DETERMINACIÓN DE LA VENTANA DE OPERACIÓN EN LA MEZCLA E INYECCIÓN DE POLVOS 

DE HIERRO PARA LA OBTENCIÓN  DE PIEZAS POR MIM         

AUTOR: MARIO ANDRES GOMEZ PLATA 

 Código: 200411043 

       

PROFESOR ASESOR:  

Dr.Ing. JAIRO A. ESCOBAR             

UNIVERSIDAD  DE LOS ANDES  

FACULTAD DE INGENIERIA   

DEPARTAMENTO DE INGENIERIA MECANICA  

BOGOTÁ   

ENERO 21 DE 2009 

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CONTENIDO 

 

1. INTRODUCCIÓN ....................................................................................................................... 4 

2. OBJETIVOS .............................................................................................................................. 5 2.1 OBJETIVO  GENERAL .............................................................................................................  5 2.2 OBJETIVOS  ESPECIFICOS .......................................................................................................  5 

3. MARCO CONCEPTUAL............................................................................................................... 6 

3.1MOLDEO  POR INYECCION DE POLVOS ......................................................................................  6 3.1.1 ESTADO DEL ARTE ........................................................................................................  6 3.1.2 DESCRIPCION DEL PROCESO DE MOLDEO POR INYECCION....................................................  8 3.1.3 SELECCIÓN DE POLVO ..................................................................................................10 3.1.4 SELECCIÓN DE LIGANTES...............................................................................................11 3.1.5 PREPARACION FEEDSTOCK ............................................................................................13 3.1.6  CARACTERIZACIÓN ..................................................................................................17 3.1.7 INYECCION DE LA MEZCLA.............................................................................................22 3.1.8  Extracción  .................................................................................................................26 3.1.9 Sinterización...............................................................................................................28 

PROCEDIMIENTO EXPERIMENTAL .................................................................................................30 

4.1  SELECCIÓN POLVO .............................................................................................................30 4.2 SELECCIÓN DE LIGANTE .......................................................................................................30 4.3 PREPARACIÓN DEL FEEDSTOCK .............................................................................................32 

4.3.1 FIJACION TEMPERATURA DE MEZCLADO..........................................................................32 4.3.2 PREPARACION PREMEZCLA ...........................................................................................32 4.3.3 MEZCLADO POLVO LIGANTE ..........................................................................................33 4.3.4 HOMOGENIZACIÓN DE LA MEZCLA .................................................................................34 

4.4 CARACTERIZACIÓN DE LA MEZCLA .........................................................................................34 4.4.1 DENSIDAD..................................................................................................................34 4.4.2 ÍNDICE DE FLUIDEZ ......................................................................................................35 4.4.3 REOMETRÍA CAPILAR ...................................................................................................35 4.4.4 CALORIMETRÍA DIFERENCIAL DE BARRIDO .......................................................................36 

4.5 PARAMETROS DE INYECCIÓN................................................................................................36 4.5.1 PERFIL DE TEMPERATURAS DEL BARRIL  ...........................................................................38 4.5.2 PRESION DE INYECCIÓN ................................................................................................39 4.5.3 CANTIDAD DE MATERIAL ..............................................................................................39 

4.6 RESISTENCIA EN VERDE .......................................................................................................39 

5.RESULTADOS ..........................................................................................................................40 

5.1 SELECCIÓN LIGANTE ...........................................................................................................40 5.2 FIJACION TEMPERATURA DE MEZCLADO.................................................................................40 5.3 HOMOGENIZACIÓN DE LA MEZCLA ........................................................................................41 5.4 DENSIDAD ........................................................................................................................42 5.5 INDICE DE FLUIDEZ .............................................................................................................43 5.6 REOMETRÍA CAPILAR ..........................................................................................................43 5.7 CALORIMETRIA DIFERENCIAL DE BARRIDO ..............................................................................46 5.8 PARAMETROS DE INYECCION................................................................................................46 

5.8.1 FIJACION DE LA TEMPERATURA DE MEZCLADO .................................................................46 

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5.8.2 PRESION DE INYECCIÓN ................................................................................................47 5.8.3 CANTIDAD DE MATERIAL ..............................................................................................48 

5.9 RESISTENCIA EN VERDE .......................................................................................................49 

6.ANALISIS DE RESULTADOS.........................................................................................................51 

6.1 HOMOGENIZACIÓN DE LA MEZCLA ........................................................................................51 6.2 DENSIDAD ........................................................................................................................51 6.2 INDICE DE FLUIDEZ .............................................................................................................51 6.3 REOMETRIA CAPILAR ..........................................................................................................51 6.4 CALORIMETRIA DIFERENCIAL DE BARRIDO ..............................................................................52 6.5 DEFECTO  DE SEGREGACION .................................................................................................53 6.6 RESISTENCIA EN VERDE .......................................................................................................56 

7. CONCLUSIONES ......................................................................................................................57 

8. REFERENCIAS BIBLIOGRAFICAS..................................................................................................58 

                        

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1. INTRODUCCIÓN    

El   moldeo   por  i nyección   de   polvos  es   un   proceso   de   manufactura     que   ha  venido creciendo  desde 1980. Desde  entonces el  campo  de  acción  de  es ta  nueva  tecnología se  ha diversi fi cado.  Actualmente   se  utilizan  piezas  manufacturadas  a   través  de  moldeo   por inyección  de  polvos  en  la   fabri cación   de   intercambiadores  de   calor,  filtros,  implantes médicos, y en  la indus tria de  dispositi vos electrónicos, y químicos  [Ref. 3] .En   Colombia la industria  del  moldeo   por  inyección  de   polvos   es  casi  nula,  en  parte   por  la   fal ta   de conocimiento  de  diseñadores  e   indus triales  acerca  de  los  grandes  benefi cios  de  es ta tecnología . Por eso, al es tudiar el  moldeo  por i nyección  de  polvos  metálicos , se quiere empezar a  difundi r es ta  novedosa   tecnología que  genera ría  grandes  benefi cios  a    nivel industrial .  En   esencia  la  tecnología  de  moldeo  por  inyección  de   polvos  cuenta  con   tres  etapas principales:  1 formulación  y preparación de la  mezcla o  feeds tock a  partir de  polvos y pol ímeros                            apropiados . 2 moldeo de  la mezcla   donde adquiere la  geometría  requerida 3 procesamiento térmico de la mezcla moldeada  para remover el polímero  y sinteri za r el            polvo.    [REF.2]  Es te proyecto busca  realiza r un estudio  de las primeras dos  fases esenciales  del proceso que son la  mezcla e   inyección de  polvos .  Para  realizar este  estudio, se deben  analizar cuidadosamente cada  uno de  los pasos que  componen el  proceso, determinando  el  efecto de  cada  una  de   las  variables que  a fectan  las distintas  fases. Un  es tudio  formal  impli ca : el conocimiento  acerca   del  manejo   de  cada  uno  de  los  equipos   necesa rios  para  la producción, las condiciones que  son   impuestas en  cada uno  de  los pasos del proceso, la caracterización  de   la  materia  prima    con   que  se  desea   trabaja r  (polvo  y  ligante),  y el análisis de  los  resul tados  obtenidos  en cada  una  de  las fases del proyecto  cuanti ficando  el efecto  de cada una de es tas variables .  Para   cons trui r la ventana de operación de  los pasos de  mezcla  e inyección  se requiere:  

1 Cuantifi ca r y analiza r  los  resul tados obtenidos al variar los  parámetros apli cados  2 Determinar la relación  causa y efecto  para  obtener piezas de calidad  3 Determinar los puntos de  trabajo  que  permiten  una pieza final con  las mejores  

propiedades  para continuar con el  proceso. [Ref. 4] 

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 En  es te  proyecto  se   realiza rá   un  análisis  completo  de   los   resultados  obtenidos  en   la fabri cación   del   feeds tock,  así  como  una   completa  ca racteri zación   de   las  propiedades necesa rias para  ser moldeado. Una vez se  obtenga  el feeds tock viable para la inyección, se realiza rá un    análisis de la combinación  de  los  di ferentes  parámetros  de  inyección, tales como: presión  de  inyección,  temperatura , o  cantidad  de  material inyectado, analizando  los  efectos  en  la variación  de  cada  uno  ellos. Pos teriormente  se  obtendrá  la  combinación de  los distintos parámetros , que  logran las mejores  propiedades mecánicas en  las piezas inyectadas y durante   la extracción.   

2. OBJETIVOS 

 

2.1 OBJETIVO GENERAL  Determinar  la   ventana de   operación  del  proceso  de  mezcla  e   inyección de   polvos  de hierro, que  permita obtener piezas en verde con  propiedades mecánicas adecuadas . 

2.2 OBJETIVOS ESPECIFICOS 

 • Determinar la carga sólida de hierro  óptima para la inyección de  polvos de hierro  

mediante reología  capilar.  

• Diseño  de  un protocolo de  mezclado  para  polvos de hierro, que  permitan  obtener un feedstock inyectable. 

 • Ajus ta r  los  parámetros   de   inyección  tales  como:  (presión  y  temperatura   de 

inyección, perfil de  tempera turas,  tempera tura  del  molde, velocidad  del   tornillo), de  tal forma que se obtengan piezas sin  defectos . 

 • Caracteriza r  las piezas  inyectadas  por medio   de   la densidad,  homogeneidad,  y 

resistencia en  verde     

      

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3. MARCO CONCEPTUAL  

 

3.1MOLDEO POR INYECCION DE POLVOS  

3.1.1 ESTADO DEL ARTE  

 El  moldeo  por  inyección  es  una   técnica  ampliamente  utilizada     para    la   fabri cación de piezas poliméricas. Esta  técnica  posee  ciertas ventajas como  exacti tud  en la  geometría de la pieza  y capacidad  de  producción  de geometrías complejas . Es tas  propiedades quisieron  ser aplicadas  a los  materiales  tanto  metálicos como  cerámicos    con  el   fin de  aprovechar sus  propiedades   como: altas durezas, altas resis tencias, o al tas  temperaturas  de  trabajo. El  MIM (metal  injection  molding) l ogra  fabrica r piezas de  materiales de  gran  variedad   con buenas propiedades  físicas  o mecánicas , logrando  formas geometrías complejas  de  gran precisión.  El  moldeo  por  i nyección   de  polvos metálicos   MIM  (metal  injection  molding)  combina conceptos   relacionados  con  la  ciencia   de  la  metalurgia  de   polvos  y  del  moldeo   por inyección   de   pol ímeros   ,  obteniendo   un   proceso   de   manufactura   que   posee  ciertas ventajas  y  desventa jas  con   respecto   a  otros  métodos  de   fabri cación  tales  como  :  el maquinado, la fundición, o  la forja . Algunas de  las  cualidades del moldeo por i nyección de polvos  son  mostradas  en  la Figura  1  

 

Figura 1 cualidades del proceso de metal injection molding 

En   cuanto  a   la precisión  en  las  dimensiones  de  la  pieza,  el  proceso  de  MIM permi te tolerancias  entre  0.3 y 0.4 %. Además  permite  la  fabri cación  de  piezas de un  amplio  rango de  materiales del  grupo  de  los  metales   (Hierro, Cobre, Níquel, Molibdeno, o  di ferentes aleaciones  como  el  Hierro   Níquel ) y del   grupo  de  los   cerámicos  (Alúmina ,  Carburo de 

Bajo costo

Complej idad en la forma

Buenas propiedades mecánicas

Precisión en las

dimensiones de la pieza

Flexibilidad en la pieza

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Tungs teno, ca rburo  de  Titanio), muchos  de  ellos de  imposible tra tamiento  mediante  otros procesos.  Es ta  técnica presenta un  bajo  costo  de  producción  ya que  el desperdicio  de material que  se presenta  es  muy ba jo y la  cantidad  de  energía  necesaria  para  efectuar el proceso  es menor que  en  otras formas  de  manufactura  como  la fundición. [Ref.4]  El  proceso  de  MIM  tiene  la  venta ja  de  que  puede  ser automatizado  y es  relati vamente fácil   la  aplicación  de  control  numérico a  las diferentes  etapas  del  proceso. Es to  facilita  la producción  de  grandes lotes en poco  tiempo de  piezas  geométri camente complejas , que mediante otros  procesos demorarían  mucho más. Mediante MIM se  pueden  logra r lotes de   fabri cación  de  hasta  100000 piezas por día   [Ref.1]. De  la misma manera es posible produci r lotes  bajos  (5000 piezas por día) de  manera rentable , ya  que  el MIM evi ta utilizar procesos pos teriores de corrección como el  maquinado.  Sin embargo  este  proceso  tiene  algunas limi tantes. Una primera  limitante del  proceso es el tamaño  de  las piezas que se  pueden generar, puesto  que   componentes de  gran  tamaño (mayores a 100 cm3) implican  difi cul tades  de proceso  y de  cos to. As í pues , es ta técnica  se ve limitada  al  procesamiento  de  piezas  pequeñas . En  cuestión  económica el  proceso  de MIM  requiere de una  fuerte  inversión ini cial que incluye equipos  de al to  cos to  y materia prima , por lo  que  es te  proceso pretende  la  producción  de  grandes lotes   para  que sea  un proyecto viable [Ref.1].    Otra  res tri cción  importante, es la falta de  conocimiento  de  las venta jas de  es ta  tecnología con   respecto  a otros  procesos de manufactura . Además, hay muy pocas guías de diseño que posibiliten  el  conocimiento necesario para reemplaza r otros  procesos de  manufactura con  la  tecnología  de  MIM. Es te  desconocimiento  es considerado  otra  desventa ja, pues to que  existe  una menor cantidad  de  personal califi cado  que  pueda  manejar el  proceso  de producción.  La  tecnología  de moldeo  por inyección  de  polvos  MIM comenzó  en  el  año  1920   y  fue apli cada  ini cialmente  en   la     producción  de  piezas  cerámicas .  Para  el  año   1950  varios componentes  de ca rburos y cerámicos  fueron   fabri cados  utilizando los primeros ligantes tales  como   las  resinas  epóxicas  y  la   celulosa.  Sin   embargo,  la  comercialización   de productos fabri cados  mediante MIM comenzó en  la década  de  los  80́ s  con  la construcción de  componentes cerámicos  para  motores, y la  cons trucción de  piezas  de  al ta  complejidad geométri ca para la industria  aeroespacial [Ref.1]  

