13º Congresso Ibero-americano de Engenharia Mecânica

13º Congreso Iberoamericano de Ingeniería Mecánica Lisboa, Portugal, 23-26 de Outubro de 2017

ANÁLISE DA SUPERFICIE DE FRATURA DE COMPONENTES DE Ti-6Al-4V MANUFATURADOS POR SINTERIZAÇÃO DIRETA DE METAL POR LASER (DMLS)

Carlos Eduardo Silva Britto1, Ruis Camargo Tokimatsu¹, Newton Salvador Grande Neto¹,

Maria Aparecida Larosa²

1. Departamento de Engenharia Mecânica, UNESP/FEIS, Ilha Solteira –São Paulo, Brasil, email:cebritto@firb.br 2. Departamento de Engenharia de Materiais FEM/UNICAMP, Campinas – São Paulo, Brasil,

email:malarosa@gmail.com

Resumo

A manufatura aditiva proporcionou um avanço significativo na fabricação de implantes, permitindo a construção dos mesmos de forma personalizada através de imagens obtidas do paciente por meio de exames como o de tomografia computadorizada e ressonância magnética, possibilitando melhor procedimento cirúrgico e qualidade de vida ao paciente. A manufatura destes implantes através da técnica DMLS consiste na deposição de camadas de um pó-metálico onde será incidido um feixe de laser de alta potência, que tem por finalidade fundir e unir uma camada a outra sucessivamente. O presente trabalho tem por objetivo, analisar a superfície de fratura de componentes fabricados por DMLS. Para tal objetivo foram fabricados corpos de prova de liga de titânio Ti-6Al-4V em duas orientações de deposição das camadas (A e B) e submetidos a ensaios de tração e fadiga para a obtenção de resultados de caracterização mecânica. As análises das superfícies de fratura foram realizadas através de microscopia eletrônica de varredura (MEV). Os resultados dos ensaios mecânicos revelam que há perda de resistência mecânica conforme o tipo de orientação de construção, sendo os melhores valores apresentados pela orientação B. Não houve alteração do mecanismo de fratura de acordo com a orientação de manufatura, sendo presente o fenômeno de fratura por microcavidades. Palavras chave: biomateriais, manufatura aditiva, sinterização direta de metal por laser, Ti-6Al-4V

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1. Introdução

O desenvolvimento de implantes e biomodelos nos últimos anos tem sido de grande importância no desempenho de tratamentos de pacientes que sofrem de alguma anormalidade congênita ou adquirida, aumentando sua expectativa de vida.

A tecnologia de manufatura aditiva (MA) que consiste na adição de material camada a camada permite a criação de biomodelos/implantes com formas complexas, manufaturando modelos de implantes de forma personalizada, através da utilização de imagens obtidas por tomografia computadorizada (TC) e ressonância magnética (RM) do sitio cirúrgico, facilitando os procedimentos cirúrgicos e diminuindo riscos pós-operatórios.

Os materiais utilizados na fabricação de implantes são chamados de biomateriais e tem como objetivo substituir e atender a função ao qual foi destinado, ou seja, ser biocompatível e biofuncional, tendo como critério de seleção sua aplicação. Os materiais metálicos como o titânio e suas ligas são os mais utilizados para aplicação em áreas onde há solicitação mecânica mais intensa, como por exemplo, implantes buco-maxilo-faciais.

A união entre a tecnologia de fabricação e a seleção de materiais permite aumentar a produtividade e a qualidade de próteses e implantes, sendo assim, é necessário estudar as variáveis geradas pelo processo de fabricação sobre as propriedades mecânicas destes componentes.

Uma das tecnologias de manufatura aditiva que são aplicadas para fabricação de implantes é a Sinterização Direta de Metal por Laser (DMLS), que utiliza um feixe de laser sobre uma camada de pó metálico fundindo uma sobre a outra até o modelo físico ser finalizado. Neste processo, variáveis como velocidade de varredura do laser, a potência do laser, o preaquecimento da câmara, a espessura das camadas e a orientação de construção das camadas são de grande importância para a obtenção de um implante adequado[1].

Dentre os diversos parâmetros presentes nestas tecnologias, a orientação de construção do implante e a orientação da deposição das camadas, uma sobre as outras, influenciam na resistência mecânica do implante, podendo invalidar sua utilização devido o efeito da anisotropia. [2]

O presente artigo tem como objetivo, avaliar a influência da orientação da orientação de construção nas características mecânicas, microestruturais e na superfície de fratura de componentes produzidos Sinterização Direta de Metal por Laser (DMLS), através de ensaios mecânicos de tração e fadiga.

