35
1 I. ALIAJE PE BAZĂ DE COBALT. I.1. Proprietăţi mecanice şi fizice ale elementelor Co şi Cr I.1.1. Cobaltul Cobaltul este un metal de tranziţie, situat în grupa a Vlll-a a tabelului periodic a lui Mendeleev. Are numărul atomic 27, masa atomică 58,933 şi valenţele 2 şi 3. Densitatea Co este cuprinsă între 8,78 şi 8,92 kg/dm 3 , iar în stare lichidă 7,8 kg/dm 3 (la 1550 0 C). Cobaltul prezintă două modificări alotropice: -ε cristalizată în sistemul hexagonal compact, stabilă la temperaturi mai mici de 417 0 C -α cristalizată în sistemul cubic cu feţe centrate, stabilă la temperaturi ridicate. Temperatura de topire a Co este de 1495 0 C, iar punctul de fierbere, la presiune normală, este de 2900 0 C. Configuraţia electronică a Co se prezintă astfel: 1s 2 /2s 2 2p 6 /3s 2 3p 6 3d 7 /4s 2 . Cobaltul în stare de pulbere fină este piroforic. În stare compactă nu este atacat de aer sau de apă la temperaturi scăzute, sub 300 0 C; peste această temperatură Co se oxidează în aer. Co se combină uşor cu halogenii, formând halogenaţi. Nu formează combinaţii cu N 2 , dar este descompus de amoniac la temperatura ordinară, cu formare de nitruri. Reacţionează cu CO la temperaturi de peste 225 0 C, cu formare de Co 2 C. Capacităţile calorice ale cobaltului, la diferite temperaturi sunt prezentate în Tabelul I.1.: Tabelul I.1. - Capacitatea calorică a Co între 10 şi 2000 0 K . Temperatura [ 0 K] Capacitatea calorică [cal/ 0 Cgatom] Temperatura [ 0 K] Capacitatea calorică [cal/ 0 Cgatom] 10 15 20 25 30 50 70 100 150 200 250 0,02 0,04 0,07 0,14 0,24 0,98 2,04 3,34 4,60 5,33 5,75 298 400 500 600 700 800 1000 1200 1500 2000 - 5,98 6,44 6,87 7,30 7,73 7,99 (Co ε ) 9,16(Co α ) 10,33 9,60 8,30 - În Tabelul I.2. se prezintă valorile conductivităţii termice ale Co la temperaturi scăzute, determinate de Rosenberg.

ALIAJE Co-Cr-Mo

Embed Size (px)

DESCRIPTION

ALIAJE Co-Cr-Mo

Citation preview

Page 1: ALIAJE Co-Cr-Mo

1

I. ALIAJE PE BAZĂ DE COBALT.

I.1. Proprietăţi mecanice şi fizice ale elementelor Co şi Cr I.1.1. Cobaltul

Cobaltul este un metal de tranziţie, situat în grupa a Vlll-a a tabelului periodic a lui Mendeleev. Are numărul atomic 27, masa atomică 58,933 şi valenţele 2 şi 3.

Densitatea Co este cuprinsă între 8,78 şi 8,92 kg/dm3, iar în stare lichidă 7,8 kg/dm3 (la 15500C).

Cobaltul prezintă două modificări alotropice: • -ε cristalizată în sistemul hexagonal compact, stabilă la temperaturi mai mici de

4170C • -α cristalizată în sistemul cubic cu feţe centrate, stabilă la temperaturi ridicate.

Temperatura de topire a Co este de 14950C, iar punctul de fierbere, la presiune normală, este de 29000C.

Configuraţia electronică a Co se prezintă astfel:

1s2 /2s2 2p6 /3s2 3p6 3d7 /4s2 .

Cobaltul în stare de pulbere fină este piroforic. În stare compactă nu este atacat de aer sau de apă la temperaturi scăzute, sub 3000C; peste această temperatură Co se oxidează în aer. Co se combină uşor cu halogenii, formând halogenaţi. Nu formează combinaţii cu N2, dar este descompus de amoniac la temperatura ordinară, cu formare de nitruri. Reacţionează cu CO la temperaturi de peste 2250C, cu formare de Co2C. Capacităţile calorice ale cobaltului, la diferite temperaturi sunt prezentate în Tabelul I.1.: Tabelul I.1. - Capacitatea calorică a Co între 10 şi 20000 K .

Temperatura [0K]

Capacitatea calorică

[cal/0C⋅g⋅atom]

Temperatura [0K]

Capacitatea calorică

[cal/0C⋅g⋅atom] 10 15 20 25 30 50 70

100 150 200 250

0,02 0,04 0,07 0,14 0,24 0,98 2,04 3,34 4,60 5,33 5,75

298 400 500 600 700 800

1000 1200 1500 2000

-

5,98 6,44 6,87 7,30 7,73

7,99 (Coε) 9,16(Coα)

10,33 9,60 8,30

-

În Tabelul I.2. se prezintă valorile conductivităţii termice ale Co la temperaturi scăzute, determinate de Rosenberg.

Page 2: ALIAJE Co-Cr-Mo

2

Tabelul I.2. - Conductivitatea termică a Co la temperaturi scăzute. Temperatura

[0K] Conductivitatea termică

[Watt/cm ⋅0K] [cal/sec⋅cm⋅ 0C] 2

4,2 10 15 20 25 30 35 40 43

0,29 0,56 1,28 1,81 2,24 2,60 2,80 2,86 2,73 2,62

0,069 0,13

0,306 0,432 0,535 0,621 0,670 0,683 0,652 0,626

Rezistivitatea electrică a Co creşte cu temperatura (Tabelul I.3.).

Tabelul I.3. - Rezistivitatea electrică a Co. Temperatura

[0C] Rezistivitatea electrică

[µΩ⋅cm] 0

100 200 300 400 500 600 700 800 900

1000 1100 1200 1300

5,68 9,30

13,38 19,78 26,56 32,20 40,2 49,2 58,6 68,0 77,4 86,7 91,9 95,7

Cobaltul formează compuşi intermetalici cu multe metale, printre care: Al, Cr, Mo,

Sn, V, W şi Zn. Cobaltul metalic se dizolvă uşor în H2SO4 diluat, HCl diluat şi HNO3, este atacat

slab de NH4OH şi de NaOH. Acidul azotic atacă Co mai rapid decât Ni. Cobaltul este atacat de acidul azotic

concentrat la temperatura camerei. Co este mai rezistent în H2SO4 5 %, 250C, în lipsa aerului, decât Fe. În prezenţa aerului îşi perde rezistenţa şi se corodează rapid (Tabelul I.4.). Tabelul I.4 - Coroziunea Co în diferite medii.

Denumirea mediului coroziv Observaţii Soluţie de amoniac 10…70% Persulfat de amoniu Acid citric (la temperatura camerei) Acid formic Clorură de magneziu Metanol Metanol plus 2% formaldehidă

Atacat Atacat Atacat

Neatacat Atacat

Neatacat Neatacat

Page 3: ALIAJE Co-Cr-Mo

3

Metanol plus 1% acid formic Metanol plus 25% apă de mare Metanol plus 20% apă Acid oleic (între 90…1000C) Persulfat de potasiu Apă de mare Apă de mare plus aer Hidroxid de sodiu (10…50%) Acid sulfuros Monoclorură de sulf Acid tartric

Apă de ploaie plus aer

Atacat Atacat Atacat

Neatacat Atacat Atacat Atacat Atacat Atacat

Neatacat Atacat Atacat

Duritatea Brinell pentru Co, în diferite stări, este următoarea:

• Co în stare turnată: 124…130; • Co tratat termic: 48; • Co electrolitic: 270…311;

I.1.2.Cromul Cromul este în prezent unul din cele mai impotante metale industriale, constituind

elementul principal de aliere în oţelurile de construcţie de înaltă rezistenţă, oţeluri antiacide, inoxidabile, termostabile şi refractare, în superaliajele pe bază de Ni şi Co şi în alte materiale cu destinaţie specială. Perspective deosebite se deschid pentru acest metal ca element de aliere cu Ti, Nb, Ta, Mo, W, Al şi Cu.

Metalul face parte din grupa a VI-a a sistemului periodic lui Mendeleev, cu numărul de ordine 24 şi masa atomică 51,996, proprietăţile sale fiind apropiate de Mo şi W. structura electronică a atomului acestui element este :

1s2 / 2s2 2p6 / 3s2 3p6 3d5 / 4s1 , având pe învelişurile exterioare s, p, d, 6 electroni. Prin ionizare Cr se poate afla în starea de oxidare de la II la VI, forma cea mai stabilă în mediu neutru fiind III, când se aseamănă cu Fe sau Al.

A) Proprietăţi fizice. Cr în stare compactă are o culoare alb-argintie şi prezintă două transformări alotropice α şi β. Modificaţia α cristalizează în sistem cubic cu volum centrat, având parametrul reţelei a = 2,884Å, iar β stabilă la temperaturi ridicate are structura hexagonal-compactă. Cele mai importante proprietăţi fizice ale metalului sunt date în Tabelul I.5.

Cr se deformează în domeniul temperaturilor 700…15000C, putându-se obţine profile, tablă, ţevi sau alte produse.

Temperatura de recristalizare este de 850…9800C Tabelul I.5. - Proprietăţile fizice ale Cr.

Nr.crt Proprietatea U.M Valoarea

1 Potenţial de electrod standard V 0,74

2 Electronegativitatea - 1,6 3 Densitatea la 200C kg/dm3 7,1 4 Duritatea (Mohs) - 5,0 5 Temperatura de topire 0C 1903 6 Temperatura de fierbere 0C 2199

Page 4: ALIAJE Co-Cr-Mo

4

7 Căldura latentă de topire kJ/mol x 4,18 3,2 - 3,64 8 Căldura latentă de fierbere kJ/mol x 4,18 76,635

9

Căldura specifică la: 200C 4000C 9000C

kJ/g⋅0C x 4,18

0,106⋅x 10-3 0,110⋅x 10-3 0,114⋅x 10-3

10

Conductibilitatea termică la: 200C 4000C 9000C

J/cm⋅s ⋅0C x 4,18 0,212 0,180 0,154

11

Coeficient de dilatare liniară α⋅10-6 între: 20…6000C 20…10000C

-

8,8 10

12

Conductibilitatea electrică la: 200C 4000C 16000C

µΩ⋅cm

12,8 65,0

145,0

Proprietăţile mecanice şi dependenţa acestora de temperatura în cazul cromului deformat şi recopt se poate observa în Tabelul I.6. Astfel rezistenţa materialului, duritatea, R0,2 şi modulul de elasticitate E, dar mai puţin alungirea, înregistrează cele mai mari valori la temperatura ambiantă, urmând ca ele să descrească cu creşterea temperaturii. Tabelul I.6 - Dependenţa de temperatură a Cr deformat şi recopt.

Proprietăţi mecanice

Temperatura, [0C] 20 200 800 1150 1500

R, [daN/mm2] 30…35 35 17…19 5…7 2…3

R0,2, [daN/mm2] 18…20 - - - -

A, [%] 5…10 25 70…85 70…90 20…30

E, [daN/mm2] 28000 28000 20000 16000 -

HB, [daN/mm2] 100…110 - 70 - -

B) Proprietăţile chimice.

Cr în condiţii obişnuite este stabil în aer, apă şi faţă de numeroşi agenţi chimici. La temperaturi ridicate descompune vaporii de apă cu degajare de hidrogen şi formare de oxizi. De asemenea, se combină cu multe elemente formând compuşi: hidruri(CrH, CrH2, CrH3 ), boruri (CrB, CrB2, Cr2B ), cu proprietăţi refractare şi durităţi apropiate de diamant, siliciuri (CrSi, Cr3Si, Cr3Si2 ) greu fuzibile şi anticorozive, nitruri (CrN, Cr2N ) refractare şi foarte dure, iar cu halogenii formează următoarele combinaţii: CrF4, CrX3 ( X = Cl, Br, I ).

Aşa cum se constată din datele prezentate în Tabelul I.7., metalul se dizolvă energic cu HF, mai mult sau mai puţin în HCl şi H2SO4, dar este insolubil în HNO3, în alţi acizi minerali şi organici. Cr devine pasiv cu H3PO4, HNO3 şi apă regală.

Page 5: ALIAJE Co-Cr-Mo

5

Procesul de oxidare al metalului începe în domeniul de temperatură de 500…9000C şi se intensifică peste 12000C; se formează la suprafaţa metalului o peliculă de oxid a cărei grosime funcţie de temperatură este: Temp.,[0C] / 600 700 800 900 1000 1100 Gros., [mm] / 0,007 0,014 0,02 0,06 0,5 1 Tabelul I.7. - Viteza de coroziune a Cr în diferiţi acizi.

