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Stoltenhoff T. - Kaltgasspritzen von Kupfer. Einestromungsmechanische und werkstoffkundliche Analyse und Optimierung des Spritzprozesses (2004).pdf

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Kaltgasspritzen von Kupfer
Eine strömungsmechanische und werkstoffkundliche Analyse und
Optimierung des Spritzprozesses
Vom Fachbereich Maschinenbau
der Universität der Bundeswehr Hamburg
zur Erlangung des akademischen Grades eines Doktor-Ingenieurs
genehmigte
Dissertation
vorgelegt von
Thorsten Stoltenhoff
aus Hagen in Westfalen
Hamburg 2003
Gutachter:
Prof. Dr. rer. nat. H. Kreye
Prof. Dr.-Ing. H. J. Richter
Tag der mündlichen Prüfung:
11. Oktober 2003
Berichte aus der Werkstofftechnik
Thorsten Stoltenhoff
Kaltgasspritzen von Kupfer
Eine strömungsmechanische und werkstoffkundliche Analyse
und Optimierung des Spritzprozesses
.
Shaker Verlag
Aachen 2004
Bibliografische Information der Deutschen Bibliothek
Die Deutsche Bibliothek verzeichnet diese Publikation in der Deutschen
Nationalbibliografie; detaillierte bibliografische Daten sind im Internet über
http://dnb.ddb.de abrufbar.
Zugl.: Hamburg, Univ. der Bundeswehr, Diss., 2003
.
Gedruckt mit Unterstützung der Universität der Bundeswehr Hamburg
Copyright Shaker Verlag 2004
Alle Rechte, auch das des auszugsweisen Nachdruckes, der auszugsweisen
oder vollständigen Wiedergabe, der Speicherung in Datenverarbeitungsanlagen und der Übersetzung, vorbehalten.
Printed in Germany.
ISBN 3-8322-2302-9
ISSN 0945-1056
Shaker Verlag GmbH • Postfach 101818 • 52018 Aachen
Telefon: 02407 / 95 96 - 0 • Telefax: 02407 / 95 96 - 9
Internet: www.shaker.de • eMail: info@shaker.de
Danksagung
Die vorliegende Arbeit entstand während meiner Tätigkeit als wissenschaftlicher Mitarbeiter am
Institut für Werkstofftechnik der Universität der Bundeswehr Hamburg im Laboratorium für Werkstoffkunde.
Mein besonderer Dank gilt dem Leiter des Laboratoriums, Herrn Prof. Dr. H. Kreye, ohne dessen
umfangreiche Unterstützung und Förderung die Durchführung dieser Arbeit nicht möglich gewesen
wäre. Durch sein stetes Interesse und hilfreichen Ratschläge sowie die Unterstützung bei der Zusammenarbeit mit externen Partnern trug er maßgeblich zum Gelingen dieser Arbeit bei.
Herrn Prof. Dr. H.-J. Richter vom Dartmouth College, Hanover, USA danke ich für die Übernahme
des Korreferats sowie für seine stete Aufgeschlossenheit und äußerst hilfreichen Anregungen auf
dem Gebiet der Strömungsmechanik.
Erst die kostenlose Bereitstellung von Prozessgasen durch die Linde AG, Höllriegelskreuth, hat
viele der hier durchgeführten Experimente ermöglicht. Stellvertretend dafür möchte ich mich bei
den Herren Dipl.-Ing. P. Heinrich und W. Krömmer der Linde AG bedanken, deren unermüdliches
Engagement auf dem Gebiet des Kaltgasspritzens auch eine Grundlage für den Erfolg dieser Arbeit
bildete. Gleichzeitig gilt mein Dank auch Herrn Dipl.-Ing. P. Richter der CRP AG, Ampfing, für
dessen Innovationsbereitschaft bei der Realisierung eines industrietauglichen Spritzsystems.
Die Untersuchungen wurden auch aus Haushaltsmitteln des Bundesministeriums für Wirtschaft
über die Arbeitsgemeinschaft industrieller Forschungsvereinigungen „Otto von Guericke“ e.V.
(AiF, Nr. 12.671 N) gefördert und von der Forschungsvereinigung Schweißen und verwandte Verfahren e.V. des DVS unterstützt. Für diese Förderung und Unterstützung sei gedankt.
Mein Dank gilt auch dem GKSS Forschungszentrum in Geesthacht für die Bereitstellung von Gerätschaften zur Analyse der Partikelgrößenverteilung von Spritzpulvern und zur Durchführung von
Mikrozugversuchen sowie den dortigen Mitarbeitern für ihre Unterstützung.
Den Mitarbeitern der Zentralwerkstatt der Universität der Bundeswehr Hamburg danke ich für die
fachgerechte Herstellung der Spritzdüsen, die zur Durchführung der Untersuchungen unabdingbar
waren.
Sehr zu danken habe ich allen Mitarbeitern des Laboratoriums Werkstoffkunde der Universität der
Bundeswehr Hamburg. Sie haben durch engagierte Durchführung von Analysen und Messungen
sowie durch das freundschaftliche Arbeitsklima einen wesentlichen Beitrag zu dieser Arbeit geleistet.
Besonders danke ich meiner Frau Meike und meinen Kindern Melissa und Jamie, die mir in arbeitsreichen Zeiten immer mit Geduld und Verständnis zur Seite standen und mir so den nötigen Rückhalt gaben, der zum Gelingen dieser Arbeit geführt hat.
Hamburg, im Oktober 2003
Thorsten Stoltenhoff
Inhaltsverzeichnis
Inhaltsverzeichnis
Seite
Symbolverzeichnis
X
1
Einleitung
1
2
Grundlagen und Kenntnisstand
4
2.1
Entwicklung vom thermischen zum kinetischen Spritzen
4
2.2
Prinzip und Verfahrensmerkmale des Kaltgasspritzens
7
2.3
Stand des Wissens auf dem Gebiet des Kaltgasspritzens
8
3
Strömungsmechanische Aspekte beim Kaltgasspritzen
12
3.1
Methoden und Verfahren
12
3.1.1 Grundlagen der isentropen Düsenströmung und deren Anwendung
auf das Kaltgasspritzen
12
3.1.2 Zur Beschleunigung und Erwärmung der Spritzpartikel
15
3.1.3 Anwendung der Theorie der Charakteristiken zur Auslegung von
Überschalldüsen
17
3.1.4 Numerische Simulation mittels Finite-Volumen-Verfahren
19
3.1.5 Netzgenerierung mit GAMBIT
21
3.1.6 Simulation des Spritzprozesses mit FLUENT
23
Ergebnisse der strömungsmechanischen Analyse
27
3.2.1 Einfluss der Versuchsparameter unter Annahme der isentropen
Zustandsänderung
27
3.2
3.2.2 Einfluss der Düsengeometrie unter Annahme der isentropen
Zustandsänderung
30
3.2.3 Simulation des Strömungsfeldes für Stickstoff als Prozessgas
32
3.2.4 Berechnung der Partikelflugbahnen
38
3.2.5 Simulation des Strömungsfeldes für Helium als Prozessgas
41
VII
Inhaltsverzeichnis
4
Versuchsdurchführung und Charakterisierung von Spritzpulvern und Schichten
43
4.1
43
4.2
4.3
4.4
4.5
5
Anlagentechnik
4.1.1 Beschreibung der Anlage
43
4.1.2 Prozesssteuerung
44
4.1.3 Düsenfertigung
45
4.1.4 Sicherheitstechnische Aspekte
47
Herstellung der Schichten
48
4.2.1 Auswahl der Pulver
48
4.2.2 Beschichtung von Substraten
49
Methoden zur Untersuchung von Spritzpulvern und Schichten
51
4.3.1 Größenverteilung und Morphologie der Pulver
51
4.3.2 Mikrostruktur und Sauerstoffgehalt von Pulvern und Schichten
52
4.3.3 Mechanisch-technologische Eigenschaften der Schichten
54
4.3.4 Einfluss von Wärmebehandlungen auf Mikrostruktur und Eigenschaften
56
4.3.5 Physikalische und chemische Eigenschaften der Schichten
56
Ergebnisse der experimentellen Untersuchung
57
4.4.1 Mikrostruktur und Eigenschaften der Pulver
57
4.4.2 Auftragswirkungsgrad, Mikrostruktur und Eigenschaften von
Kupferschichten
59
4.4.3 Schichteigenschaften im Vergleich zu thermisch gespritzten Schichten
66
Einfluss der Gas- und Partikelströmung auf die Schichteigenschaften
74
4.5.1 Geschwindigkeitsmessung mit Laser-Doppler-Anemometrie
74
4.5.2 Geschwindigkeits- und Partikelgrößenmessung mit Phasen- DopplerAnemometrie
77
Bewertung der Ergebnisse und Schlussfolgerungen
78
5.1
Existenz und Bestimmung der kritischen Geschwindigkeit
78
5.2
Überlegungen zum Bindemechanismus
80
5.3
Optimierung der Prozessparameter
81
5.4
Optimierung der Düsengeometrie
82
VIII
Inhaltsverzeichnis
5.5
Schichteigenschaften im Vergleich zu anderen Spritzverfahren
84
5.6
Anwendung der Ergebnisse auf andere Spritzwerkstoffe
86
6
Zusammenfassung
88
7
Tabellen
90
8
Bilder
103
9
Anhang
194
10 Literaturverzeichnis
203
IX
Symbolverzeichnis
Symbolverzeichnis
a
A
A
Bi
cp
cv
CD
dS
dZ
d, D
Ecorr
FG
FM
FS
FW
h
k
L
m
V
Schallgeschwindigkeit
Bruchdehnung
Querschnittsfläche
Biotzahl
spezifische Wärmekapazität für konstanten Druck
spezifische Wärmekapazität für konstantes Volumen
Beschleunigungskoeffizient
Spritzabstand
Zeilenabstand
Durchmesser
Messpotenzial bei der elektrochemischen Korrosionsprüfung
Gravitationskraft
Magnus-Kraft
Saffmann-Kraft
aerodynamische Widerstandskraft
Enthalpie
Wärmeleitfähigkeit
Lorentzzahl
Molmasse
Massenstrom
örtliche Machzahl
Nusseltzahl
Druck
Prandltzahl
Wärmestrom
spezifische Gaskonstante
Reynoldszahl
Zugfestigkeit
0,2%-Dehngrenze (Streckgrenze)
Entropie
Zeit
Temperatur in Kelvin
Schmelztemperatur in Kelvin
Geschwindigkeitskomponenten
Geschwindigkeitsbeträge
Arbeit
Vorschubgeschwindigkeit
Volumenstrom
D
J
U
Mach’scher Winkel
Wärmeübergangskoeffizient
Dichte
m
Ma
Nu
p
Pr
Q
R
Re
Rm
Rp0,2
s
t
T
TS
u, v
U,W
W
vS
X
Symbolverzeichnis
F
O
P
4
[, K
Isentropenexponent
Wärmeleitfähigkeit
dynamische Viskosität
Strömungswinkel
Koordinaten
Indizes
0
*
E
g
p
P
Pr
Tr
U
Zustand am Eintritt des Kontrollraumes (Düseneintritt), Prozessgrößen in der Vorkammer
Zustand im Düsenhals (engster Querschnitt)
Zustand am Düsenaustritt
Gas
Partikel
Pulver
Prozessgas
Trägergas
Umgebung
Abkürzungen
LM
REM
TEM
Gew.-%
LDA
PDA
DE
RT
Lichtmikroskop
Rasterelektronenmikroskop
Transmissionselektronenmikroskop
Angabe der Konzentration in Gewichtsprozent
Laser-Doppler-Anemometrie
Phasen-Doppler-Anemometrie
Auftragswirkungsgrad
Raumtemperatur
XI
XII
1 Einleitung
1
Einleitung
Die Beschichtung von Bauteilen gewinnt in Konstruktion und Fertigung zunehmend an Bedeutung.
Sie bietet die Möglichkeit, auch hochbeanspruchte Teile aus kostengünstigen Konstruktionswerkstoffen herzustellen und die Oberflächen dann mit einer auf die Funktion des Bauteils abgestimmten
Schicht zu versehen. Kriterium für die Wahl des Beschichtungswerkstoffs sind entweder besondere
physikalische Eigenschaften wie eine gute elektrische Leitfähigkeit, Wärmeleitfähigkeit oder Isolation oder der Schutz gegen Schädigung durch Korrosion, Verschleiß, Kavitation, Erosion, Oxidation oder andere Mechanismen.
Unter den verschiedenen Beschichtungsmethoden haben die Verfahren des thermischen Spritzens
gegenüber anderen Beschichtungsverfahren wie die elektrolytische Metallabscheidung oder die
Abscheidung aus der Dampfphase den Vorteil, dass sich damit nahezu jeder beliebige Werkstoff als
Schicht auftragen lässt. Der Werkstoff wird als Draht oder Pulver aufgeschmolzen und in Form
kleiner Tropfen oder Partikel auf die zu beschichtende Fläche aufgesprüht. Die einzelnen Verfahren
– Lichtbogenspritzen, Flammspritzen und Plasmaspritzen – unterscheiden sich hinsichtlich der Art
und Weise, wie das Material erwärmt und verdüst wird.
Dem Vorteil der hohen Flexibilität in Bezug auf die Wahl des Beschichtungswerkstoffs stehen aber
auch einige Nachteile des thermischen Spritzens entgegen, insbesondere bei der Verwendung metallischer Beschichtungswerkstoffe. Durch Reaktion des aufgeschmolzenen Materials mit den
Verbrennungsprodukten der Flamme und mit der umgebenden Atmosphäre oxidiert ein Teil des
Spritzwerkstoffs, und Oxide werden mit in die Schicht eingebaut. Daher erreichen beispielsweise
durch Flammspritzen, Lichtbogenspritzen und Plasmaspritzen hergestellte Kupferschichten höchstens 15 bis 40 % der elektrischen Leitfähigkeit technisch reinen Kupfers. Beim Plasmaspritzen lässt
sich die Oxidation zwar durch Verlegung des Spritzprozesses in eine Vakuumkammer vermeiden.
Das Verfahren des Vakuum-Plasmaspritzens ist aber sehr kostenintensiv und beschränkt sich daher
in der Praxis nur auf einige Anwendungen in der Luftfahrt und in der Medizintechnik. Ein weiterer
Nachteil der thermischen Spritzverfahren besteht darin, dass die vollständig oder teilweise aufgeschmolzenen Partikel beim Aufprall auf das Substrat sehr rasch erstarren und die damit verbundene
Schrumpfung dann Zugspannungen in der Schicht hervorruft. Außerdem erwärmt sich das Substrat
im Spritzprozess auf Temperaturen bis zu etwa 200 °C, so dass sich wärmeempfindliche Werkstoffe
nur in Verbindung mit einer aufwendigen Substratkühlung beschichten lassen.
Ein noch relativ neues Verfahren, das Kaltgasspritzen, besitzt diese Nachteile nicht und könnte daher dem Metallspritzen neue Anwendungen erschließen. Bei diesem Verfahren wird ein komprimiertes und auf wenige 100 °C aufgeheiztes Gas durch Expansion in einer de Laval’schen Düse auf
Überschallgeschwindigkeit beschleunigt. Der pulverförmige Spritzwerkstoff wird im Bereich des
Düseneintritts in den Gasstrahl injiziert und erreicht beim Verlassen der Düse Geschwindigkeiten
von über 500 m/s. Da die Temperatur des Gasstrahls deutlich unterhalb der Schmelztemperatur des
Spritzwerkstoffs liegt, findet in der Flugphase kein Aufschmelzen der Partikel statt. Wesentlich für
die Haftung der Partikel auf dem Substrat und untereinander ist deren Verformung beim Aufprall
und die dabei stattfindende Umwandlung von kinetischer Energie in Wärme.
1
1 Einleitung
Das Kaltgasspritzen wurde Ende der 80er Jahre am Institut für Theoretische und Angewandte Mechanik der Russischen Akademie der Wissenschaften in Novosibirsk entwickelt und Mitte der 90er
Jahre erstmals auf einer Fachtagung in den USA vorgestellt. Seit etwa 2 Jahren stehen Anlagen zur
Verfügung, die alle Anforderungen für einen Einsatz in der industriellen Fertigung erfüllen. Die
vorliegende Arbeit hat das Ziel, einen Beitrag zum Verständnis des Verfahrens und zu seiner Einführung in die Praxis zu leisten.
Entscheidend für das Zustandekommen und die Qualität der Schicht sind offensichtlich die Geschwindigkeit und Temperatur der Partikel bei ihrem Aufprall auf das Substrat. Diese Zustandsgrößen werden durch das Strömungsfeld innerhalb der Spritzdüse und in dem Bereich zwischen Spritzdüse und Substrat bestimmt. Eine Modellierung der Gas- und Partikelströmung soll daher zunächst
den Einfluss der wichtigsten Verfahrensparameter auf die Geschwindigkeit und Temperatur der
Partikel beschreiben. Die Arbeit befasst sich hier mit verschiedenen Verfahren zur Berechnung der
Zustandsgrößen.
Einen zweiten Schwerpunkt der Arbeit stellt die Durchführung von Spritzversuchen und die Analyse der Spritzschichten dar. Anhand der Charakterisierung der Pulver und Spritzschichten wird der
Einfluss unterschiedlicher Spritzbedingungen auf die Mikrostruktur und Eigenschaften der Schichten herausgestellt. Es werden Anforderungen an die Spritzpulver formuliert, die erfüllt sein müssen,
um die angestrebten Schichteigenschaften zu gewährleisten.