2. Materiais e Métodos

Os corpos de prova (CPs) foram manufaturados pela técnica de Sinterização Direta de Metal por Laser (DMLS) no equipamento EOSINT M270 GmbH (Electro Optical Systems), utilizando como matéria-prima um pó pré-ligado EOS Titanium Ti64 da EOS GmbH. Os parâmetros de processamento para a fabricação das amostras do ensaio de tração foi pré-definido conforme a Tabela 1.

Tabela 1 – Parâmetros de processamento da técnicas DMLS.

Potência dos Laser 170 W Velocidade de Varredura 1250 mm/s

Ângulo de Varrimento 45º (ziguezague) Distância entre linhas 100 µm Espessura da camada 30 µm

O processo de manufatura se inicia com a

fabricação de suportes sobre a plataforma de construção (PC) que tem como objetivo auxiliar a dissipação de calor, promovendo a solidificação da poça de fusão e na retirada dos corpos de prova. O pó pré-metálico é espalhado sobre a plataforma de construção, no qual será varrido por um laser de fibra itérbio (Yb) de acordo com a dimensões definidos pelo projeto até a construção final do modelo físico. A câmara de construção possui sua atmosfera controlada por argônio.

Os corpos de prova de tração e fadiga foram construídos em três orientações de deposição das camadas denominadas orientação de construção A, B e C conforme a Figura 1. Para cada orientação foram manufaturados cinco corpos de prova para ensaio de tração e quatro para ensaio de fadiga.

Figura 1 – Ilustração da orientação de construção dos CP’s via

DMLS. Incidência do feixe de laser. Fonte: Próprio autor.

Os ensaios de tração e fadiga foram realizados em uma máquina Servo-Hidráulico para ensaios mecânicos, 810-Flex-Test40 da MTS de 100 kN.

No ensaio de fadiga foram ensaiados quatro corpos de prova para cada tipo de orientação de prototipagem, variando a força aplicada em 12 kN, 17 kN, 20 kN e 25 kN com o intuito de elaborar a curva tensão/número de ciclos (σ-N). A Equação 1

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foi utilizada para o cálculo das tensões máximas, onde P é a carga máxima, b é a espessura e h é a altura do corpo de prova. Os parâmetros para o ensaio foram:

Espaço do vão livre: 56 mm; Frequência: 25 Hz; Razão de carga do ciclo de carregamento: 0,1.

𝜎𝑚á𝑥 = 81× 𝑃

𝑏 ×ℎ2 [3] As fractografias foram obtidas através de

microscopia eletrônica de varredura (MEV), utilizando o microscópio Zeiss EVO LS 15 e as micrografias foram realizadas utilizando um microcópio óptico DM IL LED da Leica.

A análise por difração de raio-X teve como objetivo identificar fases decorrentes do processo de fabricação, foram feitas através do difratômetro Geigerflex X’Pert PRO da PanAlytical, aplicando uma tensão de 30 kV, com corrente de 15 mA e o ângulo de varredura de 20º a 100º, a uma velocidade de 0,016º/s utilizando como fonte de cadiação CuKa (λ=1,54060 Ӑ). As fichas para identificação das fases foram a 044-1294 e 044-1288.

3. Resultados e Discussão 3.1. Caracterização Microestrutural

Para verificação das características microestruturais foram analisadas por microscopia óptica as amostras manufaturadas nas três direções A, B e C através do corte paralelo e transversal à plataforma de construção, tendo como objetivo analisar as possíveis alterações na microestrutura conforme a orientação de construção e a dissipação de calor (Figura 2).

(a) (d)

(b) (e)

(c) (f)

Figura 2 – Microestrutura da amostra de Ti-6Al-4V produzida por DMLS na orientação A, B e C. Corte paralelo à PC com aumento de 100x (a), (b) e (c), e corte perpendicular à PC com aumento de 100x (d), (e) e (f).

Em todas as orientações de manufatura é

possível visualizar uma microestrutura com colônias martensíticas refinadas e equiaxiais (Figura 2a,2b e 2c), orientadas a plataforma de construção (Figura 2d, 2e e 2f), apresentando uma estrutura martensítica hexagonal em fase de agulhas α’ (Figura 3). Essa característica provida do processo de manufatura, se deve ao fato de que, quando o laser incide sobre o pó metálico espalhado sobre a plataforma de construção, cria-se uma poça de fusão que é rapidamente solidificada fazendo com que as colônias martensíticas criem esse tipo de morfologia no sentido da dissipação de calor (plataforma de construção).

