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PONTIFÍCIA UNIVERSIDADE CATÓLICA DO RIO GRANDE DO
SUL
PRÓ-REITORIA DE PESQUISA E PÓS-GRADUAÇÃO
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Faculdade de Engenharia
Faculdade de Física
Faculdade de Química
PGETEMA
ESTUDO DO PROCESSO DE PRODUÇÃO DE PRÉ-FORMAS PELO
SISTEMA DE CONSOLIDAÇÃO DE PÓS METÁLICOS POR
CONSTRIÇÃO RADIAL (CCR)
SÉRGIO AGOSTINHO GARCIA DE LEMOS
BACHAREL EM CIÊNCIAS CONTÁBEIS
DISSERTAÇÃO PARA A OBTENÇÃO DO TÍTULO DE MESTRE EM
ENGENHARIA E TECNOLOGIA DE MATERIAIS
Porto Alegre
Dezembro, 2008
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PONTIFÍCIA UNIVERSIDADE CATÓLICA DO RIO GRANDE DO
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PRÓ-REITORIA DE PESQUISA E PÓS-GRADUAÇÃO
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ESTUDO DO PROCESSO DE PRODUÇÃO DE PRÉ-FORMAS PELO
SISTEMA DE CONSOLIDAÇÃO DE PÓS METÁLICOS POR
CONSTRIÇÃO RADIAL (CCR)
SÉRGIO AGOSTINHO GARCIA DE LEMOS
BACHAREL EM CIÊNCIAS CONTÁBEIS
ORIENTADOR: PROFA. DRA ELEANI MARIA DA COSTA
CO-ORIENTADOR: PROF. DR CARLOS ALEXANDRE DOS SANTOS
Dissertação realizada no Programa de
Pós-Graduação em Engenharia e
Tecnologia de Materiais (PGETEMA) da
Pontifícia Universidade Católica do Rio
Grande do Sul, como parte dos requisitos
para a obtenção do título de Mestre em
Engenharia e Tecnologia de Materiais.
Porto Alegre
Dezembro, 2008
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BANCA EXAMINADORA
__________________________________
Prof
a
. Dr
a
. Eleani Maria da Costa
Programa de Pós-Graduação em Engenharia e Tecnologia de Materiais
Pontifícia Universidade Católica do Rio Grande do Sul
_____________________________________
Prof. Dr. Carlos Alexandre dos Santos
Programa de Pós-Graduação em Engenharia e Tecnologia de Materiais
Pontifícia Universidade Católica do Rio Grande do Sul
________________________________________
Prof
a
. Dr
a
. Berenice Anina Dedavid
Programa de Pós-Graduação em Engenharia e Tecnologia de Materiais
Pontifícia Universidade Católica do Rio Grande do Sul
__________________________________________
Prof. Dr. César Edil da Costa
Programa de Pós-Graduação em Engenharia de Materiais
Universidade Estadual de Santa Catarina
DEDICATÓRIA
Dedico este trabalho a meus pais, à minha esposa, companheira de
muitos anos e incentivadora incansável, e a meus filhos, razão das nossas vidas.
AGRADECIMENTOS
Agradeço à Prof
a
. Eleani Maria da Costa, minha orientadora, pelo
incentivo e apoio recebidos.
Agradeço ao Prof. Carlos Alexandre dos Santos, co-orientador, por sua
ajuda e cooperação.
Agradeço ao Eng. Dr. Carlos Frick Ferreira, do Laboratório de Fundição-
Lafun, UFRGS, pelas informações a respeito do processo de confecção de moldes
pelo método de microfusão.
Agradeço a Höganas do Brasil, na pessoa do Eng. Pedro Masa, pelo
fornecimento de amostra de pós metálicos e de vasta literatura técnica, de
fundamental importância na elaboração deste estudo.
Agradeço a Alcoa do Brasil S.A. pelo fornecimento de amostras de
alumina, material necessário aos nossos experimentos.
Agradeço ao Departamento de Engenharia Mecânica da Universidade
Estadual do Estado de Santa Catarina-UDESC por dispor a infra-estrutura para a
realização dos testes de compressibilidade.
SUMÁRIO
D
EDICATÓRIA..............................................................................................4
AGRADECIMENTOS ......................................................................................5
SUMÁRIO....................................................................................................6
LISTA DE FIGURAS ......................................................................................9
LISTA DE TABELAS....................................................................................13
RESUMO................................................................................................14
ABSTRACT............................................................................................15
1. INTRODUÇÃO....................................................................................16
2. OBJETIVOS .......................................................................................18
2.1. Objetivos Específicos......................................................................................18
3. REVISÃO BIBLIOGRÁFICA...............................................................19
3.1. Metalurgia do Pó ..............................................................................................19
3.1.1. Histórico ....................................................................................................19
3.1.2. Métodos de Compactação dos Pós Metálicos ..........................................21
3.1.2.1. .....................................................................21 Compactação Uniaxial
3.1.2.2 – Compactação Isostática:................................................................26
Compactação isostática possibilita obter densidades mais uniformes
comparativamente à prensagem uniaxial em matrizes rígidas. Este método utiliza
moldes flexíveis para a aplicação de pressão em todas as direções, o que reduz a
fricção e possibilita a re-prensagem de peças já conformadas. A compactação
isostática pode ser a frio ou a quente........................................................................26
3.1.3. Abordagem Macroscópica de Compactação dos Pós Metálicos ..............31
3.1.3.1. ....................32 Endurecimento por Deformação das Partículas de Pó
3.1.3.2. ...............................33 Redução da Tensão de Cisalhamento Máxima
3.1.3.3. ................................................34 Influência do Limite de Escoamento
3.1.4. Modelo Microscópico e Mecanismos do Processo de Compactação........36
3.1.5. Sinterização dos Pós Metálicos ................................................................37
3.1.5.1. ..............................................41 Mecanismos Básicos de Sinterização
3.2. Microfusão ou Processo em Cera Perdida.....................................................46
7
3.2.1. Introdução .................................................................................................46
3.2.2. Descrição do Processo .............................................................................46
3.3. O Processo de Consolidação por Constrição Radial (CCR).........................51
3.3.1. Introdução .................................................................................................51
3.3.2. Descrição do Processo CCR ....................................................................53
4. MATERIAIS, EQUIPAMENTOS E PROCEDIMENTOS
EXPERIMENTAIS – PRIMEIRA ETAPA ..........................................56
4.1. Materiais............................................................................................................57
4.1.1. Matéria Prima Utilizada: Pó de Ferro ........................................................57
4.1.2. Produção dos Moldes Cerâmicos .............................................................58
4.1.3. Meio Compressor Secundário...................................................................64
4.1.4. Container e Configuração Container/Meio Compressor Secundário/ Molde
Cerâmico...................................................................................................................67
4.2. Equipamentos...................................................................................................68
4.2.1. Forno para Aquecimento...........................................................................68
4.2.2. Prensa Para Compactação .......................................................................68
4.3. Procedimento Experimental............................................................................69
4.3.1. Parâmetros do Processo CCR..................................................................69
4.3.2. Fluxo operacional......................................................................................70
4.4. Caracterização das Pré-formas Produzidas...................................................72
5. RESULTADOS E DISCUSSÕES REFERENTES AOS
EXPERIMENTOS – PRIMEIRA ETAPA...........................................74
5.1. Apresentação dos Resultados........................................................................74
5.2. Discussão Sobre os Resultados Obtidos nos Experimentos – Primeira
Etapa 81
5.2.1. Espessura do Molde Cerâmico Descartável .............................................81
5.2.2. Material Para o Meio Compressor Secundário .........................................81
5.2.3. Influência da Configuração Container/Meio Compressor Secundário/
Molde Cerâmico ........................................................................................................82
5.2.4. Principais Parâmetros de Processo: tempo, temperatura e pressão de
compactação.............................................................................................................83
6. MATERIAIS, EQUIPAMENTOS E PROCEDIMENTOS
EXPERIMENTAIS – SEGUNDA ETAPA..........................................84
6.1. Materiais e Equipamentos Utilizados .............................................................84
8
6.2. Procedimentos Experimentais – Segunda Etapa ..........................................86
6.2.1. Parâmetros do Processo CCR..................................................................86
6.2.2. Fluxo Operacional da Experimentação – Segunda Etapa.........................88
6.3. Caracterização das Pré-formas Produzidas..................................................90
7. RESULTADOS E DISCUSSÕES REFERENTES AOS
EXPERIMENTOS – SEGUNDA ETAPA...........................................91
7.1. Características Gerais das Pré-formas de Ferro Obtidas.............................91
7.3. Microestrutura das Pré-Formas Obtidas........................................................93
7.2. Dureza das Pré-formas e Correlação com Densidade ................................100
8. CONCLUSÕES.................................................................................102
9. PROPOSTAS PARA TRABALHOS FUTUROS...............................104
10. REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS...............................................105
LISTA DE FIGURAS
Figura 3.1 - Métodos básicos de compactação.........................................................21
Figura 3.2 - M/P: Movimentos da ferramenta durante o processo de compactação
uniaxial. ..................................................................................................22
Figura 3.3 - Principais etapas do processo de compactação uniaxial a morno e a frio.25
Figura 3.4- Esquema típico do processo de compactação isostática a quente.........27
Figura 3.5- Equipamento comercial de compactação isostática a quente.................28
Figura 3.6- Adaptação dos contornos superficiais devido à deformação plástica de
partículas de pó adjacentes para o caso do cobre eletrolítico compactado
a 200 MPa..............................................................................................33
Figura 3.7- Condição de deformação plástica em uma esfera metálica oca sob
pressão externa hidrostática P, onde R e r são os raios externos e
internos da esfera, respectivamente, σ tensão tangencial e σ a tensão
radial
t r
......................................................................................................33
Figura 3.8- Influencia do limite de escoamento na relação entre as pressões axial e
radial dentro de uma cavidade cilíndrica durante o ciclo de carga-
descarga.................................................................................................35
Figura 3.9- Estágios do processo de compactação sob o ponto de vista
microscópico. .........................................................................................37
Figura 3.10- Processo esquemático de seqüência de operações em um forno
sinterização. ...........................................................................................38
Figura 3.11-Formação de “pescoço” entre esferas de cobre sinterizadas ................42
Figura 3.12 - Primeiro estágio (a) e segundo estágio (b) de sinterização. ................42
Figura 3.13- Vacâncias migrando: a) dos cantos vivos para as partes mais achatadas
da superfície do poro; b) dos poros menores para os poros maiores de
contornos de grãos.................................................................................44
Figura 3.14- Micrografias ilustrando mudanças nos tamanhos dos grãos e dos poros;
T=1000°C; a) 8 min; b) 8 min.; c) 30 min; d) 120 min, e) zonas livres de
poros próximos aos contornos de grãos e poros maiores nos centros dos
grãos do ferro sinterizado.......................................................................45
10
Figura 3.15- Fotografias ilustrando as principais etapas do processo de microfusão.50
Figura 3.16- Exemplos de modelos confeccionados como poliestireno de alto
impacto...................................................................................................51
Figura 3.17- Principais etapas do processo CCR. (1) Modelo de cera; (2) O molde
construído sobre o modelo de cera, através de banhos em lamas
cerâmicas; (3) Deceragem, deixando o interior do molde vazio; (4) O
molde cerâmico é preenchido com pó metálico e colocado dentro de um
container metálico; (5) Ligas metálicas contendo elementos muito
reativos, o container pode ser fechado a vácuo; (6) Aquecer a
temperatura de prensagem a quente, tipicamente entre 1030 a 1200 °C
para materiais ferrosos, e prensar por alguns segundos; (7) O container
é aberto e a peça metálica consolidada é separada do molde cerâmico.54
Figura 3.18- Algumas peças produzidas pelo Processo CCR...................................55
Figura 4.1- Imagem ilustrativa da morfologia do pó de ferro ASC100.29 utilizado nos
experimentos..........................................................................................57
Figura 4.2- Microestrutura de um compactado produzido com pó de ferro ASC100.29
utilizado nos experimentos. Ataque com Nital........................................58
Figura 4.3- Fluxograma ilustrando o procedimento experimental utilizado para a
produção dos moldes cerâmicos pelo processo de microfusão. ............59
Figura 4.4- Primeiro tipo de molde cerâmico confeccionado. a) Modelos banhados
com 1ª lama e areia fina. b) Modelos com quatro banhos, sendo que o
último coberto com chamote grosso. c) Moldes cerâmicos após
deceragem. ............................................................................................61
Figura 4.5- Segundo tipo de molde cerâmico confeccionado. a) Modelos em cera b)
Moldes secando após 9 banhos de lama c) Molde cerâmico após
deceragem. ............................................................................................62
Figura 4.6- Terceiro tipo de molde cerâmico confeccionado. a) Molde secando após
5 banhos de lama. b) Deceragem pelo processo flash. c) Moldes
cerâmicos após deceragem e calcinação...............................................63
Figura 4.7- Amostras de pó de ceramico após ensaio de compressibilidade...........66
Figura 4.8- Esquema ilustrativo das diferentes configurações utilizadas quanto à
configuração container/meio compressor secundário/ molde cerâmico. 67
Figura 4.9- Forno resistivo utilizado para aquecimento do container com o meio
compressor secundário com o molde cerâmico contendo o pó de ferro.68
11
Figura 4.10- Prensa hidráulica utilizada para a compactação das amostras.............69
Figura 4.11- Ilustração do fluxo operacional utilizado para a obtenção das preformas
de ferro...................................................................................................71
Figura 5.1- Fotografias das primeiras preformas de ferro produzidas nos
experimentos – primeiras etapas. ..........................................................76
Figura 5.2- Micrografias ópticas de diferentes regiões do centro da amostra 22, a
qual foi produzida com alumina como meio compressor, aquecida a
800 C durante 45 minutos e compactada a aproximadamente 356 MPa.
ο
77
Figura 5.3- Micrografias ópticas de diferentes regiões das bordas da amostra 22, a
qual foi produzida com alumina como meio compressor secundário,
aquecida a 800 C durante 45 minutos e compactada a aproximadamente
356 MPa.
ο
................................................................................................78
Figura 5.4- Micrografias ópticas de diferentes regiões da amostra 29, a qual foi
produzida com pó cerâmico como meio compressor secundário,
aquecida a 1120 C durante 45 minutos e compactada a
aproximadamente 366 MPa.
ο
..................................................................79
Figura 5.5- (a) (b) (c) (d) e (e) Micrografias eletrônicas de diferentes regiões da
amostra 29, a qual foi produzida com pó cerâmico como meio
compressor secundário, aquecida a 1120 C durante 45 minutos e
compactada a aproximadamente 366 MPa. (f) EDS da região indicada
com a seta.
ο
.............................................................................................80
Figura 6.1- Fotografias dos moldes cerâmicos utilizados nos experimentos finais. ..85
Figura 6.2- (a) Moldes cerâmicos descartáveis enchidos com pó de ferro ASC
100.29. (b) Moldes cerâmicos descartáveis selados com lama cerâmica.85
Figura 6.3- Esquema ilustrativo da configuração matriz/container/ meio compressor
secundário/molde cerâmico. Matriz confeccionada em aço SAE 1045
com as seguintes dimensões aproximadas: altura 99 mm, diâmetro
interno 112 mm, parede 31 mm. ............................................................86
Figura 6.4- Algumas fotografias ilustrativas dos procedimentos experimentais finais.89
Figura 7.1- Vista inferior da amostra 36 deformada, circundada pelo meio secundário
compressor, compactada a baixa pressão (~248 MPa). ........................92
Figura 7.2- Amostra obtida sem deformação radial irregular. ...................................93
Figura 7.3- Micrografias ópticas de diferentes regiões da amostra 31, a qual foi
produzida com pó cerâmico como meio compressor secundário,
12
aquecida a 1120 C durante 45 minutos e compactada a
aproximadamente 409 MPa. Ataque: Nital 1%.
ο
......................................94
Figura 7.4- Micrografias ópticas de diferentes regiões da amostra 32, a qual foi
produzida com pó cerâmico como meio compressor secundário,
aquecida a 1120 C durante 45 minutos e compactada a
aproximadamente 416 MPa. Ataque: Nital 1%.
ο
......................................95
Figura 7.5- Micrografias ópticas de diferentes regiões da amostra 33, a qual foi
produzida com pó cerâmico como meio compressor secundário,
aquecida a 1120 C durante 45 minutos e compactada a
aproximadamente 419 MPa. Ataque: Nital 1%.
ο
......................................96
Figura 7.6- Micrografias ópticas de diferentes regiões da amostra 37, a qual foi
produzida com pó cerâmico como meio compressor secundário,
aquecida a 1120 C durante 45 minutos e compactada a
aproximadamente 409 MPa. Ataque: Nital 1%.
ο
......................................97
Figura 7.7- Micrografias ópticas de diferentes regiões da amostra 38, a qual foi
produzida com pó cerâmico como meio compressor secundário,
aquecida a 1120 C durante 45 minutos e compactada a
aproximadamente 418 MPa. Ataque: Nital 1%.
ο
......................................98
Figura 7.8- Micrografias ópticas de diferentes regiões da amostra 39, a qual foi
produzida com pó cerâmico como meio compressor secundário,
aquecida a 1120 C durante 45 minutos e compactada a
aproximadamente 424 MPa. Ataque: Nital 1%.