Acidul Viteza de coroziune [mm/an] Acidul Viteza de coroziune

[mm/an] HNO3 0,127 HBr 4,7244 HF se dizolvă Acid tartric 0,1016 H2SO4 254 Amino-acizi 0,5842 H3PO4 0,8636 HI 0,381 HCl 1,0668 Acid citric 0,1778 Acid oxalic 0,0254 Acid formic 30,48

Pelicula fiind impermeabilă pentru gaze şi lichide conferă metalului o stabilitate

mare la temperaturi ridicate şi o deosebită rezistenţă la coroziune. I.2. Diagrama de faze Co-Cr

Fig.1. - Diagrama de faze Co-Cr

Page 6: ALIAJE Co-Cr-Mo

6

I.2.1. Relaţiile dintre faze. După un prim studiu superficial asupra structurii (K. Lewkonja 1908), F. Wever, U.

Haschimoto, H. Lange publică o diagramă de faze care, deşi se bazează pe investigaţii cuprinzătoare, poate fi considerată numai o schiţă calitativă a domeniilor fazelor. Diagrama (A.R.Elsea, A.B.Westerman şi G.K.Manning, 1949) este caracterizată de existenţa a două faze intermediare, o fază de compoziţie singulară CrCo (46,88 %gr Cr) şi o fază de compoziţie variabilă (indicată ulterior cu σ ) cu aproximativ 55-62 %gr Cr sau 58-65 %at Cr. Nu s-a încercat o determinare precisă a limitelor soluţiei solide principale şi a fazei intermediare σ; rata de difuzie, la fel la temperaturi înalte, dovedeşte a fi extrem de joasă, acest lucru fiind studiat ulterior (J.W.Weeton, 1952). La reinvestigarea mai atentă a diagramei (Y.Matsunaga, 1931), trăsăturile esenţiale în acord cu diagrama găsite (F. Wever, U. Haschimoto, H. Lange), cu excepţia numai a acestei faze intermediare σ, cu aproape 53,5-62 %gr (56,6-65 %at) Cr, a arătat că există.

U.Haschimoto (1937) publică o diagramă de faze care, în acord cu o scurtă declaraţie, a fost remisă pe baza unei lucrări originale şi date publicităţii de timpuriu (F. Wever, U. Haschimoto, H. Lange şi Y.Matsunaga). Fundamental, diagrama pare a fi o combinaţie de rezultate ale lui F. Wever, U. Haschimoto şi Y.Matsunaga. Aceasta este caracterizată de existenţa fazei CrCo (după F. Wever, U. Haschimoto), rezultată în urma unei reacţii peritectoide de α şi σ la aproape 12600C şi de descompunerea eutectoidală din nou în α şi σ la aproximativ 9400C. Denumirea CrCo este însoţită de o problemă de marcă, probabil indicând această dovada neconcludentă legată de prezenţa acestei faze, raportată de F. Wever, U. Haschimoto şi neevidenţiată de Y.Matsunaga, a fost găsită.

Diagrama de faze prezentată în Fig.1. este fundamentală datorită acestora (A.R.Elsea, A.B.Westerman şi G.K.Manning).

Curbele lichidus şi solidus ale aliajelor urcă până la aproape 65 %gr Cr conform cercetărilor făcute de F. Wever, U. Haschimoto şi A.G.Metcalfe(1953). Temperatura eutectică găsită a fi 14080C (F. Wever, U. Haschimoto), 1393 (Y.Matsunaga) şi 1401 (A.G.Metcalfe) a fost înlocuită cu o valoare medie 14000C (A.R.Elsea, A.B.Westerman şi G.K.Manning). Compoziţia eutectică a fost stabilită la 42 %gr ( 45 %at)Cr de (F. Wever, U. Haschimoto, Y.Matsunaga, A.R.Elsea, A.B.Westerman şi G.K.Manning); A.G.Metcalfe găseşte posibile valori mai precise de 4205 %gr (45,5 %at)Cr. Limitele fazelor ε, α, δ, σ şi β au fost evidenţiate prin analizele micrografice ale aliajelor, distingându-se de la temperaturi variate cuprinse între 600 şi 13000C după recoacere pentru numai 50-65 ore, indiferent de temperatură. Admitând-ul, acest timp este de departe insuficient pentru a atinge echilibrul; în orice caz, o metodă grafică specială a fost revindecată pentru a permite extrapolarea valorilor la echilibru. Domeniul de omogenitate a fazei σ a fost dat ca fiind 56,6-61 %atCr. În orice caz, dincolo de 39 %atCr, limitele sunt influenţate de o eroare de 2 %gr (2 %at)Cr.

Diagrama parţială propusă de A.G.Metcalfe este aproape în acord cu cea emisă de A.R.Elsea, A.B.Westerman şi G.K.Manning. Principalele diferenţe constau în asumarea transformării polimorfice a Co la 1120-11450C şi a unor schimbări minore legate de această transformare; vezi punctele date în Fig.1.

Transformarea magnetică a soluţie solide bogată în Co a fost studiată de K. Lewkonja(1908) şi K. Honda(1910). Este un substanţial acord între rezultate; de fapt date de la F. Wever, U. Haschimoto, H. Lange şi Y.Matsunaga coincid foarte bine. Tempraturile de transformare ε, → α (F. Wever, U. Haschimoto, H. Lange şi Y.Matsunaga) nu este în acord pentru aliajele cu mai mult de 5 %grCr. Aspectul curbelor de transformare în fig.1 au fost media datelor (F. Wever, U. Haschimoto, H. Lange şi Y.Matsunaga) şi diferă de cele propuse de .R.Elsea, A.B.Westerman şi G.K.Manning; aparent nu sunt bazate pe date experimentale.

Page 7: ALIAJE Co-Cr-Mo

7

I.2.2. Faza σ. A fost sugerată prima dată de A.H.Sully şi T.J.Heal, faza din domeniul (56,6-

61)%atCr este o fază σ [dincolo de 39%atCr, limitele sunt influenţate de o eroare de 2 %gr (2 %at)Cr]. Aceasta a fost confirmată de (P.A.Beck şi W.D.Manly, P.Duwez şi S.R.Baen, P.Pietrokowsky şi P.Duwez) şi alţi cercetători (S.Rideout, W.D.Manly, E.Lkamen, B.S.Lement şi P.A.Beck) au determinat domeniul de omogenitate la 12000C a fi (58,6-63)%atCr. (P.Duwez şi S.R.Baen) propun o celulă tetragonala pentru sistemul de cristalizare cu a = 6,205Å, c = 9,030Å, c/a = 1,455. (G.J.Dickins, A.M.B.Douglas şi W.H.Taylor) sugerează o celulă tetragonală cu 30 de atomi şi o atribuie ca o mare similitudine la structura β-U. Mai târziu, ei au dat parametrii ca a = 8,80Å, c = 4,56Å, c/a = 0,518 pentru un singur cristal cu 56,4 %atCr (G.J.Dickins, A.M.B.Douglas şi W.H.Taylor). J.S.Kasper, B.F.Decker şi J.R.Belanger raportau parametrii unui singur cristal cu 52,8 %atCr a fi a = 8,75Å, c = 4,54Å, c/a = 0,519 (16 Cr şi 14 Co atomi pe unitatea de celulă corespunzând la 53,34 %atCr). Mai tărziu autorii (G.J.Dickins, A.M.B.Douglas şi W.H.Taylor) au publicat o structură mai exactă a fazei σ. Este evidentă o ordine de distribuţie a atomilor de Co şi Cr în spaţiile atomice. I.3.Influenţa elemente de aliere asupra proprietăţilor Cr şi aliajelor sale

Domeniul soluţiei solide primare a diferitelor elemente în crom este în concordanţă, cu mici excepţii, cu diferenţa între razele atomilor. Formarea soluţiei solide este improbabilă dacă diferenţa între razele atomilor cromului şi elementului dizolvat depăşeşte 15%. Din acest punct de vedere, elementele pot fi împărţite în două grupe. În prima grupă se găsesc elementele a căror raze atomice diferă cu mai mult de 15% faţă de a cromului: Ba, Bi, Cd, Cs, Ca, C, In, Pb, Li, Mg, Hg, Ru, Sc, Se, Na, Sr, Te, Tl. Studiul diagramelor de echilibru a demonstrat că aceste elemente sunt insolubile sau foarte puţin solubile în Cr. Ele sunt considerate în cele mai numeroase cazuri ca impurităţi, deoarece formează cu cromul eutectice uşor fuzibile sau compuşi intermetalici, care măresc fragilitatea şi înrăutăţesc prelucrabilitatea prin deformare a cromului şi aliajelor sale. A doua grupă cuprinde elemente cu rază atomică ce nu depăşeşte cu ±15% pe cea a cromului: Al, Be, Co, Cu, Ga, Ge, Au, Fe, Mn, Mo, Ni, Nb, Os, Pd, Pt, V, Si, Ag, Ta, Ti, W, Zr e.t.c. O mare parte din metalele din această grupă reprezintă principalele elemente de aliere ale cromului (Fe, Mo, Co, Ta, Ti, V, Y, Zr, W, Ni, Si). Pe lângă raza atomică mai există o serie de factori care influenţează domeniul de solubilitate. Astfel, acesta este micşorat pentru elementele care tind să formeze compuşi definiţi. De asemanea, solubilitatea este cu mult mai mică cu cât electropozitivitatea sau erlectronegativitatea faţă de Cr este mai mare. Un alt factor care influenţează domeniul de solubilitate este şi valenţa. Un metal tinde să formeze o soluţie solidă cu un element cu valenţă mai mare decât cel cu valenţă mică. De exemplu, Cu şi Ag, metale monovalente nu sunt solubile în stare solidă în Cr, pe când Co, Fe, Mn, Mo, Ti, W, e.t.c. se pot dizolva până la 10%. Pentru Nb, Pd, Ta, limita de solubilitate este mai mică, maxim 5%, deoarece acestea formează compuşi intermetalici. Structura electronică este, de asemenea, un factor important în analiza comportării aliajelor şi pentru determinarea compoziţiei la care apar fazele caracteristice. Este necesar să se cunoască rolul electronilor de valenţă sau stratul d incomplet, pentru a se putea cunoaşte proprietăţile magnetice şi de absorţie a razelor X, pentru aliajele de Cr cu elemente de tranziţie.

Page 8: ALIAJE Co-Cr-Mo

8

A) Cobaltul îmbunătăţeşte proprietăţile de turnare, măreşte duritatea, dar scade plasticitatea. La conţinuturi mai mari de 30% Co aliajele Cr-Co devin fragile.

Conform diagramei de echilibru Cr-Co în sistem se formează mai multe soluţii solide α, β, γ, σ, δ, iar solubilitatea cobaltului în crom variază de la 10% la 8000C, la 37% la 12600C.

Între crom şi oxigen se formează trei compuşi CrO, Cr2O3 şi CrO3. Primul nu este stabil, iar al treilea la temperatura de topire (1900C) se descompune în Cr2O3 şi oxigen. Între CrO3 şi Cr2O3 sunt cunoscuţi mai mulţi oxizi, dar individualizarea lor nu a fost până în prezent suficient de precizată. Cr2O3 este singurul oxid stabil la temperatura de fuziune de 19900C.

B) Azotul formează cu Cr două nitruri: Cr2N, cu structură hexagonală, respectiv CrN cu structură cubică, de tipul NaCl. El influenţează puternic temperatura de topire a metalului, efectul fiind maxim dacă este în amestec cu oxigenul. În sistem, de asemenea, se formează un eutectic cu 2,1%N, cu o temperatură de topire de 16300C. Solubilitatea azotului în crom este de 0,002…0,003% şi în aceste limite de concentraţie influenţează puţin proprietăţile de plasticitate. Acţiunea sa se intensifică la concentraţii mai mari, când se formează eutecticul şi nitrura, făcând imposibilă prelucrarea metalului prin deformare. Influenţa azotului poate fi diminuată în prezenţa ytriului.

C) Carbonul formează cu cromul trei carburi stabile cu compoziţiile: Cr23C6, Cr7C3, respectiv Cr3C2, cu temperaturile de topire de 15500C, 16650C şi 18950C şi un eutectic α + Cr23C6, cu aproximativ 3%C, cu temperatura de topire de 14980C.

Au fost examinate un mare număr de aliaje pe bază de crom, binare, ternare sau mai complexe. S-a ajuns la concluzia că cele mai indicate elemente de aliere sunt: Ti, V, Zr, Y, Hf, W, Mo, Ni, Nb, Ta, Co, Fe, Mn, B, Ce, metale platinice, Al, La, Si, Ge e.t.c. , care îmbunătăţesc rezistenţa la temperaturi ridicate, refractaritatea şi rezistenţa la coroziune, mai ales dacă conţinutul lor nu depăşeşte limitele de solubilitate, asigurând realizarea unor materiale metalice tipice de soluţii solide cu structură omogenă. I.4. Standarde internaţionale de notare a aliajelor Co-Cr

Aliajele pe bază de Co au fost puse la punct de Haynes în 1907 şi sunt cunoscute sub numele de steliţi din cauza strălucirii metalice pe care o au. Au fost utilizaţi pentru prima dată în dentisterie către mijlocul anilor 30 şi buna rezistenţă la coroziune împreună cu tolerarea lor de către ţesuturi au condus la introducerea lor în chirurgia ortopedică câţiva ani după.

