Fremstillingsteknik, pulvermetallurgi - Materials.dk

Efteruddannelse i Materialeteknologi • Kursus M 3
Fremstillingstekni k
Pulvermetallurg i
Kursusmateriale udviklet under lov 271 om efteruddannels e
i et samarbejde melle m
Danmarks Ingeniørakademi, Dansk Teknologisk Institut ,
FORCE Institutterne og Forskningscenter Ris ø
1994

Fremstillingstekni k
Pulvermetallurg i
1 . udgave, 1 . oplag 1994
© Undervisningsministeriet — Lov 27 1
Grafisk design :
Grethe Jensen og Inger Vedel, DTI Grafi k
Sats : Repro-Sats Nord, Skage n
Tryk :
Omslag : Reproset, København
Indhold : DTI Tryk, Taastru p
DTI Forlag
Dansk Teknologisk Institu t
ISBN 87-7756-341-7
Kopiering i uddrag er tilladt med kildeangivelse

Fremstillingstekni k
Pulvermetallurgi
Forord 7
Forord til M3 9
1 Pulverfremstilling 1 1
1 .1 Indledning 1 1
1 .2 Pulverfremstilling ved reduktion af metalforbindelser 1 1
1 .3 Atomisering 13
1 .3 .1 Vandatomisering 13
1 .3 .2 Gasatomisering 16
1 .3 .3 Øvrige atomiseringsmetoder 18
1 .4 Andre metoder til fremstilling af metalpulvere 2 0
1 .4 .1 Pulverfremstilling ved hjælp af carbonylforbindelser 2 0
1 .4 .2 Elektrolyse 2 0
1 .4 .3 Hydrometallurgi 2 1
1 .4 .4 Mekaniske metoder 2 1
1 .4 .5 Ultrafine pulvere 2 1
2 Karakterisering af pulvere og
miljømæssige forhold 23
2 .1 Indledning 23
2.2 Størrelse og størrelsesfordeling 2 3
2.3 Metoder til måling af partikelstørrelse 2 7
2.3 .1 Billedanalyse 2 7
2.3.2 Sigteanalyse 2 8
2.3.3 Spredning af lys 3 0
2.3.4 Andre metoder 3 1
2.3.5 Kalibrering og referencematerialer 32
2.4 Morfologi 3 2
2.5 Overfladeareal 34
2.6 Flydeegenskaber 3 5

2 .7 Kemiske og fysiske egenskaber 3 5
2 .8 Helsefysiske forhold 3 6
3 Pulveroparbejdning 3 9
3 .1 Additiver 3 9
3 .2 Smøremidler 4 0
3 .3 Blande- og legeringsteknikker 4 4
4 Kompaktering 49
4.1 En-akset presning 5 0
4.2 Kold isostatisk presning (CIP) 53
4 .2 .1 Procesudstyr 54
4 .2 .2 Trykkamre 54
4 .2 .3 Pumper 55
4 .2 .4 Fremstilling af flexible forme 55
4 .2 .5 Valg af flexibelt materiale 5 7
4 .2 .6 Fremtidige muligheder for CIP 6 0
4.3 Varm isostatisk presning (HIP) 60
4 .3 .1 Historisk oversigt 62
4 .3 .2 Procesudstyr 63
4 .3 .3 Trykkammer 64
4 .3 .4 Ovne 64
4 .3 .5 Kompressorer 65
4 .3 .6 Kontrolsystemer 65
4 .3 .7 Sikkerhed ved HIP-udstyr 66
4 .3 .8 Materialer til fremstilling af flexible forme 66
4 .3 .9 Procesparametre 6 7
4.4 Sprøjtestøbning 69
4 .4 .1 Procestrin 70
4 .4 .2 Pulver 7 1
4 .4 .3 Binder og additiver 7 1
4 .4 .4 Blanding / kompoundering 72
4 .4 .5 Sprøjtestøbning 72
4 .4 .6 Binderafdrivning 73
4 .4 .7 Sintring 73
4 .4 .8 Begrænsninger og fremtidige muligheder 74

4 .5 Sintersmedning 7 4
4 .5 .1 Design af udgangsemne 76
4 .5 .2 Sintring og smedning 76
5 Sintring 79
5 .1 Afdrivning af binde- og smøremidler 80
5 .2 Fast fase sintring af rent metal 81
5.2 .1 Makroskopiske fænomener ved sintring 8 1
5.2 .2 Den fysiske baggrund for sintringen 84
5.2 .3 Materialetransport ved sintring 87
5.2 .4 De drivende kræfter for transportmekanismerne 89
5 .2 .5 Sintringsmekanismer 9 1
5 .2 .6 Sintringsdiagrammer 97
5 .2 .7 Pressetrykkets indflydelse 98
5 .2 .8 Fast-fase sintring af legeringssystemer 98
5 .3 Flydende-fase sintring 99
5 .4 Sintringspraksis 10 7
5 .4 .1 Ovnudstyr 10 7
5 .4 .2 Sintringsatmosfære 11 1
6 Efterbehandling 11 7
6 .1 Kalibrering 11 7
6 .2 Imprægnering 11 8
6 .3 Dampoxidering 11 8
6 .4 Hærdning 11 9
6 .5 Overfladebehandling 11 9
6 .6 Lodning/svejsning 12 0
6 .7 Spåntagende bearbejdning 12 1
7 Andre P/M materialer og deres egenskaber . . . . 12 5
7 .1 Elektrotekniske og magnetiske materialer 12 5
7.1 .1 Kontaktmaterialer 12 5
7.1 .2 Glødetråde 12 6
7.1 .3 Permanente magneter 12 6
7.1 .4 Bløde magneter 130

7 .2 Friktionsmaterialer 13 1
7 .2 .1 Sintrede friktionsmaterialer 132
7 .3 Tribologiske egenskaber 13 3
7 .3 .1 Slidformer 134
7 .3 .2 P/M materialers tribologiske egenskaber 136
7 .3 .3 Topografi 141
7.4 Massive PIM materialer 14 4
7.4 .1 Pulverbaserede værktøjsstål 14 5
7.4 .2 Rustfrie stålrør fremstillet af pulver 14 7
7.5 P!M aluminiumslegeringer 14 8
7.5 .1 Egenskaber og kemisk sammensætning 14 8
7.5 .2 Tolerancer 15 1
7.6 Kobberbaserede materialer 151
Stikord 16 1

Forord
Denne lærebog indgår i et omfattende, modulopbygget system
af efteruddannelseskurser, »Efteruddannelse i Materialeteknologi«,
som har til formål at ruste dansk erhvervsliv til at
arbejde optimalt med såvel nye som kendte materialetyper.
Systemet dækker således alle materialetyper fra støbejern,
stål, rustfrit stål, aluminium og diverse metallegeringer over
plast, fiberforstærket plast og sandwichmaterialer til keramiske
og pulvermetallurgiske materialer . For hver materiale -
type vil der være kurser i relevante emner som grundlæggende
materialekendskab, materialevalg, forarbejdning o g
konstruktion, nedbrydningsformer og tilstandskontrol .
Tanken med det modulopbyggede efteruddannelsessyste m
er, at virksomheder — eller enkeltpersoner — har mulighed
for at sammensætte et kursusforløb, som er tilpasset det aktuelle
behov, hvad enten det drejer sig om at gå i dybde n
med et materialeområde, eller man ønsker at udvide sin e
kvalifikationer til flere materialetyper fx inden for et emn e
som forarbejdningsprocesser. Det er naturligvis vort håb, a t
denne lærebog enten i forbindelse med det pågældende kur -
sus — eller ved selvstudium — vil være et godt bidrag til en så -
dan opgradering af kvalifikationerne hos den enkelte .
For at bogen kan tjene både som kursusmateriale, opslagsbog
og kilde til supplerende viden, er den forsynet me d
mange figurer, der underbygger teksten, samt margentekste r
og index, der letter opslag. Visse afsnit i teksten vil være skrevet
med andre typer, samt forsynet med en grå streg langs
margen som indikation af, at det pågældende afsnit speciel t
henvender sig til læsere med ingeniørmæssig baggrund
el.lign . . I forbindelse med kurser vil bogen blive ledsaget a f
en arbejdsmappe indeholdende supplerende materialer,
øvelsesvejledninger, opgaver m .v.
Kurserne er udviklet i et konsortium bestående af Danmark s
Ingeniørakademi (maskinafdelingen), Dansk Teknologisk
Institut, FORCE Institutterne og Forskningscenter RISØ samt
en række danske virksomheder . En række medarbejdere i
virksomhederne har bidraget til udviklingsarbejdet i form af
klarlægning af behov og løbende vurdering af materialet ve d
7

deltagelse i følgegrupper. Udviklingsarbejdet er foretaget
med støtte fra Undervisningsministeriet (Lov 271 — Lov om
Efteruddannelse), og herunder har Indsatsgruppen for Materialeteknologi
samt de tilknyttede referees ligeledes ydet en
god indsats med henblik på afstemning mellem erhvervslivets
behov og materialets indhold .
Taastrup, marts 199 4
På konsortiets vegne —
Lorens P. Sibbesen
(projektadministrator)
8

Forord til M 3
Den foreliggende bog udgør sammen med en arbejdsmappe
det kursusmateriale, der anvendes i M3 : Fremstillingstekni k
- Pulvermetallurgi .
Dette kursus giver en grundig indførelse i fremstillingen af
pulvermetallurgiske komponenter og P/M materialers specifikke
egenskaber :
• Pulverfremstillin g
• Karakterisering og miljøforhold
• Pulveroparbejdning og kompaktering
• Sintring
• Efterbehandlin g
• Elektriske/magnetiske egenskabe r
• Friktion og tribologiske egenskabe r
Nærværende bog er en fortsættelse af den i 1992 udgivne
bog Ml: Materialekendskab, Pulvermetallurgiske materialer.
Udarbejdelsen af materialet er foregået i samarbejde med
Centret for Pulvermetallurgi under det materialeteknologiske
udviklingsprogram .
Følgende forfattere har medvirket :
Ole Kræmer, Dansk Teknologisk Institut, afsnit 4, 7 .2, 7.4 og 7 . 5
Allan Schrøder Pedersen, Forskningscenter Risø, afsnit 1 og 2
Per Kjeldsteen, Danfoss A/S, afsnit 7.3
Niels Strathe Mikkelsen, Grundfos A/S, afsnit 3, 5 .3, 5.4, 6 o g
7. 6
Knud Aage Thorsen, Danmarks tekniske Højskole, afsnit 5 .1 ,
5.2 og 7 . 1
Taastrup, juni 1994
Jan Lemkow
Dansk Teknologisk Institut
9

Pulverfremstilling 1
Indledning 1 . 1
Pulvermetallurgi betegnes ofte og med rette som en avance -
ret fremstillingsteknik. Man benytter hypermoderne maskiner
og kan ved hjælp af pulver fremstille avancerede materialer
med fremragende egenskaber. Men det er langt fra nogen
ny teknik at producere metalliske emner ud fra pulverformige
materialer uden at benytte sig af smeltning .
Det vides ikke præcist, hvornår de første jernbaserede metal -
materialer blev fremstillet; men det ligger adskillige tusinde
år tilbage i tiden og metoden var baseret på pulverteknik .
Man beherskede nemlig ikke opvarmningsmetoder, der kun -
ne nå tilstrækkelige temperaturer til smeltning af jern.
Sandsynligvis blev fremstillingsmetoderne først udviklet i
Mellemøsten eller Afrika . Man opvarmede blandinger af
jernoxider, trækul og (kalkholdige) skaller fra skaldyr ved
hjælp af en blæsebælg . Derved kunne man reducere jernoxiderne
og der blev dannet et svampet, metallisk jernmaterial e
bestående af små partikler, som kunne hamres sammen ti l
mere massive klumper i varm tilstand . Disse materialer m å
have indeholdt betydelige mængder af ikke-metalliske urenheder.
Der kendes dog bemærkelsesværdige eksempler p å
gode, bestandige strukturer fremstillet på denne måde .
Pulverfremstilling ved reduktion af 1 .2
metalforbindelser
Fremstilling af metalpulver ved reduktion af pulverformige
oxider er som nævnt i afsnit 1.1 den ældste metode og det e r
i dag tillige en af de dominerende metoder til fremstilling af
pulver til industriel anvendelse . Den form, som metoden an -
vendes i nu, blev udviklet i Höganäs i Sverige i begyndelsen
af dette århundrede .
Pulverlignende teknologier ha r
været anvendt allerede i oldtiden
Processen benytter jernoxid (i Höganäs benyttes ren magne- Jernoxid reduceres med kulstof
tit, Fe 304, fra de nordsvenske forekomster) som formales ,
tørres og magnetsepareres fra forskellige urenheder . Som re -
duktionsmiddel blandes en kulstofkilde, som f.eks . koks,
11

Figur 1 . 1
Mikrofoto af metalpartikle r
fremstillet ved reduktion af oxid
med kalksten, som reagerer med svovl i kulstoffet og forhindrer
svovlholdige indeslutninger i det færdige jernpulver.
Oxid og kulstofblanding fyldes derpå i keramiske rør af siliciumkarbid,
således at der inderst er en kerne af kulstofblanding,
dernæst et lag af oxider og til sidst atter et lag af kul -
stofblanding .
De fyldte, keramiske rør føres gennem en lang (150-200 m)
tunnelovn, hvor der opvarmes til omkring 1200°C . Ved denne
behandling finder en længere række af kemiske reaktioner
sted. Nettoresultatet er, at kulstoffet reagerer med oxygenatomeme
fra oxiderne under dannelse af kuldioxid og frit jern.
Jernpartiklerne sintrer til en vis grad sammen i rørform o g
der dannes et produkt, som kaldes svampejern og som slutteligt
behandles ved formaling, separering og evt. størrelsesfraktionering,
samt en varmebehandling for at blødgøre partiklerne,
der er hærdede fra formalingsprocesserne . Pulveret
sintrer under denne varmebehandling igen sammen, men
kun svagt og kan adskilles ved en let formaling og sigtning.
Pulveret er herefter klar til anvendelse.
Et eksempel på den partikelform, der opnås ved den beskrevne
proces, er vist i figur 1 .1 . Partiklen er meget porøs og
minder om en klassisk svamp. Denne form giver gode presseegenskaber
for pulveret og gør det meget anvendeligt til
pulvermetallurgisk produktion.
12

Atomisering 1 .3
Atomisering kan i partikelsammenhæng defineres som op -
brydning af en væske i fine dråber. Ordet "atomisering" må
ikke give associationer til enkeltatomer, der ligger mange
størrelsesordener fra traditionelle pulverpartikler.
Atomisering kan ske ved sammenstød mellem væsken og en
anden væske eller en gas. Alternativt kan atomisering ske
ved hjælp af centrifugalkræfter eller, hvis væsken indeholder
en signifikant mængde gas, ved eksponering for vakuum, s e
afsnit 1 .3 .3 .
Metalpulver fremstillet ved atomiseringsprocesser får en sta -
digt stigende betydning i industrielle anvendelser . Det er der
flere grunde til :
• Atomisering kan ske med en relativt høj proceshastighe d
(op til flere hundrede kg/min) .
• Partikelstørrelse og -størrelsesfordeling samt -form o g
overfladestruktur kan styres indenfor visse rammer.
• Der er meget omfattende direkte legeringsmuligheder
knyttet til atomiseringsteknikker og samtidig opnås en ensartet
kvalitet .
Vandatomisering 1.3 . 1
Ved vandatomisering rettes kraftige vandstråler under høj t
tryk mod en strøm af smeltet metal, hvorved smelten forstøves.
Figur 1.2 viser i diagramform funktionen af et vandatomiseringsanlæg
. I det viste princip tilføres der smeltet meta l
eller legering til en tragt, hvorfra det løber videre gennem
bundhullet og ned i et, ofte cirkulær, arrangement af vandstråler.
Her finder forstøvningen sted . Udløbshastigheden a f
metalsmelten er bestemt af diameteren af udløbshullet i bun -
den af tragten og denne hastighed har sammen med tryk o g
hastighed af vandstrålerne afgørende betydning for isæ r
størrelsen af de dannede partikler .
Smeltningen sker ofte, som vist på figuren, uafhængigt af selve
forstøvningsprocessen . Derved er det muligt at holde
fremstillingsprocessen i gang uden afbrydelser, idet man kan
benytte flere smeltedigler eller på anden måde tilføre smelten
løbende . Tragten, der reelt blot er en anden digel med et
13
Ved vandatomisering forstøves
en smeltet metalstrøm ved hjæl p
af vandstråler

Figur 1 . 2
Principdiagram for vandatomiseringsprocessen
Til separation a f
vand og partikle r
bundhul, fungerer da som reservoir, der udjævner svingningerne
i tilførsel af smelte.
Til smeltningen benyttes, afhængig af metallet eller legeringen,
som regel induktionsopvarmning i luft, argon eller evt.
vakuum. Andre opvarmningsformer finder dog også anvendelse,
som f.eks. opvarmning ved gas eller andet brændsel.
Der anvendes typisk en opvarmning til 100-150°C over materialets
smeltetemperatur for at undgå problemer med utilsigtet
størkning under processen og evt. for at opnå de rett e
værdier for viskositet og overfladespænding .
14

Der anvendes en lang række forskellige udformninger af
vanddyserne . Eftersom disse bestemmer vandstrømmen og -
mønsteret har de betydning for effektiviteten af forstøvningen
. Det er i høj grad en erfaringssag at finde et godt design
for vanddyserne og mange dyseudformninger er derfor beskyttet
af patenter eller holdes hemmelige. Som en tommel -
fingerregel kan det dog siges, at højt vandtryk, stor vandhastighed
og lav udløbshastighed af smelten giver små partik -
ler. De vandtryk, der anvendes i konventionel vandatomisering
ligger normalt i området 50-200 bar, med flow op til 30 0
1/min . Der benyttes som regel smelteflow op til 100 kg/min
og med disse parametre dannes typisk pulver med en middeldiameter
omkring 100 gm .
Efter forstøvningen bratkøles de enkelte partikler dels ved Partiklerne køles meget hurtig t
mødet med vandet fra dyserne og dels ved at ende i et vand- ved atomisering
fyldt bassin. Der kan på denne måde opnås kølehastigheder i
området 103-105 K/sek. Pulveret adskilles endelig fra vandet,
tørres og glødes evt . før det er klar til brug .
Den partikelform, der dannes ved vandatomisering, er vis t
på figur 1 .3 . Formen kunne overfladisk minde om formen
vist på figur 1 .1 for en reduceret partikel, men den vandatomiserede
partikel er ikke porøs i det indre, kun overfladen er
uregelmæssig (partiklens tilsyneladende densitet er større) .
Denne form giver imidlertid også gode presseegenskaber og
der opnås en relativt høj grøn og sintret densitet . Vandatomi -
seringen giver yderligere pulver af høj renhed og processen
er derfor meget anvendt, især hvor der stilles krav til P/M-
15
Figur 1 . 3
Mikrofoto af metalpartikle r
fremstillet ved vandatomiserin g
(rustfrit stål )

1 .3.2
materialernes kvalitet med hensyn til mekaniske egenskaber.
Det anslås, at der i dag på verdensplan fremstilles lige så meget
eller måske mere pulver ved vandatomisering som ved
reduktion af oxider.
På grund af den massive tilstedeværelse af vand under atomiseringsprocessen
er en lang række metaller og legeringe r
udelukket fra at blive vandatomiseret. Det gælder især materialer
baseret på letmetallerne aluminium, magnesium og titan
. Vandatomisering finder først og fremmest anvendelse p å
jernbaserede legeringer, herunder rustfri stållegeringer, hvo r
metoden er langt den dominerende fremstillingsmetode .
Vandatomisering benyttes desuden til kobberbaserede lege -
ringer samt visse specielle aluminiumlegeringer .
Gasatomiserin g
Gasatomisering har mange paralleller til vandatomisering,
men der anvendes som navnet udtrykker gasser til forstøvningsprocessen.
De anvendte gasser er overvejende luft, nitrogen,
argon og helium, der i princippet erstatter vandet i figur
1 .2 .
Ved gasatomisering forstøves Ved vandatomisering benyttes ofte den såkaldte "frit fald
smeltet metal med gasstråler konfiguration", hvor metalsmelten løber ud af tragten udelukkende
ved hjælp af gravitation og derefter falder frit en
kort vej inden den rammes af vandstrålerne. Denne konfiguration
benyttes også ved gasatomisering, men mere almindeligt
er et lukket design, hvor gasstrømmen rammer metalsmelten
umiddelbart efter udløbsrøret. Ved dette princip kan
gasstrømmen påvirke trykket ved smelteudløbet, så ma n
derigennem kan styre udløbhastigheden og evt . helt stoppe
smeltestrømmen .
Procesteknisk foregår gasatomisering som vandatomisering .
Mange anlæg er dog indrettet til batch-vis drift, altså afvikling
af en afmålt smeltemængde og derefter produktionsafbrydelse.
Der findes imidlertid også gasatomiseringsanlæg ,
der kontinuert 24 timer i døgnet gasatomiserer metalpulvere
under fortsat tilførsel af smelte til dysesystemet .
En stor fordel ved gasatomisering er at processen kan udføres
under helt rene betingelser, hvor ingen kemiske reaktioner
kan finde sted . Det har især betydning for letmetallerne,
som på grund af deres store reaktivitet overfor ilt oftest må
16

fremstilles under inert gas som argon eller helium . Disse me -
taller kan fremstilles helt rene og evt. også viderebehandle s
under inert gas i handskeboks . Der er således ingen materialemæssige
begrænsninger for processen, men de smelterelaterede
grænser der ligger i reaktioner mellem smelte og digelmateriale
(som med titan) er gældende her som ved andre
processer .
På grund af overfladekræfterne antager gasatomiserede pul- Gasatomisering giver oftest kugverpartikler
form som små kugler. Denne form ændres ikke, lerunde partikle r
eller kun ved sammenstød mellem partikler, under partikler -
nes videre flugt, hvor størkningen finder sted . De færdige ,
størknede partikler er derfor kuglerunde, hvilket giver væ -
sentligt dårligere presseegenskaber end for de vandatomise -
rede. Figur 1.4 viser et eksempel på gasatomiserede pulver -
partikler.
De gastryk, der arbejdes med ved gasatomisering, ligger i
området 20 og helt op til 200 bar og de partikelstørrelser, der
dannes, ligger med middeldiametre fra ca. 20 og op til flere
hundrede gm. Partikelstørrelsen er først og fremmest bestemt
af det anvendte forhold mellem gas og metal, således at et
stort gas/metal-forhold giver små partikler. Selve gastrykket
synes ikke at spille en afgørende rolle for partikelstørrelsen.
En særlig art af gasatomisering kaldes Ultrasonisk Gas Atomisering.
Ved denne teknik er gasdysen udformet så gassen
17
Figur 1 .4
Mikrofoto af metalpartikle r
fremstillet ved gasatomiserin g
(Cu — 6% Sn )

1.3.3
rammer smelten i form af trykpulser fra chokbølger. Teknikken
hævdes at give mere udbytte i det lave partikelstørrelsesområde.
En eventuel effekt er imidlertid tvivlsom .
Den store køle- og dermed også størkningshastighed, man
opnår ved gasatomisering, betyder at de størknede partikler
får en meget fin mikrostruktur og at man kan fastfryse faser
eller sammensætninger, som ikke kan opnås, hvis størkningen
sker under ligevægtsforhold, som det er tilfældet ved
størkning i strukturer af større dimensioner, kendt fra støbeprocesser
(sejringsfænomener) .
Den kuglerunde partikelfacon, som gasatomiseringen medfører,
giver disse pulvere dårlige presseegenskaber og man e r
derfor ofte henvist til at benytte andre kompakteringsmetoder.
Varm isostatisk presning (Hot Isostatic Pressing) er en industrielt
brugt metode til konsolidering af gasatomiseret pulver.
Ved at benytte HIP kan en del af de materialemæssige
fordele ved de hurtigt størknede partikler bevares som f.eks.
en fin og jævn fordeling af legeringselementer i højt legerede
materialer. Dette udnyttes eksempelvis til fremstilling af høj t
legerede rustfri stål, værktøjsstål og high-speed stål . Et andet
pulverteknologisk område, hvor man med fordel benytter de
runde gasatomiserede pulvere er sprøjtestøbning (Metal Injection
Moulding) . Gasatomiseret pulver giver her en nemmer e
bindertilblanding, bedre fyldning af formen og mindre svind
end vandatomiserede pulvere (minimal bindermængde) .
Endelig bør det nævnes, at gasatomiserede pulvertyper finder
anvendelse i forskellige pålægningsmetoder som plasmabue-svejsning,
flamme- og plasmasprøjtning .
Midge atomiseringsmetoder
Der er udviklet mange specialise- Med henblik på at opnå særlige egenskaber af atomiserede
rede atomiseringsteknikker pulvere er der udviklet en række specielle teknikker, som alle i
større eller mindre grad er baseret på de ovenfor nævnte prin -
cipper for findeling af smeltet metal. Følgende skal nævnes :
A. Olieatomisering :
Metoden er identisk med vandatomisering, men der an -
vendes forskellige kulbrinter i form af olie til forstøvningsprocessen.
Formålet er at undgå den oxidation, so m
er så at sige indbygget i vandatomiseringen . Olieatomisering
har været benyttet til fremstilling af højkvalitetsstå l
18

med lavt indhold af oxygen. På grund af pyrolyse af kulbrinterne
medfører olieatomisering til gengæld ved høje -
re temperaturer optagelse af kulstof og en efterfølgend e
fjernelse af dette vil derfor tit være påkrævet .
B. Roterende Elektrode Atomisering :
Ved denne proces smeltes materiale i den ene ende af en
rund stang, der er i hurtig rotation omkring sin ege n
længdeakse . Derved slynges smeltede dråber af metallet
fri på grund af centrifugalkræfterne . Der opnås en sfærisk
partikelform som ved gasatomisering. Fordelen ved metoden
er at metallet ikke er i kontakt med noget digelmateriale
og derfor ikke danner kemiske reaktionsprodukter
i den forbindelse .
C. Vakuum Atomisering:
En smelte der er overmættet med en gasart vil ved pludselig
eksponering for vakuum søge at frigive gasarten
meget hurtigt . Gasfrigørelsen, der afhængig af omstændighederne
kan antage næsten eksplosionsagtig karakter,
vil medrive dele af smelten og denne proces udnyttes ti l
pulverfremstilling . Ofte benyttes hydrogen som den op -
løste gas (under forudsætning af at hydrogen har en tilstrækkelig
opløselighed i metallet) . Der opnås sfærisk e
partikler, som dog ofte indeholder en restkoncentration a f
den benyttede gasart.
D. Roterende Disk Atomisering:
Ved denne proces løber en metalsmelte ned på en hurtigt
roterende disk hvorfra smeltede dråber udslynges af centrifugalkræfterne
. Processen kan kombineres med en efterfølgende
hurtig køling med inert gasart . Der opnå s
sfæriske partikler .
E. Spinning Cup Atomisering :
Processen benytter en hurtigt roterende kop, der er udformet
så den kan indeholde en bratkølende væske unde r
rotationen . Indledningsvis gasatomiseres metalsmelten .
Umiddelbart efter gasatomiseringen rammer partiklerne
den hurtigt roterende væskeoverflade og der sker her e n
yderligere findeling af dråberne samtidig med at de ud -
sættes for en bratkøling i væsken .
Den sidstnævnte proces er et eksempel på kombination af t o
teknikker til findeling af metalsmelte . Der findes en lang
19

ække andre kombinationer, som imidlertid ikke skal nævnes
her, idet de ikke spiller nogen praktisk rolle og i de fleste tilfælde
næppe giver resultater, der står mål med de eksperimentelle
anstrengelser ved kombinationen .
1 .4 Andre metoder til fremstilling af metalpulvere
1 .4 .1 Pulverfremstilling ved hjælp af carbonylforbindelse r
En række metaller, og herunder specielt jern og nikkel, dan -
ner meget stabile kompleksforbindelser med kulmonoxi d
(den stærke giftvirkning af denne gas består i kompleksdannelse
med blodets jern), såkaldte metalcarbonyler, som oft e
er flygtige . Jern danner forbindelsen Fe(CO)5, jern pentacarbonyl,
ved direkte reaktion med kulmonoxid. Carbonylforbindelsen,
der for jern er en væske ved stuetemperatur, ren -
ses derefter ved destillation og kan derpå sønderdeles til metal
og gas ved fordampning og opvarmning .
Carbonylpulvere er meget rene Materialerne, der opnås på denne måde er på grund af destillationen
meget rene med hensyn til de fleste andre grund -
stoffer, men kulstof og oxygen vil naturligvis være til stede i
et vist omfang . Disse rester kan dog i meget høj grad fjernes
ved kemiske processer.
1 .4.2 Elektrolyse
Carbonylpulvere har oftest kugleform og kan fås med middelpartikelstørrelser
fra under 1µm og typisk op til omkrin g
10 µm. De benyttes til såvel presning som sprøjtestøbning o g
til matrixmateriale i forskellige kompositter. Derudover ha r
denne pulvertype en række elektroniske og kemiske anvendelser
indenfor f .eks. katalyse, organisk kemi, farmaci og levnedsmidler.
Elektrolytisk udfældelse af metaller fra vandige opløsninger
af metalsalte kan med de rette procesbetingelser finde sted i
pulverform. Processen giver pulvere af meget høj renhed o g
med en uregelmæssig form, der teknisk set gør dem meget
egnede til presseanvendelser. Når denne fremstillingsmetod e
alligevel ikke finder udbredt kommerciel anvendelse skylde s
det, at procesomkostningerne er høje og derfor giver et dyrt
pulver. For kobberpulver er denne metode dog anvendt
f.eks. til pulvere til selvsmørende lejematerialer.
20

Hydrometallurgi 1 .4 . 3
Især til fremstilling af kobberpulver kan hydrometallurgiske
processer anvendes . En kobberholdig jordart udvaskes med
vand og af den kobberrige opløsning kan man derefter ud -
vinde pulver ved forskellige kemiske metoder. Hydrometallurgiske
metoder spiller ikke nogen væsentlig rolle i kommerciel
pulverproduktion.
Mekaniske metoder 1 .4 .4
Metalpulver kan fremstilles ved en række mekaniske metoder
som f .eks. forskellige spåntagende eller formalende processer.
En anvendt metode er børstning med stålbørster fra massiv e
emner af det pågældende materiale . Denne metode anvendes
f.eks. til fremstilling af magnesiumpulver .
Formaling i f.eks. kuglemøller kan benyttes direkte til pulverfremstilling,
hvis det drejer sig om tilstrækkeligt sprød e
metalmaterialer. Er materialet imidlertid duktilt er metode n
ikke direkte egnet. Man kan i så fald benytte sig af at viss e
kemiske forbindelser af metallerne kan være sprøde og til a t
formale. Som eksempel kan nævnes at zirkonium danner et
sprødt hydrid, der let lader sig formale og som ved opvarmning
derefter danner zirkoniumpulver og brint .
Ultrafine pulvere 1.4. 5
Ultrafine pulvere skal her defineres som pulvere med partik- Ultrafine pulvere har partikel -
ler i størrelsesområdet 5-100 nm (1 nm er en milliontedel størrelser i nanometerområde t
mm). Der findes forskellige fremstillingsmetoder for denn e
pulvertype . En metode er formaling i højenergi kuglemøller .
Denne metode har en relativt stor produktionshastighed,
men processens stadige mekaniske indvirkning på partikler -
ne medfører en meget høj defekttæthed, som kan være gene -
rende i mange sammenhæng.
En anden metode er fordampning af det metalliske material e
ved høj temperatur og lavt tryk (typisk nogle få mbar) og efterfølgende
rekondensation på en kold finger kølet med flydende
kvælstof. Afhængig af den anvendte gasart, som kan
være helium, og det benyttede tryk dannes ved den kolde
21

zone større eller mindre agglomerater af metalatomerne . Disse
agglomerater kondenserer derefter på den kolde finger og
kan endelig skrabes af og opsamles .
På grund af den meget lille partikelstørrelse har ultrafin e
pulvere en høj sintringsaktivitet og et enormt overfladearea l
pr. vægtenhed . Selv metaller, der normalt betragtes som rimeligt
passive, vil øjeblikkeligt reagere med ilt og danne oxider
ofte i form af en brand .
Ultrafine pulvere anvendes ikke i industriel produktion, men
der er fra mange sider forventninger om, at de vil vinde ind -
pas i forskellige nicheområder på grund af nogle bemærkelsesværdige
fysiske og kemiske egenskaber .
Reference r
1. Metals Handbook . Ninth Edition . Volume 7, American
Society for Metals, Metals Park, Ohio, 1984 ,
22