Sowohl die Rechnungen als auch die Beschichtungsexperimente werden für verschiedene Düsengeometrien und Kupfer als Spritzwerkstoff durchgeführt. Die Wahl von Kupfer ergab sich aus mehreren Gründen. Kupfer ist als Werkstoff empfindlich gegen Oxidation, insbesondere bei hohen Temperaturen und im geschmolzenen Zustand. Kaltgasgespritzte Kupferschichten sollten daher im Vergleich zu den durch thermisches Spritzen hergestellten Schichten deutlich bessere Schichteigenschaften aufweisen. Potentielle Anwendungsmöglichkeiten für oxidarme Kupferschichten, die eine
hohe elektrische Leitfähigkeit und Wärmeleitfähigkeit besitzen, ergeben sich beispielsweise in der
Fahrzeugtechnik und Informationstechnik als Leiterbahnen oder Kontaktierungsflächen. Aber auch
Anwendungen in der Gießereitechnik und Stahlindustrie für die Aufarbeitung von stark beanspruchten Gussformen und Gießkokillen sind denkbar. Ein weiterer Grund für die Wahl von Kupfer als
Spritzwerkstoff war, dass bereits umfangreiche Daten über die für eine Betrachtung von Verformungsvorgängen beim Aufprall unter hohen Geschwindigkeiten relevanten Materialeigenschaften
vorliegen. Dadurch ergibt sich die Möglichkeit, Ergebnisse aus Arbeiten, die sich mit der Modellierung der metallphysikalischen Vorgänge beim Aufprall der Partikel und der Frage des Bindemechanismus befassen, mit den hier durchgeführten Rechnungen und Schichtanalysen zu vergleichen.
Ergänzend zu den Berechnungen mit Kupfer und Spritzversuchen mit verschiedenen Kupferpulvern
werden auch Berechnungen und Versuche mit anderen Werkstoffen durchgeführt, um das Anwendungspotenzial dieser neuen Beschichtungstechnik zu evaluieren. Es wird schließlich gezeigt, dass
sich die anhand von Kupfer erarbeiteten Ergebnisse auch auf andere Materialien übertragen lassen.
Ziel dieser Arbeit ist, erstmalig eine detaillierte, gebietsübergreifende Untersuchung des Kaltgasspritzprozesses durchzuführen, da sich bereits in Vorarbeiten gezeigt hat, dass eine entkoppelte Betrachtung der unterschiedlichen, aber für eine erfolgreiche Anwendung des Spritzprozesses allesamt
2
1 Einleitung
wichtigen Themenbereiche, nur unzureichende und kaum übertragbare Ergebnisse liefert. Der
Schwerpunkt wird dabei auf die strömungsmechanischen und werkstoffkundlichen Aspekte gelegt.
Es wird gezeigt, dass sich durch die interdisziplinäre Betrachtung dieses Prozesses wesentliche Zusammenhänge erklären lassen, wodurch beispielsweise aufwendige Parameterstudien, die bei der
Einführung anderer Verfahren noch üblich waren, auf ein Minimum reduziert werden können.
Die Arbeit ist derart aufgebaut, dass in Kapitel 2 zunächst die Entwicklung des thermischen und
kinetischen Spritzens beschrieben, das Prinzip und das Verfahren des Kaltgasspritzens vorgestellt
und das bisher vorliegende Schrifttum zu diesem Verfahren ausgewertet werden.
Kapitel 3 behandelt die strömungsmechanischen Aspekte des Kaltgasspritzens. Im ersten Abschnitt
dieses Kapitels werden die Grundlagen zu Strömungsprozessen in Überschalldüsen sowie die Möglichkeit der Auslegung solcher Düsen durch spezielle mathematische Methoden behandelt. Neben
einer stark vereinfachten Methode zur Berechnung der Gas- und Partikelzustandsgrößen in der
Spritzdüse wird auch die FLUENT-Software vorgestellt. Dieses handelsübliche Programmpaket
ermöglicht eine detaillierte Betrachtung des Spritzprozesses auch außerhalb der Düse. Die Ergebnisse der strömungsmechanischen Analyse werden im zweiten Hauptabschnitt des Kapitels dargestellt. Besonderes Interesse gilt dabei dem Einfluss der Prozessparameter und der Düsengeometrie
auf die Geschwindigkeiten und Temperaturen der Pulverpartikel im Spritzprozess.
Kapitel 4 beinhaltet die experimentellen Methoden zur Herstellung und Charakterisierung von
Schichten, insbesondere Kupferschichten. Hier werden zunächst der Aufbau und die Funktionsweise der an der Universität der Bundeswehr installierten Kaltgasspritzanlage beschrieben und zusätzlich Hinweise zur Sicherheit beim Kaltgasspritzen gegeben. Die Wahl geeigneter Spritzpulver hat
besonders beim Kaltgasspritzen einen erheblichen Einfluss auf den Spritzprozess. Die Charakterisierung von potenziell für den Prozess geeigneten Pulvern findet daher ebenso Beachtung wie die
Methoden zur Charakterisierung der Schichten. Neben der Mikrostruktur der Schichten, die auch
die Bestimmung des Porenanteils mit einschließt, sind hinsichtlich potenzieller Anwendungen insbesondere die thermischen, mechanischen und physikalischen Eigenschaften von Interesse. Die
Ergebnisse der Pulver- und der Schichtcharakterisierung werden in den Folgeabschnitten dargestellt. Die Beschreibung und Anwendung einer weiteren experimentellen Methode – die Partikelgeschwindigkeitsmessung mit Hilfe der Laser-Doppler-Anemometrie – bildet den abschließenden Teil
des Kapitels 4.
Die Ergebnisse aus der strömungsmechanischen Analyse und der Charakterisierung der Pulver und
Schichten werden in Kapitel 5 diskutiert und in Kapitel 6 abschließend zusammengefasst.
3
2 Grundlagen und Kenntnisstand
2
Grundlagen und Kenntnisstand
2.1
Entwicklung vom thermischen zum kinetischen Spritzen
Die Basis des thermischen Spritzens bilden drei bewährte Standardverfahren, das Flammspritzen,
das Lichtbogenspritzen und das Plasmaspritzen [1-4]. Die Bezeichnung richtet sich nach dem
jeweiligen Prozess, durch den die thermische Energie zum Aufschmelzen des Spritzwerkstoffs erzeugt wird. Beim Flammspritzen wird die Energie durch Verbrennung eines Brenngas-SauerstoffGemisches erzeugt, vorzugsweise unter Verwendung von Acetylen als Brenngas, Bild 2.1. Der
Spritzwerkstoff wird als Pulver oder Draht der Flamme zugeführt und dort an- bzw. aufgeschmolzen. Das geschmolzene Material wird dann durch die expandierenden Verbrennungsgase oder auch
durch Druckluft auf die Bauteiloberfläche hin beschleunigt. Beim Lichtbogenspritzen wird der
Spritzwerkstoff in Form zweier getrennter Drähte zugeführt zwischen deren Spritzen ein Lichtbogen brennt, der das Material kontinuierlich aufschmilzt, Bild 2.2. Das schmelzflüssige Material
wird dann durch einen Trägergasstrom, vorzugsweise Druckluft, verdüst und auf die Bauteiloberfläche geschleudert. Die Möglichkeit, bei diesen beiden Verfahren den Spritzwerkstoff als Draht
verwenden zu können, bietet große wirtschaftliche Vorteile, da Drähte wesentlich kostengünstiger
herzustellen sind als Pulver. Jedoch beschränkt sich die Anwendung des Drahtspritzens auf Werkstoffe mit guter Verformbarkeit, damit sich Drähte herstellen lassen und im Falle des Lichtbogenspritzens auf Werkstoffe, die außerdem elektrisch leitend sind. Beim Plasmaspritzen wird in einer
Düse ein Arbeitsgas, meist Argon mit Wasserstoffzusatz, durch einen Lichtbogen geleitet und dabei
in den Plasmazustand überführt, Bild 2.3. Der Spritzwerkstoff wird am Ausgang der Düse als Pulver in den Plasmastrahl injiziert. Aufgrund der hohen Temperatur des Plasmas lassen sich auch Pulver aus hochschmelzenden Metallen und keramische Werkstoffe im Strahl aufschmelzen und zu
Schichten verarbeiten.
Mit thermischen Spritzverfahren hergestellte Schichten enthalten Oxide und Poren, welche die Eigenschaften der Schichten unterschiedlich stark beeinträchtigen können. Bei Korrosionsschutzschichten aus Aluminium und Zink auf Stahl beispielsweise ist der Einfluss gering, da diese Schichten unedler sind als Stahl und deshalb die Schutzwirkung so lange gegeben ist, bis sich die anodisch
wirkende Schicht aufgelöst hat. Kathodisch wirkende Schichten, beispielsweise Schichten aus Nickellegierungen auf Stahl müssen dagegen dicht sein, um einen Kontakt zwischen dem Grundwerkstoff und dem korrosiven Medium zu verhindern. Sie dürfen auch keine Oxide an den Grenzflächen
der Partikel enthalten, die sich bei der Korrosion herauslösen und das Durchdringen des Mediums
bis zum Grundwerkstoff ermöglichen. Physikalische Eigenschaften wie die elektrische Leitfähigkeit
oder Wärmeleitfähigkeit werden ebenfalls durch Oxide und Poren beeinträchtigt. Zum Beispiel haben Leitfähigkeitsmessungen ergeben, dass Kupferschichten, die durch Flammspritzen oder Lichtbogenspritzen hergestellt wurden, nur etwa 15 bis 40 % der elektrischen Leitfähigkeit technisch
reinen Kupfers besitzen [5].
Die weiteren Entwicklungen bei den Verfahren des thermischen Spritzens hatten daher vordringlich
das Ziel, den Oxidgehalt und Porenanteil der Schichten zu verringern. Ein großer Fortschritt war
dabei die Einführung des Vakuum-Plasmaspritzens und des Niederdruck-Plasmaspritzens in den
70er Jahren. Mit der Verlegung des Spritzprozesses in eine Vakuum- bzw. eine Niederdruckkam-
4
2 Grundlagen und Kenntnisstand
mer gelang es, oxidarme Schichten auch aus sehr reaktiven Materialien herzustellen. Der Einsatz
des Vakuum-Plasmaspritzens konzentriert sich heute aufgrund der hohen Verfahrenskosten auf den
Bereich der Luftfahrt und Kraftwerkstechnik, wo Turbinenschaufeln zum Schutz gegen Oxidation
mit MCrAlY-Legierungen (M für Ni und/oder Co), sowie auf die Medizintechnik, wo Implantate
mit biokompatiblen Materialien wie Titan und Hydroxylapatit beschichtet werden [6-11].
Das Flammspritzen mit erhöhter Partikelgeschwindigkeit bietet die Möglichkeit, die Reaktion des
Spritzwerkstoffs mit der umgebenden Luft einzuschränken und die Dichte und Haftfestigkeit der
Schicht zu verbessern, bei gleichzeitiger geringerer Erwärmung der Partikel. Der Spritzwerkstoff
wird dabei als Pulver der Flamme zugeführt. Diese Möglichkeit nutzt das bereits in den 60er Jahren
erfundene Detonations-Flammspritzen, bei dem ein Acetylen-Sauerstoffgemisch in einem einseitig offenen zylindrischen Rohr kontrolliert detoniert und das zugeführte Spritzpulver durch die expandierenden Verbrennungsgase mit hoher Geschwindigkeit auf die zu beschichtenden Flächen
aufgespritzt wird, Bild 2.4 [12, 13]. So hergestellte Schichten aus keramischen Werkstoffen und
Cermets (Karbide gebunden in eine metallische Matrix wie WC-Co, WC-CoCr oder Cr3C2-NiCr)
besitzen aufgrund der im Vergleich zum Plasmaspritzen 2 bis 3 mal höheren Partikelgeschwindigkeiten eine deutlich höhere Dichte, Härte, Haftfestigkeit und Verschleißbeständigkeit. Das Detonations-Flammspritzen beschränkte sich trotz der deutlich besseren Schichtqualitäten nur auf relativ
wenige Anwendungen, da es kostenintensiv ist und nur von wenigen Firmen betrieben werden
kann.
Diese Nachteile entfielen, als es Browning in den 80er Jahren gelang, deutlich höhere Partikelgeschwindigkeiten auch mit einer kontinuierlichen Verbrennung von Kohlenwasserstoffen zu erreichen [14]. Das von ihm entwickelte Hochgeschwindigkeits-Flammspritzen (HVOF-Spritzen,
High-Velocity-Oxy-Fuel-Spraying) fand eine rasche Verbreitung. Verschleißschutzschichten aus
WC-Co, WC-CoCr und Cr3C2-NiCr, die zuvor durch Plasmaspritzen und DetonationsFlammspritzen hergestellt wurden, werden heute fast ausschließlich durch HVOF-Spritzen hergestellt.
Bei den HVOF-Systemen der inzwischen 3. Generation wird das Brenngas-/Brennstoff-SauerstoffGemisch bei Drücken zwischen 0,8 und 1,2 MPa verbrannt, Bild 2.5. Es werden de Laval’sche Düsen verwendet, so dass die expandierenden Verbrennungsgase schon innerhalb der Düse Überschallgeschwindigkeit erreichen und die in den Gasstrahl injizierten Partikel bis zum Aufprall auf
Geschwindigkeiten von 500 bis 700 m/s beschleunigt werden. Die hohen Partikelgeschwindigkeiten
bieten den Vorteil, dass sich dichte und fest haftende Schichten bereits ohne ein vollständiges Aufschmelzen der Partikel herstellen lassen. Je geringer der aufgeschmolzene Partikelanteil ist, desto
geringer sind auch die Schichteigenspannungen, die sich bei der Erstarrung geschmolzener Partikel
durch Schrumpfung ergeben. In einigen Fällen führt der Aufprall fester Partikel sogar zu Druckspannungen in der Schicht [15-18]. Zwar konnte die Oxidation des Spritzwerkstoffs beim Hochgeschwindigkeits-Flammspritzen gegenüber dem Flammspritzen insbesondere auch durch eine weiter stromabwärts erfolgende Injektion des Spritzwerkstoffs deutlich verringert werden, trotzdem ist
sie für viele Anwendungen, bei denen Schichten aus oxidationsempfindlichen Werkstoffen wie
Kupfer und Titan eingesetzt werden, noch immer zu hoch.
5
2 Grundlagen und Kenntnisstand
Das Kaltgasspritzen ist schließlich der letzte Schritt bei der Entwicklung von Spritzverfahren mit
immer höheren Partikelgeschwindigkeiten und gleichzeitig verringertem Wärmeeintrag in den
Spritzwerkstoff. Das Verfahren, auch bekannt unter den Namen Cold Gas-Dynamic Spray Method
(CGSM), Cold Gas Spraying (CGS), Cold Spraying (CS) oder Kinetic Spraying (KS) wurde Ende
der 80er Jahre am Institut für Theoretische und Angewandte Mechanik der russischen Akademie
der Wissenschaften in Novosibirsk entwickelt. Die dortige Arbeitsgruppe um Alkhimov und Papyrin entdeckte bei Untersuchungen von partikelbeladenen Gasströmungen im Überschallwindkanal,
dass sich oberhalb einer kritischen Aufprallgeschwindigkeit die zuvor erodierende Wirkung der
Partikel umkehrt in eine Haftung an den umströmten Versuchskörpern und Messinstrumenten. Die
beteiligten Forscher erkannten das Potenzial, diesen Effekt für einen Beschichtungsprozess zu nutzen, und führten eine Reihe von Versuchen zur Beschichtung verschiedener Substratmaterialien mit
reinen Metallen, Metalllegierungen, Kunststoffen und Pulvergemischen erfolgreich durch. Die ersten russischen Patente zu diesem Verfahren stammen aus den Jahren 1990 bis 1992 [19-21]. Inzwischen war Papyrin als Vertreter der russischen Erfindergruppe in die USA emigriert und mit den
ersten englischsprachigen Übersetzungen [22-24] wurde auch entsprechend großes Interesse an diesem Verfahren in den USA geweckt.
Das Verfahren wurde 1994 in den USA und 1995 in Europa patentrechtlich geschützt [25, 26]. Im
selben Jahr wurde es auch auf der International Thermal Spray Conference (ITSC) in Houston einem großen Kreis von Fachleuten vorgestellt [26]. In den USA gründeten 1994 die Firmen Flame
Spray Industries, Ford Motor Company, General Electric – Aircraft Engines, General Motors Corporation, das Naval Aviation Depot, die TubalCain Company, und Pratt and Whitney Division of
United Technologies Corporation unter der Schirmherrschaft des National Center for Manufactoring Sciences (NCMS) in Ann Arbour ein Konsortium, um am National Center for Tooling and
Precision Components (NCTPC) in Toledo, OH gemeinsam umfassende Untersuchungen zum
Kaltgasspritzen durchzuführen. Diese Arbeiten werden seit 1999 an den Sandia National Laboratories in Albuquerque, NM mit Unterstützung eines Firmenkonsortiums fortgeführt. Mitglieder dieses
Konsortiums sind die Firmen Alcoa, Daimler-Chrysler, Ford Motor Co., Jacobs Chuck Manufacturing Co., Ktech Corp., Pratt & Whitney, Praxair und Siemens/Westinghouse. In Europa fand das
Verfahren erste Beachtung durch das Institut für Werkstofftechnik an der Universität der Bundeswehr in Hamburg. Nach der Auswertung von Spritzversuchen, die 1997 mit Unterstützung von Papyrin an seiner Kaltgasspritzanlage in den USA durchgeführt wurden, wurde mit den Firmen Linde
AG in Unterschleißheim und der CRP Automationstechnik AG in Ampfing eine enge Zusammenarbeit auf dem Gebiet des Kaltgasspritzens vereinbart. Ziel dieser Kooperation war die Einführung
des neuen Verfahrens in die industrielle Serienfertigung durch die Kombination von grundlegender
Forschung zum Verständnis des Verfahrens mit der Entwicklung einer Anlagentechnik, die den
europäischen Sicherheitsstandards genügt. Die Arbeiten an der Universität der Bundeswehr wurden
zusätzlich durch Mittel der Deutschen Forschungsgemeinschaft (DFG), der Arbeitsgemeinschaft
industrieller Forschungsvereinigungen „Otto von Guericke e.V.“ (AiF) und des GKSS Forschungszentrums Geesthacht unterstützt.