Aceste materiale sunt denumite în mod obişnuit aliaje Co-Cr, ele fiind de două tipuri principale:

• -aliajul Co-Cr-Mo, utilizat de obicei în stare turnată • -aliajul Co-Ni-Cr-Mo, prelucrat prin forjare

Page 9: ALIAJE Co-Cr-Mo

9

Tabelul I.8 - Comparaţii de standarde internaţional ale aliajelor pe bază de Co - Cr.

Aliajula ISO Germania (Din)b

Marea Britanie (BSI)b

Franţa (AFNOR)b

Japonia

(JIS) USA

(ASTM)

Co29Cr5Mo (turnat) 5832-IV 5832-4

13912-1 7252-4 Proiect S94-054 T6115 F75

Co29Cr5Mo (maleabil, pm) 5832-XII 5832-12 7252-12 Proiect S94-

053 T6104 F799

Co20Cr15W10Ni 5832-V 5832-5 7252-5 Proiect S90-406 F90

Co20Cr35Ni10Mo

5832-VI

5832-6

7252-6

NF ISO 5832-5 NFISO5832-6

F562

Co20Cr16Ni16Fe7Mo (maleabil, turnat)

5832-VII

5832-7

7252-7

Proiect S94-

057

F1058

Co20Cr20Ni5Fe3Mo3W 5832-VIII 5832-8 7252-8 Proiect S94-058 F563

aCompoziţia chimică (% gr.) ex.pentru Co29Cr5Mo: 29% Cr, 5%Mo, în balanţă Co. bCorespunde exact cu standardul ISO.

Standardul ASTM recomandă patru tipuri de aliaje pe bază de Co pentru

realizarea implanturilor chirurgicale: • Aliajul turnat Co-Cr-Mo (F 75) • Aliajul forjat Co-Cr-W-Ni (F 90) • Aliajul forjat Co-Ni-Cr-Mo (F 562) • Aliajul forjat Co-Ni-Cr-Mo-W-Fe (F563)

I.4.1. Tipuri de compoziţii chimice

Cele două elemente de bază ale aliajelor pe bază de Co formează o soluţie solidă conţinând până la 65% Co şi 35% Cr. Tabelul I.9. - Compoziţia chimică (% gr.) a aliajelor de Co - Cr turnate (DIN/ISO, 1980a, b; ASTM, 1992a).

Aliajul Co Cr Mo Ni Fe C Si Mn Ti

Co29Cr5Mo rest 26,5-30,0 4,5-7,0 ≤2,5 ≤1,0 ≤0,35 ≤1,0 ≤1,0 -

CoCrMoa) 33,0-75,0

15,0-32,5 4,0-7,5 ≤2,0 ≤1,5 ≤0,05 ≤1,0 ≤1,0 ≤5

a)Aliaje folosite pentru restauraţii dentare (corespund standardelor sumele: Co + Cr ≥ 85 %, Cr + Mo +Ti ≥ 25%, Be ≤ 0,01% ).

• Molibdenul, Wolframul formează cu Cr o serie continuă de soluţii solide,

contribuind la îmbunătăţirea refractarităţii, stabilitatea la temperaturi ridicate, a rezistenţei la coroziune şi în special a prelucrabilităţii prin presare la cald.

• Fierul îmbunătăţeşte proprietăţile mecanice, stabilitatea la temperaturi ridicate şi refractaritatea.

• Titanul formează cu Cr un compus intermetalic, care îmbunătăţeşte proprietăţile de turnare, rezistenţa la coroziune, refractaritatea şi proprietăţile mecanice, în deosebi după tratamentele termice.

• Tantalul şi Niobiul au o acţiune favorabilă, îmbunătăţind rezistenţa la temperaturi ridicate, refractaritatea şi rezistenţa la coroziune.

Page 10: ALIAJE Co-Cr-Mo

10

• Nichelul înbunătăţeşte proprietăţile mecanice, stabilitatea la temperaturi ridicate şi în special duritatea, dar reduce puternic plasticitatea.

• Manganul are o mare solubilitate în Cr care scade cu micşorarea temperaturii, acţionează pozitiv asupra proprietăţilor mecanice, măreşte capacitatea cromului de absorţie a azotului.

• Carbonul acţionează asupra proprietăţilor mecanice şi a rezistenţei la coroziune în sensul intensificării procesului, dacă este mai mare de 0,15%.

Tabelul I.10. - Compoziţia chimică (% gr. ) pentru aliaje pe bază de Co-Cr maleabile (DIN/ISO, 1980a, b, 1992c-e; ASTM, 1992c-e).

Aliajul Co Cr Mo Ni Fe C Si Mn P S W Ti Co20Cr15-

-W10Ni rest 19,0 21,0 - 9,0

11,0 ≤

3,0 ≤

0,15 ≤

1,0 ≤

2,5 ≤

0,04 ≤

0,03 14,0 16,0 -

Co20Cr35- -Ni10Moa) rest 19,0

21,0 9,0 10,5

33,0 37,0

≤ 1,0

≤ 0,15

≤ 0,15

≤ 0,15

≤ 0,015

≤ 0,010 - ≤

1,0 Co20Cr16-

-Ni16Fe7Mo 39,0 42,0

18,5 21,5

6,5 8,0

14,0 18,0 rest ≤

0,15 - 1,0 2,5

≤ 0,015

≤ 0,015 - -

Co20Cr20- -Ni5Fe3Mo3W rest 18,0

22,0 3,0 4,0

15,0 25,0

4,0- 6,0

≤ 0,05

≤ 0,05

≤ 1,00 - ≤

0,010 3,0 4,0

0,5 3,5

a) Dintre aliajele forjate pa bază de Co, cel mai promiţător este aliajul Co-Ni-Cr-Mo numit MP 35, care conţine aproximativ 35% Co şi Ni.

Denumirea MP face referire la multiplele faze din microstructura sa. Acest aliaj

are un grad ridicat de rezistenţă la coroziune sub tensiune în apă de mare. Ecruisarea poate creşte considerabil rezistenţa aliajului. Totuşi acest ecruisaj este, în particular, dificil în momentul realizării de biomateriale de dimensiune importantă cum sunt cozile de proteză de şold. Singură, forjarea la cald, poate fi utilizată pentru prelucrarea mecanică a aliajului.

I.4.2. Proprietăţi fizice şi mecanice caracteristice

Aliajul Co-Cr-Mo, în particular, este sensibil la ecruisare, asfel că procedeele de prelucrare utilizate la alte metale nu pot fi folosite. Aliajul este turnat după metoda cerei pierdute.

Controlând temperatura mulajului, se acţionează asupra mărimii grăunţilor: temperaturile de încălzire înalte, va diminua rezistenţa. Totuşi va rezulta o precipitare de carburi cu distanţe mai importante între ele, antrenând o scădere a fragilităţii materialului.

Proprietăţile mecanice pot fi ameliorate prin tehnica de retopire sub vid sau prin comprimarea isostatică a unei pudre de aliaj care permite diminuarea mărimii grăunţilor.

Din Tabelul I.11. se observă că, aliajul Co-Cr-Mo este, cu trei excepţii din care una este discutabilă, superior valoric în ce priveşte proprietăţile fizice, celorlalte aliaje pe pe bază de Co-Cr, în care s-au adăugat ca elemente de aliere W, Ni

Tabelul I.11. Proprietăţile fizice ale aliajelor de Co - Cr (DIN/ISO, 1980a, b; oţel Latrobe, 1980).

Aliajul Densit. [g/cm3]

Coef. de Dilat.

termică 20-3000C [X10-6·K-1]

Cond. termică la 200C [W/m·K]

Căld. Specif. [J/kg·K]

Rezitivit. electrică specif. la 200C [μΩ m]

Mod. lui

Young

Punct de (interval)

topire [0C]

Temp. de transf.

HCCFC

Co29Cr5Mo 8,2 8,4 14,2 14,8 420 0,91 210

230 1235

(eutectic) 890

Co20Cr15- -W10Ni 9,1 12,3 10,2 384 0,89 225 1300

1400 650

Co20Cr35- -Ni10Mo 8,43 13,1 11,1 390 1,03 235 1315

1427 650

Page 11: ALIAJE Co-Cr-Mo

11

Un alt mod de creştere a rezistenţei face apel la presarea isostatică la cald după atomizarea aliajului în pudră într-o incintă. După cernere, pentru a obţine o mărime şi o distribuţie uniformă a pudrelor, acestea sunt introduse intr-o incintă de presare isostatică.

Temperatura incintei este inferioară temperaturi de fuziune a aliajului. Legarea particulelor metalice se produce prin difuzie în stare solidă, antrenînd formarea de grăunţi fini. Tabelul I.12. - Proprietăţi mecanice ale aliajelor de Co-Cr turnate şi ale aliajelor obţinute prin metalurgia pulberilor (DIN/ISO, 1980a, b; Pilliar, 1981; ASTM, 1992a).

Aliajul Condiţia Tensiunea

de rupere la tracţiune

[Mpa]

Limita de curgere la tracţiune

(0,2%) [Mpa]

Alungirea la rupere

[%] Gâtuirea

[%]

Co29Cr5Mo De turnare ≥ 665 ≥ 450 ≥ 8 ≥ 8 CoCrMo

(pm)a Presare

isostatică la cald 1277 841 14 a Produs prin metalurgia pulberilor.

Unul dintre aliajele forjabile cele mai promiţătoare pe bază de cobalt este aliajul

Co-Ni-Cr-Mo , ce conţine Co şi Ni aprox. 35%gr. fiecare. Acest aliaj are o mare rezistenţă la coroziune sub tensiune în apa de mare (ce conţine ioni de clor). Prelucrarea la rece poate creşte considerabil rezistenţa aliajului(Fig.I.2.). Cu toate acestea, prelucrarea la rece este dificilă, mai ales în cazul fabricării pieselor de dimensiuni mari, cum sunt tijele pentru articulaţia şoldului. În acest caz este indicată forjarea la cald.

Figura I.2. - Variaţia rezistenţei la întindere în funcţie de gradul de deformare prin prelucrare la rece pentru aliajul Co-Ni-Cr-Mo

Rezistenţa la uzură abrazivă a aliajului Co-Ni-Cr-Mo forjat este similară cu cea a aliajului Co-Cr-Mo turnat (aprox. 0,14 mm/an în testul de simulare a articulaţiei). Cu toate acestea, primul dintre ele nu este recomandat pentru acoperirea suprafeţelor unei proteze de articulaţie, datorită proprietăţilor sale de fricţiune cu acelaşi, sau cu alte tipuri de materiale.

Rezistenţa superioară la întindere (prelucrat la rece şi recopt - cca. 1790 Mpa, iar călit integral - 600 Mpa) şi rezistenţa la oboseală (310 Mpa, respectiv 340 Mpa) a aliajului Co-Ni-Cr-Mo forjat, îl recomandă în aplicaţii ce necesită serviciu îndelungat, fără rupturi sau cedări la oboseală, cum sunt de exemplu protezele articulare (Tabelul I.13.).

Page 12: ALIAJE Co-Cr-Mo

12

Tabelul I.13. - Proprităţi mecanice ale aliajelor Co - Cr maleabile (Pilliar, 1980; DIN/ISO, 1992c-e; ASTM, 1995e).

Aliajul Condiţia Tensiunea de

rupere la tracţiune

[Mpa]

Limita de curgere la tracţiune

(0,2%) [Mpa]

Alungirea la rupere

[%] Gâtuirea

[%]

Co20Cr15- -W10Ni

La recoacere 17,5% prelucrare la

rece

950-1200

1350

450-650

1180

30-60

22

Co20Cr35- -Ni10Mo

La recoacere 50% prelucrare la

rece Prelucrat la rece

Tratat termic

800 1000 1200

793-1000

300 650

1000 241-448

40 10 10 50

Co20Cr16- -Ni16Fe7Mo

La recoacere 30% prelucrare la

rece Tratat termic La recoacere

550 1450 1650 600

450 1300 1400 276

65 8 1

50

65

Co20Cr20- -Ni5Fe3Mo3W

Prelucrat la rece sau prelucrare la rece +

îmbătrânire Prelucrare la rece

moderată Prlucrare la rece

Prlucrare extradură la rece

1000

1310

1580

827

1172

1310

18

12

5

50

45

35

În cazul aliajului Co-Cr-Mo, prin aplicarea de metode specifice metalurgiei

pulberilor în urma atomizării aliajului în pudră, se observă că, rezistenţa la oboseală creşte cu aproape jumătate din valoarea rezistenţei la oboseală a aceluiaş aliaj dar turnat, în timp ce rezistenţa la încovoiere se dubleză faţă de acelaş aliaj turnat (Tabelul I.14. ). Tabelul I.14. - Rezistenţa la oboseală σf şi rezistenţa la încovoiere prin rotaţie σR a diferitelor aliaje de CoCr (Thull, 1979; Pilliar, 1981).

