ESCUELA TÉCNICA SUPERIOR DE INGENIERÍA
PROCESADO Y EVALUACIÓN DE ALEACIONES Ti-15Mo MEDIANTE TECNOLOGÍAS DE POLVOS
NO CONVENCIONALES.
Autor: Rafael Pérez Gómez
Directores: Dr. José Antonio Rodríguez Ortiz Dr. Ranier Enrique Sepúlveda Ferrer
Departamento de Ingeniería Mecánica y de los Materiales
Sevilla, Julio de 2013
UNIVERSIDAD DE SEVILLA ESCUELA TÉCNICA
SUPERIOR DE INGENIERÍA
Proyecto Fin de Carrera presentado por Rafael Pérez Gómez, alumno de la Escuela
Técnica Superior de Ingeniería de la Universidad de Sevilla, para la obtención del Título
de Ingeniero Industrial.
Fdo.: Rafael Pérez Gómez
VºB
Directores del Proyecto
Fdo.: Dr. José Antonio Rodríguez Ortiz Fdo.: Dr. Ranier Enrique Sepúlveda Ferrer
Área de Ciencia de los Materiales e Ingeniería Metalúrgica
Departamento de Ingeniería Mecánica y de los Materiales
Escuela Técnica Superior de Ingeniería de la Universidad de Sevilla
ÍNDICE
5
ÍNDICE 1 INTRODUCCIÓN ........................................................................................................7
2 BASES TEÓRICAS ..................................................................................................11
2.1 TITANIO ............................................................................................................11
2.1.1 OBTENCIÓN ..............................................................................................12
2.1.2 ESTRUCTURA CRISTALINA .....................................................................13
2.1.3 CLASIFICACIÓN DE LAS ALEACIONES DE TITANIO. .............................14
2.1.4 PROPIEDADES FÍSICAS ...........................................................................16
2.1.5 PROPIEDADES QUÍMICAS .......................................................................16
2.1.6 PROPIEDADES MECÁNICAS ....................................................................17
2.1.7 APLICACIONES .........................................................................................19
2.2 MOLIBDENO .....................................................................................................22
2.2.1 OBTENCIÓN ..............................................................................................22
2.2.2 PROPIEDADES FÍSICAS ...........................................................................23
2.2.3 PROPIEDADES QUÍMICAS .......................................................................23
2.2.4 APLICACIONES .........................................................................................24
2.3 ALEACIONES TITANIO - MOLIBDENO.............................................................24
2.4 PULVIMETALURGIA .........................................................................................26
2.5 ALEADO MECÁNICO ........................................................................................27
2.5.1 EVOLUCIÓN DEL POLVO DURANTE EL PROCESO................................27
2.5.2 VARIABLES A CONSIDERAR ....................................................................29
3 MATERIALES ...........................................................................................................33
3.1 POLVO DE TITANIO SE-JONG mesh 325 ........................................................33
3.2 POLVO DE MOLIBDENO ..................................................................................35
3.3 AGENTE CONTROLADOR DE LA MOLIENDA .................................................36
4 PROCEDIMIENTO EXPERIMENTAL .......................................................................37
4.1 MOLIENDA ........................................................................................................38
4.2 CARACTERIZACIÓN DE POLVOS ...................................................................41
4.2.1 GRANULOMETRÍA ....................................................................................41
4.2.2 MICROGRAFÍA ÓPTICA ............................................................................42
4.2.3 MICROGRAFÍA ELECTRÓNICA DE BARRIDO .........................................43
4.2.4 CURVA DE COMPRESIBILIDAD ...............................................................45
4.3 PREPARACIÓN DE PROBETAS.......................................................................46
4.3.1 PROCESO DE MEZCLA ............................................................................46
4.3.2 PREPARACIÓN DE LAS PROBETAS COMPACTADAS ............................46
4.3.3 PRENSADO ...............................................................................................48
ÍNDICE
6
4.3.4 PREPARACIÓN DE LAS PROBETAS “LOOSE SINTERING” ....................51
4.3.5 SINTERIZADO ...........................................................................................52
4.4 CARACTERIZACIÓN DE LAS PROBETAS .......................................................54
4.4.1 DENSIDAD POR MASA Y DIMENSIONES ................................................54
4.4.2 DENSIDAD, POROSIDAD Y POROSIDAD INTERCONECTADA ...............55
4.4.3 CÁLCULO DEL MÓDULO DE YOUNG POR ULTRASONIDOS .................56
4.4.4 MICROGRAFÍA ÓPTICA Y ELECTRÓNICA DE BARRIDO ........................57
4.4.5 DETERMINACIÓN DE DUREZA VICKERS ................................................59
4.4.6 DETERMINACIÓN DE LA RESISTENCIA A COMPRESIÓN UNIAXIAL ....61
4.4.7 DIFRACCIÓN DE RAYOS X .......................................................................62
5 RESULTADOS Y DISCUSIÓN. ................................................................................65
5.1 ALEADO MECÁNICO DEL POLVO TI C.P. .......................................................65
5.1.1 OPTIMIZACIÓN Y GRANULOMETRÍAS DE MOLIENDAS DE Ti C.P. .......65
5.1.2 MORFOLOGÍA Y MICROESTRUCTURA DE LOS POLVOS Ti MOLIDOS. 77
5.1.3 CURVAS DE COMPRESIBILIDAD. ............................................................84
5.2 ALEADO MECÁNICO DEL POLVO Ti-15Mo. ....................................................85
5.2.1 CONDICIONES Y GRANULOMETRÍAS DE MOLIENDAS DE Ti-15Mo. ...85
5.2.2 MORFOLOGÍA Y MICROESTRUCTURA DE MOLIENDAS DE Ti-15Mo. ...89
5.2.3 CURVAS DE COMPRESIBILIDAD. ............................................................93
5.3 PROBETAS DE Ti. ............................................................................................94
5.3.1 DENSIDAD Y POROSIDAD DE LAS PROBETAS DE Ti. ...........................94
5.3.2 MICROESTRUCTURAS DE PROBETAS DE Ti. ........................................99
5.3.3 DUREZA VICKERS. ................................................................................. 104
5.3.4 MÓDULO DE YOUNG DINÁMICO MEDIANTE ULTRASONIDOS. .......... 106
5.3.5 MÓDULO DE YOUNG MEDIANTE ENSAYO DE COMPRESIÓN ............ 107
5.4 PROBETAS DE Ti-15Mo. ................................................................................ 111
5.4.1 DENSIDAD Y POROSIDAD DE PROBETAS DE Ti15Mo. ........................ 111
5.4.2 MICROESTRUCTURAS DE PROBETAS DE Ti y Ti15Mo. ....................... 116
5.4.3 DUREZA VICKERS. ................................................................................. 121
5.4.4 MÓDULO DE YOUNG DINÁMICO MEDIANTE ULTRASONIDOS ........... 123
5.4.5 MÓDULO DE YOUNG MEDIANTE ENSAYO DE COMPRESIÓN. ........... 125
6 CONCLUSIONES ................................................................................................... 129
7 BIBLIOGRAFÍA ....................................................................................................... 133
8 ÍNDICE DE FIGURAS ............................................................................................. 137
9 ÍNDICE DE TABLAS ............................................................................................... 141
CAPÍTULO 1: INTRODUCCIÓN
7
1 INTRODUCCIÓN
En la actualidad, el envejecimiento de la población y diferentes tipos de
enfermedades, implican que la mayoría de los tejidos biológicos presenten un importante
deterioro de sus propiedades, condicionando la calidad de vida de las personas y
convirtiéndose en un importante problema de salud pública. La degradación del tejido
óseo es uno de los ejemplos más significativos de este fenómeno.
La biomecánica se encarga de estudiar la mecánica y la dinámica de los tejidos y
las relaciones que existen entre ellos; esto es muy importante en el diseño y el injerto de
los implantes. En algunos casos la función de los tejidos u órganos es tan importante que
no tiene sentido el remplazarlos por biomateriales; como por ejemplo la médula espinal o
el cerebro.
Los biomateriales deben cumplir con las condiciones de partida de ser
biocompatibles (esto es, biológicamente aceptables) y asegurar una determinada vida
media. Estos factores son decisivos a la hora de evaluarlos, ya que estos materiales
tienen que permanecer en contacto con los tejidos vivos, por lo que es imprescindible que
posean una buena compatibilidad, es decir, que no se produzcan reacciones no
deseadas en la interfaz tejido-material, y que mantengan sus prestaciones durante el
tiempo que tengan que estar en servicio.
Figura 1.1. Implante
A su vez, tienen que aportar las prestaciones específicas que requiera la
aplicación a que vayan destinados. Inicialmente, que fue hace relativamente poco tiempo,
durante el último tercio del siglo XX, los biomateriales eran esencialmente materiales
industriales seleccionados con el criterio de que fueran capaces de cumplir ciertos
requisitos de aceptabilidad biológica. Sin embargo, hoy en día muchos biomateriales son
diseñados, sintetizados y procesados con el único fin de tener una aplicación en el campo
médico.
CAPÍTULO 1: INTRODUCCIÓN
8
Los requisitos que debe cumplir un biomaterial son:
Ser biocompatible, es decir, debe ser aceptado por el organismo, no provocar que
éste desarrolle sistemas de rechazo ante la presencia del biomaterial.
No ser tóxico, ni carcinógeno.
Ser químicamente estable (no presentar degradación en el tiempo) e inerte.
Tener una resistencia mecánica adecuada.
Tener un tiempo de fatiga adecuado.
Tener densidad y peso adecuados.
Ser relativamente barato, reproducible y fácil de fabricar y procesar para su
producción en gran escala
De todos los materiales que actúan interfacialmente con los sistemas biológicos
(biomateriales) utilizados actualmente para el remplazo de hueso, es reconocido que el
titanio comercialmente puro (Ti C.P.) y la aleación Ti6Al4V, son los de mejor
comportamiento in vivo, debido a su excelente equilibrio entre propiedades mecánicas,
fisicoquímicas y biofuncionales. Sin embargo, a pesar de sus excelentes prestaciones,
estos biomateriales presentan una serie de limitaciones que comprometen su fiabilidad,
una de las principales limitaciones, es su rigidez. Estos materiales presentan una mayor
rigidez que la del hueso, lo cual produce el apantallamiento de tensiones (stress
shielding) que promueve la reabsorción ósea, con el consiguiente riesgo de fallo.
Figura 1.2 Radiografías de tejido óseo con reabsorción ósea.
El objetivo de este proyecto, es obtener una aleación cuya rigidez se aproxime a
la del hueso (10-30 GPa), mediante el diseño y fabricación por rutas pulvimetalúrgicas no
convencionales a escala de laboratorio y de muestras sencillas de aleaciones de titanio
(Ti-15Mo), con la que se controle el Módulo de Young, de manera que la rigidez de la
aleación disminuya.
CAPÍTULO 1: INTRODUCCIÓN
9
La fabricación convencional de aleaciones de titanio (Ti-15Mo), mezclando y
triturando los polvos de titanio y molibdeno, presenta serios inconvenientes, entre los que
destacan:
Falta de homogeneidad (pobre difusión del Mo)
Formación de soldaduras dentro del molino de alta energía.
Oxidación de muestras durante la molienda.
Para alcanzar dicho objetivo, se propone:
1. Obtener aleaciones densas de titanio (Ti-15Mo) con un Módulo de Young
menor que el del Ti C.P.
2. Definir y controlar los parámetros de la molienda mecánica de alta energía
y de la sinterización convencional, en términos de mejora del
apantallamiento de tensiones, resistencia mecánica adecuada a la
aplicación y viabilidad de la metodología seleccionada (reproducibilidad,
difusión del Mo y control de la oxidación durante el proceso).
CAPÍTULO 2: BASES TEÓRICAS
11
2 BASES TEÓRICAS
En este capítulo se van a establecer las bases teóricas a seguir en el proyecto,
dichas bases estarán referidas a:
El titanio
El molibdeno
Aleaciones de titanio-molibdeno
Pulvimetalurgia
Aleado mecánico
2.1 TITANIO
El titanio es el noveno elemento más abundante en la corteza de la Tierra, con un
0,8% en peso, si bien no es tan frecuente su existencia en concentraciones que hagan
económicamente viable su extracción. Principalmente está presente en rocas ígneas y en
los sedimentos derivados de ellas, pero también en muchos silicatos remplazando al
silicio. El titanio metálico, en el estado en que se extrae de la mena, se denomina esponja
de titanio. Esto es debido a su aspecto poroso que da apariencia de esponja. En la mena
de la cual se extrae, se encuentra formando rutilo (TiO2) o ilmenita (FeTiO3)[1].
El titanio es clasificado como un metal ligero, con una densidad de 4,507 g/cm3, la
mitad de la del hierro y el doble de la del aluminio. Proporcionan alta resistencia
específica así como alto punto de fusión, excelente resistencia a la corrosión y excelente
biocompatibilidad, aunque tiene poca conductividad térmica y eléctrica. También destaca
que su coste es elevado.
Las características básicas del titanio y sus aleaciones se muestran en la Figura
2.1 en comparación con otros materiales metálicos: hierro, níquel y aluminio. Aunque el
titanio es el que presenta mejores propiedades específicas (relación entre resistencia y
densidad), se destina solamente a aplicaciones muy puntuales en determinadas áreas
debido a su elevado coste. Este coste es debido principalmente a su gran reactividad con
el oxígeno que hace necesario en la etapa de obtención y procesado, trabajar en
condiciones de vacío o atmósfera inerte. Por otra parte, su gran reactividad con el
oxígeno permite la formación inmediata de una capa de óxido de TiO2 cuando se expone
al aire. Esta capa no se desprende con facilidad, queda muy bien adherida (como en el
aluminio) y le confiere una excelente resistencia a la corrosión y a la contaminación en
diferentes medios agresivos, especialmente en medios ácidos acuosos.
CAPÍTULO 2: BASES TEÓRICAS
12
Figura 2.1 Características más importantes del titanio y de los metales más utilizados:
hierro, níquel y aluminio.
La temperatura de fusión del titanio (1668 ºC) es mucho más alta que la del
aluminio, su competidor en aplicaciones donde se requiere ligereza. Esto es una ventaja
en aplicaciones donde la temperatura supera los 150 ºC. La alta reactividad del titanio
con el oxígeno limita su uso a temperaturas máximas de 600ºC aproximadamente ya que
a mayores temperaturas la difusión del oxígeno a través de la capa de óxido protectora
es muy rápida lo que causa un crecimiento excesivo de la capa de óxido y una
fragilización de las capas adyacentes, muy ricas en oxígeno [2].
2.1.1 OBTENCIÓN
En el proceso de obtención de titanio metálico a partir de la mena, se distinguen
cinco etapas diferenciadas:
1. Cloración de la mena para producir TiCl4.
2. Destilación del TiCl4. Con objeto de purificarlo.
3. Proceso de Kroll. Consiste en la reducción del TiCl4 para producir titanio
metálico.
4. Purificación de la esponja de titanio (ya en estado metálico) para eliminar
compuestos producidos en el proceso de reducción.
5. Molienda del titanio metálico hasta alcanzar un tamaño apropiado para el
proceso de fusión.
CAPÍTULO 2: BASES TEÓRICAS
13
2.1.2 ESTRUCTURA CRISTALINA
El titanio puede cristalizar en más de una estructura. Dichas estructuras son
estables en función de la temperatura.
El titanio puro presenta una transformación de fase alotrópica a 882ºC, cambiando
de una estructura cristalina cúbica centrada en el cuerpo (fase α) por encima de la
temperatura de transformación, a una estructura hexagonal compacta (fase β) por debajo
de dicha temperatura. La temperatura exacta a la que se produce la transformación
depende fuertemente de los elementos intersticiales y sustitucionales que se encuentren
en este metal. Depende, en definitiva, de la pureza del material.
En la Figura 2.2[2] se muestran las celdas unidad de ambas estructuras con el
valor de los parámetros de red, correspondientes a temperatura ambiente.
Figura 2.2. Estructura cristalina del titanio: (a) Titanio α: estructura hexagonal compacta,
(b) Titanio β: estructura cúbica centrada en cuerpo.
La existencia de dos estructuras cristalinas diferentes, posibilita la realización de
tratamientos térmicos con transformación total, ya que las formas alotrópicas presentan
un comportamiento diferente frente a la deformación:
Fase α, poco deformable y resistente a temperatura ambiente.
Fase β, fácilmente deformable.
CAPÍTULO 2: BASES TEÓRICAS
14
La temperatura exacta a la que se produce la transformación depende
fuertemente de los elementos intersticiales y sustitucionales que se encuentren en el
titanio. Por tanto depende de la pureza del material. Los elementos de aleación que
cambian la temperatura de transformación alotrópica pueden dividirse en cuatro grupos,
α-estabilizadores (Al, O, N, C), β-estabilizadores (que se divide en 2: β-isomorfos (V, Mo,
Nb, Ta) y β-eutectoide (Fe, Mn, Cr, Ni, Cu, Si)) y neutralizadores (Zr, Sn). Ciertas
adiciones como las de estaño producen un endurecimiento por solución sólida sin afectar
la temperatura de transformación.
2.1.3 CLASIFICACIÓN DE LAS ALEACIONES DE TITANIO.
Es frecuente dividir las aleaciones de titanio en tres grupos, en función de las
fases presentes:
- Aleaciones α y casi-α
- Aleaciones α-β
- Aleaciones β
2.1.3.1 ALEACIONES α Y CASI- α.
Presentan estructura hexagonal compacta a bajas temperaturas. Normalmente
contienen aluminio, estaño y/o circonio. Preferentemente elegidas para aplicaciones a
temperaturas elevadas y criogénicas. Para modificar sus propiedades se utiliza
combinación de trabajo en frio y enfriamiento pues no son sensibles a tratamientos
térmicos. Las aleaciones con este tipo de estructuras son generalmente más resistentes
a la fluencia en caliente que las de estructura α-β o β.
2.1.3.2 ALEACIONES α-β.
Contienen, tanto elementos estabilizadores de la fase α como de la β. Estas
aleaciones retienen a temperatura ambiente, tras el tratamiento térmico, mas fase β que
las aleaciones casi-α. Las aleaciones α-β pueden mejorar sus características mecánicas
por tratamientos térmicos de solubilización y envejecimiento. Este tratamiento puede
incrementar la resistencia a la tracción entre un 30 y un 50% respecto a la resistencia en
estado recocido. En este grupo de aleaciones se encuentra la conocida Ti6Al4V, que es
la aleación de titanio más empleada de todas las existentes en el mercado,
aproximadamente un 45% de la producción de titanio se dedica a dicha aleación,
CAPÍTULO 2: BASES TEÓRICAS
15
mientras un 30% se destina a los grados de titanio sin alear y el otro 25% se reparte entre
todas las demás aleaciones.
2.1.3.3 ALEACIONES β.
Las aleaciones de titanio β tienen mayor contenido en elementos estabilizantes de
la fase β y menor contenido de alfágenos que las aleaciones α-β. Caracterizadas por su
elevada capacidad de endurecimiento, ya que, por ejemplo, en espesores pequeños
llegan a templar al aire y retienen completamente la fase β.
Son aleaciones de titanio con mejor aptitud para la conformación por deformación
plástica, pudiéndose deformar en frio mucho mejor que las aleaciones α o α-β. Su módulo
de elasticidad suele ser bajo por lo que son adecuadas para algunas aplicaciones
concretas en el campo biomédico o aeroespacial.
CAPÍTULO 2: BASES TEÓRICAS
16
2.1.4 PROPIEDADES FÍSICAS
Las propiedades físicas fundamentales del titanio, que determinan sus
aplicaciones sobre todo a nivel constructivo, son su baja densidad y su alta temperatura
de fusión. Por otro lado presenta bajos valores de calor específico y coeficiente de
dilatación, así como una baja conductividad térmica.
Como se comentó anteriormente en el apartado 2.1.2, la transformación alotrópica
hace que el comportamiento frente a la deformación varíe según la fase. Esto permite
que se puedan realizar muchos de los procesados, como el moldeo, la forja etc.
2.1.5 PROPIEDADES QUÍMICAS
La gran reactividad del titanio con el oxígeno es la causa de que se clasifique
como pirofórico, debido a la posibilidad de que se originen explosiones si el metal se
encuentra en forma de polvo fino, o incendiarse en casos de aporte rápido de oxígeno al
metal desnudo. Asimismo, también se produce una oxidación violenta por contacto del
metal con oxígeno líquido.
Esta afinidad, origina la rápida formación de una capa superficial de óxido, cuyo
volumen es aproximadamente, un 75% mayor que el del metal del que se ha formado,
por lo que aunque sea delgada, será muy impermeable y por tanto, muy protectora. Esta
característica la tienen también el aluminio, el acero inoxidable y el cobre, pero el
comportamiento del titanio es muy superior, tanto frente a la oxidación como a la
corrosión, lo que justifica su uso en la industria química y en ambientes corrosivos.
La resistencia de este metal a la corrosión es excelente en casi todos los medios,
a pesar de ser muy negativo su potencial electroquímico, debido a la gran protección de
su estable capa de óxido. Soporta muy bien el calor húmedo, el ácido nítrico y otros
ácidos orgánicos, disoluciones de cloruros, sulfatos, sulfuros, azufre fundido, etc.
Su resistencia a la corrosión no es tan buena en los ambientes que pueden
disolver la capa de óxido, por lo que puede sufrir corrosión en ambientes reductores, en
los fuertemente oxidantes y, por ejemplo, en presencia de iones fluoruro o de cloro seco.
En algunos de estos casos, puede inhibirse la corrosión por adición al medio, de agentes
oxidantes (ácidos nítrico o crómico), de iones de metales pesados (hierro, níquel, cromo o
cobre), o un poco de humedad al cloro.
CAPÍTULO 2: BASES TEÓRICAS
17
El titanio puede ser susceptible a la corrosión por aireación diferencial en
soluciones de cloruros, yoduros, bromuros y sulfatos calientes, debido a la difusión
diferencial de oxígeno por zonas, a la formación de cloruros y a la disminución del pH.
En su unión con otros metales no suele acelerarse su corrosión, debido a que, en
la práctica, es el elemento positivo de cualquier par galvánico (a excepción de su unión
con los metales nobles), por lo que puede acelerar la corrosión del otro metal.
El hidrógeno es causa de fragilidad, al introducirse en la red y formar hidruros. Al
ser el titanio electropositivo, se rodea de hidrógeno formándose una capa de hidruro y,
cuando se somete a una temperatura superior a 75º C, el hidrógeno se difunde en el
titanio y causa fragilidad.
Cabe resaltar su comportamiento en el cuerpo humano, por ser resistente a la
corrosión, no tóxico, biológicamente compatible con huesos y tejidos y no inductor de la
formación de tejido fibroso que impida el crecimiento del hueso alrededor del metal. Ello
justifica su empleo en prótesis óseas, dentales, e incluso, en válvulas aórticas. Debe
tenerse en cuenta, también, que el titanio no parece verse afectado por la corrosión
inducida por microorganismos. Es susceptible a la corrosión por picaduras originadas en
discontinuidades de la capa de óxido y por contaminación superficial por hierro. La
protección puede aumentarse engrosando, por anodizado, la capa de óxido. Es casi
inmune a la corrosión bajo tensiones y tiene muy buen comportamiento en corrosión
fatiga (mejor que los aceros con 12% Cr). Los elementos de aleación empeoran el
comportamiento frente a la corrosión, sobre todo los elementos intersticiales.
2.1.6 PROPIEDADES MECÁNICAS
Las propiedades mecánicas del titanio dependen, como se verá, de su pureza.
Para el titanio comercial de mayor pureza (llamado grado 1) pueden considerarse
representativos los valores mostrados en la Tabla 2.1:
Resistencia 240 MPa
Límite elástico 170 MPa
Alargamiento 50 %
Dureza 70 HRB, 85 HV
Tabla 2.1. Propiedades mecánicas Ti C.P. (grado 1)
CAPÍTULO 2: BASES TEÓRICAS
18
La resistencia es baja, pero puede elevarse (disminuyendo la plasticidad), como
en otros metales, disolviendo otros elementos en la red del titanio y la posibilidad de
disolver elementos por sustitución es alta para este metal. A esta aptitud, debe sumarse
la posibilidad de los tratamientos térmicos con trasformación total o parcial, y la de
endurecer por acritud.
Por ello se definen varios grados de titanio comercialmente puros (C.P.) en
función del contenido de estos elementos (que actúan más sobre su resistencia y
fragilidad) y del hierro (que afecta más a su comportamiento frente a la corrosión).