Karakterisering af pulvere og 2
miljømæssige forhol d
Indledning 2 . 1
Interesse for at karakterisere et pulver hænger sammen med ,
at det for en given anvendelse af det pågældende pulver er
værdifuldt at vide, hvilke egenskaber pulveret har, hvorda n
pulveret opfører sig . Karakterisering af et pulver er derfo r
uløseligt knyttet til, hvordan pulveret tænkes anvendt o g
hvilke egenskaber, der er relevante for anvendelsen . Det kan
f.eks. være vigtigt at kende hastigheden, hvormed et pulver
kan løbe igennem et hul eller et rør uden andre ydre påvirkninger
end tyngdekraften. Eller det kan være pulverpartiklernes
tilbøjelighed til at sintre sammen ved opvarmning ,
som har interesse . Det kan derfor strengt taget ikke på forhånd
afgøres, hvilke egenskaber og karakteriseringsmetoder,
der bør omtales i en generel gennemgang af pulverkarakterisering
.
En given anvendelse kan kræve viden om specielle egenskaber,
som ikke kan findes omtalt i nærværende tekst . Der kunne
f.eks. i en anvendelse være interesse for kendskab til elektrostatiske
egenskaber af et pulver. Ofte vil det være vanskeligt
at finde egnede og etablerede karakteriseringsmetode r
for sådanne egenskaber og undertiden kan det være nødvendigt
at udvikle en dediceret metode, som giver netop de ønskede
oplysninger om pulveret . Erfaringsmæssigt er der do g
en række egenskaber ved et pulver, som næsten altid er af interesse
ved arbejde med pulvermaterialer. Dette afsnit giver
en indføring i en række af de mest almindeligt efterspurgte
pulveregenskaber og tilhørende karakteriseringsmetoder .
Størrelse og størrelsesfordeling 2 .2
En meget udbredt måde at karakterisere et pulver på, er a t
benævne det med et tal, som f.eks . et "0.5 µm pulver" . Man
angiver altså netop et tal som udtryk for partiklernes størrelse
. Sådan en angivelse er naturligvis i sig selv helt utilstrækkelig
til at beskrive pulveret, men den indeholder dog en me -
get væsentlig information om pulveret. Oplysningen giver en
fornemmelse af, hvor på størrelsesskalaen det pågældende
pulver skal placeres og for den, der har erfaring i arbejde
23
Et pulver karakteriseres ofte ved
en størrelse og en størrelsesfordelin
g

med pulver, vil oplysningen i en koncentreret form dække en
stor del af, hvad der er nødvendigt at vide om pulveret .
Mange teknisk relevante egenskaber ved et pulver er nemli g
bestemt af pulverpartiklernes størrelse. Hvad skal man d a
mere præcist forstå ved "størrelsen af et pulver" og hvorda n
bestemmes størrelsen?
Undersøger man et pulver under mikroskop, eventuelt e t
elektronmikroskop, vil man se at pulveret er sammensat a f
partikler med kolossal variation i form og størrelse (i dett e
afsnit anvendes ordet partikel om de enkelte legemer eller
bestanddele, der udgør pulveret. I megen litteratur, og det
gælder såvel dansk som engelsk litteratur, skelnes der ikke
mellem partikel og korn. Udtrykkene "kornstørrelse" og
"partikelstørrelse" bruges synonymt . Denne mangel på skelnen
er uheldig, fordi korn traditionelt dækker en krystallografisk
enhed, altså et krystalkorn. En partikel kan derimo d
være sammensat af et vilkårligt antal korn . Afhængig af
størrelsesområdet og materialegruppe vil det sidste som re -
gel være tilfældet . Som regel vil det dog af sammenhæng
kunne udledes om udtrykket "korn" anvendes om krystalkorn
eller om partikler). Koncentrerer man sig nu om en enkelt
partikel vil man se, at man selv i dette tilfælde ikke ka n
give en dækkende beskrivelse af partikelstørrelsen ved hjæl p
af et tal, som man f.eks. kan med højden af et hus. Årsagen til
forskellen er, at huset på forhånd er orienteret (alle ved hva d
der er op og ned på et hus) så det er indlysende, hvor ma n
skal måle højden . Tilsvarende gælder det ikke for en partikel,
som er helt tilfældigt placeret ved prøveprepareringen, a t
man umiddelbart kan afgøre, hvordan den kan eller skal må -
les. Det er nødvendigt for at opnå en måling på denne måde ,
at indføre et tilfældighedsprincip: at måle partiklerne i tilfældige
retninger i forhold til deres placering . Allerede her er
der så givet afkald på, hvad man kunne kalde eksakte målinger
af partiklernes størrelse . Samtidig er det illustreret, at de r
ikke findes nogen naturgivet, selvindlysende definition a f
"størrelsen af en partikel", hvis definitionen vel at mærk e
skal have generel anvendelighed, dvs . kunne bruges uden
hensyn til partiklernes form.
En pulvermængde af praktisk håndterbar masse (f.eks . 10 g)
består af et meget stort antal partikler. Afhængig af massefylden
vil 10 g materiale i form af kuglerunde partikler med
diameter 10 gm bestå af omkring 5 millioner partikler. Ved
en mikroskopbaseret måling som beskrevet ovenfor kan man
24

måske måle på nogle hundrede eller, med automatisk billed -
analyse, nogle tusinde partikler, svarende til af størrelsesor -
denen en promille af materialet . Derved introduceres endnu
en statistisk ubestemthed på målingen . Dette sammenhold t
med den nævnte mangel på definition viser, at det ikke e r
muligt at gennemføre en fuldstændigt dækkende, direkt e
måling af partikelstørrelse for et pulver. En måling kan man
dog godt foretage, men må så gøre sig klart, hvad der e r
grundlaget for målingen og hvilke begrænsninger den har .
Hvis man foretager en måling af partikelstørrelse efter d e
ovenfor beskrevne principper (tilfældig tværsnitsmåling af Histogrammet er en god måde at
partikler i en stikprøve) vil man for alle praktisk forekom- illustrere en størrelsesfordelin g
mende systemer finde, at der er en spredning på måleresulta- På
terne. De kan derfor gengives ved en fordeling over størrelsesområder,
med en tilhørende middelværdi og mål for, hvor
stor spredningen på resultaterne er . En god måde at anskueliggøre
målingerne på er at anvende et histogram eller en kumuleret
fordelingskurve for resultaterne. Eksempler på disse
to former er vist i figur 2 .1 .
%
100 –
o, 50 –
c
a)
1 1 0
Partikel størrelse
r
10 0
- 5
-
%
1 0
r
ø 1000 µ m
I histogrammet inddeles hele det undersøgte størrelsesområde
i mindre intervaller (som ikke behøver at være ækvidistante).
I hvert interval angives så ved højden af en søjle,
hvor mange partikler, der er fundet med en målt udstrækning
imellem de pågældende grænser. Søjlerne i histogram -
met kunne også vise, hvor meget volumenet var, af de partik -
ler, der blev fundet i det tilhørende størrelsesinterval (tilnær -
E
25
Figur 2 . 1
Resultatet af den samme målin g
gengivet dels som histogram o g
dels som kumuleret fordelings -
kurve

met ved simpelt hen at multiplicere antallet af partikler me d
rumfanget af en kugle med radius midt i størrelsesintervallet).
For et givet materiale (densitet) ville det sidste histogram
fortælle, hvor megen masse der findes i størrelsesintervallet
og det er ofte præcis, hvad man er interesseret i . For
begge de nævnte histogramtyper gælder at de kan normaliseres
til %-visning ved division af søjlehøjdedata med henholdsvis
det totale antal partikler, der er målt, og den total e
masse af den målte prøve. Denne normaliserede præsentation
af måledata er som regel den mest illustrerende, men in -
deholder ikke mere information end de andre . Figur 2.1 viser
et normaliseret histogram baseret på antaldata . Funktionen,
der er bestemt af søjletoppene, kaldes også en frekvensfunktion,
idet den viser hvor ofte (med hvilken frekvens) man vil
finde partikler af den pågældende størrelse, hvis man tilfældigt
udtager partikler af pulveret.
Den kumulerede fordelingskurve for et pulver viser for en
given partikelstørrelse, D, hvor stor en andel af partiklerne,
der har en størrelse, der er mindre end eller lig med D. Som
for histogrammet kan fordelingskurven være baseret på data
for antal eller volumen . Kurven i figur 2 .1 viser antaldata .
Andre egenskaber, f.eks . tværsnitsareal eller overfladeareal,
kunne i øvrigt også lægges til grund for såvel histogram so m
akkumuleret fordelingskurve, men denne mulighed skal ikke
beskrives yderligere her.
For et datasæt som vist i figur 2 .1 kan man finde en middelog
en mediandiameter (50%-fraktil) samt en standardafvigelse.
Middeldiameteren (summen af alle målte diametre divideret
med antallet af målinger) betegnes ofte d m og mediandiameteren
(den diameter, hvorunder 50% af den målte mængde
befinder sig) ofte d50. Disse to størrelser benyttes tit i flæng,
hvilket er principielt forkert, da det er to forskellige ting; men
i praksis er forskellen mellem dem som regel lille sammenlignet
med f.eks . den generelle måleunøjagtighed. Middel- eller
mediandiameteren benyttes som udtryk for partikelstørrelsen
af et pulver når den skal karakteriseres i et tal .
Standardafvigelsen er et udtryk for, hvor bredt et interva l
man skal lægge omkring middelværdien for at omfatte 90 %
af alle målte partikler. Eller sagt på en anden måde: kun 10 %
af partiklerne vil falde udenfor et område begrænset af mid -
delværdien ±standardafvigelsen . Standardafvigelsen illustrerer
således, hvor bred fordelingskurven er .
26

Ud fra oplysning om middeldiameter og standardafvigelse
kan man ofte tegne en fordelingskurve, der groft tilnærmer
den korrekte . Det er i så fald baseret på antagelsen om at for -
delingskurven er "pæn", dvs. symmetrisk omkring middel -
værdien, med en rimelig klokkeform, den såkaldt normale
fordeling . Det er dog langt fra alle størrelsesfordelinger for
pulvere, der er normale . F.eks. findes tit fordelinger, der er logaritmisk
normaltfordelte, dvs . logaritmen til størrelsen er
normalfordelt . I praksis betyder det, at fordelingskurven er
skæv med en "hale" mod store partikeldiametre. Figur 2 .2 viser
fordelingsdata for det samme pulver, men med henholdsvis
lineær og logaritmisk størrelsesskala .
1 1 0
Partikel diameter
a .
Partikel diameter
b .
Metoder til måling af partikelstørrelse 2 .3
Billedanalyse 2.3 . 1
Figur 2 . 2
De samme størrelsesdata vist
med logaritmisk (a) og lineær (b)
størrelsesdata
I afsnit 2 .2 er omtalt en metode til måling af partikelstørrelse, Undersøgelse af mikroskopbille -
nemlig måling baseret på mikroskopbilleder af pulveret . der er en pålidelig metod e
Denne metode, som også kaldes billedanalyse, må betegne s
som yderst pålidelig, hvis den vel at mærke udføres på et til -
strækkeligt statistisk grundlag (antal partikler og proveud -
tagning/-preparering) . Man må dog være opmærksom på, a t
et 3-dimensionalt problem ved denne metode analyseres i
kun 2 dimensioner .
Som kontrol af andre analysemetoder er mikroskopiske undersøgelser
uundværlige . Man opnår i mikroskopet et direkte
indtryk af, hvordan pulverpartiklerne ser ud og får ogs å
en fornemmelse af, hvilken størrelse de har. Hvis man udelukkende
benytter sig af andre analysemetoder er der alti d
en risiko for, at en systematisk fejl er til stede og det må der -
for anbefales altid at støtte andre resultater med mikroskop -
undersøgelser som stikprøvekontrol .
1 0
100 10001.Lm
Y !
LL0 _
0 200 400 600 800 1000µ m
27

2.3.2 Sigteanalyse
Mikroskopbaserede, kvantitative metoder er dog som rege l
meget ressourcekrævende, især tidkrævende, og adskillige
andre metoder til størrelsesbestemmelse er derfor blevet ud -
viklet. Disse er alle baseret på, at en række egenskaber af pul -
verpartiklerne hænger nært sammen med deres størrelse .
Måling af disse sekundære egenskaber "oversættes" så til op -
lysning om størrelsesforhold .
Sigtning er simpel og relativt Størrelseanalyse ved hjælp af sigtning er forholdsvis simpel
hurtig at udføre og det nødvendige udstyr er billigt at anskaffe. Sigteanalyse
er derfor den altovervejende anvendte metode ti l
størrelsekarakterisering i det størrelsesområde, hvori der findes
anvendelige sigter . Det ukomplicerede og traditionelle
størrelsesområde for sigteanalyse går fra 38 gm i maskestørrelse
og op . Ved mere specielle sigteanalyser findes der små
sigter, der går helt ned til 5 gm i maskevidde .
Sigteanalyse udføres ved at en række sigter med forskellig e
maskevidder anbringes i en stak efter maskevidde med pulverprøven
placeret i den øverste (største) sigte. Sigterne sættes
i vibrationer, enten ved mekaniske påvirkninger for sigte r
over 45 gm eller ved påvirkning med ultralyd for de småmaskede
sigter. Sigtningen fortsættes til der er opnået en tidsuafhængig
vægtfordeling i sigterne, hvilket konstateres ve d
vejning med forsigtighed, så der ikke mistes materiale . Når
vægtfordelingen er konstant vejes de enkelte mængder i sig -
terne. Størrelsesgrænserne for disse fraktioner er givet ved
de to på hinanden følgende sigters maskestørrelser og man
opnår på denne måde data, der umiddelbart kan omsættes i
et histogram baseret på volumen (jvf. diskussionen i afsnit
2 .2) .
Da udstyr til sigteanalyse findes så at sige alle steder, hvor
der arbejdes med pulver, er sigteresultater ofte grundlag fo r
sammenligninger mellem forskellige laboratorier. Der er derfor
opstillet standarder for, hvordan sigteanalyser skal udføres.
Standarden (ASTM-B214,MPIF-05,ISO-4497) specificerer
sigten (bl .a. vævet af metaltråd), sigtebevægelse (rotation
kombineret med stød), prøvemængde (densitet >1 .5 : 100 g,
densitet

Det kan ofte være vanskeligt at opnå en kvantitativ adskillelse
af pulverpartiklerne ved sigtning . Årsagen er især, at der
benyttes for stor mængde pulver i forhold til sigtens areal .
Derved kan der opstå to problemer, 1) sigtemaskerne bloke -
res af partikler, som har sat sig fast i hullerne og 2) i zonen
umiddelbart over sigtevævet sker en opkoncentrering af store
partikler, som ikke kan passere og derfor blokerer for d e
ovenfor liggende mindre partikler, som burde passerere .
Agglomerering er et andet problem, som kan give anledning
til fejlagtige resultater af sigteanalyser. Agglomerering ske r
enten ved at små partikler knyttes sammen til bolde eller ved
at små partikler bindes til overfladen af en stor partikel . I
begge tilfælde vil sigteanalysen registrere for store partikelstørrelser
og altså et forkert resultat. Agglomereringstendenser
er dog et problem i alle former for størrellsesanalyse o g
det er generelt meget vigtigt at sikre en størrelsesmåling mod
dette fænomen .
Sigter vibreret med lyd findes som nævnt ned til en maskestørrelse
på 5 gm . Sigterne er fremstillet ved f.eks. fotoætsning
og har som regel en diameter på 75 mm . Ved ultralydsigtning
må der anvendes små prøvemængder (størrelsesordenen
1 g), men der kan opnås gode resultater ved denn e
metode. Figur 2 .3 viser resultater af ultralydsigteanalyse
sammenlignet med andre metoder .
wt %
100 -
80 -
60 -
40 -
20 -
0
1 1 0
Partikel diameter
" 100 1
29
Figur 2 . 3
Sammenligning af data bestemt
ved billedanalyse, sigtning o g
diffraktio n
- Billed analyse
- 0— Laser diffraktion
-0-- Sigtnin g
1000µ m

2.3 .3
Laser
Spredning af lys
Lys spredes (afbøjes) når det rammer en partikel. Vinkelen,
hvormed det spredes, afhænger af partiklens størrelse . Dette
fysiske fænomen kan udnyttes til analyse af størrelsesfordeling
for et pulver. Sendes en tynd stråle af lys ind i en opslemning
af pulver, vil lyset spredes i en vifte af vinkler (se
figur 2.4), således at lysintensiteten i en vinkel er proportional
med antallet af partikler, som har givet anledning til
spredning i den pågældende vinkel. En måling af lysintensitetens
vinkelafhængighed giver derfor, sammen med kend -
skab til relationen mellem afbøjningsvinkel og partikelstørrelse,
data til bestemmelse af et histogram eller en fordelings -
kurve for pulveret. Ved den mest anvendte teknik (Fraunhofer-diffraktion)
er det en forudsætning at partikelstørrelsen
er meget mindre end lysets bølgelængde . Dette sætter e n
grænse for hvor små partikler, der kan måles . I praksis går
grænsen for de fleste kommercielle udstyr omkring 0,1 gm
mens den øvre grænse ligger over 500 gm . Metoden forud -
sætter desuden en partikelkoncentration, der er tilstrækkeligt
lav til at dobbeltspredning undgås .
Optik Pulve r
partikle r
Figur 2 .4
Lins e
Detekto r
Principdiagram for størrelsesbestemmelse ved hjælp af laser-diffraktion
Lysspredningsprincipper hviler på teori for spredning af lys
på kugleformede partikler . Den irregulære form, de flest e
pulverpartikler har, medfører derfor en fejl i målingen . Det
resultat, der kommer ud af målingen, er en bestemmelse af
diameteren i en kugle med samme tværsnitsareal som den
faktiske partikel .
Analyse ved lysspredning er me- Analysemetoder baseret på spredning af lys er meget hurtige
get hurtig at anvende, hvad angår selve målingen. Der er tale om få minutter
til bestemmelse af størrelsesfordelingen af et pulver
indenfor et størrelsesområde på 2 — 3 dekader. Pulverpartik-
30

lerne kan opstemmes enten i luft eller i en væske, det sidst e
er mest udbredt. Begge bæremedier giver anledning til agglomereringsproblemer,
men mulighederne for at eliminere
disse er størst for væsker, idet der her findes et bredt spektrum
af valgmuligheder og idet væske giver mulighed for at
anvende ultralydspåvirkning til at knuse eventuelle agglomerater.
Det kræver erfaring at foretage pålidelige bestemmelser
af størrelsesfordelinger ved lysspredning, bl .a. med
hensyn til valg af væske og pulverkoncentration . Der findes
dog for en lang række materialer tabeller over egned e
væsker og koncentrationer.
Under målingen cirkuleres pulveropslemningen forbi lysstrålen
ved hjælp af en pumpe . Denne mekaniske påvirkning
af systemet kan medføre bobbeldannelse i væsken, der igen
kan give anledning til et falsk partikelbidrag, som regel i det
høje størrelsesområde. Den erfarne operatør vil dog være opmærksom
på dette forhold og kan af målingerne se, hvornår
bobbeldannelse ødelægger målingen .
Andre metoder 2.3 .4
Især tidligere har man anvendt en lang række andre metode r
til størrelseskarakterisering af pulvermaterialer. Følgend e
skal nævnes her efter funktionsprincip :
Sedimentation:
som bygger på, at faldhastigheden for en partikel i en væske
afhænger af partikelstørrelse . Anvendeligt størrelsesområde :
1-100 µm med gravitation (0 .1 som nedre grænse med centrifugering
)
Gennemtrængelighed:
hvor målingen hviler på, at luftarters flowhastighed gennem
en pakket pulvermasse er afhængig af partikelstørrelsen. Anvendeligt
størrelsesområde: 0.5-25 gm .
Lysblokering:
registrerer partiklernes skyggevirkning på lys i parallell e
bundter. Anvendeligt størrelsesområde : 1-100 µm .
Fælles for disse metoder er, at de tidligere har været anvendt
i nogen udstrækning, men at de nu i stadig højere grad ud -
konkurreres af laserinstrumenter baseret på lysspredning .
Formodentlig vil denne udvikling fortsætte også fremover,
31

2.3 .5
Måleresultater kan verificere s
ved hjælp af kalibrerings- elle r
referencepulver e
2.4
ikke mindst på grund af den lette brug og de gode resultate r
for denne type udstyr.
Endelig bør nævnes:
Elektro Sensing Zone :
som bygger på, at en partikel der anbringes i et strømfelt,
ændrer dette felt. I praksis opretholdes en konstant elektrisk
strøm i en ledende væske over to elektroder. Gennem en åbning
med meget lille diameter føres partikler til analyse igennem
dette strømfelt. Når en partikel befinder sig i feltet ændres
modstanden og en ændret elektrodespænding registreres
i elektronikken . Modstandsændringen er afhængig af partiklens
størrelse (volumen) og spændingspulsen kan derfor omregnes
til et volumen . Princippet kan benyttes i størrelsesområdet
0,3-100 .tm og er stadig anvendt en hel del til måling af
små partikelstørrelser.
Kalibrering og referencematerialer
Som nævnt i afsnit 2 .3.1 er der grund til at overbevise sig om
at resultatet af en størrelsesanalyse er korrekt eller i hvert
fald rimeligt. Dette kan gøres ved at udføre analysen med to
forskellige metoder og sammenligne resultaterne . Den ene
metode kan med fordel være mikroskopisk .
En anden mulighed for at verificere et resultat er at kalibrer e
måleudstyret med partikler af en på forhånd kendt størrelse .
Der findes tilgængeligt kalibreringspulvere med kugleformede
partikler i størrelsesområdet fra 0,5 tm og op . Disse pul -
vere har en meget smal størrelsesfordeling, typisk med et for -
hold mellem standardafvigelse og middelværdi på omkring
10 % .
Endelig kan man benytte sig af et referencepulver, som har
været undersøgt på en række anerkendte laboratorier og som
har en veldefineret og veldokumenteret størrelsesfordeling.
Referencen forskriver de acceptable afvigelser for målinge r
på sådanne pulvere foretaget på forskellige laboratorier.
Morfolog i
Egenskaberne af et pulver er som nævnt i meget høj grad be -
stemt af pulverpartiklernes størrelse . Partiklernes form spiller
imidlertid også en væsentlig rolle for pulverets egenskaber .
32

Morfologien (græsk morphe : form) af et pulver er traditionelt
blevet beskrevet i kvalitative udtryk . Dette skyldes, at
det kun for visse meget simple partikelformer er muligt at
give en kvantitativ beskrivelse af formen ved hjælp af e n
overskuelig talmængde. I mangel af bedre karakteriserings -
metoder har man derfor været nødt til at benytte meget kvalitative
beskrivelser.
Britisk Standard angiver en række form-deskriptorer for e n
række partikelformer. Følgende beskrivelser anvendes i BS
2955 :
Acikulær : nåleforme t
Angulær : skarpvinldede kanter
Krystallinske : form i retning af smykkeste n
Dendritisk: grenet (som grantræ), krystallinsk for m
Fibre : trådlignende
Flager : flageformed e
Granulær: uregelmæssig form, ensartede dimensione r
i x,y og z
Svampeform porøs, uregelmæssig form
Udtryk af denne art kan med fordel anvendes til at beskrive
partikelformer med. Der findes imidlertid også mere kvantitative
formangivelser, som først og fremmest finder anvendelse
på simple geometrier .
Hvor partikelformen er aflang eller nåleformet kan det være
hensigtsmæssigt at angive forholdet mellem længden o g
bredden (vinkelret på hinanden) af partiklen. Dette forhold
er ofte ret let at danne ud fra mikrobilleder af pulveret og ha r
i mange situationer et nyttigt fysisk indhold .
Hvis en partikelprojektion (som på et foto) indskrives i et
rektangel med mindst muligt areal, kan forholdet mellem siderne
i rektanglet være et brugbart mål og man kan desuden
måle en rumfaktor som forholdet mellem arealerne af parti -
kelprojektionen og rektanglet . Endelig kan man danne for -
holdet mellem kvadratet på partikelprojektionens omkred s
og arealet af rektanglet. Derved opnås en overfladefaktor.
33
Det er vanskeligt at give en dæk -
kende beskrivelse af partikelfor-
me r

2.5
Fælles for alle disse kvantitative formangivelser er, at de kun
meget sjældent anvendes i praksis og da næsten udelukkende
i videnskabelige afhandlinger. I forbindelse med produktion
og lignende benyttes kun kvalitative udtryk af den
ovenfor anførte art .
Overfladearea l
Overfladearealet af et pulver er ikke definerbart på samme
måde som et overfladeareal af et geometrisk emne . Problemet
svarer til at oplyse længden af Danmarks kystlinie . Denne
længde kan man godt slå op i et leksikon, men den vil
være målt op på et kort uden hensyntagen til små uregelmæssigheder
i kystlinien, som mindre bugtninger eller store
sten, der ligger i vandlinien . Går man længere ned i skala m å
man tage hensyn til grus og sandskorn som ligger i vandlinien
(helt bortset fra at vandlinien ikke er konstant på grund af
bølgeslag m.m .) og går man endnu længere ned i skala må
der tages hensyn til at strandmateriale er porøst . Tager man
alle disse hensyn vil Danmark få en kystlinielængde, som e r
astronomisk, men som ikke har et umiddelbart informations -
indhold . Når alle stiller sig tilfredse med en længde målt op
på et kort, er det altså ikke fordi den er absolut rigtig, men
fordi den er nyttig. Den kan f.eks. bruges til at beregne, hvor
mange meter strandbred hver kan få hvis vi alle tager ti l
stranden en sommerdag .
I analogi med ovenstående må man ved måling af overflade -
areal vælge en målemetode, som giver et brugbart resultat og
som alle kan enes om at anvende . Den metode, der de facto
benyttes, er en måling af, hvor mange molekyler af en given
gasart, der medgår til at dække en overflade fuldstændigt
med netop et lag (et monolag) . Processen, hvor et gasmolekyle
bindes til en overflade kaldes adsorption, og det er en for -
udsætning for metodens gyldighed, at gasmolekylerne ikke
har foretrukne positioner på overfladen, men derimod opfat -
ter overfladen som en kontinuert flade . Af denne grund benyttes
inerte gasser som nitrogen og argon til målingen og
overfladen køles ned til lav temperatur (som regel tempera -
turen af flydende kvælstof, ca. -196°C) hvor gasmolekylernes
termiske energi er lille sammenlignet med de fysiske kræfter ,
der virker mellem gassen og overfladen.
BET-metoden er anerkendt til I praksis opnås ved målingen ikke præcis en monolagsdækmåling
af overfladeareal ning af overfladen, men derimod en langsom opbygning a f
34

øer med flere lag samtidig med måske områder med monolag
eller slet ingen dækning . BET-modellen (forbogstaverne
fra Brunauer, Emmett og Teller, som udviklede modellen) ta -
ger højde for dette forhold ved at "oversætte" den reelt op -
nåede måleinformation til det ønskede, nemlig antal molekyler
til monolagsdækning . Derefter skal der blot ganges op
med arealet af et gasmolekyle . For nitrogen ved den nævnt e
temperatur er dette 16.2 Å2 .
Flydeegenskaber 2 .6
Flydeegenskaberne af et pulver har en væsentlig betydning i
mange sammenhæng, hvor pulveret skal "håndteres". I en
automatiseret produktion er det f.eks. vigtigt om pulveret
kan flyde tilstrækkeligt hurtigt og repeterbart gennem føde -
udstyret til at sikre ensartet produktkvalitet og høj produktionshastighed
.
Flydeegenskaberne af et pulver måles som oftest ved at måle
den tid, det tager for en fastlagt pulvermængde at løbe igennem
en konisk tragt med en åbningsvinkel på 30° og med e t
cylindrisk bundhul . Hvis bundhullet har en diameter og
længde på 2,5 mm kaldes udstyret et Hall-flowmeter. Visse
pulvere kan ikke flyde igennem Hall-flowmeteret og da an -
vendes en huldiameter på 5 mm og en længde på 6,4 mm,
hvilket benævnes en Carney funnel .
Flydeegenskaberne af et pulver afhænger af hvilket material e
pulveret består af, men derudover har andre faktorer som
fugtighed, partikelform og -størrelse også stor betydning for
den målte flydehastighed .
Kemiske og fysiske egenskaber 2 .7
De ligevægtsbetingede, kemiske egenskaber af et pulver er Reaktionshastigheder er store fo r
bestemt af materialet, dvs . den kemiske forbindelse, der er findelte pulvere
tale om. Disse egenskaber er uafhængige af, hvilken for m
materialet befinder sig på . Derimod er reaktionshastighede r
dramatisk forskellige for findelte og massive materialer .
Findelte materialer som pulvere, reagerer langt hurtigere
mod ligevægtstilstanden og reaktionen kan, afhængig af de
særlige omstændigheder, ske som en eksplosion . Det er derfor
vigtigt, at man altid gør sig en overvejelse om, hvilke reaktioner,
der kan forløbe mellem et pulver og den omgiven-
35

2.8
de gas når pulveret "håndteres" . Et forhold, som bør nævne s
i forbindelse med kemiske egenskaber af pulvere er det store
vandindhold pulveret ofte er behæftet med f .eks som følge af
eksponering for fugtig atmosfærisk luft . Vandmolekylerne
sidder adsorberet på pulverpartiklernes overflade og vil som
regel desorberes som vand (ofte i relativt store mængder)
ved opvarmning. Der må imidlertid advares om, at opvarmning
for visse pulvermaterialer kan medføre at adsorberet
vand kan danne oxid og brint med deraf følgende risiko.
På grund af forskellig tendens for pulverpartikler til at pakk e
mere eller mindre tæt er den tilsyneladende densitet af et
pulver en vigtig talstørrelse . Den tilsyneladende densitet er
altid mindre en materialets sande densitet (på grund af hulrummene
mellem partiklerne) og måles ved under veldefinerede
omstændigheder at lade pulveret flyde gennem et Hallflowmeter
(se afsnittet om flydeegenskaber) og ned i en cylindrisk
kop, som derefter stryge af og vejes . Den tilsyneladende
densitet kan svinge temmelig meget afhængig af hvilke
rystelser pulvermassen har været udsat for. F.eks. kan
transport af pulveret øge den tilsyneladende densitet betragteligt
(og i øvrigt også føre til størrelsesfraktionering af pulveret)
.
Et andet mål for densitet af et pulver kaldes "banket densitet"
(tap density). Banket densitet måles som den tilsyneladende
densitet efter at pulvermassen er blevet banket eller
vibreret på en veldefineret og reproducerbar måde .
Helsefysiske forhol d
Det er velkendt, at de små partilder, som udgør et pulver,
kan have store helbredsmæssige implikationer ved indånding
. Kroppen har da også forskellige forsvarssystemer til at
modvirke indtagelse af fine partilder ved indånding .
Ved indåndingen ventileres lungerne med omkring 61 luft
per min., men denne ventilation kan øges op til ca . 180 1/min
ved kraftig fysisk aktivitet. Luften passerer gennem næsen til
luftrøret (diameter omkring 1,7 cm), gennem bronchier og
bronchieforgreninger (diameter ned til 500 gm) og ender i d e
ca. 500 millioner lungealveoler, hvor diameteren er omkring
150 gm. Afhængig af omstændighederne kan partikler medbringes
af luftstrømmen og deponeres forskellige steder i
indåndingssystemet .
36

Partikler med en størrelse over 5-10 µm deponeres langt Pulverpartikler kan være farlig e
overvejende i næsen . Mindre partikler, og især partikler om- ved indåndin g
kring 2-3 gm og derunder, har en meget lille sandsynlighe d
for at blive opfanget i næsen og dermed en tilsvarende sto r
sandsynlighed for at deponeres i alveolerne (sandsynligheden
for deponering af partikler mellem 5 og 10 gm i alveoler -
ne stiger i øvrigt markant ved indånding gennem munden) .
I næsen virker forsvarssystemer som nysen og slimtranspor t
og i en stor del af det øvrige luftvejssystem findes små cilier
som sørger for en transport af slimlaget (med tilbageholdte
partikler) i retning af næsen . I alveolerne mangler disse cilier
imidlertid . Partikler, som deponeres i alveolerne vil derfor enten
opløses i væskefilmen, optages i lungecellerne eller bliv e
optaget af særlige celler, som findes i alveoleme og kaldes makrofager.
Makrofagen kan enten nedbryde partiklen ved kemiske
processer eller vandre fra alveolerne i retning mod bronchierne
og der blive borttransporteret af det ciliære system .
Bortskaffelse af partikler fra alveolerne kan være en mege t
langvarig proces . F.eks. kan der findes støvfyldte makrofager
i spyt 2-3 år efter eksponering for støvet .
Overbelastning af bortskaffelsessystemet fra lungerne vil
medføre en akkumulering af partikler i lungerne (støvlunger),
hvilket kan medføre dannelse af bindevæv og føre til
stærkt nedsat åndedrætsfunktion . Denne tilstand skyldes
ofte uopløselige stoffer, som f .eks. kvarts og andre keramiske
materialer, ligesom partiklernes form spiller en rolle for o m
makrofagerne kan bortskaffe dem .
Ved arbejde med fine pulvermaterialer, bør man altid undg å
indånding (anvend maske!) ligesom man bør kende partiklernes
størrelse, form og toxiske egenskaber for at vurdere risikoen
ved indånding. Dernæst kan det være nyttigt at måle
pulverets tilbøjelighed til at afgive støvpartikler til luften .
Denne tilbøjelighed kan måles ved at lede luft igennem en
roterende tromle med det pågældende pulver og derpå op -
samle forskellige fraktioner af det afgivne støv. Luftens relative
fugtighed har betydning for resultatet af målingen .
På Arbejdsmiljøinstituttet i København findes ekspertise indenfor
virkning af indtagelse af fine partikler. På institutte t
findes også udstyr til måling af støvafgivelse fra pulvermaterialer.
37

Reference r
1. Metals Handbook, Vol . 7, American Society for Metals,
Metals Park, Ohio, 1984.
2. Introduction to Powder Metallurgy, J .S. Hirschhorn ,
American Powder Metallurgy Institute, New York, 196 9
3. Powder Metallurgy and Advanced Technical Ceramics ,
Occupational Hazards and Toxicity of Selected Compounds
of Uffe Midtgård, Arbejdsmiljøinstituttet, 1992
38

Pulveroparbejdning 3
Efter fremstillingen af råpulver gennemgår pulveret en eller
flere processer, før det er klar til presning. De aktuelle processer
så som tilsætning af additiver, tilsætning af smøremidde l
og blanding kan for en stor del foretages af pulverbrugeren
selv eller efter aftale med pulverfremstilleren .
Additiver 3 . 1
De legeringsadditiver, der anvendes til jernpulvere, er stort
set de samme som for massive materialer . De mest anvendte
legeringsadditiver er :
kulstof C
kobber Cu
fosfor P
molybdæn Mo
nikkel N i
svovl S
tin Sn
silicium Si
Kulstof er nok det mest anvendte additiv. Kulstof i form af Kulsto f
grafit tilsættes som fint pulver og legeres op i jernpulveret
under sintringen, hvorved der dannes kulstofstål med forøget
styrke .
Kobber anvendes meget, specielt i USA, som legeringsele- Kobbe r
ment til jernpulver. Kobber blandes i jernpulveret i form a f
kobberpulver . Under sintringen smelter kobberet og trænge r
ind i svære tværsnit og forøger derved kontaktarealet mel -
lem de enkelte jernkorn. Senere legeres kobberet op i jerne t
og danner en fase, der fylder mere, hvorved komponente n
vokser. Tillegering af kobber til jernpulveret øger styrken i
den sintrede komponent .
Fosfor er som kobber et specielt legeringsadditiv for P/M . Fosfo r
Fosfor tilsættes jernpulveret i form af fint formalet jernfosfi d
(Fe3P), der ved en speciel blandeteknik klistres fast på jern -
kornene . Processen foregår normalt hos pulverfremstilleren .
Under sintringen smelter jernfosfider og øger forbindelse n
mellem jernkornene . Fosfor legeres gradvist op i jernet, og
39

jern med mere end 0,5% P er ferritisk ved sintringstemperaturen,
hvilket giver en stærkt forøget sintringsaktivitet. Fosforlegeret
jernpulver anvendes meget i Europa og giver et
P/M stål med gode styrkeegenskaber og en god forlængelse.
Molybdæn og nikkel Molybdæn og nikkel anvendes som i massivt stål til at øg e
styrken i stålet. Mo anvendes i mængder op til 1% og nikke l
op til 8% . De højest legerede nikkel-molybdæn stål kan nå
trækstyrker på over 1000 N/mme efter sintring .
Tin
Svovl anvendes i nogle tilfælde i form af MnS, der tilsætte s
jernpulveret i mængder på 0,3-0,5% for at forbedre bearbejdeligheden
ved spåntagning.
Tin anvendes i jern til at forbedre de blødmagnetiske egenskaber
samt i nogle rustfri stålkvaliteter, hvor det påstås a t
forbedre korrosionsegenskaberne .
Silicium Silicium anvendes som i massive materialer til at forbedre de
magnetiske egenskaber.
3.2 Smøremidler
Når pulver komprimeres i et fast værktøj, må der være smur t
for at reducere friktionen mellem det kompakterede pulver
og værktøjet. Der vælges et smøremiddel, som har en stor
binding til metaloverflader og således ikke er let at gennem -
bryde . De mest almindelige smøremidler for jernbaserede
pulvere til konventionel presning er stearinsyre-metalstearater
som zink- og lithiumstearat og amidevoks eller blandinger
af disse .
Smøremidlet tilsættes pulveret Normalt introduceres smøremidlet ved, at det i form af et finere
pulver tilsættes metalpulveret i en mængde på 0,5- 1
vægt %, hvorefter pulver og smøremiddel blandes i ca . 30
min. for at opnå en god fordeling . Smøremidlets mindre
kornstørrelse er med til at tilvejebringe en jævn fordeling i
basispulveret . Pulverfremstillere tilbyder ofte færdigblandede
pulvere - de såkaldte "premixes", hvor pulverfremstilleren
i store blandere har tilsat og opblandet smøremidlet, således
at pulveret er klar til presning .
Smøremidlet fylder meget Mængden af smøremiddel i pulveret påvirker pulverets
egenskaber, således at en stigende mængde smøremiddel
sænker den kraft, der er nødvendig for at trykke det presse-
40

de grønemne ud af værktøjet, og i forbindelse med mængder
på op til ca. 2% vil densiteten stige i grønemner, der i forvejen
har en lav relativ densitet . I de nye pulvere med høj presbarhed
skal mængden af smøremiddel tilpasses . I et jernpulver,
der eksempelvis kan presses til en grøndensitet på 7, 3
g/cm 3 og dermed har en relativ densitet på 100 x 7,3/7,8 =
93,6%, er der således kun ca . 6 volumen % tilbage til smøremiddel,
og med en vægtfylde på ca. 1 g/cm 3 vil 1 x 6/7, 3
0,8 vægt % smøremiddel fylde alle porer i grønemnet. Det e r
således nødvendigt i pulver med høj presbarhed at tilpass e
smøremiddelmængden til den mængde, der aktuelt er plad s
til i grønemnets porer.
Store mængder smøremiddel giver også andre ulemper, ide t
emnets grønstyrke falder som følge af, at smøremidlet for -
hindrer pulverkornene i at "rive" sammen under presningen ,
idet smørefilmen sikrer, at oxidhinden på pulverne ikke bliver
brudt, således at metal/metal-kontakt kan opstå .
Pulverets flydeegenskaber forringes også ved tilsætning a f
smøremiddel, og ved højt smøremiddelindhold kan der opstå
problemer med fyldning af specielt høje, smalle sektione r
i værktøjet .
De forskellige smøremidler har varierende indflydelse p å
pulverets egenskaber, afhængig af sammensætning, smelte -
punkt osv.
Stearinsyre kan med det lave smeltepunkt give problemer, Stearinsyre
hvis pulveret bliver for varmt under blanding eller presning .
Hvis det sker under blanding, ødelægges flydeegenskabern e
i pulveret, og i værktøjet kan der ske det, at den smeltede stearinsyre
danner dråber på værktøjet, som hindrer en god
fyldning .
Zinkstearat er ud fra et presseteknisk synspunkt et godt Zinksteara t
smøremiddel. Først når smøremidlet skal fjernes igen, ka n
zinken give problemer i form af zinkoxid, der skal opsamles .
Litiumstearat er kendt for at give en høj densitet specielt i Litiumstearat
rustfrie pulvere, men den gode smøreevne gør, at det pressede
emne får en lav grønstyrke .
Calcium og barriumstearat påvirker jernkomponenters styr- Calcium og barriumstearat
ke efter sintring i negativ retning .
41