Figura 3 – Difração de raio X.

3.2. Ensaio de Tração

Na Tabela 2, verifica-se os valores médios obtidos através do ensaio de tração dos corpos de prova da liga Ti-6Al-4V.

Tabela 2 – Ensaio de Tração da Liga Ti-6Al-4V.

Orientação de

Manufatura

Limite de Resistência

à Tração (MPa)

Limite de Escoamento

(MPa)

Alongamento (%)

A 816 ± 188 782 ± 177 2,0 ± 0,7 B 1144 ± 73 1090 ± 73 3,9 ± 2,1 C 1170 ± 98 1014 ± 128 6,0 ± 1,8

PC

PC

A

B

C

PC

PC

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As amostras manufaturadas na orientação da construção A apresentaram menores valores de resistência à tração e limite de escoamento. Pelas fractografias da amostra 1A (Figura 4a), pode-se observar em que uma grande parte da região fraturada é identificada partículas do pó metálico e regiões onde houve falta de fusão do material, o que pode ter propiciado a perda da resistência mecânica, interferindo assim na análise da influência da orientação de manufatura pelo ensaio de tração. Nas regiões onde não apresentaram falta de fusão, o micromecanismo de fratura é por microcavidades.

As orientações B e C apresentam valores de resistência à tração e limite de escoamento muito próximos, indicando que não houve perca nas características mecânicas entre essas duas orientações de construção. O micromecanismo de fratura pode ser observado nas fractografias na Figura 5 e 6, também sendo caracterizado por microcavidades.

Embora tenha ocorrido falta de fusão em uma das amostras da orientação A, os valores em todos as variações de deposição de camadas do pó metálico atendem a norma ASTM F136 [4] para aplicações da liga em implantes e o valor da liga recozida [5].

(a)

(b) (c)

(d) (e) Figura 4 – Fractografias dos corpos de prova de Ti-6Al-4V produzida por DMLS, na orientação de prototipagem A. (a) – Área da região fraturada (47x); (b) – Região A da área fraturada (200x); (c) – Fratura por microcavidades na Região A (800x); (d) – Região B da área fraturada (200x) e (e) – Fratura por microcavidades na Região B (400x). Fonte: Próprio autor.

(a)

(b) (c)

(b) (c) Figura 5 – Fractografias dos corpos de prova de Ti-6Al-4V produzida por DMLS, na orientação de prototipagem B. (a) – Área da região fraturada (58x); (b) – Região A da área fraturada (200x); (c) – Fratura por microcavidades na Região A (800x); (d) – Região B da área fraturada (200x) e (e) – Fratura por microcavidades na Região B (400x). Fonte: Próprio autor.

(a)

(b) (c)

(d) (e) Figura 6 – Fractografias dos corpos de prova de Ti-6Al-4V produzida por DMLS, na orientação de prototipagem C. (a) – Área da região fraturada (47x); (b) – Região A da área fraturada (200x); (c) – Fratura por microcavidades na Região

A

B

A A

B B

A

B

A A

B B

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A (800x); (d) – Região B da área fraturada (200x) e (e) – Fratura por microcavidades na Região B (400x). 3.3 Ensaio de Fadiga

Os resultados obtidos através dos ensaios de fadiga estão representados na Tabela 3. Todos os CP’s foram expostos às respectivas cargas até a ruptura. Na Figura 7 estão representadas as curvas de resistência à fadiga (σ – N) para os diferentes tipos de orientação de manufatura.

Tabela 3 – Resultados dos ensaios de fadiga da liga Ti-6Al-

4V.

Carga Máxima

(N)

Tensão Máxima (MPa)

Orientação de Prototipagem

Número de Ciclos

25000

1476

A 3.473 B 5.491 C 4.984

20000

1181

A 6.652 B 9.651 C 10.021

17000

1004

A 11.163 B 14.195 C 13.505

12000

708

A 29.325 B 49.127 C 38.506

Figura 7 – Curva σ x N da liga Ti-6Al-4V para orientações de

prototipagem diferentes.