ο
......................................99
Figura 7.9- Valores médios de dureza Brinell na parte superior e inferior dos pré-
formas. .................................................................................................100
Figura 7.10- Correlação entre os valores médios absolutos de dureza Brinell com a
densidade relativa com referência ao fabricante do pó ( 6,77 g/cm a 400
MPa).
3
....................................................................................................101
LISTA DE TABELAS
Tabela 4.1- Propriedades típicas do pó de ferro ASC100.29 [Hoganas, 2004].........58
Tabela 4.2 - Dados dimensionais dos moldes cerâmicos descartáveis utilizados nos
procedimentos experimentais – primeira etapa......................................64
Tabela 4.3- Características da alumina calcinada tipo APC-G utilizada como meio
compressor secundário. .........................................................................65
Tabela 4.4- Características do pó cerâmico utilizado como meio compressor
secundário..............................................................................................65
Tabela 4.5- Características dimensionais das amostras do pó cerâmico após ensaio
de compressibilidade..............................................................................66
Tabela 4.6- Análise granulométrica do pó cerâmico utilizado segundo a NBR NM
248/03. ...................................................................................................66
Tabela 4.7- Experimentos preliminares realizados e parâmetros de processo
utilizados. ...............................................................................................72
Tabela 5.1- Principais propriedades obtidas das preformas de ferro produzidas nos
experimentos – primeira etapa, realizados.............................................75
Tabela 6.1- Dimensões dos moldes cerâmicos descartáveis utilizados nos
experimentos – segunda etapa. .............................................................84
Tabela 6.2- Principais parâmetros de processo - experimentos segunda etapa.......88
Tabela 7.1- Principais propriedades das preformas de ferro produzidas nos
experimentos – segunda etapa - realizados...........................................91
Tabela 7.2- Dados médios de dureza Brinell (HB com esfera de 5mm)..................100
RESUMO
DE LEMOS, Sérgio A. G. Estudo do Processo de Produção de Pré-formas pelo
Sistema de Consolidação de Pós Metálicos por Constrição Radial (CCR). Porto
Alegre. 2008. Dissertação. Programa de Pós-Graduação em Engenharia e
Tecnologia de Materiais, PONTIFÍCIA UNIVERSIDADE CATÓLICA DO RIO
GRANDE DO SUL.
Consolidação por Constrição Radial (CCR) é uma técnica de metalurgia do pó que
possibilita a obtenção de peças metálicas near-net-shape, com alta densidade e de
formas complexas a custos de produção mais baixos do que as tecnologias
convencionais. CCR se assemelha em alguns aspectos ao processo de
compactação isostática a quente, sendo que as principais diferenças são que o
processo CCR utiliza moldes cerâmicos fabricados a partir do processo de
microfusão e usa um meio compressor secundário na forma de pó, ambos
confinados em um container. Neste trabalho desenvolveu-se um sistema
experimental de CCR visando à produção de pré-formas de ferro de alta densidade.
Como meios compressores secundários foram utilizados pó de ferro, pó de alumina
calcinada e pó cerâmico (argila calcinada). As pré-formas produzidas foram
caracterizadas quanto à densidade, microestrutura e dureza. Dos meios
compressores secundários testados, o pó cerâmico (argila calcinada) mostrou-se
com maior potencial de utilização. Observou-se que a configuração do
container/meio compressor secundário/molde cerâmico influencia substancialmente
nas características de densidade e dimensionais das pré-formas. A microestrutura
das pré-formas produzidas mostrou que houve uma consolidação satisfatória do pó.
Observou-se também uma boa correlação entre dureza e densidade. Os parâmetros
de processo que proporcionaram obter os melhores resultados em termos de
densidade e características dimensionais foram: pressão de compactação de
aproximadamente 400 MPa, temperatura de aquecimento de 1120°C, configuração
do container metálico/meio compressor secundário/molde cerâmico de forma a evitar
a presença de meio compressor secundário na parte inferior do molde cerâmico e
uso de matriz metálica para o confinamento do container a fim de evitar a
deformação plástica lateral do mesmo a altas pressões e temperaturas.
Palavras-Chaves: consolidação de pós metálicos, constrição radial, microfusão,
metalurgia do pó.
ABSTRACT
DE LEMOS, Sérgio A. G. A Study of the Process for Obtaining Billets from
Metallic Powders by the System of Radial Constriction Consolidation (RCC).
Porto Alegre. 2008. Master Thesis. Pos-Graduation Program in Materials
Engineering and Technology, PONTIFICAL CATHOLIC UNIVERSITY OF RIO
GRANDE DO SUL.
Radial Constriction Consolidation (RCC) process can be considered a powder
metallurgy technique that allows to fabricate components with complex geometries,
near-net-shape and with full density at low production costs when compared to
traditional process. In some aspects, the RCC process is similar to hot isostatic
pressing process, but it uses a mold confectioned by investment casting and a
powder as a secondary pressing media, which are confined in a metallic container. In
this work a RCC experimental system was developed aiming to produce iron billets
with characteristics of near-net-shape and high density. Iron powder, calcinated
alumina powder and red ceramic powder used as a brick in civil construction were
used as a secondary pressing media. The obtained billets were characterized in
terms of density, microstructure and hardness. The red ceramic exhibited a good
potential to be used as a secondary pressing media. It was observed that the
configuration of the container/ secondary pressing media/ceramic mold has an
important influence on the characteristic of density and near-net-shape of the billets.
The billets microstructure showed that the powder consolidation was satisfactory. It
was observed also a good correlation between density and hardness of the billets.
The process parameters that propitiated the best results in terms of both properties,
density and near-net-shape characteristics, were: pressure of 400 MPa, temperature
of 1120°C, a configuration of the container/ secondary pressing media/ceramic mold
that avoids the presence of secondary pressing media on the bottom of the ceramic
mold and the use of a metallic mold to confine the container in order to prevent its
plastic deformation at high pressures and temperatures.
Key-words: radial constriction consolidation process, near-net-shape process,
powder metallurgy, iron powder, investment casting.
16
1. INTRODUÇÃO
Peças e componentes near-net-shape podem ser produzidos por diversos
processos de fabricação, tais como microfusão, forjamento, extrusão, compactação
a frio e a quente e por metalurgia do pó. A escolha do processo para a fabricação de
um determinado componente depende fundamentalmente dos custos associados e
das propriedades mecânicas e metalúrgicas finais desejadas [Ecer, 1987; Ferguson,
1985; Kim 1999; Mondal, 2008; Yan, 2007].
O processo de metalurgia do pó é um processo que se comparado com os
demais processos metalúrgicos de fabricação tem baixo consumo de energia, pouca
perda de material (matéria prima), alta produtividade e produz peças com bom
acabamento final. Além disso, com os últimos desenvolvimentos das técnicas de
metalurgia do pó, tem sido possível obter produtos de alta densidade,
homogeneidade química e microestrutural, tanto em componentes metálicos como
cerâmicos, com baixo custo quando comparado com os processos de fabricação
tradicionais. O processo mais utilizado para a fabricação de componentes near-net-
shape é o processo de compactação isostática a quente (Hot Isostatic Pressing ou
HIPping) [Ashworth, 1999; Brown, 1987; Bocanegra-Bernal, 2004; Ferguson, 1985;
Kim, 1999; Loh, 1992; Mondal, 2008]. No processo de compactação isostática a
quente, o pó é submetido à pressão uniforme em todas as direções produzida por
um gás inerte, usualmente argônio. As pressões típicas são da ordem de 20 a 300
MPa (sendo o mais usual 100 MPa) e as temperaturas são da ordem de 480 a
1700°C, dependendo do metal ou da liga em questão [ASM, 1998]. O processo de
compactação isostática a quente é relativamente caro, uma vez que envolve vasos
de pressão e outros sistemas para evitar a oxidação do pó e penetração de gases,
além de custos em ferramental [Bowles, 1980; Kemp, 1983; Price, 1986]. Em função
disso, vários processos alternativos surgiram nos últimos anos, tais como processos
17
CERACON, ROC (Rapid Omnidirectional Compaction), STAMP e Consolidação por
Constrição Radial (CCR). Esses processos produzem condições de pressão quase
isostática usando equipamentos de compactação convencionais associados com o
uso de um meio compressor secundário (material cerâmico ou grafite) (Ferguson,
1984 e 1985; Ecer, 1987 e 2004).
Consolidação por Constrição Radial (CCR), processo patenteado em 1987, é
uma técnica de metalurgia do pó que utiliza sistema de prensagem a quente para
obtenção de peças near-net-shape, de altas densidades, com formas metálicas
complexas e custos de produção mais baixos do que as tecnologias convencionais
[Ecer, 1987). O processo CCR incorpora as melhores características de três
processos de produção de peças near-net-shape: microfusão, forjamento e
prensagem a quente de pós metálicos de alta densidade. CCR se assemelha aos
processos de metalurgia do pó convencionais em função da matéria prima utilizada e
demais procedimentos operacionais, diferindo pelo fato de que utiliza como molde
cascas cerâmicas fabricadas a partir do processo de microfusão, também conhecido
como processo de cera perdida. Portanto, esse processo é capaz de produzir peças
de alta complexidade geométrica e paredes finas devido ao uso de moldes de
microfusão, associado com boa resistência mecânica devido às características de
forjamento e com a flexibilidade de poder utilizar diferentes ligas porque utiliza pós
metálicos ou cerâmicos como matéria prima [Ecer, 1987 e 2004].
Tem sido demonstrado o uso com sucesso do processo CCR na fabricação
de inúmeras peças em ligas de titânio, níquel, cobre, além de diferentes tipos de
aço. Porém, o processo CCR aplica-se principalmente a fabricação de componentes
que envolvem altos custos de fabricação, como brocas de perfuração, ferramentas
de corte, engrenagens de alto desempenho, moldes e matrizes, rotores e peças em
ligas de titânio para indústria aeroespacial, peças em superligas, entre outras
[http://www.applieduscorp.com/RCCProcess.html].
18
2. OBJETIVOS
Este trabalho tem como principal objetivo estudar o processo CCR como
técnica alternativa aos processos atualmente existentes para obtenção de pré-
formas cilíndricas na sua forma final e com altas densidades, utilizando-se pós
metálicos e moldes cerâmicos colapsáveis fabricados a partir do processo de
microfusão.
2.1. Objetivos Específicos
- Desenvolver sistema experimental para a produção de pré-formas pelo
processo CCR;
- Desenvolver sistema experimental para a produção de moldes cerâmicos
colapsáveis por microfusão com características adequadas para serem utilizados no
processo CCR;
- Analisar a influência de algumas variáveis do processo, tais como pressão
de compactação, temperatura, tempo e meio compressor secundário nas
propriedades das pré-formas obtidas;
- Caracterizar as pré-formas produzidas em termos de microestrutura,
densidade e dureza;
- Correlacionar os parâmetros operacionais e características das pré-formas
obtidas com a finalidade de determinar as condições experimentais mais adequadas
para o processamento das mesmas.
19
3. REVISÃO BIBLIOGRÁFICA
3.1. Metalurgia do Pó
A Metalurgia do Pó (M/P) é um importante ramo da metalurgia que
compreende a fabricação de pós e a produção de partes e peças (a partir de pós)
por meio da compactação e sinterização. Basicamente, consiste na prensagem do
pó metálico na forma desejada, seguida por aquecimento à elevada temperatura
abaixo do seu ponto de fusão [Klar, 2005].
3.1.1. Histórico
O início da moderna M/P é atribuído a Wollaston (1828), o qual, no início do
século XIX, reportou técnica de forjamento de prensagem-sinterização para fabricar
peças de alta densidade a partir da platina (metal, que naquela época, não podia ser
fundido em função de seu alto ponto de fusão). No começo do século XX, metais
com altos pontos de fusão, tais como tungstênio e molibdênio, foram conformados
por M/P, produzindo componentes para a indústria elétrica. O processo de
metalurgia do pó foi também utilizado para fabricação de contatos elétricos formados
de materiais compósitos. Carbetos cementados e buchas de bronze poroso
seguiram nos anos 1920s, materiais abrasivos nos anos 1930s, e diversos metais
refratários e as chamadas partes estruturais se seguiram nos anos 1940s. As
primeiras aplicações evoluíram paralelamente ao crescimento da indústria
automotiva, e, até os dias presentes, o uso global da M/P em países industrializados
é altamente dependente da indústria automotiva. Nos anos 1950s e 1960s o
segmento de partes estruturais da indústria da M/P expandiu-se em direção a
produtos e processos de mais alta e completa densidade. Isto levou ao incremento
20
da competição da indústria da M/P com a fundição tradicional de metais [Klar, 2005].
Exemplos dessa evolução incluem aços forjados a partir de pós, aços ferramentas
fabricados pelo processo de prensagem isostática a quente, superligas a base de
níquel, e ligas de alumínio de alta dureza, especificas para a indústria aeroespacial.
[ASM, 1998; Klar, 2005]
Ainda que inicialmente o uso tenha sido baseado na capacidade da M/P em
produzir artigos a partir de metais de alto ponto de fusão, sem a necessidade de
fundi-los, o sucesso do segmento de fabricação de partes e peças estruturais do
processo é grandemente baseado em vantagens econômicas. Isso inclui utilização
eficiente de energia, não agressão ao meio ambiente, e quase nenhuma produção
de sucata através da prensagem e sinterização, freqüentemente sem nenhuma
operação de usinagem subseqüente ou outros tratamentos secundários [ASM, 1998;
Klar, 2005].
A M/P é uma tecnologia dinâmica, sendo que avanços na fabricação dos pós
metálicos, novos equipamentos, e novos processos de M/P continuam a surgir.
Através dos anos, muitas variantes ao sistema básico de compactação e
sinterização foram desenvolvidas. Além do desenvolvimento de ligas metálicas
novas e mais resistentes, processos de alta densidade (compactação a morno,
prensagem isostática a quente-HIPing, forjamento, moldagem por injeção, extrusão
e laminação por rolos) combinados com excelente controle microestrutural e a
capacidade inerente da M/P em produzir compósitos possibilitam a fabricação de
materiais convencionais e de materiais exclusivos com largo espectro de
propriedades da mais alta qualidade [ASM, 1998; Klar, 2005, Atkinson, 1997,
Draney, 2004; Isaksson, 2008, Jaworska, 2005, Palm, 2003, Price, 1986, Roberts,
1991].
Apesar dos muitos atributos atrativos da M/P, existem limitações. Em virtude
dos custos dos pós metálicos serem geralmente mais altos do que o aço em barras
e do alto custo das ferramentas, prensas, fornos de sinterização, a produção de
grande número de peças, ao menos 1.000 a 10.000 unidades, é usualmente
essencial se a comparação com métodos alternativos de processo, tais como
usinagem, microfusão ou forjamento for levada em conta [ASM, 1998; Klar, 2005].
Estas limitações levaram a procura por processos alternativos que apresentem as
mesmas vantagens da M/P, porém sem os altos custos que lhe são inerentes.
21
Nos tópicos 3.1.2 e 3.1.3 subseqüentes são abordadas as duas principais
etapas comuns a todos os processos de metalurgia do pó: compactação e
sinterização.
3.1.2. Métodos de Compactação dos Pós Metálicos
As duas principais etapas inerentes a qualquer processo de M/P são a
compactação e a sinterização, sendo esta última basicamente igual para todos os
métodos. A primeira etapa, compactação é aquela que apresenta maiores variações
em sua aplicação, influenciando fortemente nas propriedades físicas e mecânicas
dos compactados [ASM, 1998; Klar, 2005]. Por esta razão, e tendo em vista a
necessidade de traçar um paralelo com o processo sob estudo – CCR , a
classificação foi feita em função dos métodos básicos de compactação existentes no
mercado, conforme pode ser visualizado na Figura 3.1.
MÉTODOS DE COMPACTAÇÃO
PRENSAGEM
UNIAXIAL ISOSTÁTICA
A FRIO
A
FRIO
A MORNO
A
QUENTE
A QUENTE
Figura 3.1- Métodos básicos de compactação.
3.1.2.1. Compactação Uniaxial
Na compactação uniaxial de pós metálicos, a pressão é aplicada através de
punções que se movem apenas na direção vertical (Figura 3.2). Este tipo de
compactação impõe limitações nas formas das partes que poderão ser produzidas.
22
Partes e peças com reentrâncias e orifícios na direção vertical geralmente não são
produzidas por compactação. Outra conseqüência do pó fluir apenas na direção da
pressão aplicada durante a compactação é que quando partes com diferentes níveis
de espessura são compactadas com um único punção estas apresentam diferentes
densidades a verde em diferentes níveis. Punções individuais para cada nível devem
ser utilizados para obter densidades mais uniformes. Prensagem em ambos os
sentidos – de cima para baixo e de baixo para cima – reduzem variações na
densidade. Mesmo compactados com um só nível de espessura na direção da
prensagem apresentam variação de densidades, devido ao atrito do pó metálico
contra as paredes da matriz. Este atrito pode ser reduzido tanto quanto possível
através do uso de lubrificantes [ASM, 1998; Klar, 2005.