Asimismo, existen aleaciones ELI, con contenidos muy bajos de elementos
intersticiales que garantizan una buena plasticidad. Prueba de esta influencia, es la
comparación de los valores citados anteriormente, con los que se consideran
representativos de un titanio de grado 4 que tienen pureza 99,0%, que tienen un
contenido de los más altos en elementos intersticiales (0,4% de oxígeno). Como puede
verse en la Tabla 2.2, la composición del titanio C.P. grado 4 es la que más se aproxima
a la composición de los polvos empleados en el presente proyecto, aunque estrictamente
no entran dentro de una categoría ASTM.
Resistencia 550 MPa
Límite elástico 480 MPa
Alargamiento 15 %
Dureza 260 HV
Tabla 2.2. Propiedades mecánicas Ti C.P. (grado 4)
La posibilidad de disolver elementos intersticiales (y la influencia de esos en el
comportamiento mecánico) tiene gran importancia en el comportamiento en diversos
procesos, lo que obliga a que cualquier calentamiento se realice en una atmósfera inerte
o en vacío. Asimismo, la disolución altera en gran medida la temperatura de
transformación alotrópica, por lo que puede originar un cambio de la microestructura.
Los elementos de aleación también aumentan la resistencia del titanio por
solución en el mismo (unos 60 Mpa de resistencia por cada 1% de Al, por ejemplo) y
posibilitan los tratamientos térmicos.
CAPÍTULO 2: BASES TEÓRICAS
19
2.1.7 APLICACIONES
Todas las propiedades anteriores hacen del titanio un material con unas
aplicaciones muy concretas de las que pocos metales pueden presumir. Fue inicialmente
desarrollado para su aplicación en la industria aeroespacial. Actualmente a ella se dedica
la mitad de la producción mundial de titanio metálico.
Su elevado coste, aproximadamente 10 veces el del aluminio, hace que su uso
esté reservado a los casos en los que:
El precio no es un condicionamiento.
Es imprescindible por no ser posible su sustitución, como es el caso de
algunos ambientes corrosivos.
El peso mínimo es un factor fundamental.
2.1.7.1 INDUSTRIA AEROESPACIAL
El uso de componentes más ligeros en un avión, permite reducir el consumo de
combustible y esto a su vez, permite el uso de motores más pequeños, por tanto una
segunda reducción de peso tan importante como la primera.
El impacto en el ahorro que supone reducir el peso de un avión, abre las puertas a
una mayor inversión en materiales que como el titanio, tiene mejores propiedades que los
usados en vehículos terrestres.
La aleación más usada es Ti-6Al-4V no sólo por sus buenas propiedades sino
porque, además, es la más estudiada. Que su comportamiento sea mejor comprendido y
fiable tiene un gran peso en la industria aeroespacial.
En los aviones, las aleaciones de titanio se emplean para reducción de peso, en
piezas que trabajan a alta temperatura, en piezas en que es necesaria una alta
resistencia a la corrosión, en piezas en las que es necesaria compatibilidad galvánica con
composites de matriz polimérica y en aquellas piezas en las que se necesita una
resistencia específica alta, debido a la limitación de espacio.
El uso del titanio es aún mayor en los aviones militares, concretamente en cazas
debido a que están sometidos a mayores cargas térmicas y mecánicas asociadas a la
mayor maniobrabilidad y velocidad de crucero supersónica. De ahí, que el titanio
represente entre el 35% y el 50% del peso de un caza moderno.
CAPÍTULO 2: BASES TEÓRICAS
20
En los motores de los aviones también está presente el titanio, la aplicación más
importante es en las turbinas de gas de los motores que están compuestas en una
tercera parte de su peso de titanio. Concretamente, dentro del motor, los álabes del
compresor están fabricados de titanio. También en helicópteros se encuentran las
aleaciones de titanio, concretamente en los componentes más solicitados de la cabeza
del rotor.
Y en los satélites y cohetes, gracias a su resistencia, bajo peso y a la resistencia a
ser corroído por el combustible, el titanio es ampliamente utilizado en contenedores de
combustible de satélites y cohetes.
2.1.7.2 INDUSTRIAS QUÍMICAS Y DE GENERACIÓN
El titanio ofrece excelentes prestaciones en tuberías de plantas de energía de
turbinas de vapor, refinerías, plantas químicas, sistemas de aire acondicionado,
destilación, desalinización, instalaciones marinas, superficies de cascos de barcos y
submarinos y calderas de piscinas climatizadas.
El origen de la alta resistencia a la corrosión es la delgada película protectora de
óxido que se forma en presencia de oxígeno. La película es químicamente muy estable,
mecánicamente resistente y se regenera inmediatamente tras ser dañada. El buen
comportamiento frente a la corrosión hace que el titanio sea ampliamente utilizado en la
industria química y de generación de energía donde son habituales los ambientes
corrosivos. En estas industrias la mayor inversión económica que supone elegir el titanio
como material estructural, es compensada con el menor mantenimiento que requieren las
piezas de titanio y una vida en servicio más prolongada.
El titanio se introdujo en la industria química en procesos con ambientes que
contenían cloruros. Hoy día, el titanio es usado en otros ambientes agresivos que
incluyen ácidos acético, nítrico, bromo y acetona. El titanio es muy estable en ácidos
fórmico, cítrico, tartárico, esteárico y tánico y puede ser empleado para equipos de
manipulación de mezclas de ácidos orgánicos e inorgánicos, disolventes y sales.
El titanio es resistente en ambientes básicos hasta pH 12 y 75ºC. Sin embargo,
cuando forma un par galvánico con otro material más activo a temperaturas sobre 75ºC y
pH en menores a 3 o superiores a 12, el hidrógeno atómico generado en estas
condiciones puede disolverse en el titanio fragilizándolo.
CAPÍTULO 2: BASES TEÓRICAS
21
El agrietamiento por corrosión bajo tensión puede ocurrir en presencia de alcohol
metílico disuelto en agua, en concentraciones incluso por debajo de un 1,5%.
En la industria del petróleo la resistencia a la corrosión del titanio es muy valiosa.
Las aplicaciones iniciales se centraban en tubos de intercambiadores de calor en
ambientes corrosivos. Conforme los crudos extraídos son de menor calidad las refinerías
necesitan mejorar sus equipos de procesado empleando más titanio. La mayor inversión
inicial es compensada en poco tiempo debido a una mayor vida en servicio, a menos
costes de mantenimiento y menos paradas para hacer reparaciones.
Los gases contaminantes producidos en actividades industriales deben ser
filtrados para eliminar el dióxido de azufre antes de ser emitidos a la atmósfera. Estos
gases son muy corrosivos y el titanio suele emplearse en los sistemas de filtrado.
Una gran parte del tiempo en que las plantas de generación de energía están
paradas, es debida a fallos en los componentes de las turbinas de vapor. Las principales
causas de los fallos son las elevadas tensiones y la agresividad de la atmósfera de
trabajo. Las aleaciones de titanio son cada vez más frecuentes en los álabes de las
turbinas gracias a su menor peso, su elevada resistencia a cloruros, a corrosión a fatiga y
agrietamiento bajo tensiones.
El titanio también se encuentra formando parte de intercambiadores de calor. La
conductividad del titanio que está aproximadamente un 50% sobre la conductividad de los
aceros inoxidables, hace del titano un buen candidato para intercambiadores de calor en
los que el líquido de refrigeración sea agua de mar, aguas salobres o contaminadas. El
titanio es resistente no sólo a la corrosión sino a la erosión y cavitación.
2.1.7.3 APLICACIONES MÉDICAS
El titanio es biocompatible por lo que no produce rechazo, además es
extremadamente resistente a la corrosión frente a fluidos corporales, es compatible con
tejido óseo y es elásticamente deformable en forma de lámina.
Los componentes metálicos del primer corazón artificial eran de titanio
comercialmente puro y es empleado en carcasas de marcapasos.
El titanio es empleado en la fabricación de prótesis. Las aleaciones de titanio se
emplean en implantes ortopédicos destinados a soportar cargas. Además de la alta
resistencia específica, su bajo módulo de Young hace que la diferencia de rigidez entre el
implante y el tejido óseo sea menor que en el caso de otros metales. Al ser un material
CAPÍTULO 2: BASES TEÓRICAS
22
amagnético, los implantes no interfieren con los campos magnéticos de una tomografía ni
interfiere en dispositivos electrónicos implantados.
El titanio es empleado en utensilios de cirugía cardiaca y ocular gracias a su
habilidad de resistir procesos de esterilización repetidamente.
Las aleaciones de titanio y níquel con memoria de forma, capaces de grandes
deformaciones para recuperar su forma original, han sido empleadas para desocluir
tramos del sistema circulatorio al expandirse una vez colocadas.
En implantes dentales, la principal ventaja del titanio en este campo frente a
aleaciones basadas en oro es que, al emplear el titanio en estado puro, se evita el riesgo
de reacciones alérgicas. Al ser la constante dieléctrica del titanio similar a la del agua, el
implante no altera el sabor. La conductividad térmica es un orden de magnitud menor que
la de las aleaciones de oro por lo que reduce la sensibilidad al calor/frío. El titanio es
además el único de los metales usados en implantes dentales que no presenta
problemas a la hora de hacer radiografías.
2.2 MOLIBDENO
La principal fuente de molibdeno es el mineral molibdenita (MoS2). También se
puede encontrar en otros minerales, como la wulfenita (PbMoO4) y la powelita (CaMoO4).
2.2.1 OBTENCIÓN
El molibdeno se obtiene de la minería de sus propios minerales y como
subproducto de la minería del cobre, siendo esta última el principal modo de explotación
comercial; el molibdeno está presente en las minas en un rango de entre un 0.01 y un
0.5%.
La molibdenita se calienta a una temperatura de 700 °C y el sulfuro se oxida en
óxido de molibdeno (VI) por vía aérea:
2 MoS2 + 7 O2 → 2 MoO3 + 4 SO2
El mineral oxidado se calienta a 1.100 °C para sublimar el óxido, o crear lixiviados
con el amoníaco, que reacciona con el óxido de molibdeno (VI) para formar molibdatos
solubles en agua:
MoO3 + 2 NH4OH → (NH4)2(MoO4) + H2O
CAPÍTULO 2: BASES TEÓRICAS
23
La molibdenita de cobre, es menos soluble en amoniaco. Para eliminar
completamente desde la solución, es precipitado con sulfuro de hidrógeno.
El molibdeno puro es producido por la reducción del óxido con hidrógeno,
mientras que el molibdeno que se usa para la producción de acero, se reduce por la
reacción aluminotérmica con la adición de hierro, para producir ferromolibdeno. Una
forma común de ferromolibdeno contiene 60% de molibdeno.
2.2.2 PROPIEDADES FÍSICAS
El molibdeno es un metal de transición. Este metal puro es de color blanco
plateado con una dureza de Mohs de 5,5. Tiene un punto de fusión de 2.623 °C. De los
elementos naturales, sólo el tantalio, el osmio, el renio, el wolframio y el carbono tienen
puntos de fusión más alto. El molibdeno sólo se oxida rápidamente a temperaturas
superiores a 600 °C (débil oxidación comienza a 300 °C). Su coeficiente de dilatación es
uno de los más bajos entre los metales utilizados comercialmente. Su resistencia a
tracción hace que los cables de molibdeno aumenten de 10 a 30 GPa cuando disminuye
su diámetro de 50-100 nm a 10 nm.
2.2.3 PROPIEDADES QUÍMICAS
El molibdeno es un metal de transición con una electronegatividad de 1,8 en la
escala de Pauling y una masa atómica de 95,94 g/mol. No reacciona con oxígeno o agua
a temperatura ambiente. A temperaturas elevadas, se forma el óxido de molibdeno (VI):
2 Mo + 3 O2 → 2 MoO3
El molibdeno tiene varios estados de oxidación, un ejemplo es la inestabilidad del
molibdeno (III) en comparación con la estabilidad de cromo (III). El estado de oxidación
es más común en el molibdeno (VI) (MoO3), mientras que el compuesto de óxido de
azufre normal es el disulfuro de molibdeno (MoS2).
El óxido de molibdeno (VI) es soluble en bases y contribuye en la formación de
molibdatos (MoO42−). Los molibdatos son menos oxidantes que los cromatos, pero
muestran una tendencia similar cuando forman oxoaniones complejos por condensación
en los valores de pH más bajos, como [Mo7O24]6− y [Mo8O26]
4−. Los polimolibdatos pueden
incorporar otros iones en su estructura, formando polioxometalatos. El fósforo que
contiene heteropolimolibdato P[Mo12O40]3− se utiliza para la detección de espectroscopia
en el fósforo. La amplia gama de estados de oxidación del molibdeno se refleja en
diversos cloruros de molibdeno.
CAPÍTULO 2: BASES TEÓRICAS
24
La estructura del MoCl2 se compone de Mo6Cl84+ cuatro iones de cloruro que
tienden a compensar la carga eléctrica.
Como el cromo y algunos otros metales de transición, el molibdeno es capaz de
formar enlaces cuádruples, como en Mo2(CH3COO)4. Este compuesto se puede
transformar en Mo2Cl84− que también tiene un enlace cuádruple.
El estado de oxidación 0 es posible con el monóxido de carbono como ligando,
como en el molibdeno hexacarbonilo, Mo(CO)6.
2.2.4 APLICACIONES
Aproximadamente las dos terceras partes del molibdeno consumido se emplean
en aleaciones. El uso del molibdeno se remonta a la Primera Guerra Mundial, cuando
hubo una fuerte demanda de wolframio, que lo hizo escasear, y se necesitaban aceros
muy resistentes. El molibdeno se utiliza pues en aleaciones de alta resistencia y que
soporten temperaturas y corrosiones sumamente altas. Estas aleaciones se usan en la
construcción y en piezas de aviones y automóviles.
El molibdeno se usa como catalizador en la industria petrolera. En concreto, es útil
para la eliminación de azufre. El 99Mo se emplea en la industria de isótopos nucleares y
en distintos pigmentos (con un color anaranjado), para pinturas, tintes, plásticos y
compuestos de caucho.
El disulfuro de molibdeno (MoS2) es un buen lubricante por sí mismo y brinda
propiedades de tolerancia de presiones extremas a los lubricantes, al reaccionar con el
metal, de manera que se forma una capa cristalina en la superficie de éste. Gracias a
ello, el contacto metal-metal, destructivo a largo plazo, se reduce al mínimo y se puede
emplear a altas temperaturas.
El molibdeno se emplea en determinadas aplicaciones electrónicas, como en las
capas de metal conductoras en los transistores TFT.
2.3 ALEACIONES TITANIO - MOLIBDENO
Las aleaciones Ti-Mo se muestran como una de las grandes familias de
aleaciones dentro de las aleaciones β-Ti. El Molibdeno es un elemento estabilizante de la
fase β, por lo que disminuye la temperatura de transición de estructura β a estructura α y
estabiliza la fase β. Dicha temperatura se ve directamente incrementada con la presencia
de elementos aleantes estabilizadores de la fase β y en muchos casos, esta temperatura
CAPÍTULO 2: BASES TEÓRICAS
25
está por debajo de la temperatura ambiente, por lo que las aleaciones que poseen dicha
característica presentan estructura β en condiciones de uso a temperatura ambiente.
A continuación en la Figura 2.3 se muestra el diagrama de equilibrio del Ti-Mo [4],
se puede observar como hasta contenidos muy altos de Mo se obtiene estructura α según
el diagrama. En la realidad esto no es cierto ya que en porcentajes iguales o superiores al
15% en masa de molibdeno ya aparece estructura β completa en enfriamientos dentro del
horno (enfriamientos relativamente muy lentos) [5].
Figura 2.3. Diagrama de equilibrio Ti-Mo.
Las aleaciones de Ti-Mo, como todas las aleaciones β-Ti, presentan valores de
módulo elástico bajos, alta procesabilidad mediante deformación plástica y aceptables
propiedades resistentes.
CAPÍTULO 2: BASES TEÓRICAS
26
2.4 PULVIMETALURGIA
En este apartado se encuadra el trabajo, en la ingeniería de materiales, en
concreto en el campo que engloba todos los procesos y técnicas empleados durante el
proyecto que se denomina pulvimetalurgia.
La metalurgia de polvos o pulvimetalurgia es una técnica de procesado que
permite obtener piezas a partir de materiales en forma de polvo. Su nacimiento se pierde
en civilizaciones tan antiguas como la egipcia o la inca, que la empleaban para fabricar
joyas. Pero no es hasta la mitad de los años 20, en el siglo pasado, cuando resurge con
más fuerza, gracias a la fabricación de carburos cementados. En la segunda Guerra
Mundial, se desarrollaron multitud de materiales férreos y no férreos, y coincidiendo con
el comienzo de la década de los 60 se produce la expansión a nivel mundial de este tipo
de procesado.
Al principio, el atractivo de los productos pulvimetalúrgicos se centraba en su bajo
costo de fabricación, mientras que sus prestaciones estaban muy por debajo de las de
componentes fabricados por otros métodos. Esta situación ha cambiado en los últimos
treinta años, durante los cuales, la mejora en sus propiedades mecánicas ha sido tan
notable que ha permitido emplearlos en aplicaciones tan avanzadas como la
aeroespacial.
El proceso de pulvimetalurgia tradicional consta de una etapa de compactación
del polvo, para conseguir una preforma con un mínimo de resistencia mecánica, seguida
de un calentamiento a temperaturas inferiores a la de fusión, denominado sinterización.
Durante este calentamiento, los procesos de difusión hacen que las partículas pierdan su
identidad, obteniéndose un material continuo. En la actualidad, existen procesados
pulvimetalúrgicos mucho más complejos, con etapas de prensado isostático, extrusión,
laminación, compactación por explosivos, inyección, etc.
CAPÍTULO 2: BASES TEÓRICAS
27
2.5 ALEADO MECÁNICO
El aleado mecánico es, básicamente, un procedimiento de obtención de polvos
compuestos con estructura controlada y extremadamente fina. Fue desarrollado por John
S. Benjamin en 1966 con el objeto de combinar el endurecimiento por precipitación de la
fase γ’, en las superaleaciones base níquel y el producido por dispersión de óxidos [6].
Requiere del empleo de molinos de alta energía como el attritor, constituido por un
tambor estático y un rotor. El rotor a su vez está compuesto por un eje sobre el cual se
montan una serie de brazos o paletas rotatorias. El motor acciona al rotor y las paletas de
éste agitan las bolas de acero y el polvo dentro del tambor. Este tipo de máquina puede
alcanzar velocidades de molienda 10 veces mayores que las de un molino convencional.
Figura 2.4. Molino de bolas Attritor vertical.
El primer attritor para aplicaciones comerciales tenía una capacidad de 34 kg por
carga. Actualmente existen attritor que pueden contener 1 tonelada de polvo y 10
toneladas de bolas contenidas en un tambor de 2 m de diámetro.
2.5.1 EVOLUCIÓN DEL POLVO DURANTE EL PROCESO
Durante la molienda, los polvos sufren una serie de procesos que comienzan
cuando las bolas atrapan algunas de sus partículas entre ellas aplanándolas,
rompiéndolas y soldándolas a otras partículas, (Figura 2.5). Cada vez que se producen
colisiones entre bolas, las partículas de polvo contenidas entre ellas son deformadas
creándose así nuevas superficies. Estas nuevas superficies tienen gran tendencia a
oxidarse, por lo que el proceso de molienda, si se desea obviar este fenómeno, debe ser
realizado en ausencia de aire, bien en vacío o en atmósfera de gases inertes.
CAPÍTULO 2: BASES TEÓRICAS
28
Figura 2.5. Efecto de las bolas sobre el polvo durante la molienda.
En las primeras etapas del proceso de molienda las partículas de polvo metálico
son blandas y dúctiles de modo que, al ser aplastadas por las bolas tienden a soldarse
formando partículas de polvo con estructura de capas. En consecuencia, durante esta
etapa suele aumentar el tamaño de las partículas. A medida que avanza el proceso,
debido a la gran cantidad de energía introducida en forma de deformación plástica, las
partículas se endurecen y fragilizan. En este sentido, las partículas más grandes tienen
más probabilidad de incorporar grietas y romperse cuando son golpeadas por las bolas
de acero. Este proceso de soldadura en frío y fractura ocurre repetidamente durante la
molienda por lo que, la estructura de las partículas de polvos es continuamente refinada y
homogeneizada. Finalmente, las tendencias a soldarse y romperse llevan a un equilibrio
dinámico dentro de un estrecho margen, (Figura 2.6)[7].
Figura 2.6. Distribución de tamaños de partículas en el equilibrio
Los cambios en la morfología y estructura de las partículas de polvo durante la
molienda en un attritor, se muestran esquemáticamente en la Figura 2.7[8], pudiéndose
distinguir hasta cuatro etapas.
CAPÍTULO 2: BASES TEÓRICAS
29
Figura 2.7. Cambio de morfología de polvo de Ti durante molienda en un attritor.
Uno de los principales inconvenientes que tiene el aleado mecánico, es la posible
contaminación durante la molienda. Esto puede ocurrir, especialmente, al moler ciertos
polvos de materiales muy duros, debido al desgaste y posterior incorporación a la
molienda de pequeñas porciones de material de las bolas y paredes del molino. Si no
interesa que se produzca esta incorporación de material, se puede, siempre que sea
posible, realizar la molienda con vasijas y bolas de un material más duro que el que se
pretende alear.
El otro gran inconveniente del aleado mecánico es que se trata de un procesado
relativamente caro, lo cual motiva que no tenga una amplia implantación industrial. Sin
embargo, el coste económico, en ciertas ocasiones, no es tan importante, si se tienen en
cuenta que se obtienen materiales con propiedades muy superiores a los que se pueden
producir por otros métodos. La baja rentabilidad se debe a que los tiempos de molienda
suelen ser largos y, además, la masa de polvo procesada en cada carga es pequeña.
Actualmente se trabaja en estos dos campos de modo que, a diferencia de los primeros
attritors industriales, que sólo permitían moler 34 kg de polvo, hoy en día existen molinos
capaces de procesar hasta 1 tonelada de material[9].
2.5.2 VARIABLES A CONSIDERAR
El aleado mecánico es un proceso complejo del que todavía no existen modelos
teóricos globales pese a que se han realizado numerosos estudios, en algunos casos
muy exhaustivos. Generalmente, estos trabajos se han interesado por la física del aleado
mecánico en un intento de modelar variables tales como velocidad de impacto, energía
de colisión e incrementos de temperatura asociados con las colisiones polvo/bola. Sin
embargo, en pocos casos se ha tratado el efecto que estas variables tienen sobre el
propio proceso de molienda del polvo. Esto es un paso fundamental para tratar de
optimizar los largos tiempos de procesado y favorecer la amplia implantación industrial de
esta técnica.
CAPÍTULO 2: BASES TEÓRICAS
30
Durante el aleado mecánico, la fractura del material crea superficies frescas que
pueden reaccionar con la atmósfera de molienda o con otros materiales presentes en el
interior de la vasija. La posterior soldadura de las partículas a través de estas superficies
permite cambiar la composición química del material. Para que durante el aleado
mecánico se produzcan dichos cambios, es necesario que haya un mínimo de energía
durante la molienda.
Son numerosos los factores que afectan al proceso entre los que se pueden
destacar el tipo de molino, atmósfera, velocidad de giro del rotor, porcentaje de agente
controlador del proceso, tamaño y densidad de las bolas, relación de masas bolas/polvo y
carga de alimentación. Los factores anteriores determinan el tiempo necesario para
completar la molienda[10, 11], provocar reacciones o modificar los tiempos de reacción [13],
alterar el grado de deformación del material[10, 15], la tasa de engrosamiento de los
polvos[16] y la amorfización de intermetálicos entre otros efectos[17].
Las variables principales de procesado que intervienen en el aleado mecánico y
que por tanto, condicionan la evolución de la molienda y las características del polvo
obtenido son las siguientes:
Tipo de molino. Básicamente, el tipo de molino establece la energía mecánica
transferida al polvo en cada impacto, determinando el tiempo de procesado requerido
para finalizar la molienda. Actualmente existen numerosos tipos de molinos, aunque entre
los más conocidos se encuentran:
Molino de bolas tipo attritor (vertical u horizontal). Permite procesar cantidades
moderadas de polvo (normalmente del orden de kilos) en tiempos no muy largos
(del orden de horas). Las bolas y la carga de polvo se encuentran contenidas en
un recipiente estacionario y son agitadas por un rotor con brazos radiales.
Molino vibratorio. Un ejemplo es el SPEX (marca registrada por SYSTECH Co.).