Aliajul Condiţie σf (Mpa)

σR (Mpa)

Co29Cr5Mo Turnat 200-300 300 Co20Cr35Ni10Mo Turnat 200-300 - Co20Cr15W10Ni Maleabil 540-600 500 Co29Cr5Mo-pm Presat isostatic la cald 370-430 725

Pentru creşterea rezistenţei la oboseală (107 cicluri) a aliajului turnat Co-Cr-Mo,

care este considerat ca inferior (aproximativ 250 pâna la 300 MPa) în raport cu rezistenţa sa la tracţiune, unii a propus adăugarea de Ni (4 până la 9,5 %) şi de elemente modificatoare (Al, Ti, B)care să rămînă în compoziţia chimică în proporţie de sub 0,1 %gr. Între timp, adaosul de N în soluţie interstiţială nu ameliorează rezistenţa la oboseală pentru aliajele cu conţinut scăzut în carbon (0,14 %), deşi el măreşte rezistenţa asociată cu o bună ductilitate

Page 13: ALIAJE Co-Cr-Mo

13

Tabelul I.15 - Influenţa tratamentului termic asupra rezistenţei la oboseală (107 cicluri) a aliajelor de Co - Cr (Lorentz şi col., 1978; Pilliar, 1981).

Aliajul Tratamentul termic Rezistenţă la oboseală (Mpa)

Co29Cr5Mo

Turnat + polizat Turnat + sablat

Recoacere (12300C/1h/călire în apă)

Recoacere la 11700C

>200 >260

220-280

280-350

Co20Cr15W10Ni Prelucrare la rece (17,5%) Prelucrare la rece (44%)

490 587

Co20Cr35Ni10Mo Forjare la cald şi recoacere Forjare la cald >6500C

440-450 520

I.5. Metode de obţinere şi prelucrare

Aşa cum am specificat mai înainte, aliajele pe bază de Co-Cr pot fi întrebuinţate, o parte dintre ele în stare turnată, iar altă parte în urma unei prelucrări prin forjare. Aliajelor utilizate în stare turnată, după turnare li se impune aplicarea unui tratament termic, iar aliajelor forjabile pot fi deformate la cald sau la rece (cfc); sau în urma atomizării lor, prelucrate prin metalurgia pulberilor (Tabelul I.16.). Tabelul I.16. - Procesarea aliajelor Co - Cr (Mills şi col., 1983; Bever, 1986).

Procesul Condiţii

Turnare Procesul de pierdere al cerii, realizat în vid la temperatura: 1350-14500C.Soluţia de tratament termic la 1200-12500C se

impune. Deformare la cald 870-11250C

Metalurgia pulberilor Presare isostatică la cald 11000C/1000 bar

Debavurarea Prin sablare folosindu-se alice nemetalice dintr-un material cu 10%HNO3-2% HF

Deformarea la rece Nici o problemă pentru materialul cu sistem de cristalizare cfc.

În scopul optimizării proceselor de prelucrare prin aşchiere a aliajelor pe bază de Co-Cr, s-au stabilit materialele utilizate la confecţionarea sculelor aşchietoare precum şi parametrii tehnologici ai proceselor de aşchiere (Tabelul I.17.). Tabelul I.17. - Parametrii tehnologici ai aliajelor Co - Cr (Davids şi col., 1989).

Stare aliaj

Tip de procesare

Materiale întrebuinţate

pt. scule Adâncimea de aşchiere (mm)

Viteza (m/min)

Avansul (mm/rot)

Turnat Pivotare 2,5 3-15 0,13-0,18 Maleabil Netezire 5 5-17 0,25 Turnat Pivotare 0,8 3-18 0,13

Maleabil Netezire 0,8 6-27 0,13 Turnat Forjare - 2-4,5 0,025-0,15

Maleabil - 4,5-6 0,05-0,1

Turnat Frezarea

suprafeţelor frontale

Oţel rapid Carbură

1-8 1-4

4,5-1,5 14-9

0,075-0,05 0,15-0,13

Maleabil Frezare a Oţel rapid 1-8 6-4,5 0,1-0,005

Page 14: ALIAJE Co-Cr-Mo

14

suprafeţelor frontale

Carbură 1-4 20-18 0,15-0,13

Turnat Frezare de finisare

Oţel rapid Carbură

0,5 0,5

3,0-3,6 12-18 0,025-0,05

Maleabil Frezare de finisare

Oţel rapid Carbură

0,5 0,5

3,6-4,5 18-21 0,025-0,05

Există cazuri în care aliajele pe bază de Co-Cr necesită, fie o geometrie mai

complexă, fie pur şi trebuiesc lipite, cazuri în care sunt necesari stabilirea unor parametrii de proces specifici şi a unor materiale de adaos specifice procesului de sudare. Aceste priorităţi se pot observa în Tabelele I.18.şi I.19.

Tabelul I.18. - Parametrii recomandaţi la sudarea aliajelor de CoCr în gaz inert de tungsten sau metal (Mills şi col., 1983).

Parametrii GIT GIM Sursa Transformă DC Transformă DC

Diametrul electrodului[mm] 1,1-1,6 0,9

Metal de adaos - Conformă cu metalul de bază

Gazul de protecţie Ar, He Ar, He Poziţia sudurii Orizontală Orizontală Curentul [A] 12-70 130-160 Voltajul [V] 10-20 22-25

Arcul de pornire Înaltă frecvenţă - Viteza de sudare [mm/min] 0,4-2,3 0,75

Tabelul I.19. - Compoziţia chimică (% gr.) a metalelor de adaos folosite la sudarea aliajelor CoCr (Mills şi col., 1983).

Co Cr Ni Si W Fe B C P S Al Ti Zr

restul 18- 20

16- 18

7,5- 8,5

3,5- 4,5

≤ 1,0

0,7- 0,9

0,35-0,45

≤ 0,02

≤ 0,02

≤ 0,05

≤ 0,05

≤ 0,05

Se sudează în atmosferă de H2 sau vid. Pentru o mai bună umectare: Ni în

straturile superficiale. Altele metale de adaos: aliaje pe bază de Ni sau pe bază de AuPd.

I.6. Biocompatibilitatea aliajelor Co-Cr-Mo

În toate cazurile, introducerea unui implant într-un organism, este susceptibil de

a antrena interacţiuni chimice, mecanice, electrice, termice, magnetice, atomice. Pentru a sublinia acest risc, în introducerea normei 5832 se precizeză: ,,Nu

există în prezent nici un produs cunoscut, utilizat în fabricarea implanturilor chirurgicale, care să nu exercite absolut nici un efect defavorabil în corpul uman. Între timp, oexperienţă clinică de lungă durată în utilizarea produsului la care se face referire în prezenta parte din ISO 5832, a arătat că un nivel acceptabil de răspuns biologic poate fi obţinut, când produsul este utilizat într-un cadru adaptat de aplicaţii”.

Studiind protezele explantate, ale căror cel puţin unul dintre componenţi era din aliaj cobalt-crom, Jacobs şi coloboratorii au arătat că între cap şi gât se formează un strat fin, dintr-un amestec de oxizi şi de cloriţi. Mai jos pe gât, dar şi în pseudocapsula articulară, în membranele de la interfaţa os-implant, precum şi în lacunele de osteoliză femurală, se observă aceste depuneri mult mai dese de hidratortofosfat de crom.

Page 15: ALIAJE Co-Cr-Mo

15

În numeroase cazuri aceste particule identice au fost găsite la nivelul suprafeţelor de contact din polietilenă, sugerând participarea lor în uzura a trei componente şi creşterea resturilor de polietilenă. Studii în vitro au arătat că fosfatul de crom este un activator de macrofaze şi de monocite. El stimulează resorbţia ososoasă în culturile de organe

Mathiesen raportează o necroză extensivă a ţesuturilor periprotetice la revizuirea a patru proteze LORD. Ţesuturile, înconjurând protezele corodate la nivelul joncţiunii cap gât, prezenta o înmulţire de celule uriaşe şi o infiltrare de limfocite şi plasmocite.

Din studiile efectuate de Haynes, în 1993, reiese că, particulele de uzură de la aliajul Ti 6Al 4V sunt puţin toxice chiar la o concentraţie înaltă, în timp ce, particulele de cobalt-crom sunt foarte toxice.

Kreibich şi colaboratorii au arătat că există o creştere a procentului de cobalt în serul pacienţilor purtători de implanturi din cobalt-crom, probabil prin frecare.

Jacobs, studiind pacienţii purtători de proteze Mac Kee-Farrar de mai mult de 20 ani, a găsit o creştere a conţinutului de crom de 9 ori în ser şi de 13 ori în urină iar conţinutul de cobalt era crescut de 3 ori.

În 1997 Brodner a dovedit că la utilizarea protezei, în contactul metal-metal, intervine o creştere foarte clară a nivelului de cobalt în ser (1,1 µg/l), fără răsunet clinic deosebit.

Nichelul şi molibdenul sunt rapid transportaţi şi eliminaţi în urină. Cobaltul este în mod egal eliminat prin urină dar mult mai lent. El este stocat în splină, plămăni şi în firele de păr. La nivelulu acestuia, procentul de cobalt, după punerea la loc a unei proteze metal-metal tip Mac Kee, este multiplicat printr-un procent variant de 10 la 20. O parte din crom se elimină prin urină iar o altă parte se acumulează în organism, în particular, în splină. La fel se întâmplă şi cu titanul. Vanadiul este eliminat rapid prin urină precum aluminiul. Tabelul I.20. - Concentraţia (µg/l) de metal în ţesuturi şi în sânge în momentul retragerii protezei totale de şold fără ciment (Dorr şi col., 1990).

Ti-Al-V Co-Cr Ti Al V Co Cr Mo Ni

Fs 556 654 62 588 385 58 32 Fs (control) 13 109 5 5 3 21 5

Cap 1540 2053 288 821 3329 447 5789 Cap (control) 723 951 122 25 133 17 3996

Mf 20813 10581 1027 2229 12554 1524 13234 Sânge 67 218 23 20 110 10 29 Sânge

(control) 17 12,5 5,8 0,1-1,2 2-6 0,5-1,8 2,9-7,0 FS: fluid sinovial CAP: capsulă MF: membrană fibroasă

Valorile considerate, ca normale, sunt adesea foarte ridicate. Astfel, conţinuturile

normale ale principalelor elementelor constitutive ale aliajelor pe bază de cobalt (Co, Cr, Ni) au fost foarte mult supraestimate în trecut. Din studii recente, prin metode sensibile de activare neutronică şi prin spectrometria de absorţie atomică, s-au putut evidenţia creşteri importante în ser, urine şi ţesuturi musculare prelevate de la pacienţii purtători de proteze totale de şold.

Primele estimări de elemente eliberate în organism la început de aliajele pe bază de fier sau cobalt ar ţine seama de o dublă posibilă încărcare metalică. Mai târziu, după alte estimări s-ar fi indicat o creştere de 1/10. Procentele de coroziune de ordinul a 0,15 pâna la 0,30 x 10-6 g/cm2 /j au fost avansate după anumiţi autori, în timp ce, după alţii ar indica cifre de 10-5 pâna la 10-8 g/cm2/j după gradul de pasivare.

Page 16: ALIAJE Co-Cr-Mo

16

Determinarea experimentală a conţinutului de Ni eliberat, la început, de aliajul Co-Ni-Cr-Mo şi de oţelul 316L în soluţie Ringer la 370C a permis constatarea că, deşi aliajul de Co prezintă o eliberare iniţială mai importantă de ioni de Ni în soluţie, procentul eliberat a fost aproape identic după 5 zile pentru cele 2 aliaje (3x10-10 g/cm2/j) în ciuda unui conţinut al aliajului Co-Ni-Cr-Mo în Ni de aproximativ de trei ori mai superior celui din oţelul inoxidabil 316L (Fig.I.3.).

Figura I.3. Eliberarea ionilor de Ni în solutie Ringer la 370C în funcţie de timp, pentru aliajul Co-Ni-Cr-Mo forjat la cald şi pasivat, şi oţelul inox. 316L.

În ceea ce priveşte procesul imunologic, se arată că cromul(în stările sale de valenţă +3 şi +6), cobaltul şi nichelul sunt înghiţite, capabile de legătură cu proteinele pentru a forma complexe imunogene. Studiul pe o populaţie normală (nepurtători de implant) făcut de Fregert şi Rorsman (1966) sugerează o incidenţă globală de aproximativ 10% la sensibilizării la acesti ioni metalici cu largi variaţii în raport cu doza, sexul, locul şi expunerea la locul de muncă precum şi de alţi factori. Studii mult mai recente, utilizând teste mult mai sensibile decât cele epicutanate (inhibarea la migraţiei leucocitară), sugerează că o proporţie ridicată, de ordinul a 75% din pacienţi având suferinţe la ablarea implantelor pe bază de cobalt dezvoltau o hipersensibilitate la metal şi că 50% dintre ei arătau semne de răspuns activ sugerând un deficit continuu în pragul de sensibilitate.