As prensas utilizadas podem ser hidráulicas, mecânicas, pneumáticas ou
rotatórias. Prensas hidráulicas são mais lentas do que as prensas mecânicas, mas
permitem obter densidades mais uniformes.
Figura 3.2– M/P: Movimentos da ferramenta durante o processo de compactação uniaxial [Klar,
2005].
23
Compactação uniaxial a frio: A compactação a frio é realizada a
temperatura ambiente em matrizes rígidas e é o processo de compactação mais
comumente utilizado. O pó é vazado na cavidade da matriz rígida, um punção móvel
fecha a cavidade e a carga é então aplicada através do movimento de avanço do
punção. No caso mais simples, existe apenas um punção móvel e a matriz é
estacionária. No entanto, um gradiente de densidade ocorre no compactado como
conseqüência do atrito contra as paredes da cavidade da matriz, com maior
densidade sendo obtidas nas partes mais próximas à superfície do punção. Uma
matriz com suporte móvel reduz o gradiente de densidade, movimentando suas
paredes para compensar o efeito do atrito. O pó é compactado a partir dos seus
planos superior e inferior, sendo que o plano intermediário apresenta normalmente a
densidade mais baixa [ASM, 1998; Klar, 2005].
Densidades a verde típicas para partes compactadas estão em torno de 75 a
85% do valor teórico, com pressões de trabalho em torno de 400 MPa, para pós de
aço [Hoganas, 2004a]. A densidade a verde é correlacionada exponencialmente com
a carga aplicada. A pressão de compactação requerida para atingir-se o nível de
densidade desejada é função dos seguintes parâmetros:
- Formato das partículas;
- Tamanho e distribuição da partícula;
- Composição química do pó;
- Práticas de lubrificação.
Prensagem a frio em matrizes rígidas tem vantagens no controle dimensional,
devido a cavidade bem definida da ferramenta, altas pressões de compactação pela
utilização de prensas mecânicas ou hidráulicas, altas taxas de produção e boa
reprodutibilidade do processo. Limitações do processo incluem restrições ao
tamanho das partes devido a capacidade da prensa, relação altura-diâmetro devido
ao atrito nas paredes da ferramenta, trincas durante a ejeção do compactado a
verde e limitações naturais das reentrâncias.
O processo convencional de prensagem e sinterização com densidades
máximas em torno de 90 a 92%, e até aproximadamente 95% para partes e peças
prensadas por dupla ação, podem atingir valores de resistência mecânica elevados.
24
Compactação uniaxial a frio seguida de sinterização convencional é a técnica mais
largamente utilizada para a produção de peças na metalurgia do pó.
Compactação uniaxial a morno: neste tipo de compactação, plastificantes
são adicionados ao pó e por meio de aplicação de temperaturas moderadas são
amolecidos ou fundidos, sendo o atrito substancialmente reduzido. Atrito aqui refere-
se ao atrito entre o pó e as paredes da matriz rígida e também entre as partículas
de pó . Com este processo, densidades a verde expressivamente maiores podem
ser alcançadas, mesmo >92% dos valores teóricos. Esta tecnologia abre novas
aplicações para peças prensadas e sinterizadas em função das maiores densidades
atingidas e melhoria das propriedades físicas e mecânicas. Adicionalmente,
resistências a verde mais elevadas possibilitam a usinagem dos compactados a
verde [ASM, 1998; Klar, 2005].
O aquecimento da matriz e do punção requer modificações na prensa de
compactação e é necessário a utilização de sistema de aquecimento no mecanismo
de alimentação de pó do processo. Microondas e aquecedores a óleo estão
disponíveis para aquecer o pó. Temperatura típica de operação para o pó e a
ferramenta é de aproximadamente 150°C, e pressões de compactação estão na
faixa de 700 MPa para aços [Hoganas, 2004b]. A Figura 3.3 ilustra os processos de
compactação a morno e compactação a frio.
Compactação uniaxial a quente: a produção de grandes pré-formas (billets)
pode ser obtida compactando-se pó em matriz aquecida. O uso de temperaturas
elevadas e sua manutenção por longos tempos permitem alcançar densidades
superiores a 95% dos valores teóricos a pressões de compactação de variando de
1/3 a 1/2 daquelas necessárias para obtenção de peças de mais baixa densidade
pelo processo de compactação uniaxial a frio. Densidade completa normalmente não
é obtida, sendo que 3 a 5% de porosidades permanecem na pré-forma. Esta
porosidade limita um tanto o uso destes porque suas propriedades são reduzidas em
relação aos materiais com densidade igual à teórica. Por este motivo, pré-formas
fabricadas a partir do processo de compactação uniaxial a quente são
freqüentemente utilizadas como matérias-primas para operações de forjamento,
forjamento em matriz fechada, e outros processos de deformação que possam
25
reduzir substancialmente os poros residuais. Alguns metais, tais como o berílio, são
rotineiramente processados pelo sistema de prensagem a quente, sendo alcançados
níveis aceitáveis de desempenho para diversos tipos de aplicações [ASM, 1998;
Klar, 2005, Kim, 2002; Lee, 2003, Miao, 2007].
Figura 3.3– Principais etapas do processo de compactação uniaxial a morno e a frio [modificado de
Klar, 2005].
PÓS METÁLICOS BÁSICOS
OU LIGADOS
ADITIVOS
MISTURA
COMPACTAÇÃO A FRIO COMPACTAÇÃO A MORNO
SINTERIZAÇÃO
MANUFATURA
OPCIONAL
ACABAMENTO
INTERMEDIARIO (OPCIONAL)
ACABAMENTO
FINAL
26
3.1.2.2 – Compactação Isostática:
Compactação isostática possibilita obter densidades mais uniformes
comparativamente à prensagem uniaxial em matrizes rígidas. Este método utiliza
moldes flexíveis para a aplicação de pressão em todas as direções, o que reduz a
fricção e possibilita a re-prensagem de peças já conformadas. A compactação
isostática pode ser a frio ou a quente.
A compactação isostática a frio utiliza membrana flexível para isolar o pó do
meio líquido pressurizador que é utilizado durante o processo - usualmente água
tratada com inibidores de corrosão. Por este processo, o pó metálico solto pode ter
sua densidade incrementada em até 65%. Materiais típicos para moldes são látex,
neoprene, pvc, e outros compostos elastoméricos. Efeitos do atrito são minimizados
devido ao fato de que o molde “trabalha” junto com o pó no processo de
compactação. Em virtude de que a pressão é aplicada uniformemente em torno do
molde, não existem teoricamente limites dimensionais. A relação altura/diâmetro e
dimensão total do compactado são limitadas pelo tamanho do vazo de pressão
utilizado. Comparativamente ao processo de prensagem uniaxial, compactação
isostática a frio atinge densidades mais uniformes devido à minimização do
problema de atrito anteriormente mencionado. Vasos de pressão são tipicamente
limitados a pressões de até 415 MPa, ainda que unidades com o dobro desta
capacidade sejam produzidas [ASM, 1998; Klar, 2005].
Equipamentos para compactação isostática a frio podem ser automatizados,
mas suas produtividades são mais baixas do que aquelas obtidas pelo processo
tradicional de M/P. O controle dimensional geralmente não é tão apurado quanto o
do sistema tradicional, devido ao fato de que são utilizados moldes flexíveis [[ASM,
1998; Klar, 2005].
Compactação isostática a quente (HIPing- Hot Isostatic Pressing) é um
processo near-net-shape versátil que encontrou nichos na produção de máquinas e
estruturas para os mercados automotivo e aeroespacial, entre outros. É o processo
que mais se assemelha ao processo CCR, o qual utiliza container, meio
pressurizador secundário, altas temperaturas, aplicação da pressão quase
simultânea ao aquecimento e condições “quase isostáticas”. O principal objetivo do
processo de compactação isostática a quente é produzir peças near-net-shape e
27
com densidades iguais ou bastante próximas às teóricas.
Nesse processo, o pó metálico é fechado em um container flexível (molde),
aquecido a elevadas temperaturas dentro de um vaso pressurizado e assim mantido
por um determinado tempo (Figuras 3.4 e 3.5). Containers comercialmente usados
incluem chapas de aço de baixo carbono conformadas, laminas de aço inoxidável e
até mesmo vidro. O meio pressurizador é usualmente um gás inerte como o argônio,
e as faixas de pressão de trabalho estão entre 100 e 300 MPa. A temperatura de
trabalho é dependente do tipo de pó a ser utilizado, variando tipicamente entre 1000
a 1200°C para o ferro e aços ao carbono [ASM, 1998; Klar, 2005].
Figura 3.4- Esquema típico do processo de compactação isostática a quente [Klar, 2005].
Mecanismos de compactação ativos durante a compactação isostática a
quente incluem deformação plástica da massa de pó (quantidade limitada),
sinterização e fluência. Densidades típicas são superiores a 98% dos valores
teóricos, sendo que densidade total é rotineiramente alcançável com cuidados
durante o confinamento do pó e controles rígidos de tempo, pressão e temperatura.
Os pós metálicos utilizados no processo de compactação isostática a quente são
geralmente esféricos e muito limpos; as superfícies das partículas devem estar
28
isentas de contaminantes, tais como filmes óxidos. A forma esferóide facilita a carga
no container e o manuseio, e a limpeza da superfície das partículas facilita o
processo de ligação entre as mesmas. Manuseio adequado e evitar a contaminação
do pó são críticos para o sucesso do processo, e considerável investimento em
instalações e equipamentos, seguidos por atenção nos procedimentos de operação
e manutenção são requisitos indispensáveis. Em comparação com o processo de
compactação uniaxial a quente onde apenas pré-formas são produzidas,
compactação isostática a quente é capaz de produzir peças com formas complexas
[ASM, 1998; Klar, 2005, Bocanegra-Beranl, 2004; Frolov, 1991].
Figura 3.5- Equipamento comercial de compactação isostática a quente [Klar, 2005].
O processo de compactação isostática a quente cresceu, evoluiu e vem
atingindo sua maturidade: a melhoria dos equipamentos, evolução que vem
ocorrendo desde os anos 50, permite o processamento de lotes e velocidades cada
vez maiores, tornando-se um processo viável e com boa relação custo beneficio
29
para muitas operações modernas de fabricação [Draney, 2004; Brown, 1987; Chaim,
2005, Kemp, 1983; Kim, 1999; Li, 2007; Lograsso, 1992; Rao, 1991 e 2006; Shen,
2003; Tjong, 2006].
Nas últimas décadas os softwares estão cada vez mais sofisticados e, ao
mesmo tempo, mais acessíveis aos meios de produção, incluindo também
aplicativos para o processo de compactação isostática a quente [Baccino, 2000;
Dcwg, 2003; Jinka, 1996; Ouedraogo, 2003; Yuan, 2008]. Podem ser citados como
exemplos:
a) Sistema de planejamento de regimes tecnológicos da prensagem isostática a
quente de materiais em pó, o qual utiliza o método de elementos finitos para
descrever o fluxo plástico viscoso que ocorre durante o processo de consolidação
por deformação em um meio compressível isotrópico [Frolov, 1991];
b) DICRTRA-THERMO-CALC, software utilizado para simulação e cálculo dos
efeitos do tempo e da temperatura no processo de consolidação por difusão no
alumínio [Dcwg, 2003];
c) Softwares de simulação numérica para aproximação de diferentes modelos de
compactação, bem como testes experimentais para a caracterização de materiais,
tais como aços inoxidáveis 304L e 316L [Kim, 1999];
d) CAD (Solidworks), utilizando Método de Elementos Finitos, para prever a
dimensão final de componentes produzidos pelo processo HIP a partir de pó
metálico Ti-6Al-4V [Yuan, 2007].
O processo de compactação isostática a quente tem sido utilizado com
freqüência em três dos grandes ramos da área de materiais: os metálicos, os
cerâmicos e os compósitos [Bocanegra-Bernal, 2004; Draney, 2004; Hirose, 2006;
Loh, 1992; Mondal, 2008; Priece, 1986; Yang, 2008; Zhang, 2005; Yu, 2005]. Não há
relatos, até o presente, de sua utilização na área dos polímeros, mas com o rápido
desenvolvimento dos materiais e processos, e com o surgimento de novas
necessidades por parte da indústria, o que hoje nos parece totalmente fora de
questão, poderá se tornar necessário e viável em um futuro próximo.
Como demonstração da evolução no processamento de pós metálicos pelo
30
método HIP, a título de exemplo, encontram-se a produção de ligas de alumínio com
melhoras na remoção das porosidades e na usinagem da superfície [Roberts, 1991],
a fabricação experimental de cintas de liga metálica de aço composto de 13%Cr e
2% Al [Brown, 1987], além da melhoria da qualidade na aplicação no processamento
de aços rápidos e aços duplamente refinados [Shen, 2003], esta última bem mais
recente do que as anteriores.
Na área dos materiais cerâmicos, as conquistas não são menos importantes:
à medida que a demanda por altas temperaturas de operação aumenta, surge a
necessidade de materiais que possam suportar mais de 2000°C e condições
oxidantes adversas. O processo de compactação isostática a quente oferece o
caminho para a produção confiável de componentes cerâmicos para aplicação a
altas temperaturas e com alto desempenho [Shen, 2003].
Na área dos materiais biomédicos tem-se as ligas com memória de forma do
tipo NiTi que podem ser obtidas por meio do processo HIP, apresentando
propriedades especiais, pois permite produzir materiais porosos com melhoria nas
interligações entre as porosidades, o que é muito benéfico para a aplicação de
remédios in situ, troca nutricional e fluidez dos líquidos corpóreos [Lograsso, 1992].
Acredita-se que, na medida em que o processo de compactação isostática a
quente for mais estudado e que novas tecnologias auxiliares surgirem de forma a
reduzir custos de materiais e processos, mais e mais se expandirá, atingido nichos
de mercado até hoje não explorados. No entanto, apesar das vantagens trazidas, o
alto custo de vasos de pressão e outros equipamentos necessários, o ciclo
relativamente longo de operação e outros fatores o tornam um processo custoso e,
portanto, ao alcance apenas de poucas empresas, detentoras da tecnologia e com
capacidade financeira para suportá-lo.
Em função das desvantagens acima mencionadas, diversas alternativas
surgiram. Três dessas alternativas são os processos denominados CERACON, ROC
(Rapid Omnidirectional Compaction) e STAMP [Ecer, 1987, Ferguson, 1984]: cada
um destes processos tenta aproximar às condições de pressão isostática do
processo de compactação isostática a quente durante a consolidação de pós
metálicos, enquanto utilizam equipamentos de prensagem tradicionais. Nestes
31
processos alternativos o gás de pressurização é substituído por um meio secundário,
usualmente material cerâmico ou carbono, que é pressionado por um punção (como
o utilizado em prensagem uniaxial), transferindo então a pressão para a peça de
trabalho. O resultado é a consolidação da peça de trabalho sob condições próximas
às isostáticas [Ecer, 1987 e 2004].
O processo STAMP é usado para produzir pré-formas e peças semi-
acabadas, ou seja, não é capaz de produzir produtos net-shape ou near-net-shape.
Neste processo o pó é compactado em um container e a pressão de compactação é
transmitida por um meio compressor secundário. A deformação plástica do pó sob
compactação ocorre a taxas e direções diferentes, as quais são definidas pela
deformação elasto-plástica do meio compressor secundário. As taxas de
compressibilidade do meio compressor secundário e do pó da peça são diferentes,
ou seja, depois da compactação as densidades finais (expressa em percentual da
densidade teórica) dos dois materiais não são iguais. Em função disso, podem
ocorrer distorções na peça, por exemplo, se a densidade completa for alcançada
primeiramente no pó da peça o meio compressor secundário continua a se deformar.
Além disso, diferenças nas propriedades de atrito dos pós podem também levar a
distorções [Ferguson, 1984 e 1985].
O processo CERACON e modificações do mesmo também não propiciam
produtos net shape ou near net shape. [Hailey, 1967 e 1972, Isaksson, 1982;
Bowles, 1982; Kemp, 1983; Lichti, 1983]. Neste processo, o meio compressor
secundário pode ser partículas esféricas de material cerâmico ou grafite ou mistura
dos mesmos, tendo em vista reduzir o atrito entre as partículas.
3.1.3. Abordagem Macroscópica de Compactação dos Pós Metálicos
Yuan e colaboradores [Yuan, 2007] justificam a utilização da teoria da
plasticidade (visão macroscópica) pelo fato de que 90% da densidade adquirida pelo
pó metálico durante o processo é devida a mecanismo de deformação plástica
instantânea, além do que o modelo possui informações relativamente mais concisas,
com menos parâmetros envolvidos do que o modelo microscópico.
Apresenta-se, as seguir, visão macroscópica adotada nos laboratórios de
32
Hoganas [Hoganas, 2004b]
3.1.3.1. Endurecimento por Deformação das Partículas de Pó
Desconsiderando-se, para o caso, o problema de atrito nas paredes da
cavidade da matriz ocorrida em compactação pelo método tradicional de punção, e
considerando apenas a compactação isostática do pó, verifica-se que o problema de
densificação de pós aumenta a partir de um problema físico que pode ser definido
conforme segue [Hoganas, 2004b]:
- com o aumento da densificação, as partículas de pó deformam-se
plasticamente aumentando sua resistência à deformação, isto é, seu limite de
escoamento imediatamente começa a aumentar (processo de encruamento).