Puede procesar pequeñas cantidades de polvo (típicamente entre 10 y 20g) en
tiempos relativamente pequeños (generalmente menos de 1 hora). La carga de
bolas y polvo se colocan en un pequeño vial que se agita a alta frecuencia en un
ciclo complejo que implica movimientos en las tres direcciones espaciales.
Molino planetario. La cantidad de material que puede procesar se encuentra entre
la que es capaz de moler el SPEX y el attritor. Está formado por una serie de
contenedores, en los cuales se introduce la carga de bolas y polvo, dispuestos
sobre una plataforma giratoria. La base gira en un sentido, mientras los
contenedores, rotando sobre su eje, lo hacen en sentido contrario. De este modo,
CAPÍTULO 2: BASES TEÓRICAS
31
se traslada al polvo la combinación de las fuerzas centrífugas creadas por ambos
movimientos. Uno de sus inconvenientes es la imposibilidad de emplear
atmósferas controladas de molienda.
Molino convencional horizontal de bolas. La carga de bolas y polvo se colocan en
un tambor grande, mayor de un metro de diámetro, que gira alrededor de su eje
horizontal. La velocidad de giro es inferior a la crítica que haría que las bolas se
quedaran pegadas a la pared del molino por efecto de la fuerza centrífuga. Se
emplean para procesar grandes cantidades de polvo, pero el tiempo de procesado
es muy largo (del orden de días).
Relación de carga. Razón entre las masas de las bolas y el polvo introducidos en
la vasija. Influye, fundamentalmente, en el tiempo para completar la molienda y además,
permite controlar el tamaño medio de las partículas de polvo.
Velocidad de giro del rotor y tiempo de molienda. Afectan a la energía de la
molienda y por tanto, a la deformación introducida en el polvo. En la bibliografía es
posible encontrar tiempos que oscilan entre unos pocos minutos y días[18, 19, 20, 21]
dependiendo de las características buscadas en el material. Algo similar ocurre con la
velocidad de giro del rotor durante la molienda.
Temperatura de refrigeración. Una mayor temperatura de refrigeración produce
un aumento de la temperatura en el interior de la vasija. Esto podría permitir alcanzar la
energía de activación de posibles reacciones para que tuvieran lugar durante la molienda.
Tamaño y densidad de las bolas. Al aumentar el tamaño de las bolas se
incrementa la cantidad de polvo implicado en los choques durante el aleado mecánico.
Por tanto, se disminuye el tiempo necesario para completar la molienda. En cuanto a la
densidad de las bolas, afecta en gran medida a su energía de impacto, pudiendo
favorecer la aparición de reacciones durante la molienda. Se ha demostrado que la
energía de activación de una reacción química disminuye durante los procesos de aleado
mecánico y su descenso, está directamente relacionado con la energía transmitida al
material a través de los impactos de las bolas.
Porcentaje de agente controlador del proceso (ACP). Básicamente, al recubrir
las partículas de polvo y dificultar su soldadura en frío, podemos controlar la proporción
de eventos de fractura-soldadura de los polvos. Además, dado que la mayoría de los
ACP son compuestos orgánicos, durante la molienda o en el posterior calentamiento
durante su consolidación, se incorporarán al material óxidos, carburos e hidruros.
CAPÍTULO 2: BASES TEÓRICAS
32
Carga total del molino. Sobre todo afecta a la velocidad de engrosamiento de las
partículas durante la molienda, de modo que aumenta al hacerlo la carga total de polvo y
bolas en el molino[22]. Si el llenado de la vasija es excesivo disminuye el camino medio
que pueden recorrer las bolas sin chocar y en consecuencia, se reduce la energía de
impacto.
Atmósfera de molienda. En función del efecto deseado se puede optar por una
atmósfera de molienda inerte o por otra compuesta por gases que puedan reaccionar con
el material durante la molienda.
Con el aleado mecánico se pueden obtener partículas compuestas con estructura
interna controlada, aunque esto no representa una ventaja especial para la obtención de
muchas de las combinaciones de metales, ya que idénticos resultados se consiguen por
procedimientos de fundición y colada. La particularidad del aleado mecánico yace en la
obtención de nuevas aleaciones imposibles de fabricar por otros métodos. En otras
ocasiones, también puede emplearse para mejorar las prestaciones de cierta aleación
homogeneizándola, refinando su microestructura o creando fases cristalinas
metaestables.
CAPÍTULO 3: MATERIALES
33
3 MATERIALES
3.1 POLVO DE TITANIO SE-JONG mesh 325
El polvo de titanio inicial empleado para la fabricación de la aleación ha sido
suministrado por el fabricante coreano SE-JONG Materials Co. Ltd cuyo análisis
suministrado se muestra a continuación en la tabla 3.1
COMPONENTES RESULTADO( % en peso)
HIERRO 0,038
MAGNESIO 0,03
SILICIO 0,035
MANGANESO 0,005
OXIGENO Max 0,45
NITRÓGENO Max 0,08
Tabla 3.1 Análisis del polvo de titanio Se-Jong mesh 325
Los polvos de titanio utilizados fueron obtenidos por la técnica de hidrurado-
deshidrirado (HDH). El Ti, como en otros materiales del grupo IVb en la tabla periódica,
es posible introducir altas concentraciones de hidrógeno a temperaturas elevadas,
mientras que a temperatura ambiente, la baja solubilidad terminal produce la precipitación
de hidruros. El carácter frágil de estos precipitados facilita la pulverización del material.
Una vez obtenido, el polvo se deshidrura sometiéndolo a alta temperatura en alto vacío.
Se ha estudiado la granulometría inicial del titanio, se muestra en la Figura 3.1. Se
puede observar como las partículas tienen un tamaño uniforme y una distribución
gausiana en la que el máximo se encuentra en torno a 25 µm.
CAPÍTULO 3: MATERIALES
34
Figura 3.1 Distribución granulométrica del polvo de titanio en estado de suministro.
Observando el polvo de titanio comercialmente puro al microscopio óptico y SEM
se puede ver que la forma de las partículas es muy irregular y no aparecen bordes
facetados resultado de la rotura frágil de las partículas, sino con muchos salientes y
arrugas. Cabe señalar también que las partículas aparecen agrupadas, las pequeñas
unidas a algunas de mayor tamaño. La micrografía óptica muestra partículas de forma
equiaxial y alargadas. El ataque químico de las partículas muestra en su interior la
existencia de granos. En cuanto a la porosidad, en la mayoría no se observan poros, no
obstante, en una partícula se ven ciertas cavidades que, más bien, pueden proceder de
los pliegues que se observan en la superficie de los polvos.
Figura 3.2 Microscopia óptica y SEM del titanio C.P.
0
1
2
3
4
5
6
7
8
9
0.01 0.1 1 10 100 1000 10000
Vo
lum
en
, %
Tamaño partícula, um
CAPÍTULO 3: MATERIALES
35
3.2 POLVO DE MOLIBDENO
El molibdeno ha sido suministrado por Cymit Química S.L. Se trata de un metal de
transición. El metal puro es de color blanco plateado y muy duro; además, tiene uno de
los puntos de fusión más altos de entre todos los elementos puros (2.623 °C). De los
elementos naturales, sólo el tántalo, el osmio, el renio, el wolframio y el carbono tienen
puntos de fusión más alto. En pequeñas cantidades, se emplea en distintas aleaciones de
acero para endurecerlo o hacerlo más resistente a la corrosión.
Se ha estudiado la granulometría inicial del molibdeno, se muestra en la Figura
3.3. se puede observar como las partículas tienen un tamaño uniforme y una distribución
gaussiana en la que el máximo se encuentra en torno a 10 µm.
Figura 3.3 Distribución granulométrica del polvo de molibdeno en estado de suministro.
En la Figura 3.4 vemos el polvo de molibdeno en el microscopio SEM, se observa
que las partículas tienen una forma redondeada con bordes suaves, tendiendo a ser
esferoidales. Las partículas aparecen agrupadas, uniéndose las pequeñas a las de mayor
tamaño.
0123456789
101112
0.01 0.1 1 10 100 1000 10000
Vo
lum
en, %
Tamaño partícula, um
CAPÍTULO 3: MATERIALES
36
Figura 3.4 Microscopía SEM del polvo de molibdeno C.P.
3.3 AGENTE CONTROLADOR DE LA MOLIENDA
Como agente controlador de los procesos de fractura y soldadura durante la
molienda (ACP), se ha utilizado una cera orgánica micropolvo (etilen bis-estearamida,
EBS) de CLARIANT.
El agente controlador del proceso de molienda es uno de los factores importantes
que intervienen en el aleado mecánico de polvo. Al recubrir los polvos con cera se
dificulta la soldadura tanto entre partículas, como entre partículas y pared de la vasija. De
este modo, favoreciendo o limitando los procesos de fractura y soldadura durante la
molienda, se ayuda a controlar el tamaño medio de partícula de los polvos molidos.
Vemos la caracterización la cera empleada en el proyecto en la Tabla 3.2.
PROPIEDAD VALOR
Densidad a 20 ºC, g/cm3 1
Densidad aparente, g/cm3 0,3
Tamaño máximo, μm 40
Tamaño medio, μm 15
Composición química H35C17CONHC2H4NHCOC17H35
Comportamiento termogravimétrico
a 500ºC, % 100
Tabla 3.2 Caracterización de la cera.
CAPÍTULO 4: PROCEDIMIENTO EXPERIMENTAL
37
4 PROCEDIMIENTO EXPERIMENTAL
En la Figura 4.1 se adjunta de forma esquematizada el procedimiento
experimental seguido:
Figura 4.1 Diagrama de flujo del procedimiento experimental.
CAPÍTULO 4: PROCEDIMIENTO EXPERIMENTAL
38
4.1 MOLIENDA
Como medio para procesar el polvo de titanio se ha usado el aleado mecánico.
Básicamente, consiste en la molienda de polvo o mezcla de polvos de diferentes
materiales en un molino de bolas. La gran energía transferida al polvo a través de las
bolas, hace que se obtengan materiales pulverulentos muy homogéneos y de estructura
controlada. Esta técnica se ha empleado, entre otras muchas cosas, para obtener
aleaciones sobresaturadas, materiales con estructura nanocristalina, amorfos y para
sintetizar compuestos inorgánicos[23, 24, 25, 26].
Las variables que intervienen en el proceso de molienda son muy numerosas,
como ya ha sido expuesto en el apartado 2.5.2. A continuación, se indican los criterios
seguidos en este proyecto, para seleccionar los valores empleados en cada una de ellas:
Tipo de molino.
El attritor es considerado como uno de los mejores molinos para el proceso de
aleación mecánica[27, 28, 29]. Además, permite procesar cantidades considerables de polvo
en tiempos no muy elevados. Por estos motivos se eligió este tipo de molino.
El molino empleado en el proyecto es de la casa UNION PROCESS y consta de
un motor de eléctrico de 1/4 HP con variador continuo de velocidad entre 0 y 650 rpm. La
vasija, de acero inoxidable, tiene una capacidad de 1400 cm3 y está refrigerada mediante
una camisa. El agitador es de acero inoxidable y los brazos son de colmonoy
(Ni-17Cr-3Fe). Incorpora un barrefondo para desplazar las bolas de la zona muerta del
fondo de la vasija[30] hacia regiones más activas, mejorándose la circulación de polvo y
bolas.
Figura 4.2 Molino Attritor
CAPÍTULO 4: PROCEDIMIENTO EXPERIMENTAL
39
Tamaño y densidad de las bolas.
Se han utilizado bolas de acero al cromo níquel con un diámetro de 4.65 mm y
densidad 7.9 g/cm3, empleadas en rodamientos, Figura 4.3. Este acero se ajusta a las
especificaciones DIN 1.3505 y AISI E52100 pudiéndose encontrar comercialmente con
las denominaciones SKF-3 o Rodfor, Forjas Alavesas.
Figura 4.3 Bolas de acero al cromo níquel para la molienda.
Atmósfera de molienda.
Se han realizado moliendas en atmósfera de argón a una presión manométrica de
0,3 bar. A fin de poder controlar la atmósfera en la que ocurre el proceso se ha usado una
tapadera especial para la vasija del molino (Figura 4.4).
Figura 4.4 Tapadera de la vasija del molino
CAPÍTULO 4: PROCEDIMIENTO EXPERIMENTAL
40
Resto de condiciones.
La relación de carga (masa de bolas / masa de polvo) utilizada en todas las
moliendas ha sido de 50:1. Concretamente la masa de polvo ha sido de 50 g y la de bolas
2500 g en todas las moliendas.
La velocidad del rotor para todas las moliendas ha sido de 500 rpm y el tiempo de
molienda ha variado desde 1 hora hasta 8 horas dependiendo de la molienda.
La temperatura de refrigeración en todas las moliendas ha sido de 15ºC, aunque
se probó disminuir a 5ºC pero dio problemas de condensación de agua y el polvo se
pegaba, en mayor medida, a las paredes de la vasija.
Limpieza de la vasija.
Es muy importante la limpieza de la vasija, para evitar la contaminación del polvo
con otros elementos de otros procesos que hubieran requerido de la misma vasija. Los
pasos a seguir para ello son los siguientes:
Se separan las bolas en un recipiente y se limpia el vaso interior con agua.
Se llena la vasija de agua hasta la mitad y se cierra herméticamente, haciendo
uso de las juntas de goma y de los tres tornillos de la parte superior. Una vez
cerrada, se llena con las bolas, introducidas mediante un embudo, lentamente.
Se añaden 1 o 2 g de sosa (NaOH) y 10 mililitros de peróxido de hidrógeno (H2O2)
y se coloca el conjunto en el attritor a 300-400 durante una hora, en función del
grado de suciedad inicial.
Una vez terminado se desmonta y se sacan las bolas. Se comprueba que todo
está limpio. Si no fuera así se vuelven a realizar los pasos anteriores.
Seguidamente, se enjuagan con agua, se le aplica un poco de alcohol y se secan
aplicando calor con un secador.
CAPÍTULO 4: PROCEDIMIENTO EXPERIMENTAL
41
4.2 CARACTERIZACIÓN DE POLVOS
En este apartado vamos a definir los parámetros que van a caracterizar a los
polvos obtenidos.
4.2.1 GRANULOMETRÍA
Multitud de propiedades de los materiales en forma de polvo como la reactividad
química y fluidez están afectadas por el tamaño de sus partículas.
En los años 80 del siglo pasado, se desarrolló un método para la medida del
tamaño de partícula mediante difracción láser (low angle laser light scattering). Se basa
en el hecho de que las partículas dispersan luz en todas direcciones con un patrón de
intensidad dependiente de su tamaño. Concretamente, el ángulo de dispersión es
inversamente proporcional al tamaño de la partícula.
La difracción láser ha sido el método empleado para medir la granulometría de los
polvos usados y producidos en esta investigación. Para ello ha sido utilizado un
analizador láser Mastersizer 2000 de MALVERN (Figura 4.5). Este equipo dispone de un
láser de He-Ne para la medida de tamaños de partícula grandes, mientras que una fuente
de luz azul de 466 nm de longitud de onda proporciona un incremento de la resolución en
la región submicrométrica. Esto permite medir con precisión partículas con tamaños entre
0.2 y 2000 μm.
Figura 4.5 Analizador láser Mastersizer 2000
CAPÍTULO 4: PROCEDIMIENTO EXPERIMENTAL
42
4.2.2 MICROGRAFÍA ÓPTICA
Para poder analizar los polvos en el microscopio óptico, hay que prepararlos antes
metalográficamente. Para ello son empastillados con una resina epoxy, que está formada
por dos componentes que se mezclan en una proporción 25:3 en peso, se reparte un
poco de polvo por la base de un molde y se cubre con la resina, la cual se deja madurar
durante 24 horas.
A las probetas obtenidas se las prepara con los siguientes procesos manuales:
Desbaste
El proceso de desbaste o lijado, consiste en pasar la muestra por las lijas de
mayor grano a menor consecutivamente hasta que la superficie quede totalmente limpia
de desperfectos tales como baquelita, ralladuras u otras impurezas. Las lijas utilizadas
son las de nº 1000 y nº 2500. La máquina lijadora es una STRUERS KNUTH-ROTOR-3
como se muestra en la Figura 4.6.
Figura 4.6 Lijadora STRUERS KNUTH-ROTOR-3
Después se realiza un desbaste fino sobre una superficie dura (disco de fijación
magnética para abrasivo de diamante) usando como abrasivo una suspensión de polvo
de diamante de 3 µm.
Pulido mecánico-químico
Mediante la máquina STRUERS LABOPOL-6 (Figura 4.7) con disco de fijación
magnética, y con el uso de un paño de pulir adecuado, se ha pulido durante 20 minutos la
CAPÍTULO 4: PROCEDIMIENTO EXPERIMENTAL
43
muestra con una mezcla de óxido de magnesio (MAGOMET) y peróxido de hidrógeno
(H2O2). Una vez pulida, se limpia la muestra con agua a presión y alcohol.
Figura 4.7 Pulidora automática STRUERS LABOPOL-6
Para el análisis de imagen se ha empleado un microscopio óptico NIKON
EPIPHOT 200 (Figura 4.8), con aumentos de 50x, 100x, 200x, 500x y 1000x provisto de
una cámara NIKON COOLPIX 4500.
Figura 4.8 Microscopio óptico NIKON EPIPHOT 200
4.2.3 MICROGRAFÍA ELECTRÓNICA DE BARRIDO
El reducido tamaño de los polvos utilizados, hace que la microscopía electrónica
de barrido (SEM) sea la más adecuada para su caracterización microestructural. Este tipo
de microscopía resulta fundamental para el estudio superficial de materiales en forma de
CAPÍTULO 4: PROCEDIMIENTO EXPERIMENTAL
44
polvo, ya que su principal ventaja radica en la gran profundidad de campo que permiten
alcanzar. Las imágenes de microscopía óptica son representaciones bidimensionales,
mientras que la profundidad de campo alcanzada por la microscopía electrónica de
barrido permite obtener representaciones con apariencia tridimensional. De este modo,
trabajando con la señal de electrones secundarios (SE), se pueden distinguir en el
material características como rugosidad y porosidad superficial abierta. Además, al tener
una visión casi completa de las partículas, se puede observar con claridad su morfología.
Por otra parte, la molienda de polvo de titanio, trae consigo importantes cambios
en la morfología y microestructura del material. Las partículas, inicialmente cuasi-
equiaxiales pasan por varias etapas que incluyen el aplanado, soldadura de las láminas
formadas, plegado de estas partículas generando estructuras de convolución, y formación
de partículas equiaxiales de estructura homogénea. Además, se produce la rotura de las
capas de óxido superficial, que son disgregadas e incorporadas al interior de las
partículas de Ti.
El SEM utilizado para estos trabajos es un JEOL JSM-6460LV del Servicio de
Microscopía de la Universidad de Sevilla con un sistema de microanálisis por EDX
(Figura 4.9).
Figura 4.9 Microscopio SEM, JEOL JSM-6460LV
CAPÍTULO 4: PROCEDIMIENTO EXPERIMENTAL
45
4.2.4 CURVA DE COMPRESIBILIDAD
La forma en que densifican los polvos se determina por la curva de
compresibilidad, entendiendo por ella la representación de la densidad relativa del
compacto, frente a la presión de compactación. Para su determinación es necesario
prensar polvo a diferentes presiones y una vez extraídos los compactos de la matriz,
pesarlos y medir sus dimensiones a fin de calcular su densidad relativa (normas MPIF
Standard 45 y ASTM B331).
Existe un procedimiento utilizado para este trabajo, que permite obtener con un
sólo compacto cilíndrico, los puntos experimentales necesarios para trazar la curva de
compresibilidad. De este modo, se evita tener que fabricar un compacto por cada punto
experimental a determinar. El ensayo se ha realizado con una máquina de ensayos
universal INSTRON (Figura 4.10).
Figura 4.10 Prensa utilizada para el ensayo de compresibilidad.
Para realizar estos ensayos se han realizado compactos cilíndricos de 8 mm de
diámetro y una masa que depende de la densidad del polvo. Una vez lubricada la matriz y
llena con el polvo, se aplica una rampa de subida continua hasta carga final que depende
también de la densidad del polvo a comprimir. Una vez alcanzado el valor de carga final
se mantiene durante dos minutos y a continuación se descarga.
Es importante resaltar que la limpieza de la matriz, punzón y sufridera, esencial en
cualquier compactación, es de suma importancia en este ensayo, para no introducir
factores que puedan alterar el resultado real.
CAPÍTULO 4: PROCEDIMIENTO EXPERIMENTAL
46
4.3 PREPARACIÓN DE PROBETAS
En este apartado se desarrollarán los pasos a seguir para la preparación de las
probetas usadas en los ensayos.
4.3.1 PROCESO DE MEZCLA
Tanto los polvos de Titanio c. p., Titanio molido o Titanio aleado con molibdeno,
se mezclan durante 20 minutos en una túrbula T2C (Figura 4.11), para asegurar una
buena homogeneización del polvo. Este proceso se repite antes de prensar cada lote de
probetas, evitando segregación de partículas (pérdida de homogeneidad), fenómeno
dependiente del tiempo.
Figura 4.11 Túrbula T2C
4.3.2 PREPARACIÓN DE LAS PROBETAS COMPACTADAS
En primer lugar, se halla la masa de polvo a utilizar en cada probeta. Se obtiene
para el caso más desfavorable que es el compacto sin porosidad (densidad del titanio
4,507 g/cm3), de manera que cumpla la relación de altura/diámetro igual a 0,8 de
acuerdo a como indica la norma ASTM E9-89ª para el ensayo de compresión. Como la
matriz utilizada tiene un diámetro de 12,2 mm, la altura de la probeta ha de ser la
siguiente:
CAPÍTULO 4: PROCEDIMIENTO EXPERIMENTAL
47
Y para esa altura y ese diámetro, conociendo la densidad del polvo, podemos
conocer la masa de la misma.
La densidad para calcular la masa dependerá de si la probeta es de titanio puro o
de titanio aleado. Dicha cantidad de polvo se pesará sobre un vidrio de reloj en una
balanza digital de sensibilidad 0,01 g, prestando especial atención a que el polvo no esté
expuesto un tiempo excesivo a la atmósfera para evitar su oxidación.
CAPÍTULO 4: PROCEDIMIENTO EXPERIMENTAL
48
4.3.3 PRENSADO
Para el prensado, se utiliza una matriz de 12,2 mm de diámetro que previamente
se ha de lubricar. Para su lubricación se prepara una suspensión compuesta de 2 g de
cera (ACP) por cada 10 ml de acetona. Una vez lubricada, se introduce la sufridera
inferior, a continuación se vierte el polvo, pesado previamente, con la ayuda de un pincel
y se vibra la máquina VIBROMET POLISHER durante 2 minutos a una fuerza de 6. Una
vez finalizado el proceso de vibración, necesario para que el polvo quede repartido de
manera homogénea, se coloca la sufridera superior y por último el punzón [31].
El la Figura 4.12, se puede observar la máquina vibradora y la matriz con juego de
punzones utilizada:
Figura 4.12 Vibradora VIBROMET POLISHER y Matriz con juego de punzones.
Una vez esté lista la matriz, se procede al prensado. La máquina utilizada es una
SUZPECAR MUE 40 que puede observarse en la Figura 4.13.
CAPÍTULO 4: PROCEDIMIENTO EXPERIMENTAL
49
Figura 4.13 Máquina de tracción SUZPECAR MUE 40.
La rampa utilizada en la compresión tiene una pendiente de 588 N/s, la cual
aumenta hasta alcanzar una carga de 146,88 N, que corresponde a 1300 MPa de presión
para la matriz utilizada. Una vez llegado a este valor la carga se mantiene durante 2
minutos y seguidamente se produce la descarga.
CAPÍTULO 4: PROCEDIMIENTO EXPERIMENTAL
50
Una vez prensada la probeta, el siguiente y último paso consiste en expulsar el
compacto de la matriz. Esta operación se lleva a cabo con la ayuda de una segunda
máquina universal MALICET ET BLIN U-30 (Figura 4.14).
Figura 4.14 Máquina universal MALICET ET BLIN U-30.
CAPÍTULO 4: PROCEDIMIENTO EXPERIMENTAL
51
4.3.4 PREPARACIÓN DE LAS PROBETAS “LOOSE SINTERING”
La última fase de preparación de la bandeja para sinterizar, es la preparación de
las probetas sin compactación previa (loose sintering). Para ello, se utilizan unos tubos
cerámicos que se colocan en la bandeja, donde se colocarán el resto de compactos en
verde, para meter en el horno (Figura 4.15). Una vez introducido el polvo (previamente
pesado en la balanza) con la ayuda de un pincel, se hace vibrar 1 minuto a una fuerza de
6 sobre 7.