Syntetisk voks Syntetisk voks som Acrawax C, Hoechst Wax C etc. er relativt
nye smøremidler. De er metalfrie og derfor miljøvenlige .
Smeltepunktet ligger i samme område som for zinkstearater .
Blandbarheden med metalpulver er dårligere for de syntetiske
vokstyper end for zinkstearat, og den opnåede grøndensitet
er lidt lavere for vokstyperne end ved brug af zinkstearat
.
PEG til fremstilling af hårdmetal PEG anvendes ikke til konventionel presning af metalpulver,
men i meget vid udstrækning til fremstilling af hårdmetal ,
hvor den finkornede wolframkarbid og cobolt formales /
blandes i fortyndet PEG, der siden spraytørres til små kugler,
der indeholder de fine wolframkarbid- og coboltpartikler, de r
holdes sammen af PEG. Siden kan de små kugler presses til
grønemner, der ligeledes holdes sammen af PEG. PEG'en for -
dampes i sinterovn inden sintring af cobolt/wolframkarbid .
Smøremidlet kan også påføres værktøjet direkte ved eksem -
pelvis at spraye de aktuelle værktøjsdele med smøremiddel .
Dette har været forsøgt ved flere lejligheder, men har aldri g
vundet større udbredelse, nok mest pga . at hastigheden på
pressen sænkes væsentligt, men også fordi smøremidlet i
pulveret ikke kun smører værktøjet, men også pulverpartiklerne
indbyrdes, således at højere densiteter kan opnås, nå r
pulveret er tilsat smøremiddel .
Smøremiddel fjernes inden sin- Smøremiddel i pulveret er dog kun en fordel under presnintring
gen; siden er det vigtigt at få fjernet smøremidlet inden sin -
tringen. Smøremidlet kan fjernes ved opvarmning i specielle
ovne til formålet, men normalt fjernes smøremidlet i en for -
zone til sintringsovnen (afbrændingszonen) . I afbrændingszonen
opvarmes grønemnerne gradvist til 400-500°C, hvorved
smøremidlet smelter og fordamper/forgasser fra over -
fladen af emnerne. Sker opvarmningen for hurtigt, speciel t
ved emner med høj densitet, kan der ske det, at smøremidle t
koger inde i emnet og giver et så højt tryk, at emnerne rev -
ner.
Atmosfæren i afbrændingszonen er også vigtig. Hvis atmosfæren
er for reducerende, kan det kulstofholdige smøremiddel
under nedbrydningen på overfladen af emnerne dann e
frit kulstof, der lægger sig på de endnu ikke sintrede emners
øverste overflade, hvilket efter sintring giver uensartede em -
ner med delvist ødelagte overflader og varierende kulstof -
indhold .
42

En for oxiderende atmosfære medfører en oxidering a f
grønemnerne, der igen kan give dårligt dugpunkt i sintrings -
ovnen og deraf følgende dårligere slutegenskaber .
Der er lavet mange undersøgelser af, hvorledes afbrænding zinkstearat danner zinkoxi d
af det mest anvendte smøremiddel zinkstearat foregår, og de t
har vist sig, at der i afbrændingszonen dannes zinkoxid, de r
bliver i og på emnet, medens resten forgasser — selv ved af -
brænding ved 560°C bliver ca . 15 vægt % af smøremidlet i
emnet. Først inde i sintringszonen ved ca. 900°C fordamper
zinkoxiden og driver med beskyttelsesgassen ud af ovnen til
køligere områder, hvor den så igen kondenserer, eksempelvi s
i ventillationsrøret fra ovnen .
Zinkstearat bør således ikke anvendes i emner, der skal sintres
i vakuumovne, da zinkoxiden vil sætte sig på de kolde
vægge indvendig i vakuumovnen .
Ved isostatisk presning er det ikke nødvendigt at anvend e
smøremiddel af hensyn til værktøjet, idet der under kompaktering
i de fleksible værktøjer ikke opstår bevægelse i skillefladen
mellem pulver og værktøjsoverflade . Hvis man ønsker
max. densitet, er det en fordel at tilsætte 0,25-0,50
smøremiddel .
43

Tabel 3 .1 Oversigt over smøremidler
Navn Formel Smeltepunkt
Zinkstearat Zn (C18 H35 02)2 130°C
Lithiumstearat Li C 18 H35 02 221°C
Aluminiumstearat Al (C 18 H35 02)2 103°C
Calciumstearat Ca (C 18 H 35 02)2 180°C
Stearinsyre CH3 (CH2)16 COOH 69°C
Paraffin C 22H46 ~ C27H56 40-60°C
Molybdændisulfid MoS2 1185°C
ACRAVAX C(1 ) 140-145° C
Wax C Micropowder H35C 17CONHC2H4 - - 140°C
PM(2) CO C17H 35
Metallub(3) 110-120° C
Kenolube P11( 3) 100-140° C
PEG HOCH2 (CH20CH)n
CH2OH
(1)Varemærke fra Glyco INC.
(2)Varemærke fra Hoechst AG
(3)Varemærke fra Höganäs
3.3
40-65°C
Blande- og legeringsteknikker
Bemærkninger
Meget anvendt til konventionel
pulverpresning
Amidevok s
Amidevoks
Blanding af zinkstearat
stearinsyre
Blanding af amidevok s
og zinksteara t
Polyethylene-glyko l
anvendes til fremstilling
af hårdmetal
Ved presning i faste værktøjer er det kun i de få tilfælde ,
hvor man presser et enkelt pulver uden at tilføre smøremiddel,
at det ikke er nødvendigt at blande . I alle andre tilfælde
bliver et eller flere pulvere blandet med smøremiddel inden
kompakteringen. Blanding er således en basisproces i frem -
stillingen af pulvermetallurgiske komponenter. Udstyret kan
se meget forskelligt ud, og der er ikke noget udstyr, der er
klart bedre end andet .
44

Pulverets bevægelse Figur 3 . 1
under blandingen Blandeprincip i en V-blander
Fyldningsgra d
60%
Der er dog nogle hovedregler, som blanderen skal opfylde :
• Den skal være let at rengøre, således at krydskontaminering
undgås .
• Den skal bevæge sig på en måde, så pulveret ikke kommer
til at falde frit, da dette kan forårsage segregation .
• Blandingen bør foregå på en sådan måde, at der ikke ske r
for store temperaturstigninger i pulveret, da man i så fal d
risikerer, at smøremidlet delvist smelter og klister pulveret
sammen, hvorved flydeegenskaberne i pulveret forringes .
• Blanderen skal have en størrelse, der gør, at hver blanding
giver en fornuftig produktionsmængde, da variationer i de
enkelte blandinger ofte medfører, at presseværktøjet ska l
justeres lidt .
For at opnå en god blanding er det vigtigt ikke at fylde blan- Blanderen fyldes 40-60 %
deren for meget; afhængig af blandertype opnås den bedste
blanding ved, at pulveret fylder 40-60% af pulverblanderen s
volumen. Blandetiden har stor indflydelse på, hvor godt elementerne
er blandet .
Den optimale blandetid afhænger af blanding og blandeudstyr.
Den normale blandetid for pulvere til konventionel pulverpresning
er 20-45 min .
I hårdmetalindustrien, hvor man anvender vådblanding/formaling
i kuglemøller, er det almindeligt med tider på 60 timer.
45

Forskelligheder i de pulvere, der skal blandes, har indflydelse
på blandbarheden. Ud fra de normale pulverdata, der op -
gives fra leverandører, er det ikke muligt at vurdere, hvo r
blandbare pulverne er med hinanden . En del af forklaringen
er, at der under blanding opstår ikke målbare fænomener,
hvis indflydelse på blandbarheden ikke er kendt .
Forskelle medfører segregation De undersøgelser, der er lavet, konkluderer, at hovedårsagen
til segregation er forskelle i letheden, hvormed pulveret
"løber" (flydeegenskaber) og/eller hastighedsforskelle i
blandingen, der opstår under blanding, håndtering og transport
.
Pulverets flydeegenskaber afhænger af mange faktorer, hvo r
de væsentligste er partikelstørrelse, -form og densitet. Parti -
kelstørrelsen og dermed også størrelsesfordelingen af pulveret
er vigtig. Den generelle regel er, at jo mere ensartet partikelstørrelse
af det enkelte pulver eller af flere pulver, der skal
blandes, jo større er chancen for en god opblanding .
Store partikler har en udbredt tendens til segregation. Små
fraktioner af store partikler er således uønskede, og det bedste
er at fjerne dem ved sigtning eller på anden vis, hvis det
er muligt . Er det ikke muligt at fjerne de store partikler, kan
en reduktion af blanderens hastighed ofte mindske segregationen
.
Partikelformen har indflydelse på flydeegenskaberne og der -
med på blandbarheden. Ved blanding af kugleformede partikler
med meget irregulære sker der ofte det, at pulverne en
kort tid er rimelig godt blandet, hvorefter pulverne hurtigt
afblander.
Dårlig blandbarhed pga . densitetsforskelle er et meget kendt
problem, hvor pulveret med lav densitet vil flyde oven på
det "tungere" pulver. Da store partikler søger opad og små
nedad, kan densitetsproblemerne udlignes ved, at pulveret
med lav densitet har en mindre kornstørrelse end pulveret
med høj densitet.
Stabilisator hindrer segregation Hvis man har segregation i blandingen og ikke kan ændre
pulverne, kan blandbarheden forbedres ved tilsætning af stabilisator.
Stabilisatoren kan være olie, et "fedtet" smøremiddel
eller smøremiddel i et opløsningsmiddel. Stabilisatoren
hindrer, at der senere opstår segregation i pulvere, der er
46

landet . Stabilisator giver dog pulveret dårligere flydeegenskaber,
der senere kan give problemer, når pulveret skal løbe
ned i værktøjet .
Legeringsteknikken i pulvermetallurgi er speciel derved, a t
P/M komponentfremstillere selv laver en del af legeringerne .
De legeringer, komponentfremstilleren selv laver, fremstille s
ved blandingslegering . Den mest anvendte blandingslege- Blandingslegerin g
ring er tilsætning af kulstof i form af grafit til jernpulver .
Grafitten tilsættes som fint pulver til jempulveret samme n
med smøremidlet. Under sintringen diffunderer kulstoffe t
ind i jernet, øger styrken — og afhængig af mængden — gør
stålet hærdbart . Årsagen til at anvende denne teknik er, a t
pulver af rent jern er blødt og kan presses til en høj densitet .
Hvis man derimod anvender kulstoflegeret jernpulver, vil
presbarheden være dårlig og densiteten af den færdige komponent
lav. Blandingslegering anvendes også ved tilsætnin g
af kobber til jern, jerntilsætning i bronze til jernbronze .
Diffusionslegering er en legeringsteknik, der anvendes af Diffusionslegering
pulverfremstilleren. Diffusionslegerede pulvere fremstilles
ved, at basispulvere under meget kontrollerede forhold blandes
med meget finkornede legeringselementer . Efter blande -
processen bliver pulveret glødet i beskyttelsesatmosfære . Le -
geringselementerne diffunderer delvist ind i basispulveret o g
sidder nu fast. Fordelene ved diffusionslegerede pulvere er,
at legeringselementeme forbliver jævnt fordelt i pulveret under
transport og håndtering . Presbarheden af pulveret forringes
ikke væsentligt, idet en stor del af basispulveret stadig e r
Blandingslegering Diffusionslegering Færdiglegering Forlegering
47
Figur 3 . 2
Legeringsteknikke r

lødt ulegeret jern . Under sintringen reduceres diffusionstiden
sammenlignet med blandingslegerede pulvere, idet diffusionen
er påbegyndt .
Færdiglegeret pulver Færdiglegeret pulver fremstilles som legeringer til massiv e
materialer ved tillegering af smelten, og efter atomisering indeholder
de enkelte pulverkorn samme procentdel af jævnt
fordelte legeringselementer. Udnyttelsen af legeringselementerne
er optimal, men presbarheden af pulveret er normalt
mindre. Færdiglegeret pulver anvendes til fremstilling a f
rustfrit pulvermetal, hurtigstål, nikkel-koboltlegeringer, sintret
bronze og messing .
Forlegeret pulver
Forlegeret pulver er en kombination af blandingslegering og
færdiglegeret pulver. Basispulveret, f.eks. jernpulver, blandes
med et færdiglegeret pulver, der indeholder jern og et høj t
indhold af legeringselementer. På denne måde er det muligt
at indføre oxidationsfølsomme elementer som Cr og Mn og
samtidig opretholde en god presbarhed af pulveret .
Reference r
1. Niels Strathe Mikkelsen, Konventionel Pulvermetallurgi,
GRUNDFOS A/S, PTUC, maj 1989
2. Enrico Mosca, Powder Metallurgy, Criteria for design an d
inspection, AMMA, 1984
3. MNC handbok nr. 6, utgåvaz, juni 1984, Pulvermetallurgi,
MinaG/Gotab, Kungöly 1984, ISBN 91-7162-158-X, ISSN
0347-946 3
4. Sintermetalle, 1986 fünfte neu bearbeitete und erweiterte
Auflage, Fachverband, Pulvermetallurgie, Hagen-Ernst ,
Beuth Verlag GmbH, Berlin, Köln, ISBN 3-410-49005- 1
5. Metals Handbook, Ninth Edition, Volume 7, Powder metallurgy,
American Society for Metals, Handbook Committee,
TA 459.743, 1978, 669 78-14934, ISBN 0-87170-013-1
48

Kompaktering 4
Kompaktering omformer et løst pulver til et emne, med en Typisk anvendes tryk på 4-6 t/cm 2
given geometri, og til et emne med tilstrækkelig styrke til a t
kunne håndteres i efterfølgende processer . Kompaktering
udføres mest almindeligt ved en-akset presning i en matrice .
Pulveret reagerer ikke ensartet på det tilførte tryk, hvilket
medfører at der er densitetsgradienter i det pressede emne .
Pulverkarakteristikken har indflydelse på det nødvendige
tryk og det færdige emnes mekaniske styrke . Trykket kan
dannes enten kontinuert eller diskontinuert (pulverextrudering
modsat matricekompaktering) . Pressetrykket variere r
typisk fra 10-1000 Mpa og i visse tilfælde højere . Den hastig -
hed med hvilket trykket påføres emnet varierer med proces -
sen fra normal en-akset presning til eksplosionskompaktering
fra 10-4 til 10 4 m/sek .
Temperaturen ved hvilken kompakteringen finder sted kan Normalt presses pulveret samvariere
fra stuetemperatur til 2300°C . Matricematerialet kan men ved rumtemperatu r
være fleksibelt, som ved isostatisk presning, eller den kan
være stiv som ved presning i matrice. Pressetrykket kan
overføres med væske- eller gastryk (isostatisk) eller en-akset
(hydraulisk- eller mekanisk presse) .
Pulverkompaktering er det første trin i formgivning og fastlæggelse
af specifikke egenskaber for et metalpulver. Kompakteringstrinet
spiller en betydelig rolle for det færdige produkts
form, dimensioner og vægtfylde .
Partikelbindingerne som dannes ved kompaktering bestemmer
grønstyrken . Disse partikelbindinger dannes gennem
deformation i partiklernes berøringspunkter . Arealet af kontaktpunkterne
øges med stigende tryk. Trykket medfører elastisk
deformation. Rene elastiske spændinger kan beregnes
ud fra Hertz formler. I praksis er den elastiske deformation a f
lille betydning . Binding mellem de enkelte partikler kræve r
almindeligvis plastisk deformation .
Kontaktarealet mellem de enkelte partikler er proportional t
med det pålagte tryk, uanset partikeltype, form eller overfladeegenskaber.
49

4.1
Overfladen på metalpulvere er sjældent ren, den er dække t
af oxydlag, og yderligere er lag af gasmolekyler absorberet
på disse overflader. Oxiderne kan koldsvejses, men styrken
er almindeligvis lav, sammenlignet med metalbindinger . På
den anden side når metalpulvere gnubbes sammen, hvilke t
sker under kompaktering, vil oxidlagene kunne penetrere s
eller gnides væk og rene metalbindinger kan blive etableret .
De processer som finder sted når en søjle af løst pulver kompakteres
i en matrice er beskrevet af Seelig og Wulff.
Det første trin er omstabling af partiklerne, og fjernelse af de
brodannelser som er dannet når metalpulveret løst falder
ned i formen .
Det andet trin involverer elastisk og plastisk deformation af
partikleme, som beskrevet tidligere spiller elastisk deformation
kun en lille rolle. Hvor meget plastisk deformation, de r
optræder afhænger af duktiliteten af metallet, denne kan
også være lille ved meget hårde pulvere som wolfram o g
wolframkarbid . I de fleste metaller medfører plastisk defor -
mation, deformationshærdning, som formindsker den vider e
deformation . Dette kan føre til at tredie trin i hvilket der indtræder
brud i partiklerne og der dannes mindre fragmenter .
Dette tredie trin er mere vigtigt ved kompaktering af keramiske
pulvere. De 3 beskrevne trin i kompaktering er ikke klart
adskilte, der vil være envis overlapning .
En-akset presning
Presning af metalpulver eller keramisk pulver i et matrice
ved hjælp af et over- og almindeligvis et understempel kaldes
en-akset presning .
En-akset presning er den pulverformgivningsmetode ved
hvilken langt de fleste emner fremstilles . I Danmark fremstilles
der ca. 1800 ton emner pr. år, hvilket repræsenterer et
stykantal på ca . 80 mill .
Det er således en proces som hurtigt og pålideligt kan gennemføre
produktion af store serier.
Produktionshastigheden på pulverpresser varierer med emnestørrelse
og emnegeometri ligesom pressens konstruktion
er af betydning. Mekaniske presser har normalt større produktionshastighed
end hydrauliske presser. Produktionshastigheder
mellem 6 og 20 emner/min. er typiske .
Princippet ved en en-akset presning er vist på fig. 4 .1 .
50

S . Emne t
stødes u d
6 . Genfyldnin g
af matrice
3
Figur 4 . 1
Kompaktering af pulver ved enakset
presnin g
Sammenpresningen (kompaktering) af det blandede pulver Sammenpresningen af løst pulve r
sker i faste værktøjer indbygget i hydrauliske eller mekani- i værktøjet er ca . 2-3 gang e
ske pulverpresser. Pulveret fyldes i et formhulrum, der er 2-3
gange større end den pressede komponent . Ved hjælp af et
eller flere over- og understempler kompakteres pulveret. De
iregulære pulverkorn griber ind i hinanden, deformeres og i
nogle kontaktpunkter koldsvejses kornene sammen . De t
kompakterede pulver kan nu ved hjælp af understempler
trykkes ud af værktyøjet som et geometrisk stabilt emne med
form efter værktøjet. Emnet - et såkaldt grønemne - har styrke
nok til, at det kan håndteres videre til sintring .
Pulveret falder løst ned i formhulrummet under fyldninge n
og for at opnå den høje præcision, der kan opnås ved pulvermetallurgisk
fremstilling er det nødvendigt at den samm e
mængde pulver tilføres formhulrummet gang efter gang . Er
mængden forskellig vil vægten og hermed vægtfylden variere,
evt. vil emnehøjden variere hvis der køres efter konstant
vægtfylde. Dette sætter store krav til pulverets flydeevne, o g
ligeledes til et meget homogent pulver. Det er vigtigt at hav e
en pålidelig pulverleverandør .
51

Figur 4 . 2
Vægtfyldefordeling i emner med
sidearm
Ved enhver diskussion om vægtfylde og spændingsfordeling
i et pulveremne er det nyttigt at betragte forskellen melle m
presning af en væske og presning af et veldefineret pulve r
volumen .
Når en væske udsættes for et tryk, indeni en matrice, ve d
hjælp af et stempel, vil trykket overføres homogent på et -
hvert areal i formhulrummet, uanset om væsken kun bevæger
sig i den retning trykket pålægges, eller om det skal flyd e
omkring hjørner.
Pulvere opfører sig ikke på denne måde. Når de sammenpresses
i en veldefineret matrice vil pulveret hovedsageli g
flyde i samme retning som det pålagte tryks retning. Som illustreret
på fig. 4.2, vil pulveret i sidearmen ikke blive kompakteret,
når trykket pålægges oppefra .
Pulverpresser, som idag anvendes til presning i værktøjer,
pålægger normalt trykket nedefra og oppefra samtidig . Presser
som kan lægge tryk på fra siden kan konstrueres . Formen
skulle i givet fald skilles ad for at få emnerne ud .
Da trykket i almindelige pulverpresser påføres emnet axial t
fra top og bund, er der en begrænsning i de geometrier, de r
kan opnås ved en-akset presning. (Bogen: "Pulvermetallurgiske
materialer, Ml" giver anvisninger på geometrimuligheder
ved en-akset presning) .
Det skal dog her nævnes at forskellige sammenføjningsmetoder
indenfor pulverpresning giver store geometriske muligheder.
Pulverpresser kan købes hos fabrikanter i Europa, USA og
Japan. De kan fås i mange varianter, hydrauliske, mekaniske ,
kurveskivestyret, eller computerkontrolleret . Antallet af mu-
52

lige bevægelser i pressen kan også reguleres (flere over- og
understempler) . Prisen varierer med komplexiteten, men ny e
pulverpresser er relativt dyre (150 t presse hydraulisk, cornputerkontrolleret,
pris ca . 2 mill. DKR i 1992) .
Værktøjer til pulverpresning fremstilles normalt af det firma ,
som skal levere produktet. Der ligger meget know-how i at
fremstille disse værktøjer. Materiale, tolerancer, og ikke
mindst presseteknologi for et givet emne.
Som nævnt tidligere er kompakteringen af et pulver til den
ønskede geometri måske den vigtigste proces i hele det pulvermetallurgiske
procesforløb, derfor er værktøjerne også et
vigtigt element . Den litteratur, der er tilgængelig på område t
er sparsom, værktøjs- og presseteknisk know-how ligger primært
hos de firmaer som fremstiller pulvermetallurgiske
komponenter.
Kold isostatisk presning (CIP) 4.2
Kold isostatisk presning er en proces ved hvilken et pulvermateriale,
indkapslet i en flexibel form, bliver presset til en
geometrisk facon ved hjælp af et passende væskeovertryk .
Kold isostatisk presning har været anvendt i mere end 50 år,
specielt til at formgive keramiske pulvere .
Gennem de sidste 20 år er der sket en forøgelse i presninge n
af metalliske pulvere, som følge af nye pressekonstruktioner
og værktøjer, som kan modsvare de højere tryk der kræves til
metalpulvere .
Der findes 2 pincipielt forskellige kold-isostatiske pressemtoder
:
• Vådsæks metoden
• Tørsæks metoden
Ved vådsæks metoden fjernes den flexible form fra pressekammeret
efter hver presse-cyklus, og emnet udtages af formen,
denne fyldes med pulver og presse-cyklusen gentages .
Metoden er langsommelig, men værktøjerne er relativt billi -
ge . Metoden egner sig til produktion af små serier.
Ved tørsæks metoden er den flexible form en integreret del af
pressekammeret når kammeret åbnes. Emnet fjernes hyppigst
automatisk fra formen, ifyldning af pulver er også ofte
53

4 .2. 1
4.2 . 2
Figur 4. 3
Trådviklet isostatisk presse
automatisk, således at processen er velegnet til store serier.
Da den flexible form skal indbygges i pressekammeret er den
ofte kompliceret og relativ dyr.
Procesudsty r
Isostatisk pulverkompaktering kræver udstyr, som består a f
et trykkammer system, en eller flere pumper med tilhørend e
ventiler, og en flexibel form .
Trykkamre
De fleste trykkamre, som bruges til isostatisk presning an -
vendes i højtrykområdet 100-1000 MPa .
Det er vigtigt at erkende, at design og fabrikation af trykkamre
i disse trykområder normalt kræver specialister .
Opbygget energi ved detonering af 1 TNT = 1,74 MJ .
Opbygget energi i vand ved 69 MPa = 0,01 KJ.
Der er således tale om store energimængder, der udlades ved
pludselig sprængning af et pressekammer.
På fig . 4.3 ses et gennemskåret pressekammer af vådsæks
metoden .
Som det ses på figuren er hoveddelene et båndviklet forspændt
trykkammer, 2 dæksler og en båndviklet forspændt
ramme. Dækslerne er ikke fikseret og kan bevæge sig op o g
ned under henholdsvis trykstigning og aflastning . Pakningssystemet
(Bridgeman) mellem dæksler og trykkammer kan
ligeledes bevæge sig ved trykstigning og aflastning .
Fordelene ved denne konstruktion er, at der i trykkammeret
kun optræder radiære spændinger under tryk, alle aksielle
spændinger optages af rammen .
I andre konstruktioner optager trykkammeret både aksielleog
radiære spændinger, hvorved der kan opstå komplicerede
tre-aksede spændingstilstande .
De båndviklede konstruktioner er endvidere udført således
at der aldrig opstår trækspændinger i trykkammerets inderste
overflade, hvilket forhindrer udbredelsen af udmattelses -
revner.
54

Pumper 4.2. 3
Til isostatiske presser anvendes normalt to pumpesystemer ,
en fylde- og tømmepumpe, som med stor hastighed kan fylde
og tømme kammeret. Den er således forbundet til kammeret
gennem en stor tilledning, som kun kan åbnes ved lav t
tryk. Ud fra kompakteringskurver fremgår det, at den største
væskemængde skal anvendes i begyndelsen af presse-cyklussen
op til ca . 10 MPa, herefter skiftes til pakningsfrie stem -
pelpumper, som via en eller flere trykforstærkere (afhængig
af ønsket hastighed) fører trykket op til det ønskede . Her kan
der igen være tale om enkeltvirkende eller dobbeltvirkende
trykforstærkere .
Det er kompliceret at få pakningssystemer til ventiler m .v.
der virker pålideligt over 400 MPa, væskehastigheden ve d
åbning og lukning af ventiler er meget stor, og skærer sig ned
i ventilsæder.
Ved vådsæks metoden er faren for forurening af trykmedie t
stor.
Hvis pressepulveret er meget finkornet og der går hul på den
flexible form kan dette være ødelæggende for ventiler, pakninger
og pumper. Våd isostatiske presser må derfor være
forsynet med et effektivt filter og reservoirsystem, som kan
tage højde for disse situationer. Den flexible form kan også
placeres i en tykvægget plastikpose således at forureningen
minimeres .
De trykmedier som anvendes i isostatiske presser er normalt
olie-vand emulsioner, ved tryk højere end 6000 bar anvende s
specialvæsker . Ved valg af trykmedie må man huske på at
denne ikke må reagere med formmaterialet .
Fremstilling af flexible forme 4.2 .4
Den flexible form er det element i processen, som giver em -
net sin endelige geometri . Ligesom matrice og stempler ved
en-akset presning .
55

Figur 4. 4
Arrangement til presning af e n
hul cylinder, ved vådsæks metoden
Topluknin g
2 . Produktionsværktøjer med simpel geometri
Pakning
Dette drejer sig om emner med rektangulært eller cirkulær t
tværsnit, massive eller hule . Man kan som vist tidligere i fig.
4.4 presse mod en dom, men man kan også som vist i fig . 4 . 5
presse gennem domen med en udvendig form .
Position
efte r
presnin g
Sæ k
Tryktilgang
Dorn og
bund
lukke
Figur 4 . 5
Princip hvor der presses genne m
dornen mod en udvendig form
Et typisk værktøj til presning af en hul cylinder kan ses p å
fig. 4 .4 .
Der arbejdes på 3 niveauer når der tales om flexible værktø -
jer :
1. Eksperimental teknik til laboratoriebru g
2. Produktionsværktøjer til at fremstille simple geometrier ,
cylindre, rør ect .
3. Produktionsværktøjer til fremstilling af komplicered e
geometrier
1 . Værktøj for laboratorieforsø g
Her kan det hyppigt komme på tale at bestemme kompressibiliteten
af de pulvermaterialer, som skal isostatpresses (data
for kompressibilitet af pulvermaterialer ved isostatisk presning
er sjældent tilgængelige).
I et sådant tilfælde vil en cylinderformet flaske kunne anvendes.
Det bruges endvidere ofte, når en pulvermetallurgis k
løsning skal undersøges, at presse en 5 1 dunk med et egne t
pulver til en klods. Denne sintres efterfølgende, og sålede s
haves et emne af hvilket der kan bearbejdes emner ud på
konventionel vis til afprøvning i en given konstruktion.
Det metalpulver der kommer i kontakt med domen eller for -
men vil blive glat som disses overflader, hvorimod det pulver
der ligger op til gummisækken bliver ru som støbte overflader
og kræver evt. bearbejdning efter sintring.
3. Produktionsværktøjer med mere komplicered e
geometrie r
Disse værktøjer involverer f.eks. dorne som kan adskilles,
dorne med trapezgevind, dorne af let smeltelige legeringer i
vanskelige geometrier som fjernes ved smeltning under sintring
.
56

Ved sådanne produktionsværktøjer anvendes ofte størr e
godstykkelse på det flexible værktøj .
_ ._ ._ ._
~- -
Selv et godt konstrueret gummiværktøj vil under alle omstændigheder
have en begrænset levetid . Gummimateriale r
ældes gennem oxydation, og processen fremskyndes genne m
deformation . Gummimaterialer har også en begrænset udmattelsesstyrke
.
Hvordan konstrueres et formværktøj som vist på fig . 4.4 . Det
ønskede pulver, vægtfylde og dimension er givet .
For at kende kompressibiliteten af pulveret udføres 3-5 pres -
seforsøg ved stigende tryk. Som retningspil er det nødvendi -
ge tryk ca. 25% mindre ved isostatisk presning end ved en -
akset presning . Vægtfylden ved de enkelte tryk udregnes en -
ten ved simpelt at opmåle emnet og dividere op i vægten, el -
ler mere kompliceret ved at måle vægtfylden (Arcimedes) .
Kompressibilitetskurven er nu fastlagt .
Sintringssvindet bestemmes ved at måle dimensioner, højd e
og diameter før og efter sintring . Ud fra sintringssvindet ka n
dornens diameter fastlægges . Denne fremstilles i hærdet stål
og poleres. Ud fra kompressibilitetskurven kan dimensione n
mellem dorn og gummiværktøj fastlægges .
Der fremstilles nu et støbeværktøj hvori gummiværktøjet ka n
fremstilles, idet der tages hensyn til svindet ved støbningen
af gummiet (disse værdier er opgivet fra leverandøren) .
Bund og top i værktøjet fremstilles af alm . konstruktionsstål .
Figur 4 . 6
Valg af flexibelt materiale 4.2 .5
De materialer som er mest anvendt er :
• Polyethylen
• PVC
• Latex
• Polyurethan e
• Silicone gummi
57
Eksempel på kompliceret do m

Ingen af disse reagerer med pressevæsker baseret på vand -
olie emulsioner.
Generelt om nogle af typerne kan det siges : Siliconegumm i
kan købes i mange typer med forskellige mekaniske egenskaber,
de er nemme at støbe (kræver ingen varme), og kræve r
ikke miljømæssige foranstaltninger. Det må anbefales at evakuere
den sammenblandede siliconestøbemasse inden ud -
støbning. Levetiden på forme fremstillet i siliconegummi ti l
isostatisk presning er lav.
Polyurethan gummi er det materiale som giver den bedste levetid.
Imidlertid stiller det krav til særlige miljøforanstaltninger,
og det kræver evt. varme for at afhærde. Der findes enog
to-komponent typer.
I tabel 4.1 er givet eksempler på egenskaber af forskellige
flexible materialer.
58

Tabel 4 .1 Eksempler på egenskaber af forskellige flexible materiale r
Egenskaber Naturgummi Naturgummi Butyl PVC Pylyurethane Neoprene Nitrile Silicon e
(støbt) (latex )
Trækstyrke N/cm2 2100 21000 1400 1400-2100 2800 1400 1000 700
Hårdhed shore A 30-90 40 40-75 20-98 40-95 40-95 40-85
Kærvfølsomhed meget god meget god god nogenlunde meget god god nogenlunde dårlig
Slidstyrke meget god god god nogenlunde meget god god god dårlig
Elastiske egenskaber meget god meget god dårlig dårlig god god god meget god
Trykstyrke god god god dårlig dårlig god god god
Opløsningsmodstand dårlig dårlig dårlig god meget god god meget god dårlig
Alifatisk kulbrint e
Opløsningsmodstand dårlig dårlig dårlig god god god god dårlig
Aromatisk kulbrinte
Opløsningsmodstand god god god god dårlig dårlig dårlig god
Oxyderet kulbrinte
Korrosionsmodstand dårlig dårlig dårlig dårlig meget god god meget god god
Smøreolie
Korrosionsmodstand dårlig dårlig dårlig dårlig meget god god meget god god
Petroleum
Korrosionsmodstand god god meget god dårlig meget god god meget god god
Vegetabilsk oli e
Korrosionsmodstand god meget god god dårlig meget god meget god
Varme

4.2 .6
4.3
Fremtidige muligheder for CI P
Den fremtidige anvendelse af kold isostatisk presning ti l
fremstilling af metalliske komponenter vil sandsynligvis for -
øges betydeligt, særlig på grund af mulighederne for at producere
komplexe geometrier. Nye automatiske tørsæks systemer
egnet til masseproduktion vil også bidrage til den størr e
anvendelse af isostatisk presning .
En vigtig faktor for at vælge CIP-ruten er også de specielle
materialeegenskaber som kan opnås . Nogle af disse er følgende
:
• Slidbestandige materialer fremstillet med hårde partikler ( i
CIP-værktøjer har partikelhårdheden ingen indflydelse p å
værktøjssliddet)
• Kombinationer af pulvere ved kompositmaterialer og hybridkonstruktione
r
Andre fordele ved CIP er :
• Smøremiddel kan undgås
• Meget høj grønstyrke
• Ensartet vægtfyld e
• Høj vægtfylde
• Nemt at fylde ved hybrid-konstruktioner
• Store konstruktionselementer
• Lave produktionsomkostninge r
Der er et stort antal emner som er velegnet til CIP, nogle af d e
komponenter der p .t. bliver evalueret for CIP er cylinderforinger
med en udvendig kappe af smedet stål, cylinderforinger
hvor den øverste del er lavet af et slid- og korrosionsbestandigt
materiale, foremner til sintersmedning, forme til
produktion af glasflasker, forme til fremstilling af plastikem -
ner, store selvsmørende lejer og foringer.
Varm isostatisk presning (HIP)
Varm isostatisk presning er en proces ved hvilken et pulvermateriale
indkapslet i en flexibel form bliver presset til en
geometrisk facon ved hjælp af et gastryk og ved en passend e
høj temperatur.
60