- simultaneamente, as áreas de contato entre as partículas estão aumentando
e, conseqüentemente, a tensão de cisalhamento efetiva entre as partículas está
diminuindo. Portanto, à pressão externa constante, a redução da tensão de
cisalhamento e o aumento do limite de escoamento atingem ponto comum onde toda
a deformação das partículas cessa, isto é, o processo de densificação é
interrompido.
Na Figura 3.6 ilustra-se a adaptação dos contornos superficiais devido à
deformação plástica de partículas de pó adjacentes para o caso do cobre eletrolítico
compactado a 200 MPa.
33
Figura 3.6– Adaptação dos contornos superficiais devido à deformação plástica de partículas de pó
adjacentes para o caso do cobre eletrolítico compactado a 200 MPa [Hoganas, 2004].
3.1.3.2. Redução da Tensão de Cisalhamento Máxima
No estado de densificação, onde as partículas são prensadas umas contra as
outras a tal ponto que os poros inicialmente interconectados entre si agora se
transformaram em pequenos poros isolados, a distribuição da tensão ao redor de
cada uma das partículas pode ser razoavelmente bem aproximada pela comparação
com distribuição de tensão em uma esfera oca sob pressão hidrostática externa (P),
considerando que a esfera seja de um metal com limite de escoamento σ
o
e que R e
r sejam os raios externos e internos da esfera, respectivamente. (Figura 3.7)
De acordo com a teoria da elasticidade, a deformação plástica irá ocorrer
quando a tensão máxima de cisalhamento (σ
m
) na superfície externa da esfera oca
exceder o limite de tensão de cisalhamento da mesma [Hoganas, 2004b].
Figura 3.7- Condição de deformação plástica em uma esfera metálica oca sob pressão externa
hidrostática P, onde R e r são os raios externos e internos da esfera, respectivamente, σ
t
tensão
tangencial e σ
r
a tensão
radial [Hoganas, 2004b]
34
A condição para que ocorra deformação plástica na esfera oca é:
P ≥ 2/3 . σ
o
. R
3
-r
3
r
3
Equação (3.1)
De acordo com a Equação 3.1, a pressão hidrostática (P) necessária para
provocar deformação plástica na esfera é tanto maior quanto menor for o volume do
orifício da esfera (~r³). Em outras palavras, uma pressão infinitamente alta seria
necessária para reduzir o orifício interno da esfera de metal a zero. Transferindo
este resultado por analogia aos pequenos e isolados poros existentes dentro de um
compactado de pó altamente densificado, parece razoável concluir que esses
pequenos poros não podem ser eliminados por meio de pressões plausíveis de
serem obtidas – nem mesmo na ausência de aumento de resistência mecânica por
deformação a frio. À pressão externa constante, a tensão máxima de cisalhamento
em qualquer ponto do compactado será tanto menor quanto menores forem os poros
residuais.
3.1.3.3. Influência do Limite de Escoamento
A partir do modelo de Long, fica evidente que a pressão radial que a massa
de pó metálico exerce contra as paredes da matriz de compactação, é menor tanto
quanto maior for o limite de escoamento do metal (σ
o
). Vice- versa, a partir do
mesmo modelo, pode ser concluído que um pó metálico com limite de escoamento
extremamente baixo e tendência ao endurecimento por trabalho a frio desprezível,
como por exemplo, pó de chumbo, deverá exibir comportamento bem próximo do
hidrostático quando compactado [Hoganas, 2004b].
Estas observações sugerem que as mais altas e homogêneas densidades em
compactados de pós metálicos podem ser alcançadas se os procedimentos de
compactação forem executados a elevadas temperaturas, onde o limite de
escoamento do metal é mais baixo do que à temperatura ambiente.
Experimentos com diversas misturas de pós de ferro, levadas a termo nos
laboratórios da Höganas, e em corridas de produção, também feitas pela Höganas,
provaram que um aumento da temperatura do pó para 150-200°C é suficiente para
35
obterem-se densidades mais altas e melhorar as suas propriedades [Hoganas,
2004b].
A influência do princípio da dependência do limite de escoamento com a
temperatura no relacionamento entre as pressões axiais e radiais pode ser vista a
partir das curvas teóricas de histerese mostradas no diagrama da Figura 3.8. A partir
dessas curvas, pode ser visto que a pressão radial máxima aumenta, mas a pressão
radial residual diminui, após completa retirada da pressão axial, quando o limite de
escoamento é reduzido com temperaturas elevadas.
Quando um pistão de um cilindro hidráulico exerce pressão sobre o líquido
dentro da camisa deste cilindro, a pressão aplicada na direção axial é transformada
em pressão radial contras as paredes na proporção de 1:1. Quando um pó é
compactado na cavidade de uma matriz cilíndrica, a pressão axial, exercida no
compactado pelo punção de compactação, é transformada apenas parcialmente em
pressão radial contra as paredes da cavidade. Esta pressão pode ser bastante
substancial, mas não alcança os mesmos níveis da pressão axial porque o pó
metálico não é um líquido e não possui propriedades hidrostáticas [Hoganas, 2004b].
Pressão axial
Figura 3.8- Influência do limite de escoamento na relação entre as pressões axial e radial dentro de
uma cavidade cilíndrica durante o ciclo de carga-descarga [Hoganas, 2004b].
36
3.1.4. Modelo Microscópico e Mecanismos do Processo de Compactação
Conforme W.X.Yuan et al. [Yuan, 2007] vários modelos matemáticos foram
desenvolvidos baseados em uma visão no qual o comportamento de densificação
dos pós é atribuído a soma da contribuição de vários mecanismos microscópicos.
Apresenta-se, a seguir, o trabalho que Li e seus colaboradores [Li, 1987]
desenvolveram nos anos 80: modelo mecanicista dos processos microscópicos
envolvidos no processo de compactação isostática a quente com base na interação
entre as partículas durante o processo de consolidação.
O processo de compactação pode ser dividido em três estágios (Figura
3.9), a saber:
- Estágio 0: descreve a densidade alcançada pelo pó solto confinado;
- Estágio 1: descreve os primeiros estágios da consolidação com densidade relativa
menor do que 0,9, quando a porosidade ainda está conectada;
- Estágio 2: descreve o estágio final, com densidade relativa superior a 0,9, quando a
porosidade se apresenta na forma de pequenos orifícios desconectados.
Conforme Li [Li, 1987], o mecanismo de compactação depende da pressão e
temperatura a qualquer tempo dado no processo HIP, acrescido das equações não
apresentadas neste trabalho, as quais são representativas dos processos
demonstrados na Figura 3.9 – deformação plástica, fluência, fluência de Nabarro-
Herring e difusão. No primeiro estágio, a compactação ocorre principalmente devido
a deformação plástica e à fluência; na última parte do segundo estágio, a
compactação ocorre devido a fluência de Nabarro-Herring e difusão, sendo que
estes dois últimos processos apresentam, usualmente, menor influência nas
mudanças de densidade e geometria do que os primeiros [Li, 1987; Lin, 2006] .
37
Figura 3.9- Estágios do processo de compactação sob o ponto de vista microscópico. σ= tensão, σy=
tensão de escoamento, σo= propriedade do material na equação de fluência, ε= deformação, εo=
propriedade do material em relação à fluência, n= expoente de fluência. [ASM, 1998].
3.1.5. Sinterização dos Pós Metálicos
É o processo através do qual os contatos entre as partículas, iniciados
durante a prensagem, crescem e as propriedades físicas e mecânicas das peças
38
são desenvolvidas. Freqüentemente, este processo é acompanhado por retração da
peça. Sinterização envolve também o processo de ligação e homogeneização dos
componentes misturados ao pó, acompanhados por crescimento dos grãos. A
sinterização é efetuada a temperaturas em torno de 2/3 do ponto de fusão do
material, usualmente por 20 a 60 minutos sob atmosfera inerte (a principal função da
atmosfera controlada é proteger a peça da oxidação ou nitretação, conforme pode
ocorrer quando aquecidas ao ar ou na presença de gases). A sinterização é
processada em fornos apropriados, com faixa de temperatura variando de 1177°C a
3000°C, para ferro, aços e superligas [ASM, 1998; Hoganas, 2004b]. A Figura 3.10
ilustra a seqüência de operações em um forno de sinterização.
Temperatura
Figura 3.10- Processo esquemático de seqüência de operações em um forno sinterização [ASM,
1998].
A depender do processo utilizado, a sinterização poderá ocorrer de forma
simultânea ou posterior a etapa de prensagem, com grande influência nos
parâmetros do processo (tempo, temperatura, pressão) e nas formas finais obtidas.
Como o processo de sinterização é ativado principalmente pela energia
superficial livre das partículas dos pós, é evidente que pós finos sinterizam mais
39
rapidamente do que pós grossos. Esta é uma da razões pela qual o processo de
moldagem por injeção metálica emprega pós muito finos (5 a 20 μm), os quais sob
condições normais de sinterização retraem-se, chegando próximo às densidades
máximas teóricas.
A teoria da sinterização descreve o processo de evolução da estrutura
porosa em termos de um evento de transporte atômico do estado sólido (difusão).
Abordagens teóricas são bastante úteis para estimar os efeitos das muitas variáveis
do processo. Nos primeiros estágios da sinterização, ligações (pescoços) são
formadas nos pontos de contato entre as partículas. Durante o estágio intermediário,
na faixa de densidade de aproximadamente 70 a 92% do valor teórico, a taxa de
sinterização decresce, ocorre crescimento de grãos, e as porosidades se tornam
isoladas. No estágio final, poros isolados e esféricos retraem-se vagarosamente para
os contornos de grãos, através de processo de difusão por vacância.
Na sinterização em presença de fase líquida, o líquido coexiste com a
fase sólida durante parte ou todo o processo de sinterização. A presença de líquido
propicia sinterização e densificação muito mais rápido do que seria esperado de um
sistema de estado sólido. Portanto, utilizando-se o sistema de sinterização de fase
líquida, é possível obter-se alta densidade de sinterização sem o uso de pós
metálicos mais finos (os quais são mais onerosos).
O processo de sinterização é governado pelos seguintes parâmetros:
a – tempo e temperatura
b – morfologia das partículas de pó
c – composição da mistura do pó
d – densidade do pó compactado
e – composição da atmosfera de proteção no forno de sinterização
O significado prático desses parâmetros será descrito brevemente
conforme segue:
a – Temperatura e tempo.
Quanto mais alta a temperatura de sinterização, mais curto será o tempo
requerido para atingir o grau desejado de ligação entre as partículas de pó do
compactado. Este fato leva a um dilema sob o ponto de vista de eficiência de
40
produção, pois temperaturas mais elevadas de sinterização são menos econômicas
em função dos altos custos necessários para a manutenção dos fornos de
sinterização.
Na metalurgia do pó, condições comuns de sinterização para o ferro são:
15-60 minutos, com temperaturas de 1120-1150°C.
b – Morfologia das partículas de pó.
Pós consistindo de partículas finas ou partículas com altas porosidades
internas (grande superfície específica), sinterizam mais rapidamente do que pós
compostos de partículas mais grossas, e compactados feitos de pós finos contraem-
se menos durante a sinterização do que os pós mais grossos. Partículas de pós de
ferro comerciais para peças estruturais possuem distribuição granulométrica
normalmente variando de 150 μm para baixo.
c – Composição dos elementos de liga do pó.
Os componentes de liga do pó são selecionados e proporcionados tendo
em vista atingir as propriedades físicas desejadas e controle das mudanças
dimensionais durante o processo de sinterização. Quando a mistura de dois ou mais
diferentes metais é sinterizada, a ligação entre os componentes acontece
simultaneamente ao processo de ligação entre as partículas de pós. Nas
temperaturas comuns de sinterização, o processo de difusão entre os componentes
de liga é lento (exceto entre o ferro e o carbono), e a completa homogeneização dos
mesmos não é atingida. Se a mistura de pós contiver componente que forme fase
líquida na temperatura de sinterização (por ex. cobre), as ligações entre as
partículas bem como as ligações entre os diferentes elementos serão aceleradas.
d – Densidade a verde do pó compactado.
Quanto maior a densidade a verde do pó compactado, maior a área de
contato entre as suas partículas, mais eficientes são os processos de difusão entre
estas e o elemento de liga durante o processo de sinterização. Além do mais, estes
41
processos são melhorados pela desordem causada na rede cristalina das partículas
pela deformação plástica ocorrida durante o processo de compactação.
e – Composição da atmosfera protetora no forno de sinterização.
A atmosfera protetora deve preencher diversas funções durante a
sinterização, as quais em alguns aspectos são contraditórias. Por um lado, a
atmosfera é para proteger o sinterizado da oxidação e reduzir a possibilidade de
ocorrência de óxidos residuais; por outro lado, serve para evitar a descarbonetação
de materiais contendo carbono e, vice-versa, proteger materiais de eventual
carbonetação indesejada. Na metalurgia do pó, os seguintes tipos de atmosferas de
sinterização são comuns:
- redutora-descarborizante;
- redutora-carborizante;
- neutra ou inerte.
3.1.5.1. Mecanismos Básicos de Sinterização
Basicamente, dois tipos de materiais podem ser levados à sinterização:
materiais homogêneos ou heterogêneos. Logicamente, a depender do tipo e da
quantidade de elementos de ligas metálicas envolvidas, o processo torna-se cada
vez mais e mais complexo.
É analisada aqui somente a sinterização referente ao pó metálico ASC
100.29, utilizado nos experimentos deste trabalho.
Observando-se o comportamento dos espaços entre as partículas
sinterizadas, verifica-se que o processo de sinterização ocorre através de dois
estágios:
a- Primeiro estágio: ligações locais (formação do pescoço) entre partículas
adjacentes, como mostra a Figura 3.11;
b) Segundo estágio: arredondamento e contração dos poros, como mostra a
Figura 3.12.
42
Em ambos os estágios, o volume total das partículas sinterizadas diminui; no
primeiro estágio, a distância entre os centros das partículas adjacentes diminui, no
último estagio, o volume total de poros diminui.
Figura 3.11-Formação de “pescoço” entre esferas de cobre sinterizadas [Hoganas, 2004b].
Figura 3.12 – Primeiro estágio (a) e segundo estágio (b) de sinterização [Hoganas, 2004b].
A força motriz por trás desse fenômeno de sinterização é a minimização da
energia livre de superfície (ΔG
superfície
< 0) do aglomerado de partículas.
Na ausência de fase líquida, cinco mecanismos de transporte diferentes
43
podem ocorrer:
- difusão volumétrica (migração de vacâncias)
- difusão nos contornos de grãos
.- difusão na superfície
- fluxo viscoso ou plástico (causado por tensão superficial ou tensão interna),
- evaporação / condensação de átomos na superfície.
Tendo em vista determinar quais desses mecanismos são predominantes no
processo de sinterização, o crescimento de pescoços formados entre partículas
esféricas durante a sinterização foi estudado experimentalmente por diversos
pesquisadores.
De acordo com modelo teórico desenvolvido por C.G. Kuczynski [Kuczynski,
1949], o crescimento dos pescoços é governado pela seguinte lei:
( x /a )
n
~ t Equação 3.2
onde:
a= diâmetro da partícula,
x=espessura do pescoço,
t=tempo de sinterização
n= 2 para fluxo viscoso ou plástico viscoso
n= 3 para evaporação/condensação
n= 5 para difusão volumétrica
n= 7 para difusão superficial
A validade da Equação (3.2) acima foi confirmada por extensivos
experimentos com materiais [Hoganas, 2004b]. No caso de partículas esféricas de
metal, um expoente n=5, e no caso de partículas esféricas de cerâmicos, um
expoente n=2, são os valores que estão mais de acordo com os resultados
experimentais.
A partir destes resultados dos experimentos efetuados, foram tiradas as
seguintes conclusões:
- no primeiro estágio da sinterização, difusão volumétrica é o mecanismo
predominante para partículas metálicas e fluxo viscoso para partículas vítreas;
- é muito provável, mas muito difícil de comprovar experimentalmente, que no
44
primeiro estágio da sinterização a difusão volumétrica é predominante também para
os casos de partículas metálicas não-esféricas e compactados de pós metálicos;
- no segundo estágio da sinterização, a difusão volumétrica é sem dúvida
responsável pelo fenômeno de arredondamento dos poros.
A difusão volumétrica, no entanto, não é totalmente responsável pelas taxas
de retração dos poros observada e mudanças na distribuição dos seus tamanhos.
Vacâncias, oriundas das superfícies dos poros, não migram o tempo todo
para a superfície externa do corpo sinterizado: Elas “condensam” na superfície dos
poros maiores adjacentes ou são apanhadas nos contornos de grãos, onde se
formam em linhas ou placas com colapso subseqüente devido à deformação plástica
(Figura 3.13).
Figura 3.13- Vacâncias migrando: a) dos cantos vivos para as partes mais achatadas da superfície do
poro; b) dos poros menores para os poros maiores de contornos de grãos [Hoganas, 2004b].
A partir das micrografias da Figura 3.14, pode ser visto como os poros
maiores aumentam seus tamanhos em detrimento dos poros menores, e como poros
pequenos desaparecem na vizinhança dos contornos de grãos.