Figura 4.15 Bandeja con tubos cerámicos para loose sintering y probetas en verde
CAPÍTULO 4: PROCEDIMIENTO EXPERIMENTAL
52
4.3.5 SINTERIZADO
El horno utilizado en este proyecto es un horno cerámico de tubo horizontal
CARBOLYTE STF 15/75/450 (Figura 4.16).
Figura 4.16 Horno cerámico CARBOLYTE STF 15/75/450.
En este proyecto las temperaturas de consigna a las que realizar la sinterización
son de 1000ºC, y 1250ºC. Hasta alcanzar dichos valores, se han de introducir las
siguientes rampas, para las cuales se ha tenido en cuenta la velocidad de calentamiento
del horno a distintas temperaturas:
- Hasta 400ºC a una velocidad de 15ºC/minuto.
- Se mantiene a 400ºC durante 30 minutos.
- Hasta 800ºC a una velocidad de 15ºC/minuto.
- Se mantiene a 800ºC durante 30 minutos.
- Hasta la temperatura de consigna menos 5ºC a una velocidad de 5ºC/minuto.
- Seguidamente los últimos 5ºC hasta la temperatura de consigna a 1ºC/minuto.
- Se mantiene a la temperatura de consigna durante 120 minutos.
- Finalmente se deja enfriar lentamente.
Se muestra a continuación en la Figura 4.17, el ciclo de sinterización:
CAPÍTULO 4: PROCEDIMIENTO EXPERIMENTAL
53
Figura 4.17 Ciclo de sinterización
La sinterización se ha realizado en alto vacío (< 0.05 Pa = 5·10-4 mbar) colocando
las muestras en una bandeja rectangular de alúmina. Se ha empleado un tiempo de
sinterización de dos horas y unas temperaturas de sinterización de 1000ºC y 1250ºC.
El procedimiento de preparación del horno para cada temperatura se puede
observar en la Figura 4.18 y consiste en colocar las probetas en el interior del tubo
cerámico por su extremo derecho, con ayuda de una varilla, hasta dejarlas en la longitud
media del tubo.
Figura 4.18 Detalle de cómo introducir la bandeja en el horno
Posteriormente, se coloca el disipador de calor y se ajusta la tapa de cierre,
después se bloquea la entrada de aire de la tapa de cierre izquierda y se conecta la tapa
0
200
400
600
800
1000
1200
0 50 100 150 200 250 300 350
15ºC/min
15ºC/min
5ºC/min
1ºC/min Tra de consigna
Enfriamiento lento
Tem
pera
tura
(ºC
)
Tiempo (Minutos)
CAPÍTULO 4: PROCEDIMIENTO EXPERIMENTAL
54
derecha del horno. A continuación, se conecta el equipo de vacío mediante la manguera
reforzada especial para ello. Se pone en funcionamiento el equipo de refrigeración que
actúa sobre las tapas de cierre y sobre el equipo de vacío y se enciende este último.
Finalmente, tras programar el horno, se enciende éste cuando se haya alcanzado el alto
vacío y se pone en funcionamiento el programa[31].
4.4 CARACTERIZACIÓN DE LAS PROBETAS
4.4.1 DENSIDAD POR MASA Y DIMENSIONES
Las masas se han medido mediante una balanza digital OHAUS EXPLORER PRO
modelo EP114C con una sensibilidad de 0.0001 g (Figura 4.19).
Figura 4.19 Balanza OHAUS EXPLORER PRO modelo EP114C.
Empleando un calibre digital MITUTOYO con apreciación de centésimas de
milímetro, se han medido las dimensiones (altura y diámetro) de las probetas. Los
compactos no son cilindros perfectos, por lo que se toma como medida del diámetro el
valor medio de 8 medidas tomadas 3 en cada una de las bases y 2 en la mitad del
cilindro. Tomaremos también la media de 8 medidas para los valores de la altura de las
probetas.
CAPÍTULO 4: PROCEDIMIENTO EXPERIMENTAL
55
4.4.2 DENSIDAD, POROSIDAD Y POROSIDAD INTERCONECTADA
Para la determinación de la densidad ρ de los compactos y de la porosidad
interconectada Pi, se ha decidido aplicar el método de Arquímedes con impregnación
mediante agua destilada, por ser el más sencillo y fiable desde el punto de vista
experimental. Dicho método viene descrito en la normativa ASTM C373-88[32]. El
procedimiento a seguir para aplicar el método consiste en los siguientes pasos:
1. Pesar la probeta en seco. Este valor se corresponde con la masa de la probeta en
seco D (masa en g).
2. Calentar la probeta en agua destilada durante 5 horas. Dejar reposar en agua 24
horas.
3. Pesar la probeta impregnada sumergida en agua. Este valor corresponde a la
masa de la probeta sumergida S (masa en g).
4. Sacar la probeta sumergida y eliminar el exceso de agua con un paño húmedo.
5. Pesar la probeta sin el agua sobrante. Este valor corresponde a la masa de la
probeta saturada M (masa en g).
La densidad y la porosidad interconectada (en %) se calculan según las
expresiones siguientes:
Se ha tenido en cuenta que 1 cm3 de agua pesa 1 gramo.
La porosidad total P (en %) se obtiene, teniendo en cuenta la densidad del Titanio
sólido, según la relación:
(
)
La balanza utilizada en las medidas es una balanza digital OHAUS EXPLORER
PRO modelo EP114C con una sensibilidad de 0.0001 g (Figura 4.19).
CAPÍTULO 4: PROCEDIMIENTO EXPERIMENTAL
56
4.4.3 CÁLCULO DEL MÓDULO DE YOUNG POR ULTRASONIDOS
Las probetas ya preparadas se han sometido a estudio mediante la técnica de
ultrasonidos para determinar el módulo de Young dinámico. Se ha empleado un equipo
KRAUTKRAMER USM 35 (Figura 4.20) y se han medido las velocidades de propagación
de las ondas acústicas, tanto para las ondas longitudinales como para las ondas
transversales.
Figura 4.20 Equipo de ultrasonidos KRAUTKRAMER USM 35
Para las ondas longitudinales se ha empleado un palpador PANAMERICS-NDT
PF4R-10 de 4 MHz, 10 mm y número 530572 y como fluido acoplante Ultrasonic couplant
SONOTRACE GRADE 30, mientras que para las ondas transversales se ha usado un
palpador PANAMETRICS V153 de 1.0 MHz/.5” y número 526683 y como fluido acoplante
Shear Wave Couplant 4.OZ. PANAMETRICS-NDT.
Para el titanio C.P. sólido, los valores de las velocidades de propagación de las
ondas longitudinales vL y de las transversales vT son 6.100 km/s y 3.120 km/s,
respectivamente[33] y el valor del módulo elástico es de 100-110 GPa[34].
4.4.3.1 PROCEDIMIENTO PARA EL ENSAYO DE ULTRASONIDOS
Primeramente se han ajustado los parámetros del equipo. En el grupo de
funciones BAS se ha puesto RETARDO a 0 y RET. PAL. a 0. En el grupo de funciones
RECP se ha puesto dB FINO > 0, RECHAZO a 0, FRECUEN a una frecuencia adecuada
al palpador (0.8-8 MHz), y RECTIF se ha puesto a rectcom. Por último, se ha puesto en la
puerta a TOF a pico.
CAPÍTULO 4: PROCEDIMIENTO EXPERIMENTAL
57
Una vez ajustados los parámetros anteriores se procede a la calibración.
Previamente se ha ajustado el CAMPO a un valor adecuado a la probeta. Para la
calibración se introducen los puntos de referencias para dos ecos. En el grupo de
funciones CAL, se introduce en S-REF1 el valor de la altura de la probeta y en S-REF2 el
doble de la altura de la probeta. Se mueve la puerta de tal forma que se registren los dos
ecos anteriores y posteriormente en el grupo de funciones BAS se lee la velocidad en
m/s.
4.4.3.2 CÁLCULO DEL MÓDULO DE YOUNG DINÁMICO
Determinadas la velocidad de propagación de las ondas acústicas longitudinales
vL (km/s) y la velocidad de propagación de las ondas acústicas transversales vT (km/s),
el valor del módulo de Young dinámico Ed (GPa) se obtiene según la expresión[35]
siguiente:
(
)
siendo ρ la densidad del material en g/cm3.
4.4.4 MICROGRAFÍA ÓPTICA Y ELECTRÓNICA DE BARRIDO
Para poder analizar las probetas en el microscopio óptico hay que prepararlos
antes metalográficamente. Primero, las probetas son cortadas transversalmente, de
manera que la superficie expuesta a analizar contenga el eje del cilindro. La máquina
utilizada en el corte es una STRUERS ECOTOM-10 (Figura4.21) con un disco específico
para titanio. Se ha tomado como velocidad de giro del disco 2500 rpm y como velocidad
de avance de 0,025 mm/seg.
Figura 4.21 Cortadora STRUERS SECOTOM-10
CAPÍTULO 4: PROCEDIMIENTO EXPERIMENTAL
58
Seguidamente con el uso de la máquina empastilladora BUEHLER/METASERV
PNEUMET (Figura 4.22) se recubre la muestra de baquelita de manera que se pueda
manipular.
Figura 4.22 Empastilladora BUEHLER/METASERV PNEUMET
A las probetas empastilladas obtenidas se les realiza un desbaste y un pulido
mecánico-químico explicados en el apartado 4.2.2 para poder verlas al microscópico
óptico NIKON EPIPHOT 200 (Figura 4.8) y al microscopio de barrido de electrones JEOL
JSM-6460LV (Figura 4.9).
CAPÍTULO 4: PROCEDIMIENTO EXPERIMENTAL
59
4.4.5 DETERMINACIÓN DE DUREZA VICKERS
Se ha medido la dureza Vickers con el equipo Zwick 3212 (Figura 4.23) a todas
las probetas sinterizadas.
Figura 4.23 Equipo Zwick 3212 para ensayo de dureza Vickers
El ensayo de dureza Vickers consiste en indentar el material con un indentador de
diamante en forma de pirámide de base cuadrada y cuyas caras opuestas forman 136
grados entre sí tal como se aprecia en la Figura 4.24. Las dos diagonales que deja la
indentación en la superficie son medidas usando un microscopio. Se toma como valor de
la diagonal, el valor medio y con ella se calcula el área.
Figura 4.24 Geometría del indentador empleado en la medida de dureza.
CAPÍTULO 4: PROCEDIMIENTO EXPERIMENTAL
60
Para el cálculo de la dureza empleamos la ecuación siguiente:
Dónde:
F= Carga en kgf. En nuestro caso usamos 2 kgf.
D= media aritmética de las dos diagonales en mm.
HV= dureza Vickers.
En cada compacto (denso) se miden durezas en un número de puntos
representativos a lo largo de la sección. Una cota superior del error instrumental cometido
es de 1,6 kgf por milímetro cuadrado. Sin embargo, esta precisión no representa
realmente la precisión ya que aunque el durómetro sea capaz de hacer medidas con esa
precisión, la muestra puede tener variaciones de dureza locales de mayor magnitud (por
ejemplo debido a concentraciones locales de porosidad).
CAPÍTULO 4: PROCEDIMIENTO EXPERIMENTAL
61
4.4.6 DETERMINACIÓN DE LA RESISTENCIA A COMPRESIÓN UNIAXIAL
Las curvas de compresión típicas de las espumas metálicas (materiales metálicos
porosos) son de la siguiente forma: al comienzo de la deformación aparece un estado de
deformación elástica, seguido de otro tramo con distinto módulo de Young, dónde ocurre
la compresión y distorsión de los poros, y finalmente, se incrementa bruscamente el flujo
de esfuerzo ocurriendo la densificación y el cambio de comportamiento de compresión
del material.
En la Figura 4.25, puede observarse un caso típico de curva de tensión-
deformación de compresión para el titanio[36] con diferentes porosidades.
Figura 4.25 Curva de tensión-deformación de compresión para el titanio con diferentes
porosidades.
4.4.6.1 PROCEDIMIENTO PARA EL ENSAYO DE COMPRESIÓN
En primer lugar, como se ha dicho anteriormente, se mide la probeta de manera
que la relación altura diámetro cumpla los 0,8 que especifica la normativa. La probeta
debe de tener las bases plano paralelas. Para disminuir la fricción (lubricar) se recubre la
muestra de teflón. El compacto se ha de colocar centrado en el plato de la máquina
universal de ensayos, de manera que la carga sea concéntrica. El ensayo se ha realizado
con una máquina de ensayos universal INSTRON (Figura 4.10) y es controlado de dos
maneras:
Control de desplazamiento: Se ha utilizado este procedimiento para los
compuestos de menor resistencia. La velocidad del ensayo depende de la altura
de la probeta y es de 0.005 multiplicada por la altura inicial de la probeta en mm
CAPÍTULO 4: PROCEDIMIENTO EXPERIMENTAL
62
(mm/minuto), de manera que el ensayo finalice cuando se haya deformado la
probeta de forma que su altura se haya reducido a la mitad.
Control en carga: La máquina universal utilizada para los ensayos tiene un límite
superior de carga de 9000 kg, de manera que para los compactos de mayor
resistencia (mayor temperatura de sinterización), el valor de la carga alcanza este
valor sin haberse deformado el 50% de la altura del mismo. Por ello el ensayo se
realiza al igual que el anterior imponiendo una velocidad de ensayo, pero se dará
como finalizado cuando la carga llegue a los 9000 kg.
4.4.6.2 MÓDULO DE YOUNG A PARTIR DEL ENSAYO DE COMPRESIÓN
A partir de la curva tensión-deformación obtenida del ensayo de compresión se
determina el módulo de Young para cada compacto, que se calcula como la pendiente de
la curva en el tramo elástico.
En el tramo donde la relación entre las tensiones y deformaciones es lineal se
considera una recta tangente a la curva en el intervalo de tensiones lineales Δσ y se
determina el correspondiente intervalo de deformaciones lineales Δε. Definidos estos
intervalos, se calcula el módulo de Young como el cociente:
Este valor se corrige teniendo en cuenta la rigidez de la máquina de ensayo,
INSTRON 5505, cuyo valor es de 87.895 kN/mm. Introduciendo esta corrección se
obtiene el módulo de Young del ensayo de compresión.
4.4.7 DIFRACCIÓN DE RAYOS X
La difracción de rayos X es una técnica no destructiva ampliamente utilizada para
la caracterización de materiales cristalinos. Entre sus principales usos se encuentra la
identificación de fases, análisis cuantitativo y la determinación de imperfecciones
estructurales. Se basa en el hecho de que cuando un haz de rayos X incide sobre un
material cristalino es dispersado (scattered) produciendo fenómenos de interferencia
destructiva en la mayor parte de las direcciones. Sin embargo, debido a la ordenación
periódica de los átomos en el material, las ondas dispersadas se refuerzan en ciertas
direcciones determinadas por la ley de Bragg:
CAPÍTULO 4: PROCEDIMIENTO EXPERIMENTAL
63
Siendo λ la longitud de onda del haz de rayos X, dhkl la distancia entre planos {hkl}
que producen la dispersión constructiva (difracción), ángulo entre el haz de rayos X y
los planos que producen difracción y n es un número entero.
Como en un cristal hay diferentes familias de planos y con distintos espaciados,
definidos por los parámetros reticulares de la red, existirán también varios ángulos para
los que se cumple la ley de Bragg. Puesto que la estructura cristalina es algo
característico de cada material y no existen dos sustancias con la misma estructura
cristalina, el conjunto de espaciados entre sus planos también será único para cada
cristal. Así pues, se constata que no existen dos sustancias cristalinas con el mismo
diagrama de difracción, de modo que, a partir de esta técnica pueden identificarse las
fases que forman un material cristalino cualquiera.
Además, a partir del diagrama de difracción de una sustancia puede realizarse la
cuantificación de las diferentes fases que la componen mediante el método de Rietveld.
Hugo Rietveld propuso su método en el año 1967 y fue la resolución de la estructura del
superconductor de YBa2Cu3O7-x lo que le proporcionó fama mundial. Se basa en el ajuste
de un difractograma experimental por el método de mínimos cuadrados hasta obtener la
mínima diferencia entre el patrón experimental y el calculado, es decir, se trata de
minimizar la siguiente expresión:
∑ ( )
Donde yi es la intensidad experimental medida en el paso i del difractograma, yci
es la intensidad teórica en el paso i y wi es un factor de peso.
Para la construcción de este patrón teórico, se tienen en cuenta aspectos
estructurales (grupo espacial, factores térmicos,…), microestructurales (concentraciones,
tamaño de cristalita, microdeformaciones,…) e instrumentales (cero del equipo,
aberraciones,…). Todo esto se recoge en la expresión:
∑ ∑ ∑
( )
Por otra parte, la ley de Bragg indica que en condiciones ideales, la difracción en
un cristal de un haz de rayos X paralelo y monocromático, se produce para valores
discretos de θ. Sin embargo, en la realidad, y debido tanto a factores instrumentales
como al grado de perfección cristalina de la muestra, la difracción se produce en un
CAPÍTULO 4: PROCEDIMIENTO EXPERIMENTAL
64
intervalo angular alrededor de θ, produciendo un ensanchamiento de las líneas. La
anchura de los picos debido a factores instrumentales, ancho instrumental, es
característico de cada equipo de difracción e independiente de la muestra analizada.
Empleando una muestra estándar bien cristalizada puede determinarse el
ensanchamiento de los picos debido al equipo de difracción, de modo que al analizar otra
muestra cualquiera, puede determinarse el ancho de los picos debido a las
imperfecciones cristalinas del material analizado.
Entre las imperfecciones que pueden medirse mediante difracción de rayos X
están el tamaño de cristalita y las microtensiones en el material. Existen varios métodos
para su determinación, con diferentes ventajas e inconvenientes, encontrándose entre los
más rigurosos el de Williamson-Hall y Langford. El primero de ellos, hace la suposición de
que tanto el tamaño de las cristalitas como las microtensiones dan lugar a perfiles de tipo
lorentziano, lo cual sólo es cierto para el caso de materiales poco pensionados, ya que se
demuestra que las microtensiones del material producen perfiles de tipo gaussiano. Por el
contrario, el método de Langford, tras ajustar el difractograma con el método de Rietveld,
separa las componentes lorentziana y gaussiana de cada pico permitiendo un cálculo
más exacto del tamaño de cristalita y microtensiones.
CAPÍTULO 5: RESULTADOS Y DISCUSIÓN.
65
5 RESULTADOS Y DISCUSIÓN.
En este apartado se expondrán y analizaran los resultados obtenidos en los
ensayos realizados en el laboratorio.
5.1 ALEADO MECÁNICO DEL POLVO TI C.P.
5.1.1 OPTIMIZACIÓN Y GRANULOMETRÍAS DE MOLIENDAS DE Ti C.P.
Durante la realización del proyecto se han llevado a cabo un total de 13 moliendas
en las que se ha procesado titanio comercialmente puro (Ti C.P.).
Inicialmente se desconocían las condiciones más adecuadas en las que se deben
realizar las moliendas con el fin de obtener un nuevo polvo de Ti, esperando un tamaño
de grano (cristalino) más fino y una mayor dureza, por lo que en los primeros intentos no
se obtuvieron los resultados esperados, pero sirvieron para ir adaptando las condiciones
de molienda hasta conseguir unos resultados satisfactorios.
Tabla 5.1 Condiciones, extracción y rendimientos de las moliendas de Ti C.P.
Ti C.P. Tiempo (horas)
Temperatura (ºC)
ACP (g)
ACP (%)
Método introducción
ACP
Extracción (g)
Rendimiento (%)
Molienda 1 1
15 0,75 1,5 Todo al inicio 1,09 La molienda
se suelda 2 1,34
Molienda 2
1
5 1,5 3 Todo al inicio
1,59
La molienda se suelda
2 1,55
4 2,38
Molienda 3 4 5 1,5 3 Todo al inicio 44,54 87,33
Molienda 4 8 5 2 4 Todo al inicio 12,74 23,32
Molienda 5
1
5
0,5
4 0,5 g a las
0h,1h,2h,4h
1,49
16,06 2 0,5 1,36
4 0,5 1,34
8 0,5 3,76
Molienda 6 6 5 2 4 0,5 g a las
0h,1h,2h y 4h 17,37 33,73
Molienda 7 6 15 2 4 0,5 g cada 1h
30min 22,30 43,30
Molienda 8 5 15 2 4 0,5 g cada 1h
15min 41,85 81,26
Molienda 9 5 15 2 4 0,5 g cada 1h
15min 43,08 83,65
Molienda 10 5 15 2 4 0,5 g cada 1h
15min 42,68 82,87
Molienda 11 5 15 2 4 0,5 g cada 1h
15min 41,42 80,43
Molienda 12 5 15 2 4 0,5 g cada 1h
15min 42,02 81,59
Molienda 13 5 15 2 4 0,5 g cada 1h
15min 41,58 80,74
CAPÍTULO 5: RESULTADOS Y DISCUSIÓN
66
El rendimiento ha sido utilizado como primer índice de bondad de las moliendas
realizadas. Así se ha tratado de combinar de modo óptimo el tiempo de molienda y el
rendimiento, teniendo en cuenta que el aumento del tiempo de molienda daría lugar a un
polvo con microestructura más fina y más duro, pero sin perder de vista que el
rendimiento, o sea, la cantidad de polvo extraída tras la molienda, sea por lo menos del
80%.
Las condiciones iniciales de molienda (Molienda 1) se realizaron en base a la
experiencia previa sobre aleado mecánico de aluminio adquirida por el Grupo de
Investigación (Rodríguez, Gallardo, & Herrera, 1997)[8]. El rendimiento fue muy bajo (no
se cuantificó) pues la mayoría del polvo se soldó a las bolas y paredes de la vasija. Por
ello, en las condiciones de molienda (Molienda 2) se bajó la temperatura del agua de
refrigeración de la vasija y se aumentó el ACP (3%), todo ello con la finalidad de modificar
el compromiso existente en el proceso de deformación-soldadura-fractura, para disminuir
la soldadura.
El resultado no mejoró apenas y el rendimiento fue muy bajo (se soldó el polvo).
Sin embargo, observándose que en ambas condiciones de molienda se habían hecho
extracciones parciales a 1h, 2h y 4h para hacer el seguimiento de la evolución de la
molienda con el tiempo, y teniendo en cuenta el posible efecto perjudicial de las
extracciones al abrir la vasija y permitir la oxidación del polvo y la consiguiente
generación de calor y posible soldadura, se optó por hacer una molienda de 4h con 3%
de ACP sin hacer extracciones parciales (condiciones de Molienda 3). Entonces, el
rendimiento fue de 87,33%, bastante satisfactorio. Sin embargo, como se dudaba de
haber logrado el objetivo afinar el tamaño de grano cristalino, se realizó una molienda de
8h, sin extracciones parciales, e incrementando el ACP al 4% (Molienda 4). El
rendimiento obtenido cayó, de nuevo, al 23,32%, muy por debajo del objetivo.
Se pensó, entonces, si bien las extracciones parciales parecían no ser
convenientes para el rendimiento, repartir el ACP en partes iguales, 1% en cada
extracción a 1h, 2h y 4h para alcanzar un tiempo de molienda de 8h (Molienda 5). El
rendimiento final fue de sólo 16,06% a las 8h, fuera del objetivo.
Para aumentar el rendimiento, se optó por aportar el ACP de forma escalonada,
como antes, pero sin hacer extracciones de polvo y alcanzando un tiempo de sólo 6h de
molienda (Molienda 6). El rendimiento aumentó ligeramente al 33,73%, por debajo del
objetivo.
CAPÍTULO 5: RESULTADOS Y DISCUSIÓN.
67
Como se venía observando que había una gran condensación de agua del
ambiente, en el exterior de la vasija (refrigeración a 5ºC) ocurriendo algo parecido en el
interior de la vasija (aunque en menor escala), por lo que no se le hizo estudio
granulométrico, se optó por volver a subir la temperatura de refrigeración a 15ºC para la
siguiente molienda, (Molienda 7). El rendimiento subió al 43,30%. Quedaba sólo reducir
el tiempo de molienda, y se bajó a 5h (molienda 8), obteniéndose un rendimiento de
81,26%, dentro del objetivo.
A falta de una caracterización específica para determinar el tamaño de grano
cristalino del polvo molido (DRX), se optó por aceptar estas condiciones como las
idóneas, de modo que para tener una cantidad de polvo suficiente, se realizaron cinco
moliendas más en las mismas condiciones (Moliendas 9 a Molienda 13), y se mezclaron
para obtener una masa de polvo homogénea. El rendimiento medio de estas moliendas
fue de 81,86%.
