PROCESADO Y EVALUACIÓN DE ALEACIONES Ti-15Mo...

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.


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.


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.


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.


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.


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,


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.


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.


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)


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.


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.


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.


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


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

http://es.wikipedia.org/w/index.php?title=Miner%C3%ADa_del_cobre&action=edit&redlink=1

http://es.wikipedia.org/wiki/Lixiviado

http://es.wikipedia.org/wiki/Amon%C3%ADaco


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.

http://es.wikipedia.org/wiki/Escalas_de_dureza#Escala_de_Mohs

http://es.wikipedia.org/wiki/Tantalio

http://es.wikipedia.org/wiki/Osmio

http://es.wikipedia.org/wiki/Renio

http://es.wikipedia.org/wiki/Wolframio

http://es.wikipedia.org/wiki/Carbono

http://es.wikipedia.org/wiki/Oxoanion

http://es.wikipedia.org/wiki/Indicador_de_pH

http://es.wikipedia.org/wiki/Polioxometalato


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

http://es.wikipedia.org/wiki/Ligando

http://es.wikipedia.org/wiki/TFT


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.


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.


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.


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.


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.


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,


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.


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.


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


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, %



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.


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


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


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.


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


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


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


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


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.


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:


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.


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.


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.


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.


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


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:


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)


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.


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).


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.


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


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).


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.


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).


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


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:


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


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


15min 41,85 81,26


15min 43,08 83,65


15min 42,68 82,87


15min 41,42 80,43


15min 42,02 81,59


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.


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


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)


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

, %


Molienda 1 Ti 1,5%ACP

Ti C.P.1h2h


70


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.


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

, %


Molienda 2 Ti 3%ACP

Ti C.P.

1h

2h

4h


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.


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


72



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


Ti C.P.8h


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

, %


Molienda 5 Ti 4%ACP

Ti C.P.

1h

2h

4h

8h


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


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.


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.


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

, %



Ti C.P.

6h


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

, %


Moliendas 8-12 Ti 4%ACP 5h

Ti C.P.

5h


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.


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.


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.


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.


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.


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.


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.


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.


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.



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


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 (%)


ACP

Extracción (g)

Rendimiento (%)

Molienda 8-13 5 15 2 4 0,5 g cada 1h

15min 45,82 81,76


30min 22,30 43,30

Ti-15Mo Tiempo (horas)

Temperatura (ºC)

ACP (g)

ACP (%)


ACP

Extracción (g)

Rendimiento (%)


15min 39,58 76,85


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.


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)


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

, %


Molienda 14 Ti15Mo 4% ACP 5h

Ti C.P.

Ti 5h

Ti-15Mo 5h


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

, %


Molienda 15 Ti15Mo 4% ACP 6h

Ti C.P.

Ti 6h

Ti-15Mo 6h


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.


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.


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.


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.


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.


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


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


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.


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 (%

)


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

(%

)


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 (%)


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 (%)


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 1000ºC L-S


Porosidad Inter 1000ºC P-S


Porosidad Inter 1000ºC L-S


Po

rosid

ad

To

tal (%

)

Po

rosid

ad

Inte

rco

ne

cta

da

(%)


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.


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


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.


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.


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.


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.


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)


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)


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.


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


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)


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)


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)


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

)


109


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

)


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.


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 (%

)


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


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


1000ºC P-S

1250ºC P-S

1000ºC L-S

1250ºC L-S

De

nsid

ad

(%

)


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


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


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









Po

rosid

ad

To

tal (%

)

Po

rosid

ad

Inte

rco

ne

cta

da

(%)


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.


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.


Ti-15Mo 5h loose-sintering a 1000ºC y 1250ºC.


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.


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.


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.


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



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.


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)


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


1000ºC P-S

1250ºC P-S

1000ºC L-S

1250ºC L-SDu

reza

HV

(k

g/m

m2)


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


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


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


1000ºC P-S

1250ºC P-S

Mó

du

lo Y

ou

ng

Ult

raso

nid

os (

GP

a)


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.


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)


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


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)


126


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.


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

)


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%.


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.


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

[1] Francisco Javier Gil Mur, Conrado Aparicio Bádenas, José María Manero Planella,

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[36] Thomas Imwinkelried. “Mechanical properties of open-pore titanium foam”. 2007: p.

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


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 5.6 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 5.10 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 5.19 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


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


...................................................................................................................................... 117

Figura 5.45 Micrografías de probetas de Ti C.P., Ti 6h y Ti-15Mo 6h a 1300 MPa......... 118


...................................................................................................................................... 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

PROCESADO Y EVALUACIÓN DE ALEACIONES Ti-15Mo...

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