6
2 Grundlagen und Kenntnisstand
2.2
Prinzip und Verfahrensmerkmale des Kaltgasspritzens
Beim Kaltgasspritzen wird ein Gas bei einem Druck von 15 bis 35 bar (1,5 - 3,5 MPa) in einer elektrischen Gasheizung zunächst auf eine Temperatur von bis zu 650 °C aufgeheizt, Bild 2.6. Das
heiße Prozessgas strömt dann über eine Rohr- oder Schlauchverbindung in die Spritzpistole, wo es
in der Vorkammer zunächst in die axiale Spritzrichtung umgelenkt wird, und von dort in eine de
Laval’sche Düse gelangt. Beim Durchströmen der Lavaldüse erfolgt bis zum Düsenaustritt eine
Expansion des Gases, das dabei Überschallgeschwindigkeit erreicht. Der Gasdruck am Düsenaustritt kann dabei deutlich geringer sein als der Umgebungsdruck. Die zu beschichtende Werkstückoberfläche befindet sich etwa 20 bis 60 mm hinter dem Düsenaustritt. Das Spritzpulver wird axial
und zentrisch noch vor dem engsten Querschnitt der Düse, dem sogenannten Düsenhals, in den Prozessgasstrom injiziert. Die Pulverinjektionsdrücke sind beim Kaltgasspritzen gegenüber denen bei
anderen thermischen Spritzverfahren relativ hoch, daher erfolgt die Dosierung des feinen Pulvers
durch einen speziellen Hochdruckpulverförderer. Dessen Fördermechanismus wird von einem separaten Gasstrom – dem sogenannten Trägergas – durchspült. Das Spritzpulver wird fluidisiert, und
das Trägergas-/Pulvergemisch strömt aufgrund des geringen Überdruckes vom Pulverförderer in die
Spritzpistole. Der Träger- und der Prozessgasstrom vermischen sich im Bereich des Düseneintritts,
so dass die Pulverpartikel von dem heißen und schnell strömenden Gasgemisch mitgerissen und auf
hohe Geschwindigkeiten in Richtung Substrat beschleunigt werden.
Das Aufheizen des Gases hat im wesentlichen zwei Effekte. Zum einen wird eine Erhöhung der
örtlichen Schallgeschwindigkeit und damit der Strömungsgeschwindigkeit des Gases sowie auch
der Partikelgeschwindigkeit erreicht. Zum anderen erhöht sich mit der Gastemperatur auch die
Temperatur der Partikel, wodurch sich deren Verformungsfähigkeit beim Aufprall verbessert. Als
Prozess- und Trägergas wird aus Kosten- und aus sicherheitstechnischen Gründen Stickstoff bevorzugt. Damit werden Partikelgeschwindigkeiten erzielt, mit denen sich viele anwendungstechnisch
interessante Werkstoffe schon zu Schichten verarbeiten lassen. Deutlich höhere Partikelgeschwindigkeiten, die auch das Spritzen von hochschmelzenden oder schwerer zu verformenden Werkstoffen ermöglichen, lassen sich bei Verwendung von Helium als Prozessgas erzielen. Als Prozessgas
für den Spritzprozess kann auch Druckluft verwendet werden, wenn die damit verbundene geringe
Oxidation des Spritzwerkstoffs und der Gasheizung in Kauf genommen wird, und keine sicherheitstechnischen Bedenken hinsichtlich der Reaktivität des Spritzwerkstoffs bestehen.
Von den zuvor bekannten Verfahren des Thermischen Spritzens unterscheidet sich das Kaltgasspritzen in folgenden Punkten: Die Temperatur des Prozessgases zur Beschleunigung der Partikel
liegt weit unterhalb der Schmelztemperatur des Spritzwerkstoffs, die Pulver sind mit typischen Partikeldurchmessern von 5 bis 25 µm noch feiner als beim HVOF-Spritzen, die Partikelaufprallgeschwindigkeiten sind mit 500 bis 1200 m/s noch höher.
Das Kaltgasspritzen bietet die Möglichkeit, metallische Schichten herzustellen, die sich in ihren
physikalischen und chemischen Eigenschaften kaum von denen des Ausgangsmaterials unterscheiden. Durch die Verwendung der inerten Prozessgase Stickstoff oder Helium kann die Oxidation des
Spritzwerkstoffs während des Beschichtungsprozesses so weit unterdrückt werden, dass die Sauerstoffgehalte der unter atmosphärischen Bedingungen hergestellten Spritzschichten im allgemeinen
7
2 Grundlagen und Kenntnisstand
denen des Ausgangspulvers entsprechen. Außerdem lassen sich thermisch aktivierte Prozesse wie
Kornwachstum und Rekristallisation in der Schicht oder eine Legierungsbildung aus unterschiedlichen Bestandteilen des Pulvers, die sich nachteilig auf die Schichteigenschaften auswirken könnte,
weitestgehend vermeiden. Die hohe kinetische Energie der Partikel beim Aufprall auf das Substrat
und die damit verbundene starke Verformung ermöglichen die Herstellung sehr dichter, nahezu
porenfreier Schichten. Der Spannungszustand in kaltgasgespritzten Schichten ist aufgrund der verdichtenden Wirkung der fortlaufend aufprallenden, festen Partikel vorwiegend im Druckbereich.
Dieser sogenannte Shot-Peening Effekt kann auch mit einer Art Mikroschmieden verglichen werden, durch das Poren geschlossen werden, aber auch die Härte des Materials deutlich zunimmt.
Das Kaltgasspritzen eignet sich zur Herstellung von Schichten von etwa 100 Mikrometern bis zu
mehreren Millimetern Dicke und auch zum Aufbau von Strukturen. Ein weiteres verfahrenstypisches Merkmal ist der fokussierte Spritzstrahl, durch den sich der Maskierungsaufwand bei kompliziert geformten Bauteilen, die nur in bestimmten Bereichen beschichtet werden sollen, deutlich verringert. Mit Spritzraten von bis zu 8 kg/h und Auftragswirkungsgraden von bis zu 90 % sollte sich
das Kaltgasspritzen auch zur robotergeführten Herstellung endkonturnaher Bauteile und als Reparaturverfahren zur Aufarbeitung von Schichten und Strukturen eignen. Die Spritzrate bezeichnet dabei
das Gewicht des pro Zeiteinheit zugeführten Spritzgutes. Der Auftragswirkungsgrad ist das Verhältnis aus dem Gewicht des aufgetragenen Spritzgutes pro Zeit- und Flächeneinheit zur Spritzrate
pro Flächeneinheit. In wirtschaftlicher Hinsicht bietet sich außerdem der Vorteil, dass abgeprallte
oder am Substrat vorbei gespritzte Pulverpartikel in nachfolgenden Spritzprozessen wiederverwertet
werden können, da die Partikel lediglich deformiert sind [27-29]. In einigen Fällen, beispielsweise
bei der Beschichtung von Aluminiumoberflächen, ist im Unterschied zu den thermischen Spritzverfahren eine Substratvorbehandlung durch Korundstrahlen nicht notwendig. Dadurch lassen sich
Strahlguteinschlüsse in der Bindezone zwischen Schicht und Substrat vermeiden und außerdem
erhebliche Kosten einsparen [30].
2.3
Stand des Wissens auf dem Gebiet des Kaltgasspritzens
Das Kaltgasspritzen wurde von einer russischen Arbeitsgruppe entdeckt, die sich mit partikelbeladenen Überschallströmungen befasste. Es wurde festgestellt, dass bei hohen Strömungsgeschwindigkeiten Feststoffpartikel auf Messinstrumenten und Testkörpern haften bleiben. Zur systematischen Untersuchung dieses Phänomens wurde eine Versuchsapparatur aufgebaut, die es ermöglichte, Partikel in einem fokussierten Überschallgasstrahl auf hohe Geschwindigkeiten zu beschleunigen und auf Oberflächen zu schießen. Zur Beschleunigung des Gas-/Partikelgemisches wurde eine
Lavaldüse verwendet. Diese ersten Spritzdüsen hatten einen konisch-konvergenten Unterschallabschnitt mit kreisförmiger Querschnittsfläche und einen sich daran anschließenden konischdivergenten Überschallabschnitt. Es wurden Düsen verwendet, bei denen der durchströmte Querschnitt des Überschallbereiches kreisförmig aber auch rechteckig ausgeführt war, um für großflächige Beschichtungen den Partikelstrahl in eine Richtung aufzuweiten. Diese Variante wurde von
den meisten Arbeitsgruppen übernommen, die sich mit dem Kaltgasspritzen befassen. Der engste
Querschnitt der Düsen hatte eine Fläche von etwa 5,7 mm2, die Fläche des Austrittsquerschnitts
8
2 Grundlagen und Kenntnisstand
variierte zwischen 20 mm2 bei rechteckigem und 52 mm2 bei kreisförmigem Querschnitt. Im Rahmen dieser Arbeit wurden ausschließlich achsensymmetrische Düsen mit kreisförmigem Querschnitt verwendet, unter anderem auch die im Folgenden als Düse A bezeichnete Düse der russischen Gruppe.
Bei den Spritzversuchen der russischen Arbeitsgruppe wurden Metallpulver mit Partikelgrößenverteilungen zwischen 1 und 50 µm verwendet. Mit den unterschiedlichen Spritzwerkstoffen wurden
Beschichtungsexperimente durchgeführt, bei denen die Abhängigkeit des Auftragswirkungsgrades
von der mit Hilfe der Laser-Doppler-Anemometrie bestimmten mittleren Partikelgeschwindigkeit
untersucht wurde. Aus den Ergebnissen schlossen Papyrin u.a., dass der mittlere Geschwindigkeitswert, bei dem sich gerade noch eine Schicht bildet, die zum Haften der Partikel notwendige
Mindestgeschwindigkeit sein muss. Dabei setzten sie voraus, dass das Geschwindigkeitsprofil die
Partikelgrößenverteilung wiedergibt [31]. Für Aluminium war diese mit etwa 650 m/s beispielsweise höher als für Kupfer bzw. Eisen und Nickel (450-500 bzw. 550-600 m/s) [23, 27].
Die Arbeitsgruppe am Sandia National Laboratorium wählte ein ähnliches Verfahren für die Bestimmung der zur Haftung der Partikel notwendigen Mindestgeschwindigkeiten [32]. Sie interpretierten den Zusammenhang zwischen mittlerer Partikelgeschwindigkeit und Auftragswirkungsgrad
derart, dass die gemessene mittlere Geschwindigkeit erst dann der notwendigen Mindestgeschwindigkeit entspricht, wenn ein Auftragswirkungsgrad von 53 % erreicht wird. Als kritische Geschwindigkeit für Kupfer erhielten sie damit einen Wert von 640 m/s, der sich signifikant von dem der
russischen Gruppe unterschied. Um die unterschiedlichen mittleren Geschwindigkeitswerte gezielt
einzustellen, wurden bei beiden Methoden sowohl die Prozessparameter als auch die Gaszusammensetzung zwischen den Messreihen verändert.
Die Arbeiten zum Kaltgasspritzen konzentrierten sich in den ersten Jahren darauf, die Eignung dieses Verfahrens für eine möglichst große Zahl von unterschiedlichen Werkstoffen zu demonstrieren.
Neben Kupfer, Aluminium, Eisen, Nickel und Titan als reine Metalle gelang das auch für Nickelund für Aluminium-Legierungen einzeln oder als Gemisch mit Chromkarbid bzw. Siliziumkarbid
[27, 28]. Als Prozessgas diente überwiegend kostengünstige Druckluft, jedoch wurde auch festgestellt, dass beispielsweise für Stähle oder Nickel-Aluminium-Bronzen der Einsatz von Helium als
Prozessgas zum Spritzen dichter Schichten notwendig ist [33, 34]. Allgemeingültige Kriterien für
die Eignung eines Materials zum Kaltgasspritzen wurden bisher nicht gefunden. Meist wurde ein
Werkstoff schon als spritzbar betrachtet, wenn auch nur ein geringer Auftrag auf das Substrat erzielt
werden konnte. Nur für einige der als spritzbar bezeichneten Materialien wurden auch Ergebnisse
beispielsweise der metallographischen Untersuchung oder der mechanischen Prüfung veröffentlicht.
Tabelle 2.1 zeigt eine Zusammenstellung dieser Untersuchungen.
Bei diesen Spritzversuchen wurden sowohl unterschiedliche Spritzwerkstoffe und Pulver von verschiedenen Herstellern als auch verschiedene Substratmaterialien verwendet. Für den Fall, dass ein
gut verformbares Material wie Kupfer auf ein relativ weiches Substrat wie Aluminium gespritzt
wurde, war stets eine gute Anbindung der Schicht an das Substrat zu beobachten. Die Anbindung
verschlechterte sich aber drastisch, wenn das Substrat weniger gut verformbar war, wie beispielsweise Stahl. Ebenso wird berichtet, dass bestimmte Spritzwerkstoffe wie Aluminium auch auf Glas
und Keramik haften, die Schichtdicke in diesem Fall aber auf etwa 50 µm begrenzt bleibt [27]. Zu
9
2 Grundlagen und Kenntnisstand
Auftragswirkungsgraden liegen nur sehr allgemeine, teilweise auch gar keine Angaben vor. Mit
Kupfer ließen sich je nach Prozessgas und Spritzparameter Wirkungsgrade von angeblich bis zu 98
% erzielen, bei Titan waren das 60 bis 77 % und bei Nickellegierungen bis zu 50 % [27-29, 35-39].
Angaben zu den Schichteigenschaften beschränken sich meist auf die Härte und auf den Sauerstoffgehalt der Ausgangspulver und der Schichten. Die Ermittlung der Haftzugfestigkeit erfolgte nur
vereinzelt, und die angegebenen Werte sind entweder mit sehr großen Schwankungen behaftet oder
es wird über ein Versagen des Klebers berichtet [40]. Lediglich zu Schichten aus Kupfer, Aluminium, Eisen und kohlenstoffarmen Stählen, sowie Titan und Nickel gibt es bisher Informationen über
weitere Schichteigenschaften. Es wird übereinstimmend berichtet, dass die Härte von Kaltgasschichten in etwa der Härte eines durch Kaltwalzen besonders stark verformten Materials entspricht. Das lässt sich mit der Verfestigung des Materials beim Aufprall und der aufgrund der niedrigen Prozesstemperaturen ausbleibenden Rekristallisation erklären. Zugversuche an kleinen Proben, die aus kaltgasgespritzten Schichten herausgearbeitet wurden, zeigten für Nickel ein sprödes
Bruchverhalten mit Bruchdehnungen im Promille Bereich, wenngleich der E-Modul der Schicht 75
% des Wertes für Massivmaterial erreichte [37]. Die Verformbarkeit der Schichten ließ sich durch
eine nachträgliche Wärmebehandlung steigern. Die Bruchdehnung der Nickelschichten stieg nach
1h/600 °C auf etwa 10 % (Massivmaterial 30 %). Bei Kupfer ereichte der E-Modul der Schicht 85
% des Wertes für Massivkupfer. Das Auftreten der für duktile Brüche typischen Grübchenbildung
nach einer Wärmebehandlung von 8h/700 °C belegte auch hier deutlich die Änderung vom spröden
zum duktilen Bruchverhalten [41]. Die vergleichsweise hohen Glühtemperaturen, z.T. größer als 0,7
Ts, führten zu einem deutlichen Härteabfall in den Schichten. Für Aluminiumschichten wird berichtet, dass diese im Gegensatz zu thermisch gespritzten Schichten im Zugversuch schon im Ausgangszustand eine deutliche Brucheinschnürung zeigen [38].
Untersuchungen zum Gefüge von Kaltgasschichten beschränkten sich meist auf die lichtmikroskopische Darstellung eines polierten Querschliffs, der Informationen über Größe und Verteilung der
Poren liefert, in einigen Fällen werden auch rasterelektronenmikroskopische Aufnahmen von
Schichtoberflächen oder Bruchflächen gezeigt. Sehr dichte Schichten mit Porenanteilen unter 1 %
bilden dabei eher die Ausnahme [40]. Sie wurden meist nur bei relativ weichen Materialien wie
Aluminium, Kupfer oder Eisen und bei sehr hohen Prozessgastemperaturen oder unter Einsatz von
Helium als Prozessgas erreicht.