Un studiu paralel făcut de Merrit şi Brown a privit 32 de pacienţi trataţi prin osteosinteză şi retestaţi la ablaţia materialului. În ciuda unui nivel ridicat de sensibilitate în preoperatoriu (59%), aceleaşi date se evidenţiază. Pacienţii prezentând o sensibilitate la un metal în preoperatoriu se expuneau riscului de activare prin implantare, în timp ce aceia care sunt insensibili în preoperatoriu au o reală probabilitate de a deveni sensibili.

Manifestările clinice ale ale manifestărilor alergice la materialele metalice implantate sunt de fapt rare. Cazurile raportate au incriminat indeosebi Ni, Co şi Cr. Reacţiile de hipersensibilitate întârziate la nivelul părului constau mai ales în erupţii eczematiforme. Acestea se produc îndeosebi la pacienţii care au implanturi statice metal contra metal. Testele patch pre- sau postoperatorii sunt indicatori mediocrii ai unei alergii la un implant. Aceste teste la metale pot fi între timp indici pentru pacienţii având antecedente de alergie la Ni înaintea unei intervenţii chirurgicale. Dacă o reacţie se dovedeşte pozitivă pentru un metal determinat, implantul trebuie să fie retras sau

Page 17: ALIAJE Co-Cr-Mo

17

înlocuit,iar noul implant supravegheat până la cât nu deţine metalul în discuţie în compoziţia sa chimică.

II. ELABORAREA ALIAJULUI ŞI TURNAREA PIESELOR II.1.Cuptorul pentru elaborarea şi turnarea în vid a aliajelor

În ultimii ani s-a dezvoltat metoda elaborării şi turnării sub vid a aliajelor în cadrul turnării de precizie. La început turnarea în vid a fost utilizată pentru turnarea super-aliajelor pe bază de nichel, în prezent turnarea extinzându-se şi la aliajele pe bază de cobalt, fier precum şi a altor aliaje.

Desfăşurarea procesului tehnologic, la producerea de piese prin procedeul turnării de precizie, este aceeaşi atât la turnarea în aer cât şi la turnarea în vid. Diferenţa semnificativă este practica de turnare şi posibilitatea unui control mai riguros la turnarea sub vid.

În cazul nostru dispunem de o instalaţie de topire şi turnare sub vid tip VSG 10, fabricată de firma BALZERS. II.1.1. Descrierea cuptorului

Cuptorul de topire şi turnare în vid tip VSG 10 este alcătuit din următoarele componente de bază(vezi Fig II.1.):

• generator static de frecvenţă medie pentru încălzire prin inducţie, tip

HU;recipient (cuptor propriu-zis); • pompa de vid preliminar, tip DUO 170 ; • pompa de difuzie (de vid înaintat)tip DIF 200; • camera de stocare a materialelor de adaos, cu ecluză; • dispozitiv de luare probe; • dispozitiv de măsurare temperatură şi admisie de gaz; • instalaţie de răcire; • tablou de comanda şi măsurare a vidului.

II.1.2. Caracteristicile tehnice ale cuptorului • capacitate de topire 1.4 dm3

Fig. II.1. – Cuptorul VSG 10

Page 18: ALIAJE Co-Cr-Mo

18

• consumul de putere 48 kW • tensiunea de alimentare 3 x 380 V la 50 Hz • putere nominală generator 40 kW • frecvenţă nominală 4 kHz • consum de apă răcire generator 22.5 l/min. • presiunea apei de răcire 3 - 6 bari • depresiunea totală 1.3 x 10-2 mbari • realizată de pompa de vid preliminar DUO 170 • depresiune totală până la 10-5 mbari • realizată de pompa de difuzie tip DIF.200 • Capacitate sistem de răcire cuptor: • Inductor 16 l/min. la pres. de 3-4 bari • Recipient 8 l/min. la pres. de 3-4 bari • Pompă difuzie 2 l/min. la pres. de 3-4 bari • presiune aer comprimat 5-8 bari • greutatea totală instalaţie 1250 kg

II.2. Elaborarea şi turnarea aliajului

La turnarea cu modele uşor fuzibile, topirea şi turnarea sunt în general diferite de cele din cazul turnătoriilor obişnuite. Condiţiile de umplere a formelor şi calitatea pieselor cer o pregătire corespunzătoare a şarjelor. În acest caz cele mai indicate cuptoare de topire sunt cele de capacitate mică cu topire prin inducţie.

Aşa cum rezultă din cele expuse în subcapitolul anterior, performanţele tehnice ale cuptorului VSG 10 sunt din cele mai bune pentru piesele ce fac obiectul studiului şi experimentărilor. În acest tip de cuptor o importanţă deosebită o are confecţionarea şi întreţinerea creuzetului în care se produce elaborarea şi topirea aliajului.Din acest motiv creuzetul a fost confecţionat prin folosirea unui creuzet de bază, prefabricat, din Al2O3 + MgO, care este corespunzător pentru oţeluri din grupa sistemului Ni-Cr-Fe, iar între acestea şi bobina de inducţie se regăseşte o masă refractară sinterizată şi izolată printr-o folie de tablă de molibden cu grosimea de 0.3-0.4 mm (care asigură protecţia bobinei de inducţie).

În procesele de topire şi elaborare în vid a aliajelor se utilizează ca materii prime metale sau deşeuri cât mai pure şi cu compoziţie chimică cunoscută.

În mod normal pentru instalaţii mici de elaborare, aşa cum este instalaţia VSG 10, încărcarea creuzetului se execută normal la presiunea atmosferică; urmată de o vidare a agregatului până la o presiune de minim 10-2 mbari, care constituie presiunea limită de început de încălzire a încărcăturii metalice.

Cantitatea totală de gaze care se pot elimina la o topire în vid depinde mult de materiile prime alese, deoarece chiar cu creşterea conţinutului de carbon şi la presiuni scăzute, oxizii stabili sunt numai parţial descompuşi. De aceea, se impune ca materialele destinate topirii să conţină cantităţi minime de elemente cu afinitate mare pentru oxigen.

De asemenea materialele din încărcătura metalică nu trebuie să conţină elemente cu presiune de vapori scăzută, iar conţinutul de sulf nu trebuie să depăşească prescripţiile limită admise, deoarece acestea se pot elimina prin tratarea în vid a topiturilor numai când materialul elaborat conţine mult carbon.

În prima etapă a topirii se degajă cantitatea maximă de gaz, de circa 3-4 ori mai mare decât cea obţinută la rafinarea ulterioară a topiturii. De altfel, metoda de încălzire a încărcăturii în vederea topirii este determinată în privinţa calităţii obţinute de produsul finit obţinut. În acest sens se utilizează următoarele metode de încălzire a încărcăturii:

Page 19: ALIAJE Co-Cr-Mo

19

Încălzire cu viteză scăzută până la punctul de topire, ceea ce favorizează degazarea puternică a încărcăturii de conţinutul de hidrogen. Se aplică când încărcătura este formată din bucăţi mici la o presiune de 5 x 10-4 mbari. De asemenea metoda este utilizată când încărcătura conţine elemente cu presiune de vapori ridicată, ceea ce nu permite utilizarea presiunilor scăzute după topire.

Topirea rapidă a încărcăturii, urmată de o lungă perioadă de degazare. Metoda se aplică când aliajul elaborat conţine elemente de aliere cu presiune de vapori scăzută.

În cazul nostru s-a pornit la elaborare cu deşeuri din aliaj ASTM F75, cu compoziţia chimică prezentată în Tabelul II.1. . Corectarea compoziţiei chimice s-a făcut cu Cr şi Mo.

Aliaj Co Cr Mo C Fe Ni Si Mn ASTM F75 rest 29 6 0.35 1.5 1 0.4 1

După elaborare şi turnare la presiune de 50-100 mbar s-a efectuat depresiunea de gaze până la presiunea de 1 x 10-1 mbar Apoi s-a efectuat depresurizarea la presiunea atmosferică şi s-a evacuat crusta ceramică împreună cu piesa turnată.

După răcire, dezbaterea mecanică manuală a fost suficientă pentru îndepărtarea totală a crustei refractare după piesele turnate.

În timpul elaborării s-a observat că sfârşitul procesului de dezoxidare se remarcă prin întreruperea separării bulelor de gaz pe suprafaţa mediului lichid. Din determinările efectuate s-a apreciat că o dezoxidare avansată în cuptorul VSG 10, când materialele sunt lipsite de impurităţi, durează circa 15 minute la o presiune de 10-2 mbar.

III. EXECUTAREA FORMELOR DE TURNARE

III.1. Executarea modelului uşor fuzibil

III.1.1. Construirea matriţei pentru executarea modelelor uşor fuzibile Modelul din material uşor fuzibil constituie elementul de bază ce determină geometria

piesei turnate. Aceste modele se obţin cu ajutorul unor matriţe, prin introducerea unor amestecuri uşor fuzibile în cavitatea lor.Pentru construirea matriţei se au în vedere o serie de condiţii, şi anume:

• Montarea şi demontarea matriţei • Geometria piesei • Precizia dimensională • Calitatea suprafeţei • Seria de fabricaţie

În cazul lucrării de faţă, la proiectarea şi executarea matriţei s-au avut în vedere următoarele aspecte:

• La baza de proiectare şi executare a stat o piesă originală finită • Serie de execuţie experimentală • Criteriile economice În această situaţie s-a optat pentru realizarea matriţei din ipsos. Pentru dimensionarea matriţei calculăm contracţiile şi dilatările:

Dm = Dp + Ct * Dp = Dp * (1 + Ct)

unde: Dm – dimensiunea matriţei Dp – dimensiunea piesei Ct -- coeficientul total de contracţie;

Page 20: ALIAJE Co-Cr-Mo

20

Ct = c1 + c2 – d1 – d2

unde: c1 - coeficientul de contracţie al cerii c2 - coeficientul de contracţie al aliajului d1 - coeficientul de dilatare al crustei ceramice d2 - coeficientul de dilatare al matriţei

Coeficientul de contracţie al amestecului fuzibil prin turnare liberă în matriţă, determinat experimental, bare de ∅25 mm, este de 1.2%.

Coeficientul de contracţie al aliajului propus pentru turnare (oţel inoxidabil de tipul 18-8) a fost stabilit ca medie de 1.8%.

Coeficientul de dilatare liniară a crustei refractare care variază de obicei între 1 şi 1.5 % a fost luat în calcul la valoarea de 1.2 %.

Coeficientul de dilatare al matriţei a fost stabilit la valoarea de 0.2 %. Deci în cazul nostru:

Ct = 1.2 + 1.8 - 1.2 - 0.2 = 1.72 % Dm = Dp*(1 + 1.72) = 2.72*Dp

Pentru realizarea adaosului necesar înlăturării contracţiei pe piesa originală s-au depus straturi succesive de stearină până la realizarea cotei calculate.

În următoarea fază s-a trecut la execuţia matriţei din ipsos astfel: într-o ramă de formare în care a fost introdus amestec de formare se aşează piesa originală.

După îndesarea amestecului şi netezirea planului de separaţie se aşează o ramă din sticlă de geam. În această ramă de sticlă se toarnă ipsos până la înălţimea ramei şi imediat după se introduc câteva fâşii de pânză de azbest sau fibre de sticlă, în pasta de ipsos turnată, în vederea obţinerii unei rezistenţe corespunzătoare a matriţei.

După întărirea pastei de ipsos se introduce totul la 1800C, se scoate rama de formare, se înlătură amestecul cu atenţie pentru a nu deteriora stratul de stearină depus pe piesa originală. Apoi în suprafaţa de separaţie a semimatriţei se decupează trei ghidaje, după care suprafaţa de separaţie se pensulează cu un strat subţire de stearină topită.

În următoarea fază se aşează semimatriţa într-o ramă de formare, se aşează de jur împrejur patru fâşii de sticlă de geam conform schiţei şi apoi se toarnă pasta de ipsos şi imediat se introduc fâşii de pânză de azbest sau fibră de sticlă.

După întărirea pastei de ipsos se înlătură rama de formare, amestecul, fâşiile de sticlă de geam şi matriţa se introduce în apă caldă (având 50-600C). Apoi se desface matriţa şi se scoate piesa originală. În matriţa astfel executată (vezi Fig.III.1.)se practică cu un obiect tăios reţeaua de alimentare. Fig. III.1. – Semimatriţă din ipsos, pentru turnarea modelului uşor fuzibil din ceara

Page 21: ALIAJE Co-Cr-Mo

21

III.1.2. Calculul reţelei de alimentare

Ca şi la turnarea în forme clasice, calitatea pieselor turnate obţinute prin turnarea de precizie depinde în mare măsură de locul şi felul cum se face alimentarea piesei cu metal lichid. Canalele de alimentare pot fi legate fie la partea groasă a piesei, fie la partea subţire a piesei. VARIANTA 1. Calculul reţelei în cazul alimentării prin partea subţire a piesei

Pentru calculul reţelelor de alimentare prin secţiunea subţire a piesei se are la bază o formulă prin care se determină secţiunea totală a canalelor de alimentare în funcţie de durata de umplere a formei şi debitul de metal lichid care trece printr-un cm2 de secţiune.