Sobre la moliendas realizadas, se determinaron otras propiedades como el
tamaño de partícula por debajo de que se encuentra el 10% de las partículas, d(0.1), el
50% de las partículas, d (0.5), el 90% de las partículas, d (0.9), así como el tamaño medio
de partícula (μm) y el área específica (m2/g). Se muestran los resultados obtenidos en la
Tabla 5.2:
Tabla 5.2 Propiedades granulométricas de los polvos.
Molienda d (0.1) d (0.5) d (0.9) Tamaño medio
de partícula (μm)
Área específica (m2/g)
Ti C.P. 10.526 24.677 54.199 73.865 0.0697
Molienda 1 1h 7.591 28.122 65.416 39.301 0.0879
Molienda 1 2h 11.290 41.287 115.847 76.354 0.0616
Molienda 2 1h 7.866 28.735 66.874 33.754 0.0811
Molienda 2 2h 4.774 22.888 64.801 29.740 0.1190
Molienda 2 4h 3.968 13.865 135.811 41.091 0.1550
Molienda 3 4h 3.528 12.443 56.732 31.855 0.1750
Molienda 4 8h 2.219 6.128 126.347 29.599 0.2800
Molienda 5 1h 7.889 29.308 67.170 34.168 0.0844
Molienda 5 2h 8.404 35.388 80.169 40.668 0.0764
Molienda 5 4h 2.709 12.664 37.884 22.725 0.2290
Molienda 5 8h 2.356 5.085 10.985 6.020 0.3130
Molienda 7 6h 7.611 18.248 43.997 32.157 0.0974
Moliendas 8-13 5h 6.041 16.346 42.921 22.23 0.1160
CAPÍTULO 5: RESULTADOS Y DISCUSIÓN
68
Figura 5.1 Tamaño medio de partícula de las moliendas.
A partir de la gráfica anterior, se puede ver cómo, en la molienda 1, con una
adición de ACP al comienzo del 1,5%, las partículas comenzaban a soldarse antes de las
2 h de molienda, por lo que el tamaño medio de partícula se hacía grande (76.354 μm).
Al añadir un 3% de ACP al comienzo, molienda 2, se observa como las partículas
disminuyen su tamaño medio a las 2 horas con respecto a la molienda 1, e incluso tras 4
horas siguen siendo mucho menor (41.091 μm).
Con la molienda 3, que tiene las mismas condiciones que la molienda 2, pero sin
realizarse extracciones parciales, se consigue que el tamaño medio de partícula, tras
cuatro horas de molienda, sea algo menor (31.855 μm).
En la molienda 4, para llegar a las 8 h de molienda se aumentó el ACP al 4%, y el
resultado fue una leve disminución del tamaño de partícula (29.599 μm).
Para sacar más provecho a la adición de ACP, en la molienda 5 se decidió
introducirlo poco a poco cada cierto tiempo, a la vez que se hacían extracciones, y se
consiguió disminuir el tamaño de grano para la 4 h (22.725 μm) y 8 h (6.020 μm) de
molienda.
En la molienda 7, con el propósito de encontrar un equilibrio entre tamaño medio
de partícula y rendimiento, se molió durante 6 horas, añadiendo ACP, hasta el 4%, cada
1,5 horas sin extracciones parciales. Se consiguió un tamaño aceptable (32.157 μm) pero
un rendimiento insuficiente.
0
10
20
30
40
50
60
70
80
90TA
MA
ÑO
MED
IO D
E P
AR
TIC
ULA
(μ
m)
CAPÍTULO 5: RESULTADOS Y DISCUSIÓN.
69
Finalmente en las moliendas de la 8 a la 13, moliéndose durante 5 horas,
añadiendo ACP, hasta el 4%, cada 1,25 horas sin extracciones parciales. Se consiguió un
tamaño medio de partícula adecuado (22.23 μm) y con rendimiento alto.
Granulometría Molienda 1
En la molienda 1, con 1,5% de ACP, introducido todo al inicio y una temperatura
de refrigeración de 15ºC, se buscaba saber cuánto tiempo se podía moler. Se hicieron
extracciones de muestras de polvo a 1h y 2h de molienda antes de detener la molienda,
debido a que la mayoría del polvo se soldó. No se controló el rendimiento, aunque fue
muy pequeño.
En la Figura 5.2 se representan las curvas de distribución de tamaño de partícula
de las muestras de la molienda 1, sacadas tras 1 hora y 2 horas de molienda y otras
propiedades se recogen en la Tabla 5.2. Se puede observar que, tomando como punto de
partida que el máximo de la campana gaussiana del Ti C.P. se encuentra en 24 µm, el
máximo se ha desplazado a 28 µm tras 1 hora de molienda y a 43 µm tras 2 horas de
molienda, evidenciando una tendencia a la soldadura del polvo con el aumento del tiempo
de molienda para el rango de tamaños más frecuente. Además, el rango de tamaño de
partículas aumenta con el tiempo de molienda, y a las 2 horas aparece otro máximo o
pico (alrededor de los 500 µm), pasando la curva de monomodal a bimodal, lo que se
interpreta como que empiezan a formarse conglomerados de mayor tamaño de partículas
de polvo. Sin embargo, el tamaño medio de partícula disminuye desde los 74 µm para el
Ti CP a 39 µm para 1h y aumenta hasta 76 µm para la molienda de 2h, debido a los
aglomerados de mayor tamaño del segundo modo de la curva.
Figura 5.2 Granulometrías de la molienda 1.
0
1
2
3
4
5
6
7
8
9
0.01 0.1 1 10 100 1000 10000
Vo
lum
en
, %
Tamaño partícula, um
Molienda 1 Ti 1,5%ACP
Ti C.P.1h2h
CAPÍTULO 5: RESULTADOS Y DISCUSIÓN
70
Granulometría Molienda 2
Con el fin de mejorar el rendimiento, en la molienda 2 se aumentó el ACP hasta el
3% y se bajó la temperatura de refrigeración a 5ºC, pero el polvo se volvió a soldar
mayoritariamente. Al poder alcanzar mayor duración la molienda, se hicieron extracciones
parciales de muestras de polvo a 1h, 2h y 4h. Tampoco se midió el rendimiento, aunque
también fue muy bajo.
En la Figura 5.3Figura 5.3 se representan las curvas de distribución de tamaño de
partícula de las muestras de la molienda 2. Se puede observar que el máximo de la
campana gaussiana tras 1 hora, es muy parecido a la molienda anterior, unos 32 µm. Sin
embargo, tras 2 h pasa a ser menor, 28 µm y a las 4 horas pasa a ser de 12 µm y
aparece un máximo secundario sobre los 200 µm, pasando a ser bimodal. Se puede
deducir que el aumento de la proporción de ACP al 3% dificulta o retrasa la aparición de
conglomerados, efecto esperado ya hace que predomine más tiempo el efecto de
endurecimiento y fractura de partículas sobre el de la soldadura. Por otra parte, el tamaño
medio de partícula evoluciona desde los 74 µm para el Ti CP a 34 µm, 30 µm y 41 µm
para la molienda de 1h, 2h y 4h, respectivamente.
Figura 5.3 Granulometrías de la molienda 2.
Granulometría Molienda 3
En la molienda 3, teniendo en cuenta que las paradas y apertura de la vasija para
tomar las muestras podían estar influyendo negativamente en el rendimiento o la
duración de la molienda, no se realizaron las extracciones parciales para evitar la posible
oxidación del polvo al abrir la vasija para hacer la extracción y se produjo un rendimiento
0
1
2
3
4
5
6
7
8
9
0.01 0.1 1 10 100 1000 10000
Vo
lum
en
, %
Tamaño partícula, um
Molienda 2 Ti 3%ACP
Ti C.P.
1h
2h
4h
CAPÍTULO 5: RESULTADOS Y DISCUSIÓN.
71
bueno (87,33%) para 4 horas de molienda. Sin embargo, las partículas de polvo
obtenidas no estaban lo suficientemente molidas, predominando la forma laminar.
En la Figura 5.4 se representa la granulometría de la molienda 3. Se puede
comparar y observar que el resultado es muy parecido al de la molienda 2 tras 4 horas.
Así la curva es bimodal con picos en 12 µm y 195 µm. También, el tamaño medio de
partícula es de 32 µm, algo más pequeño que el correspondiente de la molienda 2 (Tabla
5.3). Por todo ello, se puede concluir que las paradas intermedias para extraer muestras,
no altera la granulometría de la molienda, quedando como factor más importante el
aumento del ACP. No obstante, las extracciones intermedias sí parecen influir
notablemente en el rendimiento de la molienda, resultando muy bajo con extracciones
frente al 87,33% sin extracciones intermedias.
Figura 5.4 Granulometría de la molienda 3.
Granulometría Molienda 4
En la molienda 4, con el objeto de llegar a una molienda de 8 horas, se aumentó
el ACP hasta el 4%, introducido todo al principio. Se llegó a las 8h de molienda
ininterrumpida, sin embargo, el rendimiento obtenido fue muy bajo (23,32%).
En la Figura 5.5 se representa la granulometría de la molienda 4. Se observa que
el máximo de la campana de Gauss pasa a estar alrededor de 5 µm, y persiste el máximo
relativo debido a conglomerados de polvo sobre los 200 µm. También, el tamaño medio
de partícula es de alrededor de 29,6 µm, más pequeño que el obtenido a las 4h en la
molienda 3 (31,8 µm).
0
1
2
3
4
5
6
7
8
9
0.01 0.1 1 10 100 1000 10000
Vo
lum
en
, %
Tamaño partícula, µm
Molienda 3 Ti 3%ACP 4h
Ti C.P.
4h
CAPÍTULO 5: RESULTADOS Y DISCUSIÓN
72
Figura 5.5 Granulometría de la molienda 4.
Granulometría Molienda 5
En la molienda 5, buscando un aumento del rendimiento, se modificó la forma de
introducir el ACP progresivamente, un 1% a las 0, 1, 2 y 4 horas hasta llegar al 4%.Sin
embargo, el rendimiento volvió a ser muy bajo (16,06%), incluso más que en la molienda
4, además de que el polvo, al ser más fino, tendía a adherirse más a las paredes de la
vasija. Este fenómeno se asoció a una posible condensación de humedad, debido a la
baja temperatura de refrigeración (5 ºC), al observarse externamente agua condensada
que caía de la vasija.
En la Figura 5.6 se representan las curvas de distribución de tamaño de partícula
de las muestras tomadas tras 1 h, 2 h, 4 h y 8 h de molienda y en la Tabla 5.3 una
comparación de los resultados de las Moliendas 2, 4 y 5. Se puede observar que el
máximo de la campana gaussiana tras 1 hora es muy parecido a la molienda anterior,
unos 37 µm. Sin embargo, tras 2 h pasa a ser menor, 43 µm y a las 4 h pasa a ser de 14
µm y aparece un máximo secundario sobre los 195 µm, pasando a ser bimodal. El polvo
de 8h tiene su pico en alrededor de 5 µm. Por otra parte, el tamaño medio de partícula
evoluciona desde los 74 µm para el Ti CP a 34 µm, 40 µm y 23 µm para las muestras a
1h, 2h y 4h, respectivamente. El polvo a las 8h de molienda tiene 6 µm de tamaño medio
de partícula.
0
1
2
3
4
5
6
7
8
9
0.01 0.1 1 10 100 1000 10000
Vo
lum
en
, %
Tamaño partícula, µm
Molienda 4 Ti 4%ACP 8h
Ti C.P.8h
CAPÍTULO 5: RESULTADOS Y DISCUSIÓN.
73
Figura 5.6 Granulometrías de la molienda 5
Tabla 5.3 Pico máximo y tamaño medio de partícula en función del tiempo de molienda
hasta la extracción de la muestra para las condiciones de molienda 2, 4 y 5.
Tiempo de molienda hasta la extracción de la muestra
0h 1h 2h 4h 8h
Pico D[4,3] Pico D[4,3] Pico D[4,3] Pico D[4,3] Pico D[4,3]
µm µm µm µm µm µm µm µm µm µm
Ti CP 24,5 74
Molienda 2 24,.5 74 32 34 28 30 12 41
Molienda 4 24,5 74 5 29
Molienda 5 24,5 74 37 34 43 40 14 23 5 6
En la Figura 5.7 se observa la evolución del rango de tamaños con mayor
frecuencia entre los tamaños (pico de la curva de Gauss) que tienen las partículas de
polvo al molerlas. En general, partiendo de que el Ti CP tiene el pico máximo en 24,5 µm,
aumenta en las primeras horas hasta llegar a un máximo y a partir de ahí desciende y sus
valores coinciden para ambas condiciones de molienda (moliendas 2 y 5) con el tiempo
de molienda hasta la extracción. Sin embargo, existe un comportamiento algo diferente o
excepcional al cabo de 2h, donde al añadirse el ACP de forma parcial en cada parada
para la extracción (Condiciones de molienda 5) aumenta el tamaño del pico de manera
notable (43 µm vs. 28 µm, respectivamente).
0
1
2
3
4
5
6
7
8
9
0.01 0.1 1 10 100 1000 10000
Vo
lum
en
, %
Tamaño partícula, um
Molienda 5 Ti 4%ACP
Ti C.P.
1h
2h
4h
8h
CAPÍTULO 5: RESULTADOS Y DISCUSIÓN
74
Figura 5.7 Pico máximo de frecuencia de tamaño de partícula en función del tiempo de
molienda hasta la extracción de la muestra para las condiciones de molienda 2, 4 y 5.
Por otra parte, El tamaño medio de partícula evoluciona de modo diferente según
si se añade el ACP todo al principio (Condiciones de Molienda 2) o en cada parada
después de realizar la extracción de la muestra (Condiciones de molienda 5). Si el ACP
es añadido todo al principio, tras una caída del tamaño medio de partícula a la hora a casi
la mitad (34 µm) del valor inicial (74 µm), después sus valores oscilan entre 30-40 µm. En
cambio, si el ACP es añadido progresivamente en cada parada y tras la extracción, con
excepción de un ligero incremento a las 2h, el valor medio del tamaño de partícula
desciende notablemente hasta los 6 µm.
Figura 5.8 Tamaño medio de partícula en función del tiempo de molienda hasta la
extracción de la muestra para las condiciones de molienda 2, 4 y 5.
0
10
20
30
40
50
0 2 4 6 8 10
Ta
mñ
o d
e p
art
ícu
la (
µm
)
Tiempo de molienda hasta la extracción (h)
Pico máximo Molienda 2
Molienda 5
0
10
20
30
40
50
60
70
80
0 2 4 6 8 10
Ta
ma
ño
me
dio
de
pa
rtíc
ula
(µ
m)
Tiempo de molienda hasta la extracción (h)
D [4,3]
Molienda 2
Molienda 5
CAPÍTULO 5: RESULTADOS Y DISCUSIÓN.
75
Se puede concluir de estos resultados que el efecto del ACP añadido poco a poco
y en un 4% es más efectivo que si se añade todo de una vez y en un 3%, haciendo que
predomina más la fractura sobre la soldadura.
Granulometría Molienda 7
En la molienda 7, con la temperatura de refrigeración a 15ºC, se repartió el ACP
introduciéndolo en cuatro veces, en espacios de tiempo iguales, en este caso cada hora y
media, (tiempo total de molienda 6 horas) un 1% cada vez. Y el rendimiento volvió a
aumentar (43,30%), pero no lo suficiente.
En la Figura 5.9Figura 5.4 se representa la granulometría de la molienda 7. Se
observa que el máximo de la campana de Gauss pasa a estar alrededor de 16.6 µm, y el
máximo relativo persiste alrededor de las 200 µm debido los conglomerados. El tamaño
medio de partícula es de alrededor de 32 µm, mayor que el obtenido a las 4h en la
molienda 5, debido a la formación de los conglomerados.
Figura 5.9 Granulometría de la molienda 7.
Granulometría Molienda 8.
Para la Molienda 8, se emplearon condiciones similares a la molienda 7, pero se
bajó el tiempo a 5 horas y se consiguió un rendimiento superior (81,26%). A falta de
determinar la forma y el tamaño del polvo, como se verá más adelante, el rendimiento era
adecuado, apuntando a que dichas condiciones se podrían utilizar para las restantes
moliendas como las condiciones finales optimizadas. Por ello, con el fin de tener una
0
1
2
3
4
5
6
7
8
9
0.01 0.1 1 10 100 1000 10000
Vo
lum
en
, %
Tamaño partícula, um
Molienda 7 Ti 4%ACP 6h
Ti C.P.
6h
CAPÍTULO 5: RESULTADOS Y DISCUSIÓN
76
cantidad de polvo suficiente y homogénea para las experiencias posteriores de
consolidación del polvo aleado, se hicieron otras 5 moliendas más, obteniéndose en
todas ellas rendimientos muy similares, algo más del 80%, por lo que se consideró que se
había logrado reproducir unas condiciones de molienda fiables para la obtención del
polvo molido. Se denominaron Molienda 8 a 13 (molido durante 5 horas).
En la Figura 5.10 se representa la granulometría de la mezcla de moliendas 8 a
13. Se observa que el máximo de la campana de Gauss pasa a estar alrededor de 16.2
µm, y que los máximos relativos casi han desaparecido, por lo que se deshacen los
conglomerados. También, el tamaño medio de partícula es de alrededor de 22 µm, más
pequeño que el obtenido a las 6 h en la molienda 7.
Figura 5.10 Granulometría de la mezcla de las moliendas de la 8 a la 13.
0
1
2
3
4
5
6
7
8
9
0.01 0.1 1 10 100 1000 10000
Vo
lum
en
, %
Tamaño partícula, um
Moliendas 8-12 Ti 4%ACP 5h
Ti C.P.
5h
CAPÍTULO 5: RESULTADOS Y DISCUSIÓN.
77
5.1.2 MORFOLOGÍA Y MICROESTRUCTURA DE LOS POLVOS Ti MOLIDOS.
La micrografía óptica de moliendas permite ver la evolución de la morfología del
polvo dependiendo del porcentaje de ACP, la forma incluir el ACP en la molienda, y el
tiempo de molienda.
En la Figura 5.11 se puede ver el polvo de titanio comercialmente puro, donde se
observan partículas irregulares sin bordes facetados.
200x aumentos 500x aumentos
Ti.
C.P
.
Figura 5.11 Micrografías de polvo Ti C.P.
En la Figura 5.12 se comparan la molienda 1 que tiene un porcentaje de ACP del
1,5% y la molienda 2 que tiene un porcentaje de ACP del 3%, tras 1 y 2 horas de
molienda.
CAPÍTULO 5: RESULTADOS Y DISCUSIÓN
78
200x aumentos 500x aumentos M
oli
en
da 1
1 h
ora
.
Mo
lie
nd
a 2
1 h
ora
.
Mo
lie
nd
a 1
2 h
ora
s
Mo
lie
nd
a 2
2 h
ora
s
Figura 5.12 Comparación de polvos de Ti con distinto porcentaje de ACP.
CAPÍTULO 5: RESULTADOS Y DISCUSIÓN.
79
Tras 1 hora se aprecia que para ambas moliendas la morfología y el tamaño de
las partículas es similar, aplastadas y laminares, formadas por granos deformados. Se
puede concluir que un mayor porcentaje de ACP favorece la disminución de grano.
La influencia de la forma de incluir el ACP se puede observar en la Figura 5.13
donde se comparan la molienda 4, tras 8 horas, en la que se incluye un 4% ACP, todo al
comienzo, y la molienda 5, tras 8 horas, en la que se va incluyendo el ACP a las 0h, 1h,
2h y 4h, un 1% cada vez.
200x aumentos 500x aumentos
Mo
lie
nd
a 4
8 h
ora
s.
Mo
lie
nd
a 5
8 h
ora
s.
Figura 5.13 Comparación de polvos de Ti con distinta manera de añadir ACP.
Se aprecia que en la molienda 5 el tamaño de grano es mucho menor que en la
molienda 4, y que la forma en ambas es similar, con partículas homogéneas,
redondeadas y equiaxiales. Se deduce que añadir el ACP gradualmente favorece la
disminución del tamaño de grano frente a introducirlo todo al comienzo.
En la Figura 5.14 se aprecia la evolución de la morfología y tamaño de grano
frente al tiempo de la molienda 5.
CAPÍTULO 5: RESULTADOS Y DISCUSIÓN
80
200x aumentos 500x aumentos M
oli
en
da 5
1 h
ora
.
Mo
lie
nd
a 5
2 h
ora
s.
Mo
lie
nd
a 5
4 h
ora
s
Mo
lie
nd
a 5
8 h
ora
s
Figura 5.14 Comparación de polvo de Ti tras distintas horas de molienda.
CAPÍTULO 5: RESULTADOS Y DISCUSIÓN.
81
Tras 1 hora de molienda, dichas partículas irregulares, pasan a ser partículas
aplastadas o laminares, formadas por granos deformados, sin llegar a alear.
Tras 2 horas de molienda las partículas siguen siendo laminares pero ya no se
distinguen los distintos granos dentro de la partícula.
A partir de 4 horas de molienda, las partículas comienzan a tener forma granular,
aunque todavía se observan partículas laminares.
Y a partir de 8 horas, las partículas son redondeadas, homogéneas y el tamaño de
grano disminuye apreciablemente.
Por lo tanto, con el tiempo de molienda las partículas tienden a tener formas
redondeadas, disminuyendo el tamaño de grano y haciendo que la molienda sea
homogénea.
Las moliendas utilizadas para realizar la sinterización son la molienda 7, con un
tiempo de molienda de 6 horas y un 4% de ACP, añadiéndose cada 90 minutos un 1 %, y
las moliendas 8-13, con un tiempo de molienda de 5 horas y un 4% de ACP, añadiéndose
cada 75 minutos un 1 %. Han sido elegidas estas moliendas buscando un compromiso
entre el rendimiento, el tiempo de molienda y la morfología de las partículas.
En la Figura 5.15 se pueden observar la morfología de las partículas de ambas
moliendas. A las 5 horas de molienda, se observan partículas granulares, con bordes
puntiagudos y un tamaño medio aproximado de 20 µm. A las 6 horas se aprecia un ligero
aumento del tamaño de las partículas, alrededor de 32 µm, que pasan a tener formas
redondeadas y equiaxiales.
CAPÍTULO 5: RESULTADOS Y DISCUSIÓN
82
200x aumentos 500x aumentos T
i C
.P.
Mo
lie
nd
as
8-1
3
5 h
ora
s.
Mo
lie
nd
a 7
6 h
ora
s
Figura 5.15 Micrografías de las moliendas 8-13 y molienda 7.
Con la micrografía SEM se puede ver con más detalle cómo están formados los
granos, en la Figura 5.16 se puede apreciar polvo de titanio aleado durante 5 horas. El
polvo de encuentra formando partículas que han vuelto a formarse por las partículas
laminares que se formaron anteriormente.
CAPÍTULO 5: RESULTADOS Y DISCUSIÓN.
83
Figura 5.16 Polvo de titanio tras 5 horas de molienda.
La Figura 5.17 son partículas de titanio molido durante 6 horas, se aprecia que las
partículas son más pequeñas y más compactas que las de 5 horas.
Figura 5.17 Polvo de titanio tras 6 horas de molienda.
En la Figura 5.18 se ven partículas de titanio molido durante 8 horas, el tamaño de
los granos es mucho menor que tras 6 horas, y ya no se aprecia que los granos fueron
formados a partir de partículas laminares.
Figura 5.18 Polvo de titanio tras 8 horas de molienda.
CAPÍTULO 5: RESULTADOS Y DISCUSIÓN
84
5.1.3 CURVAS DE COMPRESIBILIDAD.
Los resultados obtenidos tras el ensayo de compresibilidad para el polvo de Ti
C.P. y el polvo aleado mecánicamente obtenido de la mezcla de Moliendas 8-13 pueden
verse en la Figura 5.19. Para el cálculo de la densidad relativa en el caso del Ti C.P. se
ha usado como densidad absoluta la densidad teórica del Ti puro (4.51 g/cm3). En
general, la forma de ambas curvas es la habitual, de modo que al aumentar la presión de
compactación aumenta la densidad relativa. Sin embargo, también existen importantes
diferencias entre ellas. Así, se aprecia cómo tras 5 horas de molienda la compresibilidad
del polvo molido es mucho menor que la del Ti C.P., lo que es debido a que las partículas
de polvo son más duras y se deforman menos por la compresión, dejando más huecos
entre las partículas, y por lo tanto, una mayor porosidad.