Systematische Untersuchungen zur Optimierung der Schichten durch Verwendung von Pulvern
unterschiedlicher Herstellungsart und eine gezielte Variation der Prozessparameter und der Partikelgrößenverteilung sind bisher nicht bekannt. Lediglich der Einfluss der Partikelgrößenverteilung
auf die durch LDA ermittelten Partikelgeschwindigkeiten wurde näher untersucht [31, 32]. Detaillierte Gefügeanalysen mit Hilfe der Durchstrahlungselektronenmikroskopie wurden an Spritzschichten aus Kupfer und Stahl durchgeführt [33, 41, 42]. In Kupferschichten aus elektrolytisch
abgeschiedenem Pulver erscheinen die ehemaligen Grenzflächen der Partikel durch eingeschlossene
Oxide dekoriert, und das benachbarte Gefüge besitzt rekristallisierte Bereiche, die weitestgehend
frei von Versetzungen sind. Dagegen zeigen Schichten aus den sauerstoffärmeren gasverdüsten
Kupfer- und Stahlpulvern komplexe Verfestigungsstrukturen im Bereich der Partikelgrenzflächen
mit Kristallitgrößen von einigen hundert Nanometern. Eindeutige Hinweise auf ein kurzzeitiges
Schmelzen im Bereich der Partikelgrenzflächen konnten bisher aber nicht geliefert werden. Wär-
10
2 Grundlagen und Kenntnisstand
mebehandlungen deutlich oberhalb der Rekristallisationstemperatur führen dazu, dass die Oxide des
Ausgangspulvers zu Partikeln mit etwa 1 µm Durchmesser koagulieren [41].
Bei der Frage nach dem Bindemechanismus für die aufprallenden Partikel wurden relativ früh
schon Parallelen zum Verfahren des Explosivplattierens gesehen [29]. Bei diesem Verfahren sind
die Verformungsgeschwindigkeiten ähnlich hoch wie beim Kaltgasspritzen. Als entscheidend für
das Zustandekommen einer Bindung gilt hier die Ausbildung eines Materiestrahls bei der schrägen
Kollision der Grenzflächen. Vom Explosivplattieren ist bekannt, dass dieses sogenannte Jetting
immer dann eintritt, wenn der Kollisionswinkel zwischen 5 und 15 Grad beträgt und sich der Kollisionspunkt mit einer Geschwindigkeit von 1500 bis 3000 m/s bewegt, was mit einer mittleren Normalgeschwindigkeit der Flugplatte von etwa 500 m/s zu erreichen ist [43, 44]. Es ist leicht vorstellbar, dass beim Kaltgasspritzen mit der Verformung der Partikel beim Aufprall auch Kontaktwinkel
entstehen, die in Verbindung mit den hohen Partikelgeschwindigkeiten zur Ausbildung eines Materiestrahls führen.
Die Existenz eines Materiestrahls konnte für das Kaltgasspritzen bereits für Kupferpartikel auf Stahl
experimentell nachgewiesen werden. Dazu wurde in einem sogenannten Wipe-Test das Substrat so
rasch wie möglich durch den Partikelstrahl senkrecht zu dessen Achse bewegt, dass einzelne Partikel separat von anderen haften blieben bzw. nach ihrem Abprall kalottenförmige Eindrücke hinterließen. Die haften gebliebenen Partikel waren stets von einem ringförmigen Kragen umsäumt, der
sich sowohl aus Substrat- als auch aus Partikelmaterial zusammensetzte und der umso schärfer ausgeprägt war, je höher die Partikelaufprallgeschwindigkeit war [35]. Die Penetration der Partikel in
die Substratoberfläche hängt dabei von der jeweiligen Werkstoffpaarung ab. Partikel mit hoher Härte können demnach deutlich tiefer in ein Substrat mit hoher Verformungsfähigkeit eindringen als
beispielsweise weiche Aluminiumpartikel in ein Stahlsubstrat. Die erhöhte mechanische Verklammerung führt zudem bei weichen Substraten zu einer verbesserten Haftung der Schicht [45].
Die Analyse des Partikelaufpralls mit Hilfe von numerischen Simulationsprogrammen führte ebenfalls zu der Erkenntnis, dass sich an der Grenzfläche der Partikel ein Materiestrahl bilden kann [35,
46]. Solche Simulationen beschreiben die Verformung und Erwärmung von Partikeln und Substrat
im Bereich der Grenzflächen und berücksichtigen dabei die Verfestigung des Materials ebenso wie
seine thermisch induzierte Erweichung. Die Simulation des Aufpralls von Kupferpartikeln auf
Stahlsubstrat ergab, dass sich mit zunehmender Partikelgeschwindigkeit die Temperatur in der
Grenzfläche erhöht und aufgrund der stärkeren Partikel- und Substratverformung der von der Temperaturerhöhung beeinflusste Bereich wächst. Für den Aufprall von Aluminiumpartikeln auf Kupfer-, Aluminium-, Stahl- und Keramiksubstrat wurde beobachtet, dass die Grenzflächentemperatur
zunimmt, wenn die Härte des Substrates zunimmt und gleichzeitig seine Wärmeleitfähigkeit abnimmt. Die Schmelztemperatur wurde nur unter bestimmten Prozessbedingungen und mit Helium
als Prozessgas in einem sehr begrenzten grenzflächennahen Bereich erreicht.
11
3 Strömungsmechanische Aspekte beim Kaltgasspritzen
3
Strömungsmechanische Aspekte beim Kaltgasspritzen
Die Haftung der Partikel beim Kaltgasspritzen erfolgt offensichtlich erst bei Überschreitung einer
materialspezifischen kritischen Aufprallgeschwindigkeit. Von besonderem Interesse für den Spritzprozess sind daher die Einflussfaktoren auf die Partikelgeschwindigkeit und wie diese sich so gestalten lässt, dass möglichst viele Partikel den kritischen Wert überschreiten. Neben den Prozessparametern Gasart, Gaseintrittstemperatur und Gaseintrittsdruck sollte insbesondere auch die Düsengeometrie einen entscheidenden Einfluss auf die Partikelgeschwindigkeit und damit auch den Auftragswirkungsgrad haben. Ein Mittel zur Beschreibung der Zusammenhänge ist die strömungsmechanische Analyse des Spritzprozesses.
Für die theoretischen Betrachtungen ergab sich folgende Problemstellung: Zwei Gasströme werden
bei Ruhedrücken von bis zu 35 bar koaxial in eine zylindrische Vorkammer injiziert. Der mit
Spritzpartikeln beladene innere Trägergasstrom hat beim Eintritt in die Vorkammer Raumtemperatur, der äußere Prozessgasstrom kann eine Temperatur von bis zu 650 °C haben. Das Verhältnis der
Volumenanteile von Prozessgas zu Trägergas beträgt üblicherweise etwa 10:1. Unter Durchmischung expandieren beide Gasströme zusammen in einer sogenannten de Laval’schen Düse auf Überschallgeschwindigkeit am Düsenaustritt (vgl. Anhang A1). Das Substrat befindet sich in einigen
zehn Millimetern Entfernung hinter der Düse senkrecht zur Spritzrichtung. Auf der Substratoberfläche bildet die Gasströmung einen Staupunkt und wird zwangsweise in radiale Richtung umgelenkt.
Die gesamte Anordnung ist von Luft bei Raumtemperatur und etwa 1 bar Druck umgeben, Bild
3.1a. Die dispergierten unterschiedlich großen Partikel erfahren bis unmittelbar vor dem Aufprall
auf das Substrat eine örtlich variierende Beschleunigung. Die Beschleunigung und damit auch Partikelgeschwindigkeit hängt ab vom lokalen Strömungszustand des Gases sowie von den wesentlichen Unterscheidungsmerkmalen des Spritzpulvers. Dies sind die Dichte, der Durchmesser und die
Morphologie der Partikel.
Im Rahmen dieser Arbeit wurden zwei unterschiedliche Methoden zur Berechnung der Gas- und
Partikelzustandgrößen angewandt. Die idealisierte eindimensionale Betrachtungsweise der kompressiblen Strömung innerhalb der Düse, für die eigens ein Programm unter Verwendung der Software MAPLE [48, 49] erstellt wurde, und die aufwendige Simulation des gesamten Strömungsfeldes mit Hilfe der Software FLUENT [50]. Die Grundlagen zu den Berechnungsmethoden und dem
zur Auslegung von Düsengeometrien verwendeten Charakteristikenverfahren werden im folgenden
Kapitel 3.1 vorgestellt. Abschnitt 3.2 behandelt die Ergebnisse aus Berechnung und Simulation.
3.1
Methoden und Verfahren
3.1.1
Grundlagen der isentropen Düsenströmung und deren Anwendung auf
das Kaltgasspritzen
Viele Strömungsvorgänge von Gasen können nicht mehr unter der Vorstellung eines inkompressiblen Fluids behandelt werden. Dies ist insbesondere dann der Fall, wenn die Strömungen mit gro12
3 Strömungsmechanische Aspekte beim Kaltgasspritzen
ßen Dichteänderungen verbunden sind, weil die Strömungsgeschwindigkeit u Werte annimmt, die
nicht mehr klein gegenüber der Schallgeschwindigkeit a sind (u > 0,2 a [51] bzw. u > 0,3 a [52]).
Bei diesen Strömungen ist die Veränderlichkeit der Dichte ȡ in Abhängigkeit des Druckes p und der
Temperatur T zu beachten. Beispiele für solche Strömungen finden sich in technischen Apparaten
wie Turbinen, Verdichtern oder Düsen, die in der Regel stationär – also zeitlich unabhängig –
durchströmt werden. Eine rohrförmige Ausbildung der Maschinenanschlüsse oder Düsen ermöglicht oft die vereinfachende Betrachtung der Strömung als zweidimensionale Kanalströmung oder
sogar als eindimensionale Fadenströmung. Diese Vereinfachungen lassen sich in erster Näherung
auch zur Berechnung der Gaszustandsgrößen innerhalb der Düse beim Kaltgasspritzen anwenden.
Die hier verwendeten wesentlichen Begriffe und Zusammenhänge der Strömungslehre, insbesondere für den Spezialfall der stationären, isentropen Strömung idealer Gase werden im Anhang A1
erläutert. Bezüglich ihrer Herleitungen sei auf die Fachliteratur verwiesen [51, 53-55].
Die idealisierte eindimensionale Betrachtung der Strömung basiert auf den, in den einleitenden Abschnitten dieses Kapitels vorgenommenen Vereinfachungen. Zusätzlich wurden gegenüber den realen Strömungsverhältnissen im Spritzprozess einige weitere vereinfachende Annahmen getroffen.
Die Durchmischung von Träger- und Prozessgasstrom soll bereits am Düseneintritt vollständig abgeschlossen sein. Die Zustandsgrößen und thermodynamischen Eigenschaften des vorliegenden
homogenen Gasgemisches sind über den Eintrittsquerschnitt konstant. Die Spritzparameter werden
im Prozess möglichst konstant gehalten, so dass die Strömung innerhalb der Düse als stationär angenommen werden kann. Die Strömung sei adiabat, da aufgrund der hohen Strömungsgeschwindigkeiten des Gases der Wärmestrom zwischen Düsenwand und Gas gegenüber dem sonstigen Energieumsatz in der Strömung sehr gering ist. Der betrachtete Kontrollraum wird von der festen
Düsenwand begrenzt, am Gas wird weder Arbeit verrichtet, noch findet ein Massenfluss über andere Flächen als dem Düsenein- und austritt statt. Auch Höhenunterschiede werden nicht überwunden.
Bei den verwendeten Prozessgasen handelt es sich meist um Stickstoff oder Helium oder Gemische
daraus, in einigen Fällen auch Druckluft. Die Prozesstemperaturen und Drücke sind mit bis zu 650
°C und 35 bar noch vergleichsweise gering, was die Annahme idealer Gase ermöglicht. Die Viskosität der Prozessgase ist sehr klein, deshalb sollen auch dissipative Reibungseffekte zunächst vernachlässigt werden. Außerdem soll die Strömung stets vollständig ausgebildet und achsensymmetrisch sein, Bild 3.1b.
Anhand der geometrischen Verhältnisse in den Zuleitungen zur Vorkammer und in der Vorkammer
selbst wurden die Geschwindigkeiten von Träger- und Prozessgas und damit auch des Gasgemisches am Düseneintritt zu 25 m/s abgeschätzt. Aufgrund des vergleichsweise langen Weges vom
Pulverförderer zum Injektionspunkt in der Vorkammer kann davon ausgegangen werden, dass die
Partikel die Temperatur und Geschwindigkeit des Trägergases annehmen. Diese Partikelzustandsgrößen sollten ebenfalls bis zum Düseneintritt hin konstant bleiben.
Die thermodynamischen Eigenschaften der Prozessgase sind in der Regel von der örtlichen Temperatur abhängig. Dieser Abhängigkeit wurde in dem hier erstellten Programm insofern Rechnung
getragen, dass die spezifische Wärme, Wärmeleitfähigkeit und Viskosität der Gase jeweils Polynomfunktionen 2. und 3. Grades der Temperatur sind [56]. Als Grundlage für die Polynomfunktionen dienen die Daten in [57]. Wird als Prozessgas ein Gemisch aus unterschiedlichen idealen Gasen
eingesetzt, oder werden unterschiedliche Gase als Träger- und Prozessgas verwendet, so lassen sich
13
3 Strömungsmechanische Aspekte beim Kaltgasspritzen
die Wärmeleitfähigkeit und die Viskosität des Gasgemisches z.B. nach [58] bestimmen. Für die
Wärmeleitfähigkeit eines homogenen Gemisches der Gase 1 und 2 gilt dann:
Ȍ1 k g,1
k g,mix
Ȍ1 ĭ11 Ȍ 2 ĭ12
Ȍ 2 k g,2
(Gl. 3.1)
Ȍ1 ĭ 21 Ȍ 2 ĭ 22
Die Viskosität des Gasgemisches berechnet sich zu
Ȍ1 µ g,1
µ g,mix
Ȍ1 ĭ11 Ȍ 2 ĭ12
Ȍ 2 µ g,2
Ȍ1 ĭ 21 Ȍ 2 ĭ 22
.
(Gl. 3.2)
Die Ȍi sind dabei die molaren Anteile der unterschiedlichen Gase, die Funktionen ĭij mit
ĭ11
ĭ12
ĭ 21
ĭ 22
(Gl. 3.3)
1
>1 µ
>1 µ
g,1
µ g,2
1 2 m g,2
8 1 m g,2
g,2
µ g,1
m g,1
1 2 m g,1
8 1 m g,2
m g,1
m g,1
1 2
m g,2
1 2
1 4 @2
(Gl. 3.4)
1 4 @2
(Gl. 3.5)
(Gl. 3.6)
1
sind sowohl für Gl. 3.1 als auch 3.2 gültig, obwohl nur in Gl. 3.4 und 3.5 die Viskosität in den
Funktionen ĭi,j auftaucht. Die Zusammenhänge zwischen den Übertragungseigenschaften und dem
Mischungsverhältnis der Gase können stark nichtlinear sein, besonders dann, wenn es sich um zwei
Gase mit stark unterschiedlichen molaren Massen mg,1 und mg,2 handelt, wie im Fall von Helium
und Stickstoff.
Der Trägergasanteil wird im Spritzprozess stets möglichst gering gewählt, etwa 10 Vol.-% im Fall
von Stickstoff als Träger- und Prozessgas und 5 Vol. % bei Helium als Prozessgas und Stickstoff
als Trägergas. Besonders bei der Verwendung von Helium als Prozessgas wirken sich schon kleine
Mengenanteile Stickstoff deutlich auf die thermodynamischen Eigenschaften des Gasgemisches
aus. Der teilweise große Temperaturunterschied zwischen dem injizierten Trägergas (RT) und dem
Prozessgasstrom (bis zu 650 °C) führt zu einer Abkühlung des Gesamtgasstroms. Diese Abkühlung
wird dadurch berücksichtigt, dass vor der Berechnung der Zustandsgrößen entlang der Düsenachse
eine korrigierte Temperatur des homogenen Gasgemisches am Düseneintritt ermittelt wird. Für die
idealen Gase 1 und 2 mit den Temperaturen Tg,1 und Tg,2 ergibt sich diese Temperatur zu
Tg,mix
c p,1 Ȍ 1 m g,1 Tg,1 c p,2 Ȍ 2 m g,2 Tg,2
Ȍ1 m g,1 c p,1 Ȍ 2 m g,2 c p,2
14
.
(Gl. 3.7)
3 Strömungsmechanische Aspekte beim Kaltgasspritzen
3.1.2
Zur Beschleunigung und Erwärmung der Spritzpartikel
In der Kontinuitätstheorie werden die Gesetze der Mechanik und Thermodynamik über ein geeignetes Kontrollvolumen gemittelt angewandt. Das Kontrollvolumen ist dabei durch Kontrollflächen
vom übrigen Fluid abgegrenzt. Bei der sogenannten Lagrange’schen Methode wird angenommen,
dass sich dieses Kontrollvolumen mit der Strömung mitbewegt. Bei der sogenannten Euler’schen
Methode hingegen wird das Kontrollvolumen in einem ortsfesten Koordinatensystem, das vom Fluid durchströmt wird, ebenfalls als ortsfest angenommen [57]. Für ein einzelnes Fluidpartikel bedeutet das, dass die Zustandsgrößen sich im Fall der Euler’schen Betrachtungsweise zwar an vielen
Orten im Strömungsgebiet bestimmen lassen, ihre zeitliche Abhängigkeit dann aber nicht bekannt
ist, da die Lage des Partikels zu verschiedenen Zeiten unbekannt ist. Nach der Lagrange’schen Betrachtungsweise werden die Zustandsgrößen des Partikels während der Bewegung aufgezeichnet
und sind dann als Funktion der Zeit bekannt, als Funktion des Ortes sind sie aber solange unbekannt, bis die Lage des Partikels in Abhängigkeit der Zeit ermittelt ist [59]. Die Lagrange’sche Methode wird im Rahmen dieser Arbeit zur Berechnung der Partikelzustandsgrößen angewendet, sowohl bei den idealisierten eindimensionalen Berechnungen als auch bei den Simulationen mit
FLUENT. Ein Großteil der zum Kaltgasspritzen geeigneten Pulver wird aus der Schmelze durch
einen Gasstrom verdüst, die Partikel sind daher überwiegend sphärisch. Irregulär geformte Partikel
bereiten große Probleme bei der Handhabung und finden daher keine weitere Beachtung (vgl. Kap.