HIP (Hot Isostatic Pressing) er således en proces hvor man
kombinerer kompaktering og sintring .
Processen anvender temperaturer i området 200-2000°C og
gastryk op til 200 MPa. De største HIP systemer er ca . 1,5 m i
diameter og indtil 3 m høje i trykkammeret .
HIP anvendes til at udføre 3 forskellige processer :
• Pulverkompaktering
• Diffusionsbinding
• Fjernelse af støbefejl (defect healing )
I den første proces bliver de pulvere, der skal kompaktere s
enten løst hældt ned i en container, eller først tildannet til et
grønemne, som herefter placeres i en container .
Containeren lukkes hermetisk og placeres i trykkammeret ,
der opvarmes indtil containermaterialet bliver duktilt herefter
påføres tryk således at containeren slutter tæt om pulveremnet
og kompakterer dette, samtidig med at der foregår e n
sintring mellem de enkelte korn . Ved HIP tilsigtes det nor -
malt at fremstille helt tætte emner. Efter presning fjernes containeren
.
Diffusionsbinding anvendes til at samle forskellige materia -
ler som er vanskelige at svejse, lime eller samle på ande n
måde, f.eks. en keramisk plade og en metalplade . Emner som
skal samles placeres igen i en container, positioneret efter
hver samling, denne container lukkes hermetisk. Det hel e
placeres i pressen og der påføres først varme og når container
er duktil, tryk. Svejsefladerne vil trykkes sammen, og nå r
passende temperatur og tryk er etableret vil der ske en diffusionsbinding
. Sluttelig fjernes containeren.
Den tredie proces "defect healing" afviger fra de 2 første processer
ved at der ikke anvendes container. Støbte emner in -
deholder altid fejl af større eller mindre udstrækning . Såfremt
disse fejl ikke har adgang til overfladen kan de elimineres
ved HIP.
Emnerne placeres i pressekammeret hvorefter der opvarme s
til en passende temperatur, så lav som muligt for ikke at øde -
lægge mikrostrukturen, herefter påføres trykket . Ved hjælp a f
plastisk deformation og krybning lukkes porøsiteter der ikk e
har adgang til de støbte emners overflade .
61

4.3 .1 Historisk oversig t
HIP-processen blev udviklet på Battelle's Columbus Laboratories
i 1955, den blev oprindeligt kaldt gastrykssvejsning ,
den blev udviklet til ved hjælp af diffusionsbinding at beklæde
brændselselementer til atomkraftværker .
Kompaktering af pulver ved hjælp af HIP var en naturlig udvikling
fra diffusionsbindingen, idet mange af de eksperimentelle
brændselsmaterialer er fremstillet ud fra pulver.
Gennem presseforsøg blev det demonstreret, at HIP kompaktering
gav 100% densitet ved betydeligt lavere temperatur
end de temperaturer, der normalt krævedes ved sintring af
konventionelt pressede materialer .
De første kommercielle anvendelser for HIP til fremstilling af
konstruktionselementer blev emner fremstillet i berylliu m
pulver.
I midten af 60'erne blev udviklingen af gas-atomiseringsprocessen,
som kan fremstille store mængder sfærisk pulve r
f.eks. af hurtigstål, den faktor som accelererede udviklinge n
af HIP-processen .
Specielt ASEA var opmærksom på de muligheder der lå i
HIP og hermed udvikling af nye materialer .
Defect healing blev først introduceret af Alcoa i 1965. De viste,
at man på visse støbte aluminiumlegeringer kunne hæv e
udmattelsesstyrken med op til en faktor 10 . I dag udføres defect
healing på støbte emner af aluminiumslegering og andr e
metaller, kommercielt i Europa i Tyskland, Belgien og England
.
62

(1) Container
(4) Fjernelse af container
Proces-udstyr
/j —Vacuumluknin g
(2) Svejst containe r
(3) Varm isostatis k
presin g
Et HIP-system består af et trykkammer, en ovn placeret i
trykkammeret, et kompressorsystem med ventiler til
gaskomprimering, køleaggregat, computerstyring, og et sikkerhedsrum
.
63
Figur 4 . 7
Skematisk fremstilling af den var -
me isostatiske proces til kompaktering
af pulve r
4.3 .2

Figur 4 .8
Skematisk fremstilling af et HIPanlæg
4 .3 . 3
4.3 .4
Trykkamme r
Trykkammeret er det samme konstruktionsprincip som ved
kold isostatisk presning, der er dog på den udvendige side a f
trykkammeret monteret en køleslange således at temperaturen
kan kontrolleres på kammervæggen .
Som ved kold isostatisk presning optages de aksielle kræfter
af en båndviklet ramme, som holder Øverste og nederste
dæksel på plads .
Ovne
Der er udviklet en række ovntyper til at placere i trykkammeret
.
De væsentlige er :
• Grafitovn
• Molybdæn ovn
• Platinovn
64

Uden om ovnen er der monteret et yderst effektivt varmeskjold,
som over en vægtykkelse på ca . 15 mm forhindre r
varmestråling fra 2000°C til at opvarme den indre trykkammervæg
til mere end 100°C .
Grafitovnen er den billigste, den skal køre i en inaktiv gasart
f.eks . Nitrogen, Helium, Argon . Den er anvendelig op ti l
2000°C. Man skal være opmærksom på at den afgiver noge t
kulstof ved høje temperaturer. Grafitovnen kan arbejde i
Brint op til 600°C .
Molybdænovnen arbejder op til 1700°C i inaktive luftarter ,
undtaget kvælstof, den afgiver ikke kulstof og kan arbejde i
Brint til ca . 800°C .
Platinovnen kan arbejde i oxyderende atmosfærer op ti l
2300°C og i Nitrogen, Helium og Argon .
Termoelementer til disse høje temperaturer er dyre, og det må
påregnes at skifte hyppigt, når temperaturen kommer højt op .
Kompressorer
I HIP-systemer der anvender Helium har mange stempled e
kompressorer med oliesmøring været anvendt . Disse ka n
imidlertid ikke anvendes til Argon, vægtfylde af Argon ve d
150-200 MPa nærmer sig vægtfylden af smøreolien og der -
med er et vanskeligt at forhindre at smøreolie overføres ti l
kammeret med forurening til følge .
Idag anvendes membrankompressorer fordi disse ikke forurener
gassen. Problemet med denne kompressortype er
membranens udmattelsesstyrke, ved brud sker en krafti g
olieforurening .
En tredie måde at løse problemet har været at arbejde med
flydende Argon. Dette giver en ekstrem ren gas og en hurti g
trykstigning i kammeret .
Kontrolsystemer
Tryk- og temperaturparametre skal kontrolleres nøjagtigt o g
pålideligt i et HIP-system .
Der anvendes mikro-processor baserede kontrolsystemer, registrering
og udskrivning af HIP-cyklus ligesom fejlfindin g
er hurtigt og nemt med mikro-processorer .
65
4.3 .5
4.3 .6

4.3 . 7
4 .3. 8
Figur 4 . 9
Simpel HIP-container, fremstillet
af plademateriale
Sikkerhed ved HIP-udstyr
Det er vigtigt at man gør sig den værst tænkelige situatio n
klar, inden man installerer et HIP-system .
Fittings og rør kan sprænges og vil virke som projektiler. Personer
som betjener HIP og kontrolsystemet ligesom andr e
personer skal være beskyttet mod sprængstykker.
Hvis kammeret pludselig lækker al den Argon, som findes i
kammeret, kan folk som arbejder i samme rum som HIP-systemet
blive kvalt i Argon. Iltsensorer og friskluft-indblæsning
kan være nødvendig, og skal overvejes .
Sker der strømafbrydelse i en HIP-cyklus, og er vand- o g
strømforsyning afhængige af hinanden, må der etableres e t
tilstrækkeligt kølevands reservoir til at nedkøle pressekam -
meret og emnet i kammeret .
Materialer til fremstilling af flexible forme
Her anvendes hovedsagelig to typer :
• Metalliske
• Glas
Valg af containermateriale afhænger af det materiale, der
skal HIP'pes og det tryk og temperatur, der kræves for at em -
net opnår de ønskede egenskaber.
Metalliske containere svejses op ved hjælp af TIC-svejsning .
Her er det vigtigt, at det er en øvet svejser der udfører jobbet.
Ofte ses det at en HIP-cyklus er mislykket på grund af e n
utæt svejsning. På fig . 4.9 ses en simpel container.
Først valses svøbet til den ønskede diameter, derefter tildannes
de 2 endebunde. Endebundene svejses i og pulvermaterialet
ifyldes gennem det rør der er påsvejst den ene endebund
og som senere anvendes til evakuering af containeren. Containeren
vibreres under ifyldning.
Containeren evakueres normalt ved forhøjet temperatur fr a
8-24 timer, idet containeren placeres i en ovn. Evakueringsrøret
stikker ud af ovnen og tilsluttes en vacuumpumpe . Efter
endt evakuering klemmes røret sammen 2 til 3 steder,
klippes over og svejses sammen.
Efter endt HIP-cyklus fjernes containeren ved mekanisk bearbejdning,
ætsning eller andre metoder afhængig af det
HIP'pede materiales egenskaber .
66

Metalcontainere kan også udformes som et færdigt emne i
overstørrelse, containeren fyldes med pulver og efte r
HIP'ning har man et næsten færdigt emne . Denne metod e
bruges f.eks. til fremstilling af off-shore ventilhuse, turbine -
hjul m .m .
Kelsey-Hanes udførte de første forsøg med glascontainere ti l
simple og komplicerede geometrier. Et stort antal forskellige
glastyper er blevet undersøgt . Det aktuelle valg af glasmateriale
baseres på blødgøringspunktet . Andre faktorer såsom
gaspermeabilitet, deformerbarhed og kompaktibilitet af me -
talpulveret er også bestemmende faktorer i udvælgelse a f
glasmateriale .
I dag anvendes hovedsagelig kvartsglas, disse containere støbes
efter lost-wax metoden, som derefter sintres .
Glascontaineren kan udformes således at lukning og evakuering
kan finde sted i selve trykkammeret . Efter HIP'ning fjernes
glascontaineren ved simpel knusning .
Procesparametre 4.3 .9
Ved varm isostatisk presning af metalliske pulvere er ønske t
oftest 100% densitet på kortest mulig tid uden at ødelægg e
mikrostrukturen, korn vækst og udskillelser m .m. Dette fører
ofte til så højt tryk som muligt og så lav temperatur at mikro -
strukturen ikke destrueres .
Der kan anvendes mange forskellige presse-cyklus, se fig .
4.10 .
En type 1 cyklus kan udføres ved at påsætte trykket koldt, ti l
ca . 1/4 eller 1/3 af sluttrykket og derefter lade temperaturen
stige med en ønskelig hastighed . Trykket vil da stige me d
temperaturen til den ønskede temperatur er opnået . Denne
type anvendes særligt når der presses store emner i opsvejst e
pladecontainere (ventiler m .v.) .
I type 2 cyklus opvarmes emnet til den ønskede temperatur,
men trykket holdes på et lavt niveau, ca . 5 MPa. Når tempe-
- raturen er nået og hele emnet har denne temperatur påsætte s
trykket. Denne type anvendes til glasindkapsling .
I type 3 påsættes hele trykket inden temperaturen hæves i
trykkammeret. Denne type syntes at fremskynde rekrystalli-
67

Cyklus I
. ,
i ,
i ,
i ,
- i
i
å i
E i
a,
~
Tid Tid
Ti d
Figur 4 .1 0
Forskellige presse-cyklus ve d
varm isostatisk presning
Cyklus IV
ir \
Ti d
sation ved plastisk deformation, således at der opnås et mere
kornet emne end ved type 2 .
Type 4 er den mest økonomiske metode idet den har den
korteste procestid, og som følge deraf den mest anvendte .
Valg af procesparametre såsom temperatur, tid, opvarmnings-
og afkølingshastighed for at opnå de optimale egenskaber
og dimensionsnøjagtigheder er ikke umiddelbart tilgængelige.
Det er nødvendigt at søge gennem litteraturen for
evt. at finde brugbare data. M .F. Ashby har udviklet diagrammer
for sintring og varm isostatisk presning som giver
informationer om i hvilket område der bør arbejdes for at
opnå 100% densitet.
68

Her skal kun gives nogle få data for metaller. 100% densite t
er opnået efter 2-4h ved 100 MPa .
• Nikkelbaserede legeringer 1100-1200° C
• Jernbaserede værktøjsstål 1000-1100° C
• Titanbaserede legeringer 850- 950°C
• Aluminiumlegeringer 450- 530°C
• Kobberbaserede legeringer 750- 850°C
• Molybdæn & Niob 1200-1650°C
Sprøjtestøbning 4.4
I denne proces blandes et fint metalpulver med en termoplastisk
binder og danner en slurry med en lav viskositet . Den -
ne slurry formgives ved anvendelse af konventionel sprøjtestøbningsteknologi
. Efterfølgende fjernes den termoplastiske
binder fra det sprøjtestøbte emne, og pulveret sintres til næsten
100% densitet.
Sprøjtestøbning udvider de geometriske muligheder for a t
fremstille emner af metalpulver, keramikpulver eller cermets,
til noget der ligner mulighederne hos sprøjtestøbte plastmaterialer.
Sprøjtestøbning adskiller sig væsentligt fra andre formgivningsmetoder.
Der anvendes meget finere pulver 10 gm
imod normalt 100 pm, der anvendes store mængder af termoplastisk
bindermateriale 30-50 vol%, der anvendes lave
isostatiske tryk ved fyldning af formhulrurnmet .
Imidlertid kræves der en mere komplex og dyrere proces for
at ifylde og fjerne binderen . Svindet ved binderafdrivningen
og sintringen er betydelig større end ved andre processer.
Da sprøjtestøbning er mere omkostningskrævende end andr e
formgivningsmetoder er det ikke sandsynligt, at den erstat -
ter konventionel presning, men snarere finde en niche, hvo r
der stilles specielle krav til geometri, styrke og ensartethed .
69
Sprøjtestøbning med metal- og
keramikpulver kræver fine pulvere

4.4 . 1
Figur 4 .1 1
Skematisk fremstilling af procestrinene
og udstyret, der benytte s
ved pulversprøjtestøbning
Procestri n
I fig. 4.11 ses de procestrin, der er nødvendige for at fremstille
et emne ved pulversprøjtestøbning .
Pulver
Binder Polymer Additi v
Binderafdrivnin g
Sintrin g
Procestrinene er som følger :
• Udvælgelse og skræddersyning af et pulver til et given t
emne
• Blanding af pulver med en egnet binder
• Fremstilling af homogene pellets af blandet pulver og binder
• Formgivning af delen ved sprøjtestøbning i en lukket form
70

• Fjernelse af binder fra det formgivne emne (binderafdrivning)
• Sintring af emne
Pulver 4.4. 2
Da diffusionshastigheden er omvendt proportionalt me d
kvadratet af partikeldiameteren, vil densifikation af porøst
pulver ske meget hurtigere ved at minimere partikelstørrelsen.
Typiske pulverstørrelser til brug for pulversprøjtestøbning
ligger i området 0,5-30 gm, hvilket giver en høj diffusionshastighed
. Det er også et ønske at have en god pakningsgrad.
Lige store sfæriske kugler giver ved tætteste paknings -
grad en densitet på 64%, ved at have en bred fordelingskurv e
på pulveret kan der opnås endnu større pakningsgrader .
Binder og additiver 4.4 .3
En typisk binder består af 4-6 forskellige bestanddele. Hera f
altid en hovedbinder, en polymer der danner rygraden i
kompounden, og desuden diverse andre additiver, som give r
kompounden specielle egenskaber. Blandt typiske polymere r
og additiver kan nævnes :
• Polyethylen PE
• Polypropylen PP
• Polystyren PS
• Polyvinylacetat PVA
Additiver :
• Paraffin voks
• Stearinsyr e
• Blødgørere
• Hærdere
• Antioxidanter
Den, der designer binderen, må veje mange, nogen gange
modstridende krav, for at producere en egnet kompound .
Binderen skal opføre sig som et stabilt termoplastisk materia -
le under sprøjtestøbningsprocessen .
Under binderafdrivningen skal binderen dekomponere på en
sådan måde, at emnet ikke deformeres, at der ikke efterlade s
blister på overfladen eller revner indeni emnet. Der er betydelig
eksperimentalviden involveret i at designe en binder.
71

4.4 .4
4.4 .5
B land ing/kompounderi n g
De rheologiske egenskaber af binderen iblandet metalpulveret
etableres gennem blandingen. Kompounderingen nedbryder
alle agglomerater og coater hvert korn med binder. Det
primære formål med kompounderingen er at sikre, at blandingen
er absolut ensartet, således at vægtfylden af kompounden
på mikroskopisk niveau er fuldstændig ensartet,
hele vejen igennem det sprøjtestøbte emne. Det er dette som
gør svindet homogen og isotropisk .
I praksis sker dette på følgende måde :
Først sker der en tørblanding af binder og metalpulver i e n
højhastighedsmixer. Metalpulveret tilføres på en sådan må,
at det ikke pakker eller danner broer. Separation i forskellige
fraktioner kan også være et problem.
Selve kompounderingen sker f .eks. i en dobbelt snekkeextruder,
der er forsynet med en cylinder med 2 udboringer, de r
overlapper hinanden som et ottetal. Cylinderen er opvarme t
med elektriske varmebånd og luft- og vandkøling . De t o
snekker roterer i samme retning ind i hinanden .
Pulveret fra tørblandingen doseres mellem de 2 snekker, i cylinderen
sker en nedsmeltning af binderen . Desuden sker der
en transport af materialet og dette påføres store forskydningsspændinger,
hvorved optimal blanding opnås . Forskydningsspændingerne
er bestemt af snekkens rotationshastighed
og deres geometriske opbygning .
Kunsten består i at opbygge snekker, der tilgodeser en idee l
smeltning af bindersystemet, god dispergering, lille slid o g
kort procestid. Efter kompoundering extruderes materiale t
gennem en dyse og afkøles .
Kompounden granuleres og er nu klar til sprøjtestøbningsprocessen
.
Sprøjtestøbnin g
Almindelige sprøjtestøbningsmaskiner anvendes til at formgive
kompounden til den ønskede geometri. Den termiske
ledningsevne af en kompound (metal+plastik) er mange gange
højere end hos en ren plastik, så formtemperaturer er højere
end ved normal sprøjtestøbning .
Formtemperaturer på op til 60°C er normalt, hvor der ved
plastik ofte er en temperatur på 20°C .
Støbetemperatur og sprøjtestøbningstryk er almindeligvis la-
72

vere ved sprøjtestøbning med metalpulver end ved termoplastiske
materialer. Indsprøjtningshastigheden er også lavere .
Formhulrummets dimensioner beregnes ud fra den svindprocent,
der oplyses fra kompoundleverandøren .
Indløb og defekte emner kan genanvendes enten direkte i extruderen
eller efter granulering . Det blandes op med jomfrueligt
materiale . På grund af nedbrydning af bindersystemet
kan genbrug kun lade sig gøre et begrænset antal gange .
Binderafdrivning
Før sintring kan finde sted, skal den termoplastiske binder
fjernes fra porevolumet . Binderafdrivningen åbner grønemnet
ved at omdanne binderen til en væske, gas eller en kombination
af disse. Dette kan gennemføres med flere forskellige
metoder. Trækspændingen mellem de enkelte partikle r
må ikke overskrides af de kræfter, der opstår ved binderafdrivningen,
dette vil medføre deformationer, revner eller blister
på emnet .
Dette krav betyder tætte grænser for tid-temperatur forholdene
ved binderafdrivning, hvilket resulterer i langsomm e
og meget nøjagtigere proceskontrol sammenlignet med normal
sintringsprocedure .
Der findes to hovedtyper for binderafdrivning :
• Termisk ekstraktion
• Væske ekstraktion
Termisk ekstraktion beror på, at bindersystemet dekomponerer
under termisk påvirkning . Vokstyperne binderafdrives
ved temperaturer op til 250°C . Herefter er emnet åbent i
strukturen og den sidste del af bindersystemet, polymeren
kan afdrives i temperaturintervallet 250-500°C .
Ved væske ekstraktion fjernes voksen fra emnet ved, at et op -
løsningsmiddel successivt opløser voksen fra overfladen o g
ind mod midten. Enkelte vokstyper kan ekstrakteres i vand .
Resten af bindersystemet skal herefter fjernes med termis k
ekstraktion .
4.4 . 6
Sintring 4.4 .7
Sintring udføres i en programerbar atmosfære-kontrollere t
ovn. Da der er noget binder tilbage i emnet, for at danne
grønstyrke, skal sintringsprocessen færdiggøre binderafdriv -
73

4.4 .8
4.5
ningen og danne de nødvendige fysiske-kemiske forhold ti l
at sintre delene .
Dele med store dimensioner kræver længere procestid en d
tyndvæggede dele. Sintringsprocessen fjerner de sidste bindingsrester
og ilter inden temperaturen sættes op til sintring .
Begrænsninger og fremtidige muligheder
Begrænsningerne for processen ligger på nuværende tids -
punkt først og fremmest i økonomien . En anden begrænsning
er mulighederne for at få egnede pulvere i tilstrækkelige
mængder.
Andre begrænsninger er tykvæggede emner, og tilstrækkeligt
mange uddannede personer indenfor området .
Dimensionstolerancerne er også en begrænsning . Disse varierer
fra 0,1-1,0% af vægtykkelsen . Ønskes bedre tolerancer
må der efterfølgende behandling til (efterpresning, bearbejdning
ect.) .
Imidlertid sker der p.t . en stor udvikling indenfor pulversprøjtestøbning,
og processen vil komme over nogle af de
vanskeligheder, som er nævnt ovenfor.
Væksten i processen er p.t. på 50% pr. Ar, men tonnagen er
meget lille .
De områder hvor der i dag anvendes sprøjtestøbte emner er
bl.a . :
• Medicinal og dental udstyr
• Højtemperatur flyvedele
• Trykte kredsløb
• Elektriske materialer
• Militært udstyr
• Husholdningsartikle r
• Kameradele
• Kontorudstyr
Der er brug for mere forskning på områderne, pulverkarakteristik,
binderformulering og afdrivning, sintring og automatisering
.
Sintersmednin g
Sintersmedning er en proces, med hvilken man opnår 100%
densitet i et pulveremne (udgangsemne) ved at smede p å
dette i et lukket værktøj .
74

Det at fremstille pulverbaserede udgangsemner til efterfølgende
formsmedning blev foreslået for mange år siden . En
industriel produktion begyndte dog først i begyndelsen af
70'erne. Dette satte gang i processen, og en lang række firmaer,
især i USA, både pulverfirmaer og smedefirmaer, beviste ,
at processen er teknisk sund . Imidlertid er høj proceskontro l
nødvendig, og problemer med levetiden af værktøjerne rejst e
tvivl om processens økonomi . Dette medførte, at adskillige
firmaer lukkede deres sintersmedningsafdeling. I Europa e r
der kun et firma tilbage . I USA og Japan er der sket en rehabilitering,
og adskillige firmaer producerer et betydeligt anta l
komponenter, især til bilindustrien. På fig. 4.12 ses en typis k
produktionslinie for sintersmedning .
Køling (N 2 eller olie)
Snudning
I virkeligheden er sintersmedning det samme som præcisionssmedning
af massive materialer, dog med 2 afvigelser . E t
massivt emne til præcisionssmedning er normalt en plade eller
en cylinder skåret ud af en stang. Emnet til sintersmedning
har en udformning, som ligger meget nærmere det endelige
emnes geometri . Den anden afvigelse er, at pulveremnet
til sintersmedning er mere nøjagtigt end det tilsvarend e
afskårne emne. Slutresultatet er, at sintersmedning ikke frem -
75
Automatisk håndterin g
Figur 4 .1 2
Typisk produktionslinie til sinter -
smednin g

4.5 . 1
4.5.2
kalder delelinier, og at dimensionerne derfor er langt nøjagtigere.
Som det ses på figuren, er der installeret vægtkontro l
på pulveremnet .
Design af udgangsemne
For at opnå den optimale udnyttelse af sintersmedningsprocessen
med hensyn til styrke og homogenitet er det vigtigt a t
designe udgangsemnet på sådan en måde, at flow-linierne
ved smedeprocessen bliver optimale i forhold til anvendelsen
af det færdige emne.
Da processen var i sin vorden, var det trial and error, der
blev benyttet til design af udgangsemnet . Med udnyttelse af
plasticitetsteorien er det nu muligt at designe udgangsemnerne
og smedeværktøjet således, at metalflowet er under
kontrol. Dette sikrer, at de mekaniske egenskaber er optimale
i områder med maximal spænding, f.eks . i bunden af tanden
ved et tandhjul.
Sintring og smedning
Efter presning af udgangsemnet er der 2 forskellige procedurer.
I den ene sintres emnet normalt i en gennemløbsovn o g
genopvarmes herefter til smedetemperatur, ofte i en høj-frekvensovn.
Den anden meode består i at tage udgangsemne t
direkte fra sintringsovnen og føre det til smedeprocessen ; kølezonen
er så fjernet fra gennemløbsovnen .
Ved smedetemperaturen sker der hurtig oxydation af over -
fladen, når den udsættes for atmosfærisk luft, og med et porøst
udgangsemne er dette betydeligt mere ødelæggende en d
ved et massivt emne. For pulveremnet kan det betyde oxydation
inde i emnet med efterfølgende indeslutninger af jernoxyd,
som nedsætter de mekaniske egenskaber. For at opnå
tilfredsstillende resultater må udgangsemnet overføres fr a
smedeovnen til smedeoperationen så hurtigt som muligt . Det
anbefales, at overføringstiden ikke må overstige et par sekunder.
Erfaringen viser, at der bl.a. på grund af beskyttelsesgas
inde i porerne ikke sker betydelig oxydation .
De pulvere, der anvendes til sintersmedning, er altid legere -
de pulvertyper, normalt legeret med nikkel og molybdæn;
grafit tilsættes som elementære partikler. Kobber tilsættes i
nogle tilfælde for at øge hærdbarheden ved efterfølgend e
76

varmebehandling . Sintringstemperaturen er relativt høj, op
til 1225°C .
En sammenligning mellem sintersmedede emner og normalt
præcisionssmedede massive emner viste følgende :
• Styrkeegenskaberne er stort set de samme . Det sintersmedede
emne er dog mere isotropisk .
• Der er forskelle i duktilitet og slagstyrke. Det massive
emne bibeholder i stor udstrækning forskel i disse egenskaber
med valseretningen . Pulveremnet har ikke denne texturbetingede
forskel .
• Ensartetheden og dimensionsnøjagtighederne er bedre ho s
pulveremnet .
• Overfladefinishen er bedre hos pulveremnet .
Reference r
1. Powder Metallurgy Science, Dr . R.M. German, 198 4
2. Powder Metallurgy, Gordon Dowson, 199 0
3. Powder Forging, Howord A . Kuhn, B . Lynn Ferguson, 1990
4. Powder Metallurgy, F.U. Lenel, 198 0
5. Metals Handbook, Vol . 7, Powder Metallurgy, 1984
6. Design Solutions, Metal Powder Industries Federation ,
1993
7. Powder Metallurgy, I . Jenkins and J.V. Wood, 199 1
8. Powder Metallurgy, Design Manual, Metal Powder Industries
Federation, 1989
9. Powder Metallurgy, Enrico Mosca, 1984
10. Powder Metallurgy, I. Jenkins and J .V. Wood, Selecte d
Case studies, 199 1
11. Materialekendskab, Pulvermetallurgiske materialer 1992 ,
Ole Kræmer, Allan Schrøder Petersen, Per Kjeldsteen ,
Niels Strathe Mikkelsen
77

12.Kold Isostatisk presning, Ole Kræmer, 198 0
13.Varm Isostatisk presning, Ole Kræmer, 1982
14.Powder Injection Moulding, R .M. German, 199 0
15.Handbook of Powder Metallurgy, Henry H . Hausner,
197 7
16.MNC Handbook nr. 6, Pulvermetallurgy, SIS, 198 4
78

Sintring 5
Ved kompakteringen får man den grundlæggende form a f
emnerne, men brugsegenskaberne af de grønne emner er hel t
utilstrækkelige .
I usintret tilstand er selv hårdt pressede emner af duktilt pulver
(som giver forholdsvis høj styrke) ikke stærkere end tavlekridt.
Pressede emner af hårde, sprøde pulvere (keramik )
er så skøre, at de meget let beskadiges blot ved håndteringen .
De pressede emner har en porøsitet, som for grønne emner a f
jern typisk ligger omkring 8-17 % og for hårdmetal på 40-5 0
%; en del af denne porøsitet er fyldt med binde- og smøre -
midler, der dog bliver afdrevet, inden sintringsprocessern e
begynder. Porøsiteten mindskes ved sintring ved høje temperaturer,
hvilket fører til volumensvind og dermed målændringer
af emnerne . Når talen er om sinterstål, sigter ma n
mod så små dimensionsændringer ved sintringen som mu -
ligt, og porøsiteter og deraf følgende dårligere styrkeegen -
skaber accepteres . Hos hårdmetal påvirker restporøsiteter de
mekaniske egenskaber i helt uacceptabelt omfang . Der ska l
sintres til teoretisk densitet, og volumensvindet er derfor a f
størrelsesordenen 50 % ved sintringen af hårdmetal .
Ved sintringen tilføres de pressede emner termisk energi ,
som udløser processer, der får pulverpartiklerne til at svejs e
sammen i kontaktpunkterne, når talen er om fast-fase sintring,
eller som udløser partiel smeltning, der igen fører ti l
dannelse af fuldstændigt kompakte emner (flydende fase sintring)
.
Som tommelfingerregel gælder, at en temperatur svarende ti l
0,4-0,5 gange materialets smeltetemperatur (i grader Kelvin )
er nødvendig for fast-fase sintring . For næsten alle metaller
indebærer dette en opvarmning til høje temperaturer, mens
f.eks. sne sintrer udmærket ved -5°C . Sintringen sker hurtigere,
jo højere temperaturen er. Jernpulveremner sintres i
praksis ved temperaturer mellem 1100°C og 1250°C, et ternperaturområde
som i hovedsagen er bestemt af kravet om
billige og funktionssikre ovne .
79

5.1
Temperaturen må ikke komme op på materialets smeltepunkt,
idet emnerne da ville miste den geometriske form.
Partiel smeltning kan tillades, så længe der er tilstrækkeligt
fast materiale tilbage til at sikre, at den geometriske form be -
vares. Grænsen ligger ved ca . 45 volumen-% smelte. En sådan
flydende fase sintring giver specielt hurtig øgning a f
tætheden og gør det muligt at få fuldstændigt porefri emne r
inden for rimeligt korte sintringstider . Den flydende fase
dannes af en pulverkomponent med lavt smeltepunkt eller a f
to komponenter, som sammen danner en lavtsmeltende forbindelse.
Som eksempel kan nævnes hårdmetal, wolframkarbid (WC )
+ kobolt (Co), hvor den flydende fase ved sintringen bestå r
af kobolt, hvori der er opløst ca . 50 vægt% WC, eller oxidkeramik
med en smeltet glasfase, som f .eks. kan dannes ve d
reaktion mellem oxider og små mængder SiO 2. Jernpulver
sintres undertiden med en flydende fase bestående af kobber ,
hvori der er opløst jern til mætning (ca . 5 vægt%) .
I det følgende omtales sintringen med de forskellige trin o g
mekanismer, samt sintringens indflydelse på egenskaberne a f
de sintrede emner. Der opdeles i følgende underafsnit :
• Afdrivning af binde- og smøremidle r
• Fast-fase sintring af rent meta l
- Makroskopiske fænomener ved sintring
- Den fysiske baggrund for sintring
- Materialetransport ved sintring
- Sintringsmekanismer
- Sintringsdiagrammer
- Pressetrykkets indflydels e
• Fast-fase sintring af legeringssystemer
• Flydende fase sintring
• Sintringspraksi s
Afdrivning af binde- og smøremidle r
Binde- og smøremidler skal fjer- Afdrivningen af binde- og smøremidler, der procesmæssigt
nes inden sintringen kan betragtes som en integreret del af sintringsprocessen, e r
belyst i afsnit 3 i forbindelse med gennemgangen af bindeog
smøremidler.
80

Fast fase sintring af rent metal 5 .2
De to vigtigste parametre, der styrer sintringsprocessen, e r
som ved alle termisk aktiverede processer temperatur og tid .
Andre faktorer, som har indflydelse, er det tryk, der ble v
brugt ved kompakteringen af pulveret før sintringen, størrelsen
og formen af pulverpartiklerne og karakteren af partiklernes
overflade . Endelig er egenskaberne af den gas, som
omgiver emnerne under sintring, af betydning .
Fordi der er så mange parametre, er den teoretiske forklarin g
af sintringsprocessen temmelig vanskelig. Flere processer p å
atomart niveau er virksomme under sintringen, hvoraf d e
vigtigste er diffusionsprocesser .
Før de atomare processer diskuteres, er det dog nyttigt førs t
at diskutere nogle af de makroskopiske fænomener, der er ty -
piske for sintringsprocessen .
Makroskopiske fænomener ved sintring
De grundlæggende fænomener introduceres ved at præsen- Hvad måler man på emnerne ?
tere resultater opnået ved sintringsforsøg med Höganä s
svampejern; andre typer af teknisk jernpulver vil give resultater,
der ikke vil være væsentligt forskellige .
Sintringstemperaturens indflydelse
Fig. 5.1 viser, hvorledes densitet, lineær krympning, de mekaniske
egenskaber af pressede emner og sammentrykkeligheden
ændres med sintringstemperaturen .
81
5 .2 .1
Temperaturens indflydelse

g/cm 3
7,86 -
7,5 -
7 ,0 -
6,5 -
6 ,0 .
5,5
ia
1 0
8
0
400 600 800 1000 1200 1400°C
Sintringstemperatu r
Pressetryk :— 9 t/cm2
--- 7 t/cm2
•••••• 5 t/cm2
= 3 t/cm2
Figur 5 . 1
Ændring i densitet, lineæ r
krympning parallelt med presse -
retningen, trækstyrke, brudforlængelse
og sammentrykkelighed
efter presning som funktio n
af sintringstemperaturen . Höga -
näs svampejern, presset ved 3, 5,
7 og 9 t/cm 2, og varmebehandlet
i 1 time i temperaturområdet
450-1400°C [4]
Til egenskaberne — set i relation til sintringstemperaturen —
kan knyttes følgende kommentarer:
Densiteterne af emnerne påvirkes kun i ringe grad .
Dimensionerne af emnerne formindskes under sintringen,
uden at en tilsvarende øgning i massefylden kan ses . Volumensvindet
modsvares til dels af et vægttab i begyndelsen a f
sintringsprocessen p .g.a . reduktion af oxider og fordampning
eller nedbrydning af smøremidler .
Læg mærke til toppen på kurverne ved ca. 900°C — denne top
er typisk for pressede emner af jern og skyldes jerns allotrope
transformation ved denne temperatur .
Trækstyrken når først væsentlige værdier ved sintringstemperaturer
over 650°C. Den øges kraftigt mellem 750°C og
900°C, hvorefter der kun sker en moderat øgning melle m
900°C og 1250°C. Læg også her mærke til knækket i kurverne
ved ca. 900°C .
Brudforlængelsen påvirkes på omtrent samme måde som
trækstyrken .
For sinterstål gælder, at sammentrykkeligheden af varmebehandlede
emner, målt ved samme pressetryk, som blev anvendt
ved presningen af pulveret, begynder at stige efter varmebehandling
ved temperaturer over 400°C for at nå d e
største værdier mellem 650°C og 850°C . Årsagen hertil er, at
den deformationshærdning, som pulverpartiklerne fik ved
presningen, forsvinder, samtidigt med at de binde- og smøremidler,
der fyldte porerne og derved forhindrede yderligere
sammentrykning, bliver afdrevet. Over 800°C begynder der
at opstå binding mellem partiklerne, hvormed sammentrykkeligheden
begynder at falde . Efter en forsintring i intervalle t
650°-850°C kan emner af sinterstål således genpresses og færdigsintres,
hvis man skulle have behov for at fremstille sintrede
emner med høj densitet. Man kan ad denne vej opnå
f.eks . 94 % af teoretisk densitet ud fra et forsintret emne med
en teoretisk densitet på 89 % .
82