Durata de umplere este în general dată de formula:

t = S * Q unde:

Q = greutatea metalului lichid din formă, [Kg] S = coeficient de viteză (care se stabileşte în funcţie de densitatea relativă a

piesei turnate). Densitatea relativă este raportul Q/V, în care:

Q este greutatea piesei sau pieselor turnate împreună cu reţeaua de alimentare [Kg] V este egal cu volumul ciorchinelui (reţea + piese turnate) [dm3]. Valorile coeficientului S în funcţie de raportul Q/V sunt următoarele,

pentru piesele din oţel: [conform /1/]

Tabelul III.1. - Valorile coeficientului S în funcţie de Q/V (piese din oţel)

raportul Q/V < 1.0 < 2.0 < 3.0 < 4.0 < 5.0 Valorile coeficientului S 1.8 2.0 2.1 2.2 2.4

Secţiunea totală a canalelor de alimentare se calculează cu formula:

Fa∑ = Q / (t * K) [cm2] unde:

Q = greutatea ciorchinelui de metal [Kg]; t = durata de umplere a formei [s]; K = viteză specifică de turnare [Kg/cm2].

Valorile vitezei specifice de turnare sunt stabilite, ca şi valorile coeficientului de viteză S, în funcţie de Q/V.

Tabelul III.2. - Valorile vitezei specifice de turnare K în funcţie de Q/V(piese din oţel) Q/V < 1.0 < 2.0 < 3.0 < 4.0 < 6.0 K 0.4 0.45 0.5 0.55 0.6

Page 22: ALIAJE Co-Cr-Mo

22

Calcul reţelei de turnare Greutatea ciorchinelui: Q = 0.825 Kg Gabaritul este de: 230 x 70 x 20 = 0.522 dm3

Q/V = 0.825/0.522 = 1.6 Kg/dm3 Deci pentru Q/V < 2 obţinem S = 2; K = 0.45; t = S* Q = 2* 0825. = 1.82 sec. Fa = Q/(t*K) = 0.825/(1.82*0.45) = 0.82 cm2 Deci: La = 0.6 x 1.3 = 0.78 cm2.

Dimensiunea piciorului de turnare D : Dcalc.= 4 * /Fa π .= 4 0 78* . /π = 0.63 cm Dreal = (2÷3)*Dcalc. = 0.63*3 = 1.89 cm

Rotunjit, Dreal = 20 mm.

VARIANTA 2.

Calculul reţelei în cazul alimentării prin partea groasă a piesei În acest caz mărimea grosimii secţiunii alimentatorului Fa se poate considera drept

funcţie de patru variabile:

Fa = f (Z, Q, Sp, La)

unde: Z = grosimea nodului termic sau piesei turnate Q = greutatea piesei turnate Sp = secţiunea piciorului La = lungimea alimentatorului.

Pentru stabilirea parametrilor din funcţia de mai sus determinăm pe “Sp”:

Sp =1

1 5Hp * ( / )*

− β

Qn

γβ* [cm2]

unde: Q = greutatea piesei [g] γ = greutatea specifică a aliajului [g/cm3] β = coeficientul reducerii volumului de metal (caracteristică a contracţiei volumice a aliajului de la începutul la sfârşitul solidificării; pentru oţel are valoarea de 0.04) n = număr de piese alimentate din piciorul de turnare Sp = aria secţiunii piciorului de turnare [cm2] Hp = înălţimea piciorului de turnare [cm]

În cazul nostru când alimentare se face prin nodul termic:

Z = π

π π/ * ^ *

* * / * ^4 2

4 2d l

d l d+ [mm]

unde: d = diametrul piesei în zona alimentată [mm] l = grosimea maximă a piesei

[mm]

Page 23: ALIAJE Co-Cr-Mo

23

În funcţie de Q, Z, Sp se determină valoarea lui Fa [mm] şi La [mm] din tabele, sau calculăm Fa cu formula : Fa = d / 3

Sp = 250 7 8 0 04 1230 1 5 0 04

/ . * . ** ( / . )−

= 2.25 cm3

dp = 15 mm se majorează la 20 mm

Z = π

π π/ * ^ *

* * / * ^4 30 2 48

30 48 4 30 2+ = 4.6 mm

Obţinem: Q = 250 g Z = 4.7 mm dp = 20 mm La = 8 mm

Fa = d / 3 = 30 / 3 = 10 mm La execuţia matriţei se majorează valorile determinate prin calcul astfel:

La = 10 mm Fa = 12 mm Aceste valori au fost utilizate şi la VARIANTA 3 (turnarea directă prin maselotă) - vezi

schiţa. Î n general, alimentarea prin secţiunea subţire a pieselor nu este în multe cazuri corespunzătoare specificului turnării de precizie. Singurul avantaj al alimentării prin secţiunea subţire este că se evită producerea tensiunilor interne.

La turnarea în forme calde, alimentarea prin secţiunea groasă preîntîmpină pericolul formării tensiunilor.

În lucrarea de faţă s-au analizat cele trei variante calculate anterior. Dorind să obţinem piese cu o compactitate maximă, s-a considerat oportun a se realiza şi experimental varianta 2 şi 3, care asigură o solidificare dirijată a piesei. III.1.3. Materiale pentru execuţia modelelor uşor fuzibile

Turnarea de precizie utilizează la confecţionarea modelelor în general materiale uşor fuzibile, cum ar fi amestecuri de stearină şi parafină, colofoniu, ceară de albine, mase plastice, sau mercur (temperatura de solidificare fiind < 00C).

Caracteristicile cele mai importante ale unor materiale utilizate sunt prezentate în Tabelul III.3.

Pentru confecţionarea modelelor, cele mai recomandate reţete sunt cele pe bază de 50-55% stearină şi 50-45% parafină. Parafina asigură o plasticitate mai bună, iar stearina este mai rigidă. De asemenea, când se lucrează la temperaturi mai mari de 250C este necesar să se introducă în amestec ceară de albine sau cerezină.

Ceara solubilă în apă prezintă avantaje deosebite în ce priveşte calitatea suprafeţei piesei turnate, mai ales în cazul folosirii vopselei refractare cu silicat de sodiu.

Tabelul III.3. - Caracteristicile unor materiale uşor fuzibile utilizate la confecţionarea modelelor Denumirea materialului

Punct de picurare

Greutate specifică [g/cm3]

Contracţie liniară

Parafină 50-52 0.411 0.33 Stearină 51-54 1.95 0.33 Ceară albine 65-66 0.965 - Cerezină 60-80 1.93 3.33 Ceară solubilă 49-52 0.85 0.6 Ceară virgină 60-65 0.89 0.38

Ceara virgină de culoare verzuie sub formă de granule prezintă un avantaj în plus faţă de ceara solubilă pentru că are coeficientul de contracţie cel mai mic şi o rezistenţă la manevrare - deformare net superioare.

În cazul de faţă s-a optat pentru execuţia modelelor din ceară virgină. Un astfel de model de ceară, turnat în matriţa prezentată în Fug.III.1. arată ca în

Page 24: ALIAJE Co-Cr-Mo

24

Fig. III.2.

Fig.III.2. – Modelul de ceară, al cozii protezei articulare de şold, turnat în matriţa din ipsos III.2. Realizarea formei ceramice III.2.1.Materiale pentru execuţia învelişului refractar

Acestea se împart în două componente de bază:

A) MATERIALE REFRACTAR B) LIANŢI

A) MATERIALUL REFRACTAR La alegerea corectă a materialelor refractare, pentru o anumită aplicaţie, este

esenţială cunoaşterea punctele de topire ale acestora (Tabelul III.4.). În afară de compoziţia chimică a materialului refractar mai sunt şi alte

caracteristici care trebuie apreciate la alegerea acestuia pentru utilizare, şi anume: • dimensiunile particulelor; • analiza de sedimentare; • determinarea microscopică; • fluorescenţa de raze X; • refractaritate.

Page 25: ALIAJE Co-Cr-Mo

25

Tabelul III.4. - Punctele de topire ale materialelor refractare Nr.crt. Material Denumire Punct topire [0C] 1. MgO Magnezia 2800 2. BaO.ZrO2 Zirconat de bariu 2700 3. SrO.ZrO2 Zirconat de stronţiu 2700 4. ZrO2 Zirconia 2677 5. ZrO2.SiO2 Zircon 2420 6. CaO. ZrO2 Zirconat de calciu 2345 7. MgO.Al2O3 Spinel - 8. MgO. Zr2O2 Zirconat de magneziu 2120 9. Al2O3 Alumină 2015 10. Al2O3.TiO2 Titanat de aluminiu 1085 11. 2Al2O3.SiO2 Mulit 1830 12. SiO2 Silice 1723

Aprecierea materialului refractar se face analizând:

• stabilitatea de hidratare; • dilatarea termică; • stabilitatea dimensională; • rezistenţa la şoc termic. În concluzie, se apreciază că materialele refractare folosite în mod normal în

procedeele de turnare de precizie (cu modele uşor fuzibile) sunt: magnezia; silicea vitrificată; cuarţul; zirconiul; alumina; mulitul.

B) LIANŢI Exemple de materiale utilizate ca lianţi sunt prezentate în Tabelul III.5.

Tabelul III.5. - Exemple de materiale utilizate ca lianţi

Nr. crt. Denumirea Material Tip 1. Silicat de sodiu mSiO2.nNa2O.pH2O SD sau SE, STAS 2902/83 2. Etil-silicat (C2H5-O) şi +H2O 32-40-50 3. Silice coloidală sol. de silice 30% Syton 2x, Syton P

Atât silicatul de sodiu cât şi etil-silicatul reprezintă soluţii coloidale care fac parte din

soli hidrofili. La silicatul de sodiu în urma acţiunii clorurii de amoniu se produce o coagulare sub formă de gel, aşa încât întregul sol se transformă într-o masă destul de densă.Silicatul de etil este o materie primă anorganică pentru care există mai mulţi compuşi chimici care se deosebesc prin structură şi conţinut de SiO2. Silicatul de etil nu posedă proprietăţi de liere, dar prin adăugarea apei se produce hidrolizarea lui, fapt ce conduce la o soluţie coloidală cu bune proprietăţi de liant.Silicatul de etil hidrolizat reprezintă o soluţie de liant care se formează după reacţia:

(C2H5O)4Si + H2O (C2H5O)3SiO4 + C2H5OH Lianţii, în funcţie de oxizii care se formează din ei, se împart în:

acizi, amfoteri

Page 26: ALIAJE Co-Cr-Mo

26

bazici. Grupa oxizilor acizi realizează cruste ceramice împreună cu masa de bioxid de

siliciu; acestea sunt rezistente şi nu produc aderenţe pentru piesele turnate din oţel carbon, aliaje de cupru şi aluminiu. Ele pot produce aderenţe şi picături reci pentru piesele turnate din aliajele de titan, oţeluri înalt aliate sau superaliaje.

Pentru obţinerea pieselor de calitate în cazul aliajelor de titan, oţeluri înalt aliate sau superaliaje se folosesc cruste fără silice, adică, grupa de lianţi amfoteri (soluţiile sărurilor de Al, Cr, Zr) şi grupa lianţilor bazici care este o soluţie saturată anhidră de azotat de calciu în alcool metilic, care după calcinare formează oxid de calciu. Acest liant împreună cu masa de oxid de calciu calcinat realizează cruste înalt refractare stabile în vid şi la acţiunea aliajelor de titan. Solul de silice coloidală se foloseşte de obicei aşa cum este livrat, cu o concentraţie de silice de 30%.Solurile pot avea două dimensiuni de particule (exemplul fiind Syton 2x şi Syton P - mărci de fabrică -, prima având particule mai mici).

Pastele bazate pe liant cu soluţii de silice sunt mai izotrope şi măresc calităţile lor de acoperire fermă a modelului.La straturile de imersiune bazate pe sol de silice este necesară adăugarea unui agent de umezeală, care ajută la umezirea modelului, şi dispersia umpluturii. Ca agenţi de umezire se utilizează sulfatul de alchil sau esteri de glicol.