4.2.1). Es ist jedoch leicht vorstellbar, dass beispielsweise durch Taumelbewegungen die Flugbahn
nicht-sphärischer Partikel von der Bahn sphärischer Partikel abweicht.
Die Partikelbeschleunigung lässt sich ausgehend von einer Kräftebilanz am Partikel ermitteln. Es
gilt:
mp
Dv p
Dt
FW FM FS FG
(Gl. 3.8)
Die Kraft FW ist die aerodynamische Widerstandskraft des vom Fluid umströmten Partikels. FM ist
die sogenannte Magnus-Kraft, eine Querkraft, die auf der Rotation des angeströmten Partikels beruht. Partikelrotationen, die derart stark sind, dass sie einen signifikanten Einfluss auf die Partikelbewegung ausüben, sollen hier der Einfachheit halber vernachlässigt werden. Es ist allerdings bekannt, dass schräge Kollisionen von Partikeln mit Wänden sehr hohe Drallgeschwindigkeiten erzeugen können [60]. Die Kraft FS tritt bei der Bewegung kleiner Partikel in langsamen Scherströmungen auf, sie wird auch als Saffman-Kraft bezeichnet. Im vorliegenden Fall der Überschallgasströmung soll diese Kraft daher keine Berücksichtigung finden. Denkbar wäre jedoch, dass die
Saffman-Kraft im Bereich der Grenzschicht an der Düsenwand eine Rolle spielt. FG stellt die Gravitationskraft dar. Die Verweilzeit der Partikel im Gasstrahl zwischen Injektion und Aufprall auf das
Substrat sind derart klein, dass bei horizontaler Anordnung der Spritzpistole die radiale Ablenkung
durch den Einfluss der Schwerkraft vernachlässigbar wird. Gl. 3.8 vereinfacht sich für sphärische
Partikel zu
ȡp
ʌ d p 3 Dv p
6
Dt
ʌ dp2
1
CD ȡg
vg vp vg vp .
2
4
15
(Gl. 3.9)
3 Strömungsmechanische Aspekte beim Kaltgasspritzen
Für den eindimensionalen stationären Fall ergibt sich die Beziehung
ȡp
ʌ d p3
6
vp
dvp
dx
ʌ dp2
1
CD ȡg
vg vp vg vp .
2
4
(Gl. 3.10)
Die Änderung des Partikelimpulses in Strömungsrichtung ist bei konstantem Beschleunigungsbeiwert proportional zur Gasdichte, zur Partikelquerschnittsfläche und dem Quadrat der Relativgeschwindigkeit zwischen Gas und Partikel. Für die Bestimmung des Beschleunigungsbeiwertes sind
die Partikelmachzahl und die Partikel-Reynoldszahl von Bedeutung. Es gilt:
Ma p
Re p
vg vp
(Gl. 3.11)
N R Tg
Ug v g v p d p
(Gl. 3.12)
Pg
Nach [61] berechnet sich der Beschleunigungsbeiwert sphärischer Partikel bei Partikelmachzahlen
kleiner 0,1 und Partikel-Reynoldszahlen kleiner 1000 zu
CD
24
(1 0,15 Re 0p,687 ) .
Re p
(Gl. 3.13)
Der Beschleunigungsbeiwert nimmt den Wert 0,44 an, wenn die Partikel-Reynoldszahl größer als
1000 wird. Übersteigt die Relativgeschwindigkeit zwischen Gas und Partikel örtlich die Schallgeschwindigkeit, so bilden sich auf der Anströmseite Verdichtungsstöße vor dem Partikel. Diese beeinflussen sowohl die Partikelbeschleunigung als auch den Wärmeübergang auf die Partikel. Für
den Beschleunigungsbeiwert gilt dann
CD
C D,C (C D,FM C D,C ) exp (B Re pN ) ,
(Gl. 3.14)
wobei CD,C, CD, FM, B und N Polynomfunktionen der Partikelmachzahl sind [62]. Die aus der Literatur bekannte Definition der Nusseltzahl [63, 64]
Nu
2 0,6 Re p 0,5 Pr 0,333
(Gl. 3.15)
kann dann durch die modifizierte Beziehung
Nu
2 0,44Re p 0,5 Pr 0,333 exp(0,1 0,872Ma p )
(Gl. 3.16)
ersetzt werden, die anhand von Computersimulationen an Einzelpartikeln aufgestellt wurde [65].
Streng genommen gilt diese Beziehung jedoch nur für Partikelmachzahlen zwischen 0,2 und 2, und
für den Fall, dass das Partikel kälter ist als das umgebende Gas.
16
3 Strömungsmechanische Aspekte beim Kaltgasspritzen
Beim Kaltgasspritzen werden vorzugsweise reine Metalle als Schichtwerkstoff verwendet. Diese
haben in der Regel eine sehr gute Wärmeleitfähigkeit, so dass auch bei sehr gutem Wärmeübergang
eine homogene Temperaturverteilung für die einzelnen Partikel angenommen werden kann. Ausgedrückt wird dies durch die Biotzahl, für die dann gilt
Bi
J ˜ dp
kp
< 0,1.
(Gl. 3.17)
Nicht berücksichtigt werden Effekte, die sich aus der Massenbeladung des Gasstrahls mit der
dispergierten Phase ergeben. Der Anteil des Partikelmassenstroms am Gasmassenstrom kann bei
Stickstoff als Prozessgas durchaus 5 bis 10% erreichen, bei Helium 10 bis 30 %. Da die Partikelinjektion durch ein im Vergleich zum Düseneintrittsquerschnitt sehr dünnes Pulverrohr erfolgt, kann
sich das Massenverhältnis örtlich sogar zugunsten des Partikelanteils verschieben. Der Anteil des
Partikelvolumens am Gasvolumen beträgt aber selbst im stärker beladenen Trägergasstrom aufgrund der großen Dichteunterschiede noch weniger als 1 %.
3.1.3
Anwendung der Theorie der Charakteristiken zur Auslegung von Überschalldüsen
Überschalldüsen spielen heute in vielen technischen Anwendungen eine wichtige Rolle. Sie werden
beispielsweise in Raketenmotoren zur Schuberzeugung oder in Windkanälen zur Erzeugung von
Überschallgasströmungen eingesetzt. In beiden Fällen sind Düsen, die ein paralleles Ausströmen
des Gases bewirken - sogenannte Parallelstrahldüsen - von besonderer Bedeutung. Durch die gezielte Auslegung der Schubdüse eines Raketenmotors auf paralleles Ausströmen bei gleichzeitiger Expansion des Gasstrahls auf Umgebungsdruck im Austrittsquerschnitt kann der Schubverlust, der
auch auf der Divergenz der Strömung im Austrittsquerschnitt beruht, deutlich verringert werden
[66]. Die Düsenlänge wird bei Flugkörpern aus Gründen der Gewichtsbegrenzung oder anderen
baulichen Gründen vorgegeben [67]. Die Vorgabe des Expansionsverhältnisses und damit der Austrittsmachzahl erfolgt unter Berücksichtigung der Bedingungen am Düseneintritt und der zu erwartenden strömungsmechanischen Phänomene im Bereich des Austritts und des Freistrahls. Im Fall
des Windkanals ist eine, über einen möglichst großen Querschnitt ausgerichtete, homogene Strömung im Messbereich wünschenswert. Während die Strömung im Raketenmotor noch als achsensymmetrisches Problem behandelt werden kann, interessiert beim Windkanal meist das ebene Problem [68].
Für die theoretischen und experimentellen Untersuchungen in der vorliegenden Arbeit wurden
Spritzdüsen mit kreisförmigem Strömungsquerschnitt entwickelt und hergestellt, die sich im wesentlichen hinsichtlich der Kontur und der Länge des Überschallabschnitts unterscheiden. Die Konturen der im Folgenden mit A und B bezeichneten Düsen stammen ursprünglich vom Erfinder des
Verfahrens und setzen sich zusammen aus einem konisch-konvergenten Unterschallabschnitt mit
einem sich daran anschließenden konisch-divergenten zum Austritt hin leicht trompetenförmigen
Überschallabschnitt, Bild 3.2. Die Düsen unterscheiden sich dabei in ihrem Expansionsverhältnis.
17
3 Strömungsmechanische Aspekte beim Kaltgasspritzen
Ausgehend von diesen Düsen wurden weitere Düsen entwickelt, mit unterschiedlich konturiertem
und langem Überschallbereich jedoch stets gleichem Durchmesser des Düsenhalses und der Austrittsfläche, um bei gleichen Gasparametern auch gleiche Massenflüsse und Austrittsmachzahlen zu
gewährleisten. Hinsichtlich der Düsenkontur wurde vorwiegend auf die aus der Raketentechnik
bekannte Glockenform zurückgegriffen. Aus der Standarddüse A entstand so die Düse C und aus
Düse B die Düse D. In weiteren Schritten wurde das Längenverhältnis zwischen Unter- und Überschallabschnitt gegenüber dem der Düse A verändert und der Überschallabschnitt zusätzlich mit
Hilfe von Charakteristikenverfahren gezielt modifiziert. Daraus entstanden die Düsen E, F und G
Bild 3.3. Für diese Düsen wurde unter Berücksichtigung fertigungstechnischer Gesichtspunke ein
konisch konvergenter Unterschallabschnitt mit einer Länge von 20 mm gewählt. Bei 150 mm Gesamtlänge der Düsen ergibt sich damit eine Verlängerung des divergenten Abschnitts um 64 mm,
von 66 mm bei der Düse A auf 130 mm bei der Düse E. Diese Art der Auslegung von Düsen für das
Kaltgasspritzen wurde inzwischen zum Patent angemeldet.
Das Charakteristikenverfahren ist ein mathematisches Verfahren, das sowohl zur Berechnung der
Strömung für eine vorgegebene Düsenkontur als auch zur Berechnung der Düsenkontur selbst angewendet werden kann. In dieser Arbeit war das übergeordnete Ziel eine möglichst gleichmäßige
Expansion des Gases und damit verbunden eine gleichmäßigere Partikelbeschleunigung zu erreichen und nachteilige Effekte am Düsenaustritt wie z.B. Verdichtungsstöße zu verringern. Aus der
Literatur ist bekannt, dass solche gasdynamischen Effekte die Partikelbewegung in der Düse und im
Freistrahl nachhaltig beeinflussen [69].
Allgemeine Grundlagen zu Charakteristikenverfahren werden beispielsweise in [66, 68, 70, 71]
behandelt. Im Anhang A2 werden die wesentlichen Schritte zur Herleitung sowie die Anwendung
des Verfahrens in zusammengefasster Form für den zweidimensionalen Fall erläutert. Unabhängig
von der jeweiligen Art der Herleitung ist das Ziel der Theorie der Charakteristiken die Transformation einer nichtlinearen Differentialgleichung oder eines Systems aus solchen Gleichungen in ein
System linearer Differentialgleichungen. In diesem Fall wären das die Bewegungsgleichungen der
Gasphase. Aus physikalischer Sicht sind die Charakteristiken dann solche Kurven, entlang derer
sich Störungen wie zum Beispiel Druckstörungen ausbreiten. In einer Überschallströmung breiten
sich solche Störungen entlang von Mach’schen Linien aus. Aus mathematischer Sicht sind Charakteristiken solche Kurven, bei deren Durchquerung sich die Ableitung einer physikalischen Größe
unstetig ändert, die physikalische Größe selbst aber nicht. Ein Beispiel hierfür ist die PrandtlMeyer-Expansion, bei der die ungestörten Bereiche der Strömung stromauf- und abwärts der Umlenkung durch einen Expansionsfächer verbunden sind [70].
Abweichend von der im Anhang A2 vorgestellten Vorgehensweise bestimmen Ramadan und Issa
nicht mehr das Charakteristikennetz für den gesamten divergenten Düsenabschnitt, sondern führen
die Berechnungen nur noch für zwei auf dem Vorgabequerschnitt benachbarte Punkte durch [72].
Dabei muss einer der beiden Punkte zusätzlich auf der Düsenachse liegen, Bild 3.4. Der Punkt 2 ist
der Schnittpunkt der Charakteristiken 1-2 und A-2. Seine Koordinaten lassen aus den Winkelbeziehungen für diese Charakteristiken berechnen. Den zugehörigen Prandtl-Meyer-Winkel und den
Strömungswinkel erhält man durch lineare Interpolation aus den Werten für 1 und A. Der Strömungswinkel in Punkt A ist aufgrund der Achsensymmetrie Null. Demnach werden die Strömungswinkel in den Punkten 1 und 3 ebenfalls sehr klein sein. Es wird angenommen, dass die
18
3 Strömungsmechanische Aspekte beim Kaltgasspritzen
Punkte 3 und B daher auf einer vertikalen Linie liegen. Durch einfache Beziehungen zwischen dem
Machwinkel, dem Strömungswinkel und den Koordinaten sowie dem Wissen, dass die Punkte 3
und B auf den durch 2 laufenden Charakteristiken liegen, lassen sich die Koordinaten für 3 und B
bestimmen. Die Bestimmung der folgenden Punkte 4 usw. erfolgt entsprechend. Für alle Punkte
kann die örtliche Machzahl über den Düsenquerschnitt mit Hilfe des Prandtl-Meyer-Winkels ermittelt werden. Einsetzen in Gl. A1.12 liefert den zum Düsenquerschnitt zugehörigen Radius.
Die Methode von Ramadan und Issa lässt sich ohne größeren Rechenaufwand anwenden. Es ist
jedoch zu beachten, dass hier einige sehr vereinfachende Annahmen getroffen wurden:
So werden die Charakteristiken als Geraden angenommen. Gegenüber dem üblichen Kurvenverlauf
tritt dadurch ein Fehler auf, der jedoch mit kleiner werdendem Abstand zwischen den Startpunkten
1 und A abnimmt, und die Düsenlänge konvergiert für gleiche Machzahlen gegen einen konstanten
Wert. Die Radien und damit die Düsenkontur werden bereits anhand der Daten aus dem Expansionsbereich der Düse ermittelt. Die Düsenkontur ergibt sich dann erst aus der Lösung des Anfangswertproblems ausgehend von den Grenzcharakteristiken quer zur Strömungsrichtung [71]. Inwieweit hier die berechneten Konturen voneinander abweichen können, ist nicht bekannt. Die Düsenlänge hängt von der x-Koordinate des Punktes auf der Düsenachse ab, in dem die Austrittsgeschwindigkeit erreicht wird, sowie der Steigung der Grenzcharakteristik in diesem Punkt und dem
Austrittsradius der Düse [70, 71]. Die Abweichung der Düsenlänge nimmt demnach bei geringer
Machzahl und großem Strömungswinkel zu.
3.1.4
Numerische Simulation mittels Finite-Volumen-Verfahren
Die Finite-Volumen-Methode (FVM) auf der die hier verwendete Simulationssoftware FLUENT
basiert, ist eine vielseitige Methode zur numerischen Berechnung von Wärmetransportproblemen,
strukturmechanischen oder strömungsmechanischen Problemen. Komplizierte Grundgebiete können
nachgebildet werden und die FVM lässt sich aufgrund der einfachen mathematischen Operationen –
vorwiegend Interpolationen – sehr gut in Programme implementieren. Eine genaue Beschreibung
der FVM, ihrer Anwendung auf strömungsmechanische Problemstellungen sowie vergleichende
Betrachtungen zu anderen numerischen Methoden beinhalten z.B. die Lehrbücher [73-75]. An dieser Stelle deshalb nur einige Anmerkungen und Erläuterungen zu den wesentlichen Grundlagen und
Merkmalen dieses numerischen Berechnungsverfahrens:
Für die Berechnungen wird das Grundgebiet (Integrationsgebiet) zunächst durch ein numerisches
Netz diskretisiert. Bei der in FLUENT ausschließlich verwendeten zellenorientierten Anordnung
der Gitterpunkte erfolgt die räumliche Diskretisierung des Integrationsgebietes bezüglich der Zellmittelpunkte. Die Aufstellung der Bilanzgleichungen erfolgt in integraler Form, wobei die Werte
der Integrale auf den Zellkanten dann durch die Werte in den Mittelpunkten der benachbarten Zellen interpoliert werden. So ist der Wert im Zentrum des Kontrollvolumens jeweils die einzige Unbekannte. Die Aufstellung der Bilanzgleichungen für den Impuls offener Systeme ergibt:
19
3 Strömungsmechanische Aspekte beim Kaltgasspritzen
&
w ȡ ˜ v ˜ dV
wt
V
³³³
³³
&
& &
v ˜ ȡ ˜ v ˜ n ˜ dA ³³
&
S ˜ n ˜ dA ³³³
&
f ˜ dV
A A V
konvektiver Term
diffusiver Term
Produktion im
Inneren
Impulsänderung für
raumfestes Volumen
(Gl. 3.18)
Die diskretisierte Form für ein zweidimensionales Kontrollvolumen lautet
³³
&
w ȡ ˜ v ˜ dA
wt
§
·
¨
¸
&
&
& &
¨ v ˜ ȡ ˜ v ˜ n ˜ dS c S ˜ n ˜ dS c ¸ ¨
¸
Sc
© Sc
¹
¦ ³
c
A
³
³³ f ˜ dA ,
(Gl. 3.19)
A
dabei kennzeichnet der Index c die Seiten des Kontrollvolumens. Die Gleichungen zur Massen-,
Impuls- und Energieerhaltung sind auch in diskretisierter Form erfüllt, die FVM wird daher auch als
konservativ bezeichnet. Allgemein lässt sich das Volumenintegral einer Größe q aus dem Produkt
des Mittelwertes dieser Größe bezogen auf die Gitterzelle und dem Volumen der Gitterzelle berechnen. Der Mittelwert wird dann durch den Wert von q im Zellmittelpunkt approximiert. Falls q
eine zusammengesetzte Größe ist, erhält man diese aus den bekannten Werten der Variablen im
Zellmittelpunkt.