Figura 5.19 Curvas de compresibilidad para Ti C.P. y Ti 5h.
Por otra parte, mientras la densidad inicial del Ti C.P. está en torno al 40 %, la del
Ti 5h es en torno al 44%. Después la densidad relativa aumenta lentamente, según una
evolución aproximadamente logarítmica, hasta que termina el ensayo en torno a un valor
de 88% para Ti C.P. y de 74% para Ti 5h para 1300 MPa.
40
50
60
70
80
90
100
0 200 400 600 800 1000 1200 1400
D,
%
Presión, MPa
Ti C.P.
Ti 5h
CAPÍTULO 5: RESULTADOS Y DISCUSIÓN.
85
5.2 ALEADO MECÁNICO DEL POLVO Ti-15Mo.
5.2.1 CONDICIONES Y GRANULOMETRÍAS DE MOLIENDAS DE Ti-15Mo.
Una de las finalidades de este proyecto es la obtención de una aleación de titanio
de bajo módulo de elasticidad, para lo que se ha procesado una mezcla de titanio
comercialmente puro con un 15% en peso de molibdeno comercialmente puro
(Ti-15Mo). Para obtener un polvo aleado mecánicamente Ti-15Mo, se ha renunciado a un
proceso de optimización de las condiciones de molienda, por lo que se ha elegido las
mismas condiciones de molienda (Molienda 8-13) finalmente seleccionadas para aleado
mecánico del Ti C.P., que se pueden ver en la Tabla 5.4 con la denominación Molienda
14. No obstante, se ha estudiado también la obtención de un polvo Ti-15Mo molido 6 h,
que se recogen en la misma tabla.
Tabla 5.4 Condiciones, extracción y rendimientos de las moliendas de Ti-15Mo.
Ti Tiempo (horas)
Temperatura (ºC)
ACP (g)
ACP (%)
Método introducción
ACP
Extracción (g)
Rendimiento (%)
Molienda 8-13 5 15 2 4 0,5 g cada 1h
15min 45,82 81,76
Molienda 7 6 15 2 4 0,5 g cada 1h
30min 22,30 43,30
Ti-15Mo Tiempo (horas)
Temperatura (ºC)
ACP (g)
ACP (%)
Método introducción
ACP
Extracción (g)
Rendimiento (%)
Molienda 14 5 15 2 4 0,5 g cada 1h
15min 39,58 76,85
Molienda 15 6 15 2 4 0,5 g cada 1h
30min 47,35 91,94
Al moler la aleación Ti-15Mo, en las mismas condiciones que el Ti 5h, el
rendimiento (76,85 %) es algo inferior al del Ti 5h (81,76 %). Sin embargo, al hacerlo 6 h
(Ti-15Mo 6h) el rendimiento (91,94 %) resulta ser muy superior. Es difícil explicar este
hecho, contrario a lo esperado. Sin embargo, podría deberse a que en el procedimiento
de limpieza previa de las bolas y la vasija de molienda se introdujo un cambio, lavándose
las mismas con agua destilada y sosa cáustica, sin usar peróxido de hidrógeno.
La Tabla 5.5 muestra los resultados de granulometría del polvo Ti-15Mo aleado
mecánicamente 5h y 6h, así como de los polvos de Ti C.P. molidos durante los mismos
tiempos. Asimismo, en la
Figura 5.20, se presenta una gráfica del tamaño medio D [4,3] del polvo aleado Ti-
15Mo, tanto tras 5h como 6h de molienda respecto a las de Ti C.P.
CAPÍTULO 5: RESULTADOS Y DISCUSIÓN
86
Tabla 5.5 Propiedades granulométricas de los polvos molidos Ti 5h, Ti 6h, Ti-15Mo 5h y
Ti-15Mo 6h.
Molienda d (0.1) d (0.5) d (0.9) Tamaño medio
de partícula (μm)
Área específica (m2/g)
Ti C.P. 10,526 24,677 54,199 73,65 0,0697
Moliendas 8-13 Ti 5h 6,041 16,346 42,921 22,230 0,1160
Molienda 7 Ti 6h 7,611 18,248 43,997 32,157 0,0974
Molienda 14 Ti-15Mo 5h 2,862 11.606 34,585 17,585 0,2020
Molienda 15 Ti-15Mo 6h 3,053 13,956 231,348 59,091 0,1770
Figura 5.20 Tamaño medio de partícula de los polvos Ti C.P., Ti 5h, Ti 6h, Ti-15Mo 5h y
Ti-15Mo 6h.
En relación a tamaño medio de partícula, el Ti-15Mo 5h tiene 17,6 µm y el Ti-
15Mo 6h es de 59,01 µm, respecto a los de Ti 5h de 22,2 µm y para el Ti 6h de 32,2 µm,
todos ellos por debajo del tamaño medio (73,9 µm) del Ti C.P. de partida. En ambos
casos, el tamaño medio aumenta con el tiempo de molienda, es decir, predomina la
soldadura frente a la fractura de las partículas, pero de forma mucho más notable para el
Ti-15Mo. Estas características se corresponden y confirman los resultados
correspondientes para el tamaño de partícula por debajo de que se encuentran el 10 %,
50 % y 90 % de las partículas.
La
0
10
20
30
40
50
60
70
80
Ti C.P. 5h 6h
Ti
Ti15Mo
Ta
ma
ño
me
dio
de
pa
rtíc
ula
(μ
m)
CAPÍTULO 5: RESULTADOS Y DISCUSIÓN.
87
Figura 5.21 muestra las gráficas de distribución de tamaños de los polvos Ti C.P.
y Ti 5h, junto con los polvos aleados Ti-15Mo 5h. Se observa que el rango de tamaño de
partículas del polvo aleado Ti-15Mo 5h es mayor que el rango del polvo Ti 5h y el tamaño
de partícula para el pico de la gráfica pasa de ser 14,16 µm para el Ti 5h a 12,33 µm en
la aleación Ti-15Mo 5h, ambos por menores que el del Ti C.P.
Figura 5.21 Granulometrías de las moliendas 8-13 y 14.
Por otra parte, la
Figura 5.22 muestra las gráficas de distribución de tamaños de los polvos Ti C.P.
y Ti 6h, junto con los polvos aleados Ti-15Mo 6h. Se observa que el rango de tamaño de
partículas del polvo aleado Ti-15Mo 6h es mucho mayor que el rango del polvo Ti 6h y el
pico de la gráfica pasa de ser 16,25 µm para el Ti 6h a tener dos picos, uno máximo en
10,74 µm, y otro relativo en 224,41 µm debido a formación de conglomerados para el
polvo aleado Ti-15Mo 6h. Este hecho explica el aumento tan importante del tamaño
medio de partícula.
0
1
2
3
4
5
6
7
8
9
0.01 0.1 1 10 100 1000 10000
Vo
lum
en
, %
Tamaño partícula, um
Molienda 14 Ti15Mo 4% ACP 5h
Ti C.P.
Ti 5h
Ti-15Mo 5h
CAPÍTULO 5: RESULTADOS Y DISCUSIÓN
88
Figura 5.22 Granulometrías de las moliendas 7 y 15.
0
1
2
3
4
5
6
7
8
9
0.01 0.1 1 10 100 1000 10000
Vo
lum
en
, %
Tamaño partícula, um
Molienda 15 Ti15Mo 4% ACP 6h
Ti C.P.
Ti 6h
Ti-15Mo 6h
CAPÍTULO 5: RESULTADOS Y DISCUSIÓN.
89
5.2.2 MORFOLOGÍA Y MICROESTRUCTURA DE MOLIENDAS DE Ti-15Mo.
En la Figura 5.23 se pueden ver polvo de Ti-15Mo tras alearlo durante 5 horas. En
estas imágenes se observa como a morfología de las partículas de la aleación es
parecida a la de la molienda sin alear, granular, con bordes puntiagudos, diferenciándose
en que el tamaño de partícula es menor en la molienda de Ti-15Mo 5h, y parece que se
ha conseguido alear mecánicamente el Ti y el Mo.
200x aumentos 500x aumentos
Ti
C.P
.
Ti
5h
Ti-
15
Mo
5h
Figura 5.23 Morfología y microestructura de los polvos de Ti C.P., Ti 5h y Ti-15Mo 5h.
CAPÍTULO 5: RESULTADOS Y DISCUSIÓN
90
En la Figura 5.24 se pueden ver polvo de Ti-15Mo tras alearlo durante 6 horas. Se
observa como la morfología de las partículas de la aleación es de granos irregulares con
bordes puntiagudos, diferentes a la de la molienda sin alear que son redondeados y
equiaxiales. El tamaño de partícula es menor en la molienda de la aleación Ti-15Mo 6h.
200x aumentos 500x aumentos
Ti
C.P
.
Ti
6h
Ti-
15
Mo
6h
Figura 5.24 Morfología y microestructura de los polvos de Ti C.P., Ti 6h y Ti-15Mo 6h
Entre las moliendas 14 y 15 se puede observar que la diferencia entre las
partículas es que en la molienda 15 son de menor tamaño, y que la forma es muy
parecida entre las dos moliendas.
CAPÍTULO 5: RESULTADOS Y DISCUSIÓN.
91
La Figura 5.25 muestra partículas de Ti-15Mo aleado durante 5 horas. Las
partículas son menores que la molienda de titanio solo tras 5 horas. También se observa
que el molibdeno está aleado, se ve como las manchas más claras de las partículas, y se
encuentra repartido homogéneamente en el titanio.
Figura 5.25 Morfología 3D y microestructura del polvo Ti-15Mo mediante SEM.
Realizando un análisis de espectrografía EDX se puede determinar en qué
proporción se encuentran los materiales de partida en el polvo aleado. La Figura 5.26
muestra la línea que atraviesa la partícula seleccionada para el estudio, así como el
análisis de espectrografía EDX realizado. Se puede observar que la composición a lo
largo de partícula varía. Este análisis, quizás por el poco tiempo de recogida de cuentas,
no resuelve suficientemente la composición a lo largo de la línea.
Figura 5.26 Espectrografía EDX del polvo Ti-15Mo 5h.
CAPÍTULO 5: RESULTADOS Y DISCUSIÓN
92
Sin embargo, en la Tabla 5.6 se recoge el análisis químico de los elementos que
participan en la aleación. Efectivamente, el análisis obtiene un 17,28 % Mo, próximo al 15
% Mo nominal.
Tabla 5.6 Análisis mediante EDX de los polvos Ti-15Mo 5h.
% Peso % Átomos
Ti 82.72 90.55
Mo 17.28 9.45
CAPÍTULO 5: RESULTADOS Y DISCUSIÓN.
93
5.2.3 CURVAS DE COMPRESIBILIDAD.
La Figura 5.27 muestra las curvas de compresibilidad de los polvos molidos Ti-
15Mo 5h, junto con los de Ti 5h y Ti C.P. para su comparación. Para el cálculo de la
densidad relativa en el caso del Ti C.P. se ha usado como densidad absoluta la densidad
teórica del Ti puro (4.51 g/cm3). Para el cálculo de la densidad relativa en el caso del Ti-
15Mo, se ha usado como densidad absoluta la correspondiente a la de una aleación de
Ti-15Mo (4.92 g/cm3), calculada teóricamente a partir de la proporción en masa de sus
componentes. En general, la forma de las curvas es la habitual, de modo que al aumentar
la presión de compactación aumenta la densidad relativa. Sin embargo, también existen
importantes diferencias entre ellas. Se aprecia cómo tras 5 horas de molienda para la
aleación de polvo Ti-15Mo 5h la densificación es menor, lo que es debido a que las
partículas al ser más pequeñas y duras se deforman menos por la compresión, dando
lugar a una mayor porosidad.
Figura 5.27 Curvas de compresibilidad para Ti C.P., Ti 5h y Ti-15Mo 5h.
La densidad inicial para el Ti 5h y el Ti-15Mo 5h está en torno al 40 %. Después la
densidad relativa aumenta lentamente para ambas, según una evolución
aproximadamente logarítmica, hasta que termina el ensayo en torno a un valor de 74%
para Ti 5h y de 71,5% para Ti-15Mo 5h a 1300 MPa.
40
50
60
70
80
90
100
0 200 400 600 800 1000 1200 1400
D,
%
Presión, MPa
Ti C.P.
Ti 5h
Ti-15Mo 5h
CAPÍTULO 5: RESULTADOS Y DISCUSIÓN
94
5.3 PROBETAS DE Ti.
5.3.1 DENSIDAD Y POROSIDAD DE LAS PROBETAS DE Ti.
Con los polvos de Ti C.P., la mezcla de moliendas 8 a 13 (Ti 5h), y los polvos de
la molienda 7 (Ti 6h), se realizaron dos procesos de consolidación: (i) probetas
compactadas a 1300 MPa y sinterizadas y (ii) sólo con loose-sintering, la temperatura de
sinterización fue de 1000 ºC y 1250 ºC.
5.3.1.1 DENSIDAD POR MASA Y DIMENSIONES.
En la Tabla 5.7 se muestran las densidades calculadas, mediante el método de
por masa y dimensiones, correspondientes a las probetas compactadas a 1300 MPa de
Ti C.P., Ti 5h y Ti 6h, tanto en verde como sinterizadas a 1000 ºC y 1250 ºC, y su
proporción correspondiente a la densidad teórica del Ti puro (4.507 g/cm3).
Tabla 5.7 Densidad de probetas de titanio calculadas por masa y dimensiones.
Densidad (g/cm3)
En verde 1000ºC 1250ºC
g/cm3 % g/cm3 % Σ% g/cm3 % Σ%
Ti C.P. 4.144 91.95 4.341 96.32 4.25 4.483 99.47 7.47
Ti 5h 3.536 78.46 4.296 95.32 18.11 4.492 99.67 21.49
Ti 6h 3.507 77.81 4.162 92.35 16.11 4.369 96.94 20.42
Tras la etapa de sinterización se observa un aumento de la densidad y una
contracción en todas las probetas al ser sinterizadas. En primer lugar, es interesante
reseñar que la densidad disminuye con el tiempo de molienda, tanto en probetas en
verde como sinterizadas. En segundo lugar, se experimenta un aumento de la densidad y
una contracción al ser sinterizados. La contracción se evalúa mediante el grado de
contracción que se define como:
( )
A este respecto, cabe destacar dos hechos: (i) la densificación es mayor
conforme el compacto de en verde tiene una mayor porosidad, es decir, el que tiene más
porosidad en verde puede perder más porosidad al ser sinterizado; (ii) Este aumento de
la densidad y la contracción tras el sinterizado se ve incrementado con el aumento de la
temperatura de sinterización a 1250ºC, como era de esperar al aumentar la velocidad de
difusión y los mecanismos de transporte de material.
CAPÍTULO 5: RESULTADOS Y DISCUSIÓN.
95
Figura 5.28 Densidad de probetas de titanio calculadas por masa y dimensiones.
0
10
20
30
40
50
60
70
80
90
100
0
10
20
30
40
50
60
70
80
90
100
Ti c.p. Ti 5h Ti 6h
En verde1000ºC1250ºCΣ(%) 1000ºC Σ(%) 1250ºC
De
nsid
ad
(%
)
Σ (%
)
CAPÍTULO 5: RESULTADOS Y DISCUSIÓN
96
5.3.1.2 DENSIDAD Y POROSIDAD POR ARQUíMEDES.
Los resultados de densidad y porosidad se han obtenido mediante el método de
Arquímedes y calculados teniendo en cuenta una densidad teórica deducida por la ley de
mezclas. Mediante este método también han sido calculadas las densidades para las
probetas loose-sintering.
Tabla 5.8 Densidad de probetas de titanio calculadas por Arquímedes.
Densidad
1000ºC P-S 1250ºC P-S 1000ºC L-S 1250ºC L-S
g/cm3 % g/cm3 % g/cm3 % g/cm3 %
Ti C.P. 4.326 95.98 4.476 99.31 2.943 65.31 3.810 84.54
Ti 5h 4.238 94.04 4.464 99.05 3.246 72.03 4.015 89.08
Ti 6h 4.159 92.28 4.425 98.19 3.218 71.41 3.965 87.97
Figura 5.29 Densidad de probetas de titanio calculadas por Arquímedes.
Los resultados de densidad son similares a los obtenidos mediante masa y
dimensiones. Aunque existen ciertas diferencias, éstas no son significativas, si bien el
método de Arquímedes se considera más preciso al de masa y dimensiones.
El comportamiento y la interpretación de los resultados de densidad, con respecto
a las temperaturas de sinterización, es que a mayor temperatura de sinterización, mayor
densidad y menor porosidad total e interconectada. Con respecto al tiempo de molienda,
a mayor tiempo de molienda menor densidad y mayor porosidad total e interconectada.
50
55
60
65
70
75
80
85
90
95
100
Ti c.p. Ti 5h Ti 6h
1000ºC P-S
1250ºC P-S
1000ºC L-S
1250ºC L-S
De
nsid
ad
(%
)
CAPÍTULO 5: RESULTADOS Y DISCUSIÓN.
97
El método de medida de la densidad por Arquímedes permite medir no sólo la
densidad sino también la porosidad total y la porosidad interconectada.
Mediante el loose-sintering se consigue una densidad menor, debido a que no ha
habido etapa de prensado previa, lo que aumenta tanto la porosidad total como la
interconectada de las probetas. Por otra parte, a mayor temperatura de sinterización,
mayor densidad y menor porosidad total e interconectada.
Tabla 5.9 Porosidad total de probetas de titanio calculadas por Arquímedes.
Porosidad Total (%)
1000ºC P-S 1250ºC P-S 1000ºC L-S 1250ºC L-S
Ti C.P. 4.02 0.69 34.69 15.46
Ti 5h 5.96 0.95 27.97 10.92
Ti 6h 7.72 1.81 28.59 12.03
Tabla 5.10 Porosidad interconectada de probetas de titanio calculadas por Arquímedes.
Porosidad Interconectada (%)
1000ºC P-S 1250ºC P-S 1000ºC L-S 1250ºC L-S
Ti C.P. 1.05 0.17 32.71 12.28
Ti 5h 2.30 0.35 26.08 8.75
Ti 6h 5.01 0.51 24.12 6.58
Figura 5.30 Porosidad total e interconectada de probetas de titanio.
0
5
10
15
20
25
30
35
40
0
5
10
15
20
25
30
35
40
Ti c.p. Ti 5h Ti 6h
Porosidad Total 1000ºC P-S
Porosidad Total 1250ºC P-S
Porosidad Total 1000ºC L-S
Porosidad Total 1250ºC L-S
Porosidad Inter 1000ºC P-S
Porosidad Inter 1250ºC P-S
Porosidad Inter 1000ºC L-S
Porosidad Inter 1250ºC L-S
Po
rosid
ad
To
tal (%
)
Po
rosid
ad
Inte
rco
ne
cta
da
(%)
CAPÍTULO 5: RESULTADOS Y DISCUSIÓN
98
Otro resultado a destacar es que la diferencia entre la porosidad total y la
interconectada disminuye a al pasar de loose-sintering a probetas compactadas. También
disminuye al pasar de probetas sinterizadas a 1000º C a probetas sinterizadas a 1250º C.
Y la diferencia entre porosidad total e interconectada aumenta claramente al pasar de
probetas molidas 5 horas a probetas molidas 6 horas, favorecido por el hecho de que a
las 6 horas de molienda los granos se redondeaban y perdían las aristas.
CAPÍTULO 5: RESULTADOS Y DISCUSIÓN.
99
5.3.2 MICROESTRUCTURAS DE PROBETAS DE Ti.
En la Figura 5.31 se muestran micrografías ópticas de probetas de Ti C.P., Ti 5h y
Ti 6h tras ser compactadas a 1300 MPa y sinterizadas a 1000ºC y 1250ºC.
1000ºC 1250ºC
Ti
C.P
.
Ti
5h
Ti
6h
Figura 5.31 Micrografías de probetas de Ti a 1300 MPa.
Para el Ti C.P. se observan granos cristalinos, de mayor tamaño para la
sinterización a 1250ºC. La mayor temperatura de sinterización aumenta el tamaño de
grano (coalescencia). En el caso del Ti 5h y Ti 6h se puede diferenciar granos más finos
CAPÍTULO 5: RESULTADOS Y DISCUSIÓN
100
en la matriz de titanio, algo mayores para 1250 ºC, y la aparición de precipitados de color
más claro, que tras analizar las probetas mediante difracción de rayos x, se comprobó
que se tratan de precipitados de carburo de titanio. Estos precipitados de carburo de
titanio son resultado de la reacción del titanio con el carbono procedente del ACP del
aleado mecánico. En todos los casos se observa una baja porosidad, como corresponde
a las densidades alcanzadas y previamente expuestas.
La Figura 5.32 es una micrografía de la probeta de Ti 6h compactada y sinterizada
a1250º C, realizada en el microscopio electrónico de barrido.
Figura 5.32 Micrografía electrónica de barrido de Ti 6h PS 1250ºC.
Mediante el microscopio electrónico de barrido se puede calcular la composición
en elementos químicos de un punto o un área enmarcada. En este caso se realizó el
cálculo, dando como resultado:
-Ti: 95,08 % en peso.
-C: 4,92 % en peso.
Siendo el resultado muy próximo a la proporción de polvo introducida en la mezcla
inicial de Ti y ACP.
CAPÍTULO 5: RESULTADOS Y DISCUSIÓN.
101
Para calcular la proporción de carburo de titanio, en la matriz de titanio se realiza
el cálculo mediante la regla de la palanca, con 4% de carbono, utilizando el diagrama de
equilibrio Ti-C[4] de la Figura 5.33.
Figura 5.33 Diagrama de equilibrio Ti-C
El resultado del cálculo teórico es:
-Ti-C: 24,52% en peso.
-Ti: 75,48% en peso.
Analizando las probetas mediante difracción de rayos x se llega a resultados muy
próximos a los calculados teóricamente.
CAPÍTULO 5: RESULTADOS Y DISCUSIÓN
102
En la Figura 5.34 se muestran micrografías ópticas de probetas de Ti C.P., Ti 5h y
Ti 6h loose-sintering a 1000ºC y 1250ºC.
1000ºC 1250ºC
Ti
C.P
. L
-S
Ti
5h
L-S
Ti
6h
L-S
Figura 5.34 Micrografías de probetas de Ti loose-sintering.
CAPÍTULO 5: RESULTADOS Y DISCUSIÓN.
103
En el caso de las probetas loose-sintering, se observan unas estructuras muy
parecidas a las probetas compactadas, siendo la diferencia con ellas la aparición de
mayor porosidad. En el caso del Ti C.P. se observa claramente como en las probetas
loose-sintering la porosidad en mayor. Para los casos de Ti 5h y Ti 6h a 1000ºC y 1250º,
se aprecia levemente una mayor porosidad para las probetas loose-sintering. Esta
diferencia de porosidad en las micrografías es poca debido a que aunque el las probetas
loose-sintering es algo mayor, la porosidad es muy parecida.
CAPÍTULO 5: RESULTADOS Y DISCUSIÓN
104
5.3.3 DUREZA VICKERS.
En la siguiente tabla se presentan los resultados obtenidos del ensayo de dureza
Vickers realizado a probetas de Ti C.P., Ti 5h y Ti 6h tras ser compactadas a 1300 MPa y
sinterizadas a 1000ºC y 1250ºC
Tabla 5.11 Dureza Vickers de probetas de Ti a 1300 MPa y Loose-Sintering.
HV (kg/mm2)
1000ºC P-S 1250ºC P-S 1000ºC L-S 1250ºC L-S
Media Desv Media Desv Media Desv Media Desv
Ti C.P. 233 3 333 16 60 4 213 17
Ti 5h 520 2 697 8 200 14 516 44
Ti 6h 424 13 569 4 149 13 364 16
Se observa una mayor dureza en las probetas compactadas y que en las loose-
sintering, como, teóricamente, era de esperar. Tanto para las probetas compactadas
como para las loose-sintering se observa la misma tendencia de aumento de la dureza
Vickers con el aumento de la temperatura de sinterización.
Las probetas molidas presentan una mayor dureza que las de Ti C.P., pero entre
las probetas molidas la dureza es menor para el Ti 6h que para el Ti 5h, debido a que las
probetas de Ti 6h tienen mayor porosidad que las de Ti 5h. Para el Ti C.P. la dureza es
menor debido a que no se ha producido deformación de grano.
Figura 5.35 Dureza de probetas de Ti a 1300 MPa y Loose-Sintering.