III.2.2. Formarea Învelişului Refractar (crusta ceramică)

Formarea cu silicat de sodiu ca liant Materiale prime utilizate cu acest tip de liant sunt: făină de cuarţ; nisip cuarţos; silicat de sodiu; clorură de amoniu. Făina de cuarţ, utilizată pentru vopseaua refractară, trebuie să aibă următoarea

compoziţie chimică:min.25% SiO2; max.4% Al2O3; max.0.2% Ca O; max.0.4% Fe2O3; Granulaţia necesară se împarte în două categorii: categoria I (utilizată pentru primul strat refractar care se aplică pe model);< 0.06 mm

90%; 0.06 - 0.1 mm 10%.; categoria II (utilizată pentru formarea straturilor de consolidare);< 0.06 mm 65%;

0.06 - 0.1 mm 25%; 0.1 - 0.2 mm 10%. Nisipul utilizat pentru formarea primelor două straturi trebuie să aibă o granulaţie

medie de 0.15mm care este adecvată nisipului de Văleni de Munte. Pentru straturile următoare se utilizează nisip cu granule mai mari, în medie 0.3-

0.4mm; utilizăm nisipul de Aghireş. Silicatul de sodiu utilizat este de tip SC sau SD conf. STAS 2902-83. Silicatul de sodiu

leagă grăunţii de făină de cuarţ şi granulele de nisip prin gelul ce se formează din bioxidul de siliciu coloidal. Pentru accelerarea gelului de silice, după presărarea nisipului peste stratul de vopsea refractară, ciorchinii se introduc într-o soluţie de clorură de amoniu (de concentraţie 15-20%). În acest caz se produce următoarea reacţie:

Na2O.nSiO2 + 2NH4Cl 2ClNa + mSiO2 + 2NH3 + H2O

Apariţia gelului are loc destul de repede, fiind caracterizat printr-o viteză de precipitare al cărei timp de legare este de 60-80 minute.

În cazul unui strat mai gros această reacţie nu se produce în întreaga masă, deoarece pelicula de gel ce se formează la suprafaţa de contact împiedică pătrunderea clorurii de amoniu în adâncime. De aceea pentru primul strat se utilizează vopsele cu viscozitate mică. Pentru depăşirea pragului de stabilitate a soluţiei coloidale în întreaga masă, soluţia de silicat de sodiu se tratează cu o soluţie slabă de clorură de amoniu. În felul

Page 27: ALIAJE Co-Cr-Mo

27

acesta timpul de apariţie a gelului se reduce la câteva minute (4-5 minute). Vopseaua de model se compune din amestec de făină de cuarţ categoria I şi silicat de sodiu tratat. Raportul dintre acestea este funcţie de viscozitate şi temperatură, după cum se vede şi din Tabelul III.6.

Tabelul III.6. - Variaţia raportului dintre făina de cuarţ categoria I şi silicatul de sodiu tratat în funcţie de viscozitate şi temperatură.

Proporţie făină de cuarţ şi silicat de sodiu tratat

Temperatura [0C]

Viscozitatea [secunde]

47.6% făină de cuarţ 52.4% silicat de sodiu soluţie 81 90 42% făină de cuarţ 58% silicat de sodiu soluţie 20 88 45% făină de cuarţ 55% silicat de sodiu soluţie 19 89

Vîscozitatea se determină prin timpul de scurgere a unei cantităţi de 550 cm3 prin

orificiul de ∅ 5.1 mm. Valoarea viscozităţii pentru vopseaua de model poate fi cuprinsă între 80-100 secunde.

Vopseaua de consolidare se prepară în aceleaşi condiţii ca şi vopseaua de model, numai că se folosesc făini de cuarţ categoria II.

În cazul nostru s-au utilizat vopsele cu următoarele caracteristici: Vopsea de model (48-50% făină cuarţ I; 50-52% silicat de sodiu tratat) viscozitate: 80-95 sec.; conţinut NaO2: 3.5-5 %; conţinut SiO2: 10.5-13.3 %; durată de precipitare: 5-12 minute.

Vopsea de consolidare (55-50% făină cuarţ II; 45-50%silicat de sodiu tratat) viscozitate: 100-115 sec.; conţinut NaO2: 2.2-3.6 %; conţinut SiO2: 9.7-11.6 %; durată de precipitare: 3-9 minute.

Aplicarea acoperirii refractare are loc astfel:

Modelul sau ciorchinele cu modele se ia de tijă (care este fixată în pâlnia de turnare) şi se scufundă în baia de vopsea pentru model, menţinându-se timp de 15-20 sec., agitându-se uşor. Se scoate apoi din baie şi se menţine deasupra până se scurge surplusul de vopsea.

După aceea, ciorchinele se introduce sub dispozitivul de presat nisip. Se presară nisip cuarţos până la încetarea lipirii acestuia pe stratul de vopsea, apoi ciorchinele se scufundă în soluţia de clorură de amoniu unde se menţine cel puţin 2 minute, după care se aşează pe un rastel cu aer ventilat cca. 30-40 minute.

Astfel se procedează pentru primele două straturi, apoi operaţia se repetă pentru următoarele 4-6 straturi prin utilizarea vopselei de consolidare şi a nisipului cu granulaţie mai mare.

Formarea cu silicat de etil ca liant

Silicatul de etil are aceeaşi proprietate de a forma gel ca şi silicatul de sodiu şi se foloseşte ca liant la prepararea vopselei refractare. Amestecat cu făină de cuarţ acoperă modelele cu o peliculă subţire şi elastică care după calcinare capătă o rezistenţă mecanică

Page 28: ALIAJE Co-Cr-Mo

28

şi refractaritate ridicată şi asigură o suprafaţă de calitate superioară.Silicatul de etil primar (orto-silicat de etil) se tratează parţial, prin hidroliză, pentru obţinerea coagulării.

Silicatul de etil primar trebuie să aibă următoarele caracteristici:

SiO2 - 30-34% HCl max. - 0.15% Densitatea - 0.92-1 Viscozitate la 200C - sub 1.6

Reacţiile care au loc:

HCl Si(OC2H5)4 + 4H2O SiO3H2 + H2O + 4C2H5OH

acid silicic alcool etilic

SiO3H2 SiO2 + H2O

În majoritatea cazurilor se obţine direct bioxid de siliciu după reacţia:

Si(OC2H5)4 + 2H2O SiO2 + 4C2H2OH

Pentru prepararea suspensiei de liant / hidroliză a silicatului de etil primar s-a ales metoda în trepte, la care prepararea soluţiei de liant se face separat de suspensia de liant.

Calculul apei pentru hidroliză se face după relaţia:

X H2O = K *P a* *

*18

100 45

unde:

18 - greutatea moleculară a apei; 45 - greutatea moleculară a grupei etoxilice; X H2O - cantitatea de apă pentru hidroliză la P [kg de silicat de etil primar]; a - conţinutul real de grupe etoxilice; K – coeficient, pentru care se recomandă valorile: K = 0.2-0.3 la uscarea în mediu de aer-amoniac şi la un conţinut de grupă

etoxilică în silicatul de etil primar de 60-65%. K = 0.3-0.5 la aceiaşi metodă de uscare şi 35-72% grupe etoxilice; K = 0.6-1.0 uscarea în aer cu umiditate minim 65-75%; K = 0.5 când gradul de hidroliză este de circa 70% când are loc uscarea cu aer + amoniac sau numai aer.

În cazul nostru s-a procedat după cum urmează. Am ales proporţiile următoare:

silicat de etil 50%; alcool etilic 28%;

apă care conţine 0.3-0.6% HCl 22%.

Peste silicatul de etil se adaugă alcoolul etilic în proporţie de câte un litru, amestecând energic. După aceea apa, amestecând continuu timp de 15-20 minute. Temperatura soluţiei trebuie să se ridice la 40-500C. Dacă acest lucru nu se întâmplă, înseamnă că este sub limită cantitatea de HCl.

Pentru vopseaua de model se utilizează:

Page 29: ALIAJE Co-Cr-Mo

29

Soluţie hidrolizată de silicat de etil - 34.4% în greutate; Făină de cuarţ categoria I - 66.6% în greutate.

Pentru vopseaua de consolidare se utilizează: Soluţie de silicat de etil hidrolizat - 37% în greutate; Făină de cuarţ categoria II - 63% în greutate.

Aplicarea acoperirii refractare are loc astfel:

Acoperirea modelelor sau ciorchinelor se face prin cufundarea acestora în vopseaua lichidă care este amestecată continuu şi apoi presărate cu nisip, apoi uscate în aer 8-10 ore după care se aplică stratul următor.

Operaţiile sunt identice ca şi în cazul utilizării silicatului de sodiu numai că ciorchinii acoperiţi, nu se mai introduc în soluţie de electroliţi tari.

În cazul utilizării ca liant a silicatului de etil se observă că procesul de realizare a crustei este mai îndelungat, de aceea în scopul reducerii perioadei de uscare, se utilizează metoda aer + atmosferă de amoniac când durata scade la 20-45 minute.

Formarea Cu Silice Coloidală ca liant

Solul de silice coloidală se utilizează de obicei aşa cum este livrat de firmele producătoare.Dacă solul de silice este acidulat, pentru a se accelera priza se obţin paste mai subţiri la raporturi echivalente de umplutură / liant.

Solul de silice în turnarea cu modele uşor fuzibile este foarte stabil, iar straturile de imersiune au durată mare de depozitare. Procedeul de acoperire a ciorchinilor este acelaşi ca şi în cazul silicatului de etil.

Un ciorchine pentru trei piese, dupa ce s-a extras modelul de ceară, arată ca în Fig.III. 3.

Fig. III.3. – Ciorchine ci trei posturi

Page 30: ALIAJE Co-Cr-Mo

30

III.2.3. Evacuarea modelelor Procedeul de evacuare a modelelor are ca scop, pe lângă eliminarea modelelor uşor

fuzibile, şi îndepărtarea sărurilor (în cazul formării crustelor cu silicat de sodiu). Procedeele folosite în mod curent pentru evacuarea modelelor sunt: în soluţie apoasă (prin fierbere) a câtorva săruri omogene sau a unor substanţe

organice; în apă fierbinte; cu aburi supraîncălziţi în autoclavă; cu aer cald; cu şoc termic şi încălzire prin conducţie la 750-10000C. În cazul crustelor obţinute cu liant silicat de sodiu se preferă procedeul de eliminare a

modelului fuzibil cu soluţie apoasă fierbinte sau apă fierbinte. Apa conţine 1-5% clorură de amoniu care are rolul de a produce separarea bioxidului de siliciu din urmele de silicat netransformat.

Ciorchinii formaţi se introduc în baia de apă fierbinte ce trebuie să aibă 80-850C. După terminarea topirii aceştia se scot şi se spală cu apă acidulată (2-5% HCl sau acid boric). După spălare, ciorchinii se introduc într-o baie de apă curgătoare unde vor sta circa o oră, apoi într-un dulap de uscare pentru îndepărtarea umidităţii din gelul de bioxid de siliciu. Uscarea se face lent, cu o viteză de maxim 80 0C/h, până la 2000C.

Topirea în apă fierbinte prezintă ca avantaj diminuarea aderenţelor de pe piesele turnate prin:

eliminarea alcoolilor din crusta refractară; hidroxidul de calciu care se găseşte în făina de cuarţ se elimină aproape total,

dizolvându-se în apă, aceasta se explică prin reacţiile care au loc: Na2O. nSiO2 + 2NH4Cl nSiO2 + 2NaCl + 2NH3 + H2O

se dizolvă în apă. Ca(OH)2 + 2NH4Cl CaCl2 + 2NH3 + 2H2O

se dizolvă în apa de spălare. Ca dezavantaje ale acestui procedeu se remarcă:

recuperarea cerii se face în proporţie mai mică; formele sunt mai fragile şi produc defecte de crustă;

Topirea cu abur supraâncălzit constă în faptul că în pâlnia de turnare se introduce un

jet de aer încălzit la 120-1400C sub presiunea de 1.5-2.5 atm. Procesul de topire durează 4-5 minute. Ca avantaje ale acestui procedeu se remarcă: dizolvarea sărurilor din învelişul refractar; recuperarea în proporţie de 95-97% din ceară.

La această metodă se impune ca ciorchinii să fie umeziţi, de aceea topirea modelelor se face imediat după terminarea operaţiei de formare a crustei. După topirea modelelor cu abur se face spălarea ciorchinelui în apă caldă şi apoi în apă rece.

Procedeul de topire cu aer cald (pe cale uscată) constă în suflarea unui curent de aer cald primit de la un ventilator. Aerul cald trebuie să aibă temperatura de 70-800C. De menţionat, că la acest procedeu, ciorchinii trebuie să fie uscaţi, spre deosebire de procedeul pe cale umedă.

Menţinerea ciorchinilor în prezenţa aerului cald este de 2-2.5 ore după care se depozitează pentru operaţiile ulterioare. Procedeul are avantajul unei productivităţi mai mari.

Topirea cu şoc termic reprezintă un procedeu din cele mai moderne. Aceasta se aplică cu succes la utilizarea liantului pe bază de silicat de etil şi silice coloidală.

Page 31: ALIAJE Co-Cr-Mo

31

Crustele trebuie să fie lipsite de umiditate. Metoda are avantajul că îndepărtează modelul fuzibil rapid şi execută totodată şi calcinarea cojii. Astfel prin această metodă, topirea amestecului fuzibil are loc în 10 minute plus una oră calcinare la 10000C. Dacă se face o comparaţie între procedeele de topire a materialului fuzibil din crustele refractare, vor putea fi comparate valorile rezistenţei la încovoiere ale acestora în Tabelul III.7.