³³³q ˜ dV
q ˜ 'V | q ˜ 'V
(Gl. 3.20)
V
Das Integral einer Größe f über die Oberfläche einer Gitterzelle wird aus der Summe der Integrale
über die einzelnen Seitenflächen gebildet [75].
F
³³ f ˜ dA ¦ ³ f ˜ dS
A
c
(Gl. 3.21)
Sc
Die zeitliche Diskretisierung basiert wie auch bei Finite-Differenzen-Verfahren auf der Aufteilung
der kontinuierlichen Zeit in gleichgroße Schritte ¨t entlang der Zeitachse [73]. Zur Integration in
Zeitrichtung werden explizite oder implizite Ein- und Mehrschrittverfahren verwendet, gebräuchlich ist hier das implizite Euler-Verfahren, bei dem das Integral unter Anwendung der Mittelpunktsregel approximiert wird.
³³
&
U ˜ v& Pt 't U ˜ v& Pt
w ȡ ˜ v ˜ dA |
˜ 'x ˜ 'y
wt
't
(Gl. 3.22)
A
Die Berechnung der Feldgrößen innerhalb des Kontrollraumes erfordert die Vorgabe geeigneter
physikalischer und mathematischer Bedingungen an den Rändern. Im Fall der instationären Strömung müssen zusätzlich Anfangswerte im Innern des Kontrollraumes zu Prozessbeginn vorgegeben
werden. Grundsätzlich lassen sich vier Arten von Randbedingungen unterscheiden. Kinematische
Randbedingungen beinhalten die Vorgabe der Strömungsgeschwindigkeit und liegen meist an fes-
20
3 Strömungsmechanische Aspekte beim Kaltgasspritzen
ten, das Fluid begrenzenden Wänden vor. Bei Haftbedingung an den Wänden wird der Geschwindigkeitswert Null vorgegeben. Die Vorgabe von Spannungen etwa an freien Oberflächen bezeichnet
man als dynamische Randbedingung. Gemischte Randbedingungen (kinematische und dynamische
Anteile) werden üblicherweise in Austrittsquerschnitten oder Symmetrieebenen vorgegeben. Thermische Randbedingungen können die Vorgabe der Temperatur und/oder des Wärmestroms enthalten.
Fehler bei der FVM, die z.B. zu schlechter Konvergenz oder sogar Divergenz der Lösung führen,
können sich durch ungenaue Approximation der Werte auf Zellkanten ergeben, wenn die Zellgrößen stark unterschiedlich sind (aspect ratio) oder von der Orthogonalität abgewichen wird, wodurch
sich Winkelfehler bei der Approximation der Normalableitung ergeben (skewness).
3.1.5
Netzgenerierung mit GAMBIT
Die Netzgenerierung für die numerischen Simulationen wurde mit dem Programm GAMBIT 2
durchgeführt [76]. Zur Vernetzung eines graphischen Modells werden dessen geometrische Daten
entweder als Datei eingelesen, oder das Modell wird unmittelbar in GAMBIT durch entsprechende
Konstruktionswerkzeuge erstellt. Hinsichtlich der Vernetzung von 2- und 3-D Geometriemodellen
bieten sich vielseitige Möglichkeiten. Die einzelnen Vernetzungsschemata unterscheiden sich in der
Form der Zellen, für den 2-D Fall dreieckige oder viereckige Maschen, sowie des Einflusses bzw.
der Fortsetzung der Maschenanordnung auf begrenzenden Kanten oder Flächen. Hinsichtlich der
genauen Vorgehensweise bei der Erstellung solcher Modelle und der Bedienung der Graphikwerkzeuge sei an dieser Stelle auf die Programmhandbücher verwiesen.
Beim Kaltgasspritzen setzt sich das interessierende Gebiet aus der Vorkammer, der Düse, dem Freistrahlbereich hinter der Düse bis hin zum Substrat, sowie der Umgebung um die Spritzpistole zusammen. Bild 3.5 zeigt die Anordnung von Spritzpistole und Substrat sowie eine Schemazeichnung
der in Zusammenarbeit mit der Firma CGT entwickelten Spritzpistole “power jet 3000”. Die originalgetreue Modellierung dieser Anordnung hätte zeit- und speicherintensive dreidimensionale Berechnungen erfordert. Deshalb wurden bei der Modellierung der Spritzpistolengeometrie einige
Vereinfachungen vorgenommen. Die Zuströmung des Prozessgases in die Vorkammer erfolgt gemäß Bild 3.5b unter einem Winkel von etwa 15 °. Die vergleichsweise geringen Gasgeschwindigkeiten am Vorkammereintritt in Verbindung mit dem großen Innendurchmesser der Vorkammer
und dem ebenso großen Abstand zum Düseneintritt erlauben die Annahme der axialen Zuströmung
des Prozessgases. Außerdem wurden die Befestigungsflächen an der Vorkammer sowie die Hexaederform der Düsenkörper vernachlässigt, die Originalabmessungen der Spritzpistole insgesamt
aber weitestgehend eingehalten. Dies ermöglichte die Behandlung der gesamten Spritzpistole als
näherungsweise rotationssymmetrischen Körper, wodurch sich das hier betrachtete Strömungsproblem zu einem achsensymmetrischen Problem vereinfachen ließ. In Bild 3.6a sind die wichtigsten
Begrenzungen des betrachteten Gebietes gekennzeichnet. Das Substrat befindet sich in einigen zehn
Millimetern Entfernung hinter dem Düsenaustritt senkrecht zur Düsenachse und begrenzt das Strömungsgebiet in Spritzrichtung vollständig. Besondere Bedeutung hat der Bereich des Staupunktes,
da hier die in den Gastrom injizierten Spritzpartikel auf das Substrat treffen. Effekte bei Anströ21
3 Strömungsmechanische Aspekte beim Kaltgasspritzen
mung einer Substratkante waren nicht Gegenstand der Untersuchung. Die seitliche Begrenzung des
betrachteten Gebietes für die numerischen Simulationen hat einen Abstand von 300 mm zur Düsenachse. Erfahrungen aus früheren Rechnungen haben gezeigt, dass aus dieser Entfernung keine nennenswerten Rückwirkungen mehr auf die Strömung im Freistrahl zu erwarten sind.
Anzahl, Form und Dimension der Zellen richten sich nach der Komplexität und Dimension des
Strömungsproblems, den Abmessungen des betrachteten Strömungsgebietes sowie der Komplexität
der betrachteten Geometrien und können die Simulationsergebnisse stark beeinflussen. Daher wurden für die unterschiedlichen Düsenkonfigurationen jeweils drei verschiedene Netze mit deutlich
variierender Zellenzahl generiert. Informationen zur Anzahl der Zellen der Berechungsnetze enthält
Tabelle 3.1. v1 kennzeichnet jeweils das Ausgangsnetz, v2 eine Version mit doppelter Knotenzahl
auf allen Gebietsgrenzen, v3 entsprechend mit dreifacher Knotenzahl, Bild 3.6b. Bei allen Netzen
wurde das Strömungsgebiet zunächst in einzelne Zonen unterteilt. Dies sind im Einzelnen die Strömung in der Vorkammer, dem Pulverrohr und der Düse, der Freistrahlbereich in Verlängerung des
Düsenaustritts (Jet) und der Nachlaufbereich der hinteren Düsenwand, die düsennahe und weiter
entfernte Umgebung, sowie die Festkörperbereiche Düsen- und Vorkammerwand und Pulverrohrwand, Bild 3.6a.
Die Vernetzung der Zonen erfolgte mit strukturierten Gittern. Dabei wurde durch Vorgabe der Knotenpunktanzahl auf Objektkanten oder Zonengrenzen auf den Netzaufbau Einfluss genommen, wobei die Vorgabepunkte äquidistant oder gradiert verteilt wurden. Ausgehend von den Knotenpunkten wurde dann die Vernetzung der angrenzenden Flächen vorgenommen. Allgemein besteht bei 2D Problemen die Möglichkeit, die Knotenverteilung von Linien zu übertragen, bei 3-D entsprechend für Ebenen. Das bietet Vorteile bei der Behandlung von Strömungen in Kanälen und Düsen,
da hier ein homogenes Gitter durch die Abbildung der Maschen im Eintrittsquerschnitt auf alle anderen Querschnitte erzeugt werden kann. In diesem Fall wurden die Strömungskanäle innerhalb der
Spritzpistole mit dem sogenannten smapping schemes vernetzt. Hierbei wird das Strömungsgebiet
ähnlich einer Landkarte vernetzt, wobei alle gegenüberliegenden Gebietsgrenzen in der Summe
jeweils die gleiche Zellenzahl besitzen. Die Querschnittsänderungen in der Spritzpistole sind bis
zum Düsenaustritt hin vergleichsweise moderat und die Strömung erfährt keine starken Umlenkungen, dadurch konnten die Zellen im Strömungskanal stark gestreckt werden. Die Streckung wird
auch als saspect ratios bezeichnet. Im Bereich der Pulverrohrhinterkante, insbesondere aber im
Nachlauf der Düse und unmittelbar vor dem Substrat waren extreme Umlenkungen der Strömung
und damit verbunden Änderungen der Zustandsgrößen zu erwarten. Die Netzdichte wurde in diesen
Bereichen entsprechend hoch gewählt und nur eine geringe Verzerrung der Zellen zugelassen. Für
Bereiche, bei denen beispielsweise eine Entzerrung des Netzes in eine Richtung vorgenommen
werden konnte, wie die Umgebung der Pistole, oder Bereiche mit stärkeren Geometrieänderungen,
wurde die Funktion spaves zur Vernetzung angewendet. Dadurch konnten die rechteckigen Zellen
durch moderate Verzerrung an die Veränderungen angepasst werden.
22
3 Strömungsmechanische Aspekte beim Kaltgasspritzen
3.1.6
Simulation des Spritzprozesses mit FLUENT
Die in Kapitel 3.1 vorgestellte idealisierte eindimensionale Betrachtung der Düsenströmung liefert
schon bei geringem Rechenaufwand grundlegende Informationen zum Einfluss von Düsengeometrie, Versuchsparametern sowie Gas- und Partikeleigenschaften auf die Geschwindigkeits- und
Temperaturverläufe von Prozessgas und Partikel innerhalb der Spritzdüse. Zusätzliche Informationen über den Spritzprozess sollten durch die vollständige Simulation der Gas-/Partikelströmung in
der Düse, dem Freistrahlbereich hinter der Düse sowie in der Umgebung der Spritzpistole gewonnen werden. Besonders der Freistrahlbereich war bei den Simulationen von Interesse, da hier in
Abhängigkeit von den Spritzparametern und der Düsengeometrie unterschiedliche Einflüsse der
Umgebungsluft auf den Gas-/Partikelstrahl zu erwarten waren. Gasdynamische Effekte wie Verdichtungsstöße und deren Auswirkungen insbesondere auf die Partikelbewegung waren ebenfalls
Teil der Untersuchungen.
Das hier verwendete Programm FLUENT bietet die Möglichkeit der Berücksichtigung von Wärmeleitungs-, Reibungs-, Durchmischungs- und Turbulenzeffekten. Die Simulation des komplexen
Spritzprozesses erfordert die Auswahl geeigneter numerischer Methoden und Lösungsstrategien,
Randbedingungen und physikalischer Modelle sowie die Behandlung diskreter Phasen. Die folgenden Abschnitte sind entsprechend der Vorgehensweise gegliedert, nach der in FLUENT die Einstellungen für eine Simulation vorgenommen werden.
Prinzipiell stehen in FLUENT zwei numerische Lösungsmethoden zur Verfügung, die entkoppelte
und die gekoppelte Methode. Die Lösungsprozedur bei der hier vorwiegend verwendeten gekoppelten Methode erfolgt für den einzelnen Iterationsschritt derart, dass ausgehend von einer Startvorgabe die Bilanzgleichungen für Massen-, Impuls- und Energieerhaltung simultan gelöst werden – bei
der entkoppelten Methode entsprechend getrennt voneinander. Daran anschließend erfolgt die Lösung der Gleichungen für zusätzliche skalare Größen wie die Turbulenz. Durch Linearisierung der
nichtlinearen Bilanzgleichungen erhält man ein Gleichungssystem zur Bestimmung der abhängigen
Variablen für jede Zelle des numerischen Gitters (s. Kap. 3.1.4). Je nach Anwendungsfall kann die
Art der Linearisierung das Konvergenzverhalten der Lösung beeinflussen, daher wurde hier sowohl
die implizite als auch die explizite Form angewendet. Die implizite Form bietet den Vorteil der
schnelleren Konvergenz, beansprucht jedoch auch mehr Arbeitsspeicher.
Abhängig von der Gasart und dem Expansionsverhältnis der Düse werden beim Kaltgasspritzen
Gasaustrittsgeschwindigkeiten von mehr als 2000 m/s und entsprechend Austrittsmachzahlen von
etwa 3 bis 5 erreicht. Es ist bekannt, dass solch hohe Gasgeschwindigkeiten in rohr- oder düsenartigen Strömungskanälen hohe Reynoldszahlen bewirken. Für die Reynoldszahl gilt dabei:
Re
U˜U˜D
P
(Gl. 3.23)
Überschreitet Re den kritischen Wert von 2300, so wird die Strömung als turbulent, für kleinere Re
entsprechend als laminar bezeichnet.
23
3 Strömungsmechanische Aspekte beim Kaltgasspritzen
Turbulente Strömungen zeichnen sich durch zeitlich variierende Geschwindigkeitsfelder aus, die
sich ihrerseits auf die Impuls- und Energiebilanz sowie das Durchmischungsverhalten der Strömung
auswirken. Die Geschwindigkeitsschwankungen lassen sich anschaulich durch Strömungswirbel
unterschiedlichen Durchmessers beschreiben, die an einem ortfesten Beobachter vorbeilaufen. Die
Abmessungen der kleinsten Turbulenzelemente sind proportional zu 1/Re3/4. In vielen Anwendungsfällen machen die kleinskaligen, hochfrequenten Schwankungen eine direkte numerische Simulation (DNS), d.h. die Berechnung der Strömung mit unveränderten Navier-Stokes-Gleichungen,
unmöglich, da die notwendige Anzahl an Gitterpunkten und damit die Gesamtzahl der notwendigen
Rechenoperationen mit Re9/4 bzw. Re11/4 ansteigt [77]. Die Rechnerleistungen, die in absehbarer
Zeit zur Verfügung stehen, werden voraussichtlich nur zur Berechnung von Strömungen mit Re <
104 ausreichen. Eine praktikable Methode, diese Problematik zu umgehen, ist die zeitliche Mittelung oder anderweitige Manipulation der Navier-Stokes-Gleichungen mit dem Ziel, weniger rechenintensive Gleichungssysteme zu erzeugen. Diese Systeme enthalten dann aber zusätzliche Unbekannte, die anhand von sogenannten Turbulenzmodellen zu bestimmen sind. Die gebräuchlichsten Modelle, u.a. das Standard-k-H-Modell, das modifizierte sRe-Normalization Groups k-H-Modell
(RNG), das k-Z-Modell sowie Reynolds-Spannungs-Modell (RSM) stehen in FLUENT zur Verfügung [78-81].
Für die Gasströmung beim Kaltgasspritzen gilt insbesondere im divergenten Düsenabschnitt Re >>
2300, die Strömung ist hier vollständig turbulent. Ein wichtiger Aspekt für die numerische Analyse
des Spritzprozesses war, Informationen über die Auswirkung der Turbulenz auf die Durchmischung
von Träger- und Prozessgas sowie des Freistrahls mit der Umgebungsluft zu erhalten. Aus diesen
Informationen, beispielsweise der Entwicklung der Zustandsgrößen über den Düsenquerschnitt,
können wiederum Erkenntnisse zur Beschleunigung und Verteilung der Partikel im Spritzstrahl
gewonnen werden.
Der Großteil der thermischen Energie des Gases wird beim Kaltgasspritzen in kinetische Energie
umgesetzt, nur ein vergleichsweise geringer Anteil dissipiert durch Reibungseffekte und durch
Wärmeübertragung. Der Wärmeaustausch findet im Spritzprozess zwischen Gasphase und Spritzpistole bzw. Spritzpartikeln statt, sowie infolge der Durchmischung auch zwischen den einzelnen
Phasen Prozessgas, Trägergas und Umgebungsluft. Die Wärmeleitung innerhalb der Festkörper
beruht auf dem Temperaturgradienten vom Vorkammereintritt zum Düsenaustritt sowie vom Innern
der Pistole zur Umgebung. Grundsätzlich kann Wärmeübertragung stattfinden durch Wärmeleitung,
Konvektion, d.h. Stofftransport, und Strahlung. In FLUENT erfolgt die Einbeziehung der Wärmeübertragung durch Lösung der Energiegleichung. Bei turbulenten Strömungen ist analog zum logarithmischen Wandgesetz für den Impuls ein Wandgesetz für die Temperaturverteilung vorgesehen
[50]. Die Kenntnis der Temperaturverteilung im Spritzprozess ist in vielerlei Hinsicht von Bedeutung. So lässt sich das in einer Reihe von früheren Arbeiten beobachtete Zusetzen der Düsen durch
Spritzmaterial verhindern, wenn eine bestimmte Prozessgastemperatur nicht überschritten wird.
Informationen über die örtliche Erwärmung der Spritzpartikel sind daher von besonderem Interesse.