45
Figura 3.14- Micrografias ilustrando mudanças nos tamanhos dos grãos e dos poros; T=1000°C; a) 8
min; b) 8 min.; c) 30 min; d) 120 min, e) zonas livres de poros próximos aos contornos de grãos e
poros maiores nos centros dos grãos do ferro sinterizado [Hoganas, 2004b].
46
3.2. Microfusão ou Processo em Cera Perdida
3.2.1. Introdução
Microfusão é um processo altamente desenvolvido capaz de produzir peças
fundidas com grande precisão de formas e contornos extremamente complexos. O
processo pode ser utilizado quando os metais forem muito duros para serem
usinados ou fabricados de outro modo; quando for o único meio prático de produzir a
peça; ou quando for economicamente mais viável do que qualquer outro modo de
obtenção de peças com a qualidade requerida [Horton, 2002].
O uso do processo de microfusão é datado de 5000 AC quando utilizado para
a fabricação de ferramentais. Nos séculos seguintes foi utilizado para a fabricação
de jóias e objetos de arte e com o advento da segunda guerra passou a ser utilizado
para a fabricação de componentes para a indústria aeronáutica [Sornicchia, 2004;
Jones, 2003;
Zhang, 1995]. O processo em questão é aplicado atualmente para
uma grande variedade de ligas metálicas ferrosas e não ferrosas. Na aplicação
industrial, incluem-se ligas de alumínio e bronze, aço inoxidável e outras ligas de
aço, ferros fundidos e titânio, especialmente onde requisitos de seções finas e
grossas são demandados [Jones, 2003; Horton, 2002; Hung, 2007; Sornicchia,
2004; Zhang, 1995]. Mais recentemente, tem sido estudada também a aplicabilidade
desse processo para a obtenção de peças complexas em compósitos de matriz de
liga de alumínio reforçada com partículas cerâmicas (Prevali, 2008; Mondal, 2008).
3.2.2. Descrição do Processo
No processo de microfusão, uma lama cerâmica é aplicada em torno de um
modelo colapsável, normalmente cera (por isso o nome também de processo da
cera perdida), e processada de modo que solidifique e endureça, formando um
molde também descartável. Após este processo, o modelo em cera é removido,
através de aquecimento, e a liga metálica fundida é vazada no espaço anteriormente
ocupado pelo modelo. O termo colapsável significa que o modelo de cera é
destruído durante sua remoção do molde cerâmico e que este último também é
destruído para retirar-se a peça fundida [Horton, 2002; Piwonka, 2001].
47
Existem duas formas de processo de confecção do molde. Uma possibilidade
é de que a mistura cerâmica seja despejada em torno do molde de cera em um
frasco e colocada para secar e endurecer (processo conhecido como de molde
sólido). O outro método ocorre quando o molde de cera é repetidamente mergulhado
em lama cerâmica, recoberta com material refratário, e secada, em um processo
repetitivo até que uma casca de espessura suficiente seja formada em seu entorno.
O segundo processo acima citado tornou-se a técnica predominante para aplicação
em engenharia, desbancando o processo de molde sólido [Horton, 2002; Piwonka,
2001].
A seguir dá-se uma breve descrição das principais etapas do processo de
microfusão, as quais são ilustradas na Figura 3.15.
Modelo de cera: o modelo de cera é obtido através da injeção de cera na
cavidade de uma matriz ou molde metálico. A cera é uma mistura de cera natural
modificada com fillers, resinas, plastificantes, anti-oxidantes e corantes. Ceras
utilizadas para confecção do molde são mais freqüentemente parafinas, ceras
vegetais e ceras micro-cristalinas. Através da mistura dessas ceras entre elas e
adicionando-se modificadores, de acordo com as necessidades, podem ser obtidas
diferentes propriedades. A escolha do tipo de cera a ser utilizada depende do
tamanho e da forma do fundido a ser produzido. Aditivos são utilizados para
aumentar a resistência mecânica da cera e compensar sua retração quando do
resfriamento [Tascıoglu, 2003].
Outros materiais alternativos à cera têm sido estudados, como o poliestireno
de alto impacto, cujos modelos podem ser confeccionados com o uso da
prototipagem rápida com o uso de laser [Yang, 2008], como ilustra a Figura 3.16.
Injeção da cera e montagem do modelo: a cera é injetada pressurizada a
temperaturas relativamente baixas na matriz ou molde metálico. Após endurecer na
cavidade do molde metálico, o que ocorre em menos de um minuto para peças
pequenas, os modelos injetados são removidos e colocados para resfriar ao ar;
após, são inspecionados visualmente, removidas as linhas de separação do molde
metálico e o canal de alimentação, e as marcas na superfície são reparadas. Os
modelos de cera são então soldados ao canal de alimentação, formando o que se
48
chama de “cacho”. Os cachos, depois de solidificados, são inspecionados e limpos
através de imersão em solução contendo solvente que recobre a sua superfície,
propiciando melhor aderência da lama a ser aplicada [Horton, 2002; Piwonka, 2001].
Confecção do molde cerâmico: o cacho montado é então mergulhado
no primeiro de uma série de banhos de lamas cerâmicas. As lamas são geralmente
misturas de agregados refratários em sílica aquosa (sílica coloidal). Adicionalmente
a sílica coloidal e ao agregado refratário, a lama poderá conter agentes
umidificadores, bactericidas, compostos anti-espumantes, e polímeros, os quais são
agregados para proporcionar suficiente resistência verde à lama, para que possa ser
transportada aos diversos banhos antes que esteja completamente seca. A
formulação da lama é usualmente desenvolvida de acordo com as necessidades
individuais de cada usuário. As lamas são controladas por meio de ajuste de
viscosidade, temperatura e conteúdos sólidos [Jones, 2003; Hung, 2007].
A primeira lama consiste em um fino agregado de material refratário,
normalmente mais caro que aqueles utilizados nos banhos subseqüentes. Este
agregado tem contato direto com o metal fundido que será vazado. O cacho é
revolvido dentro do tanque de lama para que a mesma cubra igualmente toda a sua
superfície. Máquinas automatizadas garantem a capacidade de repetição e
qualidade do processo. Após aproximadamente sete a nove banhos de lama e areia
refratária, o cacho é remetido para secagem final e preparado para a operação de
remoção do modelo de cera [Sbornicchia, 2004; Jones, 2003].
Remoção do modelo de cera: os modelos de cera são geralmente
retirados através de sua liquidificação por processo de fusão e escorrimento para
fora do molde cerâmico descartável. No entanto, em virtude de que a cera expande
até 40 vezes mais do que o molde cerâmico, cuidados devem ser tomados para
evitar-se a ocorrência de trincas durante a operação. Um método de retirada da cera
é a utilização de vapor em uma autoclave. Neste método, vapor superaquecido é
introduzido no molde cerâmico a pressões de 550 a 620 kPa. O vapor penetra no
molde, aquece rapidamente a superfície e ocasiona o derretimento da cera, a qual
escorre pelo canal de alimentação. Um método alternativo (conhecido por flash)
consiste em colocar os cachos em um forno com temperaturas variando de 870 a
1095°C. O calor aquece e derrete a cera rapidamente, a qual escorre para fora do
49
molde cerâmico [Horton, 2002; Piwonka, 2001]. Brum e colaboradores (Brum, 2008)
estudaram um processo alternativo de deceragem via microondas, o qual se mostrou
viável com a vantagem de diminuir a incorporação de sujeira e água que são
inevitáveis no processo com o uso de autoclave.
Calcinação do molde cerâmico: após o processo de retirada da cera, os
moldes são aquecidos a temperaturas de 870 a 1095°C para remoção de qualquer
resíduo de cera ainda existente em seu interior, secá-lo completamente, e calciná-lo
para que desenvolva a resistência mecânica necessária durante o processo de
vazamento do metal fundido.
Pré aquecimento do molde cerâmico: antes do vazamento do metal
fundido no interior do molde, um pré aquecimento do molde deve ser efetuado à
temperaturas a serem determinadas pelo tipo de metal a ser vazamento e pela
forma geométrica da peça. Quando os moldes cerâmicos estão completamente pré-
aquecidos, são preenchidos com metal fundido. Devido ao fato de que as
quantidades de metal a ser vazado são usualmente pequenas (< de 20 kg), esta
operação pode ser feita manualmente [Horton, 2002; Piwonka, 2001].
Fusão e fundição: para algumas ligas, notadamente superligas e ligas de
titânio, fusão, vazamento e solidificação são levados a termo em vácuo para
proteger as ligas de reações com o oxigênio do ar. Forno de indução é o mais
freqüentemente utilizado, ainda que fornos a gás possam ser utilizados para ligas
não ferrosas.
Operações subseqüentes à fusão: após a fundição, o molde resfria e o
molde cerâmico é quebrado e as peças removidas do canal principal. Acabamento e
inspeção são operações similares àquelas utilizadas para o processo de fundição
com molde de areia.
50
(a) Modelo da peça em cera
(b) Modelos em cera montados nos cachos
(c) Cachos revestidos com lama cerâmica
(d) Cachos desmoldados
(e) Peças prontas
Figura 3.15- Fotografias ilustrando as principais etapas do processo de microfusão [Previtali, 2008].
51
.
Figura 3.16- Exemplos de modelos confeccionados como poliestireno de alto impacto [Yang, 2008].
3.3. O Processo de Consolidação por Constrição Radial (CCR)
3.3.1. Introdução
Conforme a Patente 4.679.549 [Ecer, 1987], o sistema ora denominado CCR
pretende atingir os seguintes objetivos:
- Criar processo de metalurgia do pó envolvendo o uso de prensas
convencionais, ao invés de gás altamente pressurizado, para produzir objetos ou
peças com dimensões near-net- shape;
- Criar processo de metalurgia do pó onde os problemas derivados da
contração sejam substancialmente eliminados e onde as dimensões se contraíam de
52
forma previsível na direção da pressão aplicada pelo punção ou haste da prensa,
permanecendo inalteradas as dimensões perpendiculares à pressão aplicada;
- Prover a metalurgia do pó de um processo near-net-shape relativamente
barato de praticar e possível de produzir partes e peças de formas complexas.
O processo não tem a intenção de atingir condições isostáticas durante a
consolidação, mas alcançar consolidação através de aplicação unidirecional de
pressão com a expectativa de que a peça de trabalho contraia-se somente na
direção da pressão aplicada, e que as dimensões perpendiculares à direção da
pressão permaneçam substancialmente inalteradas após a consolidação.
A principal vantagem deste processo é sua capacidade de produzir peças a
baixo custo, com densificação completa (full density) e near-net-shape a partir de
pós metálicos, utilizando tecnologia barata e ao alcance de muitos.
Ainda conforme a Patente em referencia [Ecer, 1987], nenhum dos outros três
processos exemplificados como alternativas ao processo de compactação isostática
à quente – CERACON, ROC e STAMP – obteve sucesso em prover suficiente
controle dimensional sobre as peças produzidas e, portanto, requerem excessiva
usinagem superficial para atingir as dimensões nas tolerâncias solicitadas. Nenhum
desses processos alternativos considerou a importância da compressibilidade
relativa entre o meio de pressurização e o pó metálico da peça produzida. Em outras
palavras, nenhum desses processos considerou, em termos dimensionais, o
fenômeno de que, sob pressão, o meio secundário pressurizador e o pó metálico a
ser consolidado compactam-se a diferentes taxas. Esta é, conforme a Patente, uma
das importantes razões pelas quais os sistemas mencionados – CERACON, ROC e
STAMP - falharam em produzir peças realmente near-net-shape.
53
3.3.2. Descrição do Processo CCR
CCR incorpora as melhores características de três processos que produzem
peças com alta complexidade de formas e baixa necessidade de usinagem
complementar: fundição, forjamento e prensagem isostática a quente (HIPing- Hot
Isostatic Pressing). Possui capacidade de produzir formas complexas semelhantes
ao processo de microfusão, resistência mecânica e precisão de medidas do
forjamento e a flexibilidade de formação de ligas e uniformidade microestrutural do
processo HIPing [http://www.applieduscorp.com/RCCProcess.html]
O processo de CCR, como ilustra a Figura 3.17, inicia com um modelo de
cera ou de plástico, similar aqueles utilizados para o processo de microfusão. O
molde cerâmico colapsável é construído mergulhando-se o modelo de cera em lama
cerâmica, com os subseqüentes banhos para engrossar e dar maior resistência
mecânica à casca. Após a completa secagem do molde cerâmico colapsável, a cera
é retirada através dos processos já mencionados e o molde é então enchido, por
gravidade, com pó metálico. O molde cerâmico colapsável é colocado em um
container metálico, de dimensões apropriadas, e o volume remanescente deste é
completado com pó cerâmico ou outro material (aqui denominado de meio
secundário compressor, para distinguir do pó da peça a ser produzida), de
compressibilidade igual ou similar ao do pó da peça. O recipiente é então aquecido
em forno com ambiente controlado ou não (dependendo do material do pó) até a
temperatura de consolidação (prensagem). Uma vez atingida a temperatura
desejada, é efetuada então a compactação ou prensagem do pó. Após a operação
de prensagem, o recipiente é esfriado ao ar e a peça consolidada, é removida. O
ciclo operacional inteiro, depois de alcançada a temperatura apropriada, dura de dois
a três minutos. O pó cerâmico é removido e pode ser reutilizado.
O processo utiliza uma prensa hidráulica comum para consolidar o pó
metálico. Sob a temperatura e pressão selecionadas, o pó metálico consolida-se a
sua densidade teórica completa, enquanto que a casca cerâmica e o meio
secundário compressor não se consolidam. Isto facilita bastante a separação do
metal consolidado do molde cerâmico.
54
Figura 3.17- Principais etapas do processo CCR. (1) Modelo de cera; (2) O molde construído sobre o
modelo de cera, através de banhos em lamas cerâmicas; (3) Deceragem, deixando o interior do
molde vazio; (4) O molde cerâmico é preenchido com pó metálico e colocado dentro de um container
metálico; (5) Ligas metálicas contendo elementos muito reativos, o container pode ser fechado a
vácuo; (6) Aquecer a temperatura de prensagem a quente, tipicamente entre 1030 a 1200 °C para
materiais ferrosos, e prensar por alguns segundos; (7) O container é aberto e a peça metálica
consolidada é separada do molde cerâmico [Ecer, 2004].
O molde cerâmico colapsável é pressurizado de dentro para fora pelo pó
metálico e de fora para dentro pelo meio secundário compressor. O meio
secundário compressor (cerâmico ou metálico) atua como um molde de estampa
flexível, assim como isolante térmico e ambiental. A tecnologia em análise possibilita
que a peça seja consolidada sob condições isotérmicas. Para evitar distorção
durante o processo de prensagem, idealmente o material utilizado como meio
secundário compressor deve possuir a mesma taxa de compressibilidade do pó
metálico a ser compactado [Ecer, 1987]. A taxa de compressibilidade (γ) pode ser
definida como:
55
γ = densidade após consolidação final
densidade aparente do pó
Equação 3.3
A Figura 3.18 mostra algumas peças confeccionadas pelo processo CCR.
(a) Rotor em liga de Titânio à esquerda e peça em
aço inoxidável à direita.
(b) Componentes produzidos com a
superliga IN-100
Figura 3.18- Algumas peças produzidas pelo Processo CCR
[http://www.applieduscorp.com/RCCProcess.html].
56
4. MATERIAIS, EQUIPAMENTOS E PROCEDIMENTOS
EXPERIMENTAIS – PRIMEIRA ETAPA
Salienta-se que o processo CCR – até onde se tem conhecimento – é muito
pouco explorado ou estudado atualmente, não existindo informações especificas a
respeito do assunto, exceto aquelas já mencionadas no corpo do presente trabalho.
Em vista disso, foi necessário realizar uma série de experimentos preliminares
(primeira etapa) para auxiliar na definição dos materiais, métodos, procedimentos e
fluxos operacionais a serem adotados durante as experimentações finais (segunda
etapa).
O presente trabalho experimental foi desenvolvido nas instalações da
empresa CTrade Ind. Com. Ltda. e a caracterização das amostras realizada na
Pontifícia Universidade Católica do Rio Grande do Sul-PUCRS.
Os procedimentos experimentais – primeira etapa - tiveram como finalidade:
(a) Testar parâmetros clássicos de processo tais como temperatura, tempo e
pressão e sua influência nas características das pré-formas produzidas;
(b) Verificar qual ou quais o(s) meio(s) secundário(s) pressurizador(es) mais
adequado(s) ao processo CCR (pó de ferro, pó de argila calcinada, pó de alumina
calcinada );
(c) Verificar a influência da configuração do sistema container/meio compressor
secundário/molde cerâmico nas características das pré-formas produzidas;
(d) Definir materiais e métodos para os experimentos – segunda etapa.
57
4.1. Materiais
4.1.1. Matéria Prima Utilizada: Pó de Ferro
Para a realização dos experimentos foi utilizado o pó de ferro denominado
ASC100.29 produzido pela Höganas AB, o qual é um pó de ferro atomizado com
compressibilidade elevada e que segundo o fabricante possibilita a obtenção de
compactados com densidades de até 7,2 g/cm³ com uma única compactação. ASC
100.29 é particularmente apropriado para peças estruturais de alta densidade e
também como material base para aplicações magnéticas. A temperatura típica de
sinterização desse pó varia de 1120-1250°C e o tempo de sinterização de 30-60
minutos [Hoganas, 2004].