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Figura 2 algunas de las piezas que se pueden producir mediante MIM [Ref .2] 

Desde   1980  el  crecimiento  de MIM ha sido  excepcional, la   tasa  de   crecimiento  de   la industria ha  sido de  cerca  del  50 %. En 1995 la  industria  de MIM producía  cerca de  300 millones de   dóla res a  nivel  mundial  con     cerca  del   30 % de   la producción  dedicada  a cerámicos,  un 10 % a carburos  y un  60 % a  metales. El crecimiento  en la  indus tria de MIM se debe  al  crecimiento en  el  campo  de  acción  de  es ta   técnica . En los  últimos  años  han surgido  nuevas  apli caciones   tales  como    micro   componentes  electrónicos , disposi ti vos médicos y dentales, y piezas para  aeronáuti ca e industria automotriz. [Ref.1]  Se  presentan  algunas  confusiones  entre  el  moldeo por  inyección  de  polvos  MIM  y  la compactación  por dado. El compactado  se basa en la  conformación  de  una determinada pieza por medio de un dado  y dos punzones que  presionan el  polvo  formando  piezas  de poca  al tura   que   pueden   ser  fácilmente   expulsadas  del  dado.  En   algunos  casos  las presiones en  el  compactado  alcanzan los  840 MPa  .Sin  embargo  es te  proceso   tiene  una desventaja  con  respecto al  moldeo  por inyección,   que  solo  es  posible  logra r geometrías complejas en  la orientación  de presión [Ref.2].  

3.1.2 DESCRIPCION DEL PROCESO DE MOLDEO POR INYECCION 

 El  proceso  de  moldeo  por inyección  está  dividido  en 5 fases principalmente: selección  de polvo  y ligante, mezclado  o   fabri cación  del  feedstock, inyección  de la mezcla, extracción de  los sistemas li gantes y sinteri zado.  El  primer paso  en  el  moldeo  por inyección  de  polvos  es defini r la materia prima que  se quiere  procesar. Es  deci r que  se  debe  comenzar por defini r el     tipo  de  material que  se quiere trabaja r, la  geometría  final que se quiere  consegui r y las  propiedades  finales  que  el componente   fabri cado debe  poseer. De es ta  forma para  el diseño   de  piezas mediante MIM  se  debe  integra r  el   diseño   del   componente,  el   diseño   del   procesamiento,  y  la selección y manipulación  del material [Ref.2]. Para  el diseño del  proceso  de fabri cación  de un componente se  debe conocer:  

1 El costo de implementar el  proceso 2 El diseño de las herramientas como  el molde  de  inyección 

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3 Los  parámetros  y las variables de cada  una  de  las fases del proceso [Ref.4] 

 

Figura 3 Demostración de los pasos de MIM [Ref .5] 

 La  primera  fase consiste  en  la selección  de  polvo  y de  ligante. Para  seleccionar el polvo, se deben  tener en cuenta las ca racterísti cas de: tamaño  de  partícula, distribución  del tamaño de  partícula , forma  de la partícula , densidad de  llenado. [Ref.1].   El li gante  es un vehículo  temporal  que permi te  el  empaquetamiento del polvo  en el  molde con  la   forma  deseada logrando  mantener esta   forma  hasta  el  ini cio  de la  sinteri zación. [Ref.1]. El  ligante  se  mezcla  con  el  polvo  para  obtener feeds tock que  pueda  ser moldeado. Para  obtener un  ligante  idóneo se  deben  tener en cuenta: las característi cas de  flujo  del ligante, la interacción li gante polvo, la extracción, la manufactura y el  costo.  Una  vez se haya  elegido  el polvo  y el ligante, se llega  a  la etapa de mezclado  o  preparación del   feedstock. Para  fabri ca r el   feedstock   se debe  tener en   cuenta diferentes  variables como  el tipo  de polvo, el  tipo de  ligante  y ca rga solida . Para  realizar un  completo  proceso de  mezclado, el   feedstock debe quedar completamente  homogéneo, lo que quiere  deci r que   tanto  el  polvo  como  el  li gante  deben  es ta r distribuidos    exactamente  de la  misma manera    en   toda  la  mezcla  .El  correcto      mezclado   de   un  balanceado   porcenta je volumétri co de polvo y li gante determina  el éxi to o falla de subsecuentes procesos [Ref.1].   Mediante  la inyección, la mezcla o   feeds tock a  una  tempera tura mayor a la de  fusión es empujada   por  el   tornillo   reciprocante     de   la  máquina  inyectora ,  llenando   todas  las cavidades  del  molde, logrando  la  geometría de  pieza  deseada , con  bajas tolerancias  y sin la necesidad  de   tra tamientos  correcti vos . Una  vez  la mezcla  fundida  llena el  molde, se produce  un  enfriamiento  que  permi te  que  la  pieza   rígida  en   verde  sea  expulsada  del molde.  

Polvo Ligante

Mezclado

Inyección

peletizado

Extracción Sinterización

Final

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Una  vez se  obtenga  la  pieza  en verde, se  procede  a  extraer los  li gantes. Existen  dos  tipos de   extracción:  la   extracción   térmica  y  la   extracción   por  solvente.  La  extracción   por solvente consiste  en  sumergi r la  pieza en  un  fluido  que  disuelve  al  menos  una  de  las fases del  li gante, mientras  que  la  extracción térmica  consiste  en  remover el  solvente  aplicando calor. Mediante la  extracción térmica , el li gante  desaparece por degradación, evaporación o extracción l íquida.  La integridad estructural de  las piezas  fabri cadas  por MIM se da  en  la sinteri zación, este  es un  tra tamiento  térmico   en   el  cual  se  unen  las  partículas  acabando  con   los  poros, densifi cando  la  pieza con  una temperatura  cercana  a la  tempera tura  de  fusión. Durante  la sinterización se forman puentes entre las partículas que  crecen  debido al movimiento  de átomos  entre  partículas del  polvo. Con es ta  no  solo  aumenta  la densidad  de  la  pieza , sino también la  resistencia , la  dureza , la ductilidad, y la resis tencia a  la corrosión.  

3.1.3 SELECCIÓN DE POLVO   El  primer paso  utilizado en  el  proceso de  MIM es  encontra r las  ca racterís ticas  del   tipo  de polvo  que  se desea utiliza r. Las ca racterísti cas que  se desean controla r son: el  tamaño  y la dis tribución  de  partícula , la   forma  de la  partícula, el  área  superficial, y  la  fri cción  entre partículas .  [Ref. 2]. Existen  una serie  de  especifi caciones  de estas   ca racterís ti cas básicas ideales que deben  tener los polvos, para  que  logren  ser inyectables :  

 

Tabla 1. Características deseables de los polvos utilizados en MIM [Ref .1]

 Forma de polvo es féri ca permite al tas densidades en la sinteri zación y bajas vis cosidades que  mejoran   el  flujo, aunque  con   este   tipo   de   forma   es  más  fácil   que   se  pierda  la geometría   de la pieza y se presente mayor encogimiento  durante la extracción. Por otra parte  las  formas i rregula res  permiten la conservación  de  la forma  durante la extracción, aunque  logran menores densidades en la sinterización [Ref 1].   

Tamaño  de partícula   entre 0,5 y 20 μ con D50 entre 4 y 8 μ Densidad de batido  densidad TAP mas de 50 % la  teórica   Aglomeración  sin aglomeraciones   Forma   casi esférica   Angulo de compactado   55 grados  Densidad   partículas libres  de aglomeraciones   

  bajo riesgo  de explosión y baja  toxicidad 

  superficie de partícula  limpia     segregación mínima   

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Otro  parámetro que  se debe  resalta r es  la  fricción  entre  partículas. Una  fri cción  muy al ta impide  un   correcto   proceso  de  mezclado  e  inyección, mientras  que  una  fri cción entre partículas  demasiado  baja  genera  problemas de  retención  de  forma durante  la extracción. De  la  misma  manera , el  ángulo  de   reposo, permite  predecir la conservación  de  la  forma durante  la  extracción   y  el  sinteri zado,  ya  que   el  ángulo  de   reposo   y  la  fri cción  entre partículas se  encuentran  proporcionalmente   relacionados [Ref1 ].   En  cuanto  al  tamaño de partícula , se  logran sinteri zaciones mucho más  rápidas, menores defectos de  moldeo  y mejor retención de  forma  al  usar tamaños  pequeños. Sin  embargo, diámetros  menores   de  partícula   implican   mayor  encogimiento  en   la   sinteri zación     y mayores  viscosidades  durante  el  mezclado,  el    moldeo  y  consecuentemente  mayor aglomeración.  Una   amplia  dis tribución   de  tamaños  de  partícula  permite   mayores densidades de  empaquetamiento   y menores  defectos  durante   la sinterización, aunque presenta mayores  problemas  de   calidad  y micro  estructuras  no  homogéneas .  Además, Una  gran área  superfi cial permite  una mejor  respues ta  a la sinteri zación, pero es  más di fícil  de mezclar con  algunos ligantes [Ref.1].  

3.1.4 SELECCIÓN DE LIGANTES   El   ligante es     el   vehículo   temporal   que   permite   el  empaquetamiento  del   polvo   en   la geometría  deseada  [Ref. 1]. Así pues, el  papel principal  que  cumple  el li gante es  proveer el flujo   necesa rio  para  el   feeds tock.    La   escogencia  de  un     distinto   ligante  afecta completamente los parámetros de  los pasos siguientes como  el  moldeo, la inyección, la extracción. Exis ten  tres ca racterís ti cas básicas que  debe tener cualquier li gante:   

1. Permiti r el  flujo  de  partículas en  la cavidad  del molde  presentando adherencia al polvo 

2. Controlar la dispersión  de  las partículas evi tando  que se  formen aglomerados  3. Mantener un bajo  rango  de  viscosidades al  traba ja r al tos porcentajes de polvo  en 

la mezcla.  

 También debemos  tener en  cuenta que el  ligante  debe  ser de  fácil obtención, de bajo cos to, y no  debe presenta r cambios químicos  al interactuar con el   medio  ambiente como: absorber humedad, presenta r oxidación con  la luz, o degradarse  al contacto con  el ni trógeno, el calor o  el oxigeno. El  ligante  consta  de  3 componentes esenciales:  

1. Un  surfactante, que recubre  las partículas del polvo, y permite  que  el ligante e  adhiera  a las partículas , evi tando  así la separación  del polvo y el ligante  [Ref.1]. 

2. Una poliolefina  que  se  encarga de  darle  resistencia a  la mezcla  y de  mantener la forma .  

3. Un  componente de  ba jo peso  molecular que permite disminui r la viscosidad de  la mezcla . 

 

12

El agente  surfactante  es  muy importante  a la hora  de  la fabri cación  del ligante [Ref 6]. Es te reduce  la  fri cción  entre  partículas, aumentando  la  vis cosidad  de  la  mezcla .También  actúa como  un  agente  dispersante  que ayuda  a logra r homogeneidad  en la mezcla   y aumenta la fuerza  de  adhesión  entre  el  polvo  y el  ligante, aumentando  la  resis tencia de  las piezas en verde.  Se  forma  una  capa  de   surfactante  al rededor  de  las  partículas,  que   genera  un puente  de  hidrogeno entre   cada  una de  las partículas del  polvo, y la matri z poliméri ca.     

 Figura 4 puente de hidrógeno entre el polvo el ligante mediante surfactante. [Ref .6] 

 Los  surfactantes como el  acido  es teárico, son  moléculas pola res , que  reducen  el ángulo de contacto  entre    partículas,  disminuyendo  la  energía   superfi cial  de    la  interface   polvo ligante. La  molécula  del  acido  es teári co  es   y su  grupo  polar es  el     ,  que es  absorbido  por la  superfi cie del polvo adhi riendo  la cadena   a  la superfi cie de las partículas, como en la Figura [5]  

Figura 5 reacción química entre las partículas del polvo y el ligante. [Ref . 6] 

  Las ceras  como la parafina ,   son  componentes  ampliamente utilizados  en la fabri cación de ligantes. Estos componentes tienen  un  ba jo peso  molecular, y disminuyen  la  viscosidad de la  mezcla , así como  ayuda  a  la  adhesión  de las  partículas  con  el  polímero  base  y ayuda al llenado de  espacios vacios. Las ceras como  la para fina y los polímeros  bases son  altamente miscibles  entre s í. Es to se  debe  a  la  al ta  di ferencia entre  los  pesos  molecula res. Es tos  dos consti tuyentes más  importantes   del ligante están  presentes  en  proporciones  parecidas y  se mantienen  interconectados  evi tando una es tructura  porosa entre  partículas [Ref.1].  