Tabelul III.7. - Valorile rezistenţei la încovoiere a crustele refractare, în funcţie de procedeele de topire a materialului fuzibil

Procedeul de topire a amestecului fuzibil din crustă

Rezistenţa la încovoiere a crustelor, daN/cm2

uscate după calcinare

în apă fierbinte 29.8-30.5 18.6-19.3 în soluţie apoasă cu 5% NH4Cl 29.6-31.7 18.8-20.8 în aburi supraîncălziţi 40.2-43.8 21.8-23.6 prin şoc termic în cuptor 37.1-42.2 19.9-22.4

Valorile măsurate din tabelul de mai sus arată că valorile cele mai scăzute au fost

pentru îndepărtarea materialului fierbinte, iar valorile cele mai mari au rezultat prin metoda de topire aburi supraîncălziţi. III.3. Uscarea, calcinarea şi preîncălzirea formelor

Uscarea se face după un ciclu de lucru bine determinat, prin încălzirea progresivă şi apoi menţinerea formei între 50 – 250 0C.

Calcinarea se face prin arderea formelor în cuptor şi are rolul de a îndepărta prin ardere resturile de amestec fuzibil, să ducă la evaporarea apei din gelul de bioxid de siliciu şi să elimine parţial clorurile, ducând la consolidarea crustei. Ciclul de calcinare poate fi cel din figura 5.2., sau poate fi următorul:

introducere în cuptor la o temperatură de 5000C; încălzire până la 9000C cu o viteză de maxim 1000C/h; răcire şi scoatere din cuptor la 6000C. Preîncălzirea formelor, în vederea turnării aliajului în formă, are loc în cuptor, şi

constă în aducerea lor la o temperatură de aproximativ 7000C.

IV. OPERAŢII ULTERIOARE APLICATE PIESELOR SOLIDIFICATE

Operaţiile aplicate pieselor după solidificare cuprind toate operaţiile ulterioare solidificării piesei în forma de turnare, prin care se îmbunătăţesc caracteristicile piesei.

Ca operaţii pot fi considerate:

dezbaterea formelor şi extragerea piesei; curăţirea pieselor; tratamente termice şi / sau termochimice; acoperirile şi tratamentele de suprafaţă.

Dezbaterea este operaţia de distrugere a formei în scopul scoaterii piesei solidificate. Când se folosesc miezuri, această operaţie include şi evacuarea miezurilor din piesă.

Page 32: ALIAJE Co-Cr-Mo

32

Dezbaterea se poate face manual, cu scule de mână – în cazul pieselor mici şi mijlocii, în

producţia de serie mică şi unicate – şi mecanizat – în toate celelalte cazuri.

Curăţirea după turnare consta în: eliminarea resturilor de amestec de formare şi de miez de pe suprafeţele pieselor; tăierea şi îndepărtarea reţelelor de turnare, şi a maselotelor; tăierea şi îndepărtarea bavurilor şi excrescenţelor; cojirea şi îndepărtarea stratului de oxizi ( ţunder). Curăţirea se poate face: manual, cu scule portabile, în ciclu automat, la liniile automate de turnare.

Tăierea reţelelor de turnare şi a maselotelor se poate face (la piesele din oţel) prin tăiere pe presă, prin tăiere cu flacără, tăiere cu disc abraziv, tăiere cu freza disc.Piesele de dimensiuni mici şi medii, de construcţie compactă, fără pereţi subţiri sau muchii ascuţite, se pot curăţi (debavurarea, îndepărtarea defectelor de suprafaţă, micşorarea rugozităţii) prin tobare. În Fig.IV.1. sunt prezentate două piese turnate: una la care demaselotarea nu s-a

efectuat şi una după îndepărtarea prin tăiere a maselotei.

Fig.IV.1. – Piese brut turnate, fără maselotă şi cu maselotă

Tobarea constă în amestecarea prin rostogolire a pieselor împreună cu anumite corpuri, de mărime, formă şi duritate bine determinată, în funcţie de nivelul de calitate a

Page 33: ALIAJE Co-Cr-Mo

33

suprafeţelor care se doreşte a fi realizat, într-un tambur rotitor. Procedeul se poate desfăşura umed sau uscat. Curăţirea pieselor survine datorită frecării dintre piese şi corpurile abrazive.

O altă modalitate de curăţire a suprafeţelor pieselor, prin care se poate realiza şi îmbunătăţirea proprietăţilor stratului superficial prin compactarea mecanică a acestuia este sablarea cu alice (alicarea). Alicarea constă în bombardarea suprafeţei piesei cu jeturi de alice, transportate prin intermediul aerului comprimat. Pentru piesele mari şi grele se utilizează instalaţii de alicare cu mai mult capete de sablare mobile, cu deplasare centrifugală, piesa fiind aşezată pe o masă rotitoare.

Curăţirea electrochimică se aplică pieselor din oţel şi fontă, de dimensiuni mici şi

mijlocii, cu o configuraţie complexă. Curăţirea se face prin imersarea pieselor în băi de săruri topite (90% NaOH), urmată de spălarea pieselor în băi de neutralizare.

V. TRATAMENTELE TERMICE APLICATE PIESELOR TURNATE

V.1. Compoziţie chimică Aliajele cu bază Co includ Haynes-Stellite 21 şi 25 (ASTM F75 şi F90), aliajul Co-Cr-

Mo- forjat (ASTM F799), precum şi aliajul multifazic MP35N (ASTM F562). Aliajele F75 şi F799 sunt identice din punct de vedere chimic (Tabel 3), care au

aproximativ de 58-69% Co şi 26-30% Cr. Diferenţa constă în etapele de elaborare, de care ne vom ocupa mai târziu.

Celelalte două aliaje, F90 şi F562, au ceva mai puţin Co şi Cr, dar mai mult Ni în cazul lui F562 şi mai mult W în cazul lui F90. V.2. Microstructură şi proprietăţi ASTM F75

Principala caracteristică a acestui aliaj este rezistenţa la coroziune în medii de clor, datorită compoziţiei medii şi a oxidului de pe suprafaţă (în principal Cr2O3). Acest aliaj se foloseşte de mult timp în industria aerospaţială şi în cea a implanturilor biomedicale. Când F75 este turnat într-o formă prin turnare de precizie, aliajul este topit la 1350 – 1450 oC şi apoi turnat sau trecut într-o matriţă ceramică cu forma dorită (exemplu: tijele femurale pentru şolduri artificiale).

Formele sunt făcute prin fabricarea unui model de ceară într-o ceramică specială. Matriţa ceramică va rămâne după ce ceara se va arde. Apoi metalul topit este turnat în formă. Odată ce metalul s-a solidificat sub forma matriţei, aceasta este îndepărtată, iar procesarea continuă până la dispozitivul final. În funcţie de detaliile exacte ale turnării, din procesul de turnare pot rezulta cel puţin trei variante de microstructuri care pot influenţa puternic proprietăţile implantului.

Prima, ca în aliajul turnat F75, este costituită dintr-o matrice bogată în Co (fază α) plus carburi interdendritice separate la limitele de grăunte (în principal M23C6, unde M este Co, Cr sau Mo). De asemenea, pot exista şi compuşi intermetalici bogaţi în Co şi Mo şi faze γ cu bază Co.

În general, cantităţile medii ale fazelor α şi carbidice trebuie să fie aproximativ 85 % şi respectiv 15 %, dar din pricina răcirii în condiţii în afară de echilibru, poate lua naştere o microstructură cu miez. În această situaţie, regiunile interdendritice devin soluţii bogate în

Page 34: ALIAJE Co-Cr-Mo

34

Cr, Mo, C şi conţin carburi, în timp ce dendritele devin deficitare în Cr şi mai bogate în Co. Aceasta este o situaţie defavorabilă din punct de vedere electrochimic atunci când regiunile deficitare în Cr sunt anodice iar restul microstructurii rămânând neschimbat. De asemenea vom avea o situaţie defavorabilă dacă se vor aplica prin sinterizare straturi poroase consecutive.

Soluţiile succesive de tratament termic de recoacere la 1225 0C timp de o oră pot ajuta la îndreptarea acestei situaţii.

În al doilea rând, din solidificarea în timpul turnării nu rezultă numai formarea dendritelor, dar şi a unei mărimi de grăunte mare. Aceasta este de obicei de nedorit pentru că scade limita de curgere prin intermediul unei relaţii de tipul Hall-Patch între limita de curgere şi diametrul grăuntelui.

În al treilea rând pot apărea defectele de turnare, ca de exemplu incluziuni nemetalice în piesele turnate (de exemplu, tije cocsofemurale). Incluziunile pot proveni dintr-un material ceramic al formei de turnare, care probabil a fost rupt şi a fost blocat în interiorul topiturii în timpul solidificării. Aceasta a contribuit la o fisurare la oboseală a dispozitivului de implant in vivo mai ales datorită concentrării de tensiuni şi asocierea distribuţiei tensiunilor cu localizarea incluziunii ceramice.

Din aceleaşi motive este de asemenea de dorit să se evite formarea macro şi microretasurilor din timpul solidificării topiturilor.

Aliajul F75 turnat şi tratat are o rezistenţă la oboseală de aproximativ 200 – 250 MPa, dar scade la aproximativ 150 MPa după tratamentele de acoperire cu straturi poroase. Motivul îl reprezintă probabil schimbările ulterioare de fază care au loc în microstructura miezului aflat într-o stare de neechilibru.

Un tratament de sinterizare modificat poate readuce rezistenţa la oboseală la aproximativ 200 MPa. ASTM F799.

Acesta este de fapt un aliaj F75 modificat care a fost prelucrat mecanic prin forjare la cald la aproximativ 800 0C după turnare. Este denumit adesea aliaj Co-Cr-Mo termomecanic şi are o compoziţie chimică uşor diferită de cea a F75.

Microstructura ne arată o structură de grăunţi mai mult deformaţi plastic decât cei din F75 turnat şi care conţine o fază cu reţea hexagonală compactă care formează prin intermediul unei transformări prin forfecare a matricei CFC în plachete de HC; aceasta nu este departe de ceea ce se întâmplă în MP35N.

Valorile rezistenţei la oboseală, ale limitei de curgere, ale rezistenţei la rupere ale aliajului sunt aproximativ de două ori mai mari decât ale aliajului F75 turnat (Tabel ). ASTM F90

Acest aliaj, cunoscut şi sub numele de Haynes Stellite 25 (HS25), este un aliaj Co-Cr-W-Ni. Wolframul şi nichelul sunt adăugate pentru a îmbunătăţi proprietăţile de prelucrare şi cele de fabricare.

În stadiu recopt, proprietăţile mecanice sunt aproximativ egale cu cele ale aliajului F75, dar atunci când i se aplică o deformare plastică la rece de 44 %, proprietăţile se vor dubla. ASTM F562

Cunoscut sub denumirea de MP35N, acest aliaj are în principal Co (29-38,8%) şi Ni (33-37%), alături de cantităţi importante de Cr şi Mo. “MP” din denumire se referă la multiplele faze din microstructura sa.

Acest aliaj se poate procesa prin tratamente termice şi prin prelucrări mecanice la rece pentru a obţine o microstructură controlată şi un aliaj de înaltă rezistenţă. Cobaltul în stare pură solidă (în condiţii de echilibru) are o reţea cristalină CFC la peste 419 0C şi HC sub 419 0C.

Page 35: ALIAJE Co-Cr-Mo

35

Transformarea în stare solidă de la CFC la HC este lentă şi are loc prin intermediul unei reacţii de tip martensitic în care faza HC se poziţionează cu planele sale bazale 0001 paralel cu planele compacte 111 ale CFC. Firul acestei transformări este perturbat de stabilitatea fazei CFC, care la rândul ei este influenţată de deformarea plastică şi de adaosurile de aliere.

Atunci când Co este aliat pentru a forma MN35N, procesarea include o prelucrare la rece de 50%, care măreşte forţa motrice a transformării fazei CFC rămasă, în fază HC. Faza HC se diferenţiază ca plăcuţe fine în interiorul grăunţilor CFC. Deoarece grăunţii de CFC sunt mici (0,01-0,1 μm, Fig 9) iar plateletele de HC vor împiedica deplasarea dislocaţiilor, structura rezultată va fi una destul de dură (Tabel).

Aceasta poate fi durificată chiar şi ulterior (ca în cazul aliajului Biophase) printr-un tratament de îmbătrânire artificială la 430-650 0C.

Acesta produce precipitate de Co3Mo pe plateletele HC. De aici înainte, aliajul este multifazic şi va rezulta o durificare din combinaţia unei matrice prelucrate la rece, durificarea soluţiei solide şi durificare prin precipitare.

Proprietăţile mecanice rezultate fac din categoria oţelurilor de tip MP35N unul din cele mai dure disponibile pentru aplicaţii în implanturi.