Observa-se que, para os mesmos níveis de tensões máximas aplicadas nos corpos de prova, a orientação de manufatura A obteve menor vida à fadiga, o que é evidenciado pelo baixo número de ciclos necessários para a ruptura total. As orientações B e C, apresentaram números de ciclos muito próximos até os valores de tensão máxima 1476, 1181 e 1004 MPa. Já na tensão de 708 MPa a diferença no número de ciclos entre estas orientações de construção ganham maior evidência, tendo o B para este mesmo nível de tensão maior vida à fadiga.

As fractografias dos corpos de prova (Figura 8, 9 e 10) apresentam a região onde os mesmos foram submetidos a esforços de tração no ensaio de fadiga por flexão. A linha pontilhada limita, aproximadamente, a zona de fadiga (A) e a zona de fratura final (B) e as setas identificam as regiões onde ocorreram a possível nucleação e propagação das trincas. Os corpos de prova escolhidos para analise, foram os ensaiados com tensão de 1181 MPa.

Figura 8 – Superfície de fratura do corpo de prova produzido por DMLS na orientação A. (A) – zona de fadiga; (B) – zona de fratura (36x).

Figura 9 - Superfície de fratura do corpo de prova na orientação B. (A) – zona de fadiga; (B) – zona de fratura (36x).

Figura 10 - Superfície de fratura do corpo de prova na orientação C. (A) – zona de fadiga; (B) – zona de fratura (36x).

A

B

A

A

B

A

B

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O micromecanismo de fratura que prevalece em toda a

extensão da zona de fratura final (B) é totalmente dúctil em

todas as orientações de construção (A, B e C). As Figuras 11a,

11b e 11c revelam a presença de microcavidades provenientes

da deformação plástica, nas regiões onde a fratura repentina

ocorre. As fractografias apresentadas nas Figuras 12a, 12b e

12c demonstram as regiões da propagação da trinca na zona de

fadiga (A).

(a)

(b)

(c)

Figura 11 – Fractografia da superfície da zona de fratura final (B) (400x). (a) – orientação de construção A; (b) – orientação de construção B; (c) – orientação de construção C.

(a)

(b)

(c)

Figura 12 - Fractografia da superfície da zona de fadiga (A) (400x). (a) – orientação de construção A; (b) – orientação de construção B; (c) – orientação de construção C. 4. Conclusão

Concluiu-se que a estrutura morfológica presente nos componentes produzidos por DMLS é constituída por colônias de martensita α’ orientadas no sentido da plataforma de construção, onde há maior dissipação de calor.

No ensaio de tração não foi possível evidenciar a influência da orientação de construção das camadas, devido às falhas decorrentes do processo de fabricação apresentadas na amostra da orientação A, porem pode-se verificar que os valores na orientação de construção A, B e C estão

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dentro das especificações exigidas pela norma ASTM F136. Já no ensaio de fadiga é evidente a perda nas propriedades mecânicas nos corpos de prova manufaturados na orientação A, propondo assim que as melhores propriedades mecânicas podem ser obtidas nas orientações B e C. O micromecanismo de fratura presente nos corpos de prova em todos os ensaios mecânicos foi por microcavidades, não havendo alteração com os três tipos de orientação de construção de camadas. Referências [1] VOLPATO, N., FERREIRA, C. V., SANTOS, J. R. L. dos. Prototipagem Rápida: tecnologias e aplicações. São Paulo: Edgard Blücher, 2006. [2] ESPERTO, L.; OSÓRIO, A rapid tooling: sinterização directa por laser de metais.Revista da Associação Portuguesa de Análise Experimental de Tensões,Lisboa, v. 15, p. 117-124, 2008. [3] AMERICAN SOCIETY FOR TESTING AND MATERIALS- ASTM . ASTM E399: standard test method for linear-elastic plane-strain fracture toughness kic of metallic materials. West Conshohocken, 2013. [4] AMERICAN SOCIETY FOR TESTING AND MATERIALS- ASTM. ASTM F136: standard specification for wrought titanium-6aluminum-4vanadium ELI (Extra Low Interstitial) alloy for surgical implant applications (UNS R56401). West Conshohocken, 2014. [5] MELLO, G. M. R. Efeito de elementos betagênicos na estabilidade de fases e propriedades de ligas de titânio para implantes ortopédicos. 2004. 131 f. Tese (Doutorado em Engenharia Mecânica)– Faculdade de Engenharia Mecânica, Universidade Estadual de Campinas, Campinas, 2004.