Partícula de polvo

Surfactante molecular Grupo hidrofílico

Cadena de hidrocarburo Grupo oleofilico

Superficie del polvo

Superficie del polvo

Superficie del polvo

13

 Para  la  fabri cación  de  ligantes, se  prefieren   pol ímeros   de  moléculas  cortas , ya  que  es te tipo  de  polímeros , son  más  fáciles de  mezcla r, y son  de  fácil extracción mediante  solventes como  el hexano.  La  tabla  2  indica   las  propiedades   que   deben  tener  los   ligantes para  que   puedan  ser utilizados en  el  proceso de  moldeo  por inyección  

Tabla 2 Algunos atributos que debe tener un ligante ideal. Ref 1

3.1.5 PREPARACION FEEDSTOCK  Para  la  preparación  final  del  feeds tock, se  deben  tener en  cuenta  los  pasos mostrados  en la figura 6            Figura 6. Pasos que se deben tener en cuenta para la preparación del feedstock [Ref.5] 

Atributos Ligante ideal Características de flujo  viscosidad  debajo de 10 Pa*s a  la  temperatura de moldeo  poco cambio en la  viscosidad  durante el moldeo resistencia  y rigidez después  del moldeo pequeñas  moléculas  que llenen el espacio entre partículas sin orientación de flujo interacción con el polvo bajo ángulo de contacto adherencia  al polvo no deben reaccionar químicamente el polvo y el ligante  térmicamente estable extracción componentes  múltiples  con diferentes características no corrosivo  sin contenido metálico la  temperatura de degradación debe estar por encima  de la  temperatura  de fusión debe permitir ser removido mientras  el polvo mantiene una  rigidez estructural 

Selección de polvo y sus caract erísticas

Selección de ligante

Determinación carga sólida

M ezclado

Caracterización

¿Son propiedades fact ibles para la inyección?

14

 La  preparación del  feeds tock comienza  con la  selección del polvo  y del ligante. La  mejor forma  de   mezcla   es  utilizando   altas  tasas  cortantes ,  pero   sin  dañar  la   mezcla  por sobrecalentamiento   [Ref.1]. Una  mezcla   correctamente  mezclada  será  completamente homogénea  con  las partículas del polvo  y el  polímero  dispersos  en  i gual proporción  a lo la rgo  de  toda  la pieza, sin  formaciones como  porosidad  o aglomerados. Para  logra r una mezcla  homogénea , se debe pres ta r atención  a la  secuencia de los pasos de mezclado.   Se recomienda  la mezcla del  surfactante  con  el  polvo, antes de  que  es te  se  mezcle  con el ligante. Luego  el polvo recubierto  por el surfactante se  agrega al  ligante  fundido   En  la primera  fase  del  mezclado  se rompen los  aglomerados  de  las partículas por esfuerzo cortante.  Durante  la  segunda  fase se  genera  la dispersión  de las partículas disuel tas.   A medida  que   transcurre  el   tiempo  de mezclado, el  feedstock mejora   su  homogeneidad. Es te cambio  puede  se observa midiendo el   torque apli cado  por las aspas del mezclador. Cuando es ta variable   muestre una disminución  y un  comportamiento  estable signifi ca que la mezcla ha  llegado  a un  estado homogéneo. Para  que  haya  un completo   mezclado, se debe agregar el  polvo al ligante  paula tinamente, apli cando al tos esfuerzos  cortantes por un tiempo  suficiente para  logra r un  feedstock completamente homogéneo.  La  formulación y preparación de  un  feeds tock adecuado  es  de  vi tal importancia  para las siguientes  etapas del  moldeo por inyección. Muy poca cantidad de  ligante genera  una baja vis cosidad, y permi te  la  inclusión  de ai re  entre    las partículas, que generan  un posterior moldeo defi ciente. Mientras que excesiva  cantidad de  ligante  genera alta   separación de las partículas lo que  lleva a  obtener densidades demasiado bajas en las piezas  finales así como  otros defectos en  etapas pos teriores como rompimiento durante  la extracción.  

Figura  7 a) formación de  vacíos en la carga  crítica. b) dispersión ideal de  part ículas debido a una  carga sólida  óptima.   c) exceso de  separación de  las partículas debido a exceso de  ligante [Ref 7] 

La  ca rga  sólida  se  define   como   el porcenta je  en  volumen  de polvo     con  respecto  al volumen  total  de  la  mezcla . Exceso  de   ai re  entre   las  partículas indica  que   la  carga  sólida de  la  mezcla , ha  sobrepasado la  ca rga  críti ca. La  carga  crítica  es la ca rga  sólida  a la  cual las partículas  es tán  lo  más  cerca posible entre  ellas, con  las  interfaces  entre partículas llenas de   ligante.  Una   vez  se   sobrepase   la  ca rga  cri ti ca,  comienza  la  formación  de pequeños agujeros de ai re  entre las partículas [Ref. 7]. La  ca rga  sólida se  define como la función  1  

Vacio Partícula Ligante

15

 

Función 1 Carga sólida del feedstock 

 Donde  Wp   y Wb   indican  el peso  del polvo  y el   ligante   respectivamente, mientras  que 

  indican     la densidad del  polvo   y del   ligante.  Una   ca rga  solida  óptima  para el moldeo  tiene un porcentaje   un poco  menor que  la ca rga solida críti ca . En  este punto  el feeds tock  tiene una  vis cosidad  lo  sufi cientemente baja , y las  partículas logran sufi ciente contacto   como  para  logra r mantener    la  forma durante el  pos terior  procesamiento.  La densidad de  la mezcla se define  como:   

 

 Función 2  Densidad de la mezcla en función de la carga crítica   A medida  que  la cantidad  de polvo  aumenta, la densidad de la mezcla es mayor has ta el punto  en  que  el porcenta je  de  hierro   logra   la  carga  críti ca .  Una   vez se sobrepase es te valor,  los  espacios  de  ai re  entre  partículas  producen   un   efecto  de   disminución   de  la densidad  como se mues tra en la  Figura  8:  

 

Figura 8 densidad en función de la carga solida [Ref . 1] 

En   la carga  crítica   la viscosidad de  la mezcla tiende a  infini to, por lo  que es peligroso  para el  sistema  de  inyección   trabaja r con ca rgas solidas superiores  a  es tas. Se  debe  tener en cuenta que a  altas  tempera turas, el pol ímero se  expande generando  así que  la carga sólida disminuya .  Esta   consideración   es  importante,  puesto  que   durante  el  moldeo  la temperatura  de la mezcla  es mayor que la temperatura de fusión, por l o que  al fluir por las cavidades  del molde  la ca rga sólida  a la que se encuentra  la mezcla es  menor.  Otra  forma  de  determinar la ca rga  cri ti ca, es mediante  el  reómetro  de  torque. Cuando hay una ca rga  sólida  excesiva , el  torque  de  salida permanece  inestable  como se  mues tra  en la fi gura   

Densidad de la mezcla

Carga sólida, vol. %

Carga crítica Densidad

ligante

Densidad de batida

Carga óptima

16

    

Figura 8 Torque en función del tiempo de mezclado [Ref .1] 

 De  la  misma manera  podemos  medi r la  homogeneidad  de  la  mezcla, al  medi r el   torque ejercido   por el  mezclador. Una vez que el  torque llega  a un punto en el  que  permanece constante, signifi ca que  la mezcla es homogénea . 

Figura 9 Torque en función del tiempo [Ref .5] 

  Las  mezclas de polvo  ligante  son  materiales vis co‐elásti cos  que  como  su nombre  lo  indica  exhiben    respues ta  elásti cas  y  vis cosa .  A al tas   temperaturas , el  material  presenta  un comportamiento  vis coso, mientras que  a tempera tura  ambiente,  el   material presenta un comportamiento  elásti co. Es  importante  que  el  material  tenga  alta  resistencia  sobre  todo durante el proceso  de extracción  donde  la  pieza  puede  perder la forma  debido  al esfuerzo ejercido por la fuerza  de  gravedad  [Ref. 1]. La  medición  de  la  resis tencia del  feeds tock es una  buena  medición  de  la  adhesión  que exis te  entre   partículas  y  ligante.  Además  el módulo  de   elasti cidad     del  material   tiene   una   gran   influencia   sobre  el  moldeo   y  la dis torsión.  Un  al to  módulo  de elasticidad  impli ca una mezcla con  mayor  capacidad de soportar los esfuerzos residuales . 

Torque de mezclado

Tiempo de mezcla

Torq

ue (m

g)

Tiempo (minutos)

17

 Exis ten dos  tipos de  equipo  principalmente para  el mezclado del  feedstock. El mezclador de  tornillo, y el  mezclador de aspas. El mezclador de  tornillo permite mejor homogeneidad en   menor  tiempo,  ya  que  apli ca  esfuerzos  cortantes  mucho  más  altos   a  altas temperaturas .  Desafortunadamente   el  mezclador  de   tornillo  es  bastante   costoso,  y produce  contaminación en la  pieza ,   por lo  que muchas  veces  es preferible  el mezclador de  aspas, aunque  este  aplique  esfuerzos cortantes mucho menores   

Figura 10 mezclador de aspas tipo sigma [Ref 1] Figura 11 Mezclador de tornillo doble [Ref 1]

3.1.6 CARACTERIZACIÓN  

La  vis cosidad   del   feedstock  depende  de   dos   variables.  La   tasa  de   cizallamiento   y  la temperatura . El  feeds tock presenta  un  comportamiento  pseudoplásti co, es  decir que  la vis cosidad   disminuye   al   aumentar  la  tasa  de  corte,  mientras   que     aumenta proporcionalmente  a  la tempera tura. La  ecuación  de la vis cosidad  en  función  de  la tasa de cizallamiento y la  tempera tura es :   

,  

Función 3  Viscos idad en  función de  la temperatura y la tasa de cizallamiento [Ref 5  ]  

 La vis cosidad   también  es  función  de  la  ca rga sólida, si  mantenemos  una  tasa cortante  y una   temperatura  constante,  tenemos que  la ecuación  de  la  vis cosidad  en  función  de  la carga sólida es :  

1  

Función 4  Viscos idad de  la mezcla en función de la  viscos idad del ligante  y la carga solida [Ref 5]   

Donde    es la  vis cosidad de la mezcla,   la viscosidad del ligante  y   la relación entre la 

carga solida y la ca rga  críti ca .  

18

Figura 12 Viscosidad de la mezcla en función de la carga sólida [Ref 1] 

  Para  la medición   de  la  viscosidad  del    feeds tock,  se   realiza  una     reometría  capila r. Mediante  es ta técnica, el  material se presiona  mediante  un  pis tón a  distintas  velocidades , mientras   fluye por  un   pequeño   ducto   capilar.  Dentro   del  barril  donde  se   deposita el material  para  ser  empujado  por  el  capilar,  exis te  un  censor de   presión   que   permi te visualizar el  esfuerzo  ejercido por el  pis tón sobre el  material . Mediante  es ta  técnica se conoce   la  tasa  de   cizallamiento   y  el  es fuerzo   cortante,  lo   que  permi te   obtener  la vis cosidad.  

Figura 13 Plano reómetro capilar Instron  

Manteniendo  una  tempera tura  constante   las ecuaciones del esfuerzo  y la  vis cosidad en función de la  tasa de  corte  son:            Función 6 viscosidad en función de la tasa de cizallamiento [Ref 5] 

 

Viscosidad de la mezcla

Carga crítica

Carga óptima

19

Donde     es   la  tasa  de   cizallamiento,  τ  es   el  esfuerzo  cortante,  K  es  una   constante proporcional  del  material  y n es  la  dependencia  de la  viscosidad  con  respecto  a  la tasa de corte . Se  debe  tener en  cuenta  que el  feedstock material de   tipo  pseudoplásti co, por lo que a  medida que se  aumenta la  tasa de corte  la viscosidad disminuye. Para obtener  estas ecuaciones se debe  gra fi ca r el  loga ritmo  de la   viscosidad versus el  logari tmo  de   tasa de ci zallamiento  y con  la  pendiente  de  esta  recta  se  obtiene  el  índice  de  comportamiento de flujo  “n”.  

Figura 14 ln [viscosidad] vs ln [tasa de cizallamiento] [Ref . 5] 

Si   se  mantiene  la  tasa  de   corte   cons tante  y  se  cambia  la  tempera tura  se  obtiene  la ecuación de la viscosidad en función  de  la tempera tura :  

Función 7 viscosidad en función de la temperatura [Ref . 5] 

Donde  E es  la energía  de  activación  de  flujo. Valores  muy grandes de  E mues tran  una  alta sensibilidad de la  vis cosidad  a la tempera tura. R es la  constante  de  los  gases  ideales.  T es la tempera tura  de trabajo y   es una viscosidad de  referencia. Para   hallar es ta ecuación, se  gra fica   el  loga ri tmo  de   la  vis cosidad  a  diferentes  temperaturas ,  manteniendo   una misma tasa de  ci zallamiento. 