0
100
200
300
400
500
600
700
800
Ti c.p. Ti 5h Ti 6h
1000ºC P-S
1250ºC P-S
1000ºC L-S
1250ºC L-S
Du
reza
HV
(k
g/m
m2)
CAPÍTULO 5: RESULTADOS Y DISCUSIÓN.
105
En general, la dureza de un material depende del propio material de que se trate
y, en las piezas pulvimetalúrgicas, también de la porosidad final. En la Tabla 5.12 se
muestran los resultados de dureza junto con la porosidad total. En general, se observa
esta concordancia al comparar, para cada material y tanto en loose sintering como en
compactos (densos), la dureza Vickers y su relación con el aumento de la temperatura
sinterización y de la correspondiente disminución de la porosidad. No obstante, cabe
mencionar que no se han realizado ensayos de microdureza que pudieran aportar
información adicional sobre el efecto del aumento de la temperatura de sinterización, ya
que ésta puede producir también cambios de fases o en sus proporciones, lo que influiría
también sobre la dureza Vickers, aumentando o contrarrestando parcial o totalmente el
sólo efecto de la porosidad.
Tabla 5.12 Dureza Vickers y porosidad total de Ti a 1300 MPa y Loose-Sintering.
1000ºC P-S 1250ºC P-S 1000ºC L-S 1250ºC L-S
HV
(kg/mm2) Porosidad
(%) HV
(kg/mm2) Porosidad
(%) HV
(kg/mm2) Porosidad
(%) HV
(kg/mm2) Porosidad
(%)
Ti C.P. 233 4.02 333 0.69 60 34.69 213 15.46
Ti 5h 520 5.96 697 0.95 200 27.97 516 10.92
Ti 6h 424 7.72 569 1.81 149 28.59 364 12.03
CAPÍTULO 5: RESULTADOS Y DISCUSIÓN
106
5.3.4 MÓDULO DE YOUNG DINÁMICO MEDIANTE ULTRASONIDOS.
Los resultados del cálculo de Módulo de Young para las probetas compuestas por
Ti C.P., el Ti 5h y el Ti 6h compactados a 1300 MPa se encuentran en la siguiente tabla.
Tabla 5.13 Módulo de Young mediante ultrasonidos de probetas de Ti a 1300 MPa.
Módulo Young Ultrasonidos (GPa)
1000ºC P-S 1250ºC P-S
Ti C.P. 107.785 112.631
Ti 5h 107.431 110.747
Ti 6h 96.181 99.816
Se puede apreciar como el Módulo de Young es mayor para las probetas
sinterizadas a1250ºC que para las sinterizadas a 1000ºC, como era de esperar, debido a
que a mayor temperatura de sinterización la porosidad es menor.
También se puede ver cómo mientras mayor es el tiempo de molienda, menor es
el Módulo de Young, debido a que a mayor tiempo de molienda, mayor es la porosidad.
Figura 5.36 Módulo de Young mediante ultrasonidos de probetas de Ti a 1300 MPa.
En el caso de las probetas loose-sintering no fue posible calcular el Módulo de
Young mediante ultrasonidos, debido a que no se podían determinar las velocidades de
las ondas longitudinales y transversales en el material a causa de la porosidad de los
mismos, que producían gran cantidad de ruido en las ondas y no dejaban situar los
máximos relativos de amplitud de las ondas.
0
20
40
60
80
100
120
Ti c.p. Ti 5h Ti 6h
1000ºC
1250ºC
Mó
du
lo Y
ou
ng
Ult
raso
nid
os (
GP
a)
CAPÍTULO 5: RESULTADOS Y DISCUSIÓN.
107
5.3.5 MÓDULO DE YOUNG MEDIANTE ENSAYO DE COMPRESIÓN
A partir de las curvas tensión-deformación obtenidas del ensayo de compresión se
obtienen el módulo de Young y el límite de fluencia para cada probeta cuyos resultados
vemos se encuentra en la Tabla 5.14.
Tabla 5.14 Módulo de Young mediante ensayo de compresión de probetas de Ti.
Módulo Young ensayo compresión (Gpa)
1000ºC P-S 1250ºC P-S 1000ºC L-S 1250ºC L-S
Ti C.P. 39.033 42.511 17.706 21.055
Ti 5h 36.790 40.217 15.809 17.616
Ti 6h 28.398 31.416 13.972 16.015
Como ocurrió con el ensayo mediante ultrasonidos el Módulo de Young es mayor
para las probetas sinterizadas a1250ºC que para las sinterizadas a 1000ºC, como era de
esperar, debido a que a mayor temperatura de sinterización la porosidad es menor. Y
mientras mayor es el tiempo de molienda, menor es el Módulo de Young.
En el caso de las probetas loose-sintering, el módulo de Young es menor que en
los compactos, pero entre ellas ocurre lo mismo que entre las probetas compactadas.
Figura 5.37 Módulo de Young mediante ensayo de compresión de probetas de Ti.
0
5
10
15
20
25
30
35
40
45
Ti c.p. Ti 5h Ti 6h
1000ºC P-S
1250ºC P-S
1000ºC L-S
1250ºC L-S
Mó
du
lo Y
ou
ng
en
sa
yo
co
mp
resió
n (
Gp
a)
CAPÍTULO 5: RESULTADOS Y DISCUSIÓN
108
Tabla 5.15 Límite de fluencia mediante ensayo de compresión para probetas de Ti C.P. y
Ti C.P. L-S
Límite de fluencia (Gpa)
1000ºC 1250ºC
Ti C.P. P-S 613.5 -
Ti C.P. L-S 56.4 493.0
El límite de fluencia solo pudo ser calculado para las probetas Ti C.P. 1000ºC, Ti
C.P. L-S 1000ºC y Ti C.P. L-S 1250ºC. Para el resto de probetas compactadas ocurría
que se llegaba al límite de presión de la máquina utilizada para el ensayo de compresión
antes de que las probetas terminaran el tramo elástico.
En el caso del resto de las probetas loose-sintering ocurría que rompían por rotura
frágil antes de que terminara el tramo elástico de las probetas.
De los límites de fluencia obtenidos se puede ver como la probeta compactada
tiene mucho mayor límite de fluencia que la probeta loose-sintering, y que entre las
probetas loose-sintering, la sinterizada a 1250ºC tiene un límite de fluencia mucho mayor
que la sinterizada a 1000ºC.
En la Figura 5.38 se representa como varía el módulo de Young, obtenido del
ensayo ultrasonidos (U) y de compresión (C), frente a la densidad medida por el método
de Arquímedes.
Figura 5.38 Módulo de Young frente a densidad para probetas de Ti.
0
20
40
60
80
100
120
90 92 94 96 98 100
Ti C.P.1000 U
Ti 5h 1000 U
Ti 6h 1000 U
Ti C.P. 1250 U
Ti 5h 1250 U
Ti 6h 1250 U
Ti C.P.1000 C
Ti 5h 1000 C
Ti 6h 1000 C
Ti C.P. 1250 C
Ti 5h 1250 C
Ti 6h 1250 CDensidad (%)
Mó
du
lo Y
ou
ng
(G
Pa
)
CAPÍTULO 5: RESULTADOS Y DISCUSIÓN.
109
En la Figura 5.39 se representa como varía el módulo de Young, obtenido del
ensayo ultrasonidos (U) y de compresión (C), frente a la porosidad total medida por el
método de Arquímedes.
Figura 5.39 Módulo de Young frente a porosidad total para probetas de Ti.
Se observa un decrecimiento del módulo de Young con el aumento de la
porosidad total. Con el aumento de la densidad el comportamiento es opuesto. Al
aumentar la densidad del compacto, aumenta también el módulo de Young.
0
20
40
60
80
100
120
0 2 4 6 8 10
Ti C.P.1000 U
Ti 5h 1000 U
Ti 6h 1000 U
Ti C.P. 1250 U
Ti 5h 1250 U
Ti 6h 1250 U
Ti C.P.1000 C
Ti 5h 1000 C
Ti 6h 1000 C
Ti C.P. 1250 C
Ti 5h 1250 C
Ti 6h 1250 CPorosidad Total (%)
Mó
du
lo Y
ou
ng
(G
Pa
)
CAPÍTULO 5: RESULTADOS Y DISCUSIÓN.
111
5.4 PROBETAS DE Ti-15Mo.
Con los polvos de Ti-15Mo 5h y Ti-15Mo 6h se realizan probetas compactadas a
1300 MPa y compactadas a 13 MPa, que son sinterizadas a 1000ºC y 1250ºC.
En el caso de los polvos de Ti-15Mo, no se pudo realizar loose-sintering debido a
que los polvos se salían del molde al producirse algún tipo de reacción dentro del horno.
Por ello se compactaron lo mínimo posible (13 MPa), para que no ocurriera la dispersión
de los polvos.
5.4.1 DENSIDAD Y POROSIDAD DE PROBETAS DE Ti15Mo.
5.4.1.1 DENSIDAD POR MASA Y DIMENSIONES.
En la Tabla 5.16 se muestran las densidades calculadas, mediante el método de
por masa y dimensiones, correspondientes a las probetas compactadas a 1300 MPa de
Ti C.P., Ti 5h, Ti 6h, Ti-15Mo 5h y Ti-15Mo 6h, en verde y sinterizadas a 1000ºC y
1250ºC, y su proporción correspondiente a la densidad teórica del Ti puro (4.507 g/cm3) y
la densidad teórica de la aleación Ti-15Mo calculada por la ley de mezclas (4.920 g/cm3).
Tabla 5.16 Densidad de probetas de Ti y Ti-15Mo por masa y dimensiones.
Densidad (g/cm3)
En verde 1000ºC 1250ºC
g/cm3 % g/cm3 % Σ(%) g/cm3 % Σ(%)
Ti C.P. 4.144 91.95 4.341 96.32 4.25 4.483 99.47 7.47
Ti 5h 3.536 78.46 4.296 95.32 18.11 4.492 99.67 21.49
Ti 6h 3.507 77.81 4.162 92.35 16.11 4.369 96.94 20.42
Ti15Mo 5h 3.621 73.60 4.614 93.78 22.03 4.917 99.94 27.50
Ti15Mo 6h 3.642 74.02 4.523 91.94 19.99 4.899 99.58 26.70
Tras la etapa de sinterización se observa un aumento de la densidad y una
contracción en todas las probetas al ser sinterizadas. Al igual que ocurre con las probetas
de Ti en verde, la aleación Ti-15Mo en verde es más densa cuando las probetas son
aleadas durante 6h.
CAPÍTULO 5: RESULTADOS Y DISCUSIÓN
112
Figura 5.40 Densidad (%) de probetas de Ti y Ti-15Mo por masa y dimensiones.
Para las probetas de Ti-15Mo sinterizadas a 1000 ºC la densidad relativa es
menor que para las de Ti, sin embargo sinterizadas a 1250 ºC la densidad relativa es
parecida.
La contracción de las probetas, es mayor para las de Ti-15Mo que para las de Ti,
para ambas temperaturas de sinterización, indicando que los procesos de difusión que se
producen en el sinterizado son mayores para las probetas de Ti-15Mo.
0
10
20
30
40
50
60
70
80
90
100
0
10
20
30
40
50
60
70
80
90
100
Ti c.p. Ti 5h Ti 6h Ti15Mo 5h Ti15Mo 6h
En verde
1000ºC
1250ºC
Σ(%) 1000
Σ(%) 1250
De
nsid
ad
(%
)
Σ (%
)
CAPÍTULO 5: RESULTADOS Y DISCUSIÓN.
113
5.4.1.2 DENSIDAD Y POROSIDAD POR ARQUíMEDES.
Los resultados de densidad y porosidad se han obtenido mediante el método de
Arquímedes y calculados teniendo en cuenta una densidad teórica deducida por la ley de
mezclas. Mediante este método también han sido calculadas las densidades para las
probetas loose-sintering.
Tabla 5.17 Densidad de probetas de Ti y Ti-15Mo calculadas por Arquímedes.
Densidad
1000ºC P-S 1250ºC P-S 1000ºC L-S 1250ºC L-S
g/cm3 % g/cm3 % g/cm3 % g/cm3 %
Ti C.P. 4.326 95.98 4.476 99.31 2.943 65.31 3.810 84.54
Ti 5h 4.238 94.04 4.464 99.05 3.246 72.03 4.015 89.08
Ti 6h 4.159 92.28 4.425 98.19 3.218 71.41 3.965 87.97
Ti15Mo 5h 4.558 92.64 4.862 98.82 3.482 70.77 4.299 87.38
Ti15Mo 6h 4.483 91.12 4.827 98.10 3.398 69.07 4.226 85.90
Los resultados de densidad son similares a los obtenidos mediante masa y
dimensiones. Aunque existen ciertas diferencias, éstas no son significativas, si bien el
método de Arquímedes se considera más preciso al de masa y dimensiones.
En los resultados de densidad por Arquímedes, se observa como la densidad
relativa es siempre menor para las probetas de Ti-15Mo con respecto a las de Ti.
Figura 5.41 Densidad (%) de probetas de Ti y Ti-15Mo calculadas por Arquímedes.
50
55
60
65
70
75
80
85
90
95
100
Ti c.p. Ti 5h Ti 6h Ti15Mo 5h Ti15Mo 6h
1000ºC P-S
1250ºC P-S
1000ºC L-S
1250ºC L-S
De
nsid
ad
(%
)
CAPÍTULO 5: RESULTADOS Y DISCUSIÓN
114
La densidad relativa para las probetas de Ti-15Mo es menor que para las de Ti,
para el mismo tiempo de molienda y la misma temperatura de sinterización, tanto en las
probetas prensadas como en las loose-sintering, debido a la mayor porosidad de las
probetas de aleación Ti-15Mo, como se confirma en la Tabla 5.18.
Tabla 5.18 Porosidad total de probetas de Ti y Ti-15Mo calculadas por Arquímedes.
Porosidad Total
1000ºC P-S 1250ºC P-S 1000ºC L-S 1250ºC L-S
Ti C.P. 4.02 0.69 34.69 15.46
Ti 5h 5.96 0.95 27.97 10.92
Ti 6h 7.72 1.81 28.59 12.03
Ti15Mo 5h 7.36 1.18 29.23 12.62
Ti15Mo 6h 8.88 1.90 30.93 14.10
Tabla 5.19 Porosidad interconectada de probetas de Ti y Ti-15Mo por Arquímedes.
Porosidad Interconectada
1000ºC P-S 1250ºC P-S 1000ºC L-S 1250ºC L-S
Ti C.P. 1.50 0.17 32.71 12.28
Ti 5h 2.30 0.35 26.08 8.75
Ti 6h 5.00 0.51 24.12 6.59
Ti15Mo 5h 5.21 0.57 25.65 7.99
Ti15Mo 6h 5.90 0.55 25.97 9.44
Figura 5.42 Porosidad total e interconectada de probetas de Ti y Ti-15Mo.
0
5
10
15
20
25
30
35
40
0
5
10
15
20
25
30
35
40
Ti c.p. Ti 5h Ti 6h Ti15Mo 5hTi15Mo 6h
Porosidad Total 1000ºC P-S
Porosidad Total 1250ºC P-S
Porosidad Total 1000ºC L-S
Porosidad Total 1250ºC L-S
Porosidad Inter 1000ºC P-S
Porosidad Inter 1250ºC P-S
Porosidad Inter 1000ºC L-S
Porosidad Inter 1250ºC L-S
Po
rosid
ad
To
tal (%
)
Po
rosid
ad
Inte
rco
ne
cta
da
(%)
CAPÍTULO 5: RESULTADOS Y DISCUSIÓN.
115
Al igual que ocurre con las probetas de Ti, la diferencia entre la porosidad total y la
interconectada, disminuye al pasar de loose-sintering a probetas compactadas. También
disminuye al pasar de probetas sinterizadas a 1000º C a probetas sinterizadas a 1250º C.
Sin embargo la diferencia entre porosidad total e interconectada, al pasar de probetas
Ti15Mo 5 horas a probetas Ti15Mo 6 horas es muy poca, y además parecida a la
diferencia del Ti 6h.
CAPÍTULO 5: RESULTADOS Y DISCUSIÓN
116
5.4.2 MICROESTRUCTURAS DE PROBETAS DE Ti y Ti15Mo.
En la Figura 5.43 se muestran las micrografías de probetas de Ti C.P., Ti 5h y
Ti-15Mo 5h, tras ser compactadas a 1300 MPa y sinterizadas a 1000ºC y 1250ºC.
1000ºC 1250ºC
Ti
C.P
.
Ti
5h
Ti-
15
Mo
5h
Figura 5.43 Micrografías de probetas de Ti C.P., Ti 5h y Ti-15Mo 5h a 1300 MPa.
En la Figura 5.44 se muestran las micrografías de probetas de Ti C.P., Ti 5h y
Ti-15Mo 5h loose-sintering a 1000ºC y 1250ºC.
CAPÍTULO 5: RESULTADOS Y DISCUSIÓN.
117
1000ºC 1250ºC T
i C
.P. L
-S
Ti
5h
L-S
Ti1
5M
o C
.P. L
-S
Ti1
5M
o 5
h L
-S
Figura 5.44 Micrografías de probetas L-S de Ti C.P., Ti 5h, Ti-15Mo C.P. y Ti-15Mo 5h.
CAPÍTULO 5: RESULTADOS Y DISCUSIÓN
118
1000ºC 1250ºC T
i C
.P.
Ti
6h
Ti-
15
Mo
6h
Figura 5.45 Micrografías de probetas de Ti C.P., Ti 6h y Ti-15Mo 6h a 1300 MPa.
En la Figura 5.45 se muestran las micrografías de probetas de Ti C.P., Ti 6h y
Ti-15Mo 6h, tras ser compactadas a 1300 MPa y sinterizadas a 1000ºC y 1250ºC. Si
analizamos las probetas compactadas, destaca la aparición de una mayor porosidad en
las probetas de Ti-15Mo comparadas con las de Ti, tanto como para 1000ºC como para
1250º C siendo mayor para las probetas de Ti-15Mo 6h. Las microestructuras que se ven
para las probetas Ti-15Mo 5h y Ti-15Mo 6h son muy parecidas. En ellas podemos ver
una distribución uniforme de granos de color oscuro y granos de color claro.
CAPÍTULO 5: RESULTADOS Y DISCUSIÓN.
119
1000ºC 1250ºC T
i C
.P. L
-S
Ti
6h
L-S
Ti1
5M
o C
.P. L
-S
Ti-
15
Mo
6h
L-S
Figura 5.46 Micrografías de probetas L-S de Ti C.P., Ti 6h, Ti-15Mo C.P. y Ti-15Mo 6h.
CAPÍTULO 5: RESULTADOS Y DISCUSIÓN
120
Las probetas de Ti-15Mo 5h L-S y Ti-15Mo 6h L-S, sinterizadas a 1000º C, al ser
preparadas metalográficamente, se deshacían al lijarlas, lo cual nos indica que los polvos
no habían sinterizado correctamente, por lo cual el hecho de haber añadido el molibdeno
dificulta la sinterización a 1000º C. A partir de aquí no se seguirá el estudio sobre las
probetas de Ti-15Mo 5h L-S y Ti-15Mo 6h L-S, sinterizadas a 1000º C.
Para las probetas loose-sintering (Figura 5.44, Figura 5.46), se observan unas
estructuras muy parecidas a las probetas compactadas, siendo la diferencia con ellas la
aparición de mayor porosidad.
Analizando la composición de la probeta Ti-15Mo 6h 1250 mediante microscopia
electrónica de barrido (Figura 5.47), los granos de color oscuro tienen una proporción de
molibdeno entorno al 3,5%, y los granos de color claro tienen una proporción de
molibdeno entorno al 32%.
Figura 5.47 Micrografía electrónica de barrido de Ti-15Mo 6h PS 1250ºC
En las probetas de Ti-15Mo se aprecian granos de color más claro, los cuales
pueden ser precipitados de carburos de titanio y/o granos de Ti con concentración alta de
molibdeno disuelto. Tras analizarse las muestras mediante difracción de rayos x, se
comprueba que la microestructura está formada por Ti, Ti-C y Mo.
CAPÍTULO 5: RESULTADOS Y DISCUSIÓN.
121
5.4.3 DUREZA VICKERS.
En la siguiente tabla se presentan los resultados obtenidos del ensayo de dureza
Vickers realizado a probetas de Ti C.P., Ti 5h, Ti 6h, Ti-15Mo 5h, y Ti-15Mo 6h tras ser
compactadas a 1300 MPa y sinterizadas a 1000ºC y 1250ºC.
Tabla 5.20 Dureza de probetas de Ti y Ti-15Mo a 1300 MPa y Loose-Sintering.
HV (kg/mm
2)
1000ºC P-S 1250ºC P-S 1000ºC L-S 1250ºC L-S
Media Desv Media Desv Media Desv Media Desv
Ti C.P. 233 3 333 16 60 4 213 17
Ti 5h 520 2 697 8 200 14 516 44
Ti 6h 424 13 569 4 149 13 364 16
Ti15Mo 5h 454 8 642 4 227 40
Ti15Mo 6h 498 16 744 7 163 16
Figura 5.48 Dureza de probetas de Ti y Ti-15Mo a 1300 MPa y Loose-Sintering.
Se observa una mayor dureza en las probetas compactadas y que en las loose-
sintering, como, teóricamente, era de esperar. Tanto para las probetas compactadas
como para las loose-sintering observa la misma tendencia de aumento de la dureza
Vickers con el aumento de la temperatura de sinterización.
En las probetas de Ti-15Mo compactadas se observa que aumenta la dureza al
pasar de 5 horas a 6 horas de molienda, tanto a 1000º C como a 1250ºC, aun siendo la
porosidad mayor para las probetas de 6 horas que para las de 5 horas.
0
100
200
300
400
500
600
700
800
Ti c.p. Ti 5h Ti 6h Ti15Mo 5h Ti15Mo 6h
1000ºC P-S
1250ºC P-S
1000ºC L-S
1250ºC L-SDu
reza
HV
(k
g/m
m2)
CAPÍTULO 5: RESULTADOS Y DISCUSIÓN
122
Cuantas más horas pasa la mezcla de polvos de Ti y Mo en el molino mejor es la
aleación del molibdeno con el titanio, favoreciendo el endurecimiento de la aleación, al
ser el molibdeno un metal más duro.
En cambio, en las probetas de Ti-15Mo loose-sintering ocurre que la dureza
disminuye al pasar de 5 horas a 6 horas de molienda, siendo en este caso la porosidad la
que hace que la dureza sea menor para las probetas de 6 horas que para las de 5 horas.
Tabla 5.21 Dureza Vickers y porosidad total de Ti-15Mo a 1300 MPa y Loose-Sintering
1000ºC P-S 1250ºC P-S 1000ºC L-S 1250ºC L-S
HV
(kg/mm2)
Porosidad (%)
HV (kg/mm
2)
Porosidad (%)
HV (kg/mm
2)
Porosidad (%)
HV (kg/mm
2)
Porosidad (%)
Ti C.P. 233 4.02 333 0.69 60 34.69 213 15.46
Ti 5h 520 5.96 697 0.95 200 27.97 516 10.92
Ti 6h 424 7.72 569 1.81 149 28.59 364 12.03
Ti15Mo 5h 454 7.36 642 1.18 29.23 227 12.62
Ti15Mo 6h 498 8.88 744 1.90 30.93 163 14.10
CAPÍTULO 5: RESULTADOS Y DISCUSIÓN.
123
5.4.4 MÓDULO DE YOUNG DINÁMICO MEDIANTE ULTRASONIDOS
Los resultados del cálculo de Módulo de Young para las probetas compuestas por
Ti-15Mo 5h y Ti-15Mo 6h, junto con los de Ti C.P., el Ti 5h y el Ti 6h compactados a 1300
MPa se encuentran en laTabla 5.22.
Tabla 5.22 Módulo de Young mediante ultrasonidos de probetas de Ti y Ti-15Mo.
Módulo Young Ultrasonidos (GPa)
1000ºC P-S 1250ºC P-S
Ti C.P. 107.785 112.631
Ti 5h 107.431 110.747
Ti 6h 96.181 99.816
Ti15Mo 5h 96.454 99.416
Ti15Mo 6h 94.406 97.119
Se puede apreciar como el Módulo de Young es mayor para las probetas
sinterizadas a1250ºC que para las sinterizadas a 1000ºC, como era de esperar, debido a
que a mayor temperatura de sinterización la porosidad es menor.
También se puede ver cómo mientras mayor es el tiempo de molienda, menor es
el Módulo de Young, debido a que a mayor tiempo de molienda, mayor es la porosidad.
Figura 5.49 Módulo de Young mediante ultrasonidos de probetas de Ti y Ti-15Mo.