A Figura 4.1 mostra uma micrografia ilustrando a morfologia deste pó.
A Tabela 4.1 apresenta as propriedades típicas do pó ASC 100.29.
A Figura 4.2 ilustra a microestrutura de um compactado produzido com esse
pó, na qual se pode observar uma matriz ferrítica e a presença de óxido e/ou
porosidades.
Figura 4.1- Imagem ilustrativa da morfologia do pó de ferro ASC100.29 utilizado nos experimentos
[Hoganas, 2004].
58
Tabela 4.1- Propriedades típicas do pó de ferro ASC100.29 [Hoganas, 2004].
Análise Química Carbono: < 0,01%
Outros: 0,08%
Densidade Aparente (pó solto) 2,98 g/cm³
Pressão de Compactação
400 MPa 6,77 g/cm³
600 MPa 7,20 g/cm³
Compressibilidade
800 MPa 7,45 g/cm³
Pressão de Compactação
400 MPa
600 MPa
Resistência Verde
800 MPa
41 MPa
Granulometria
>212 μm= 0%
>150 μm= 8%
< 45 μm= 23%
< 150 μm e > 45 μm = 69%
(a) Sinterizado a 1120°C durante 30 min.
(b) Sinterizado a 1250°C durante 30 min.
Figura 4.2- Microestrutura de um compactado produzido com pó de ferro ASC100.29 utilizado nos
experimentos. Ataque com Nital [Hoganas, 2004].
4.1.2. Produção dos Moldes Cerâmicos
Os moldes cerâmicos descartáveis foram produzidos a partir de processo
tradicional de microfusão. Para tal, foi desenvolvida infra-estrutura física e de
equipamentos adequada para a confecção dos mesmos na empresa CTrade Ind.
Com. Ltda., incluindo uma sala de banhos de lama de microfusão e secagem com
temperatura e umidade controladas. A temperatura foi mantida entre 18 e 21°C e a
59
umidade relativa do ar entre 60 a 70%, monitoradas por meio de um termo-
higrômetro digital posicionado no ambiente. O procedimento experimental utilizado
para a produção dos moldes cerâmicos é ilustrado no fluxograma da Figura 4.3. Fo
utilizada cera virgem de carnaúba e o material para preparação dos banhos
cerâmicos foi adquirido da empresa Unimim do Brasil Ltda.
Início do Processo
DERRETIMENTO
DA CERA
PRODUÇÃO DO
MODELO EM
CERA
ACABAMENTO
E LIMPEZA DO
MODELO
ndo o procedimento experimental utilizadoFigura 4.3- Fluxograma ilustra para a produção dos moldes
cerâmicos pelo processo de microfusão.
s até obter um molde adequado e sem trincas para a realização dos
experi
sso de deceragem formaram-se
trincas
A implementação do processo de produção de moldes cerâmicos por
microfusão foi bastante demorada, visto que foram efetuadas inúmeras
experimentaçõe
mentos.
O primeiro tipo de molde cerâmico confeccionado foi cilíndrico, de
aproximadamente de 65 mm de diâmetro externo e de 126 mm de altura com
espessura de parede de 10 mm, contendo na parte superior apenas um orifício (~24
mm de diâmetro) para a inserção do pó metálico, minimizando assim o contato com
meio compressor secundário (Figura 4.4). No proce
em todo o sentido longitudinal dos moldes.
PREPARAÇÃO
CERÂMICAS
DAS LAMAS
DETERMINAÇÃO
VISCOSIDADE
DA
REVESTIMENTO
DOS MODELOS
CALCINAÇÃO DECERAGEM SECAGEM
60
No segundo tipo de molde desenvolvido (Figura 4.5) utilizou-se um bocal
cônico, similar ao canal de vazamento do processo de microfusão, visando facilitar o
processo de deceragem, além de distribuir melhor as tensões. Esse molde não
aprese
cilíndrica foi escolhida por simplificar a confecção da
matriz
so
sob es
ais - primeira etapa, cujas
espes
ntes nos
primeiros moldes desenvolvidos, foi feita pelo processo denominado flash.
ntou trincas.
Para diminuir o volume de pó consumido, foi desenvolvido um terceiro molde
(Figura 4.6), cilíndrico de dimensões aproximadas de 60 mm de diâmetro externo e
de 116 mm de altura com espessura de parede de 10 mm, com a parte superior
totalmente aberta. Neste caso, o isolamento do pó do meio compressor secundário
foi realizado por meio da deposição de uma camada de lama cerâmica de
aproximadamente 1 mm de espessura diretamente sobre o pó metálico solto já
inserido no molde. Esse terceiro tipo de molde é o que foi utilizado nos experimentos
da primeira etapa. A forma
para injeção da cera.
Os primeiros 18 moldes utilizados no processo CCR foram produzidos com 09
banhos de lama no total. O número de banhos de lama utilizado elevado foi devido a
preocupação do molde resistir as pressões de trabalho sem fraturar. Posteriormente,
foram efetuados apenas 05 banhos (moldes 19-30), já que a patente do proces
tudo menciona uma espessura de parede de apenas 3,5 mm (Ecer, 1987).
A Tabela 4.2 apresenta dados dimensionais referentes aos moldes cerâmicos
descartáveis utilizados nos procedimentos experiment
suras das paredes variaram de 10 mm a 3,8 mm.
A extração da cera de dentro do molde cerâmico (deceragem), etapa na qual
se enfrentou as maiores dificuldades devido à ocorrência de trincas freqüe
61
(a)
(b)
(c)
Figura 4.4- Primeiro tipo de molde cerâmico confeccionado. a) Modelos banhados com 1ª lama e
areia fina. b) Modelos com quatro banhos, sendo que o último coberto com chamote grosso. c)
Moldes cerâmicos após deceragem.
62
~150 mm
~70 mm
(a)
(b)
(c)
Figura 4.5- Segundo tipo de molde cerâmico confeccionado. a) Modelos em cera b) Moldes secando
após 9 banhos de lama c) Molde cerâmico após deceragem.
63
(a)
(b)
(c)
Figura 4.6- Terceiro tipo de molde cerâmico confeccionado. a) Molde secando após 5 banhos de
lama. b) Deceragem pelo processo flash. c) Moldes cerâmicos após deceragem e calcinação.
64
Tabela 4.2: Dados dimensionais dos moldes cerâmicos utilizados nos procedimentos experimentais –
primeira etapa.
Diâmetro – mm Seção transversal - A-cm²
MOLDE
NÚMERO
Volume
cm³
Externo
Interno
Parede
mm
Altura
interna
mm
Externa
Intern
a Molde
1
65,85 44,87 10,49 47,78 34,06 15,81 18,24 75,55
2
64,99 46,03 9,48 49,42 33,17 16,64 16,53 82,24
3
63,52 41,32 11,10 53,80 31,69 13,41 18,28 72,14
4
62,63 44,35 9,14 50,42 30,81 15,45 15,36 77,89
5
64,09 42,82 10,64 51,19 32,26 14,40 17,86 73,72
6
62,83 45,60 8,62 52,36 31,00 16,33 14,67 85,51
7
63,38 41,95 10,72 54,28 31,55 13,82 17,73 75,02
8
62,71 45,95 8,38 49,57 30,89 16,58 14,30 82,20
9
62,98 47,40 7,79 51,86 31,15 17,65 13,51 91,51
10
63,72 45,92 8,90 50,93 31,89 16,56 15,33 84,35
11
62,90 42,53 10,19 49,68 31,07 14,21 16,87 70,58
12
64,24 45,48 9,38 51,63 32,41 16,25 16,17 83,88
13
63,44 43,50 9,97 50,76 31,61 14,86 16,75 75,44
14
63,21 44,51 9,35 52,50 31,38 15,56 15,82 81,69
15
63,02 45,84 8,59 49,21 31,19 16,50 14,69 81,21
16
63,90 45,93 8,99 49,45 32,07 16,57 15,50 81,93
17
63,56 41,78 10,89 50,20 31,73 13,71 18,02 68,82
18
63,39 44,19 9,60 50,67 31,56 15,34 16,22 77,71
19
53,72 46,10 3,81 44,23 22,67 16,69 5,97 73,83
20
54,04 45,39 4,33 50,80 22,94 16,18 6,75 82,20
21
53,95 44,27 4,84 49,56 22,86 15,39 7,47 76,29
22
56,99 45,84 5,58 51,95 25,51 16,50 9,01 85,74
23
57,40 45,39 6,01 54,29 25,88 16,18 9,70 87,85
24
56,35 45,08 5,64 53,56 24,94 15,96 8,98 85,49
25
Descartado p
26
58,45 45,61 6,42 53,41 26,83 16,34 10,49 87,26
27
58,16 45,48 6,34 51,55 26,57 16,25 10,32 83,75
28
56,59 45,60 5,50 52,37 25,15 16,33 8,82 85,53
29
56,86 45,24 5,81 52,47 25,39 16,07 9,32 84,34
30
56,67 45,57 5,55 53,56 25,22 16,31 8,91 87,36
4.1.3. Meio Compressor Secundário
Como meio secundário compressor testou-se alumina calcinada, o próprio pó
de ferro e pó cerâmico (argila calcinada).
Considerando-se que as pressões mínimas exigidas para compactação do pó
metálico selecionado para este estudo são de 400 MPa a 800 MPa, dificilmente os
moldes cerâmicos suportarão estes valores de pressão se o meio pressurizador
65
secundário não for efetivo em contrapor as pressões a eles impostas.
A alumina calcinada utilizada como meio compressor secundário é do tipo
APC-G e foi doada pela empresa Alcoa Alumínio S.A, cuja composição química e
propriedades físicas são apresentadas na Tabela 4.3.
Tabela 4.3: Características da alumina calcinada tipo APC-G utilizada como meio compressor
secundário.
Composição Química (% em peso)
Al
2
O
3
99,5%
SiO
2
0,04%
Fe
2
O
3
0,04%
NaO
2
-total 0,11%
Propriedades Físicas
Densidade Solta 0,7 g/cm
3
Densidade Compactada 1,2 g/cm
3
Densidade a Verde da Cerâmica 2,43 g/cm
3
Fonte: www.alcoa.com.br
O pó cerâmico foi obtido por meio da moagem do tijolo de construção civil, o
qual foi posteriormente peneirado. Os ensaios de compressibilidade do pó cerâmico
foram efetuados nos laboratórios da UDESC – Universidade do Estado de Santa
Catarina – Campus de Joinville. As principais características do pó cerâmico são
apresentadas na Tabela 4.4. A Tabela 4.5 dá informações sobre as características
dimensionais das amostras de pós cerâmicos após ensaio de compressibilidade e
Figura 4.7 mostra as referidas amostras compactadas.
Tabela 4.4: Características do pó cerâmico utilizado como meio compressor secundário.
Pressão de
Compactação
Dendidade
300 MPa 2,00 g/cm³
400 MPa 2,07 g/cm³
Compressibilidade
500 MPa 2,02 g/cm³
Foi também realizada a análise granulométrica do pó cerâmico utilizado
segundo a NBR NM 248/03, cujos resultados são apresentados na Tabela 4.6.
66
Tabela 4.5: Características dimensionais das amostras do pó cerâmico após ensaio de
compressibilidade.
Dimensões em mm
Amostra Diâmetro Altura
2 25,00 12,83
3 25,00 12,49
4 25,00 10,43
5 25,00 10,47
Figura 4.7- Amostras de pó cerâmico após ensaio de compressibilidade.
Tabela 4.6: Análise granulométrica do pó cerâmico utilizado segundo a NBR NM 248/03.
Peneira
Massa retida em
gramas
Percentual
Retido
1180 11,50 1,22
600 141,00 14,93
300 108,50 11,49
150 134,50 14,24
<150 546,00 57,81
Total 941,50 99,69
*Unidade de abertura da primeira peneira em mm e as demais aberturas em
μ
m.
67
4.1.4. Container e Configuração Container/Meio Compressor Secundário/
Molde Cerâmico
Para a constituição do container metálico foi utilizado um tubo de aço SAE
1026 sem costura, com diâmetro externo de aproximadamente 140 mm e parede de
15 mm, fechado na parte inferior. Foram testados dois tipos de configuração
container/meio compressor secundário/ molde cerâmico, como ilustra a Figura 4.8.
Na primeira configuração, Figura 4.8-a, a altura do container foi de aproximadamente
192 mm. O molde cerâmico foi centralizado no container de forma a propiciar uma
distribuição simétrica do meio compressor secundário nas laterais e nas partes
superior e inferior do mesmo. Este tipo de container foi utilizado nos primeiros 26
experimentos. Por meio de alguns indicativos contidos na Patente [Ecer, 1987], foi
levantada a hipótese de que a configuração acima poderia proporcionar excesso de
meio compressor secundário. Para testar a hipótese levantada, modificou-se a
medida da altura do container para 96 mm e posicionou-se o molde cerâmico
apoiado no fundo do container, mantendo o meio secundário compressor apenas
nas laterais e na parte superior, conforme esquema ilustrativo da Figura 4.8-b. Este
último tipo de configuração foi utilizado para a produção das pré-formas de número
27 a 30 e proporcionou uma camada de meio compressor na parte superior do
molde cerâmico de aproximadamente 66 mm.
(a)
(a)Dimensões do container de aço: 192 de
altura, diâmetro externo de 140 mm e
espessura de parede de 15 mm.
(b) Dimensões do container de aço: 96 mm de
altura, diâmetro externo de 140 mm e espessura
de parede de 15 mm.
Figura 4.8- Esquema ilustrativo das diferentes configurações utilizadas quanto à configuração
container/meio compressor secundário/ molde cerâmico.
Meio compressor
Molde
cerâmico
Molde
cerâmico
Meio com
p
ressor
Container
Container
68
4.2. Equipamentos
4.2.1. Forno para Aquecimento
Para o aquecimento do container contendo o pó compressor secundário e
molde cerâmico enchido com o pó de ferro foi utilizado um forno elétrico para
tratamento térmico, como pode ser visto na Figura 4.9, com capacidade de trabalho
até 1200 °C, com controle digital de rampa e patamar e alarme sonoro.
Figura 4.9- Forno resistivo utilizado para aquecimento do container com o meio compressor
secundário com o molde cerâmico contendo o pó de ferro.
4.2.2. Prensa Para Compactação
Para a compactação das amostras utilizou-se uma prensa hidráulica
automática com capacidade de 60 toneladas (Figura 4.10), equipada com
manômetro analógico para leitura até 40 MPa, unidade hidráulica com capacidade
para até 30 MPa e embolo da haste de 170 mm de diâmetro.
69
Figura 4.10- Prensa hidráulica utilizada para a compactação das amostras.
4.3. Procedimento Experimental
4.3.1. Parâmetros do Processo CCR
Baseado nas propriedades do pó metálico fornecidas pelo fabricante, nas
informações disponibilizadas na patente em estudo [Ecer, 1987] e nas
características dos equipamentos disponíveis para a realização desse trabalho,
foram definidos os seguintes parâmetros de processo iniciais a serem testados:
- Faixa de pressão de compactação: 276 a 414 MPa (baixa e média)
- Tempo de compactação:5-10 s
- Faixa de temperatura de sinterização: 800 a 1120°C
- Tempos de sinterização: 30 a 180 minutos
Salienta-se que a temperatura típica de sinterização desse pó varia de 1120-
1250°C e o tempo de sinterização de 30-60 minutos, considerando-se os processos
tradicionais da M/P [Hoganas, 2004]. Já na patente em questão [Ecer, 1987] cita
uma temperatura de 1038°C para pó de aço e uma pressão de compactação entre
276-414 MPa para pós de aço baixo carbono.
Para controle da temperatura do pó de ferro foi utilizado um termopar tipo K
posicionado no selo confeccionado com a lama refratária, localizado na parte
70
superior do molde cerâmico.
A escolha adequada e controle efetivo da atmosfera de sinterização são
aspectos importantes. No presente estudo, contudo, este fator foi desconsiderado
com o objetivo de verificar a eficiência do meio secundário pressurizador como
isolante ambiental. Em caso afirmativo, o processo ficará mais facilmente ao alcance
de empresas de pequeno e médio porte em função de custos e investimentos em
tecnologia mais baixos.
4.3.2. Fluxo operacional
A Figura 4.11 ilustra o fluxo operacional utilizado para a obtenção das
preformas de ferro.
A Tabela 4.7 apresenta um resumo de todos os experimentos realizados na
primeira etapa, contendo informações sobre os parâmetros de processo utilizados.
71
(a) Enchimento dos moldes com
pó
(b) Selamento dos moldes
(c) Container
(d) Container com o molde
cerâmico
(e) Container com o molde e
preenchido com pó cerâmico
(f) Container no forno
(g) Processo de compactação
(h) Processo de compactação
(i) Extração da pré-forma
(j) Extração da pré-forma
(k) Molde cerâmico e pré-forma
ainda incandescente após
extração
(l) Pré-forma
Figura 4.11- Ilustração do fluxo operacional utilizado para a obtenção das pré-formas de ferro. Depois
de atingida a temperatura de compactação, o processo não leva mais do que 20 segundos.