 

Figura 15 ln [viscosidad] en función de la temperatura [Ref . 5] 

ln

η (

ln [P

a*s]

)

lnγ (ln[1/s])

1/T [1/K]

20

La pendiente  de es ta recta  es    muestra  los cambios de  vis cosidad de la  mezcla a  fuertes 

cambios de tempera tura .   Una fi gura de meri to  que permite  comparar distintas mezclas es el  índice  de moldeabilidad. Es te  parámetro se  define como:   

1

1/

1 1/

Función 8 índice de moldeabilidad. [Ref . 5] 

 El  termino  1‐n es  el cambio de la vis cosidad con   respecto  a la  tasa. Entre  mayor sea es te término,  indica  que   la  mezcla  sufri rá  menores   cambios  de   vis cosidad  a   los  cambios bruscos de esfuerzo  cortante, es por esto que  un  valor de  1‐n  alto permite el  llenado  de cavidades  muy delgadas, y permite  que el  material  no sufra  daños  al pasar por cambios  de área transversal muy fuertes .   Es  preferible  que  el  termino  E o  energía  de  activación  sea  ba jo  , pues to  que  altos valores  indica rían  que  los  cambios  de viscosidad  son muy al tos  al someter  la  pieza  i nyectada  a al tos  gradientes de   tempera tura  tal  como  ocurre  cuando la mezcla    fundida  entra    en contacto con  las paredes  del  molde .  Así  pues   el   índice   de moldeabilidad nos  mues tras qué   ca rga  sólida  es  la  mejor para traba ja r en  el  proceso  de  inyección. Un  número  de  índice  de  moldeabilidad  mayor para una dis tinta ca rga sólida impli ca mejores  condiciones para la inyección.  Otra   forma de  ca racterización de  la mezcla es  el   índice  de  fluidez con  el cual se   puede determinar la  carga  críti ca  y las  ca racterís ticas  de  flujo. Es ta prueba consiste  en  deposita r la mezcla en  un barril con    un pequeño  orifi cio  capilar en el  fondo    a  una   tempera tura mayor a  la de  fusión. Después  de  10 minutos se  mide la cantidad de material que  fluye  por el  capilar. Si la  cantidad de  material  que  fluye por el capilar después del  tiempo  estipulado  es  muy ba ja implica  que la  vis cosidad  es demasiado  alta  y  que  posiblemente  se ha llegado a la  ca rga críti ca  como  se muestra en la  fi gura 16.  

Figura 16 Índice de fluidez de un acero inoxidable [Ref 1]  

21

Para  caracteri za r las propiedades mecánicas de  la pieza en verde  se utiliza una maquina de tensión. Los resultados de  esta  prueba  permi ten  halla r el módulo de  Young del  material, y el módulo  de  Poisson.  

Figura 17 Ensayos de tensión ejercidos a varias probetas en verde [Ref .8] 

De  la misma manera se  pueden ca racteri zar las propiedades   térmicas del  feedstock. Una propiedad  de  gran  utilidad  es la  tempera tura  de  transición. Para  es ta prueba , se utiliza un equipo  de  DSC  (Differential  Scanning Calorimeter) o  Calorimetría  Di ferencial  de  Barrido que arroja  una  curva  en   la que  se mues tra el  punto  de  fusión  de   los componentes  de ligante   de   la   pieza ,  y  la   tempera tura   de  cris talización  del   material .  Es ta   prueba  es importante  para  conocer la  mínima  temperatura  a la que  se  debe someter  el  material en los  pasos  de  la mezcla e  inyección, así como la  temperatura  a  la cual se  debe  encontrar el molde  para que la pieza inyectada no sufra  daños  por el  choque  térmico. 

 

Figura 18 Diff erential Scanning Calorimeter [Ref 8] 

 Otra  importante  propiedad  que  se  puede  hallar mediante el  DSC es  el  calor específi co  del feeds tock en  un  rango ca racterís ti co  de  tempera turas .  

Deformación %

Esfu

erzo

(MPa

) Fl

ujo

de c

alor

(mW

)

Temperatura °C

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3.1.7 INYECCION DE LA MEZCLA  

 La  transformación  del  feedstock   en  la  forma definida  ocurre en la   máquina  de  moldeo. Para  una  geometría requerida, se  debe  cons trui r un molde  sobredimensionado,  donde  la mezcla   a   una  tempera tura   mayor  a   la   tempera tura   de   fundición   fluye   llenando completamente  todas las cavidades . Una  vez   el molde  es llenado,  la  mezcla es enfriada has ta que  se solidifi ca con  la forma deseada [REF.2].  Al tos  volúmenes de   producción  en  el proceso  de  MIM utilizan  una maquina  de  inyección basada en  un  tornillo horizontal localizado dentro  de un  barril  calentado. Una  parte  muy importante  del moldeo es el diseño del  tornillo.  El diámetro  de  los  dientes del  tornillo disminuye  progresivamente   con el  fin de  comprimir el  feeds tock mientras se  reti ra  todo el ai re  a medida  que   la mezcla  llena el   frente  del  barril, y el   tornillo  retrocede dando cabida   al material  en  el  frente.  El  tornillo  tiene  un    plano   helicoidal  cuyo  diseño  es ajus tado para  la dis tinta viscosidad del feeds tock, aunque generalmente   tiene  cambios  de sección  graduales .  También  se  debe   tener en  cuenta  que el  diámetro  del   tornillo  y  la longi tud  que  este   retrocede, determinan  el  volumen  de  material que  se  desea inyecta r. Por lo general , el diámetro  del tornillo oscila entre  22 a 25 mm.   Los  materiales usados  en  la  fabri cación  del  barril , el  tornillo   y la  boquilla son  especiales para   logra r  un     servi cio   prolongado    sin   contaminación,  ya   que  el   feedstock  resul ta al tamente  abrasivo   para es tos  componentes.  Se  debe   destaca r  que  mediante  MIM se traba ja  con  materiales cerámicos de  alta  dureza, por lo  que  el  tornillos debe  ser fabri cado de  un material que  sea capaz de  soporta r la  abrasión de este   tipo de  polvos. Algunos  de los  materiales  de  los  cuales se  fabrica  el   tornillo son:  Acero   4140,  acero  nitruri zado, Inconel , Xaloy 306 aleación  de níquel  tra tada superficialmente  .  

Figura 19 Tornillo de la maquina inyectora REF [1]

 

El  proceso  de  inyección cuenta con  dos  pasos principales: la plastificación  o dosifi cación, y la  inyección.  En  la   dosifi cación   el   tornillo   gi ra   accionado  por  un   sis tema   hidráuli co, llenando el  frente  del  barril  cercano  a la  boquilla de salida con  el  feeds tock. Durante  es te paso  el   tornillo  actúa  como  mezclador   que  termina de  asegura r la  homogeneidad  de  la mezcla   polvo   ligante.  El  barril   se  calienta  por  medio   de  un   conjunto  de   resistencias colocadas a  lo  la rgo  de es te, lo  que    permite disminui r la  vis cosidad  de  la  mezcla  a  una mayor velocidad. A pesar de  que  el  movimiento  del  tornillo sería  sufi ciente  para  fundi r la 

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mezcla , mantener el  feeds tock en  bajas   tempera turas puede  ser muy abrasivo  para el tornillo como  para  el barril.  

figura 20 Etapas de la dosificacion e inyección REF[1] 

 Por otra  parte, en  la inyección  el tornillo actúa como  un pistón que  empuja la  mezcla hacia el molde .La  inyección cons ta de 4 pasos principales.  

1 El  llenado es  el  primer   paso en  el  que  el  feeds tock  fundido   fluye a   través  del molde   llenando  todas  las  cavidades  gracias al  avance   del   tornillo.  Para que  el llenado   se   realice   correctamente   se  deben   tener  en   cuenta :  La   presión   de inyección,  La   velocidad   de   inyección   o   tasa   a   la   cual   el   tornillo   avanza ,  y temperatura .  La variable más importante a  la hora  del llenado es la velocidad  de inyección. Velocidades de   inyección muy al tas generan  esfuerzos  cortantes  muy elevados generando  problemas de  segregación    y Jetting. Varios  Tipos  de  defectos se pueden  produci r por “Jetting”, incluyendo ai re atrapado   llenado  incompleto  o marcas  en  la superficie  “Weld   Lines”. Para  evita r es tos  errores , se  deben  disminuir la presión  de  inyección,  la velocidad  de  llenado  y evita r  las altas  viscosidades   que siempre  deben  es ta r por debajo  de  los  100 Pa  *s .  De  la  misma  forma  se  debe tener  cuidado   cuando  se   traba ja  con altas  presiones ,  ya  que  se puede  generar desprendimiento de material o separación  del molde. [REF. 1]  

2 La  segunda  etapa   es  el   empaquetamiento.  En   esta   etapa  el  feedstock  es comprimido  con el  fin  de  evi tar el  encogimiento  de  la pieza  mientras  esta  se enfría. Apenas un  5 % del  material es inyectado  dentro  de   la cavidad  en el  proceso  de empaquetamiento  a  una  presión  similar a  la presión  de  llenado  de  mezcla fundida.  Además al tos   gradientes  de   presión  en  el  moldeo generan  al tos  gradientes  de densidad, l o  que pos teriormente  di ficul tará  el    sinteri zado. Cuando  la  presión  de empaquetamiento  no  es tá  correctamente  diseñada , los  gradientes de  densidad  se presentarán  en  las zonas  cercanas a  la entrada  

   

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figura 21 Etapas en el proceso de inyección REF[7]

  

3 El  sos tenimiento  debe  ocurri r  después   de  que   la  cavidad  es   empaquetada .  La presión  en  el feeds tock disminuye, pero  se mantiene de  tal  forma  que  el feeds tock soporta una    pequeña presión has ta que  la entrada a  la cavidad  se  solidifique. El sos tenimiento cumple con la  función de mantener el material en la cavidad hasta que  es te se  solidifique sin  que haya  una  salida    o  se  “regurgi te” material  por el canal de alimentación del molde.  

4 El último paso  o fase  es el   de enfriamiento  o  plastificación.     Se  debe considerar que  en  el  enfriamiento pasa  el 80 % del  tiempo  en  el   ci clo  de  inyección. También debemos  tener en   cuenta  que  muchos   de  los  errores  en  las  piezas   inyectadas ocurren  debido a   falencias  en el     paso  de  enfriamiento. Primero  se   tiene   que   debido  a las   di ferencias de expansión  térmica     tanto  del  polvo  como  del ligante,  se    pueden     genera r  esfuerzos  residuales  que  producen   grietas  en  la  pieza inyectada.  Además   los  es fuerzos   residuales  en   una   pieza  inyectada   generan  gradientes  de  densidad entre  la  pieza, lo  que complica  el  paso  de  la  extracción  de ligante.  De   la  misma  manera  cavidades   internas  pueden  ocurri r  al  enfria rse  rápidamente  el  material que  es tá    en   contacto  con  las  paredes  del    molde  con temperatura  no controlada. Además   si  el  material  se  solidifi ca  rápidamente  en  el conducto de   entrada   del  molde,    queda   imposible  la  apli cación de   presión   de empaquetamiento, por lo  que se presenta rá  encogimiento en la pieza  inyectada. [REF.2] 

  

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 Un  error común que  se produce  en  las superfi cies de  las piezas inyectadas  es la llamada “piel  de  tiburón” este  efecto  ocurre  debido  a que a  medida que  el frente  del flujo  pasa por la cavidad  se  comienza a  formar una “capa  congelada” en contacto  con  las  paredes  del molde. Si  la velocidad  del frente  de flujo  no es constante  y controlada y a  esto le  sumamos cambios de  sección, la  capa  congelada que  se forma  presenta discontinuidades  o defecto en  la  superfi cie. Es te  tipo  de  defectos se  eliminan  con  un  sistema  de  control  cerrado  que cambie   la  presión   de  inyección   de     tal   forma  que  la   velocidad  del   frente   de   flujo  se mantenga constante. [REF.1]  

Figura 22 Perfil de velocidades durante la etapa de inyección [REF 7] 

 También   se  sabe   que  las   cavidades  con  secciones   gruesas   se  enfrían  lentamente   y requieren  al tas velocidades de llenado. De  la  misma manera se  conoce   que  para  distintas secciones   transversales  las propiedades  de  los   ligantes   como   viscosidad o   ca rga sólida deben  varia r específi camente, así como  la presión  de empaquetamiento, esto  con  el fin  de evi ta r  la  formación  de grietas durante  el sinterizado.  Para secciones   transversales muy delgadas  o   para   cambios   de  sección   muy  al to   se  generan   esfuerzos   cortantes  muy elevados que deben  ser evi tados , ya  que producen  separación  de  polvo  y ligante.  Para  que la  mezcla fluya la tempera tura  en el barril  debe  ser mayor que la  temperatura  de ablandamiento  del  ligante. Muy ba jas tempera turas  resul tan en  ti ros  cortos  de  material , o llenado   incompleto.   Mientras muy al tas  tempera turas degradan  el  ligante o  producen separación  de  ligante  y el  polvo. Además , altas  velocidades  de  llenado  son  producidas por exceso  en  la  tempera tura , lo  que  puede produci r defectos como  Jetting. Si    el  feeds tock debe  fluir al rededor de un  obs táculo se  generan  “Weld  lines” que es  cuando  el  flujo  se vuelve  a  uni r  de   manera   incompleta .  Para   preveni r  estos  defectos   el  flujo  debe permanecer lo  necesa riamente    ba jo en  vis cosidad  para continuar fluyendo  más allá del obstáculo.  Por  lo   tanto si  el  feedstock  no   tiene   la suficiente   tempera tura , siempre  se genera rá  este   defecto.  Además  si  se  producen   defectos  por  causa  de  enfriamientos parciales localizados  en la pieza, también  se deben  utiliza r temperaturas más altas.  Una  razón  clave para  usar ligantes  con moléculas cortas  es  la orientación  que  ocurre  en  el moldeo   [REF  1].  Es ta  orientación   puede   causar agrietamiento   durante  el  enfriamiento debido  a una  contracción  no  uniforme del  material. Dos  importantes  factores  que a fectan 

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la  orientación  en  el  molde  son:  la   tasa de  corte,  y  la   relajación  molecular.  Durante  el moldeo  los  es fuerzos  asociados  con  la orientación  de las  cadenas  poliméri cas  del  material crecen  cuando  las  paredes  del molde  se  encuentran  a  muy baja  tempera tura . También  se debe   tener en  cuenta  que   cambios  fuertes en  la  di rección  de   flujo  no  solo   presentan problemas  debido a  la resis tencia, sino  que  también  a la  separación del ligante   y el  polvo. Como   consecuencia  de  lo  anterior se  genera rán  en   la  pieza   gradientes de  densidad  y erosión.  