In wirtschaftlicher Hinsicht interessiert die Verlustleistung, da diese durch den Gaserhitzer zusätzlich aufzubringen ist. Unter konstruktiven Gesichtpunkten ist die Kenntnis der thermischen Beanspruchung der Spritzpistole ebenso wichtig für die Materialauswahl wie die der mechanischen Beanspruchung durch Überdruck.
24
3 Strömungsmechanische Aspekte beim Kaltgasspritzen
Neben der Einstellung und Auswahl der numerischen Methoden und Modelle ist die Wahl der
Randbedingungen von besonderer Bedeutung. Für die Simulationen wurden im Einzelnen folgende
Randbedingungen zugrunde gelegt:
Die Düsen- und Vorkammerwände sind feste undurchlässige Wände aus Stahl mit endlichen Abmessungen. Die Berücksichtigung der Turbulenz der Strömung fordert die Haftbedingung an den
Wänden, die hier als hydraulisch glatt angenommen wurden. Durch die Wahl der Spritzparameter
stehen die Gaszustandsgrößen am Vorkammereintritt sowie das Verhältnis aus Trägergas- und Prozessgasmassenstrom für jedes Experiment fest. Für den Gaseintritt der Vorkammer und des Pulverrohres bestehen zwei Möglichkeiten zur Definition der Randbedingungen. Beim sogenannten spressure inlets wird der Totaldruck und die Totaltemperatur, die Strömungsrichtung, der Stoffanteil und
der Turbulenzgrad an der Gebietsgrenze vorgegeben. Beim smass flow inlets erfolgt statt des Totaldruckes die Vorgabe des Massenstromes über die Grenze. Zwar sind stets die Massenströme für das
Prozess- und das Trägergas aus Messungen bekannt, es ist aber nicht sinnvoll, diese als Randbedingungen für beide Eintrittsgrenzen vorzugeben, da bei konstanten Eintrittsbedingungen letztendlich
der Düsenhals den kritischen Gesamtmassenstrom und damit die Flüsse über die Eintrittsquerschnitte vorgibt. Außerdem sind die Messwerte aufgrund von Fertigungs- und Geräteabweichungen immer fehlerbehaftet. Daher wurde für den kleineren Trägergasstrom stets der Massenfluss fest vorgegeben, während der Prozessgasstrom durch die Druckbedingung am Vorkammereintritt variabel
gehalten wurde. Außerhalb der Spritzpistole wird das Strömungsgebiet in Spritzrichtung durch das
Substrat begrenzt, das hier der Einfachheit halber als feste Wand ohne weitere Berücksichtigung
beispielsweise von Effekten wie Wärmeleitung definiert wurde. Die übrigen Begrenzungen des
Strömungsgebietes wurden als sogenannte spressure outlets definiert. Bei dieser Bedingung wird
mit einem Massenstrom über die Grenze nach außen gerechnet, sollte dennoch eine Rückströmung
in das System über diese Ränder stattfinden, werden dem Fluid Druck-, Temperatur- und Turbulenzvorgaben aufgezwungen. Die vereinfachte Annahme einer rotationssymmetrischen Spritzpistole
ermöglicht die achsensymmetrische Simulation des Strömungsfeldes, dazu müssen die entsprechenden Gebietsgrenzen auch als saxiss definiert werden [50].
Die Berechnungen können über Vorgaben hinsichtlich des Diskretisierungsschemas, möglicher Relaxationsparameter und anderer Parameter gesteuert werden. Das Diskretisierungsschema bezieht
sich auf die Transportterme in den Erhaltungsgleichungen. Das Schema erster Ordnung dient der
Beschleunigung der Konvergenz der Rechnungen, die Ergebnisse daraus werden dann als Startwerte für die Diskretisierung zweiter Ordnung verwendet, welches generell für komplexe Strömungen
empfehlenswert ist. Durch die Berücksichtigung der Werte der Zustandsgröße und ihres Gradienten
in der stromaufwärts liegenden Zelle wird eine höhere Genauigkeit bei der Berechnung des aktuellen Zellwertes erreicht. Eine weitere Möglichkeit der Einflussnahme auf die Konvergenz der Lösung bieten die Unterrelaxationsfaktoren. Sie bestimmen, zu welchem Anteil der Zellwert einer
Zustandsgröße aus dem aktuellen Iterationsschritt und dem davor durchgeführten Iterationsschritt
bei der Modifizierung der Lösung berücksichtigt wird. Die Unterrelaxation gilt nur für entkoppelte
Gleichungen. Durch die Courant-Zahl wird die Zeitschrittweite für instationäre und stationäre Berechnungen gesteuert. Im stationären Fall wird dazu angenommen, dass die Zeit so weit fortschreitet, bis ein stationärer Zustand erreicht ist. Generell gilt, je größer der Zeitschritt und somit auch die
Courant-Zahl, desto schneller konvergiert die Lösung. Die Maximalwerte der Courant-Zahl hängen
ab von der Lösungsmethode und der Art der Linearisierung. Oftmals müssen allerdings kleinere
25
3 Strömungsmechanische Aspekte beim Kaltgasspritzen
Werte eingestellt werden, um Divergenz infolge von Nicht-Linearitäten in den Erhaltungsgleichungen zu vermeiden. Sollten selbst bei impliziter Rechnung mit kleiner Courant-Zahl die Residuen nur
schlecht konvergieren, empfiehlt es sich, ein Mehrgitterverfahren anzuwenden. Für jeden Iterationsschritt wird hier das Gitter zunächst stufenweise vergröbert, dann wird die Lösung für die gröbste
Stufe berechnet und der nächst feineren Stufe als Startlösung aufgeprägt bis schließlich die Lösung
für das Ausgangsgitter vorliegt [50].
Zur Beurteilung der Konvergenz existieren keine allgemeingültigen Regeln. Oftmals reicht es aus,
die Residuen zu betrachten. Danach gilt die Rechnung als konvergiert, wenn die Residuen um etwa
drei Größenordnungen fallen. Im Gegenzug ist die berechnete Lösung aber nicht zwingend schlecht,
wenn die Residuen nicht derart stark abnehmen. In solchen Fällen ist es sinnvoll, die Entwicklung
integraler Größen während der Rechnung zu betrachten, beispielsweise den Massenfluss durch den
Düsenein- und Austritt oder den Druckbeiwert auf einer bestimmten Fläche, in diesem Fall der Substratoberfläche.
Sind alle Einstellungen getroffen, wird die Lösung initialisiert, d.h. es wird ausgehend von einer
Zone im Strömungsfeld eine Startlösung berechnet. Diese Startlösung kann in einzelnen Bereichen
noch gezielt verändert werden. Je weniger die Startvorgabe von den tatsächlichen Verhältnisse im
Strömungsgebiet abweicht, desto schneller konvergiert die Rechnung. Für stationäre Berechnungen
muss lediglich noch die Anzahl der Iterationen eingegeben werden, für instationäre Rechnungen
auch die Zeitschrittweite und die Anzahl der Zeitschritte. Schrittweite und Anzahl müssen dabei
dem Problem entsprechen, d.h. es müssen die auftretenden Geschwindigkeiten in Verbindung mit
der Gittermaschenweite berücksichtigt werden.
Die Partikelzustandsgrößen können in FLUENT nach der Lagrange’schen und der Euler’schen Methode bestimmt werden. Während bei der Lagrange’schen Betrachtung zunächst das Strömungsfeld
vollständig berechnet wird und dann die Bilanzgleichungen für die diskrete Phase schrittweise integriert werden, berücksichtigt die Euler’sche Methode auch die Rückwirkungen der diskreten Phase auf das Kontinuum. Dann wird mit jedem Iterationsschritt zur Berechnung der Partikelzustandsgrößen eine vorgegebene Anzahl von Iterationsschritten für die Neuberechnung der Fluidphase
durchgeführt. Für die hier untersuchten Prozesseinstellungen beim Kaltgasspritzen lag der Volumenanteil der dispergierten Phase stets deutlich unter 1 % des Volumens des Kontinuums, so dass
die Anwendung der gekoppelten Methode nicht notwendig war.
Sowohl in der gekoppelten als auch der nicht-gekoppelten Methode erfolgt die eigentliche Berechnung der Partikelzustandsgrößen auf der Grundlage von Bilanzgleichungen für die Wärme, die
Masse und den Impuls. Hinsichtlich der Erwärmung und Beschleunigung der Partikel gelten dabei
sinngemäß die gleichen Annahmen wie bei der in Abschnitt 3.1.2 vorgestellten eindimensionalen
Betrachtung. Auch bei FLUENT kann im Fall von großen Relativgeschwindigkeiten zwischen Fluid und disperser Phase die Reynoldszahlabhängigkeit des Beschleunigungsbeiwertes mit einbezogen werden [82]. Für turbulente Strömungen berechnet FLUENT die Partikelbahnlinien üblicherweise unter Berücksichtigung der mittleren Geschwindigkeit der Fluidphase. Die Bewegungen sehr
kleiner und leichter Partikel können jedoch durch die turbulenten Schwankungsgeschwindigkeiten
beeinflusst werden. In diesem Fall werden die Bahnlinien jeweils für eine vorzugebende repräsentative Anzahl von Partikeln berechnet. Die allgemeine Berechnung der Partikelzustandsgrößen ist
26
3 Strömungsmechanische Aspekte beim Kaltgasspritzen
beendet, wenn das Partikel das Strömungsgebiet verlassen hat, oder die vorgegebene Anzahl an
Integrationsschritten erreicht ist. Die Genauigkeit der Berechnung der Partikelzustandsgrößen wird
über die sogenannte slength scales oder den sstep length factors bestimmt. Die length scale ist die
Distanz, um die sich ein Partikel bewegt, bevor seine Zustandsgrößen erneut berechnet werden. Sie
steuert die Zeitschrittweite bei der Integration der Bewegungsgleichungen. Gleiches gilt für den
step length factor, jedoch erlaubt dieser FLUENT, die Zeitschritte der jeweiligen Zellgröße anzupassen. In beiden Fällen steigt die Rechengenauigkeit mit Erhöhung des Vorgabewertes.
3.2
Ergebnisse der strömungsmechanischen Berechnungen
In diesem Kapitel werden zunächst die Ergebnisse der ideal eindimensionalen Berechnungen unter
Annahme isentroper Zustandsänderungen vorgestellt. Am Beispiel der Düse A wird zunächst die
Abhängigkeit der Gas- und Partikelzustandsgrößen von den Gasparametern am Düseneintritt behandelt. Wesentliche Parameter sind dabei der Gasdruck, die Gastemperatur und die Gasart, sowie
die Pulverart und die Partikelgrößenverteilung des Pulvers. Die Gastemperatur ist in der Praxis begrenzt durch die thermische Belastbarkeit der Anlagenbauteile, die Gaserhitzerleistung und die
Schmelztemperatur des Spritzwerkstoffs. Der Gasdruck wird durch den derzeit verwendeten Pulverförderer der Firma PRAXAIR auf 35 bar begrenzt. Anhand des Vergleichs der Ergebnisse für verschiedene Düsen wird der Einfluss der Düsengeometrie auf die Partikelzustandsgrößen am Düsenaustritt dargestellt. Die eindimensionalen Betrachtungen beschränken sich jedoch nur auf den Bereich innerhalb der Düse. Der Einfluss der Vorkammergeometrie und vor allem des Freistrahlbereiches auf die Bahnlinien der Partikel wurde mit Hilfe der numerischen Strömungssimulation mit
FLUENT untersucht. Die Ergebnisse daraus und die Unterschiede zu den eindimensionalen Berechnungen bilden den Abschluss dieses Kapitels.
3.2.1
Einfluss der Versuchsparameter unter Annahme der isentropen Zustandsänderung
Die grundsätzlichen Untersuchungen zur Abhängigkeit der Gas- und Partikelzustandsgrößen wurden jeweils für die in Experimenten ermittelten Standardparametereinstellungen zum Spritzen von
Kupfer durchgeführt. Dies sind: Stickstoff als Prozessgas bei 30 bar Gasdruck und 320 °C Gastemperatur am Düseneintritt, ein Volumenstromverhältnis zwischen Prozess- und Trägergas von 10:1
und eine Temperatur des Trägergases von 20 °C. Abhängig von der Dichte des Spritzwerkstoffs
eignen sich Pulver mit Partikeldurchmessern von bis zu 50 µm zum Kaltgasspritzen. Bei Kupfer,
das eine Dichte von etwa 8,92 g/cm3 hat, werden Partikelgrößen von 5 bis 25 µm bevorzugt, bei
leichteren Elementen wie Aluminium (ȡ = 2,7 g/cm3) und Titan (ȡ = 4,51 g/cm3) können die Partikeldurchmesser auch bis zu 45 µm betragen.
Bild 3.2 zeigt die Standarddüse A mit ihrem konisch konvergenten Unterschall- und konisch divergenten Überschallabschnitt. Letzterer ist zum Austritt hin leicht trompetenartig aufgeweitet. Der
27
3 Strömungsmechanische Aspekte beim Kaltgasspritzen
Düsenhals befindet sich 31,9 mm stromabwärts vom Düseneintritt. Der Durchmesser D* beträgt 2,7
mm (A* | 5,7 mm2). Das Expansionsverhältnis AE/A* der Standarddüse beträgt etwa 8,8, wodurch
sich für Stickstoff als Prozessgas gemäß Gl. A1.12 eine Austrittsmachzahl von etwa 3,92 ergibt.
Bild 3.7 beschreibt die berechnete Änderung der Gaszustandsgrößen Geschwindigkeit, Druck,
Temperatur und Dichte entlang der Düsenachse für die in Vorversuchen ermittelten Standardeinstellungen zum Spritzen von Kupfer. Etwa 2/3 seiner Austrittsgeschwindigkeit erreicht das Gas
durch die starke Beschleunigung in dem Bereich von 15 mm vor und hinter dem engsten Querschnitt. Aber auch im weiter stromabwärts gelegenen Teil des divergenten Düsenabschnitts ist noch
eine deutliche Geschwindigkeitszunahme zu verzeichnen. Die statische Gastemperatur verhält sich
entsprechend der Zusammenhänge für isoenergetische Strömungen idealer Gase entgegengesetzt
zur Geschwindigkeit und nimmt in Strömungsrichtung ab (vgl. Gl. A 1.9). Am Düsenaustritt erreicht sie Werte unterhalb von -125 °C. Der statische Druck fällt zum Düsenaustritt hin auf Werte
weit unter Umgebungsdruck ab. Das hat für den Spezialfall der stationären isentropen Fadenströmung keine Auswirkungen. Werden jedoch Reibungs- und Umgebungseinflüsse berücksichtigt, so
sind auch gasdynamische Effekte wie Verdichtungsstöße und Grenzschichtablösungen zu erwarten.
Aus der Temperatur und dem Druck lässt sich unmittelbar die Gasdichte berechnen. Diese beeinflusst direkt die Partikelbeschleunigung und damit auch die im Folgenden noch zu betrachtenden
Partikelgeschwindigkeiten. Daher ist hier der Verlauf der Gasdichte entlang der Düsenachse aus
Gründen des besseren Verständnisses noch einmal explizit dargestellt.
Bild 3.8 zeigt den Verlauf der Geschwindigkeit und der Temperatur entlang der Düsenachse für
Kupferpartikel mit 5, 15 bzw. 25 µm. Mit zunehmendem Durchmesser verringert sich die Beschleunigung der Partikel, und der Bereich, in dem die größte Geschwindigkeitszunahme erfolgt,
verschiebt sich gleichzeitig weiter stromabwärts, Bild 3.8a. Der Geschwindigkeitsunterschied am
Düsenaustritt zwischen dem 5 und 25 µm Partikel ist jedoch vergleichsweise gering, wenn man
bedenkt, dass das 25 µm Partikel eine 125fach größere Masse als das 5 µm Partikel hat. Der Grund
für diese offensichtlich überproportionale Beschleunigung großer Partikel liegt in der stets höheren
Relativgeschwindigkeit zwischen Partikel und Gas. Diese wiederum beeinflusst direkt die Partikelmachzahl und gemäß der hier verwendeten von der Mach- und der Reynoldszahl abhängigen Formulierung nach Gl. 3.13, 3.14 auch den Beschleunigungsbeiwert CD. Die Partikelbeschleunigung
selbst ist etwa proportional zum Quadrat der Relativgeschwindigkeit und zum Partikeldurchmesser
(vgl. Gl. 3.9). Der Geschwindigkeitsverlauf des 5 µm Partikels zeigt einige Unregelmäßigkeiten im
Bereich des Düsenhalses und des ersten Drittels des divergenten Düsenabschnitts, die auch bei größeren Partikeln, jedoch in deutlich abgeschwächter Form auftreten. Zum Teil sind dies die Folgen
von Diskretisierungsfehlern, die sich aber durch die Erhöhung der Anzahl äquidistanter Punkte entlang der Düsenachse zur Berechnung der Strömungswerte auf ein Minimum reduzieren lassen. Der
eigentliche Grund für dieses Problem liegt aber offensichtlich in der empirischen Bestimmung des
Beschleunigungsbeiwertes insbesondere im transsonischen Bereich, d.h. für Partikelmachzahlen
zwischen 0,9 und 1,1, [83]. Im vorliegenden Fall wird diese Vermutung dadurch gefestigt, dass die
Partikelmachzahl um den Wert 0,95 schwankt. Das ist eine der Grenzen in der hier verwendeten,
machzahlabhängigen, Abschnittsweisen Definition des Beschleunigungsbeiwertes nach [62]. Für
den Beschleunigungsbeiwert selbst ergeben sich in demselben Düsenabschnitt sogar Werte zwischen 1,1 und -0,3. Wird dagegen eine von der Machzahl unabhängige Definition des Beschleunigungsbeiwertes beispielsweise nach [82] verwendet, so nimmt die Partikelgeschwindigkeit für alle
28
3 Strömungsmechanische Aspekte beim Kaltgasspritzen
Durchmesser über den gesamten Düsenbereich einen stetigen Verlauf an. Für Partikelmachzahlen
größer 0,4 bzw. Partikel-Reynoldszahlen größer 20 sind jedoch auch hier stückweise Ergänzungen
der Beschleunigungsbeiwertfunktion erforderlich, da sonst besonders die Geschwindigkeitswerte
großer Partikel zu gering berechnet werden, Bild 3.8a.