Sintringstidens indflydelse Tidens indflydels e
Fig. 5.2 viser, hvorledes densitet og de mekaniske egenskabe r
af pressede emner ændres med sintringstiden .
Det ses, at densiteteme af emnerne varierer meget lidt med
sintringstiden, og at trækstyrken stiger hurtigt i løbet af d e
første 15 minutter af sintringsprocessen — derefter flader kurverne
ud. Efter 15 minutters sintring ved 850°C og 1150° C
har de pressede emner allerede opnået 66 % henholdsvis 86
% af de trækstyrker, de ville opnå på 2 timer .
Brudforlængelsen stiger med sintringstiden på omtrent samme
måde som trækstyrken gør det, men dog en smule lang -
sommere i begyndelsen .
Fra denne korte gennemgang af de mekaniske egenskaber se t
i relation til sintringstemperatur og -tid kan man drage følgende
konklusioner :
For at få mekanisk styrke skal jernpulveremner sintres ved
mindst 850°C . Varmebehandling ved temperaturer under
650°C øger ikke den mekaniske styrke af de grønne emner i
væsentlig grad .
En sintringstid på mindst 15 minutter er nødvendig for a t
udvikle brugbare mekaniske egenskaber. God trækstyrke o g
forlængelse opnås efter 1 1/2 times sintring; forholdsvis ringe
forbedring opnås ved at sintre i mere end 1'/2 time .
83
g/cm3
6 .4 -
156 .2
C
0 6 .0
MP a
150
v rn
ø
å 2
loo
5 0
%
to
5
i
1150° C
850°C
1150° C
0 '
0 30 60 90 120 150min .
Sintringstid ,
Figur 5 .2
Ændring i densitet, trækstyrke o g
brudforlængelse som funktion a f
sintringstiden . Höganäs svampejern,
presset ved ca . 4 t/cm 2 , o g
varmebehandlet ved 850 o g
1150°C i op til ca . 2 timer [4]

5 .2 .2 Den fysiske baggrund for sintringe n
Hvad ser man i mikroskopet ved Efter at have bestemt de makroskopiske fænomener ved sinfast
fase sintring? tringen beskrives de ændringer i mikrostrukturen, der fører
et sammenpresset metalpulver frem til et sammenhængende,
fast, men porøst materiale. Processerne sker i 4 trin, som vis t
i fig. 5 .3 .
Figur 5 .3
Skitse af mikrostrukturerne i de 4
forskellige udviklingstrin, so m
fast-fase sintring kan opdeles i
[1]
Trin 0
Trin 0 Trin 1 Trin 2 Trin 3
Pulverpartiklerne er presset sammen til et legeme med vel -
definerede ydre mål, men kontakten mellem partikler er ku n
etableret i punkter .
Trin 1
Efter en vis sintringstid er partiklerne vokset sammen, idet
de oprindelige punktkontakter udvikler sig til sammensvejsninger
med et vist tværsnitsareal . En vigtig konsekvens heraf
er, at materialets mekaniske styrke forøges i takt med det sta -
digt voksende tværsnitsareal af sammensvejsningerne .
Under dette trin trækker emnet sig lidt sammen, hvilke t
imidlertid til dels modsvares af den volumenøgning, der skete
ved udpresningen af emnet fra matricen efter presningen
på grund af den elastiske tilbagefjedring. Målændringen
p.g.a. tilbagefjedringen afhænger af pressetryk og materiale .
For jernpulver er den af størrelsesordenen 0,03% pr . t/cm2
pressetryk, hvilket for 5 t/cm 2 giver en lineær vækst på ca .
0,15%. Grafittilsætning fører til større tilbagefjedring ; sålede s
vil man efter tilsætning af 0,9 vægt% grafit til jernpulver o g
presning ved ca. 5 t/cm2 konstatere en tilbagefjedring på ca .
0,5 %
Emnet har efter trin 1 således stort set de mål, der er define -
ret af presseværktøjet . Den vigtigste effekt er dog nok, at ma -
84

terialets mekaniske styrke forøges i takt med det stadigt vok-
sende tværsnitsareal af sammensvejsningerne .
Sammensvejsningerne har form som halse, og man taler om "hals-
dannelse" . Den drivende kraft for massetransporten er forskelle i
kemisk potential, forårsaget af forskelle i krumningsradier ved hal -
sene. Forholdet mellem halsradius og partikelradius vokser he n
igennem trin 1, hurtigst i begyndelsen, og man har defineret trin 1
som gældende, indtil dette forhold når en størrelse på 0,3 . So m
skitseret på fig . 5.3 opstår der en korngrænse i det plan, hvor t o
partikler vokser sammen . Denne placering er energimæssigt gun -
stig, og korngrænsen fastholdes i sin placering i "halsen" til slut-
ningen af trin 2 .
Porestrukturen er åben, hvilket vil sige, at porerne er indbyrdes for -
bundne . Poreformen er uregelmæssig .
I dette trin bliver porestrukturen mere regelmæssig . Porerne er i
starten indbyrdes forbundne og med en cylindrisk struktur, so m
vist på fig . 5.4 . Systemet kan bedst beskrives som korn med e n
form som 14-sidede legemer, hvor de cylindriske porer ligger p å
kanterne af kornene, således som det er vist på skitsen på fig . 5.4 .
Strukturen med korngrænser og porer er nu langt vigtigere en d
halsvækst, for så vidt angår de drivende kræfter for massetranspor-
ten . Den styres nu af korngrænseenergien og den overfladenergi ,
der er knyttet til porernes indre overflader .
Det er specielt i dette trin, at de mekaniske egenskaber udvikles .
Korngrænserne er meget vigtige for sintringshastigheden i trin 2 .
Korngrænserne er forankrede ved porenetværket . Koncentratio-
nen af vakancer er høj ved poreoverfladen, og vakancer diffunde-
rer herfra ind i korngrænserne, hvor de elimineres, hvilket modsva-
res af en modsat rettet massetransport, således at porevolumene t
formindskes . Da diffusionshastigheden i korngrænserne er stor,
sker disse processer relativt hurtigt .
Efterhånden som porevolumenet formindskes, viser det sig, at cy-
linderformen af porerne bliver ustabil . Man kan vise, at det sker ,
når
L >2 , rr
R
(5-1 )
85
Halsdannels e
Cylindriske pore r
Figur 5 . 4
Principskitse af deri cylindrisk e
struktur af de indbyrdes forbundne
porer i begyndelsen af
trin 2 [3 ]
Isolerede pore r

Isolerede, kugleformede porer,
sintringsprocesserne går i stå
Figur 5. 5
Udviklingen af strukturen fra tri n
2 med korngrænserne bundet ti l
porerne til fuldt udviklet trin 3,
hvor porerne er isolerede i det
indre af kornene [1]
hvor L = længden af den cylindriske pore og R = radius af den cy-
lindriske pore . Grænsen ifølge formlen beregnes at svare til en po-
røsitet på 8,25 %, og praksis viser, at de cylindriske porer bryde r
sammen til isolerede porer, netop når restporøsiteten når ned p å
ca. 8 % . Netværket af cylindriske porer forankrer som nævnt korn -
grænserne, hvilket de isolerede porer ikke er i stand til i samm e
grad, og man vil nu se korngrænserne løsrive sig fra de isolered e
porer og kornvækst begynde. Isoleringen af porer i det indre a f
kornene bringer reduktionen i porevolumen næsten til ophør . Tilsy-
nekomsten af kugleformede, isolerede porer signalerer dermed be-
gyndelsen til tredje og sidste trin af sintringsprocessen .
Det skal nævnes, at produktionen af sinterstål gennemføres såle-
des, at kun processer i trin 1 og begyndelsen af trin 2 aktiveres, d a
det er meget vigtigt at undgå mål- og formændringer ved sintrin-
gen .
Trin 3
Processerne er nu meget langsomme . Den drivende kraft for re-
duktion af porevolumenet er stadigvæk reduktionen af det overfla-
deareal, der er knyttet til porerne, og dermed den samlede overfla-
deenergi, men massetransporten er meget langsom i dette trin (vo-
lumendiffusion) . Små porer kan trækkes med af korngrænser, de r
bevæger sig, men der er tilbøjelighed til vækst i porestørrelse, såle-
des at der udvikler sig en struktur med få, store porer . Såfremt po-
rerne er gasfyldte, skal denne gas diffundere bort, for at porevolu-
menet kan formindskes, hvilket vil sinke processerne yderligere .
Porerne er lukkede og helt kugleformede . Massefylden af emne t
overstiger 92 % af den teoretiske, og kornvækst finder klart sted .
Udviklingen fra trin 2 med korngrænserne bundet til porerne ti l
fuldt udviklet trin 3, hvor porerne er isolerede i det indre af korne -
ne, er illustreret i fig . 5 .5 .
86

Materialetransport ved sintring 5 .2 . 3
Ud fra denne gennemgang af de strukturændringer, der fin- Hvorledes flyttes atomern e
der sted i et presset emne under sintringsprocessen, er det rundt ?
helt klart, at de nævnte processer skyldes transport og ud -
veksling af materiale mellem de partikler, der berører hinan -
den i de pressede emner .
Det er således på sin plads at stille spørgsmålet: "På hvilke
måder finder materialetransport sted i et metal, og hvilke
specielle mekanismer er virksomme under sintring ? " . De t
viser sig, at der er 5 veje, ad hvilke transport kan finde sted .
Plastisk flydnin g
Metaller deformeres plastisk takket være bevægelse af dislokationer
gennem gitteret . Den kritiske forskydningsspænding,
der er nødvendig for at bevæge dislokationeme, falder
med stigende temperatur, og ved høje temperaturer blive r
den så lav, at man tidligere mente, at selv de svage forskydningsspændinger,
der stammer fra overfladespændingerne,
kunne fremkalde plastisk deformation . Man er dog ikke længere
sikker på, at denne transportmekanisme spiller nogen
større rolle .
Sublimation-kondensatio n
Damptrykket af et metal over konvekse områder af overfladen
er ved alle temperaturer højere end over konkave områ -
der, d.v.s. man får sublimation fra konvekse overflader og
kondensation på konkave overflader. På denne måde kan
materiale transporteres via gasfasen fra konvekse til konkave
dele af overfladen .
Overfladediffusio n
Ved forhøjet temperatur, og det vil sige ved ca . 0,3 gange me -
tallets smeltepunkt (i grader K), bliver atomerne på overfladen
så mobile, at de begynder at vandre rundt på overfladen .
Denne flytning af individuelle atomer på overfladen benævnes
overfladediffusion, og den er en af de mulige mekanismer
bag den materialetransport, som finder sted ved sintringsprocessen.
87

Korngrænsediffusion
Ved endnu højere temperaturer bliver også atomerne i korngrænserne
mobile . Atomerne i en korngrænse ligger i en
mere åben struktur end atomerne i det indre af kornene, hvilket
giver langt større bevægelighed af disse atomer og der -
med større diffusionshastighed .
Volumendiffusio n
Ved temperaturer over ca. 0,5 gange metallets smeltepunkt (i
grader K) bliver volumendiffusion effektiv. Som navnet siger,
transporteres atomerne nu igennem det indre af de enkelte
korn, og det er som allerede nævnt en langsom proces sammenlignet
med overflade- og korngrænsediffusion .
I virkeligheden skyldes transporten, at vakancer — d.v.s. ubesatte
pladser i krystalgitteret — bevæger sig igennem materialet,
og hver gang en vakance bevæger sig en plads i en be -
stemt retning, bevæger et atom sig en plads den modsatte
retning. Jo højere temperaturen er, jo flere vakancer er der i
materialet, og jo hurtigere skifter de plads . Med andre ord, j o
højere temperaturen er, jo større er volumendiffusionen. Diffusionshastigheden
følger et Arrhenius-udtryk :
D = Do . e-Q/RT (5-2 )
hvor D = diffusionskoefficienten (diffusiviteten), Do = en
konstant, Q = aktiveringsenergien, R = gaskonstanten, og T =
temperaturen i K.
Volumendiffusionen er ikke alene temperaturafhængig, men
også afhængig af strukturen af metallet, d .v.s. man kan opleve
en brat ændring i diffusionshastigheden, såfremt der ske r
en fasetransformation i metallet .
Jern er et eksempel på noget sådant. Diffusionshastigheden
stiger, indtil man når en temperatur på 910°C . Her falder den
pludseligt til en 1/150-del, fordi strukturen ændres fra en relativ
åben, rumcentreret kubisk struktur til en tættere pakket,
fladecentreret kubisk struktur.
88

De drivende kræfter for transportmekanismerne
5.2 .4
Overordnet set er formindskelsen af overfladeareal, og dermed re- Hvorfor flytter atomerne sig ?
duktionen i overfladeenergi, den drivende kraft for sintring .
Ved en nærmere analyse af dette udsagn er det nødvendigt at be -
stemme forskellen mellem de kemiske potentialer af atomer på e n
f plan overflade og på en krum overflade som funktion af krum-
ningsradierne af den krumme overflade .
En model for processen kan f .eks . være at overføre atomer fra e n
plan overflade af et fast materiale til en fast kugle, som vist på skit -
sen fig . 5.6 .
Volumen V
dV = d n
SZ = molvolumen
/ / / / / / / / / / / / / / / / / / / / / /
Plan overflade — fast material e
Det arbejde, der er nødvendigt for at overføre atomer fra den pla-
ne overflade til overfladen af kuglen er overfladeenergien ()Is ) gan-
ge ændringen i overfladeareal . Kuglens volumen vokser med dV,
som samtidigt er molvolumenet, S2, gange med antal mol, dn .
D .v .s .
dV = 4 . 'rr . R 2 . dR = Q . dn (5-3 )
Kuglens overfladeareal vokser med :
dA = 4 . Tr . (R+dR)2 -4 . 7r . R2 = 8 . Tr . R dR (5-4 )
Arbejdet pr. mol overført stof er, pr. definition, ændringen i det ke-
miske potentiale, All, som på grund af ændringen i overfladeareal ,
og dermed overfladeenergi, er :
= 'YS d = 'ys'8 .~r . R . dR'dV (5-5 )
89
Figur 5 .6
Model for overførslen af atome r
fra en plan overflade af et fas t
materiale til fast kugle [3 ]

Man skal her bemærke, at fjernelsen af atomer fra den plane over -
flade ikke forårsager nogen ændring i overfladeenergien af de n
overflade, da dens form ikke ændres .
Ved at kombinere ligningerne 5-3 og 5-5 får man følgende forske l
mellem de kemiske potentialer af atomerne på en plan overflad e
og atomerne på en kugleflade henholdsvis en dobbeltkrum over -
flade med hovedradierne R 1 og R 2 :
=2 Rs0 = 'Ys' n R +R)
1 2
Krumningsradius af en konveks overflade regnes positiv, for e n
konkav overflade regnes den negativ, hvilket vil sige, at atomern e
på en konveks overflade har et større kemisk potentiale end ato-
merne på en plan flade, mens atomerne på en konkav overflad e
har et mindre kemisk potentiale . Parallelt hermed bliver koncentra-
tionen af vakancer større i materialet umiddelbart under en konka v
overflade, og mindre i materialet umiddelbart under en konvek s
overflade .
Vi kan ydermere knytte det kemiske potentiale til en hydrostatis k
mekanisk spænding, Q, der udefra pålægges de krumme flader .
Hvis dn atomer overføres fra en plan overflade til en kugle som vis t
på modellen fig . 5 .6, vil volumenændringen, dV, af kuglen føre ti l
et arbejde udført af denne spænding . Vi sætter nu mekanisk arbej-
de lig med kemisk arbejde :
6 . dV = Dµ•dn = 0µ c-i a= Q
(5-7 )
og bemærker, at der til en konveks overflade knytter sig trykspæn-
dinger, og til en konkav overflade knytter sig trækspændinger .
Disse relativt simple modeller af de drivende kræfter hjælper os ti l
at forstå de fundamentale sintringsprocesser.
Atomer vil ved overflade-, korngrænse- og volumendiffusion sam t
sublimation-kondensation bevæge sig fra områder, hvor de har hø-
jere kemiske potentialer, og dermed også højere damptryk, til om -
råder med lavere kemiske potentialer, d .v .s . fra konvekse og plan e
overflader og det indre af korn til konkave overflader .
Går vi tilbage til modellen vist på fig . 5.6, vil der – forudsat aktive
90
(5-6 )

transportmekanismer – spontant ske materialetransport fra kugle n
til den plane overflade, da atomerne på kuglens overflade har de t
største kemiske potentiale .
Hvis de mekaniske spændinger i de krumme overflader er tilstræk -
keligt store, vil de kunne udløse plastisk flydning, krybning eller vi-
skoelastisk flydning (sidstnævnte dog kun i ikke-krystallinske mate -
rialer som f .eks . glas) .
Det er specielt interessant at betragte de drivende kræfter ved hal -
sene. Overfladen af halsen er dobbeltkrum ; den ene hovedradiu s
(= den halve diameter af halsen) repræsenterer konveksitet og øge r
det kemiske potentiale, mens den anden hovedradius repræsentere r
konkavitet og sænker det kemiske potentiale . Den anden hovedradi-
us er meget lille, når halsdannelsesprocessen starter, hvilket giver e n
stor drivende kraft for diffusionen og udløser anseelige trækspæn-
dinger, der søger at trække korncentrene sammen . Efterhånden so m
halsdiameteren vokser, bliver den anden hoveddiameter større, de n
drivende kraft falder, og processen bliver langsommere .
Sintringsmekanismer 5.2 . 5
I sintringsprocessens 4 forskellige trin er de forskellige materialetransportmekanismer
virksomme med forskellig effekt ,
afhængig af de forskellige poregeometrier i trinene . Materialetransportmekanismerne
bidrager ikke alle til sintringsprocesserne
med samme intensitet . Nogle af mekanismerne vi l
dominere ved visse temperaturer eller i visse perioder af sin -
tringen .
Trin 1
Fig . 5.7 viser i principskitser de fire typer af massetransport ,
der i hovedsagen er virksomme under dette trin .
De transportmekanismer, der er knyttet til overfladerne, d .v.s .
overfladediffusion og sublimation-kondensation, fører ikk e
til dimensionsændringer. Kun volumen-relaterede transport -
processer, d.v.s. volumendiffusion, korngrænsediffusion o g
plastisk flydning fører til dimensionsændringer . Af de fire
mulige transportmekanismer er sublimation-kondensation
uden større betydning .
Det kan være vanskeligt at afgøre, hvilke af de resterende tre
mekanismer, der så er de vigtigste . Man har på grundlag af
91

Figur 5 . 7
Principskitser af de fire typer af
massetransport, der er virksom -
me i trin 1 . a) Plastisk flydning .
b) Overfladediffusion af atomer
fra konveks til konkav overflade .
c)Volumendiffusion illustreret
ved vakancers bevægelse fra e n
konkav til en konveks overflade .
d) Transport gennem gasfase;
sublimation ved konveks overflade
og kondensation ved konka v
overflade [4]
Mange parametre er involverede
a b
0 0
c d
modelforsøg og teoretiske overvejelser opstillet et generelt
udtryk, der skulle gøre det muligt at adskille effekterne af de
forskellige mekanismer. Udtrykket er imidlertid baseret på
reaktioner ved punktkontakt mellem lige store kugler, og de t
ligger jo lidt langt fra praktiske forhold, hvor der er tale om
sammenpressede, uregelmæssigt formede pulverpartikler .
Modellen oversimplificerer således problemet med at fastslå ,
hvad der reelt sker ved sintringen af pressede pulvere, hvo r
der er tale om meget komplicerede geometrier .
Det generelle udtryk ser således ud :
( X~ n = B . t
R Rm
hvor X = halsradius, R = partikelradius, t = tiden ved sintringstemperaturen,
og B indeholder en række materialetilknyttede
og geometrisk betingede konstanter, n betegnes
som den mekanisme-karakteristiske eksponent, mens m
dækker partikelstørrelsesafhængigheden .
(5-8)
Værdierne for n, m og B afhænger alle af materialetransportmekanismen,
og generelt gælder overstående generalisered e
92

ligning for X/R-forhold mindre end 0,3 . Nedenstående tabe l
5.1 giver værdier for n og m samt de parametre, der indgår i
B, for de forskellige materialetransportmekanismer . I hver t
udtryk for B er mindst en af parametrene afhængig af temperaturen,
som f.eks. diffusionskoefficienten D .
Tabel 5 . 1
Mekanisme n m B
Plastisk flydning 2 1 9iryDv/(kT )
Sublimation-kondensation 3 1 (3Py/p2) (Tr/20 (M/kT) '%
Volumendiffusion 5 3 8DvQ/(kT)
Korngrænsediffusion 6 4 208DByQ/(kT)
Overfladediffusion 7 4 56DsyQ 4/3/(kT)
hvor :
y = overfladeenergien
b = Burger's vektor
k = Boltzmann's konstan t
T = absolut temperatur (K )
p = teoretisk densite t
8 = korngrænsebredden
Dv = volumendiffusionskoefficiente n
Ds = overfladediffusionskoefficienten
D B = korngrænsediffusionskoefficienten
P = damptrykke t
M = molvægten
S2 = molvolumene t
Af formel 5-8 bemærkes, at der er stor følsomhed for parti -
kelstørrelsen - små partikelstørrelser giver hurtigere sintring .
Temperaturen indgår eksponentielt i diffusionskoefficienter -
ne - små temperaturændringer vil således have en stor effekt.
Tiden har en relativt lille effekt sammenlignet med temperatur
og partikelstørrelse .
Specielt om partikelstørrelsen kan siges, at overfladediffusion
og diffusion i korngrænserne fremmes i forhold til de
andre processer, når partikelstørrelsen bliver lille . Volumendiffusion
i det indre af kornene er ikke følsom for partikelstørrelsen.
Finere partikler vil generelt udvise hurtig halsradius-vækst
og behøve kortere sintringstid .
9 3

Svin d
Figur 5. 8
Temperatur- og tidsafhængigheden
af sintret densitet og lineært
svind ved brintsintring af fint ,
vandatomiseret pulver af rustfrit
stål (Ø µ)
Hvilke processer, der dominerer, beskrives i sintringsdiagrammer;
der henvises til afsnit 5 .2 .6 .
Under sintringen vil volumen-relaterede transportprocesser
føre til formindsket partikelafstand, efterhånden som hals -
væksten skrider frem . Dette fører igen til volumensvind af
emnet .
Lineært svind udtrykt på basis af formel 5-8 give r
OL 2 = B• t
(L'o~
2 n . Rm
Temperatur- og tidsafhængigheden af sintret densitet og lineært
svind ved brintsintring af fint pulver af rustfrit stål e r
vist på fig . 5.8, som faktisk er generelt dækkende ved sintring
af metalpulver. Svind som funktion af sintringstiden, plottet
dobbelt-logaritmisk, ses at følge det forløb, som formel 5-9
forudsiger, op til ca. 3 % lineært svind .
-. N
c
.t'
% %
90- Grøn 10 -
densitet = 77 %
8 0
(5-9)
c 4hr, H 2
60 0 .3
900 1000 1100 1200°C 3 10 30 100 300mi n
Temperatur Tid
Svindet er en nyttig parameter at anvende, når man ønsker a t
følge sintringsprocessen, eftersom den fjerner behovet for a t
måle størrelsen af de enkelte halse; i så henseende er det gan -
ske gunstigt at få den gennemsnitlige effekt målt over hel e
emnet .
Man kan se på svind på to måder. Fremstiller man emner
med meget præcise mål, ønsker man ikke noget svind . Man
kan godt nok kompensere for svindet i sin værktøjskonstruktion,
men problemet er, at der er forskellige tætheder i pressede
emner — og sådanne tæthedsgradienter udløser forskel -
lige svindprocenter forskellige steder i emnerne under sin -
tringen. Fremstiller man på den anden side emner, hvortil
94

der stilles store krav til egenskabeme, må man sintre til stor
tæthed, og man må så acceptere store svindprocenter og
eventuelt uregelmæssigt svind .
Man kan også følge sintringsprocessen på anden måde en d
ved at måle svindet, nemlig ved at måle overfladearealet,
som jo også vil indbefatte arealet af de åbne porer .
Tabet i overfladeareal divideret med det oprindelige overfladeareal
følger sintringstiden på følgende måde :
(
S
)v = C
0 Rm
(5-10 )
hvor AS = tab i overfladeareal, S o = det oprindelige overfladeareal,
v = en eksponent, som afhænger af materialetransportmekanismen
(ved plastisk flydning = 1,1 ; ved sublimation-kondensation
= 1,5 ; ved volumendiffusion = 2,7; ved
korngrænsediffusion = 3,3 og ved overfladediffusion = 3,5) .
Konstanten C minder noget om konstanten B i formel 5-8 .
Fig . 5.9 viser reduktionen i overfladeareal i % af det oprinde -
lige overfladeareal for to forskellige kobberpulvere sintret
ved 1010°C. I dette tilfælde indikerer kinetikken en proces,
som er kontrolleret af overfladediffusion og derudover fo r
10011 pulveret et bidrag fra volumendiffusion i det indre af
kornene .
Endelig kan man jo også følge sintringsprocessen ved at se
på øgningen i densitet. Densiteten af et sintret emne kan beregnes
ud fra det lineære svind og den grønne massefylde :
P g
Ps = OL 3
( 1 — L )
O
men den kan også let måles efter Archimedes' lov.
Trin 2
(5-11)
Dette trin er meget vigtigt for udviklingen af egenskaberne a f
de sintrede emner, og det er karakteriseret ved en øgning i
densitet. Porenetværket bliver mere regelmæssigt, men porerne
forbliver indbyrdes forbundne .
95
Overfladearea l
%
m 100
v
~
a 30-
.t Joµm
v
ö 1 0
To LL 3
1010°C, H z
0.1 1 1 '0 100 10'00 h
Ti d
Figur 5 . 9
Reduktion i overfladeareal i % af
det oprindelige overfladearea l
for to kobberpulvere . Brintsin -
tring ved 1010°C, kugleformed e
partikle r

%3/2
150-
100 -
50 -
0
öaa 0.1 0.2 0 !3 0 .4 min 1°
ti d
Figur 5 .1 0
Sintring af 8 p. elektrolytisk kobberpulver.
Reduktionen i porøsitet
som funktion af tiden er i
overensstemmelse med lignin g
5-13 [1]
Efterhånden som sintringen skrider frem, tilnærmer poregeometrien
sig cylinderform .
For de porer, der sidder, hvor tre korn støder sammen, er systemets
energi lavere, end hvis porerne var isolerede — korngrænsearealet
formindskes, når en del af det erstattes med
overfladeareal af porerne (overfladearealet af porerne er det
samme i de to tilfælde) . Sagt på anden måde er der en vis
bindingsenergi mellem porer og korngrænser . I trin 2 kan
man derfor ikke forvente, at særligt mange korngrænser bry -
der bindingen til porerne,
Densitetsøgningen p .g.a . poreeliminering ved volumendiffusion
kan beskrives med følgende udtryk :
p = p i +B i•1n {. (5-12 )
hvor ti og pi repræsenterer tid og densitet ved starten på trin
2, og B 1 repræsenterer faktorer som diffusionshastighed, etc .
Såfremt diffusion gennem korngrænserne er den hastigheds -
kontrollerende faktor, bestemmes porøsitetens aftagen me d
tiden af følgende udtryk :
E 2 = C i + (5-13 )
hvor Ci repræsenterer forholdene ved starten på trin 2, o g
hvor Bb indeholder adskillige geometriske forhold og materialeegenskaber
som diffusionshastighed, overfladeenergi og
korngrænsebredde.
Fig . 5 .10 viser resultaterne af analyser af sintringsforløb af
elektrolytisk kobberpulver i temperaturintervallet 800°C til
1000°C .
Trin 3
Sintring i dette trin er en langsom proces. Samspillet mellem
porer og korngrænser kan ske på to måder: enten trække s
porerne med af korngrænserne, når disse bevæger sig unde r
kornvækstprocessen, eller korngrænserne bryder forbindelsen
med porerne og bevæger sig bort fra dem, så de efterlades
isolerede i det indre af kornene, og porerne, der nu sid-
96
t3

der isolerede i det indre af kornene, antager kugleform . Porerne
kan kun krympe yderligere ved at udsende vakancer ,
som skal diffundere gennem det indre af kornene ud til e n
korngrænse, hvor de elimineres, og det er en langsom proce s
(volumendiffusion) . Samtidigt vil en længere holdetid ve d
høj temperatur medføre poreforgrovning . På grund af den
mindre krumningsradius vil de små porer udsende flere vakancer
end de store porer, og en del af disse vakancer opfanges
af nærliggende store porer. De små porer forsvinder, d e
store vokser og udsender endnu færre vakancer p .g .a. de
større krumningsradier, så krympningen bliver yderliger e
hæmmet .
Såfremt porerne indeholder en gas, vil gassens opløselighed i
grundmaterialet påvirke den hastighed, hvormed porøsiteten
formindskes, i uheldig retning . F.eks. skal brintmolekyle r
(H 2) dekomponere til brintradikaler (H') ved poreoverfladen ,
inden brinten kan diffundere ud i metallet, og denne dekomponering
er en langsom proces .
Generelt kan man sige, at isolerede porer begynder at dukke
op, når ca. 80 % af den teoretiske densitet nås, og ved 92 til 9 4
% af den teoretiske densitet sker der et hurtigt skift til lukke -
de porer.
Ved produktionen af konstruktionsdele af sinterstål gennem -
føres processen således, at kun sintringsprocesser i trin 1 og
begyndelsen af trin 2 er aktive .
Sintringsdiagrammer 5.2 .6
Sintringsdiagrammer er en nyttig måde at præsentere sin- Sintringsprocesser på diagram -
tringsmekanismer på. De viser forholdet mellem halsradius for m
og partikelradius som funktion af den normaliserede temperatur
(forholdet mellem aktuel temperatur og smeltepunkt — i
grader K). De forskellige materialetransportmekanismer ind -
tegnes så i diagrammet. Et sintringsdiagram for jern me d
20 µ partikelstørrelse er vist på fig . 5 .11, og det viser klart,
hvorledes overflade- og korngrænsediffusion dominerer. Var
partikelstørrelsen en anden, ville diagrammet se anderledes
ud; en partikelstørrelse på f .eks. 125 t ville giv e
volumendiffusion større betydning .
Det forhold, at flere mekanismer er virksomme, er som tidligere
nævnt et almindeligt træk ved sintring af metalpulver.
97

Figur 5 .1 1
Sintringsdiagram for 20 g jernpulver.
Var partikelstørrelsen en 1 .00
anden, ville diagrammet se anderledes
ud [3]
0 .10 -
Temperatu r
20 µm Fe
600 100 0
I I
Fuld densitet
Korngrænsediffusio n
Overfladediffusion
Plastisk flydning
I I I I I
0.0 1
0 .4 0 .5 0 .6 0 .7 0 .8 0 . 9
Homolog temperatu r
5 .2 .7 Pressetrykkets indflydels e
Hvad betyder pressetrykket? Pressetrykket har indflydelse på sintringen. Porøsiteten af
det grønne emne bliver mindre, jo højere pressetryk der anvendes,
og på grund af den mindre startporøsitet bliver svindet
mindre under sintringen .
Presning ved højere tryk er generelt fordelagtigt, det bidrager
til forøget styrke, densitet og fastholdelse af geometris k
form .
5 .2 .8 Fast-fase sintring af legeringssysteme r
Legeringer
Ofte ønsker man at fremstille pulvermetallurgiske emner i le -
geringer ved at sintre blandinger af forskellige pulvere i stedet
for at anvende legeret pulver .
Der optræder forskellige fænomener ved sintring af pulverblandinger,
som er ukendte fra sintring af rene metaller. Disse
fænomener kan sammenfattes således :
Bindingen mellem partiklerne lettes af diffusion, som drive s
af de forskelle i kemisk aktivitet, der er mellem de forskellige
partikler.
98
° C

Homogeniseringen lettes, hvis den komponent, der e r
mindst af, takket være overfladediffusion eller smeltning
spreder sig over overfladen af den komponents partikler,
som der er mest af .
Kirkendall-porøsiteter kan føre til kraftig volumenøgnin g
ved sintringen.
Dannelsen af blandingskrystaller kan under visse omstændigheder
også føre til volumenøgning .
Der kan som overgangstrin dannes intermetalliske faser inden
fuldstændig homogenisering . Disse faser kan være sprøde
og have en ødelæggende effekt på emnets sejhed, hvis sin -
tringen ikke drives så langt, at disse intermetalliske faser op -
løses .
Flydende-fase sintring 5 .3
Flydende-fase sintring, i det efterfølgende forkortet FFS, op -
står, når en mindre del af det pulverpressede emne smelte r
under sintringen, medens resten af emnet forbliver i fast
form . Smelten kan dannes af en lavtsmeltende komponent i
pulverblandingen eller ved en eutektisk reaktion mellem to
komponenter, der hver for sig har et smeltepunkt over sintringstemperaturen
.
FFS forøger normalt graden af interpartikulære forbindelser Flydende fase giver kraftig sin -
under sintringen med heraf følgende ændring i porestruktur trin g
og mekaniske og fysiske egenskaber som styrke, duktilitet ,
magnetiske og korrosive egenskaber. Fra et teknisk synspunkt
er fordelen ved FFS, at man får en hurtigere sintring .
Den flydende fase medfører en hurtigere atomdiffusion en d
ved fast-fase sintring. Kapillarkræfterne fra den vædend e
smelte giver en hurtig øgning af densiteten. Smelten reducerer
også den interne friktion og hjælper dermed med til e n
hurtig reorganisering af de faste partikler, samtidig med a t
smeltens opløsning af skarpe hjørner og kanter hjælper me d
til en tættere pakning af partiklerne .
Det er teknisk muligt gennem FFS at fremstille fuldstændigt Stort svind giver grove tolerance r
porefri produkter ud fra pressede emner med en relativ lav
massefylde . Der er dog også væsentlige ulemper, f.eks. vil e t
emne med en relativ densitet på 60% ved FFS til fuld densite t
have et lineært svind på ca . 18%. Ved fast-fase sintring ligger
99

svindet ofte omkring 1% . Et så stort svind som 18% vil påvirke
målnøjagtigheden og dermed anvendeligheden af pro -
duktet. Fænomener som sammensynkning af midtersektionen
af emnet, uensartet svind af forskellige tværsnit pga .
densitetsvariationer i grønemnet, buede emner pga . tempera -
turforskelle i ovnen er alle sammen velkendte problemer ved
FFS. På trods af disse problemer har FFS så mange fordele, a t
det udnyttes i vid udstrækning .
Tabel 5 .2 Eksempler på flydende-fase systemer og deres anvendels e
System Anvendelse
WC + Co Fremstilling af hårdmetal
Cu + Sn Oliefri bronzeleje r
Al + Pb Leje og slidflader
W + Ni + Fe Strålingsskjolde, granatspidse r
Al 2O3 + SiO2 Keramik udmuring til stålfremstilling
W + Ag Elektriske kontaktorer
Fe + Cu + C Maskinkomponenter og tandhjul
Ag + Hg Tandlæge amalgan for fyldninger
Pb + Sn Loddepasta
Fe + P Maskinkomponenter etc .
Al + Si + Cu Letvægtsmaskinkomponenter
BaTiO3 + LiF Elektriske kondensatorer
Si3N4 + Y2O3 Højtemperatur turbine r
For klassiske FFS gælder, at smelten skal kunne væde den faste
komponent, og der må i starten være en opløselighed af
den faste fase i smelten. Den klassiske FFS foregår i 3 overlappende
tempi . Figur 5.12 viser skematisk, hvorledes densifikationen
pågår. Det blandede pulver varmes op til sintringstemperaturen,
hvor der opstår en smelte. Idet smelten
skabes, sker der en hurtig øgning af densiteten pga . kapillarkræfterne,
der fremkommer, fordi smelten væder pulveroverflademe.
Reorganisering giver størst densi- Eliminering af porer sker ved, at systemet minimerer overfla -
tikation deenergien, og reorganiseringen af partikler kan ske, ford i
pulverne kan glide på smelten . På dette stadium kan komponenten
betragtes som et viskost legeme holdt sammen af kapillarkræfter.
Eliminering af porerne hæver viskositeten, o g
densifikationshastigheden falder. Densifikationsgraden under
reorganiseringen bestemmes af mængden af smelte, partikelstørrelse
og -form samt opløseligheden af den faste fase i
100