Figura 23 Alineación de flujo durante la inyección [REF 11] 

  Según  la  literatura   existe   una  combinación  de  presión  de  moldeo  tempera tura   del feeds tock y tasa cortante, que  permite obtener piezas sin  defectos :  

Figura 24 Defectos que ocurren durante la inyección. [REF 1] 

 Durante  el llenado  del  molde, la variable que se debe controlar es la velocidad  del   flujo. Una  vez se  llena el  molde  se  llega  al  punto  “swi tchover” en donde la  variable  a  controlar es la  presión  de  inyección.  

3.1.8  Extracción  La fase  de  la extracción es la  parte  más  compleja  de  todo  el  proceso  de  MIM, ya que la pieza es tá  más propensa a  sufri r defectos , a  perder su forma o a  romperse  REF [9].Una  vez reti rado  el li gante  de  la pieza , es ta  se  encuentra   en  un  estado  supremamente  frágil hasta que se  somete  a la  fase  de  la sinteri zación.   

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La extracción  del  ligante consiste  en  la remoción de los  componentes  poliméri cos  como  el acido  es teári co  o  la  parafina , que   son ligantes  que  permiten aumentar la  vis cosidad  en  la mezcla   o  permiten   flui r  las  partículas   del  polvo   en   el   molde.  Exis ten  dos   tipos   de extracciones : la extracción  química y la extracción  térmica .  Durante  la extracción  química la  pieza se  sumerge  en  un  solvente que  por lo  general es hexano  que   retira  de  las  piezas  inyectadas  la parafina  y el acido  esteári co  por di fusión, manteniendo el ligante base que  permite  mantener la  forma  de  la pieza REF [9]. En es ta extracción  ocurre  un  proceso  de  transferencia de  masa entre  la  fase sólida del  ligante  con el  solvente  que  puede  esta r en es tado de  vapor. A medida  que  transcurre la  extracción  la pieza se vuelve más  porosa.  Este  aumento  en   la porosidad,  permite  que se  transporte fácilmente  el  material  extra ído hacia  el  exterior de  la  pieza. La   facilidad  que  el  material extra ído salga  de  la  pieza  as  través  de los  poros  es  la permeabilidad. Es ta  propiedad  debe ser alta  REF [9].  

figura 25 Extracción por solvente REF[9] 

Durante  la  extracción   térmica se  retira el  ligante  base de  la pieza  (presinterización) que puede  ser el  polietileno o  el polipropileno. Exis ten  tres tipos de  extracción Térmica REF[9].  1 Por Capilaridad.   En  este  método el  ligante  se  funde  y sale  por los  poros  de  la  pieza. Es te  método  consiste en  calenta r la  pieza  en  un  horno  a  una  tasa  de  5 C/min, hasta  una tempera tura  de  250 C donde  se espera que  un 50 % del  ligante  haya  desaparecido. Luego se  lleva  has ta 450 C a una tasa de  10 C/min donde  se el ligante  habrá  desaparecido completamente.   2 Permeabilidad  En  es te  método el  ligante  sale de  la  pieza  en fase gaseosa. Es te  método  consiste  en  dejar la pieza  a una  temperatura  entre  100 y 200 C por periodos muy largos  (60 horas), hasta remover  un   40  %  del   ligante.  Luego   se   lleva  la  pieza  a   una  tempera tura   de  pre sinterización REF[9] y somete  a atmósferas  de (N2 , H2 o  Ar).   

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3 Difusión   Ba jo  es te método  el li gante  sufre  pi rolisis o  quema. El  ligante  se  extrae  en  forma  de  vapor que sale a  través de  los poros  entre  partículas, presentando  colisiones entre sus  moléculas y  las  de  la es tructura. Bajo  este   proceso  se debe   tener  cuidado  que  no haya  posibles reacciones  con  oxigeno ni  reacciones exotérmicas. Se  inicia con  un calentamiento  a  una tasa  de   0.5  C  /  min  hasta   una   tempera tura  de  100  C  por  un  periodo  de   4 horas  y posteriormente se  eleva hasta  400 C a una tasa de  1 C / min.  

Figura 26 Sinterización Térmica REF[9] 

  Durante la primera  etapa de  extracción  por solvente,  se  extrae  hasta  un  30 % del ligante, mientras que  al finalizar la  segunda  etapa  (extracción  térmica) ya  se  habrá extra ído  cerca del  98 % del  ligante.  

3.1.9 Sinterización    Exis ten     dos  posibles  condiciones  iníciales    para  la   sinteri zación.  En   la  primera ,  la extracción deja algo  de ligante en  la pieza lo que  permite la  retención  de la forma has ta la temperatura  de sinteri zación. Mientras  que  de  la  otra  forma  se  realiza  un pre  sinteri zado que  desaloja  el ligante completamente  de  la pieza , pero  le da  la rigidez sufi ciente  para mantener la  forma  hasta  la  tempera tura  de  sinteri zación.  Si  se  deja  algo  de  ligante  en  la pieza después de  la extracción, la  porosidad  de  la pieza es  de un  40 %, por otra  parte, si se realiza  una  pre  ‐sinteri zación, la porosidad  alcanzada es de    30 %.  La sinterización  se  realiza a  tempera turas  entre  ½ y 2/3 la tempera tura  de  fusión. La  unión entre  las partículas se da  por fenómenos di fusivos  de transporte atómico  en es tado sólido. Exis ten  dos  tipos  de  transporte de  masa : Superfi cial y volumétri co. Durante  el  superfi cial, se generan cuellos entre  partículas sin que  haya  contracción  dimensional o  densifi cación ya  que   el   flujo  se   genera   y  termina  en  las  superfi cies  REF  [10].  Mientras  que  en   el transporte   volumétri co  se   genera   una   contracción   dimensional   de   la  pieza.  En   el transporte volumétri co, átomos del  interior de  las partículas migran  y se deposi tan en el cuello  formado  entre  partículas.  

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 El  éxi to  en  el  proceso  de  MIM  depende  del  adecuado  control   de   la uniformidad  del componente. La  sinteri zación no  es  capaz de  corregir   la  falta  de  control ejercida en las variables que  afectan  las etapas  de  moldeo  o  mezclado. Por el  contra rio  si hay fallas en las etapas anteriores ,  la  sinterización  agrava  es tos  problemas   generando   perdidas   en  el control  dimensional de  la pieza  final. Por eso  si exis ten  defectos dimensionales, lo  mejor es  revisa r primero  la  etapa  de  moldeo  antes  que  considera r la  sinterización. Sin embargo se pueden produci r defectos durante la sinterización producto  de:   1 Residuos de  ligante  a al tas temperaturas   2 Calentamiento no  uni forme 3 Creep inducido  por la gravedad 4 Fri cción con  el soporte  de  sinterización 5 Al tos gradientes  de  temperaturas  en  el horno  REF[1]  

figura 27 Difusión de átomos en los bordes de partículas REF[1]

 

 

Difusión borde de grano

Difusión volumétrica

Encogimiento de poro

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4.PROCEDIMIENTO EXPERIMENTAL  

 

4.1  SELECCIÓN POLVO   El polvo  escogido, es el  polvo  hierro  Carbonil  que  tiene  las siguientes propiedades:  Composición: Hierro Carbonil Tamaño: 4μm Densidad aparente: 2.48 g / cc Densidad de  batida : 3.57 g / cc Tasa de  flujo: 0g/mm2s Forma: Esféri ca    Es tas propiedades  son  ideales para  que  el  polvo  sea  traba jado  mediante MIM. Su  forma esféri ca  sin  asperezas  permite el   fácil  empaquetamiento   y  flujo    que   lo hace  fácil  de moldear. El   tamaño  de partícula , se  encuentra  entre el  rango   teórico de  traba jo  según la literatura REF  [1] para MIM entre   4μm  y  8μm. Un  tamaño  de  partícula menor a   4μm genera ría fri cción  entre partículas  muy al ta , que  interfiere  con  los  proceso de  mezclado  e inyección,  mientras   tamaños  de  partículas  muy  amplios  genera rían   problemas   de retención de  la  forma durante  la  extracción. La  densidad  de  batida 3.57 supera  el  50 % de la densidad  teóri ca “7.15 g  / cc” lo que  hace más difícil la  formación  de  agujeros de ai re entre  las partículas .  Es te tipo de polvo es  comúnmente  fabri cado  mediante descomposición  y condensación  de vapor. El polvo  de  hierro   reacciona  con  monóxido  de  ca rbono  para   formar un  vapor de Carbonil metálico. Después , el Carbonil es  enfriado  has ta  llega r a  fase  líquida  y puri fi cado mediante  destila ción.  Es te  método   tiene  la venta ja de  que produce  un  polvo   con  altas purezas cercanas al 99.5% [REF1].  

4.2 SELECCIÓN DE LIGANTE   Ini cialmente,  el  ligante  propues to   para  la   fabri cación   de  piezas  de  hierro   tenía  los porcentajes de: 55% wt parafina  45 % wt polipropileno, y  5 % acido es teári co. El ligante base  que mantendría la forma de  la pieza  sería  el  polipropileno, el  agente  surfactante  que uni ría  la  superficie  del  polvo  con  el  li gante  base  sería el  acido  esteári co, y el  componente que  permiti ría   reduci r la   viscosidad  de   la  mezcla  sería   la parafina  micro   cristalina .  La para fina y el  ácido  esteári co  se mues tran  en  la Figura 28.  

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 Figura [28] parafina y acido esteárico  utilizados  para la fabricación del ligante  

 Pos teriormente se  utilizó  como ligante base polietileno  lineal de  ba ja  densidad  cuyo  punto de   fusión   120°C  era   fácilmente  trabajable  durante  el   proceso  de  mezclado.  Es ta polieolefina   usada  principalmente   para   procesos   de   soplado     se   mezcló   con   acido es teárico  y  parafina   micro   cris talina.  La   figura   29  muestra   una   fotografía   de   es te polietileno 

Figura [29] muestra de polietileno  lineal de baja densidad  

  Finalmente  se  utilizó  el   polietileno    de   baja densidad  mostrado  en   la  fi gura   30  como ligante  base. Es te  pol ímero  tiene  las siguientes  ca racterís ti cas :  Índice  de fluidez: 8g/10 min. Densidad: 0.918 g/ cc Temperatura  de fusión: 107°C Temperatura  de ablandamiento: 88 °C [REF 11] 

 Figura [30] muestra polie tileno  utilizado  para la fabricación  del feedstock 

 

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4.3 PREPARACIÓN DEL FEEDSTOCK  Se  desean   encontra r  los   parámetros  de  mezclado,  que   facili tan  la  elaboración  de  un feeds tock  homogéneo  con   propiedades  reológicas    en   un   rango   permisible  para  la inyección. Encontra r estos  parámetros permite  la elaboración  de  un  protocolo  donde  se desarrollan   secuencialmente   l os   pasos   que  logran  las   condiciones   de  mezclado   que permiten  las mejores  propiedades en la  mezcla.   Exis ten  tres pasos  principales para  la elaboración de un  feedstock 

1 Fijación  de  la tempera tura  de  mezclado 2 Preparación  de  la premezcla  ligante 3 Mezclado polvo y ligante   

 

4.3.1 FIJACION TEMPERATURA DE MEZCLADO   Para  encontra r la  temperatura de mezclado  se realizaron pruebas a dis tintas tempera turas del  acei te  térmico  en: 140°C, 160 °C, 180 °C, 200 °C. La  tempera tura  del  acei te  térmico  se mide utili zando  una   termocupla  conectada  a un controlador PID que  permite  observa r la temperatura  exacta a  la  cual  se encuentra  el acei te . Es te  controlador  Fig  [31] permite mantener la tempera tura  constante  en un valor deseado “set point”.  

Figura [31] Controlador PID que mantiene la temperatura del aceite constante 

Una  vez el acei te térmico  ha  llegado  a  la tempera tura  marcada por el  “set point”, se debe espera r a que  la tempera tura  de  las  paredes  del  mezclador se  es tabilice . Para  realiza r las pruebas  a  las  di ferentes   tempera turas,  se  continúa   con   el  proceso  de  mezclado, agregando  la  premezcla ligante  y el  polvo, observando  los  cambios y defectos  producto del  cambio en la tempera tura . 