72
Tabela 4.7: Experimentos preliminares realizados e parâmetros de processo utilizados.
PARÂMETROS DE PROCESSO
AMOSTR
A
NÚMERO
MEIO
COMPRESSOR
SECUNDÁRIO
FORÇ
A
Ton.
PRESSÃO DE
COMPACTAÇÃ
O
MPa
TEMPERATUR
A
°C
TEMPO
min.
1
PC 36 223 970 60
2
PC 24 141 970 60
3
PC 60 439 970 60
4
PC 60 381 970 60
5
PM 24 163 950 60
6
PC 36 216 970 180
7
PC 24 170 1050 180
8
PC Descartada por problemas experimentais
9
PC 48 266,58 1120 60
10
PC Descartada por problemas experimentais
11
PC 36 248 1120 40
12
PC 36 217 1120 30
13
PC 48 317 1120 30
14
PC 60 378 1120 15
15
PC 36 214 1120 30
16
PM 48 284 1120 60
17
PC 36 257 1120 100
18
AC 36 230 1120 100
19
PC Descartada por problemas experimentais
20
PM 60 363 1120 120
21
PM 36 229 1120 120
22
AC 60 356 800 45
23
AC 60 363 800 45
24
AC 60 368 800 45
25
AC Descartada por problemas experimentais
26
PC 60 360 1120 90
27
PC 60 362 1120 45
28
PC 60 360 1120 45
29
PC 60 366 1120 45
30
PC 60 361 1120 45
PC- Pó cerâmico
PM- Pó metálico
AC- Alumina calcinada
4.4. Caracterização das Pré-formas Produzidas
As pré-formas de ferro compactadas produzidas foram caracterizadas quanto
a sua densidade e microestrutura, além de ser efetuada análise visual para verificar
a ocorrência de deformações laterais indesejáveis.
A densidade foi estimada a partir da determinação do volume da pré-forma
produzida (cálculo) e de sua massa, utilizando uma balança com precisão de 0,01g.
73
Para minimizar erros na determinação do volume, foi efetuada a usinagem do
mesmo, quando necessário, para a obtenção de um cilindro de dimensões
uniformes. A determinação da densidade pelo princípio de Arquimedes não foi
utilizada em virtude do volume das pré-formas serem relativamente grandes,
necessitando assim de uma proveta de elevado diâmetro, o que geraria um erro
considerável na leitura do volume de líquido deslocado.
Para a análise da microestrutura das pré-formas utilizou-se a microscopia
óptica e a microscopia eletrônica de varredura, sendo essa última realizada no
Centro de Microscopia Eletrônica e Microanálise- CEMM da PUCRS.
Com a finalidade de verificar a eficiência da compactação, as pré-formas
foram cortadas no sentido longitudinal à aplicação da pressão e a microestrutura
analisada em diferentes regiões: parte superior, parte inferior, borda esquerda, borda
direita e centro.
Técnicas metalográficas convencionais foram utilizadas para a preparação
das amostras. O ataque químico utilizado para a revelação da microestrutura foi Nital
1% (1% em volume de ácido nítrico em água).
74
5. RESULTADOS E DISCUSSÕES REFERENTES AOS
EXPERIMENTOS – PRIMEIRA ETAPA
5.1. Apresentação dos Resultados
A Tabela 5.1 apresenta um resumo das principais propriedades obtidas das
pré-formas de ferro produzidos nos experimentos – primeira etapa - em termos de
suas características dimensionais e densidades . A Figura 5.1 mostra fotografias das
primeiras pré-formas de ferro produzidas.
As melhores amostras em termos de densidade quando usados como meio
compressor secundário a alumina calcinada e o pó cerâmico foram as amostras
número 22 e 29, que alcançaram 87,6% e 102,91% da densidade especificada pelo
fabricante a 400 MPA (6,77 g/cm
3
), respectivamente; a melhor amostra , quando
usado como meio compressor secundário o próprio pó de ferro, alcançou densidade
de 77,94%.
As Figuras 5.2 e 5.3 mostram as micrografias ópticas da amostra 22 que foi
produzida com alumina como meio compressor, aquecida a 800
ο
C durante 45
minutos e compactada a aproximadamente 356 MPa.
A Figura 5.4 mostra as micrografias ópticas da amostra 29 que foi produzida
com pó cerâmico como meio compressor, aquecida a 1120
ο
C durante 45 minutos e
compactada a aproximadamente 366 MPa.
Pelas micrografias pode-se observar para ambas as amostras (22 e 29) que,
de uma forma geral, a consolidação do pó foi adequada, cuja microestrutura é muito
semelhante a da Figura 4.2 que corresponde a microestrutura típica desse pó
compactado apresentada pelo fabricante (matriz ferrítica com presença de
porosidades e/ou óxido) [Hoganas, 2004]. Contudo, em algumas regiões, como a
região central da parte inferior da pré-forma (Figura 5.2e), observou-se a presença
significativa de porosidade, indicando uma consolidação inadequada nessa região.
75
A Figura 5.5 mostra micrografias obtidas no microscópio eletrônico de
varredura de diferentes regiões da amostra 29. Pode-se observar a presença de
óxido de ferro nos contornos de grão.
Tabela 5.1- Principais propriedades obtidas das pré-formas de ferro produzidas nos experimentos -
primeira etapa.
CARACTERÍSTICAS DO COMPACTADO METÁLICO (PRÉ-FORMAS DE FERRO)
Características
Dimensionais
Dados de Densidade
AMOSTRA
NÚMERO
Diâmetro
mm
Altura
mm
Volume
cm³
Massa
em
gramas
Densidade do
Tarugo
g/cm³
% da
Densidade
Teórica
(7,85 g/cm³)
% da
Densidade
Fabricante
(6,77 g/cm³
a 400 MPa)
1
49,66 26,70 51,71 254,60 4,92 62,73 72,73
2
55,03 23,14 55,04 323,40 5,88 74,85 86,80
3
49,33 27,56 52,67 208,80 3,96 50,50 58,55
4
47,58 29,74 52,88 265,20 5,02 63,89 74,08
5
50,32 22,05 43,85 208,00 4,74 60,42 70,06
6
48,28 35,24 64,52 317,00 4,91 62,59 72,58
7
50,98 27,18 55,48 307,60 5,54 70,63 81,90
8
Descartada por problemas experimentais
9
46,10 37,46 62,53 282,40 4,52 57,54 66,71
10
Descartada por problemas experimentais
11
40,90 31,85 41,85 175,80 4,20 53,52 62,06
12
47,18 38,79 67,82 303,00 4,47 56,92 66,00
13
46,30 34,55 58,17 260,40 4,48 57,03 66,12
14
47,07 37,52 65,29 312,60 4,79 60,99 70,72
15
48,15 36,57 66,59 287,60 4,32 55,02 63,80
16
49,40 27,48 52,67 247,60 4,70 59,89 69,44
17
47,85 24,12 43,37 234,20 5,40 68,78 79,76
18
48,17 16,78 30,58 161,80 5,29 67,40 78,15
19
Descartada por problemas experimentais
20
45,34 35,85 57,88 305,40 5,28 67,21 77,94
21
46,40 37,98 64,22 300,00 4,67 59,51 69,00
22
49,17 15,06 28,60 169,60 5,93 75,55 87,60
23
47,19 23,39 40,91 171,20 4,18 53,31 61,82
24
Descartada por apresentar excessiva deformação lateral
25
Descartada por problemas experimentais
26
47,76 35,86 64,24 266,20 4,14 52,78 61,21
27
42,48 24,67 34,96 214,60 6,14 78,19 90,66
28
42,99 29,3 42,53 244,00 5,74 73,08 84,74
29
45,24 20,09 32,29 225,00 6,97 88,76 102,91
30
44,70 23,64 37,10 248,40 6,70 85,30 98,90
76
(a)
(b)
Figura 5.1- Fotografias das primeiras pré-formas de ferro produzidas nos experimentos - primeira
etapa.
77
(a) Região central da parte superior
(b) Região central da parte superior
ampliada
(c) Região central
(d) Região central ampliada
(e) Região central da parte inferior
Figura 5.2- Micrografias ópticas de diferentes regiões do centro da amostra 22, a qual foi
produzida com alumina como meio compressor, aquecida a 800
ο
C durante 45 minutos e compactada a
aproximadamente 356 MPa.
20 μm
100 μm
20
μ
m
100 μm
100 μm
78
(a) Borda esquerda
(b) Borda esquerda ampliada
(c) Borda direita
(d) Borda direita ampliada
20
μ
m
100
μ
m
20
μ
m
100 μm
Figura 5.3- Micrografias ópticas de diferentes regiões das bordas da amostra 22, a qual foi produzida
com alumina como meio compressor secundário, aquecida a 800
ο
C durante 45 minutos e
compactada a aproximadamente 356 MPa.
79
(a) Região central da parte superior
(b) Região central da parte superior ampliada
(c) Região central da parte inferior
(d) Região central da parte inferior ampliada
(e) Borda esquerda
(f) Borda direita
Figura 5.4- Micrografias ópticas de diferentes regiões da amostra 29, a qual foi produzida com pó
cerâmico como meio compressor secundário, aquecida a 1120
ο
C durante 45 minutos e compactada a
aproximadamente 366 MPa.
80
(a)
(b)
(c)
(d)
(e)
(f)
Figura 5.5- (a) (b) (c) (d) e (e) Micrografias eletrônicas de diferentes regiões da amostra 29, a qual foi
produzida com pó cerâmico como meio compressor secundário, aquecida a 1120
ο
C durante 45
minutos e compactada a aproximadamente 366 MPa. (f) EDS da região indicada com a seta.
81
5.2. Discussão Sobre os Resultados Obtidos nos Experimentos – Primeira
Etapa
5.2.1. Espessura do Molde Cerâmico Descartável
As espessuras das paredes dos moldes cerâmicos descartáveis foram
variadas de 10 mm a 3,8 mm. Não se observou correlação entre a espessura da
parede e o comportamento de consolidação do pó de ferro e do meio compressor
secundário. Provavelmente, isto se deve ao fato de que as paredes do molde
cerâmico têm sua resistência mecânica aumentada pelas forças radiais exercidas de
dentro para fora pelo pó metálico em consolidação e de fora para dentro pelo meio
pressurizador secundário, o qual é suportado pelas paredes do container metálico.
Esta hipótese parece plausível se considerado que, quando da utilização da alumina
calcinada como meio secundário, a qual não se consolidou ou se consolidou
minimamente, os moldes cerâmicos apresentaram sinais de colapso mais freqüente,
com deformação lateral excessiva do pré-forma obtido.
Por outro lado, na Patente que descreve o processo sob análise [Ecer, 1987],
o autor menciona que as paredes do molde cerâmico devem ser mantidas
preferencialmente com espessura em torno de 3,5 mm, sem mencionar claramente
quais as razões para esta exigência. Analisando o processo, parece razoável
concluir que, quanto mais espessa a parede do molde cerâmico descartável, maior
resistência oferecerá à força de compressão exercida pelo meio secundário
compressor, dificultando a transmissão dessa pressão à peça de trabalho e, por
conseqüência, prejudicando o processo de consolidação.
5.2.2. Material Para o Meio Compressor Secundário
O pó metálico utilizado como meio secundário pressurizador mostrou-se
inadequado ao processo quando se utiliza container metálico, em virtude de que os
mesmos se consolidam, aderindo às paredes do container o que dificulta ou impede
a retirada do tarugo. Além disso, sob o ponto de vista econômico esse meio
compressor secundário não é adequado, pois a quantidade de pó compressor
necessário é maior do que aquele utilizado para a produção da peça de trabalho.
Quanto à alumina calcinada, observou-se que a mesma não se consolida
adequadamente nas pressões utilizadas e, apesar das densidades obtidas serem
82
relativamente boas (ver Tabela 4.8), o material se deformou bastante lateralmente.
As pré-formas 24 e 25, onde também foi utilizada a alumina calcinada, foram
descartados devido a grande deformação lateral sofrida durante o processo de
prensagem. A taxa de compressibilidade (γ) do pó de ferro utilizado a 400 MPa é
aproximadamente 2,27 enquanto que da alumina calcinada é de 1,7, ou seja a taxa
de compressibilidade da alumina é aproximadamente 25% inferior a do pó de ferro.
Dos meios compressores secundários testados, o pó cerâmico peneirado
(argila calcinada) foi o que se mostrou com maior potencial de utilização no
processo, pois permitiu alcançar bons níveis de consolidação, reduziu o escoamento
e deformação lateral das pré-formas, além de não aderir às paredes do container, é
de fácil extração, obtenção e de baixo custo. Este meio compressor permitiu obter
densidades iguais e até mesmo discretamente acima do indicado pelo fabricante do
pós (103% da densidade prevista), se consideradas as pressões utilizadas.
Vale ressaltar que o exame metalográfico das pré-formas (ver Figuras 5.2, 5.3
e 5.44) produzidos não revelou a presença de óxidos de forma acentuada, o que
indica que o pó cerâmico utilizado como meio compressor secundário, além de atuar
como isolante térmico funciona também como isolante ambiental, uma vez que não
se utilizou forno com atmosfera controlada durante a etapa de aquecimento do pó.
5.2.3. Influência da Configuração Container/Meio Compressor
Secundário/ Molde Cerâmico
Todas as experimentações realizadas até a amostra de número 26 utilizaram
um container mais alto (192,0 mm) e uma configuração container/meio compressor
secundário/molde cerâmico que permitiu uma maior quantidade de meio compressor
secundário na parte inferior do molde cerâmico. Nestes experimentos observou-se
que:
- os níveis de densidade obtidos não foram satisfatórios ( Ver tabela 5.1);
- as peças que apresentaram maiores densidade sofreram deformação lateral
irregular muito acentuada;
- a prensa hidráulica enfrentava grande resistência até atingir a pressão desejada.
Já no caso das amostras de números 27 a 30, as quais foram produzidas com
um container mais baixo (96 mm) e uma configuração container/meio compressor
83
secundário/molde cerâmico que eliminou o meio compressor secundário da parte
inferior do molde cerâmico, observou-se um aumento significativo no nível de
densidades (ver Tabela 5.1) com deformação (escoamento) lateral ainda existente,
mas em menor grau.
Além disso, observou-se a ocorrência de deformação plástica significativa do
container durante o processo de compactação a quente, podendo ser a causa da
deformação (escoamento) lateral remanescente. Portanto, é de fundamental
importância que a prensagem a quente do container metálico seja efetuada com o
mesmo confinado dentro de uma matriz metálica à temperatura ambiente. Tal
procedimento é necessário para evitar que as forças de compressão exercidas pela
prensa provoquem deformação plástica do container e, por conseqüência,
prejudiquem a adequada conformação da peça de trabalho.
5.2.4. Principais Parâmetros de Processo: tempo, temperatura e pressão
de compactação
Observou-se que a densidade dos compactados é tão dependente de outros
fatores experimentais, como tipo de meio compressor utilizado e configuração
container/meio compressor secundário/molde cerâmico quanto da temperatura,
tempo e pressão testados. No entanto, em termos gerais, maior temperatura e maior
pressão de compactação proporcionaram maior densidade.
84
6. MATERIAIS, EQUIPAMENTOS E PROCEDIMENTOS
EXPERIMENTAIS – SEGUNDA ETAPA
6.1. Materiais e Equipamentos Utilizados
Foram utilizados os mesmos recursos materiais e equipamentos adotados
nos procedimentos experimentais – primeira etapa, com as seguintes modificações:
- Modelos cerâmicos com as dimensões reduzidas para atingir pressões maiores
(Figura 6.1), em função da limitação da capacidade da prensa hidráulica, conforme
ilustra a Tabela 6.1.
Tabela 6.1- Dimensões dos moldes cerâmicos descartáveis utilizados nos experimentos –segunda
etapa.
DIMENSÕES DO MOLDE/CASCA CERÂMICA
Área Seção transversal
Cm²
MOLDE
NÚMERO
Diâmetro
Externo
(mm)
Diâmetro
Interno
(mm)
Parede
(mm)
Altur
a
(mm
Externa
Interna
Molde
Volume
cm³
31
38,38 29,23 4,58 31,16 11,57 6,71 4,86 20,91
32
39,32 28,99 5,17 30,60 12,14 6,60 5,54 20,20
33
37,88 28,89 4,50 30,19 11,27 6,56 4,71 19,79
34
37,58 28,90 4,34 30,97 11,09 6,56 4,53 20,31
35
38,65 29,31 4,67 31,03 11,73 6,75 4,99 20,94
36
38,21 29,08 4,57 30,58 11,47 6,64 4,83 20,31
37
38,06 29,23 4,42 31,38 11,38 6,71 4,67 21,06
38
38,34 28,90 4,72 30,57 11,55 6,56 4,99 20,05
39
37,88 28,70 4,59 30,13 11,27 6,47 4,80 19,49
85
Figura 6.1- Fotografias dos moldes cerâmicos utilizados nos experimentos da-segunda etapa.