II Opløsning - udskillelse
Diffusion, partikelvækst
og formtilpasnin g
III Fast fase
Pore eliminerin g
Partikelvækst, vækst a f
partikel kontaktflad e
smelten. Normalt giver små partikler bedre reorganisering .
Fuld densitet er mulig ved reorganisering, hvis der er tilstrækkelig
smelte . Omkring 35% smelte vil være nødvendi g
for at opnå fuld densitet, men reorganiseringen kan blive
vanskeliggjort af partikelkontakter, der er etableret ved presningen
— typisk emner med høj grøndensitet og/eller irregulære
partikler.
Samtidig med reorganiseringen optræder andre fænomener,
men kinetikken i reorganiseringen er i starten så kraftig, a t
de ikke er synlige . Når densifikationen ved reorganisering af -
101
Figur 5 .1 2
Det klassiske forløb ved flydende
-fase sintring

Figur 5 .1 3
Eliminering af porer ved form -
ændring af de faste partikler
tager, bliver opløsning-/udskillelsesprocessen den dominerende.
I denne fase opløses trykbelastede områder af de faste
partikler og udskilles igen i trykløse områder. Eliminering af
porer foregår ved, at de faste partikler ændrer form .
Opløsnings-/adskil lelsesprocessen En anden generel følge af opløsnings-/udskillelsesprocessen
flytter materiale er, at mikrostrukturen bliver grovere, da de store partikler
vokser. Opløseligheden af små partikler i den omgivend e
smelte er større end opløseligheden af store partikler. Forskellen
i opløselighed medfører en koncentrationsgradient i
smelten, der igen forårsager en diffusion af materiale gennem
smelten fra den lille partikel til den større. Resultatet a f
opløsnings-/udskillelsesprocessen er færre og større korn ,
eliminering af porer og deraf følgende øgning af densiteten .
Fast fase kontrolleret sintring gi- Det sidste trin for den klassiske FFS refereres tit som fast fase
ver større partikler kontrolleret sintring . Densifikationen er langsom, da der ikk e
længere er smelte til stede . Komene/partiklerne kan stadig
vokse ved diffusion . Partikler med kontakt kan vokse i partikelkontaktfladen
og kan til sidst danne en partikel .
Hvis restporerne indeholder en gas, der ikke er opløselig i
det omgivende medie, kan man i det trin få en øgning af porens
størrelse pga. gastrykket. Hvis der ikke er gas i porerne ,
vil man også ved fast fase kontrolleret sintring få poreeliminering.
Normalt vil FFS sintrede materialer få dårlige egen -
skaber ved længere tids fast fase kontrolleret sintring, så derfor
anvendes i praksis typisk korte sintringstider ved FFS.
Normalt forbinder man FFS med, at komponenten kryber, og
det er da også, hvad der oftest tilstræbes, men mange systemer
med flydende fase svulmer i stedet for. Den mest kendte
er jern-kobber systemet, hvor opsvulmningen under sintringen
forklares med, at smelten trænger frem langs korngræn -
102

serne i jernpulverpartiklerne, opløses og adskilles i flere partikler,
der senere efter størkningen af smelten igen bliver til
en partikel, der er vokset . Ved højere kobberindhold blive r
mængden af smelte så stor, at partiklerne kan reorganiseres
og modvirke opsvulmningseffekten .
Som tidligere nævnt er der mange faktorer, der afgør, om em -
net svulmer eller krymper. En af faktorerne er vædning .
Vædningen måles som for lod ved angivelse af en vædningsvinkel.
Vædningsvinklen måles ved at anbringe en dråbe af
den aktuelle smelte på det aktuelle faste materiale og ved
den aktuelle temperatur at måle vinklen mellem det faste
stof og tangenten i kontaktpunktet for smelten . Jo mere kugleformet
smelten forbliver, jo dårligere vædning .
103
Figur 5 .1 4
Effekten af kobber på dimensionsændring
efter sintring ve d
blanding med hydrogenreduceret
jernpulver. Testemnerne va r
presset til en grøndensitet på 5,8 ,
6,1, 6,4 og 6, 6
Emner kan svulme eller krymp e

Tabel 5 .3 Faktorer der påvirker densifikationen i første fase af flydende
fasesintrin g
Faktor Svulmer Krymper
Fast fases opløselighed i smelten
Smelens opløselighed i fast fase
Additiv partikelstørrels e
Basispulver-partikelstørrels e
Grøndensite t
Vædningsvinkel
Temperatur
Tid
Opvarmningshastighed
Lav
Høj
Stor
Stor
Høj
Høj
Lav
Kort
Lav
Høj
Lav
Lille
Lille
Lav
Lav
Høj
Lang
Høj
FFS kræver en stram proceskon- Som det fremgår af tabellen, er der mange variabler, der på -
trol virker sintringsforløbet, og ud fra de betragtninger kunn e
man få den opfattelse, at FFS ikke er til at kontrollere i prak -
sis. FFS anvendes i praksis til en lang række formål, me n
sammenlignet med fast fasesintring kræver FFS en mege t
stram proceskontrol, idet enhver variation i pulversammensætning,
partikelstrørrelse, blanding, grøndensitet, opvarmningshastighed,
sintringstemperatur og i mindre grad sintringstid
straffes hårdt i form af manglende og/eller uens
krympning, deforme emner og dårlige mekaniske egenskaber.
Til fremstilling af masseproducerede konstruktionsdele ha r
den konventionelle P/M industri specielt haft interesse i
jernbaserede systemer og i nogen grad også FFS af rustfrit
stål. De jernbaserede kommercielle flydende fase systemer,
der anvendes, er afstemt således, at krympningen under sin -
tringen normalt er mindre end 4% . Der opnås således langtfra
fuld densitet, hvilket heller ikke er formålet. Det, man op -
når, er tilstrækkelig flydende fase til at etablere gode og stær -
ke sintringsforbindelser mellem pulverpartiklerne og derve d
en markant forbedring af de mekaniske egenskaber . Ved FFS
er det også muligt at opnå komponenter uden åbne porer, således
at disse kan anvendes til formål, hvor der er krav o m
tæthed over for gasser eller væsker .
10 4

Tabel 5 .4 Eksempler på jernbaserede flydende fase systemer
Leverings- Sintrings- Styrke Forlængelse
systemWt% temp. og tid N/mm2 %
Fe-3Cu-2Sn 1000° C, 1 time 300 3
Fe-4Mol, 1B 1200° C ,1 time 500 0
Fe-8Ni-1, 1B 1100° C,1 time 390 2
Fe-8Cu 1100° C, 3 timer 430 2 0
Fe-3, 5Ti 1330° C, 2 timer 440 2 4
Fe-0, 7C-0, 5P 1120° C,1 time 480 3
Fe-2Cu-0, 8C 1175° C, 0,5 time 500 1
Fe-3Mo-4Ni- 1185° C, 1 time 720 4
0,1P — 0,1-0,2B
Fe-5Cr3C2 1290° C, 1,5-time 890 2
105

Der findes mange anvendelser for FFS materiale, og som det
fremgår af tabel 5.5, er det et meget bredt spektrum af grund -
stoffer, der anvendes. Tabellen giver kun nogle få eksempler
med hovedvægten på metalbaserede systemer .
Tabel 5 .5 Eksempler på anvendelsesområder for flydende fasesintring
Anvendelsesområde Eksempler på sammensætning
Rumfart
Lejer
Værktøj for spåntagning
Tandfyldninger
Elektriske kondensatorer
Elektriske kontaktorer
Filtre
Friktionsmaterialer
Slibematerialer
Høj temperatu r
Kernespalteprocesser
Permanente magneter
Porcelæn
Ildfaste materialer
Blødmagnete r
Tæt rustfri t
Maskinkomponenter
Slidbestandige materialer
Be-Si, Ti -legeringer, Ni-legeringer
Cu-Sn, Al-Pb, Cu-Sn-Sb
WC-Co, WC -TiC-Co, HSS
Ag-Cu-Sn-Hg
BeTiO3-LiF-MgO, SiTiO3-SiO2
CdO-Ag, W-Ag-Ni, W-Cu-P
Cu-Sn, rustfrit stål – B
Fe-Al2O3-C, Fe -C-Cu-Sn,
Cu-Sn-SiO2
Diamant-metal, WC-Co,
Al2O3-glas
Si 3N4-MgO, SiC- B
UO2A11, UO2-Al 2O3, W-Ni-Fe
Sm CO5 Sm, Fe-Al-Co-Cu
K2O-Al 203SiO2
MgO-CaO-SiO2, W-Cr-Al 2O3 ,
Al2O 3-Mgo-SiO2
Fe-P, Fe-P-Sn, Fe-Si
Rustfri-B, rustfri-P, rustfri-P-B
Fe-P, Fe-Cu-C, Fe-Mn-Cu-Si-C
Co-baserede legeringer, TiC-Fe,
WC-Co
FFS er et af de områder, der udnyttes meget til fremstilling af
nye materialer, eksempelvis cermets, teknisk keramik, ny e
friktionsmaterialer og hårde slidfaste materialer. Forskere i
106

industrien og på institutter vil med tiden opnå en dyber e
indsigt i de kendte systemer og sammensætte nye systemer,
der i kombination med forbedret procesudstyr vil resultere i
bedre og nye materialer inden for en bred vifte af anvendelsesområder.
Sintringspraksis 5 .4
Sintringsprocessen er en nøgleproces, idet den forvandler de t
svage ikke-brugbare grønemne til en ofte prisbillig konstruktionsdetalje
med veldefinerede mekaniske egenskaber .
Ovnudstyr 5.4. 1
Processen og valg af udstyr bestemmes af, hvilket material e
der skal sintres, og hvilke egenskaber man ønsker at opnå, og
også i høj grad af hvilken proces/udstyr, der giver de laveste
sintringsomkostninger. Sintring af ulegerede og lavtlegerede
P/M komponenter udføres traditionelt i kontinuerlige bånd -
ovne .
Valse
Forvarmning og
smøremiddel -
afbrænding Sinterzone Kølezon e
L L I
Valse
`~' ØSSØtSSØ '
~ ~ I
`1JN1 \ --- -
Båndovnen består traditionelt af tre sektioner :
- - i~--~
1. En afbrændingszone, hvor afdrivning af smøremidlet foregår
ved opvarmning af grønemnerne til 400-600°C .
2. En sintringszone, hvor emnerne efter en relativ hurtig opvarmning
til sintringstemperatur holdes på denne temperatur,
så længe kravene til komponenten kræver. Ved nor -
malt jernemne ca . 30 min .
3. En kølezone, hvor emnerne køles ned i nærheden a f
rumtemperatur, således at de ikke oxiderer, når de kommer
ud af ovnen, og således at håndtering kan foreg å
uden risiko for forbrænding .
Flettet metalbånd Bakker med emne r
107
Figur 5 .1 5
Principskitse af en båndov n

Båndovne anvendes ved tempe- Gennem ovnen løber et endeløst bånd af flettet varmebestanraturer
under 1150°C digt metaltråd — ofte fremstillet af 80-20 NiCr. Båndbredde n
ligger normalt mellem 100 og 600 mm afhængig af ovnen s
kapacitet. Båndets holdbarhed ved høj temperatur begrænse r
ovnens maximale driftstemperatur og for at sikre en rimelig
levetid for båndet, bør temperaturen i sintringszonen ikk e
overstige 1120-1150°C .
Ovnen har en længde på 10-18 m og er opbygget som en gas -
tæt konstruktion, enten hvor yderkappen af ovnen er gastæt ,
og hvor isolering og varmelegemer sidder inde i procesgas -
sen eller mere almindeligt med et varmebestandigt rør me d
flad bund, hvor båndet løber indeni, og varmelegemer o g
isolering sidder udenfor, og hvor procesgassen ledes ind i
røret. Fordelen ved denne konstruktion er, at varmelegemerne
ikke påvirkes af procesgassen, og at reaktioner melle m
isolering og procesgassen undgås, hvilket gør det lettere at
opnå et lavt dugpunkt i ovnen og dermed en bedre og mer e
ensartet sintring . Båndovne fremstilles med kapaciteter fra
nogle få til flere hundrede kilo i timen, og da anskaffelses- og
driftsomkostningerne er rimelige og driften ukompliceret, e r
denne ovntype meget populær og anvendes af alle producenter
af P/M komponenter til sintring af komponenter, hvo r
sintringstemperaturen ikke overstiger 1150°C .
Højtemperatur-sintring defineres normalt som sintring ved
temperaturer over 1150°C . Højtemperatur-sintring er blevet
mere aktuel de senere år, da anvendelsen af P/M komponenter
til hårdt belastede konstruktionsdele er steget og derme d
kravene til de mekaniske egenskaber. En måde til at opnå
bedre mekaniske egenskaber er altså at sintre ved højere temperatur.
108

N/mm2 Figur 5 .1 6
689 — Trækbrudstyrken af rustfrit stå l
AISI 316L som funktion af sintringstemperaturen
og grøndensitet
6 .2
1316° C
Grøn densitet
Grøn densitet
I I I I
6 .4 6 .6 6 .8 7 .0g/cm 3
Sintring ved høj temperatur giver dog ikke kun fordele . Sintringen
giver større svind og dermed dårligere tolerancer.
Grønemnerne bliver meget "bløde" under sintringen, så oft e
må emnerne støttes under sintringen, da svage sektioner el -
109
Figur 5 .1 7
Brudforlængelse af rustfrit stå l
AISI 316L som funktion af sintringstemperaturen
og grøndensitet

lers vil synke ved den høje temperatur. Til masseproducerede
dele er højtemperatur-sintring interessant i forbindelse med
sintring af V, Cr, Mn, Mo og Ni legerede højstyrkestål og til
sintring af varmefaste og rustfrie legeringer og i nogen gra d
til sintring af HSS komponenter .
Udstyret til højtemperatur-sintring er mere varieret end for
lav temperatur. De mest anvendte kontinuerlige ovne er gennemstødsovne
og "walking beam" ovne.
Gennemstødsovnen "lille" kapa- Gennemstødsovnen er opbygget næsten som en båndovn ,
citet men uden bånd og metalrør i varmezonen . Ved indgangen til
ovnen er der anbragt en skubbemekanisme, der intermitterende
eller kontinuerligt skubber plader eller bakker me d
emner ind i ovnen . Når ovnen er fyldt med plader/bakker,
fjernes der en bakke ved enden af kølezonen, hver gang man
sætter en ny på ved indgangen til ovnen .
Ovnlængden begrænses af det tryk, som pladerne/bakkern e
er i stand til at modstå ved sintringstemperaturen . For at
mindske trykket er der i nogle ovntyper anbragt ruller i indgangsenden
og kølezonen, hvor temperaturen er lav. Transportpladerne/bakkerne
kan afhængig af ovntemperatur o g
atmosfære være fremstillet af keramik, molybdæn, grafit eller
varmebestandigt stål . Gennemstødsovne leveres med forskellig
isolering og varmelegeme, og efter behov kan man f å
ovne til driftstemperaturer fra 1200-1800°C. Gennemstødsovnen
anvendes normalt, hvor der er tale om en mindre produktion,
der ikke berettiger større investeringer .
"Walking beam" ovnen stor ka- "Walking beam" ovnen er en populær ovn til massefremstil -
pacitet ling af højtemperatur sintrede P/M komponenter. Konstruktionen
tillader meget store belastninger, og længden er ikke
begrænset, så ovnen kan bygges til meget store kapaciteter.
Basiskonstruktionen er en bjælke i hele ovnens længde, de r
løfter bakkerne med emner, bevæger sig frem, sænker sig o g
sætter bakkerne på nogle skinner, sænker sig yderligere, s å
den ikke har kontakt til pakkerne, går tilbage og starter for -
fra. Hver gang bevæges bakkerne 2,5-5 cm frem. I varmezonen
er bjælken opbygget som en høj keramisk bjælke, der nå r
fra undersiden af ovnen ind i varmezonen. Bevægelsesmekanismen
sidder i en gastæt kølet kasse under ovnen i hele
ovnlængden . Walking beam ovne bygges til temperaturer op
til 1800°C .
110

Batch-ovne i form af de kendte "klokke"ovne/grubeovne an- Batch ovne for lange sintringsti -
vendes til sintring af friktionsdele som koblinger etc, der kræ- der
ver lange sintringstider og kun sjældent til sintring af P/M
komponenter. Den mest interessante batch-ovn er vakuumovnen.
Sammenholdt med de kontinuerlige ovne har vakuum -
ovnen en lav kapacitet pr. investeret krone . Vakuumovne ha r
dog haft succes i hårdmetal industrien, hvor man tidligere ha r
anvendt hydrogenovne, anvender man i dag i større og størr e
udstrækning vakuumovne til sintring af hårdmetal . Vakuum- Vakuumovne for vanskelige ma -
ovne anvendes, fordi kvaliteten bliver bedre og mere ensar- teriale r
tet, hvilket medfører mindre kassationer og bedre muligheder
for styring af temperatur og atmosfære samt færre vedligeholdelsesomkostninger.
I alt en mere problemfri og total -
økonomisk bedre proces .
Vakuumovne er normalt af koldvægttypen, hvor der yders t
er en kølet kappe, i hvilken vakuumet etableres . Længer e
inde er der et kammer - normalt af isolerende grafit - hvo r
grafitvarmelegemerne sidder på indersiden. Der findes ogs å
grafitfrie vakuumovne, hvor varmelegemerne er fremstillet
af molybdæn, og hvor isoleringen består af en række strålere -
flekterende molybdænplader .
Sintringsatmosfære
5.4 .2
Sintringsatmosfæren til sintring af jernemner er som regel
endogas. Endogas er en billig form for beskyttelsesgas og Propan - sintringsatmosfære
fremstilles normalt ved en katalytisk reaktion mellem pro -
pan, evt . andre gasser og atmosfærisk luft. Reaktionen foregår
ved 900-1100°C, hvor en luft/gasblanding strømmer gennem
et opvarmet rør, der indeholder katalysatorlegemer. Ved
en propan/luftblanding uden luftoverskud, og ved en fuldstændig
reaktion vil reaktionen være følgende :
2 C 3H8 + 3 x luft (02 + 3,8 N2) = 6 CO + 8 H 2 + 11,4 N 2
Da brinten virker reducerende, og da CO også virker reduce -
rende, og CO/CO 2 forholdet styrer kulstofpotentialet i ovnen,
er det muligt ved regulering af blandingsforholdet mel -
lem luft og gas at styre kulstofindholdet i gassen og samtidi g
reducere de oxider, der sidder på pulveroverfladerne . Endogas
med lavt kulstofpotentiale kan ud over sintring af jern
med lavt kulstofindhold anvendes som beskyttelsesgas ved
sintring af kobber, bronze og nysølv .
111

Nitrogen - sintringsatmosfære Nitrogen med tilsætning af kulbrinter til styring af kulstofpotentialet
og opnåelse af en reducerende effekt kan anvendes
til samme materialer som endogas. Nitrogen som sintringsatmosfære
anvendes normalt ikke i Europa, men i dele af USA
er flydende kvælstof så billigt, at man bruger nitrogenbasere t
sintringsatmosfære fortrinsvis til sintring afjern og lavtlege -
rede P/M stål .
Krakket ammoniak - sintrings- Krakket ammoniak er også meget anvendt som beskyttelsesatmosfære
gas i båndovne . Gassen fremstilles ved, at vandfrit ammoniak
fordampes, og dampene ledes ind i et opvarmet rø r
fyldt med katalysator. Processen foregår ved en temperatu r
på mellem 900 og 1000°C, og reaktionen er som følger:
2NH3 =3H2 +N2
Reaktionen forløber næsten fuldstændig, og gassen indeholder
kun meget små mængder NH 3. Vandindholdet i gassen ,
udtrykt ved dugpunkter, er afhængig af kvaliteten af den leverede
ammoniak, men som oftest er vandindholdet meget
lavt, og et dugpunkt bedre end -40°C er meget normalt .
Krakket ammoniak er i Europa en relativ billig gas og overlapper
de områder, hvor endogas, nitrogen og brint anvendes.
Krakket ammoniak har på grund af det høje brintindhold
(75%) og det lave dugpunkt en kraftig reducerende
virkning og kan anvendes til stål med vanskeligt reducerbare
elementer som Cr, Si og Mn. For kulstofholdige stål kan det
være vanskeligt at undgå afkulning af overfladen i en atmosfære
af krakket ammoniak . Krakket ammoniak kan anvendes
som procesgas ved sintring af messing, kobber, jern, legeret
stål og aluminium .
Anvendelse af krakket ammoniak til sintring af rustfrit P/M
er specielt derved, at de 25% nitrogen, som sintringsatmosfæren
indeholder, medfører, at der opløses nitrogen i de t
rustfri stål ved sintringstemperaturen . Den største opløselighed
fås ved sintringstemperaturer omkring 1100-1150°C ,
hvor der kan opløses ca. 0,4% nitrogen . Under afkølingen
udskilles en del af den opløste nitrogen som kromnitrid, hvilket
nedsætter stålets korrosionsbestandighed væsentligt. En
mindre mængde nitrogen i det rustfri stål svarende til et ind -
hold i sintringsatmosfæren på ca . 10% nitrogen har vist en
forbedring af korrosionsbestandigheden. En måde at undgå
for stor nitrogenoptagelse er at sintre ved højere temperatu r
112

1250-1300°C, hvor opløseligheden af nitrogen er lavere, efterfulgt
af en hurtig køling af stålet. Processen er dog vanskelig,
idet en ensartet køling af specielt små emner, der ligger stablet
i bakker, er vanskelig. Nitrogenet i det rustfri stål påvirker
også de mekaniske egenskaber, således at stålet får en højer e
flydespænding, trykstyrke og hårdhed, men mindre forlængelse
end rustfrit stål sintret i brint eller vakuum .
Hydrogen er som sintringsatmosfære meget kraftigt reduce- Hydrogen - sintringsatmosfær e
rende, men på grund af den noget højere pris anvendes de t
som oftest kun til de lidt vanskeligere sintringsopgaver so m
sintring af molybdæn, wolfram, cobolt, nikkel og rustfrit stå l
og aluminium. Specielt til sintring af rustfrit stål har hydro -
gen vist sig velegnet som sintringsatmosfære til opnåelse a f
gode mekaniske egenskaber kombineret med en god korrosionsbestandighed
. Tilsætning af ca . 10% nitrogen til hydro -
gen kan yderligere forbedre egenskaberne .
Vakuumsintring er normalt en bacthproces, hvilket forringer vakuum - sintringsatmosfære
kapaciteten og dermed øger sintringsomkostningerne . De
høje sintringsomkostninger gør, at vakuumsintring normalt
kun anvendes til sintring af "vanskelige" materialer - ofte i
konkurrence med hydrogen . Selve sintringsatmosfæren opbygges
normalt ved, at vakuumpumpen pumper så mege t
som muligt, og "undertrykket" i vakuumovnen reguleres a f
en baggas, der lukkes ind i ovnen ved hjælp af en reguleringsventil
. Baggassen kan være argon, helium, nitrogen ,
ikke brændbar hydrogen/argon eller hydrogen-/nitroge n
blandinger.
Den svage gennemstrømning af baggas sikrer, at afgasninger
skylles ud, og ved brintholdigt baggas er der også en reducerende
effekt . Opløst eller tilsat kulstof virker meget reduce -
rende i vakuum, idet det lave tryk og fjernelsen af reaktions -
produktet gør, at ligevægten gerne vil forskydes mod den
side, hvor der dannes gas (CO) .
En reaktion kunne eksempelvis være :
C + FeO *=) Fe + CO T
Vakuumsintring har vist sig specielt velegnet til flydende fasesintring
af materialer, hvor restporøsiteter er uønskede ,
idet der under flydende fasesintring opstår isolerede porer,
som gradvist formindskes. Hvis de isolerede porer er fyld t
113

med procesgas, når de dannes, kan trykket fra den forhindre ,
at poren formindskes/fjernes i sintringsforløbet. Vakuumsintring
udnyttes da også kommercielt til fremstilling af hård -
metal og sintret HHS, hvor der opstår flydende fase under
sintringen. Vakuumsintring kan anvendes med godt resulta t
til sintring af rustfrit stål, titan, beryllium, vanadium, thorium,
uran og tantal.
Vejledende sintringstemperaturer, sintringstider og ovnatmosfærer
for sintring af kommercielle P/M materialer :
Tabel 5. 6
P/M materiale Sintrings- *Sintrings- Ovnatmosfære
temp. (°C) tid (min.)
Bronze 780-875 15-30 min . Endo, NH3, H2
Messing 816-875 30 min. NH3, H2
Nysølv 900-930 30 min. Endo, NH3, H2
Kobber 900-1000 30 min. Endo, NH3, H2
Jern og 1120-1250 30-60 min. Endo, NH3, H2,
lavt-legeret stål (N2)
Rustfri 1150-1350 30-120 min . NH 3, H 2,
Aluminium 595-650 10-30 min.
Hårdmetal 1350-1450 30-60 min.
HSS 1220-1265 30-180 min.
vakuum
N 2, NH3, H 2,
vakuum
Vakuum,
(Ar), H2)
Vakuum, (H2 )
*Sintringstiden angiver tiden ved sintringstemperaturen . Sintringscyklusen
med afbrænding, opvarmning, sintring og afkøling
kan være meget længere - fra 3 til 12 timer - afhængi g
af udstyr og materiale .
11 4

Reference r
1. Randall M . German : Powder Metallurgy Science . Metals
Powder Federation, Princeton, N .J., 1984, s . 145-200 .
2. I . Jenkins & J .V. Wood: Powder Metallurgy : An Overview.
The Institute of Metals, London, 1991, s . 144-218 :
3. J.W. Evans & L .C. De Jonghe : The Production of Inorganic
Materials . Macmillan Publishing Company, New York ,
1992, s. 410-484 .
4. Höganäs Iron Powder Handbook. Vol . I: Basic information
on Iron Powder Metallurgy, Binder II, Section E "Sintering".
Höganäs 1957-1962 .
5. R.M. German, Liquid phase sintering, 1985 Plenum Press ,
New York, ISBN 0-306-42215-8, TN 695 .G469 1985
6. High Temperature Sintering, New Perspectives in Powder
Metallurgy, Vol . 9, Metal Powder Industries Federation,
Princeton, New Jersey 08540, 1990, ISBN 0-918404-
97- 5
7. Metals Handbook, Ninth Edition, Volume 7, Powder
metallurgy, American Society for Metals, Handboo k
Committee, TA 459 .743, 1978, 669 78-14934, ISBN 0-87170 -
013- 1
8. High Temperature Sintering, New Perspectives in Pow -
der Metallurgy, Vol. 9, Metal Powder Industries Federation,
Princeton, New Jersey 08540, 1990, ISBN 0-918404 -
97-5
9. Enrico Mosca, Powder Metallurgy, Criteria for design an d
inspection, AMMA, 1984
10. MNC handbok nr . 6, utgåvaz, juni 1984, Pulvermetallurgi ,
MinaG/Gotab, Kungöly 1984, ISBN 91-7162-158-X, ISS N
0347-9463
11. Sintermetalle, 1986, fünfte neu bearbeitete und erweitert e
Auflage, Fachverband, Pulvermetallurgie, Hagen-Ernst ,
Beuth Verlag GmbH, Berlin, Köln, ISBN 3-410-49005-1
115

12.Metals Handbook, Ninth Edition, Volume 7, Powde r
metallurgy, American Society for Metals, Handboo k
Committee, TA 459 .743, 1978, 669 78-14934, ISBN 0-87170-
013- 1
13.Powder Metallurgy Equipment manual, 3rd Edition,
Metal Powder Industries Federation 1986, ISBN 0-87170 -
154-5
14.Powder Metallurgy, Applications, Advantages and Limitations,
American Society for Metals, ISBN 0-87170-154- 5
15.Verner Schatt, Pulvermetallurgie, Sinter- und Verbundwerkstoffe,
Heidelberg: Huthig 1986, ISBN 3-7785-1319-2
16.F.V. Lenel, Powder Metallurgy, Principles and Applications,
Metal Powder Industries Federation 1980, ISBN No .
0-918404-48-7
116

Efterbehandling 6
Efter at P/M komponenten er sintret, kan den være klar ti l
brug, men ofte får komponenten en efterbehandling. Mange
efterbehandlinger er de samme som for massive materialer
med den tilføjelse, at der tages hensyn til evt. udnyttelse af,
at P/M materialet indeholder porer.
Kalibrering 6 . 1
Kalibrering er en meget anvendt efterbehandling, der udnytter,
at P/M materialet ikke er massivt .
Kalibrering er en koldpresning, der finder sted efter sintring.
Operationen udføres ved, at P/M komponenten igen blive r
anbragt i et presseværktøj og udsat for plastisk deformation .
Kalibreringsværktøjet er et selvstændigt værktøj, der minde r
om presseværktøjet. Kalibreringen kan udføres i pulverpressen,
men normalt anvendes billigere excenterpresser, da kalibreringen
ikke kræver så mange uafhængige pressebevægelser.
Ved kalibrering udnytter man det forhold, at P/M kompo- P/M komponenten ændrer volu -
nenten til forskel fra det massive emne kan ændre volumen me n
under presseoperationen. Kalibreringen foregår ved, at P/M
komponenten med et smøremiddel på overfladen anbringes i
kalibreringsværktøjet. Værktøjets overstempel presses ned i
værktøjet mod et fast stop . P/M komponenten flyder og fylder
værktøjet, og volumenet mindskes, indtil den ønsked e
højde på komponenten er nået . P/M komponenten har nu d e
ønskede dimensioner og trykkes ud af værktøjet af udstøder -
stifter eller et understempel .
Kalibrering kan udnyttes til opnåelse af forskellige egenska- Nye funktionsflade r
ber. Fremstilling af nye funktionsflader er en mulighed . He r
præger kalibrerværktøjet en facon, som ikke er mulig i presseværktøjet
.
Målekorrigering er den hyppigste årsag til kalibrering, og det Snævre tolerancer og glat overer
muligt at opnå gode tolerancer og en glat overflade . Ved flade
kalibrering i bløde materialer som bronze og ulegeret stål
kan tolerancer i ISO klasse IT5 til IT6 fremstilles. I legeringe r
117

6.2 Imprægnering
Oliefyldte lejer
med højere flydespænding vil tolerancerne ligge i område t
IT7 til IT8 . Den glatte overflade, der opnås, anvendes oft e
som lejeflade. Styrkeforøgelse ved kalibrering opnås fo r
bronze og lavtlegeret stål ved kalibreringstryk på over 40 0
N/mme. En kalibrering ved lave kalibreringstryk fører ku n
til brud på de svageste sintringsbroer og dermed en mindre
styrke. Ved højere tryk opstår koldsvejsning og deformationshærdning,
og derved opnås en styrkeforøgelse. Dette
udnyttes eksempelvis ved tandhjul, hvor man kan foretage
en kraftig kalibrering af tænderne og dermed opnå en større
styrke i tænderne end i navet.
Imprægnering er også en af de efterbehandlinger, der er speciel
for P/M. Porerne i P/M komponenten fyldes med e n
væske ved en vakuum-/trykproces. En meget anvendt imprægnering
er olieimprægnering, hvor man fylder porern e
med smøreolie; denne proces anvendes specielt til fremstilling
af selvsmørende bronzelejer .
Tryktæfte P/M komponenter Plastimprægnering anvendes, hvor man ønsker en tryktæt
komponent . Porerne fyldes med en tyndtflydende termohærdende
plast, som efter at komponenten er taget ud af imprægneringsbeholderen,
afhærdes i 60-90°C varmt vand .
6.3 Dampoxiderin g
Dampoxidering ændrer P/M Dampoxidering er kendt fra fremstilling af transformerblik,
komponentens egenskaber hvor overfladen får en blåsort overflade af jernoxid for at isolere
blikkene fra hinanden . Dampoxidering af jern-stålbaserede
P/M komponenter er en meget almindelig efterbehandling.
Behandlingen foregår ved, at P/M komponenten opvarmes
i en ovn til 450-570°C under tilledning af overhede t
vanddamp. Vanddampen reagerer med jernet og danner
Fe304 og brint.
Fe304, der kan nå en lagtykkelse på ca. 10 gm, dannes ikke
kun på overfladen, men også i de porer, hvor vanddampen
kan trænge ind . Da Fe30 4 (magnetit) fylder mere end jern, vi l
porerne i P/M materialet blive helt eller delvist fyldt op, og
gennemtrængeligheden for luft og væsker bliver mindre . Ved
god kontrol af emnets densitet og processen er det muligt at
fremstille komponenter, der er så tætte, at de kan anvende s
som hydraulikkomponenter .
118

Dampoxidering forårsager også ændringer af de mekaniske
egenskaber, idet hårdheden og trykstyrken øges.
Ved dampoxidering opnås følgende egenskaber :
• "smuk" blåsort overflade
• forbedret korrosionsmodstand
• større hårdhe d
• større trykstyrke
• mindre brudforlængelse
• små dimensioneringsændringer, max . 20 gm
• lukning eller formindskning af åbne porer
• forbedret slidstyrke
Hærdning 6 .4
Kulstofholdige P/M stål kan som massive stål hærdes og an- P/M komponenter kan varmebeløbes,
men med de meget sprøde kulstofstål man tidligere handle s
anvendte, havde denne form for varmebehandling en mege t
lille anvendelse . Først efter fremkomsten af diffusionslegere -
de pulvere med legeringselementerne Ni, Cu og Mo er hærdning
blevet aktuel. Legeringselementerne forbedrer bl .a .
hærdbarheden ved lave afkølingshastigheder, hvilket er nødvendigt,
da den termiske ledningsevne i de porefyldte P/ M
materialer er lavere end i tilsvarende massive materialer, o g
da man ikke ønsker vand ind i porerne, er afgysning i olie
nødvendig, hvilket også nedsætter afkølingshastigheden .
Andre varmebehandlinger som nitrering, karbonitrering ,
indsætningshærdning og borering anvendes også på P/M
komponenter.
Overfladebehandling 6. 5
Talrige P/M komponenter af stål, bronze og messing forsy- Porerne giver problemer ve d
nes med en overfladebelægning som korrosionsbeskyttelse, overfladebehandlin g
slidlag eller dekoration . De vigtigste metaller for galvanisk
behandling er kobber, nikkel, krom og zink . Den porefyldte
overflade af P/M komponenten gør, at der skal tages særlige
hensyn ved galvaniske processer, idet bejdse, rensevæske,
opløste salte etc. kan trænge ind i porerne og efter behandlingen
give problemer som saltudtrækning på overfladen, kor-
119