 

4.3.2 PREPARACION PREMEZCLA   Se lleva  la tempera tura  de  las paredes del   mezclador has ta 120°C. Una  vez la tempera tura se es tabilice ,  se agrega la totalidad  del  polietileno de baja  densidad dentro del  mezclador.  Cuando  el  polietileno  se halla fundido completamente  se agrega la  para fina a   una tasa  de 10 g/ 3 min. Se  debe  tener en cuenta  que  el tamaño  de  las partículas de parafina , debe  ser menor a 1 cm de  diámetro. Tamaños  mayores  de  partícula , generan  ca rgas demasiado 

33

altas sobre   las aspas que  pueden   causar  fallas  tanto    en los   rodamientos   como en  las aspas.  Si  se  agrega   la  para fina  a   tasas  mayores , esta   no  alcanza  a  mezclarse  con   el polietileno   acumulándose   parafina   líquida   en   el   fondo   del  mezclador.  Se   utiliza   una velocidad angular de  las aspas de 45 rpm. La  figura  32 mues tra la premezcla  de  ligantes terminada   

FIGURA [32] muestra premezcla de ligantes  

4.3.3 MEZCLADO POLVO LIGANTE   El  polvo  se  agrega  a la premezcla li gante  a una   tasa de  100 g cada 5 min. Durante  es te tiempo  se  debe  realizar un  mezclado manual  despegando  el  material  de  las aspas   y las paredes,  l ogrando  mezcla r  la  totalidad   del  polvo  agregado   con  el   ligante     base.  Para realiza r el  mezclado  manual, se debe  disminui r la  velocidad  de  las  aspas has ta  0 rpm. Una vez las aspas se hayan  detenido, se  abre  la tapa  del  mezclador y se  despega el  pol ímero  de las aspas permitiendo  la  mezcla  con  el  polvo. Cuando  se haya  mezclado  la   totalidad  del polvo  suel to    con  el resto  de  la mezcla como se  mues tra  en  la figura [33], se  cierra la tapa del  mezclador y se  aumenta la velocidad  hasta 45 rpm nuevamente.  

 Figura [33] mezclado del feedstock con la totalidad del polvo agregado  

 De  la misma manera se debe  agregar 1 g de ácido es teári co cada 5 minutos  junto con el polvo  de hierro, es to  con  el  fin de  permiti r que  el  surfactante  que  en  es te  caso  es el  ácido es teárico, moje  completamente   la superfi cie  del  polvo   creando  así un  puente  entre  la superfi cie  del  polvo   y el  ligante   base.  Se   fabri ca ron   4  distintos  tipos   de  ca rga  sólida variando el porcenta je en volumen  de polvo  de  58 %, 59 %, 60 %, 62%.  

34

4.3.4 HOMOGENIZACIÓN DE LA MEZCLA   Es  posible  medir la  homogeneidad  de la mezcla, midiendo  el  torque ejercido  por el motor del  mezclador. Al  homogeneizarse  la  mezcla, el es fuerzo  cortante ejercido  por las aspas del  mezclador sobre  el feeds tock   no  varía , logrando que  el  torque ejercido  por el motor permanezca cons tante. Para medir el torque ejercido por el  motor, se mide la corriente  de una  de  las  fases de  entrada  del  motor tri fásico  que  traba ja  con  220 V como  lo  mues tra  la figura   [34].  La  medición  del  torque  del motor  fue   realizada  a medida  que  se agregaba polvo  al ligante  aumentando  la ca rga solida paula tinamente has ta llega r a la ca rga solida final  de  60 %.    

 Figura [34] medición de la corriente de una de las fases de entrada al motor mediante pinza amperimétrica  

4.4 CARACTERIZACIÓN DE LA MEZCLA    Según  la litera tura , la  ca rga  solida  con  mejores  propiedades  para la  inyección,  tiene  un porcentaje  de  polvo  li geramente  menor a   la ca rga  solida  críti ca . Por es to  se  fabrica ron  4 cargas solidas con  porcenta jes cercanos  a  la  ca rga  críti ca  (58%, 59%, 60%, 62%), las cuales fueron   sometidas   a   procesos  de   caracteri zación   como   densidad,  índice   de   fluidez  y reología  capilar con  el  fin  de  encontrar aquella que  mejores propiedades  presente y hallar el valor de  la ca rga  crítica .  

4.4.1 DENSIDAD 

 Se midieron  densidades utilizando  el principio de  Arquímedes , y la  norma  técnica de ASTM D‐792.  La   norma   consiste   en  pesar una   pequeña  mues tra   de   la  mezcla ,  para   luego sumergi rla   en   un   recipiente   con   isopropanol   y  pesar  nuevamente.  Se   tomaron   10  di ferentes  muestras    de   las 4 ca rgas sólidas. Los   resultados  se  promediaron    para  cada carga  sólida  y se midió  la  desviación  de  los  datos  encontrados , para as í comparar el  valor de  las densidades . 

35

4.4.2 ÍNDICE DE FLUIDEZ 

 Se realizaron   pruebas  de  índice  de  fluidez utilizando la norma  ASTM D‐1232 a  las 4 ca rgas sólidas, con  el fin  de  tener una  medición  simple  de  las distintas  vis cosidades . Se  tomaron  4 mues tras de  cada  una de las ca rgas sólidas , calculando  el promedio  y la  desviación  para cada  ca rga, lo  que  permite  comparar la resis tencia a  la  fluencia de  cada una  de  ellas a  una misma temperatura  que en  es te caso  fue  de  140 °C. 

4.4.3 REOMETRÍA CAPILAR   Se  realiza ron   pruebas  de   reología  capila r  utilizando   el  reómetro     Instron   Fig.  [35].  Utili zando   la  norma  ASTM  3835‐02. Esta  prueba , se   realiza   con  el   fin  de  comparar  los dis tintos    comportamientos  de   las   vis cosidades   de    cada  una  de  las   cargas  sólidas, a di ferentes   tasas cortantes   y diferentes  tempera turas.  Todo  esto con  el  fin  de  halla r  la carga  solida  que presente  mejores  condiciones  reológicas  para  la  inyección. Se  realiza ron pruebas  a  las cargas de 59 % 60 % y 62 %   con   tempera turas  de  130° C 140° C y 150°  C a cada  uno de ellas, y al ligante  de  polietileno  + parafina   a 140° C. 

 

  

Fig. [35] reómetro capilar INSTRON  

  Primero  hallamos  las  gra fi cas  de  es fuerzo  cortante  vs   tasa  de  ci zallamiento,  y  de vis cosidad  vs  tasa  de  cizallamiento  a  una  misma  tempera tura  de  140° C, para  cada una  de las ca rgas sólidas, con el  fin  de hallar el  índice  de  comportamiento de  flujo  “n”. Se debe tener en cuenta que  la  tasa  de  corte     utili zada  fue corregida  mediante  la  ecuación  de Rabinowits ch  Función [9]:   

 Función [9]. Corrección de Rabinowitsch para obtener la tasa de corte verdadera  

36

 Donde   aγ&   es   la  tasa  cortante aparente  que es   la  tasa  a la   cual  funciona el   reómetro 

capila r.  Y   γ  es la  tasa cortante  verdadera , que  es  la tasa cortante corregida  mediante la ecuación. La  variable  n  es  la pendiente de la  viscosidad vs  la tasa de corte  aparente.  La dependencia de  la vis cosidad  del  material a la tempera tura   es importante   ya  que mide el  efecto de  un  rápido enfriamiento  como  el  que  se  produce  cuando  la  mezcla llena  la cavidad   del   molde.  Si  exis te  un   rápido   incremento  de  la  viscosidad    durante  el enfriamiento, se pueden  genera r defectos  como  distorsión  o cracking [Ref.5]. Por lo  tanto  se desea menor  dependencia de     la  tempera tura  debido a   que  se   desea  controla r  la concentración  de  esfuerzos durante  el enfriamiento.   Para  hallar el   valor  de  la energía  de  Arrhenius   “E” que  mues tra  la dependencia de   la vis cosidad  con   respecto a la  tempera tura  se construyó la gráfi ca de ln  (viscosidad) vs 1/T tomando una   tasa  cortante  de   200 mm/min     y  tres  diferentes   temperaturas a  130°C, 140°C y 150°C para  las ca rgas sólidas de 59%, 60% y 62%.  Ahora  se quiere realizar una  comparación  entre  las mezclas de  60 % y 59 % determinando  cual de las dos presenta  mejores condiciones de  moldeo, Para es to se utiliza  el  índice  de moldeabilidad. La  mezcla  que presente  un  índice  de moldeabilidad  mayor, será  la  que posea mejores  propiedades para la  inyección.  Si  tomamos una  tempera tura  de  referencia de  140° C y una  tasa  cortante de  200 mm  / min    o 1156.54  [1/s] hallamos  el  valor del índice  de moldeabilidad para  cada ca rga  sólida:  

4.4.4 CALORIMETRÍA DIFERENCIAL DE BARRIDO 

 La  tempera tura de  transición  para  el feeds tock moldeado, es la  tempera tura  a la cual se presenta la  máxima  absorción  de  calor. Hallar la  tempera tura  de  transición es  importante para  el proceso de MIM pues to  que  provee  las  temperaturas l ími tes a  las que  deben  ser traba jadas   tanto  la  mezcla  como   la  inyección  del   feeds tock. Los  valles mostrados  en  la curva     de   calentamiento   del  DSC  muestran  el  punto   de  fusión  de   los  componentes ligantes . Para  esta  prueba  se  utiliza  la  norma   técnica  ASTM E2041‐99.   Es ta  prueba   fue realizada  mediante  una presión  externa  de  2100 psi en  una atmosfera  de ni trógeno   y el peso  de  la muestra era  de  9.700 mg  

4.5 PARAMETROS DE INYECCIÓN  

Para  la inyección del feeds tock, se  utilizó  la maquina  inyectora BOY 15, y se utilizó  un  molde  en acero  4140 cuyo  diseño  es el siguiente:  

37

 Fig. [36]. Molde diseñado para el moldeo de polvos por inyección REF [4]   Las cavidades de  las piezas inyectadas  tienen  las siguientes geometrías y di recciones :  

 Fig. [37]. Plano de las cavidades de las piezas que se quieren inyectar REF [4]   Una  vez obtenida  la  carga  solida  con mejores  propiedades para  la inyección, se realiza un es tudio de  los  parámetros de inyección  que afectan las ca racterís ticas  finales de  la pieza inyectada.  Los  parámetros  que   tienen   una  mayor  influencia     durante   el   proceso  de inyección  son:  

1 Perfil de tempera turas del barril  de  inyección. 2 Presión de  inyección 3 Cantidad de material  

 El control de  estos tres parámetros , influi rá  en  las propiedades de las piezas obtenidas como:  1 Exacti tud  en  la geometría de  las piezas 2 Formación de  rebaba y salida del material  de  la cavidad del  molde 3 Llenado  completo de la cavidad   4 Homogeneidad de la  pieza  obtenida  5 Resis tencia en  verde  de  las piezas  inyectadas  6 Densidad de  la pieza     

38

4.5.1 PERFIL DE TEMPERATURAS DEL BARRIL 

 Las   tempera turas  del barril  de  inyección  son  controladas  mediante  3 resistencias  R1, R2, R3 Fig [38]. Las temperaturas del  barril  en  las zonas de influencia  de   R1 y R2 se  mantienen en   un  punto  deseado   “setpoint”  gracias  a  la   acción   de     dos  controladores   PID.  Las temperaturas   de  es tas zonas del  barril , son medidas  por dos  termocuplas  protegidas  por un  aislamiento de  nylon  que  impide  la rápida  respues ta   de  las termocuplas a   los cambios de   tempera tura .  Por  es to   el   calentamiento   del  barril  de   inyección  debe   realizarse aumentando  el “setpoint” de los  controladores 40  °C/10 minutos  has ta que  se llegue al valor deseado. De  l o  contra rio  se  presenta rá  un  desfase  muy amplio  entre  la  tempera tura medida por la termocupla, y la tempera tura real  del barril de  inyección.  

 Figura [38]. Barril de inyección con las resistencias que controlan la temperatura   

  Se  inyectó  la  pieza  en forma de  probeta   Fig.[39]  manteniendo  una  presión  constante de 900 psi y el   recorrido de  dosifi cación  en  1,1 cms , variando  la   temperatura  del  barril de inyección   (medida  en la  resistencia  R1) entre  100°C y 160°C, con el  fin  de  hallar el  rango de   tempera tura    que  permi tiera  la  producción  de   piezas  sin  defectos  geométri cos , evi tando  la  fractura  de  la  pieza   durante  la  expulsión  del  molde. Se  debe tener en  cuenta que la  temperatura de las  resistencias varía + ‐ 6°C de  la tempera tura  ubicada en  el “set point” para  las  resis tencias, debido a  que  las   termocuplas poseen  un  recubrimiento de nylon  que   retrasa la   reacción de  las mismas , mientras  que  los  controladores  PID    de las resistencias manejan  un  offset de  +‐ 4°C.  

Termocuplas zonas R1, R2

39

 Figura [39]  probeta inyectada para medir los parámetros de inyección que logran piezas sin defecto 

4.5.2 PRESION DE INYECCIÓN  Se inyectó  la  pieza  de  la figura [39] variando  las presiones  entre  700 psi  y 2100 psi  con  el fin  de  encontra r el  rango  de  presiones que  impidiera la formación  de  rebaba  en  la pieza , o llenado  incompleto. El  recorrido  de  la dosifi cación  se  mantuvo  en  1,1 cms   y el perfil  de temperatura  se mantuvo  en  un set point con  T1 = 120, T2 = 135, T3 = 130.  

