .151

ÍnDice

162

piezasperfiladasconagujeros . . . . . . . .144piezas planas sin agujeros . . . . . . . . . . . .128prensas de función múltiple . . . . . . . . . . . 40presión axial . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 18presión de compactación . . . . . . . . . . . . . . 9presión de disociación . . . . . . . . . . . . . . . . 96presión radial . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 18presión radial residual . . . . . . . . . . . . . . . 30principiodelamatrizflotante . . . . . . . . . 40principio del movimiento de la matriz hacia abajo . . . . . . . . . . . . . . . . 40 profundidad requerida de llenado . . . . . . 52profundidad de llenado . . . . . . . . . . . . . . . 52principio de eyección . . . . . . . . . . . . . . . . . 40proceso de eyección . . . . . . . . . . . . . . . . . . 43porosidad . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 9punto de rocío sobre potencial de carbono . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .108 punzón inferior estacionario . . . . . . . . . . 39

Qquemado rápido . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 113

Rreacción de formación de la cementita . .102 rebaje de la salida de la matriz . . . . . . . . . 45recuperación elástica o spring back . . . . . 28relajación elástica . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 19relajación plástica . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 19reprensado . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 119

Ssinterización activada . . . . . . . . . . . . . . . . 82sinterización en estado sólido . . . . . . 70, 76sistemas de platos múltiples . . . . . . . . . . . 46soporte deslizante . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 43swaging . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .122

punto . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .123radio . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .123

Ttensión a cortadura horizontal . . . . . . . . . 30tensión a cortadura máxima . . . . . . . . . . 19tensión radial . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 14tensión tangencial . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 14temperatura de disociación . . . . . . . . . . . . 96temperatura standard de disociación . . . 96tiempo de homogeneización . . . . . . . . . . . 78transferencia de polvo . . . . . . . . . . . . . . . . 47tolerancia (ajuste) entre zonas de friccióndel utillaje 60 densidad teórica . . . . . . . . . 9tolerancias en las partes de la matriz . . . 57

Zzona caliente . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 91zona neutra . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 55zona de quemado . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 91zona de enfriamiento . . . . . . . . . . . . . . . . . 91zonas en un horno contínuo de sinterización . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 91zonas libres de poros . . . . . . . . . . . . . . . . . 75

MANUAL HÖGANÄS PARA COMPONENTES SINTERIZADOS

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.

2 producción sinterizados - höganäs ab · de densificación que calcularlas mediante fórmulas...

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