Shot peening
6.6 Lodning/svejsning
rosion inde i porerne m .m . P/M komponenter med lav o g
middel vægtfylde bliver normalt imprægneret med plast ,
voks, vandglas eller en væske inden den galvaniske behandling
. Imprægneringsmidlet hindrer, at væsker fra de galvaniske
bade trænger ind i porerne. Den strømløse fornikling (kemisk
fornikling) er velegnet for P/M komponenter. Kemisk
fornikling giver en ensartet lagtykkelse (også i huller) og ka n
udføres inden for snævre tolerancer. Kemisk fornikling e r
normalt dyrere end galvanisk fornikling .
Maling udføres ofte i automatiske anlæg, og det afhænger
meget af typen af maleanlægget, om det er muligt at male direkte
på det porefyldte P/M materiale . I mange anlæg, hvo r
maleemner først dyppes i våde rense-/forbehandlingskar inden
sprøjtning og afhærdning i ovne ved 150-200°C, vil P/M
komponenter, hvor porerne ikke er lukkede på forhånd, giv e
problemer, da den væske, der er inde i porerne, koger af under
afhærdningen og efterlader små huller i malingen . I nog -
le tilfælde kan P/M komponenterne leveres fuldstændig t
rene og fedtfri fra leverandøren, således at forbehandling
ikke er nødvendig . Alternativt må komponenten tætnes inden
maleprocessen. Hvis P/M komponenten skal males, er
det tilrådeligt på et tidligt tidspunkt at få prøveemner til test
i det aktuelle maleanlæg .
Shot peening (kuglepolering) en proces, der i P/M industrien
hovedsageligt har været anvendt til afgratning, men på det
seneste ses nye anvendelsesmuligheder, hvor processen an -
vendes til lukning af porerne, idet overfladen ved hjælp a f
mediet deformeres, således at porerne "smedes" sammen .
Loddet forsvinder i porerne Lodning af P/M komponenter til hinanden eller til massivt
materiale foregår næsten udelukkende i atmosfæreovne, d a
lodning er besværliggjort af det porefyldte materiale, hvor et
letflydende lod vil forsvinde i porerne . Lodning med konventionelle
lod skal foregå i et snævert temperaturområde,
hvor loddet har en tilstrækkelig viskositet til at væde metal -
overfladerne, men stadig er så tyktflydende, at det ikke bliver
opsuget af porerne .
Der er udviklet specielle kobberbaserede lod til lodning a f
jernbaserede P/M komponenter. Loddet har den egenskab ,
at det under loddeprocessen legeres op med jernet i porerne
120

og danner en legering med højere smeltepunkt og derved
hindrer loddet i at forsvinde i porerne . Loddene har dog stadig
en høj viskositet, hvilket der skal tages hensyn til ve d
tilførsel af lod og udformning af loddespalte .
Der er fremstillere af P/M komponenter, som også behersker
loddeprocessen, og som leverer lodninger af høj kvalitet,
men hovedparten har ikke den fornødne know-how, og
mængden af loddede P/M komponenter er da også begrænset.
Om årsagen skyldes, at behovet er lille, eller at mange
P/M komponentfremstillere forsøger at undgå processen, e r
uvist .
Svejsning af P/M komponenter er muligt i samme omfang Rene emner giver gode svejsnin -
som for massive materialer, men her som ved andre proces- ge r
ser skal der tages hensyn til porerne . Generelt gælder, at emnerne
skal være fuldstændigt rene udvendigt og indvendigt i
porerne. Det bedste er, hvis den sidste proces før svejsning e r
en tur gennem sinterovnen. Jo højere densitet emnerne har, j o
mindre problemer i svejsningen .
Ved smeltesvejsning vil der ved svejsning uden tilsatsmateriale
mangle op til 15% af materialet, da porerne forsvinder i
svejsesømmen . Vil man ikke acceptere den dybere svejsesøm ,
må man anvende tilsatsmateriale under svejsningen .
Modstandssvejsning i form af projektionssvejsning kan ud -
mærket anvendes på P/M komponenter, der kan svejses til et
massivt emne eller et andet pulvermetallurgisk emne . Ved
projektionssvejsning er det vigtigt, at projektionen og områ -
det omkring projektionen har en høj og ensartet densitet, idet
der under svejseprocessen trækkes meget store strømme gen -
nem dette område, og hvis der er et område med lav densitet,
vil der være høj modstand og høj effektafsætning. I værste
fald er det ikke kontaktpunktet mellem toppen af projektionen
og modparten, der smelter først, men eksempelvis ro -
den af projektionen, hvis der her er lav densitet. Et sådant
"uheld" medfører, at hele projektioner smelter bort, uden at
der opstår en svejsning .
Spåntagende bearbejdning 6 .7
Alle former for spåntagende bearbejdning kan udføres p å
P/M komponenter, dog skal man også her tage hensyn ti l
porerne i materialet. Porerne kan opsuge skærevæsken, o g
121

ved lapning kan slibekom fra lappemidlet sætte sig i porerne
og forårsage rivninger under anvendelse af komponenten.
En ultralydsrensning kan normalt fjerne slibekornene fra
P/M materialet .
Generelt er spåntagning af P/M komponenter lidt vanskeligere
end de modsvarende massive produkter og sliddet p å
værktøjet lidt større . Bearbejdeligheden kan forbedres ved
tilsætning af mangansulfid til pulveret . Til bearbejdningen
anvendes normalt værktøj og bor med hårdmetalskær .
Hvis man ønsker at anvende den porefyldte overflade a f
P/M komponenten til et selvsmørende leje, må den ikke
være spåntaget, da spåntagning kan lukke overfladeporøsiteter
og dermed hindre olien i at smøre lejestedet. Andre steder,
hvor poreme har en indflydelse som ved lodning, ma -
ling etc., bør man ikke lave testemner ved spåntagende bearbejdning
.
Leverandører af P/M komponenter har ofte de maskiner, der
er nødvendige for spåntagning, og det kan være fordelagtigt
at overlade P/M leverandøren den spåntagende bearbejdning,
således at man i stedet for halvfabrikata modtager en
montageklar komponent .
Reference r
1. High Temperature sintering, New Perspectives in Powder
Metallurgy, Vol. 9, Metal Powder Industries Federation,
Princeton, New Jersey 08540, 1990, ISBN 0-918404-97- 5
2. Niels Strathe Mikkelsen, Konventionel Pulvermetallurgi ,
GRUNDFOS A/S, PTUC, maj 198 9
3. Enrico Mosca, Powder Metallurgy, Criteria for design an d
inspection, AMMA, 1984
4. MNC handbok nr. 6, utgåvaz, juni 1984, Pulvermetallurgi,
MinaG/Gotab, Kungöly 1984, ISBN 91-7162-158-X, ISS N
0347-9463
5. Sintermetalle, 1986 fünfte neu bearbeitete und erweiterte
Auflage, Fachverband, Pulvermetallurgie, Hagen-Ernst ,
Beuth Verlag GmbH, Berlin, Köln, ISBN 3-410-49005- 1
122

6. Metals Handbook, Ninth Edition, Volume 7, Powde r
metallurgy, American Society for Metals, Handbook
Committee, TA 459 .743, 1978, 669 78-14934, ISBN 0-87170 -
013- 1
7. Erhart Klar, Powder Metallurgy, Applications, Advantages
and Limitations
8. Powder Metallurgy Equipment Association, Powder Metallurgy
Equipment Manua l
9. Fachverband Pulvermetallurgie, Die Pulvermetallurgie
123

Andre P/M materialer og deres 7
egenskaber
Elektrotekniske og magnetiske materialer 7 . 1
Pulvermetallurgiske processer indtager en meget central position
i fremstillingen af elektrotekniske og magnetiske materia -
ler. I mange tilfælde kan man kun opnå de meget specifikk e
egenskaber, som disse materialer har, ved pulvermetallurgi .
Kontaktmaterialer 7 .1 . 1
Ved kontaktmaterialer har man ofte behov for at kombinere
flere egenskaber i et materiale, f .eks . den høje elektriske og
termiske ledningsevne hos sølv og kobber med den stor e
modstandsdygtighed mod oxidation eller sammensvejsning ,
som man finder hos wolfram, molybdæn, nikkel, karbider,
oxider eller grafit .
Da disse komponenter ikke er opløselige i hinanden, kan
man ikke anvende normal legeringsteknik, og man må an -
vende pulvermetallurgi, hvorved man opnår et næsten ubegrænset
antal kombinationsmuligheder .
Ved hårdere belastede kontakter vil egenskaberne af rent sølv
eller sølvlegeringer være utilstrækkelige - sølv har tilbøjelig -
hed til sammensvejsning specielt ved højere kontakttryk, o g
slidstyrken og modstandsevnen mod afbrænding er for ringe
. Ved at indlejre nikkel i sølvet løses disse problemer - d a
nikkel er uopløseligt i sølv formindskes ledningsevnen ku n
med den til volumenandelen nikkel svarende andel . Kombinationen
kan kun fremstilles ad pulvermetallurgisk vej . I
stærkstrømsteknikken anvendes sølv/ kadmiumoxid-kombinationer;
ved fremstillingen af enkeltkontakter kan man her
sikre lodbarheden ved en 2-lags presse- og sinterteknik . Først
fyldes et tyndt lag rent sølvpulver i matricen, derpå et la g
Ag/CdO-pulver, hvorpå der presses og sintres . Undersiden
af rent sølv kan loddes uden problemer.
Det største sikkerhed mod sammensvejsning opnås med
sølv-grafit blanding med 0,5-15 vægt-% grafit . For at få optimale
kontaktegenskaber, skal tætheden være så stor som mu -
lig, hvilket man opnår ved gennem strengpresning at frem -
125
Pulvermetallurgi giver et næste n
ubegrænset antal kombinations -
mulighede r

7 .1 .2 Glødetråde
7 .1 .3 Permanente magneter
stille stænger og profiler ud fra de sintrede blokke . Sølv-gra -
fit kombinationen kan ikke loddes, men ved glødning i oxyderende
atmosfære kan grafitten afbrændes i overfladen, o g
det således dannede rene sølvlag kan loddes .
Kombinationer af kobber og grafit anvendes ligeledes ; grafitten
beskytter tildels kobberet mod oxidation, da den ved
gnistdannelse danner kulmonoxid .
De egenskaber hos wolfram, der gør det anvendeligt til glødetråde
til elektriske pærer, kan kun opnås gennem pulvermetallurgisk
procesteknik. Den høje krybestyrke, der er for -
udsætningen for en tilstrækkelig levetid af trådene, sikre s
gennem doping af wolfram med kalium (60 ppm) . På grund
af sit høje damptryk skaber denne ganske ubetydelige kaliummængde
rækker af små porøsiteter i trådens længderetning,
der ved rekrystallisationen ved temperaturer over
2000°C fremkalder foretrukken kornvækst i trådens længde -
retning. Derved forhindres, at der dannes korngrænser vinkelret
på trådens længderetning; krybning i sådanne korngrænser
ville kunne klippe tråden over.
Dopingen med kalium sker ved tilsætning af kaliumsilikat ti l
wolframoxidpulveret, inden det reduceres til wolframpulver,
hvoraf der gennem presning og sintring (ved temperature r
tæt ved wolframs smeltepunkt på ca . 3420°C) fremstilles de
blokke, der er udgangspunkt for trådfremstillingen . Doped e
glødetråde kan kun fremstilles ad pulvermetallurgisk vej —
der er intet alternativ.
Det skal i denne forbindelse nævnes, at den pulvermetallurgiske
fremstilling af wolframblokke til trådfremstilling blev
udviklet af Coolidge hos General Electric allerede i 1908 -
1909, og at dette udviklingsarbejde i virkeligheden må betragtes
som begyndelsen til den moderne pulvermetallurgi .
En overraskende udvikling Permanente magneter er meget vigtige komponenter i elektroteknikken.
Der er ret ubemærket for de fleste sket en voldsom
udvikling i denne materialegruppe i løbet af de sidste
100 år, energiproduktet er blevet fordoblet hver 11 . år, som
det fremgår af fig . 7.1 .
126

KJ /m 3
400 – – 5 0
320 –
NdZFe„ B
(NEOMAX) –40
240 – Sm(Co-Fe-Cu Zr), – 3 0
Sm(Co-Fe -Cu) ,
160 –
Sm - Pr-Co 5
Sintered SmCo 5
I- – 2 0
Columnar Alnic o
MGO e
j 80 – -10 ?
-o
0 N KS-Steel
Alnico 5
Alnico 5DG
FeCrCo
o S
Ba - Sr - Ferrite
ß
0
SmC a
å,
w 0
MK-Stee l
KS -Steel Co-Ferrit% O
1910 1920 1930
T
1940
~. Mn -Al -C
1 Mn-Al YCoS
q ♦
I
1980
0
1990
.~ a
a' c
w
19 I 50 1960 19170
De sidste 30 års udvikling ville ikke have været mulig uden
pulvermetallurgisk procesteknik, idet det kun ad den vej ha r
været mulig at skabe de mikrostrukturer, der er forudsætningen
for de moderne materialer, der er baseret på de sjældn e
jordarter. Indtil 1930 fremstilledes permanente magneter a f
hærdet stål, hvor man takket være anløbningsstrukture n
kunne hæmme bevægeligheden af domænegrænserne. I 193 2
indledtes udviklingen af Alnico, hvor den ene fase i en to-faset
struktur kunne gives en nålestruktur, hvor hver nål var e t
domæne, således at man kunne tale om strukturbetinge t
magnetisk anisotropi . I løbet af 1930-erne udvikledes pulver -
metallurgisk fremstilling af små Alnico-magneter med komplicerede
former.
Tidligt i 1960-erne fremkom samarium-kobolt legeringerne,
som var det første permanente magnetmateriale baseret på
de sjældne jordarter. Materialet havde en ekstrem stor krystallinsk
betinget magnetisk anisotropi, en høj mætnings-
127
Figur 7 . 1
Udviklingen i dette århundrede i
energiprodukter for permanente
magnetmateriale r

magnetisering og en høj Curie-temperatur . Koerciviteten, remanensen
og energiproduktet var ligeledes uden sidestykke .
I 1969 begyndte den pulvermetallurgiske fremstilling af Sm -
Co magneter. Procesvejen svarer nøje til den, der i det følgen -
de gennemgås i forbindelse med præsentationen af det i
1983-1984 introducerede neodym-jern-bor materiale .
Den magnetiske fase i NdFeB-magnetmaterialet er en ternær
intermetallisk fase, Nd2Fe14B, hvis eksistens først blev fastslået
i 1979. Udviklingen af magnetmaterialet fulgte to veje, del s
en pulvermetallurgisk (Sumitomo, Japan), dels en amor f
(GM, USA), hvoraf den pulvermetallurgiske har vist sig a t
være mest succesfuld . Begge procesveje var færdigudviklede
i 1983-1984, hvor de nyudviklede materialer præsenteredes .
Som det fremgår af fig. 7.1, giver NdFeB-magnetmaterialet et
højere energiprodukt end SmCo, og det er idag det stærkeste
magnetmateriale på markedet.
Fremstillingen af NdFeB-magneter er et meget krævende ,
men samtidigt meget interessant pulvermetallurgiske arbejde,
som det vil fremgå af den følgende præsentation af de enkelte
trin i processen .
1. Udgangsmaterialet er støbte råblokke, der for den førs t
udviklede legerings vedkommende havde den omtrentlige
sammensætning 35 vægt-% Nd, 1,2 vægt -% B, 0,4
vægt -% Al, rest jern . Sammensætningen er senere modificeret,
således at der nu arbejdes med legeringer, der indeholder
mindre mængder dysprosium, vanadin og kobolt.
Rent neodym, jern og bor nedsmeltes i vakuumovn, o g
der udstøbes i vakuum i vandkølede kokiller, hvilket sikrer
en meget hurtig størkning og en deraf følgende meget
finkornet struktur, der består af søjlekrystaller af den
magnetiske fase Nd2Fe 14B, og i korngrænserne en anden
ternær intermetallisk fase, Nd 11Fe4B4, samt Nd .
2. I den oprindelige proces knustes råblokkene i en hammermølle,
der arbejdede i en kvælstofatmosfære. Det har
dog senere vist sig, at det støbte materiale kan bringes til
at smuldre fuldstændigt ved reaktion med brint, idet neodym
danner hydrider. Denne såkaldte "hydrogendecrepiterings"-proces
er nu dominerende, bl.a. fordi hydriddannelsen
gør materialet meget sprødt, således at den efter -
følgende formaling bliver langt mere effektiv.
128

3. Pulveret fra trin 2 formales til en kornstørrelse på ca . 10 g
ved vådformaling i væske i kuglemølle eller attritor, elle r
ved tørformaling i nitrogen i "jet-mill" .
4. Fra kuglemøllen eller attritoren isoleres det opslemmede
fine pulver, væsken afdestilleres, og det rene pulver foreligger.
"Jet-milling" giver tørt pulver. I alle tilfælde kræver
det meget fine, tørre pulver, der er resultatet af trin 4,
håndtering i inert atmosfære i handskebokse .
5. Der presses grønne emner af pulveret enten ved isostatis k
presning eller presning i fast værktøj . Ønsker man anisotrope
magneter (alle korn krystallografisk ensrettede, så -
ledes at de også bliver magnetisk ensrettede) skal pulveret
ensrettes . Anvender man isostatisk presning, hældes
pulveret i formen og udsættes for en kraftig magnetisk
puls, inden det presses. Ved presning i fast værktøj opbygges
et kraftigt magnetfelt i matricen under presninge n
ved hjælp af spoler indbygget i værktøjet, der skal vær e
fremstillet af et umagnetisk værktøjsmateriale .
6. De grønne emner sintres i vakuumovn ved omkrin g
1060°C. Har man anvendt hydrogendecrepiterings-processen,
varmes langsomt op til sintringstemperaturen ,
idet hydriderne skal nedbrydes og brinten afdrives inde n
selve sintringen .
7. Efter sintringen skal magneterne varmebehandles ved ca .
650°C. Korngrænsestrukturen ændres derved, hvilket giver
magneterne stærkt forbedret koercivitet .
De nye NdFeB-magneter har fundet anvendelse i f .eks . elektromotorer,
højttalere, CD-afspillere og diskettedrev . Det kan
nævnes, at de er en af hovedårsagerne til den hastige udvikling
af Pc'er, hvor NdFeB-magneterne bliver anvendt i di -
skettedrev. Den motortype, der anvendes i et diskettedrev, e r
en såkaldt voice coil motor (VCM), en motortype, der har ud -
viklet sig stærkt i de seneste 30 år . I 1960'erne og 1970'erne
blev der brugt Alnico-magneter, men siden 1984 er de bleve t
erstattet med NdFeB-magneter. Tabellen viser de fantastisk e
ændringer i motorstørrelse, der har fundet sted i de senest e
årtier.
129

7.1.4
Tabel 7 . 1
VCM — karakteristika 1962 1992
Magnettype Alnico NdFeB
Disketteformat 24" 2 1/2"
Access-tid 600 ms 10 ms
Vægt 54,4 kg 23,4 g
Pris $ 1000 - $ 2000 $ 10 - $ 50
En interessant anvendelse, set med danske øjne, er til telefoner.
Kirk Acoustics, Horsens, har verdenspatent på en elektrodynamisk
transducer, hvori der indgår en NdFeB-magnet .
Denne transducer er en moving coil transducer, hvor det er
nødvendigt med et homogent magnetfelt, som NdFeB-magneten
kan give. Transduceren har et lineært frekvensområde ,
hvor den virker både som ørekapsel og mikrofon. Siden den
blev introduceret, har den opnået en stor del af verdensmarkedet
for transducere til telefoner og har fortrængt de tidligere
anvendte piezo-keramiske transducere . I 1992 brugte Kir k
Acoustics 12 millioner NdFeB-magneter, der hver vejer 1,1 g ,
altså ialt ca. 13 tons magnetmateriale . Idag har mange to Nd-
FeB-magneter i hånden, når de taler i telefon, uden måske at
være klar over det.
Bløde magneter
Til bløde magneter anvendes fire materialetyper, rent jern,
jern-silicium-legeringer med ca . 3 % Si, jern-fosfor-legeringer
med 0,45-0,75 % P og endelig 50/50 jern-nikkel-legeringer .
Mange af disse legeringer er vanskelige at bearbejde ve d
skærende bearbejdning, da de er meget bløde, hvilket give r
pulvermetallurgisk fremstilling klare fordele .
Til magneterne af rent jern anvendes atomiseret pulver med
lave indhold af ilt, kulstof og kvælstof. De magnetiske egenskaber
bestemmes af densiteten, sintringstemperaturen, sintringsatmosfæren
og partikelstørrelsen i pulveret . Sintringstemperaturer
på 1370°C er almindelige.
De Si-holdige legeringer fremstilles ved at blande atomisere t
jernpulver med ferrosilicium-pulver og sintre f .eks. i en at -
130

mosfære af dissocieret ammoniak med meget lavt dugpunkt
eller i vakuum. Ved sintringen går Si i opløsning i jernet, således
at man får en homogen legering . Der sintres ved relativt
høj temperatur, 1260°C-1315°C .
De P-holdige legeringer fremstilles ud fra blandinger af atomiseret
jernpulver og ferrofosfor-pulver. Legeringer me d
mere end 0,6 % P krymper betydeligt ved sintringen .
De Si- og P-legerede legeringer bruges specielt til elektromagneter,
når man ønsker et hurtigt henfald af magnetfeltet, efter
at der er slukket for strømmen til spolen, f .eks. i aktuatorer.
Jern-nikkel legeringerne fremstilles ud fra legeret pulver
fremstillet ved atomisering . For at opnå den ønskede høj e
densitet på 7,5 g/cm3, presses med ca. 700 MPa og sintres i
vakuum ved temperaturer over 1200°C . De sintrede emner
har samme permeabilitet og koercivitet som massive emne r
fremstillet ved deformationsformgivning .
Friktionsmaterialer 7 .2
De første friktionsmaterialer, som blev anvendt til tør friktion,
var produkter så som kork, træ og læder. I begyndelsen
af 20'erne udvikledes mere sofistikerede friktionsmateriale r
til tørt brug, sintrede friktionsmaterialer og organisk bundne
friktionsmaterialer.
Friktionsmaterialer, anvendt under smørende forhold for
bl.a . koblinger i biler, var sintrede materialer . I 1957 blev det
første papirfriktionsmateriale udviklet . Det havde en blødere
karakteristik end sintrede produkter, men med mindre energiabsorptionskapacitet
. Herefter kom grafitpapir med højere
absorptionsenergi ; dette har så ført til det sidste trin på udviklingen,
nemlig kulfiberforstærkede grafitfriktionsmaterialer,
som idag anvendes i formel 1 racerbiler og flybremser.
Friktionsmterialer opdeles i følgende kategorier :
• Tør friktions (bremser )
• Våd friktions (koblinger)
Inden for disse 2 grupper arbejdes der me d
• Sintrede friktionsmaterialer
• Organisk bundne friktionsmaterialer
131
Forbruget af friktionsmateriale r
er globalt meget stor, økonomis k
er det et interessant område at
bearbejd e

7 .2 .1
I det følgende behandles udelukkende sintrede friktionsmaterialer.
Sintrede friktionsmateriale r
Friktionsmaterialer består af en række bestanddele, som
kombineres efter de krav, der stilles fra brugeren:
• Bindermaterial e
• Fibre
• Smøremidler
• Abrasiver
Ved sintrede friktionsmaterialer er binderen normalt enten
Cu-baseret eller Fe-baseret.
Fibrene har tidligere været asbestfibre, men disse er nu erstattet
af en lang række andre, f.eks . stål-, kul-, keramik- elle r
kevlarfibre .
Smøremidler vælges efter deres temperaturstabilitet; ofte anvendes
en blanding, som virker i hvert sit temperaturområde
. Disse kan være bly-, antimon-, molybdæn-, zinksulfid ,
messingspåner og ikke mindst grafit .
Abrasiver er ofte keramiske materialer, som dækker en bred
vifte indenfor hårdhedsskalaen som f.eks. SiO2, Cr203 ,
ZrSiO4, SiC og Al 203 .
Sammensætningen og fremstillingsmetoden af friktionsmateriale
er ofte fabrikshemmeligheder, så i det efterfølgende kan
der kun angives retningslinier for fremstillingen af disse materialer.
Udviklingen af nye friktionsmaterialer til f .eks . aut -
omobiler er meget omkostningskrævende og det kræver meget
lang afprøvningstid, inden sådanne bliver frigivet på
markedet. Friktionsmateriale-fabrikanter må nødvendigvi s
have et meget nært samarbejde med automobilfabrikkerne
for at få afprøvet deres nyudviklede materialer; afprøvninger,
som godt kan tage flere år, inden der foreligger sikre resultater.
I tabel 7 .2 ses angivet en simpel analyse for et Cu-baseret og
Fe-baseret friktionsmateriale :
132

Tabel 7 .2 Simple metalbaserede friktionsmaterialer
Cu
%
Fe Pb Sn Zn SiO2 Grafit
%
Kobberbaseret 65-75 2-5 2-5 5-8 2-5 10-20
Jernbaseret 10-15 50-60 2-4 2-4 8-10 10-1 5
Materialerne blandes. Her er det vigtigt, at der ikke sker segretion;
specielt ved fibre kan det være nødvendigt at pisk e
samtidig med, at batchen væltes rundt . Lette olier kan tilsættes,
hvilket er med til at fiksere lette partikler i forhold til tunge
.
Sammenpresningen sker i en hydraulisk presse; pressetrykket
varierer mellem 100 MPa og 300 MPa, afhængig af pulvertypen
. Grønemnet skal have en styrke, så det kan håndteres.
Sintringstemperaturen er igen afhængig af sammensætningen.
Anvendes for høj sintringstemperatur vil smøremidlerne
ændre karakter, og er temperaturen for lav, opnås utilstrækkelig
styrke .
Nogle af de egenskaber, der stilles til et friktionsmateriale ti l
bremser, er følgende :
• Konstant friktionskoefficient (0,3-0,6) uafhængig af temperatur,
hastighed, tryk og omgivende milj ø
• Lavt slid; skive eller tromle må heller ikke slide s
• Lavt støjniveau
• Ingen gnistdannelser
• Lav vægtfylde
• Moderat varmeledningsevne
Ingen friktionsmaterialer kan tilbyde alle de krav, som en
bruger ønsker. Materialet må udvælges som det bedste kompromis
til den aktuelle anvendelse .
Tribologiske egenskaber 7 .3
Materialer karakteriseres ved en lang række egenskaber so m
mekaniske, fysiske og kemiske . En egenskab, der er et sæt a f
133

egenskaber, kan egentlig ikke henføres under de før nævnte .
Tribologi er en vigtig materiale- Det er det egenskabskomplex, der kaldes de Tribologiske
parameter egenskaber. Det er egenskaber, hvorunder friktion, slid o g
smøring henhører, og samtidig de før nævnte egenskaber,
der influerer med større eller mindre vægt, afhængig af den
situation materialet befinder sig i. Ordet Tribologi er af nyere
dato. Første gang, det blev brugt officielt, var i 1966 efter offentliggørelsen
af "lost Rapporten", der var forfattet af Peter
Jost, England .
Man har beskæftiget sig med friktion, slid og smøring længe
før ordet Tribologi blev etableret, men der kom et nyt perspektiv
ind, idet man begyndte at se på energiforbrug og
konservering samt satte kr. og øre på .
Der er mange penge at spare ved Da der er mange penge på spil, og da man i de senere år har
at bruge tribologi beskæftiget sig mere og mere med miljøforhold, er det vigtigt,
at man gør noget aktivt indenfor begrebet Tribologi .
7.3 .1
Dette afsnit i bogen er tænkt som en introduktion til nogle
egenskaber, der ikke er almindeligt kendt . Men for at kunne
få optimalt udbytte af P/M materialerne bør kendskabet
være større .
Slidformer
Inden de tribologiske egenskaber for P/M materialer beskrives
specifikt defineres de slidformer, nedbrydningsmekanismer,
der er fælles for alle materialer.
I fig. 7.2 ses hvilke belastningsformer man kan komme ud fo r
og de slidmekanismer, der råder . Teksten i skemaet er på engelsk,
da dette er det brugte sprog indenfor tribologi .
134

Interactin g
elementer
Fast/fast
(Metaller ,
polymere,
mineraler, osv . )
Med og ude n
smøremidler
Fast/flydende
Fast/flydend e
+ partikler
Figur 7 . 2
Karakterisering af sli d
Type
relativ
bevægelse
1 1
~ I
Slid-
mekanismer
slidin g
rollin g
impact
oscillation
flow 1
flow 2
Hovedsageli g
spændingsinteraction
Surface
fatique
"Sliding" har man f.eks i glidelejer, ventilstyr, en grab til
en gravko o .s.v.
"Rolling" kender vi fra kugle og rullelejer.
"Impact" ser vi ved shot-blasting og ved brinelling .
"Oscillation" er en frem og tilbagegående bevægelse som regel
med meget kort amplitude .
"Flow 1" kender man fra f.eks ventiler, hvor der ændre s
på gennemstrømningsarealet og der dannes
gasbobler, der senere kollapser; det der kalde s
kavitation .
"Flow 2" er hvor væsken transporterer partikler, der kan
slide på materialet, der omgiver væsken . Det
man kender som erosion .
13 5
Spændin g
+ materialeinteractio n
Abrasion Adhesion Tribochemica l
SLIDIN G
ROLLIN G
IMPACT
FRETTIN G
CAVITATIO N
EROSIO N

Der er ofte synergi mellem slid- I skemaet ses at de fire kendte slidformer som surface fatigue
formerne (udmattelse), abrasion, adhesion og tribochemical kan optræ -
de samtidigt. Normalt er der dog een form, der dominerer,
men der er en meget høj grad af synergi imellem slidformerne
.
7.3.2
I tabel 7.3 ses slidmekanismerne, og det udseende de giver
den slidte overflade .
Tabel 7 .3 Udseende af slidte overflader
Slid mekanisme Udseende af slidt overflade
Surface fatigue Revner og pits
Abrasion Rivespor og plovfurer
Adhesion Udrivninger, flager, pits
Tribochemical Reaktionsprodukter (film, partikler )
P/M materialers tribologiske egenskabe r
P/M materialer har tit specielle Som nævnt i indledningen er de tribologiske begreber ens for
tribologiske egenskaber alle materialer. Hvorfor så beskæftige sig specifikt med P/ M
materialer, der jo oftest er lavet af stål . Hvorfor kan man ikke
bruge data fra "stålverdenen"? Det kan man også et lang t
stykke hen af vejen, men det har vist sig at P/M materialer
udviser nogle tribologiske egenskaber, der i mange tilfælde
er de massive materialer overlegne.
De første P/M materialer, der bevidst er brugt tribologisk, e r
de selvsmørende bronze glidelejer. Bronze som massivt materiale
har været kendt i århundreder brugt som lejematerialer,
men ved P/M teknikkens indtog i 1930'erne fandt man
ud af, at ved at fremstille P/M bronzelejer og imprægnere
disse med en olie, var det ikke længere nødvendigt med faste
smørreintervaller.
En typisk P-V kurve (Wear Map) for et sintret selvsmørende
leje ses i figur 7.3. Man ser at maximal belastning opnås ved
forholdsvis lave glidehastigheder, og bæreevnen falder med
stigende hastighed i modsætning til massive glidelejer, der er
hydrodynamisk smurte .
136

MPa
0, 1
Glidehastighe d
Det skyldes, at der i et sintret leje er en begrænset mængde
olie til rådighed, og den olie skal nå lejet rundt gennem porerne
for at blive brugt til opbygning af smørefilmen .
1 .
Aksel i stilstand me d
olien i porerne og som et
lille depot under akslen .
1 10 m/s
2 .
Roterende aksel, hvo r
olien pumpes rundt i lejet
for at kunne opbygge de n
nødvendige smørefilm .
Når hastigheden bliver for stor kan olien ikke følge med læn -
gere og man får grænsesmøring og måske en sammenrivning
af aksel og leje. Dette ses af figur 7 .4, hvor det første billed e
viser akslen i stilstand, det andet hvor aksel og olien roterer ,
og det tredie billede viser igen akslen i stilstand .
I figur 7.5 ses friktionskoefficienter som funktion af hastighe -
den. Her er der en nøje sammenhæng mellem belastningsevne
og evnen til at opbygge en smørefilm, hvor mege t
lav hastighed giver grænse- og mixed smøring og ved højer e
hastighed hydrodynamisk smøring .
Dette var een af P/M materialets særheder, der er kraftigt
bundet til materialets natur, nemlig porerne .
137
Figur 7 . 3
P-V-diagram for selvsmørend e
P/M lej e
I et sintret leje er der en begrænset
oliemængde til rådighed
3 . I
Aklsen igen i stilstand o g
olien er suget tilbage i
det porøse leje .
Figur 7 .4
Porøst P/M leje med akse l

0,14
0,1 2
0,1 0
0,08
0,06
I I
I I
Grænsesmørin g
Blandings- Hydrodynamisk smørin g
smøring
0 0,1 0, 2
Glidehastighed
Figur 7 . 5
Karakteristik for et P/M glidelej e
Materiale:
Tolerancer :
Smøremiddel :
Viskositet:
Belastning :
Akseldiameter :
Sint-B00, Sint-B50
H7, g 6
Mineralolie med additive r
ISO VG 20-50 cSt
0,01-1,0 MP a
132-020 m m
0,3 0,4 0, 5 0,6 0, 7 0, 8 0, 9 1,0 m/s
P/M materialer lader sig overfla- En anden egenskab, der er observeret ved sintergodset, e r
debehandle
dets evne til at lade sig påvirke af relativ simple overfladebe -
handlinger. Dette skyldes givet igen porerne, der resulterer i
en vekselvirkning mellem grundmaterialet og den eller de
overfladebehandlinger, der har været anvendt.
Dette lader sig lettest illustrere ved nogle resultater fra forsø g
kørt på en Pin on Disc maskine, hvor pinden er varianter af
P/M materialet og discene er såkaldt gamle kendte materialer
.
I figur 7.6 ses et sæt søjlediagrammer, der viser specifik belastning
til rivning mellem pind og disc materialerne .
Uden at studere søjlerne nærmere ses, at højden af disse varierer
enormt .
138

MPa
a =
b =
c =
d =
a b c d a b c d a b c d a b c d
U Mn D D + M n
Kombatibilitet mellem forskellige materialer
Her ses, at det ikke er lige meget hvilke materialeparringer ,
der vælges, men muligheden for et godt valg er tilstede .
Gråt støbejern U = P1M matr . ubehandle t
»an hærdet Mn = »U« Mn fosfatere t
Hærdet stål D = »U« dampbehandle t
»c« Nitrokarboreret D + Mn = »D« Mn fosfatere t
T = »D« Nitrokarboreret i saltba d
N = »D« Nitrokarboreret i gasatmosfære
Denne egenskab, at kunne forliges, kaldes kompatibilitet . Kompatibilite t
Dampbehandling og Mn-fosfatering af sintergods ser ud til
at give materialet en god kompatibilitet mod støbejern, hvor -
imod det er en katastrofe mod hærdet stål .
Alle prøver er gennemført, med en mineralsk olie, anvend t
som smøremiddel .
Figur 7 .6
Kompabilitet mellem forskellig e
materiale r
Wear Maps eller som de blev kaldt tidligere, P-V diagram- Wear Maps er et nyttigt værktøj
mer, er et nyttigt værktøj for dem der skal vælge materiale r
til tribologisk belastede situationer.
Der findes ikke ret mange, men i figur 7 .7 ses et sæt diagrammer
for forskellige materialekombinationer.
a b c d a b c d Disc materiale
T N Pin material e
139

Figur 7 . 7
Wear maps for forskellige materialekombinatione
r
1C, 4C, 6C og 9C : Dampbehandle t
4D og 7D: Dampbehandlet + Mn P
3E og 8E : Dampbehandlet + sle-
bet + MnP
1 .C . 4 .C .
MPa
MPa
100-
350-
300-
80 -
25 0-
60-
40_
200-
0—N
150-
100-
20- 50- •
J 0
0 0,2 1 5 10 m/s
J 0
0 0,2 1 5 10 m/s
3 V
6 .C . 9.C .
MPa
MP a
500 -
200 -
400 - 150 -
300 -
100 -
200 -
100 - •--•—♦
50
J 0
q 0,2 1 5 10 m/s
0
0 0,2 1 5 16 m/s
3 V
400-
300-
200-
100 -
-J 0' 0 0,2 1 5 10 m/s
V
8 .E .
7 .D .
MPa
140 -
120 -
•~~
100 -
80 -
60 -
40 -
20 -
J 0
0 0,2 1 5 10 m/s
V
400 -
300 -
200 -
100 -
J 0 0
q 0,2 1 5 10 m/s 0 0,2 1 5 10 m/s
3 V
140