(a)
(b)
Figura 6.2- (a) Moldes cerâmicos descartáveis preenchidos com pó de ferro ASC 100.29. (b) Moldes
cerâmicos descartáveis selados com lama cerâmica.
- Meio compressor secundário: utilizado unicamente pó cerâmico (argila
calcinada), com redução da quantidade de massa e disposição da mesma no
container;
- Container metálico: dois tipos quanto às dimensões - o primeiro medindo 96
mm de altura, diâmetro externo de 140 mm; o segundo com dimensões de 61 mm
86
de altura e 43 mm de diâmetro interno; as dimensões foram variadas para verificar a
influência do conteúdo/distribuição do meio compressor secundário;
- Uso de matriz de compressão fabricada com aço SAE 1045.
A configuração matriz/container/ meio compressor secundário/molde
utilizada é mostrada na Figura 6.1.
ma
Meio compressor
Container
metálico
Molde
cerâmico
Matriz metálica
Figura 6.3- Esquema ilustrativo da configuração matriz/container/ meio compressor secundário/molde
cerâmico. Matriz confeccionada em aço SAE 1045 com as seguintes dimensões aproximadas: altura
99 mm, diâmetro interno 112 mm, parede 31 mm.
6.2. Procedimentos Experimentais – Segunda Etapa
6.2.1. Parâmetros do Processo CCR
- Faixa de pressão de compactação: ~250 MPa e entre 400 -450 MPa
- Tempo de compactação: 01 a 10 s
- Temperatura de sinterização: 1120°C
- Tempo de sinterização: 45 minutos
- Parâmetros utilizados para a produção das Pré-formas números 31 a 33:
• Pressão de compactação: ~400 MPa
• Tempo de compactação: 01 a 10 s
• Temperatura de sinterização: 1120°C
87
• Tempo de sinterização: 45 minutos
• Container metálico: dimensões de 43 mm de diâmetro e 61 mm de altura.
- Parâmetros utilizados para a produção das Pré-formas de números 34 a 36:
• Pressão de compactação: ~250 MPa
• Tempo de compactação: 01 a 10 s
• Temperatura de sinterização: 1120°C
• Tempo de sinterização: 45 minutos
• Container metálico: dimensões de 43 mm de diâmetro e 61 mm de altura.
Nesse caso a pressão de trabalho foi reduzida para aproximadamente
250 MPa para tentar visualizar o que ocorre antes que o processo de
compactação esteja completo, ou seja, verificar como está se processando a
deformação.
- Parâmetros utilizados para a produção das Pré-formas de números 37 a 39:
• Pressão de compactação: ~400 MPa.
• Tempo de compactação: 01 a 10 s
• Temperatura de sinterização: 1120°C
• Tempo de sinterização: 45 minutos.
• Container metálico: dimensões de 43 mm de diâmetro e 61 mm de altura.
As dimensões do container metálico (43 mm x 61mm) foram modificadas
de forma a reduzir a quantidade de massa de pó cerâmico nas paredes laterais.
A Tabela 6.2 mostra os principais parâmetros de processo utilizados nos
experimentos – segunda etapa.
88
Tabela 6.2- Principais parâmetros de processo utilizados nos experimentos – segunda etapa.
PARÂMETROS DE PROCESSAMENTO
AMOSTRA
NÚMERO
MEIO
COMPRESSO
R
SECUNDÁRIO
FORÇA DE
COMPACTAÇÃ
O
Ton.
PRESSÃO DE
COMPACTAÇÃ
O
MPa
TEMPERATUR
A
°C
TEMPO
min.
31
PC 28 409 1120 45
32
PC 28 416 1120 45
33
PC 28 419 1120 45
34
PC 17 251 1120 45
35
PC 17 244 1120 45
36
PC 17 248 1120 45
37
PC 28 409 1120 45
38
PC 28 418 1120 45
39
PC 28 424 1120 45
6.2.2. Fluxo Operacional da Experimentação – Segunda Etapa
O fluxo operacional da experimentação – segunda etapa seguiu os
mesmos passos da experimentação – primeira etapa acrescido das modificações de
parâmetros e materiais já mencionados nos parágrafos precedentes.
A Figura 6.4 mostra algumas fotografias ilustrativas dos procedimentos
experimentais – segunda etapa.
89
(a) Container com o pó cerâmico , punção e tampa
metálica
(b) Conjunto container com o pó cerâmico , molde
cerâmico com o pó de ferro com tampa metálica
(c) Amostra já sinterizada e compactada, ainda no
container e dentro da matriz de compactação.
(d) Conjunto container-meio compressor
secundário-peça ainda aquecidos.
(e) Conjunto container-meio compressor
secundário-peça pronto para ser desmoldado
(f) Peça em processo de desmoldagem
Peça
Figura 6.4- Algumas fotografias ilustrativas dos procedimentos experimentais finais.
90
6.3. Caracterização das Pré-formas Produzidas
Da mesma forma que as pré-formas produzidas na primeira etapa dos
experimentos, as pré-formas de compactado de ferro produzidos nesta etapa foram
caracterizados quanto a sua densidade e microestrutura. Além disso, determinou-se
a dureza Brinell, usando esfera de aço de 5 mm de diâmetro e conseqüente carga
de 250 Kgf. Para a determinação da dureza foram efetuadas 10 medições em cada
pré-forma : 5 medições na face superior e 5 medições na face inferior.
91
7. RESULTADOS E DISCUSSÕES REFERENTES AOS
EXPERIMENTOS – SEGUNDA ETAPA
7.1. Características Gerais das Pré-formas de Ferro Obtidas
A Tabela 7.1 apresenta um resumo de dados dimensionais e densidades
relativas obtidas para as pré-formas produzidas nos experimentos – segunda etapa.
Tabela 7.1- Principais propriedades das pré-formas de ferro produzidas nos experimentos – segunda
etapa.
MEDIDAS DO COMPACTADO
METÁLICO DENSIDADE
AMOSTRA
NÚMERO
Diâmetro
(mm)
Altura
(mm)
Volume
(cm³)
Massa
(g)
Densidade
(g/cm³)
% da
Densidade
Teórica
(7,85 g/cm³)
% da
Densidade
do
Fabricante
do Pó
(6,77 g/cm³ a
400MPa)
31
28,19 8,71 5,44 40,00 7,36 93,73 108,69
32
28,21 9,63 6,02 40,00 6,65 84,66 98,16
33
28,46 9,42 5,99 45,00 7,51 95,66 110,92
34
32,74 24,4 20,54 70,00 3,41 43,41 50,34
35
30,48 23,98 17,50 70,00 4,00 50,96 59,09
36
28,17 40,84 25,45 0,00 0,00 0,00 0,00
37
31,57 7,35 5,75 40,00 6,95 88,57 102,69
38
31,55 8,95 7,00 45,00 6,43 81,93 95,00
39
30,74 8,69 6,45 45,00 6,98 88,88 103,06
92
- Pré-formas de números 31 a 33:
Apesar de terem alcançado elevadas densidades, as pré-formas
apresentaram deformação bastante irregular no sentido radial da peça, como se
fosse um meio trapézio. Para que as características dimensionais e a densidade
fossem mensuradas foi necessária a retirada de grande quantidade de material por
meio de usinagem. Uma hipótese possível para a deformação (ou escoamento) estar
ocorrendo é o excesso de meio pressurizador secundário nas laterais do container,
uma vez que ambos não se compactam a taxas suficientes para impedir o
escoamento do pó metálico. Isso indica que modificações no processo ainda serão
necessárias para obtenção de peças near-net-shape.
- Pré-formas de números 34 a 36:
Estas pré-formas foram intencionalmente produzidas com pressão de
compactação inferior para fins de acompanhamento do processo de deformação. A
pré-forma obtida foi simétrica na sua parte superior, mas deformou-se no sentido
radial da parte inferior, formando a mesma figura geométrica identificada quando da
compactação das peças de números 31 a 33, como ilustra a Figura 7.1. Portanto, há
indicações que a deformação começa de baixo para cima, terminando por atingir
todo o sentido radial da peça, na medida em que a pressão exercida vai
aumentando. Estas amostras foram descartadas para caracterização porque
apresentam densidades fora do padrão em virtude das baixas pressões aplicadas.
Pré-forma
Figura 7.1- Vista inferior da amostra 36 deformada, circundada pelo meio secundário compressor,
compactada a baixa pressão (~248 MPa).
93
- Pré-formas de números 37 a 39:
A redução da quantidade de massa de pó cerâmico nas paredes laterais
permitiu a obtenção de pré-formas de alta densidade e com características
dimensionais satisfatórias, pois os mesmos não apresentaram deformações radiais
muito acentuadas, como ilustra Figura 7.2.
Pré-forma
Figura 7.2- Amostra obtida sem deformação radial irregular.
7.3. Microestrutura das Pré-Formas Obtidas
As Figuras 7.3 a 7.8 mostram as microestruturas das pré-formas produzidas.
De uma forma geral e comparando-se com a literatura, observou-se que para todas
as amostras (31, 32, 33, 37, 38 e 39) a consolidação foi satisfatória, não havendo
diferenças significativas entre as microestruturas das mesmas.
94
(a) Região central da amostra
(b) Região central da amostra, ampliação de (a)
(c) Borda esquerda
(d) Borda esquerda, ampliação de (c)
(e) Borda direita
(f) Borda direita, ampliação de (e)
Figura 7.3- Micrografias ópticas de diferentes regiões da amostra 31, a qual foi produzida com pó
cerâmico como meio compressor secundário, aquecida a 1120
ο
C durante 45 minutos e compactada
a aproximadamente 409 MPa. Ataque: Nital 1%.
95
(a) Região central da amostra
(b) Região central da amostra, ampliação de (a)
(c) Borda esquerda
(d) Borda esquerda, ampliação de (c)
(e) Borda direita
(f) Borda direita, ampliação de (e)
Figura 7.4- Micrografias ópticas de diferentes regiões da amostra 32, a qual foi produzida com pó
cerâmico como meio compressor secundário, aquecida a 1120
ο
C durante 45 minutos e compactada
a aproximadamente 416 MPa. Ataque: Nital 1%.
96
(a) Região central da amostra
(b) Região central da amostra, ampliação de
(a)
(c) Borda esquerda
(d) Borda esquerda, ampliação de (c)
(e) Borda direita
(f) Borda direita, ampliação de (e)
Figura 7.5- Micrografias ópticas de diferentes regiões da amostra 33, a qual foi produzida com pó
ceramico como meio compressor secundário, aquecida a 1120
ο
C durante 45 minutos e compactada a
aproximadamente 419 MPa. Ataque: Nital 1%.
97
(a) Região central da amostra
(b) Região central da amostra, ampliação de (a)
(c) Borda esquerda
(d) Borda esquerda, ampliação de (c)
(e) Borda direita
(f) Borda direita, ampliação de (e)
100
μ
m
50 μm
100 μm
50 μm
50 μm
100 μm
Figura 7.6- Micrografias ópticas de diferentes regiões da amostra 37, a qual foi produzida com pó
cerâmico como meio compressor secundário, aquecida a 1120
ο
C durante 45 minutos e compactada a
aproximadamente 409 MPa. Ataque: Nital 1%.
98
(a) Região central da amostra
(b) Região central da amostra, ampliação de (a)
(c) Borda esquerda
(d) Borda esquerda, ampliação de (c)
(e) Borda direita
(f) Borda direita, ampliação de (e)
Figura 7.7- Micrografias ópticas de diferentes regiões da amostra 38, a qual foi produzida com pó
cerâmico como meio compressor secundário, aquecida a 1120
ο
C durante 45 minutos e compactada a
aproximadamente 418 MPa. Ataque: Nital 1%.
99
(a) Região central da amostra
(b) Região central da amostra, ampliação de (a)
(c) Borda esquerda
(d) Borda esquerda, ampliação de (c)
(e) Borda direita
(f) Borda direita, ampliação de (e)
Figura 7.8- Micrografias ópticas de diferentes regiões da amostra 39, a qual foi produzida com pó
cerâmico como meio compressor secundário, aquecida a 1120
ο
C durante 45 minutos e compactada
a aproximadamente 424 MPa. Ataque: Nital 1%.
100
7.2. Dureza das Pré-formas e Correlação com Densidade
Os resultados referentes à média de 5 medições realizada em cada região
encontram-se na Tabela 7.2 e no gráfico da Figura 7.9.
Observou que a dureza na parte inferior das amostras foi discretamente maior
que a parte superior, indicando que consolidação do pó de ferro foi mais efetiva
nessa região. Tal fato pode estar relacionado com a taxa de compressibilidade do
meio compressor secundário uma vez que a parte inferior estava posicionada
diretamente sobre o container.
Tabela 7.2- Dados médios de dureza Brinell (HB com esfera de 5mm).
Amostras Região
Analisada
31 32 33 37 38 39
Dureza média
na parte
superior do pré-
forma
77 HB 67 HB 86 HB 70 HB 57 HB 66 HB
Dureza média
na parte inferior
do pré-forma
84 HB 66 HB 97 HB 77 HB 64 HB 75 HB
Dureza média
absoluta
80,5 HB 66,5 HB 91,5 HB 73,5 HB 60,5 HB 75,5 HB
Dureza Brinell
0
10
20
30
40
50
60
70
80
90
100
31 32 33 37 38 39
Amostra
Dureza (HB)
Parte Superior
Parte Inferior
Figura 7.9- Valores médios de dureza Brinell na parte superior e inferior das pré-formas.
O gráfico da Figura 7.4 correlaciona os dados de dureza com densidade
relativa das amostras. Observou-se uma boa correlação entre dureza e densidade. A
101
amostra que apresentou maior densidade e maior dureza foi a de nr 33, porém a
mesma apresentou deformação lateral.
Dureza x Densidade Relativa a 6,77 g/cm³
0
10
20
30
40
50
60
70
80
90
100
31 32 33 37 38 39
Amostras
Dureza (HB)
85%
90%
95%
100%
105%
110%
115%
Densidade Relativa (g/cm³)
Dureza
Densidade
Relativa
Figura 7.10- Correlação entre os valores médios absolutos de dureza Brinell com a densidade relativa
com referência ao fabricante do pó ( 6,77 g/cm
3
a 400 MPa).
102
8. CONCLUSÕES
- O sistema experimental de CCR desenvolvido mostrou-se adequado para a
produção de pré-formas de características dimensionais adequadas e de alta
densidade.
- Os moldes cerâmicos descartáveis produzidos tiveram desempenho
adequado para aplicação no processo CCR. As espessuras de paredes dos moldes
foram variadas de 10 mm a 3,8 mm e não se observou nenhuma correlação
acentuada entre a espessura da parede e o comportamento de consolidação do pó e
meio compressor secundário.
- Dos meios compressores secundários testados, pó de ferro, pó de alumina
calcinada e pó cerâmico (argila calcinada), o último mostrou-se com maior potencial
de utilização e apresenta mais baixo custo.
- Observou-se que a configuração do container/meio compressor
secundário/molde cerâmico influência nas características dimensionais e de
densidade das pré-formas.
- A microestrutura das pré-formas produzidas mostrou que houve
consolidação satisfatória dos pós, mostrando-se compatível com a apresentada na
literatura para o pó utilizado. Além disso, não se observou a presença de óxidos de
forma acentuada, o que indica que o pó cerâmico utilizado como meio compressor
secundário atua também como isolante ambiental, uma vez que não se usou forno
com atmosfera controlada durante a etapa de aquecimento do pó.
- Observou-se que a dureza na parte inferior da pré-forma foi discretamente
maior que a parte superior do mesmo, indicando que consolidação do pó de ferro foi
mais efetiva nessa região. Observou-se também uma boa correlação entre dureza e
densidade. A amostra que apresentou maior densidade e maior dureza foi a amostra
33, porém a mesma apresentou deformação lateral.
- Os parâmetros de processo que proporcionaram obter os melhores resultados
103
em termos de ambas as propriedades, densidade e características dimensionais,
foram:
• Uso de pós cerâmicos (argila calcinada) como meio compressor secundário;
• Pressão de compactação de aproximadamente 400 MPa;
• Tempo de compactação em torno de 01 a 10 segundos;
• Temperatura de sinterização de1120°C;
• Tempo de sinterização de 45 minutos;
• Container metálico de dimensões de 43 mm de diâmetro e 61 mm de altura.
• Configuração do container metálico/meio compressor secundário/molde
cerâmico de forma a evitar a presença de meio compressor secundário na
parte inferior do molde cerâmico;
• Uso de matriz metálica para o confinamento do container.
104
9. PROPOSTAS PARA TRABALHOS FUTUROS
- Identificar material para meio compressor secundário que apresente uma
taxa de compressibilidade mais compatível com a do pó de ferro.
- Realizar um estudo mais detalhado sobre a influência da configuração
container/meio compressor secundário/molde cerâmico nas propriedades dos
compactados;
- Estudar a influência do “estágio de sinterização” (decorrente do uso de
diferentes tempos e temperaturas de aquecimento) nas propriedades dos
compactados produzidos pelo processo CCR;
- Estudar novos materiais como meio compressor secundário e outros pós ou
ligas como matéria prima para utilização no processo CCR;
- Testar a aplicabilidade do processo CCR na fabricação de peças complexas
e net-shape.
105
10. REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS
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