4.5.3 CANTIDAD DE MATERIAL    Se midió la  cantidad  de material necesaria  para  llenar completamente  la pieza  Fig  [39], cambiando  el  recorrido de  dosifi cación del  barril  en  un  rango  de  0.5 cms   y 1.5 cms  hasta obtener el  punto exacto que  permita  el  llenado  completo  de la  cavidad  sin desperdicio  de material.  

4.6 RESISTENCIA EN VERDE  Con  el  fin de  obtener el  punto exacto de  presión  que logre  la  mejor resistencia  en verde, se  realizaron  pruebas  de   tensión  bajo la  norma    ASTM E8 para  probetas con   tensiones entre  el  rango  de  700 psi y 1700 psi que es  el rango de presiones que  permite la  obtención de  piezas sin  defectos  geométri cos . Con  es ta  pruebas  se  busca  hallar el  módulo  de  Young y esfuerzo  de  tensión  máximo  que  soportan  las probetas a diferentes  presiones .     

       

 

40

5.RESULTADOS  

5.1 SELECCIÓN LIGANTE  El  polipropileno escogido  ini cialmente presentaba  problemas  debido  a  su al to  punto  de fusión   150°C.  Es ta     temperatura   superaba  la  máxima   temperatura   permitida  por  la especifi cación   del  fabricante  del mezclador Sigma   Blade de  aspas.  Por ello,  la   fusión  y consecuente  mezcla  del  agente ligante era  imposible ba jo   estas condiciones.   Se utilizó polietileno  lineal de  ba ja  densidad  como  componente  base  del  ligante, pero  el índice  de  fluidez de  este   termoplástico  muy  cercano a   0 era  demasiado ba jo   para  ser traba jado  durante  el   proceso   de   inyección,  por  lo  que   se  debió  desca rtar  como componente  del ligante.  El bajo punto  de fusión del polietileno de  baja densidad (107 °C) permite el mezclado  en la maquina mezcladora  de aspas tipo  sigma  sin  llega r  a condiciones  extremas. Además, es te termoplás tico  tiene  ca racterís ti cas como un  alto  índice  de  fluidez (8g/10min), que  permite que la  mezcla sea correctamente moldeada  en la maquina i nyectora. 

  

5.2 FIJACION TEMPERATURA DE MEZCLADO  Se encontró  que las  tempera turas por encima de  140 °C produjeron fallos en  el mezclador como:  A 160°C comienza la  degradación  de  la parafina y los  sellos en las paredes del mezclador.  A 180°C el  aceite  que  fluye  por la  chaqueta  del  mezclador presenta rápida oxidación  y se presenta formación  de  barnices  y la cas en  el depósi to  de  aceite .  A una   tempera tura  de  200°C se  presenta  sangrado  de  lubricante  en  los   rodamientos  del mezclador.  Se debe  tener en  cuenta que   exis te  una  di ferencia entre  las paredes  del mezclador y el acei te térmico  como  se mues tra  en la  fi gura  [40]:  

41

Fig. [40] temperaturas en el mezclador de aspas 

 La  grá fica  anterior mues tra  que  con  la   tempera tura  del  aceite  a  140°C  la  diferencia de temperaturas  es  de  20°C  por  lo  que     la  temperatura  de  las paredes  del  mezclador se encuentra a  120°C. Esta  tempera tura es sufi ciente para que el  ligante  base se funda y su vis cosidad  disminuya lo  sufi ciente para ser mezclado  con el  polvo.  

5.3 HOMOGENIZACIÓN DE LA MEZCLA 

 Para   logra r  mezcla   homogénea ,  se  deben  mantener  las  aspas   del   mezclador  a   una velocidad  de  45 rpm durante una hora , ini ciando  desde  el momento  en  que  se  termina de agregar el  polvo  a la  mezcla . Tiempos muy cortos  de  mezclado no alcanzan  a  homogeniza r la  mezcla , lo  que  se  evidencia en  la  apari ción  de  burbujas de  ai re al  interior de la  mezcla , como  las que se  aprecian en la  fi gura [41].    

 Figura [41] muestra de mezcla no homogénea 

 

0

20

40

60

80

100

120

140

160

0 10 20 30 40 50

Tempe

ratura[°C]

Tiempo [min]

Temperatura vs tiempo en el mezclador

temperatura del aceite 

temperatura peredes del mezclador 

Aparición de burbujas internas en mezcla no homogénea

42

La medición del torque  ejercido sobre la mezcla muestra la siguiente tendencia  mostrada en  la figura [42]: 

 FIGURA [42] medición del torque que ejerce el motor del mezclador 

 

5.4 DENSIDAD  Los  resultados de las pruebas  de  densidad  son mostrados en la  tabla [1] y la figura [43]   ca rga solida %   58,00  59,00  60,00  62,00 PROMEDIO ( g / cc)  4,573  4,780  4,903  4,427 desviación  ( g / cc)  0,124  0,019  0,336  0,459 Tabla 1 densidades de las distintas cargas solidas  

Figura [43] densidad en función de la carga sólida  

 

50

52

54

56

58

60

62

0 20 40 60 80

Torque

 (N*m

)

Tiempo (min)

Torque vs Tiempo

4,4

4,5

4,6

4,7

4,8

4,9

5

57,00 58,00 59,00 60,00 61,00 62,00 63,00

densidad

 (g/cc)

carga solida %

densidad vs carga solida

43

 

5.5 INDICE DE FLUIDEZ  Los resultados de la prueba de índice de f luidez se muestran en la tabla 2 y la figura 44:  Carga solida 58 59 60 62 promedio 132.76 130.7 33.52 3.29 Desviación 7.621 3.8 2.81 0.86 No muestras 4 4 3 4 Tabla [2]. Índices de fluidez en función de las cargas sólidas  

 Figura [44]. Grafica del índice de fluidez en función de la temperatura  

 

5.6 REOMETRÍA CAPILAR  Los gráficos de esfuerzo cortante vs tasa de corte figura [45] y de viscosidad vs tasa de corte figura [46] son:

0

20

40

60

80

100

120

140

57 58 59 60 61 62 63indice de flu

idez(g/10m

in)

carga solida %

Índice de fluidez

44

Figura [45]. Grafica esfuerzo cortante en función de la tasa de corte   

Figura [46]. Grafica viscosidad en función de la tasa de corte 

 La  tabla  tres  mues tra  el  índice de  comportamiento de   flujo  n    hallado  para  cada  ca rga sólida ,  junto  con las funciones del es fuerzo  cortante y la viscosidad en  función  de la tasa de  corte.  

y = 1117,x0,636

R² = 0,996

y = 2280,x0,592

R² = 0,996

y = 15187x0,453

R² = 0,982

1000

10000

100000

1000000

1 10 100 1000 10000

esfuerzo de corte [Pa]

tasa de corte [1/s]

59%

60%

62%

esfuerzo cortante vs tasa de corte 

y = 1117,x‐0,36

R² = 0,988

y = 2224x‐0,40

R² = 0,992

y = 14316x‐0,54

R² = 0,988

10,00

100,00

1000,00

10000,00

1 10 100 1000 10000

viscosidad

 [Pa*s]

tasa de corte [1/s]

59% 140 C

60 %  140 C

62 % 140 C

viscosidad  vs tasa de corte

45

Carga sólida Esfuerzo cortante Viscosidad n 59 % 1117 . 1117 .

0.6368

60 % 2280 2246.9 .

0.5928

62 % 15187 . 14316 . 0.4555 Tabla [3]  funciones de la viscosidad, el esfuerzo cortante, e índice de comportamiento de flujo n 

La fi gura [47] muestra  el gra fico de  ln (vis cosidad) vs  (1/T)   

 Fig.[40] . Grafica que muestra el comportamiento de la viscosidad debido a los cambios de temperatura.   La tabla [4] mues tra  las ecuaciones  de la vis cosidad  en  función  de  la tempera tura  y la energía de Arrhenius  para una tasa cons tante de 200 mm / min  :  Carga sólida Ecuación viscosidad E (Energía de activación)

(KJ/mol) 59% 1.98 10

.. 36.87

60% 1.7 10.

.

19.11

62% 81.13.

. 3.594

Tabla [4] ecuación de la viscosidad en función de la temperatura, y valores de la energía de Arrhenius    

46

Para   comparar las  ca rgas solidas  de  59 %  y  60 % se  halla el   índice  de  moldeabilidad,  teniendo en  cuenta  los parámetros  del   índice  de  comportamiento de   flujo  y energía  de Arrhenius . La   tabla  5 muestra l os valores  de  índice  de  moldeabilidad  para  las cargas  de 59% y 60 %   carga n E B no moldeabilidad

59% 0,6368 36,87 1,98E-03 87,77 0,93311812 60% 0,5928 19,11 1,70E-01 124,55 1,42237258

Tabla [5] valores del índice de moldeabilidad para las cargas solidas de 59% y 60 %  

5.7 CALORIMETRIA DIFERENCIAL DE BARRIDO  Como resultado, la  prueba de  DSC mues tra el  siguiente  gráfi co:   

Fig [41]. Grafica resultante de la prueba de DSC realizada  

 

5.8 PARAMETROS DE INYECCION  

5.8.1 FIJACION DE LA TEMPERATURA DE MEZCLADO 

 Para efectuar el proceso  de  dosifi cación  del  material en  la punta   del  barril de  inyección, con  el  tornillo  girando  a una  velocidad de  200 rpm, se  deben  mantener  las  tempera turas del   barril   de   inyección  por  debajo  de  160°C,  tempera turas  mayores  disminuyen  la vis cosidad  de  la mezcla, hasta valores  tan  bajos , que  la  fuerza  de  reacción  que   recibe  el tornillo al  tra tar de  lleva r  la mezcla hacia el  frente del  barril  , es demasiado  baja para 

47

logra r desplazar el  tornillo  hacia a trás , impidiendo  la  acumulación de  material  en  el  frente del  barril .  Si  alguna de las zonas del  barril  tiene   tempera turas por debajo de los  115°C se presenta fractura de  la  pieza  al ser expulsada del  molde. Además  tempera turas menores a  115°C generan  imperfecciones   geométri cas  como   “Weld   Lines”.  Este   tipo  de   defectos  se presenta  cuando  hay más  de un  frente  de  material  tra tando  de  sobrepasa r un  obs táculo. Las  ba jas  tempera turas  permi ten   el  enfriamiento  prematuro   de  ambos     frentes   de material impidiendo  que  se unan  cuando se termina de  llena r la  cavidad  Fig[45].    

 Figura [45] defecto generado por baja temperatura “Weld line”  

 

5.8.2 PRESION DE INYECCIÓN  Exis te un  rango  de  presión, que permi te   la obtención  de  piezas en  verde  sin defectos . Presiones  de  inyección demasiado  bajas no  logran  vencer la resistencia  del  material a  flui r   que  se  presenta  gracias  a  la  fri cción  que  exis te  entre  las  paredes del  molde  y el  material , llenando la  cavidad  de manera  incompleta , formando  acumulación  de  material en  el canal de  inyección.  

 Figura [46] defecto generado por bajas presiones llenado incompleto 

 La  mínima  presión  que  logra mantener una  geometría  completa de  la  pieza, es  700 psi para  la probeta mostrada  en la  figura . Presiones  de  inyección mayores a 1700 psi logran 

48

sobrepasar la  fuerza  de  cierre  del  molde, cuya  presión  máxima de  cierre     es  70 psi. Por es to  si la presión  de  inyección es  superior a  1700 psi se  forman   rebabas  y  llenado  del ori fi cio  interior de  la cabeza de la probeta.    