De her viste er ikke færdigudviklede, men giver alligevel et
indtryk af kompatibiliteten mellem forskellige materialepar -
ringer.
I figur 7.8 ses hvordan en Wear Map egentlig bør se ud. Den
giver information om egnede brugsområder, og områder
man skal holde sig fra .
I områderne 1, 2 og 3 er der tale om mild wear, der her skal
betragtes som et brugsområde for den viste materialeparring .
I område 5 vil de to materialer rive sammen og i område 4
kan det gå både godt og skidt .
Det interessante ved områderne 1, 2 og 3 er, at her kan man
forud kalkulere en levetid . Område 1 giver en svag vægt til -
vækst, der betyder "uendelig" levetid, hvor man i område 3
må regne med en begrænset men forudsigelig levetid .
cri
c
c
N ro
~
m
MPa
50 -
45 -
40 -
35 -
30 -
25 -
20 -
15 -
10
5 -
2 .
0
0 0,5 1
Hastighe d
1, 5
1. Mildt slid med vægttilvæks t
2. Mildt slid uden vægtændring
3. Mildt slid med vægtta b
4. Transition mellem mildt slid og kraftigt sli d
5. Kraftigt slid
2, 5 3 3, 5 4 4, 5 5 m/s
Topografi 7.3 . 3
Figur 7 . 8
Wear map for P/M material e
mod hærdet stål smurt med mineraloli
e
Karakteristisk for for et P/M materiale, er porerne i overfla- Topografien på et P/M material e
den. Det giver materialet en speciel topografi (ruhed), der
påvirker de tribologiske egenskaber .
er specie l
Denne overflade kan ikke karakteriseres ved de almindeligt
anvendte ruhedsmåleparametre, men man må ty til andre
muligheder. Det nærmeste, man er kommet idag, er at anvende
Abbott-kurven og en egnet soft-wear til karakterisering
af den porøse overflade .
141

Årsagen er at ruhedsprofilet ikke er symmetrisk, så matematikken
passer ikke på dette profil .
I figur 7.9 ses en typisk profilkurve for et P/M materiale, og i
figur 7.10 ses Abbott-kurven og de værdier, der er med til at
karakterisere overfladen .
142

t.,.
IP r. l, T
013 i ~
1' M't x ''
11t9
a .~.~, . .~
Figur 7 . 9
Profilkurve for P/M overflade
TI
143

Figur 7 .1 0
Abott kurve 9 5
7 .4
Figur 7 .1 1
De 3 variable, som dikterer de
pulvermetallurgiske muligheder,
størrelse, densitet og ydelse .
(Som procent af smedede egen -
skaber) . Den viste figur svarer ti l
jernbaserede P/M, men er repræsentativ
for mange pulvermaterialer.
Symbolerne er P/S = presset
og sintret, ReP = presset, sintret
og genpresset, P/S + F = presset,
sintret og smedet, CIP + S = kold
isostatpresset og sintret, HIP =
varm isostatisk presset, HIP + F =
varm isostatisk presset og smedet
5 0
10
5
f a b c µ m
Massive PIM materiale r
Vægtfyldeforøgelse er den vigtigste måde at øge de mekaniske
egenskaber på i pulvermetallurgiske produkter. Fuld
densitet kræver, at der samtidig påføres tryk og temperatur.
Egenskaber i P/M materialer med fuld densitet kan blive betydeligt
bedre end egenskaberne i støbte, valsede eller smedede
emner, fordi kontrollen med mikrostrukturen, sejringer ,
kornstørrelser, indeslutning og textur er nemmere . Problemet
med massive P/M materialer er altid, at de er for dyre, da de
nødvendige processer er omkostningskrævende .
Valget mellem ydelse og porøsitet er vist på fig. 7 .11 .
144
15 0
10 0
5 0

Massive P/M materialer finder dog stadig større udbredelse .
I begyndelsen henvendte materialerne sig først og fremmes t
til flyindustrien med materialer som berylium, superlegeringer
og højtydende Al- og magnesiumlegeringer . Idag anvendes
massive P/M materialer til bl .a. værktøjsstål og rustfrie
stålrør. Udviklingen af en hel serie af nye værktøjsstål fr a
Sverige baserer sig på P/M teknologien .
Pulverbaserede værktøjsstål 7.4 . 1
Ved konventionel værktøjsstålfremstilling benyttes høj avanceret
smelteteknologi som elektroslaggeraffinering og vakuum
smeltning m .m. Efter nedsmeltning støbes materiale t
ud i kokille under beskyttelsesgas, og blokkene valses til d e
ønskede dimensioner .
Under størkningen i kokillen sker der en sejring, dvs . at de t
først størknede materiale ved kokillevæggen har en ande n
kemisk sammensætning end de sidst størknede i centrum .
Gennem valsning af blokken til tyndere sektioner vil denne
sej ring til en vis grad homogeniseres, men helt forsvinde gør
den ikke . Det forholder sig normalt således, at jo større legeringsindholdet
er i smelten, des større tendens til sejring op -
står. Dette sætter en grænse for udviklingen af materialer ved
konventionel kokilleteknologi .
Anvendes derimod P/M teknologi, dvs. gasatomisering af
smelten, vil de enkelte partikler, som dannes ved atomise -
ring, ligeledes sejre (ændre kemisk sammensætning fra over -
flade til center), men når pulveret hældes i en container o g
HIP'pes vil det færdige materiale fremstå langt mere homo -
gent end de støbte materialer. På fig. 7.12 ses forskellen i
struktur mellem de 2 processer .
145

Figur 7 .1 2
Struktur hos støbt hurtigstå l
(øverst) og P/M hurtigstål
Den pulvermetallurgiske procesrute giver også mulighed fo r
at komme højere op i legeringsindhold . Derigennem opnå s
helt nye suveræne egenskaber. Nogle eksempler på nye materialer
er vist på tabel 7 .4 .
Tabel 7 .4 Eksempler på nye massive P/M materiale r
Sammen- Støbt hurtigstål PM hurtigstål PM
sætning SIS 2723 ASP 30 ASP 60
C 0,90 1,3 2, 3
Cr 4,0 4,2 4, 0
Mo 5,0 5,0 7, 0
W 6,2 6,4 6,5
V 2,0 3,1 6,5
CO 5,0 8,5 10,5
146

De nye værktøjsstål med den fine karbidfordeling og isotrop i
betyder yderligere, at de er nemmere at bearbejde, og at dimensionsændringerne
ved hærdning er mindre og nemmere
at kontrollere .
Rustfrie stålrør fremstillet af pulver 7.4 .2
På fig. 7.13 ses fremstilling af rustfrie stålrør ud fra pulver .
Det nedsmeltede rustfrie stål atomiseres i et gasatomiserings -
anlæg. Pulveret, som er sfærisk, har efter sigtning en korn -
størrelse på ca. 1 mm. Pulveret indkapsles i en container a f
lavt kulstofholdigt materiale og tilsvejses .
1 . Atomisering
2 . Påfyldning a f
pulver
3. Lukning af
container
5 . Opvarmning ti l
extrudering 6 . Varmextruderin g
Containeren kold- isostatpresses for at hæve varmeledningsevnen,
ved 500 MPa. Den relative densitet kommer op på
80-85% . Emnerne opvarmes og varmextruderes til færdig
dimension. Den ulegerede stålcontainer oxiderer helt væk
147
P/M baserede værktøjsstål er i
dag dominerende på flere store
danske virksomhede r
P/M baserede rustfrie rør vinde r
yderligere terræn i forhold til d e
konventionelt fremstilled e
i
i
4. Kold isostatis k
presnin g
Figur 7 .1 3
Fremstilling af rustfrie rø r

7 .5
7.5 .1
under varm-extruderingen ; evt . rester forsvinder ved bejdsningen
. På grund af den lille sejringsgrad i materialet o g
mere fint fordelte slagger opnås forbedrede korrosionsegen -
skaber. Metoden indebærer ligeledes et bedre materialeudbytte,
kortere gennemløbstid og mindre energiforbrug end
ved konventionelle rør.
P/M aluminiumslegeringe r
Aluminiums P/M materialer til konstruktionselementer spil -
ler i dag en mindre rolle . Årsagen til dette er primært mange l
på teknologisk know-how og priserne på pulvermaterialer .
Det er imidlertid vigtigt, at erkende de fordele der ligger i
Al-materialer. Nogle af disse fordele er nævnt i det følgende :
• Lav vægtfylde
• God styrke i relation til vægten
• God korrosionsbestandighe d
• God termisk og elektrisk ledningsevne
• Umagnetisk
Til disse egenskaber kan tilføjes gode friktionsegenskaber og
slidstyrke, sammenlignet med massive Al-legeringer .
Tilstedeværelsen af sammenhængende porøsiteter, som kan
udfyldes med egnede smøremidler gør det muligt, med sintrede
Al-legeringer, at disse kan fungere som lejemateriale
mod stål, på et niveau der nærmer sig bronze, og de ka n
være bedre end stållegeringer med tilsvarende porøsitet .
Den høje kompressibilitet af aluminium betyder at der kan
opnås høje vægtfylder, hvilket medfører gode mekaniske
egenskaber. For tribologiske forhold er det dog nødvendigt
at opretholde en porøsitet på ca . 20% der udfyldes med et egnet
smøremiddel.
Om nødvendigt kan spåntagende bearbejdning let gennem -
føres, specielt hvis delene er varmebehandlet, og der kan op -
nås meget fine overfladeruheder .
Egenskaber og kemisk sammensætnin g
Den kemiske sammensætning og de mekaniske egenskaber
af typiske Al-legeringer, der anvendes i P/M produkter er
angivet i tabel 7.5. Egenskaber er baseret på normale produktionsbetingelser.
148

Tabel 7 .5 Mekaniske egenskaber af sintrede P/M aluminiumslegeringe r
Sammensætning Relativ Træk- Flyde- Brud- Slag- Udmattel- E N
Klasse Type vægt% Densitet densitt, Hårdhed styrke spænding for- styrke styrke Poisson's Beteg-
(Al = rest) klasse længelse kN/ forhold nels e
Mg Si Cu Mn Zn Cr g/cm 3 N /mm2 N/mm2 % J N/mme mm2
2000
1 0,3 2 - 2,53 6 83 HRH 140 100 4 - - PA 506 Y
*T6 6 73 HRE 230 190 2 - - PA 506A
4 2,64 7 - 160 75 10 57 0,25 PA 207Y
**T6 7 - 225 145 7 - - 57 0,25 PA 207 A
2014 0,5 0,8 -14,4

Tabel 7 .6 Dimensionstolerancer for Al-baseret P/M materialer
Typiske tolerancer
Relativ Dimension Dimensioner Dimensioner Centerafstande Huldiametre
densitet parallelt med vinkelret på mellem hulle r
% mm presseretningen presseretningen
90,2-95,3

Materialerne er alle modningshærdede typer, derfor er det
muligt at opnå udmærkede mekaniske egenskaber genne m
varmebehandling. Delene bliver almindeligvis opløsningsglødet
og afkølet i vand, hvorefter de modnes efter sintrin g
eller efter sintersmedning eller kold deformation.
Legeringselementer til P/M materialer er stort set identisk e
med dem, der anvendes til massive Al-materialer, kriterier
for konstruktion med P/M materialer er derfor de samm e
som for massive Al-legeringer. Tilsætning af magnesium og
silicium giver god duktilitet og tillige gode korrosionsegenskaber.
Hvis der yderligere tilsættes kobber fås legeringer
som f.eks . 2014, der giver høje styrkeegenskaber .
Legeringen 6061 med et relativt lavt kobberindhold giver et
udmærket kompromis mellem styrke, duktilitet og korrosionsbestandighed
.
Tolerancer 7.5 . 2
Sintrede aluminiumsprodukter har dårlige dimensionstolerancer
efter sintring. Det er derfor nødvendigt at efterkalibrere
emnerne efter sintring. De tolerancer, der er angivet i tabe l
7.6 er opnået efter 2 presninger.
Kobberbaserede materialer 7 .6
Kobberbaserede P/M materialer bliver anvendt inden fo r
mange områder i industrien, dog er der mange potentielle
brugere, som ikke er opmærksomme på denne mulighed .
Kobberpulver er let at fremstille ; blanding og presning er velkendt,
og sliddet på værktøjet er minimalt . Sintringen foregår
i "lavtemperatur" båndovne, så grundlaget for fremstil -
ling af konkurrencedygtige detaljer skulle være til stede .
Kobber og kobberbaserede pulvere anvendes hovedsagelig t
til fremstilling af følgende produkter :
• Bronzeleje r
• Elektrisk ledende komponente r
• Varmeledende komponente r
• Børster (kul) for motorer/generatorer
• Friktionskomponente r
• Filtre
• Specielle legeringer
151

Selvsmørende lejer
Lejerne lagerføres
Selvsmørende lejer er en af de ældste anvendelser for porøs e
P/M dele, og anvendelsen startede i 1920'erne . Fordelen ved
det porøse leje er, at porerne virker som oliereservoir, idet
porerne, der kan udgøre op til 25 vol.%, er fyldt med olie .
Når rotation starter i det olieimprægnerede leje, vil friktionen
få temperaturen til at stige, og olien presses ud af porerne
pga. oliens større udvidelseskoefficient og pga . forskellen i
hydrodynamisk tryk i oliefilmen mellem lejet og modparten .
Når rotationen stopper, køler lejet af, og kapillarkræfterne
suger olien tilbage i porerne . Da selvsmørende lejer er billige
og har små indbygningsmål og ikke "sviner" med olien, anvendes
de i stor udstrækning som lejer i små motorer og bevægelige
dele i pladespillere, båndoptagere, køkkenmaskiner,
elektrisk håndværktøj og kontormaskiner samt i mindr e
grad i industri- og landbrugsmaskiner .
Leverandører af selvsmørende lejer har ofte et bredt standardprogram,
som de lagerfører. Det er således muligt at
købe selvsmørende "standard"lejer uden omkostninger ti l
værktøjer og få dem leveret hurtigt . Ved specielle dimensioner
er det nødvendigt at lave værktøjer og afholde de der -
med forbundne udgifter .
Lejerne fremstilles typisk af bronze 90/10 (90% Cu, 10% tin).
Udgangsmaterialet kan være blandet elementarpulver af
kobber og tin eller fuldlegeret bronzepulver eller en blanding
af de to typer. Hvis der anvendes fuldlegeret bronze, vil em -
net normalt krympe under sintringen, og hvis der anvendes
blandet elementarpulver, vil emnet normalt blive større under
sintringen. Der vælges derfor ofte et pulver, der er sammensat
af fuldlegeret bronze iblandet kobber og tinpulver i
et sådan forhold, at dimensionsændringen under sintringen
er beskeden. Sådanne pulvere tilbydes færdigblandede fr a
pulverleverandører.
Pulveret blandes med smøremiddel og ofte tilsættes ca . 1 %
grafit til forbedring af porestrukturen og som "hjælpesØremiddel".
Som hjælpesmøremiddel kan også anvendes bly, o g
der findes bronzepulvere med op til 4% bly til dette formål.
Pulveret presses til den ønskede grøndensitet og sintres i beskyttelsesgas
ved 800-850°C i ca . 15 min . Efter sintring skal
lejerne kalibreres. Kalibreringen giver den endelige lejeflad e
og tolerancer, så procesovervågningen skal her være mege t
intens. Den sidste proces er olieimprægnering. Olien, der an-
152

vendes, kan være meget forskellig afhængig af anvendelse.
For "standardlejer" er det normalt angivet fra producenten,
hvilken olie der er anvendt.
Tabel 7 .7 Olieindhold og vejledende lejetryk for selvsmørende bronz e
leje r
Type Densitet
g/cm3
Olieindh .
Vol. %/min.
Tilladeligt lejetryk i (MPa) ved nedenstående
akselperiferihastigheder i m/s )
Langsom 0,13 0,26-0,51 0,51-0,77 0,77-1,0 2
I 5,8-6,2 27 22 14 3,4 2,2 1, 7
II 6,4-6,8 19 28 14 3,4 2,2 1, 7
III 6,8-7,2 12 28 14 3,9 2,5 1,9
IV 7,2-7,6 8 28 14 3,9 2,5 1,9
Lejebelastningsarealet findes som akseldiameter x lejelængde.
Tabellen er kun vejledende ; leverandører af lejer har nor -
malt også en dimensioneringsvejledning med angivelse af
akseltolerance, overfladeruhed, belastningstilfælde etc .
Der fremstilles også lejer i jernbronze, hvor lejematerialet er Jernlejer og jernbronze
en blanding af jernpulver og bronzepulver, der sintres ve d
1100-1120°C, således at jernpulveret også kan sintre sammen .
Lejer fremstillet i 100% jernpulver anvendes også . De selvsmørende
jernbronze og jernlejer imprægneres efter kalibrering
ligesom bronzelejerne . Jernbronzelejer og jernlejer kan
pga. jernets stivhed bære større belastninger, men levetide n
er normalt mindre end ved anvendelse af bronze, imidlertid
er prisen på jernlejer lavere end for bronzelejer .
Lejer med stålbagside, hvor den mest kendte fremstiller er Glacier lejer
Glacier, fremstilles i stor udstrækning ud fra kobber- elle r
bronzepulver . Et eksempel på lejer med stålbagside er Glaciers
lejer type DX . Lejet fremstilles ved, at man på en forkobberet
stålplade fordeler bronzepulver i et tyndt lag (ca . 0, 3
mm). Pladen sintres således, at bronzepulverkornene sintre r
sammen indbyrdes og fast på pladen . Det porøse bronzelag
(ca . 35% porøsitet) fyldes med plast af typen Poly-oxy-methylen
(POM) tilsat PTFE og evt. molybdændisulfid . Plasten
hæver sig over bronzelaget, således at indkøringsslid for til -
pasning af lejet kan ske uden problemer . Fordelen ved denne
15 3

Polyoxymetylen (POM )
tilsat PTFE m .m .
Porøs bronz e
Stålbagsid e
(hele tykkelsen er ikke vist )
Figur 7 .1 4
Opbygningen af et Glacier lej e
type DX
type lejer er, at de kan køre tørt eller "dårligt" smurt med lav
dynamisk friktionskoefficient mellem 0,01-0,1, små indbygningsmål
og en god bæreevne .
Kobber med høj ledningsevne P/M dele fremstillet i ren kobber anvendes normalt inden for
elektronik eller andre elektrisk og termisk ledende applikationer.
Ved fremstilling af denne type komponenter gælder
det, at kobberet skal være så rent som muligt og densiteten s å
høj som muligt for at opnå højest mulig ledningsevne. Kravet
til kobberpulveret er en renhed på 99,95% Cu med meget
små mængder af Si, Fe og P. Figur 7.15 viser effekten af urenheder
på ledningsevnen af kobber .
Højt pressetryk giver intern Densiteten af kobber ønskes så høj som muligt for at opnå en
porøsitet god ledningsevne. Pressetrykket er en meget vigtig parameter
ved presning af kobber. Normalt vil højt pressetryk giv e
høj densitet i slutproduktet, men ikke i kobber. Ved høje pressetryk
sker det, at overfladen bliver lukket, således at vand -
damp og gasser fra smøremidlet ikke kan strømme ud . Ligeledes
hindrer den tætte overflade sintringsatmosfæren i a t
trænge ind og reducere antallet af oxider inden i emnet . En
tæt overflade medfører således en større intern porøsitet i
kobberemnet med tab af ledningsevne til følge . Et pressetryk
på 280 MPa anbefales til komponenter med en tykkelse på 2 5
mm og mere, medens komponenter under 25 mm kan presses
med 410 MPa. Smøremidlet har også stor indflydelse på
dannelsen af interne porer og dermed ledningsevnen .
154

Forsøg udført af AMAX R&D Laboratory viser, at den højeste
ledningsevne opnås ved anvendelse af 0,5-0,6% lithiumstearat
som smøremiddel .
ar
%
c> 1 0
ar
rn
c
-0 m 12
2 --
4 —
6 -
8 -
50 100 150 200 ppm
Urenheder
155
Figur 7 .1 5
Uønskede legeringselementer s
(urenheder) indflydelse på ta b
af ledningsevne i kobber
Figur 7 .1 6
Den elektriske ledningsevne so m
funktion af densiteten af P/ M
kobber

Kulbørster af kobber og grafit
Sintringstemperatur, tid og atmosfære har også indflydelse
på egenskaberne af P/M kobber. Der opnås gode elektriske
egenskaber ved sintring i 30 min. ved temperaturer på ca .
1000°C i krakket ammoniak eller brint .
Hvis man ønsker kobber P/M komponenter med mere end
90% IACS (103% IACS er det maksimale, man kan nå i helt
rent massivt kobber), er det nødvendigt at give den sintrede
kobberkomponent en efterpresning og evt . en ekstra sintring
for at få densiteten hævet .
Kulbørster til strømoverførsel i kommutatormotorer fremstil -
les pulvermetallurgisk ved blanding af det meget irregulære
dendritiske elektrolytkobberpulver med grafit . Grafitmængden
kan efter anvendelse variere mellem 5 og 70 vægt %, o g
slidegenskaberne kan forbedres ved tilsætning af Sn, Pb elle r
Zn . Efter presning og sintring kan emner med højt kobberindhold
kalibreres, og ofte imprægneres restporøsiteten me d
en plast for at forbedre slidegenskaberne .
En af fordelene ved P/M er muligheden for at blande meget
forskellige materialer. Dette udnyttes ved fremstilling a f
Friktionsmaterialer P/M friktionsmaterialer, i hvilke kobber og andre metalpulvere
blandes med faste smøremidler og oxider m .m. Fordelen
ved metalliske friktionsmaterialer er, at de kan modstå
større belastninger og temperaturer end de organisk bundne
friktionsmaterialer. Kobberbaserede friktionsmaterialer an -
vendes op til ca . 380°C og ved middel belastning . Ved større
belastninger og højere temperaturer anvendes jernbasered e
materialer. Typisk fremstillingsteknik for friktionsmateriale r
inkluderer varmpresning og sintring i lang tid ved høj temperatur,
efterfulgt af genpresning . Fine reaktive pulvere an -
vendes normalt for at opnå størst mulig styrke. Friktionselementet
bliver befæstet ved lodning, svejsning eller sintret fast
på en stålplade. En typisk komposition for en tør kobling /
bremse kunne være 75 Cu — 6 Pb — 7 Sn — 5 grafit — 4 MoS2 — 3
feldspat, hvor partikelstørrelsen af de enkelte bestanddel e
spiller en stor rolle .
Messing og nysølv
Messing (Cu/Zn) og nysølv (Cu/Ni/Zn) fremstilles af færdiglegeret
pulver, således at zinken ikke fordamper. Messing
og nysølv anvendes til fremstilling af komponenter som låse -
cylinder, lukkemekanismer, komponenter i kameraer, tandhjul,
kurver, dekorative genstande, medaljoner etc . Messinglegeringer
fås i området fra 90 Cu — 10 Zn til 65 Cu — 35 Zn,
156

og nogle legeringer kan fås med ca . 1,5 Pb, hvilket letter den
spåntagende bearbejdning. Den nysølv-legering, der er kommercielt
tilgængelig, er 64 Cu - 18 Ni - 18 Zn . Det er også her
muligt at få en blyholdig version, hvis man ønsker at forbedre
spåntagningsvenligheden . Pulveret blandes med smøremiddel
- her er lithiumstearat igen et godt smøremiddel .
Ofte anvendes en blanding af lithiumstearat og zinkstearat i
en mængde af 0,5-0,75% . Pulveret presses ved 400-550 MP a
og sintres 15-30 min . i krakket ammoniak eller H2. Der e r
også udført vellykkede sintringer i nitrogen og endogas . Sintringstemperaturen
for messing ligger i området 850-900° C
og for nysølv 900-950°C . Sintringssvindet ligger på 1,5-2,0% ,
så snævre tolerancer efter sintring er vanskelige at overholde .
De mekaniske egenskaber efter sintring er gode med træk -
styrker op til 300 N/mm2 og brudforlængelse på op til 26%
(se evt. Ml i samme serie på side 39) . De mekaniske egenskaber
kan øges ved efterpresning og yderligere sintring .
Med kugleformede luftatomiseret bronzepulver fremstilles Filtre af bronzekug le r
en lang række filtre, flammespærrer og lyddæmpere . Det
kugleformede pulver leveres i størrelser fra -40 µm til +100 0
gm . De finere pulvere kan presses til et grønemne, der ha r
tilstrækkelig styrke til at håndteres frem til sintringsovnen .
Ved fremstilling af komponenter af grovere pulvere anvendes
løs pulver sintring, også kaldet gravitationssintring . Processen
starter med, at man fylder sfærisk bronzepulver med
en snæver partikelfordeling i en form . Formen vibreres og efterfyldes
. Formene fremstilles normalt af grafit eller rustfas t
stål, da bronzepulveret ikke sintrer fast til disse materialer .
Den fyldte form sendes gennem sintringsovnen, og "bronze -
kuglerne" sintrer sammen i kontaktpunkterne . Efter afkøling
i ovnen kan formen fjernes og genbruges . Den fremstillede
komponent er pga . sintringssvind lidt mindre end formen o g
har en porositet på 30-50% afhængig af partikelstørrelsen a f
udgangspulveret .
Der findes en række mindre anvendte specielle kobberlege- Kobber-nikkel for prægnin g
ringer, hvoraf nogle bliver nævnt i det følgende . Kobber-nikkel
P/M legeringer indeholder 75 Cu - 25 Ni og 90 Cu - 1 0
Ni og er blevet udviklet for møntprægning og korrosionsbestandige
anvendelser . 75 Cu - 25 Ni legering presset ved 770
MPa får en grøndensitet på ca . 89%, og efter sintring i krakket
ammoniak eller brint ved 1090°C er densiteten steget ti l
92-94%, og forlængelsen vil være 10-14% . Efterpresning elle r
prægning kan bringe densiteten op på 95% . Legeringen har
157

samme farve som rustfrit stål og kan poleres meget blank. 90
Cu — 10 Ni legeringen er lys bronzefarvet og kan under samme
betingelser opnå densiteter på over 99% . Pulverfremstillede
plader af disse materialer er blødere end de tilsvarend e
smeltemetallurgiske legeringer og er lettere at præge til mønter
og medaljoner etc .
Kobber for svejseelektroder Dispersionsforstærkede kobberlegeringer består af en kobbermatrix
med nogle få procent fint fordelte oxider af aluminium,
silicium, yttrium m.m. Specielle P/M procesteknikker
er udviklet for fremstilling af disse legeringer. Dispersionsforstærket
kobber forener en god ledningsevne 80.95% IACS
med Ø styrke over et stort temperaturområde, og hovedanvendelsen
er svejseelektroder til modstandssvejsere .
Wolframkobber
Kobberinfiltrering
Wolframkobber er en anvendelse af kobber, hvor kobber- o g
nikkelpulver blandes med 80-95 vægtprocent wolframpulver .
Blandingen sintres ved så høj temperatur, at der opstår flydende-fase,
og densiteten efter sintring nærmer sig 100% . Legeringen
har en høj densitet (17-18 g/cm3) og en rimelig ledningsevne
(ca . 17% IACS) og anvendes, hvor der er brug fo r
slidfaste pressvejseelektroder, som gyrorotor, kontravægt e
etc .
Som afslutning skal nævnes, at en meget stor del af det anvendte
kobberpulver i P/M industrien anvendes som tilsætning
til jernpulver for at øge styrken efter sintring, og ligeledes
anvendes der meget til kobberinfiltrering af jernkomponenter,
hvor komponenten varmes op over kobberets smelte -
punkt. Det flydende kobber trænger herefter ned i de åbne
porer og tætner emnet, hvorved de mekaniske egenskabe r
forbedres betydeligt. Da emnet vokser under infiltrationen,
er det ikke muligt at overholde snævre tolerancer .
Reference r
1. Tribology, a systems approach to the science and technology
of friction, lubrication and wear. Horst Czichos, Elsevier
Scientific Publishing Company, 1978 . ISBN 0-444 -
41676-5 (Vol . 1) .
2. Tribological Properties of P/M Materials Measured on a
Pin on Disc Machine .
Per Kjeldsteen, P/M 1984 Toronto . MPIF/APMI .
158

3. 4 års' rapport fra Center for Pulvermetallurgi, Projek t
Konstruktionsgrundlag .
Per Kjeldsteen, 1993 .
4. A Tribological Study of P/M Materials Including Wea r
Map Production .
Per Kjeldsteen, Nigel Trilk . P/M 1992 i San Francisco .
MPIF/APMI .
5. Topography Measurement on Porous Surfaces .
Per Kjeldsteen P/M 1991 i Chicago. MPIF/APMI .
6. Tribological Properties of Surface Treated P/M Materials .
Per Kjeldsteen, Center for Pulvermetallurgi 1991 .
7. Tribology Handbook .
M. Neale, Butterworth .
8. Wear of Sintered Materials .
T.S. Eyre and R .K. Walker. Powder Metallurgy 1976 No .1 .
9. Evaluation of Wear Testing.
ASTM 446 . SBN 8031-007-8
10.Friction Wear and Lubrication .
Glossary. OECD, Paris 1969 .
11.Wear Map Production of P/M Materials and the Definition
of Transition .
Per Kjeldsteen and Nigel Trilk . The Danish Center for
Powder Metallurgy.
Presented at MPIF/APMI conference P/M 1993 in Nash -
ville .
12.Copper Base Powder Metallurgy, New Perspectives in
Powder Metallurgy, Volume 7. Published by : Metal Pow -
der Industries Federation, Princeton, New Jersey 08540 .
Compiled and editet by : Pierre W. Tauben-Glat, AMA X
Copper Inc. ISBN No. 0-918404-47-9
13.Metal powders (1986), Norddeutsche Affinerie Aktiengesellschaft,
2000 Hamburg 36, Alsterteras, se 2
14.Enrico Mosca, Powder Metallurgy, Criteria for design and
inspection, AMMA, 1984
159

15. Metals Handbook, Ninth Edition, Volume 7, Powder metallurgy,
American Society for Metals, Handbook Commit -
tee, TA 459.743, 1978, 669 78-14934, ISBN 0-87170-013- 1
160

Stikord
2-lags presseteknik 12 5
Abbott-kurven 14 1
Abrasion 136
Additiver 71
Adhesion 136
Aktiveringsenergi 8 8
Alnico 127
Aluminiums
P/M-materialer 148
Anisotrope magneter 12 9
Asbestfibre 132
Atomisering 1 3
Barriumstearat 4 1
Belastningsformer 134
Billedanalyse 27
Binder 71
Binderafdrivning 73
Blandingslegering 4 7
Bløde magneter 130
Bridgeman 54
Brudforlængelse 82, 8 3
Børstning 2 1
Calcium 4 1
Carbonylpulvere 20
CIP 53
Cylindriske porer 85
Dampoxidering 11 8
Defect healing 6 1
Deformationshærdning
8 2
Densitet 8 1
Diffusionsbinding 6 1
Diffusionshastighed 71
Diffusionslegering 4 7
Diffusivitet 8 8
Dimensionsændring 91
Dispersionsforstærkede
kobberlegeringer 15 8
Doping 12 6
Elastisk tilbagefjedring 84
Elektro Sensing Zone 32
Elektrolyse 2 0
Elektrotekniske
materialer 12 5
En-akset presning 49, 5 0
Energiprodukt 12 6
Fast fase sintring 8 1
FFS 9 9
Filtre 15 7
Flammespærrer 15 7
Flexibel form 5 5
Flydeegenskaber 35
Flydeevne 5 1
Flydende-fase sintring 99
Forlegeret pulver 4 8
Form-deskriptorer 3 3
Formaling 2 1
Forsintring 8 1
Fosfor 3 9
Friktionsegenskaber 51, 148
Friktionskoefficient 13 7
Friktionsmaterialer
131, 15 6
Færdiglegeret pulver 4 8
Gas-atomiseringsproces 62
Gasatomisering 1 6
Gennemstødsovn 11 0
Gennemtrængelighed 3 1
Glaciers lejer 15 3
Glascontainer 67
Glidelejer 13 6
Glødetråd 12 6
Grafitovn 64
161
Gravitationssintring 157
Grænsesmøring 13 7
Grønemne 5 1
Grønstyrke 49
Gummimateriale 57
"Halsdannelse" 8 5
Helsefysiske forhold 36
HIP 1 8
Histogram 2 5
Hydrodynamisk 13 6
Hydrogen 11 3
Hydrogendecrepitering
128
Hydrometallurgi 21
Hærdning 119
Højtemperatursintring
10 8
Imprægnering 11 8
Inert gas 1 7
Intermetalliske faser 99
Isostatisk presning 129
Jernbronze 15 3
Jernoxid 1 1
"Jet-mill" 129
Kalibrering 11 7
Kalibreringspulver 32
Kemiske potentiale 89
Kirkendall-porøsiteter 99
Kobber 39
Kobber-nikkel 157
Kobberinfiltrering 15 8
Koblinger 13 1
Kokilleteknologi 14 5
Kold isostatisk presning 5 3
Kompaktering 4 9
Kompatibilitet 139

Kompound 71, 72
Kontaktmaterialer 125
Korngrænse 85
Korngrænsediffusion 8 8
Krakket ammoniak 112
Krybning 9 1
Krympning 2 1
Kuglemøller 21
Kulbørster 15 6
Kulstof 39
Ledningsevne 15 4
Legeringssystem 80, 9 8
Litiumstearat 4 1
Lodbarhed 12 5
Lodning 120
Lyddæmpere 15 7
Lysblokering 3 1
Lysspredning 30
Magnetiske materialer 125
Makroskopiske
fænomener 8 1
Maling 12 0
Materialeparring 141
Materialetransport 8 7
Mediandiameteren 26
Mekanisk spænding 90
Mekaniske egenskaber 83
Messing 156
Middeldiameteren 26
Mim 1 8
Modstandssvejsning 12 1
Molybdæn 40
Molybdæn ovn 64
Møntprægning 15 7
Målekorrigering 11 7
Neodym-jern-bor 12 8
Nikkel 40
Nysølv 15 6
Olieatomisering 1 8
Overfladeareal 23, 34, 95
Overfladediffusion 87
Pakningsgrad 7 1
Partikelstørrelse 93
PEG 42
Permanente magneter 126
Plastisk flydning 87,91
Platinovn 64
Poreeliminering 9 6
Poreforgrovning 9 7
Pressetryk 98
Produktionshastighed 50
Profilkurve 14 2
Pulverpresse 5 2
Reduktion 11
Referencepulver 32
Roterende Elektrod e
Atomisering 1 9
Roterende Disk
Atomisering 1 9
Rustfrie rør 147
Samarium-kobolt 12 7
Sammensvejsninger 8 5
Sedimentation 3 1
Segregation 46
Sejring 14 5
SelvsØrende lejer 152
Sigteanalyse 28
Silicium 40
Sintersmedning 74
Sinterteknik 12 5
Sintring 73, 79
Sintringsaktivitet 22
Sintringsdiagram 97
Slidformer 13 4
Slidmekanismer 13 4
Spinning Cu p
Atomisering 19
Sprøjtestøbning 69, 72
Spåntagend e
bearbejdning 12 1
Stabilisator 46
Stearinsyre 41
Størrelsesfordeling 23
Surface fatigue 136
Svampejern 1 2
Svejsning 121
Svind 94
Svovl 4 0
Syntetisk voks 4 2
Sølv/kadmiumoxid 12 5
Sølvgrafit 125
Termisk aktivered e
processer 8 1
Tilsyneladende densitet 3 6
Tin 40
Topografi 14 1
Tribochemical 136
Tribologi 134
Tribologiske
egenskaber 133,14 1
Trykmedier 55
Trækstyrke 82, 83
Tunnelovn 12
Tørsæks metoden 53
Ultrafine pulvere 2 1
Vakancer 85
Vakuum Atomisering 19
Vakuumovn 11 1
Vakuumsintring 113
Vandatomisering 1 3
Varm isostatisk presning 60
Viskoelastisk flydning 9 1
Volumendiffusion 8 8
Vædning 10 3
Vædningsvinkel 10 3
Værktøj 53
Værktøjsstålfremstilling 14 5
Vådsæks metoden 53
"Walking beam" 11 0
Wear Map 136
Wolfram 126
Wolframkobber 15 8
Sublimation-kondensation 87 Zinkstearat 41
162