Para las probetas Ti-15Mo el módulo de Young disminuye con respecto a las que
solo son de Ti, debido a su mayor porosidad. En el caso de las molidas durante 5h se
produce una disminución del módulo de Young del 10,22%, para ambas temperaturas de
sinterización. Para las molidas durante 6h se produce una disminución del módulo de
0
20
40
60
80
100
120
Ti c.p. Ti 5h Ti 6h Ti15Mo 5h Ti15Mo 6h
1000ºC P-S
1250ºC P-S
Mó
du
lo Y
ou
ng
Ult
raso
nid
os (
GP
a)
CAPÍTULO 5: RESULTADOS Y DISCUSIÓN
124
Young del 1,85% cuando la temperatura de sinterización es de 1000º C y de 2,70%
cuando la temperatura de sinterización es de 1250º C.
Las probetas de Ti-15Mo 6h tiene menor módulo de Young que la de Ti-15Mo 5h
también debido a su mayor porosidad.
CAPÍTULO 5: RESULTADOS Y DISCUSIÓN.
125
5.4.5 MÓDULO DE YOUNG MEDIANTE ENSAYO DE COMPRESIÓN.
A partir de las curvas tensión-deformación obtenidas del ensayo de compresión se
obtienen el módulo de Young y el límite de fluencia para cada probeta cuyos resultados
vemos se encuentra en la Tabla 5.23.
Tabla 5.23 Módulo de Young por ensayo de compresión de probetas de Ti y Ti-15Mo.
Módulo Young ensayo compresión (Gpa)
1000ºC P-S 1250ºC P-S 1000ºC L-S 1250ºC L-S
Ti C.P. 39.033 42.511 17.706 21.055
Ti 5h 36.790 40.217 15.809 17.616
Ti 6h 28.398 31.416 13.972 16.015
Ti15Mo 5h 28.323 31.719 9.501 13.729
Ti15Mo 6h 26.508 29.822 8.835 12.474
Como ocurrió con el ensayo mediante ultrasonidos el Módulo de Young es mayor
para las probetas sinterizadas a1250ºC que para las sinterizadas a 1000ºC, como era de
esperar, debido a que a mayor temperatura de sinterización la porosidad es menor. Y
mientras mayor es el tiempo de molienda, menor es el Módulo de Young.
En el caso de las probetas loose-sintering, el módulo de Young en menor que en
los compactos, pero entre ellas ocurre lo mismo que entre las probetas compactadas.
Figura 5.50 Módulo de Young por ensayo de compresión de probetas de Ti y Ti-15Mo.
0
5
10
15
20
25
30
35
40
45
Ti c.p. Ti 5h Ti 6h Ti15Mo 5h Ti15Mo 6h
1000ºC P-S
1250ºC P-S
1000ºC L-S
1250ºC L-S
Mó
du
lo Y
ou
ng
en
sa
yo
co
mp
resió
n (
Gp
a)
CAPÍTULO 5: RESULTADOS Y DISCUSIÓN
126
En la Figura 5.51 se representa como varía el módulo de Young, obtenido del
ensayo ultrasonidos (U) y de compresión (C), frente a la densidad medida por el método
de Arquímedes.
Figura 5.51 Módulo de Young frente a densidad para probetas de Ti y Ti-15Mo.
Como se puede ver en la gráfica, al aumentar la densidad de los compactos,
aumenta también el módulo de Young.
En la Figura 5.52 se representa como varía el módulo de Young, obtenido del
ensayo ultrasonidos (U) y de compresión (C), frente a la porosidad total medida por el
método de Arquímedes.
0
20
40
60
80
100
120
90 92 94 96 98 100
Ti C.P.1000 UTi 5h 1000 UTi 6h 1000 UTi15Mo 5h 1000 UTi15Mo 6h 1000 UTi C.P. 1250 UTi 5h 1250 UTi 6h 1250 UTi 15Mo 5h 1250 UTi15Mo 6h 1250 UTi C.P.1000 CTi 5h 1000 CTi 6h 1000 CTi15Mo 5h 1000 CTi15Mo 6h 1000 CTi C.P. 1250 CTi 5h 1250 CTi 6h 1250 CTi 15Mo 5h 1250 CTi15Mo 6h 1250 C
Densidad (%)
Mó
du
lo Y
ou
ng
(G
Pa
)
CAPÍTULO 5: RESULTADOS Y DISCUSIÓN.
127
Figura 5.52 Módulo de Young frente a Porosidad total para probetas de Ti y Ti-15Mo.
Como se observa en la gráfica, al aumentar de la porosidad total disminuye el
módulo de Young. Comportamiento opuesto al que ocurría al aumentar la densidad.
0
20
40
60
80
100
120
0 2 4 6 8 10
Ti C.P.1000 UTi 5h 1000 UTi 6h 1000 UTi15Mo 5h 1000 UTi15Mo 6h 1000 UTi C.P. 1250 UTi 5h 1250 UTi 6h 1250 UTi 15Mo 5h 1250 UTi15Mo 6h 1250 UTi C.P.1000 CTi 5h 1000 CTi 6h 1000 CTi15Mo 5h 1000 CTi15Mo 6h 1000 CTi C.P. 1250 CTi 5h 1250 CTi 6h 1250 CTi 15Mo 5h 1250 CTi15Mo 6h 1250 C
Porosidad Total (%)
Mó
du
lo Y
ou
ng
(G
Pa
)
CAPÍTULO 6: CONCLUSIONES
129
6 CONCLUSIONES
Los resultados obtenidos en este proyecto final de carrera permiten indicar las
siguientes conclusiones generales:
MOLIENDA (ALEADO MECÁNICO) DEL POLVO DE TI C.P. y Ti-15Mo.
- La molienda mecánica (aleado mecánico) del Ti C.P. con cera orgánica
micropolvo como ACP tiene un comportamiento similar al de otros polvos metálicos,
como el aluminio, de modo que el repetido proceso llevado a cabo durante la molienda de
deformación-fractura-soldadura tiene sus mismas etapas con el tiempo de molienda. El
esquema siguiente describe este comportamiento: (a) 0 h; (b) 5 h; (c) 6 h; (d) 8 h.
- Se ha optimizado el proceso de molienda en un molino de bolas Attritor para
polvos de titanio durante 5 horas con una cera orgánica micropolvo (etilen bis-
estearamida) como agente controlador de molienda (ACP). Introduciendo un 1% en peso
el ACP cada hora y cuarto, en una atmósfera de argón, a 500 rpm y con una temperatura
de refrigeración de 15º C. Consiguiéndose un tamaño medio de partícula de 22,23 µm,
con rendimientos alrededor del 80%.
- Se ha optimizado el proceso de molienda en un molino de bolas Attritor para
polvos de titanio durante 6 horas con una cera orgánica micropolvo (etilen bis-
estearamida) como agente controlador de molienda (ACP). Introduciendo un 1% en peso
el ACP cada hora y media, en una atmósfera de argón, a 500 rpm y con una temperatura
de refrigeración de 15º C. Consiguiéndose un tamaño medio de partícula de 32,16 µm,
con rendimientos alrededor del 45%.
- Para las moliendas de Ti-15Mo se usaron las mismas condiciones que para las
de Ti. En este caso para las 5h de molienda se obtuvieron partículas con un tamaño
medio de 17,59 µm, y con un rendimiento alrededor del 77%. En el caso de la molienda
de 6 h se obtuvieron partículas con un tamaño medio de 59,09 µm y un rendimiento
alrededor del 92%.
CAPÍTULO 6: CONCLUSIONES
130
-Tanto para las moliendas de Ti como para las de Ti-15Mo, al pasar de 5h a 6h de
molienda, el tamaño medio de partícula aumenta con el tiempo de molienda, es decir,
predomina la soldadura frente a la fractura de las partículas, pero de forma mucho más
notable para el Ti-15Mo.
PROBETAS SINTERIZADAS.
- Tras el proceso de sinterización se observa un aumento de la densidad (respecto
del estado en verde) en todos los materiales sinterizados debido a una disminución de las
dimensiones de cada compacto (contracción), como era de esperar. Este aumento de la
densidad se ve incrementado con el aumento de la temperatura de sinterización
(1250ºC). Por otra parte, también se observa que la densificación entre el estado en
verde y el sinterizado es mayor cuanto menor sea la densidad en verde. Estas
observaciones se basan en dos principios: (i) Cuanto mayor es la porosidad en verde,
mayor es la energía del compacto y, por tanto, mayor su tendencia a perderla en la
sinterización y (ii) a mayor temperatura de sinterización aumenta la velocidad de difusión.
- La interpretación de los resultados de densidad, con respecto a las temperaturas
de sinterización, es que a mayor temperatura de sinterización, mayor densidad y menor
porosidad total e interconectada, tanto para probetas compactadas, como para las loose-
sintering.
- La densidad, con respecto al tiempo de molienda, disminuye claramente al pasar
de probetas compactadas de Ti C.P. a molidas 5 horas y vuelve a disminuir al pasar a
probetas molidas 6 horas, favorecido por el hecho de que con el tiempo de molienda de
molienda los granos se redondeaban y perdían las aristas. Este resultado ocurre también
en probetas de Ti-15Mo.
- La porosidad total e interconectada aumenta claramente al pasar de probetas
compactadas de Ti C.P. a molidas 5 horas y vuelve a aumentar al pasar a probetas
molidas 6 horas, favorecido por el hecho de que con el tiempo de molienda los granos se
redondeaban y perdían las aristas. Este resultado ocurre también en probetas de Ti-
15Mo.
- La densidad relativa para las probetas de Ti-15Mo es menor que para las de Ti,
para el mismo tiempo de molienda y la misma temperatura de sinterización, tanto en las
probetas prensadas como en las loose-sintering, debido a la mayor porosidad de las
probetas de aleación Ti-15Mo.
CAPÍTULO 6: CONCLUSIONES
131
- En las probetas de Ti 5h, Ti 6h y las probetas de Ti-15Mo, tanto compactadas
como loose-sintering, aparecen precipitados de Ti-C, debido al uso de ACP que
básicamente está formado por carbono.
- Las probetas molidas presentan una mayor dureza que las de Ti C.P., pero entre
las probetas molidas la dureza es menor para el Ti 6h que para el Ti 5h, debido a que las
probetas de Ti 6h tienen mayor porosidad que las de Ti 5h. Para el Ti C.P. la dureza es
menor debido a que no se ha producido deformación de grano.
- En las probetas de Ti-15Mo compactadas se observa que aumenta la dureza al
pasar de 5 horas a 6 horas de molienda, tanto a 1000º C como a 1250ºC, aun siendo la
porosidad mayor para las probetas de 6 horas que para las de 5 horas, esto es debido a
que cuantas más horas pasa aleándose la mezcla de polvos de Ti y Mo en el molino
mejor es la aleación del molibdeno con el titanio, favoreciendo el endurecimiento de la
aleación, al ser el molibdeno un metal más duro.
- Para todas las probetas, el Módulo de Young es mayor para las probetas
sinterizadas a1250ºC que para las sinterizadas a 1000ºC, debido a que a mayor
temperatura de sinterización la porosidad es menor. Con respecto al tiempo de molienda,
cuanto mayor es éste, menor es el Módulo de Young, debido a que a mayor tiempo de
molienda, mayor es la porosidad.
- Para las probetas Ti-15Mo el módulo de Young disminuye con respecto a las que
solo son de Ti, debido a su mayor porosidad. En el caso de las molidas durante 5h se
produce una disminución del módulo de Young del 10,22%, para ambas temperaturas de
sinterización. Para las molidas durante 6h se produce una disminución del módulo de
Young del 1,85% cuando la temperatura de sinterización es de 1000º C y de 2,70%
cuando la temperatura de sinterización es de 1250º C. Además las probetas de Ti-15Mo
6h tiene menor módulo de Young que la de Ti-15Mo 5h también por su mayor porosidad.
- Tras la realización de difracción de rayos x se llega a la conclusión de que, por
este procedimiento de obtención de probetas de aleación de Ti-15Mo molidas durante 5 y
6 horas, no se obtiene titanio-β.
CAPÍTULO 7: BIBLIOGRAFÍA
133
7 BIBLIOGRAFÍA
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966 Fig.2.
CAPÍTULO 8: ÍNDICE DE FIGURAS
137
8 ÍNDICE DE FIGURAS
Figura 1.1. Implante ...........................................................................................................7
Figura 1.2 Radiografías de tejido óseo con reabsorción ósea. ...........................................8
Figura 2.1 Características más importantes del titanio y de los metales más utilizados:
hierro, níquel y aluminio. ..................................................................................................12
Figura 2.2. Estructura cristalina del titanio: (a) Titanio α: estructura hexagonal compacta,
(b) Titanio β: estructura cúbica centrada en cuerpo. ........................................................13
Figura 2.3. Diagrama de equilibrio Ti-Mo. ........................................................................25
Figura 2.4. Molino de bolas Attritor vertical. .....................................................................27
Figura 2.5. Efecto de las bolas sobre el polvo durante la molienda. .................................28
Figura 2.6. Distribución de tamaños de partículas en el equilibrio ....................................28
Figura 2.7. Cambio de morfología de polvo de Ti durante molienda en un attritor. ...........29
Figura 3.1 Distribución granulométrica del polvo de titanio en estado de suministro- .......34
Figura 3.2 Microscopia óptica y SEM del titanio C.P. .......................................................34
Figura 3.3 Distribución granulométrica del polvo de molibdeno en estado de suministro. 35
Figura 3.4 Microscopía SEM del polvo de molibdeno C.P. ...............................................36
Figura 4.1 Diagrama de flujo del procedimiento experimental. .........................................37
Figura 4.2 Molino Attritor ..................................................................................................38
Figura 4.3 Bolas de acero al cromo níquel para la molienda. ...........................................39
Figura 4.4 Tapadera de la vasija del molino .....................................................................39
Figura 4.5 Analizador láser Mastersizer 2000 ..................................................................41
Figura 4.6 Lijadora STRUERS KNUTH-ROTOR-3 ...........................................................42
Figura 4.7 Pulidora automática STRUERS LABOPOL-6 ..................................................43
Figura 4.8 Microscopio óptico NIKON EPIPHOT 200 .......................................................43
Figura 4.9 Microscopio SEM, JEOL JSM-6460LV ............................................................44
Figura 4.10 Prensa utilizada para el ensayo de compresibilidad. .....................................45
Figura 4.11 Túrbula T2C ..................................................................................................46
Figura 4.12 Vibradora VIBROMET POLISHER y Matriz con juego de punzones .............48
Figura 4.13 Máquina de tracción SUZPECAR MUE 40 ....................................................49
Figura 4.14 Máquina universal MALICET ET BLIN U-30. .................................................50
Figura 4.15 Bandeja con tubos cerámicos para loose sintering y probetas en verde .......51
Figura 4.16 Horno cerámico CARBOLYTE STF 15/75/450. .............................................52
Figura 4.17 Ciclo de sinterización ....................................................................................53
Figura 4.18 Detalle de cómo introducir la bandeja en el horno .........................................53
Figura 4.19 Balanza OHAUS EXPLORER PRO modelo EP114C. ...................................54
CAPÍTULO 8: ÍNDICE DE FIGURAS
138
Figura 4.20 Equipo de ultrasonidos KRAUTKRAMER USM 35 ........................................56
Figura 4.21 Cortadora STRUERS SECOTOM-10 ............................................................57
Figura 4.22 Empastilladora BUEHLER/METASERV PNEUMET ......................................58
Figura 4.23 Equipo Zwick 3212 para ensayo de dureza Vickers ......................................59
Figura 4.24 Geometría del indentador empleado en la medida de dureza. ......................59
Figura 4.25 Curva de tensión-deformación de compresión para el titanio con diferentes
porosidades. ....................................................................................................................61
Figura 5.1 Tamaño medio de partícula de las moliendas. ................................................68
Figura 5.2 Granulometrías de la molienda 1. ...................................................................69
Figura 5.3 Granulometrías de la molienda 2. ...................................................................70
Figura 5.4 Granulometría de la molienda 3. .....................................................................71
Figura 5.5 Granulometría de la molienda 4. .....................................................................72
Figura 5.6 Granulometrías de la molienda 5 ....................................................................73
Figura 5.7 Pico máximo de frecuencia de tamaño de partícula en función del tiempo de
molienda hasta la extracción de la muestra para las condiciones de molienda 2, 4 y 5. ..74
Figura 5.8 Tamaño medio de partícula en función del tiempo de molienda hasta la
extracción de la muestra para las condiciones de molienda 2, 4 y 5. ...............................74
Figura 5.9 Granulometría de la molienda 7. .....................................................................75
Figura 5.10 Granulometría de la mezcla de las moliendas de la 8 a la 13. .......................76
Figura 5.11 Micrografías de polvo Ti C.P. ........................................................................77
Figura 5.12 Comparación de polvos de Ti con distinto porcentaje de ACP. .....................78
Figura 5.13 Comparación de polvos de Ti con distinta manera de añadir ACP. ...............79
Figura 5.14 Comparación de polvo de Ti tras distintas horas de molienda. ......................80
Figura 5.15 Micrografías de las moliendas 8-13 y molienda 7. .........................................82
Figura 5.16 Polvo de titanio tras 5 horas de molienda. .....................................................83
Figura 5.17 Polvo de titanio tras 6 horas de molienda. .....................................................83
Figura 5.18 Polvo de titanio tras 8 horas de molienda. .....................................................83
Figura 5.19 Curvas de compresibilidad para Ti C.P. y Ti 5h. ............................................84
Figura 5.20 Tamaño medio de partícula de los polvos Ti C.P., Ti 5h, Ti 6h, Ti-15Mo 5h y
Ti-15Mo 6h. .....................................................................................................................86
Figura 5.21 Granulometrías de las moliendas 8-13 y 14. .................................................86
Figura 5.22 Granulometrías de las moliendas 7 y 15. ......................................................88
Figura 5.23 Morfología y microestructura de los polvos de Ti C.P., Ti 5h y Ti-15Mo 5h. ..89
Figura 5.24 Morfología y microestructura de los polvos de Ti C.P., Ti 6h y Ti-15Mo 6h ...90
Figura 5.25 Morfología 3D y microestructura del polvo Ti-15Mo mediante SEM. .............91
Figura 5.26 Espectrografía EDX del polvo Ti-15Mo 5h. ...................................................91
CAPÍTULO 8: ÍNDICE DE FIGURAS
139
Figura 5.27 Curvas de compresibilidad para Ti C.P., Ti 5h y Ti-15Mo 5h. ........................93
Figura 5.28 Densidad de probetas de titanio calculadas por masa y dimensiones. ..........95
Figura 5.29 Densidad de probetas de titanio calculadas por Arquímedes. .......................96
Figura 5.30 Porosidad total e interconectada de probetas de titanio. ...............................97
Figura 5.31 Micrografías de probetas de Ti a 1300 MPa. .................................................99
Figura 5.32 Micrografía electrónica de barrido de Ti 6h PS 1250ºC. .............................. 100
Figura 5.33 Diagrama de equilibrio Ti-C ......................................................................... 101
Figura 5.34 Micrografías de probetas de Ti loose-sintering. ........................................... 102
Figura 5.35 Dureza de probetas de Ti a 1300 MPa y Loose-Sintering. .......................... 104
Figura 5.36 Módulo de Young mediante ultrasonidos de probetas de Ti a 1300 MPa. ... 106
Figura 5.37 Módulo de Young mediante ensayo de compresión de probetas de Ti........ 107
Figura 5.38 Módulo de Young frente a densidad para probetas de Ti. ........................... 108
Figura 5.39 Módulo de Young frente a porosidad total para probetas de Ti. .................. 109
Figura 5.40 Densidad (%) de probetas de Ti y Ti-15Mo por masa y dimensiones. ......... 112
Figura 5.41 Densidad (%) de probetas de Ti y Ti-15Mo calculadas por Arquímedes. .... 113
Figura 5.42 Porosidad total e interconectada de probetas de Ti y Ti-15Mo. ................... 114
Figura 5.43 Micrografías de probetas de Ti C.P., Ti 5h y Ti-15Mo 5h a 1300 MPa......... 116
Figura 5.44 Micrografías de probetas L-S de Ti C.P., Ti 5h, Ti-15Mo C.P. y Ti-15Mo 5h.
...................................................................................................................................... 117
Figura 5.45 Micrografías de probetas de Ti C.P., Ti 6h y Ti-15Mo 6h a 1300 MPa......... 118
Figura 5.46 Micrografías de probetas L-S de Ti C.P., Ti 6h, Ti-15Mo C.P. y Ti-15Mo 6h.
...................................................................................................................................... 119
Figura 5.47 Micrografía electrónica de barrido de Ti-15Mo 6h PS 1250ºC ..................... 120
Figura 5.48 Dureza de probetas de Ti y Ti-15Mo a 1300 MPa y Loose-Sintering. .......... 121
Figura 5.49 Módulo de Young mediante ultrasonidos de probetas de Ti y Ti-15Mo. ...... 123
Figura 5.50 Módulo de Young por ensayo de compresión de probetas de Ti y Ti-15Mo.
...................................................................................................................................... 125
Figura 5.51 Módulo de Young frente a densidad para probetas de Ti y Ti-15Mo. .......... 126
Figura 5.52 Módulo de Young frente a Porosidad total para probetas de Ti y Ti-15Mo. . 127
CAPÍTULO 9: ÍNDICE DE TABLAS
141
9 ÍNDICE DE TABLAS
Tabla 2.1. Propiedades mecánicas Ti C.P. (grado 1) .......................................................17
Tabla 2.2. Propiedades mecánicas Ti C.P. (grado 4) .......................................................18
Tabla 3.1 Análisis del polvo de titanio Se-Jong mesh 325................................................33
Tabla 3.2 Caracterización de la cera. ...............................................................................36
Tabla 5.1 Condiciones, extracción y rendimientos de las moliendas de Ti C.P. ...............65
Tabla 5.2 Propiedades granulométricas de los polvos. ....................................................67
Tabla 5.3 Pico máximo y tamaño medio de partícula en función del tiempo de molienda
hasta la extracción de la muestra para las condiciones de molienda 2, 4 y 5. ..................73
Tabla 5.4 Condiciones, extracción y rendimientos de las moliendas de Ti-15Mo. ............85
Tabla 5.5 Propiedades granulométricas de los polvos molidos Ti 5h, Ti 6h, Ti-15Mo 5h y
Ti-15Mo 6h. .....................................................................................................................86
Tabla 5.6 Análisis mediante EDX de los polvos Ti-15Mo 5h. ...........................................92
Tabla 5.7 Densidad de probetas de titanio calculadas por masa y dimensiones. .............94
Tabla 5.8 Densidad de probetas de titanio calculadas por Arquímedes. ..........................96
Tabla 5.9 Porosidad total de probetas de titanio calculadas por Arquímedes...................97
Tabla 5.10 Porosidad interconectada de probetas de titanio calculadas por Arquímedes.
........................................................................................................................................97
Tabla 5.11 Dureza Vickers de probetas de Ti a 1300 MPa y Loose-Sintering. ............... 104
Tabla 5.12 Dureza Vickers y porosidad total de Ti a 1300 MPa y Loose-Sintering. ........ 105
Tabla 5.13 Módulo de Young mediante ultrasonidos de probetas de Ti a 1300 MPa. .... 106
Tabla 5.14 Módulo de Young mediante ensayo de compresión de probetas de Ti. ........ 107
Tabla 5.15 Límite de fluencia mediante ensayo de compresión para probetas de Ti C.P. y
Ti C.P. L-S ..................................................................................................................... 108
Tabla 5.16 Densidad de probetas de Ti y Ti-15Mo por masa y dimensiones. ................. 111
Tabla 5.17 Densidad de probetas de Ti y Ti-15Mo calculadas por Arquímedes. ............ 113
Tabla 5.18 Porosidad total de probetas de Ti y Ti-15Mo calculadas por Arquímedes. ... 114
Tabla 5.19 Porosidad interconectada de probetas de Ti y Ti-15Mo por Arquímedes. ..... 114
Tabla 5.20 Dureza de probetas de Ti y Ti-15Mo a 1300 MPa y Loose-Sintering. ........... 121
Tabla 5.21 Dureza Vickers y porosidad total de Ti-15Mo a 1300 MPa y Loose-Sintering
...................................................................................................................................... 122
Tabla 5.22 Módulo de Young mediante ultrasonidos de probetas de Ti y Ti-15Mo......... 123
Tabla 5.23 Módulo de Young por ensayo de compresión de probetas de Ti y Ti-15Mo.. 125