   Fig. [47] defecto de rebaba y llenado del orificio por exceso de presión 

5.8.3 CANTIDAD DE MATERIAL  Se  encontró  que  para  el  completo  llenado  de  la   probeta  la  dis tancia que debe  retroceder el  tornillo  de  inyección  es  1,1 cms . Esto  equivale   a  aproximadamente  1,93 cc de  mezcla . Cantidades  excesivas de  material  generan  rebaba  y llenado  de  l os  orifi cios  internos  de las probetas , mientras  que  cantidades  menores a  la especifi cada  impiden  el completo  llenado de  la pieza formando  imperfecciones geométri cas   como en la  fi gura :   

 Fig. [48] Defecto producido por falta de material  

         

49

5.9 RESISTENCIA EN VERDE 

 Los  resul tados de las pruebas de  tensión  fueron:  

 Tabla  [6] Módulo de Young  y esfuerzo ultimo de  tensión, para probetas  inyectadas  a distintas temperaturas y presiones de inyección  Las grafi cas de las pruebas  a tensión  obtenidas son:  

    

Probeta   Módulo elasticidad (GPa) Esfuerzo último (MPa) Temp °C presion(psi)

1 4,345 9,964 150‐145‐150 7002 3,703 5,581 137‐156‐136 12003 3,417 8,227 140‐160‐145 15004 2,215 4,806 140‐160‐146 15005 3,120 6,437 140‐170‐150 9006 2,882 6,437 140‐165‐150 10007 4,296 7,257 160‐135‐140 10008 2,948 6,931 124‐152‐138 8009 3,895 10,581 135‐170‐145 80010 3,961 6,728 140‐145‐150 800

promedio 3,478 7,295desviación 0,687 1,821

0

2

4

6

8

10

12

0,E+00 2,E‐03 4,E‐03 6,E‐03 8,E‐03 1,E‐02

ESFU

ERZO

 (MPa

)

DEFORMACIÓN (mm/mm)

probeta 1

probeta2

probeta3

probeta 4

probeta5

50

Figura [49]. Curvas  esfuerzo deformación  de  las probetas en verde  sometidas  a tensión 

  

 

 

 

 

 

 

0

2

4

6

8

10

12

0,E+00 2,E‐03 4,E‐03 6,E‐03 8,E‐03 1,E‐02

ESFU

ERZO

 (MPa

)

DEFORMACIÓN (mm/mm)

probeta6

probeta 7

probeta 8

probeta9

probeta 10

51

6.ANALISIS DE RESULTADOS 

 

6.1 HOMOGENIZACIÓN DE LA MEZCLA  Para la homogenización de  la premezcla, és ta debe  permanecer en el mezclador durante 40 minutos , permitiendo  que  las moléculas de para fina y polietileno se  entrelacen. Es te material  toma  alrededor de   30 minutos en   fundi rse   completamente  con  las aspas moviéndose a  una  velocidad angula r de  45 rpm.  Los  puntos  mostrados  en  la  grafi ca  fueron  hallados  al  encontra r un valor promedio  de  los datos  de corriente  arrojados por la pinza  amperimétri ca . De es te  gráfi co  se puede  concluir que después de  50 minutos de  mezclado    se  ini cia una   tendencia a  la disminución  del torque. Este  comportamiento  indica un  mejoramiento  en  la homogeneidad de  esta mezcla transcurrido  este   tiempo. Después  de 70 min el  torque  muestra  un comportamiento   sin variaciones   considerables  lo  que se   traduce en  que el  feeds tock ha alcanzado un  nivel  aceptable  de  homogeneidad.  

6.2 DENSIDAD   Como se puede observa r en  el grafi co Fig [43], al aumentar la ca rga  solida has ta 62 % la densidad disminuye  considerablemente, es to es una mues tra de  que a  62 % la ca rga solida ha  superado  a  la  ca rga críti ca.   El  sobrepaso de  la  ca rga  críti ca , impli ca  la  formación  de agujeros de ai re entre  las partículas del  polvo, disminuyendo la densidad  de la mezcla    

6.3 INDICE DE FLUIDEZ  

 Si comparamos  los  resul tados  de  la  carga  solida  de  62 % en la  figura  [44] tenemos  que  el valor de  es te  índice  de  fluidez es  demasiado  ba jo  y es tá  el  rango  de índice de  fluidez para la ca rga críti ca . Mientras que los  valores presentados  por la mezclas de 59 % y 60 % son valores  de  índice de  fluidez aceptable para ser llevadas a la  fase de moldeo.  

6.4 REOMETRIA CAPILAR 

 De   las  grá fi cas  Fig[45]  y  Fig[46]  se  puede   conclui r  que   la  mezcla  presenta  flujo pseudoplásti co  pues to    que  a   medida  que  la  tasa  de  corte  aumenta  la  viscosidad disminuye.  Como  era  de espera rse,  las gra ficas muestran  que     a medida que la  ca rga solida  es  mayor,  la  viscosidad  del  feeds tock  aumenta .  En  la  carga   solida  de   62  %  la vis cosidad  llega  a  valores  peligrosos por encima  de   1000 Pa*s  a  tasas de  corte  por deba jo 

52

de  los  100 [1/s ], mientras que  con  las ca rgas  solidas de  59 % y 60 % nunca se  supera  es te valor de  1000[Pa *s].  Según las ecuaciones en  la  tabla  [3], el  índice de  comportamiento de   flujo n disminuye a medida  que  la  ca rga  sólida  aumenta, es to  quiere  deci r que  la  sensibilidad  de  la  viscosidad a la  tasa de  corte crece  a medida  que  se trabaja  con  una ca rga solida mayor.  Los  resultados  mostrados  en  la tabla  [4] demues tran  que   a medida que la  ca rga aumenta, la energía  de  Arrehnius disminuye  logrando  que  la  mezcla soporte mayores  cambios  de temperatura . Sin embargo  la  ca rga  solida  de  62 % presenta  un  comportamiento  diferente a la  de  las  otras dos  cargas. Esto  se  debe  principalmente  a que  la ca rga  de  62 % ya  ha superado la ca rga  críti ca de la mezcla.  Los  resultados  hallados en  la  tabla  [5] muestran  que la  mezcla  de  60 % presenta  mejores condiciones  de  moldeo, por lo que  fue  elegida como la ca rga  solida ideal para  continuar en  el  proceso de  inyección. Sin embargo, se  debe  tener en cuenta que  la ca rga de  59 % tiene  un mayor índice de  comportamiento de  flujo “n”   que la hace menos sensible a los esfuerzos cortantes , pero  una  mayor energía de Arrenhius  que  indica que  esta ca rga solida tendrá menos   resistencia  a los altos  gradientes de   temperatura  generados  en  el proceso de  inyección  y extracción.  

6.5 CALORIMETRIA DIFERENCIAL DE BARRIDO  El  gra fi co resul tante   Fig. [41]  de  es ta  prueba muestra  la  cantidad  de  calor  absorbido  por la mezcla al elevar su  tempera tura a  una  tasa de  1°C/min. Al acerca rse a  la temperatura  de fusión, la mezcla necesita  un  mayor flujo  de  calor para  variar la  tempera tura , formándose  un  valle que  evidencia  la energía  latente  de  fusión  del material. En el   fondo  del  valle se encuentra   la   temperatura   de  fusión  del  material ,  a   parti r  de   es te   punto   la  energía necesa ria para  aumentar  la   temperatura   de  la  mezcla  disminuye  debido  a  que  se  ha completado  el  cambio  de  fase de  la misma.  Los   resul tados  de es ta prueba    Fig.  [41] muestran un  único   valle   a  la  temperatura  de 94.74°C.Es to  quiere  deci r que  la  tempera tura de  mezclado  debe  esta r por encima de  es te valor, así como  la tempera tura del  barril  de  inyección debe  supera r esta  tempera tura  para logra r que la mezcla fluya hacia  el  molde. El  único  valle  que muestra  la  prueba  realizada, demues tra la homogeneidad del componente ligante, es  deci r que la prueba  realizada es cla ra  evidencia que   las moléculas  de  acido  esteári co parafina  y polietileno se  encuentran entrela zadas. Si la prueba  arroja ra  más  de un valle a diferentes tempera turas  sería debido a los dis tintos  puntos de fusión de  cada  uno  de  los  componentes ligantes  por separado.  

53

 

6.6 DEFECTO DE SEGREGACION 

 El defecto de  segregación, se produce en  las piezas debido a la  acción de al tos es fuerzos cortantes  producto  de los  fuertes  cambios  en  el  área  transversal  del  canal  de  entrada a la cavidad de  llenado  de la  pieza del  molde. Este  defecto  es  notorio, ya  que se evidencia  una zona  oscura  cercana  al canal de  entrada  del  material  que  tiene  un  diámetro  de  0.5mm. Cabe  des taca r, que  este  defecto  solo es  notorio  en la  superficie  de  la  pieza . Si  se  realizan cortes  transversales y l ongitudinales como  los  de  la  figura  [50] no  se  nota  a simple vis ta  una di ferencia  de color cla ra que denote  defecto.  

 Figura [50] Corte transversal de una de las  piezas inyectadas.  El defecto de segregación no es notorio  El canal de  entrada  de la pieza  Fig. [51] tenía un  diámetro  de  0.5 mm. Con  esta  longi tud se presentaba el defecto de segregación.  

 

                                       

Corte transversal, el defecto de seg regación no es notorio en el interior de la pieza

54

Figura [51] defecto de segregación en la superficie de la pieza en la zona cercana al canal de entrada 

  

Como  se  observa  en  las anteriores  grá ficas , el  defecto  se  hace mucho  más grande al aumenta r la  carga  solida , esto  se  debe  a  que  al  aumentar el  porcentaje  en  volumen  de polvo, el índice de comportamiento  de  flujo n  disminuye, aumentando  la sensibilidad de la vis cosidad   del  material   al  es fuerzo  cortante.  Se  realizó  un   es tudio  del  defecto   de segregación   a  nivel  micro   utilizando   microscopía  electrónica  de   barrido  “SEM”.  Los resul tados  fueron:    

   

Figura [52] defecto de segregación visto desde el microscopio electrónico de barrido. Se 

hace notoria la separación del polímero y el polvo 

Zona 1

Zona 2

Polímero

Polvo muy separado

55

  

 Fig. [53] fotos tomadas mediante microscopía electrónica de barrido SEM al defecto de 

segregación  La  zona 1 es  aledaña al canal de  inyección, en  esta parte, exis te un  exceso    de pol ímero con  muy pocas partículas de  hierro  excesivamente  separadas  entre  s í. Este  defecto  facilita la  formación  de grietas a  la  hora  de  la extracción, debido  a que   buena  parte  del  pol ímero queda  en  la zona cercana al  canal de  entrada , mientras  que  zonas ale jadas del  canal de inyección  ca recen  de  ligante, perdiendo  consis tencia  y facili tando la  formación de  grietas durante  la  extracción.  Durante   la   sinteri zación,  la  zona  1  presenta rá  un  encogimiento mucho  mayor al  res to de  la  pieza, ya que  tiene  mucho  menos  polvo. Por otra  parte, en  la zona  2 exis te polímero aglomerado. Es te defecto actúa como concentrador de es fuerzos , que facilita  la propagación  de grietas durante la  extracción.  Si  se  agranda el   canal  de  entrada  de   la  pieza  has ta   logra r  un  diámetro  de   1.2 mm el defecto de  segregación disminuye   Fig. [54]. El  cambio  de coloración  desaparece en  la ca ra plana  del  cilindro  Fig. [55], aunque  se  puede  notar aún    cambio de  coloración en  zonas muy cercanas  al canal de  entrada en  la ca ra  cilíndrica Fig. [54].   

Polímero Aglomerado

56

 Fig. [54]. Disminución del defecto de segregación en la pieza 

 

 Fig. [55] Disminución del defecto de segregación en la pieza 

6.6 RESISTENCIA EN VERDE 

 De  la tabla  [6]  y las gráfi ca [49], se podría conclui r que a  pesar de los  cambios de presión y temperatura , el módulo  de  elasti cidad  de  las piezas  en  verde  no  varía  considerablemente. Con  base  en  lo anterior  también  podríamos a fi rmar que  el módulo  de  elas ticidad  de las piezas  en  verde, es  función  de  la  ca rga  solida  y no  depende  en  gran  medida  de la  presión apli cada o  de  las tempera turas  del barril de inyección  REF [8].   En   cuanto al es fuerzo úl timo a  la  tensión, se  encontró  una  desviación bastante  amplia entre   los  valores  hallados. Sin  embargo, los   resultados  de  las  pruebas, no  arroja ron  un patrón  cla ro  de comportamiento  de  es te   esfuerzo úl timo  pero  se  necesi ta  de  una  mayor cantidad de  pruebas para  hallar  conclusiones  validas sobre  el  comportamiento  de es ta variable.  

Disminución del defecto de segregación

Desaparición del área oscura de polímero segregado

57

 

7. CONCLUSIONES   Los  parámetros de mezclado fijados  y el protocolo de mezclado  propues to  cumplen con requerimientos, ya  que se  obtiene  como  producto  final del proceso  de  mezclado  feeds tock  homogéneo de diferentes ca rgas sólidas.  Los  resultados  de  la  reología  capilar y los  otros  métodos  de ca racteri zación mues tran  que la ca rga sólida  de  60 % es la  que  mejores condiciones cumple para continuar con  la fase  de moldeo. Es to  se ve   reflejado  en  un   índice  de moldeabilidad mayor al del res to  de ca rgas sólidas.  Por otra parte  la  ca rga sólida de   62% sobrepasa  la  ca rga sólida  críti ca,  lo  que implica   un  l ímite   máximo   permitido  para  el   porcenta je  de   hierro   contenido  en   el feeds tock.    Los  parámetros  de  i nyección  que  se  deben  controla r durante  el  proceso  de moldeo  son  la temperatura  del  barril de   inyección, la  presión   de  inyección   y  la  cantidad  de  material dosifi cado. Existe  un  rango  permisible para  cada  uno de  es tos  parámetros , que  permite la omisión  de  defectos  en la  piezas  inyectadas. Por otra  parte   , debido  a  un  diámetro  del canal  de entrada menor a  1 mm (0.5mm) se  presentó  el  defecto  de segregación  , que  fue solucionado  agrandando  el diámetro  del  canal a  1.2 mm.  Las  pruebas  de  tensión efectuadas  a  las piezas en  verde  mues tran   que el  módulo  de elasti cidad  no  cambia  considerablemente  a  pesar   de la  variación  en  los    parámetros  de inyección, por lo que  se concluye  que  el  módulo  de  elasti cidad  depende   de la ca rga sólida utilizada.  Por  otra   parte   no  se   encontró   algun   patrón   de   comportamiento   claro   del esfuerzo úl timo  de  tensión  con reaspecto  a alguno  de los parámetros  de  inyección.  

         

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8. REFERENCIAS BIBLIOGRAFICAS  

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