Ein 5 µm Partikel hat zwar bereits 15 mm stromabwärts vom Düseneintritt die Temperatur des Gases angenommen, jedoch führt das große Verhältnis von Oberfläche zu Volumen bei kleinen Partikeln zu einer ebenso schnellen Abkühlung auf Temperaturen weit unterhalb von Null Grad Celsius
am Düsenaustritt, Bild 3.8b. Mit zunehmendem Durchmesser verringert sich das Verhältnis von
Oberfläche zu Volumen, sodass die Maximaltemperaturen großer Partikel bei weitem nicht die
Werte der 5 µm Partikel erreichen. Andererseits kühlen sich große Partikel zum Düsenaustritt hin
auch nicht so stark ab.
Die Berechungsergebnisse für die Variation der wesentlichen Parameter Gastemperatur und Druck
am Düseneintritt, Partikeldurchmesser und Dichte sowie der Gasart sind in Bild 3.9 für die Gasund Partikelaustrittsgeschwindigkeiten und Temperaturen dargestellt. In den betrachteten Parameterbereichen lässt sich die Geschwindigkeit eines hier als repräsentativ betrachteten 15 µm Kupferpartikels sowohl durch die Gaseintrittstemperatur als auch durch den Druck steigern, Bild 3.9a,b.
Bei einer Erhöhung der Gastemperatur sinkt die Gasdichte und entsprechend wäre auch eine Abnahme der Partikelbeschleunigung zu erwarten. Dieser negative Effekt wird aber durch den mit
steigender Gastemperatur ebenfalls verbundenen starken Anstieg der Gas- und damit der Relativgeschwindigkeit zwischen Gas und Partikel überkompensiert. Mit dem Gasdruck dagegen steigt die
Gasdichte, die ihrerseits eine stärkere Partikelbeschleunigung bewirkt (vgl. Gl. 3.9). Der prozentuale Anstieg der Partikelgeschwindigkeit ist insgesamt geringer als der prozentuale Anstieg der Gasgeschwindigkeit.
Bei Voraussetzung isentroper Zustandsänderungen eines idealen Gases mit konstanter spezifischer
Wärme sind die Gastemperatur und die Gasgeschwindigkeit unabhängig vom Gaseintrittsdruck. Der
sich hier darstellende geringe Druckeinfluss auf die Partikeltemperatur beruht auf der schwachen
Abhängigkeit der Nusseltzahl von der Gasdichte. Die Gastemperatur hingegen geht direkt in Form
einer Temperaturdifferenz in die Berechnung der Erwärmung der Partikel ein und beeinflusst dementsprechend deutlich deren Temperatur.
In Bild 3.8 war bereits ein Einfluss des Partikeldurchmessers auf die Geschwindigkeit und Temperatur der Partikel erkennbar. Bild 3.9c zeigt nun die am Düsenaustritt erreichte Geschwindigkeit
und Temperatur für Kupferpartikel mit Durchmessern von 1 bis 45 µm. Die Austrittstemperatur
steigt bis zu Partikeldurchmessern von etwa 25 µm zunächst auf einen Maximalwert von 375 K an
und sinkt für zunehmende Partikeldurchmesser langsam wieder ab. Beginnend bei 1 µm Durchmesser fällt die Partikelaustrittsgeschwindigkeit zunächst stark ab. Je größer die Partikeldurchmesser
jedoch werden, desto geringer wird die Geschwindigkeitsabnahme. Da die Partikelbeschleunigung
auch vom Kehrwert der Partikeldichte abhängt, ist bei einer Zunahme der Partikeldichte ein ähnliches Verhalten zu beobachten, Bild 3.9d.
Die Gasart ist eine wesentliche Einflussgröße für den Spritzprozess in spritztechnischer und vor
allem auch ökonomischer Hinsicht. Mit Helium als Prozessgas lässt sich bei sonst gleichen Pro-
29
3 Strömungsmechanische Aspekte beim Kaltgasspritzen
zessparametern und gleicher Düsengeometrie eine deutlich höhere Gasgeschwindigkeit erreichen
als mit Stickstoff oder Luft, Bild 3.9e. Die Auswirkung der höheren Gasgeschwindigkeit auf die
Partikelbeschleunigung wird aber durch die sehr geringe Dichte des Heliums eingeschränkt. Als
weitere Alternative zu Stickstoff als Prozessgas wurde bisher Argon angesehen, da man sich von
der hohen Gasdichte eine ebenso hohe Beschleunigungswirkung versprach. Aufgrund seiner hohen
molaren Masse hat Argon jedoch gegenüber Stickstoff eine vergleichsweise geringe Schallgeschwindigkeit. Dadurch verringern sich die in der Düse erreichbaren Gas- und Partikelgeschwindigkeiten deutlich. Außerdem haben Helium und Argon eine um den Faktor 5 höhere spezifische
Wärme als Stickstoff, was eine wesentlich stärkere Abkühlung der Partikel noch innerhalb der Düse
bewirkt, Bild 3.9f.
3.2.2
Einfluss der Düsengeometrie unter Annahme der isentropen Zustandsänderung
In Bild 3.10 sind unter Annahme von Standardeinstellungen zum Spritzen von Kupfer die nach der
idealisierten eindimensionalen Methode berechneten Austrittsgeschwindigkeiten und Temperaturen
von Kupferpartikeln mit Durchmessern von 5 bis 25 µm für die Düsen A, B, C und D dargestellt
(vgl. Kap. 3.1.3). Der Vergleich der Düsen B und D zeigt, dass die frühe Aufweitung der Düse D im
divergenten Abschnitt sich besonders positiv auf die Geschwindigkeiten kleiner Partikel mit
Durchmessern zwischen 5 und 10 µm auswirkt. Deren Austrittsgeschwindigkeiten sind zwischen 10
und 40 m/s höher als bei der Düse B. Die frühe Expansion des Gases bewirkt jedoch eine über einen
weiten Bereich des divergenten Abschnitts geringere Gasdichte, die sich bei Partikeln ab etwa 20
µm Durchmesser nachteilig auf deren Beschleunigung auswirkt. Eine Steigerung der Austrittsgeschwindigkeiten auch für große Partikeldurchmesser wird erzielt, wenn zusätzlich zur Änderung der
Kontur auch eine Verlängerung des Überschallabschnitts vorgenommen wird, was der Entwicklungsschritt von der Düse A zur Düse C zeigt. Für alle hier betrachteten Partikeldurchmesser von 5
bis 25 µm wurde mit der Düse C eine durchschnittliche Geschwindigkeitserhöhung von etwa 60
m/s erreicht, Bild 3.10a. Die Abkühlung der Partikel hängt von deren Verweilzeit im kalten Bereich
der Strömung, d.h. im divergenten Düsenabschnitt ab. Demzufolge sind die Partikeltemperaturen
am Austritt der verlängerten Düse C stets geringer als bei den übrigen Düsen A, B und D, Bild
3.10b.
Den derzeitigen Stand der Technik beim Kaltgasspritzen stellen Spritzdüsen dar, bei denen der Überschallbereich nach dem Charakteristikenverfahren (vgl. Kap. 3.1.3, Bild 3.3) konstruiert ist. Bei
der Optimierung solcher Düsen wurde auch der bereits bei den Düsen A und B beobachtete Einfluss
der Austrittsmachzahl auf die Geschwindigkeit von Partikeln mit verschiedenen Durchmessern berücksichtigt. Im Rahmen der Optimierung wurden jeweils die Düsenlänge, der Durchmesser des
Düsenhalses sowie die Spritzparameter konstant gehalten und die Austrittsmachzahl durch Änderung des Expansionsverhältnisses AE/A* variiert. Im Vorgriff auf Kapitel 4 und 5 sei hier erwähnt,
dass stets von der Existenz einer kritischen Aufprallgeschwindigkeit ausgegangen wurde, ab der die
Partikel haften, alle langsameren Partikel sollen der Voraussetzung nach vom Substrat abprallen.
Unter weiteren, noch zu erläuternden Annahmen, kann die kritische Geschwindigkeit auch durch
30
3 Strömungsmechanische Aspekte beim Kaltgasspritzen
einen kritischen Partikeldurchmesser ersetzt werden. Die in der Literatur genannten kritischen Werte für Kupfer sind 450 und 640 m/s, [23, 27, 32]. Im Rahmen dieser Arbeit wurden Werte zwischen
530 und 550 m/s ermittelt (vgl. Kap. 5).
Das Bild 3.11a zeigt die Austrittsgeschwindigkeit des Gases und von 5 bis 45 µm Kupferpartikeln
für unterschiedliche Düsenaustrittsmachzahlen bei Standardparametereinstellungen zum Spritzen
von Kupfer. Die 25 µm Partikel – das sind bei den Standardkupferpulvern gleichzeitig die größten
Partikel – erreichen ihre maximale Austrittsgeschwindigkeit für Machzahlen im Bereich von 3,4,
was einem Expansionsverhältnis von etwa 5,6 entspricht. Die Geschwindigkeitswerte liegen dann
immer noch im Bereich des für die Haftung notwendigen kritischen Wertes. Ein geringeres Expansionsverhältnis wirkt sich aufgrund der dann zunehmenden Gasdichte besonders positiv auf die Beschleunigung größerer Partikel aus, ein größeres Expansionsverhältnis ist entsprechend vorteilhaft
für die Beschleunigung kleiner Partikel. Sowohl die Verringerung des Gaseintrittsdrucks auf 20 bar
als auch die Erhöhung der Gaseintrittstemperatur auf 620 °C bewirken eine deutliche Abnahme der
Gasdichte (Bild 3.11b, c). Für Partikel ab etwa 20 µm Durchmesser sinkt dann die optimale Machzahl auf einen Wert von 2,9, obwohl sich die Gasgeschwindigkeit in beiden Fällen entgegengesetzt
entwickelt. Die für den Prozess günstigste Austrittsmachzahl hängt jedoch nicht allein von den Gaseigenschaften, sondern auch von der Dichte des Spritzwerkstoffs ab (vgl. Bild 3.9d). Bild 3.11d
zeigt, dass im Fall von Aluminium als Spritzwerkstoff sich eine Austrittsmachzahl von etwa 3,8 als
besonders vorteilhaft erweist. Die geringe Dichte von Aluminium gleicht offensichtlich den Nachteil der abnehmenden Gasdichte bei weiterer Expansion des Gases aus. Es ist aber zu berücksichtigen, dass die mit etwa 680 m/s vergleichsweise hohe kritische Auftreffgeschwindigkeit von Aluminium trotzdem nur von relativ kleinen Partikeln mit bis zu 25 µm Durchmesser erreicht wird [23,
27].
Aufbauend auf diesen Erkenntnissen wurde für die Standarddüse zum Spritzen von Kupfer und
Werkstoffen mit ähnlicher Dichte eine Austrittsmachzahl von etwa 3,4 (Düse E) und für Aluminium
entsprechend 3,9 (Düse F) festgelegt. Die Problematik der Definition des Beschleunigungsbeiwertes
wurde bereits in Abschnitt 3.2.1 diskutiert. Diese Effekte werden bei Annahme von Aluminium als
Spritzwerkstoff noch weiter verstärkt. Das 5 µm Partikel erreicht in diesem Fall bei Austrittsmachzahlen von 2,4 wie erwartet Geschwindigkeiten nahe der des Gases. Die Partikelmachzahl liegt
dann über die gesamte Düsenlänge zwischen 0,1 und 0,5 und damit innerhalb eines stetigen Abschnitts im Definitionsbereich des Beschleunigungsbeiwertes. Wird die Austrittsmachzahl hingegen
auf 2,9 erhöht, beginnt die Partikelmachzahl etwa 30 mm stromabwärts des Düsenhalses um den
kritischen Wert von 0,95 zu schwanken.
Der Einfluss der Düsenkontur auf das Beschleunigungsverhalten der Partikel wird in Bild 3.12 noch
einmal für ein 15 µm Kupferpartikel verdeutlicht. Besondere Beachtung gilt dabei der Partikelmachzahl (vgl. Gl 3.11). Innerhalb der Düsen A und C steigt die Machzahl über weite Bereiche der
Düse ungleichmäßig an. In Düse E hingegen erfolgt im Bereich des Düsenhalses ein schneller Anstieg der Partikelmachzahl auf einen nahezu konstanten Wert zwischen 1 und 1,1. Entsprechend
gleichmäßig verläuft der Beschleunigungsbeiwert entlang der Düsenachse.
Mit hochschmelzenden Werkstoffen oder Werkstoffen mit großem Widerstand gegen plastische
Verformung, wie z.B. MCrAlY’s (M für Metalle Ni und Co), lassen sich oft nur noch unter Ver-
31
3 Strömungsmechanische Aspekte beim Kaltgasspritzen
wendung von Helium als Prozessgas Schichten herstellen. In Kapitel 3.1 wurde jedoch bereits gezeigt, dass Düsen mit gleichen Querschnittsverhältnissen aufgrund des Einflusses des Isentropenexponenten für unterschiedliche Prozessgase auch unterschiedliche Düsenaustrittsmachzahlen besitzen. Für Helium als Prozessgas wurden daher zunächst dieselben theoretischen Untersuchungen zur
Optimierung der Austrittsmachzahl durchgeführt wie zuvor für Stickstoff. Als Resultat daraus ergab
sich für Düsen unter Heliumbetrieb bei 25 bar Gasdruck und 300 °C Gastemperatur für Pulver mit
einer Dichte von 8 g/cm3 eine besonders vorteilhafte Austrittsmachzahl von etwa 2,6. Diese Düse
wird im Folgenden mit G bezeichnet.
In Bild 3.13 sind die Gas- und Partikelgeschwindigkeiten und Temperaturen für Standardeinstellungen zum Spritzen von Kupfer in Abhängigkeit von der Düsengeometrie und dem Partikeldurchmesser dargestellt. Durch das geringere Expansionsverhältnis erreicht das Gas am Austritt der Düse
E mit 921 m/s eine geringere Geschwindigkeit als bei den Düsen A und C, Bild 3.13a. Mit der geringeren Expansion ist wiederum eine erhöhte Gasdichte über die gesamte Düsenlänge verbunden,
die sich ihrerseits besonders positiv auf die Beschleunigung großer Partikel ab etwa 20 µm Durchmesser auswirkt. Zusammen mit dem nochmals um 12 mm verlängerten Überschallabschnitt von
Düse E ergibt sich so eine durchschnittliche Erhöhung der Partikelgeschwindigkeiten um etwa 40
m/s gegenüber der Düse C. Die Partikeltemperaturen am Austritt erreichen bei der Standarddüse die
höchsten Werte. Zwar findet hier eine stärkere Abkühlung des Gases infolge der stärkeren Expansion statt, gleichzeitig ist aber die Verweilzeit der Partikel im kalten divergenten Düsenbereich geringer, Bild 3.13b. Bild 3.14 zeigt die Austrittsgeschwindigkeit und Temperatur für unterschiedlich
große Kupferpartikel beim Betrieb der Düsen A, E und G mit Helium als Prozessgas. Die geringere
Austrittsmachzahl der Düse G und damit auch die geringere Gasgeschwindigkeit werden offensichtlich durch die höhere Gasdichte kompensiert, so dass im Heliumbetrieb besonders die größeren Partikel ab etwa 10 µm Durchmesser höhere Geschwindigkeiten erreichen als bei der Düse E, Bild
3.14a. Die Gas- und Partikelaustrittstemperaturen erreichen bei der heliumoptimierten Düse G etwa
doppelt so hohe Werte wie im Fall der Düsen A und E, da die Expansion mit der Abkühlung des
Gases korreliert, Bild 3.14b.
3.2.3
Simulation des Strömungsfeldes für Stickstoff als Prozessgas
Die Auswertung der in dieser Arbeit durchgeführten numerischen Strömungssimulation beschränkt
sich auf die Düsen A und E, da zwischen diesen beiden Düsen der größte Entwicklungsschritt vollzogen wurde. Mit diesen beiden Düsen wurden auch umfangreiche experimentelle Untersuchungen
durchgeführt (vgl. Kap. 4). Die Rechnungen wurden zunächst für die Standardparametereinstellungen zum Spritzen von Kupfer durchgeführt, d.h. Stickstoff als Prozessgas bei einer Temperatur von
320 °C und einem Druck von 30 bar am Düseneintritt. Zusätzlich wurde für das Trägergas am Pulverrohreintritt eine Temperatur von 20 °C und für den Massenstrom ein aus den Experimenten bekannter Wert von 0,00278 kg/s vorgegeben. Bei einer Dichte im Normzustand (1bar, 0 °C) von 1,25
kg/m3 sind dies etwa 8 Nm3/h, was etwa 1/10 des Prozessgasstroms von 77 Nm3/h entspricht.
Für die Simulationen wurde zunächst eine Startlösung berechnet, darauf aufbauend erfolgte die Berechung des Strömungsfeldes in erster Näherung. Die Modellierung der Turbulenz erfolgte unter
32
3 Strömungsmechanische Aspekte beim Kaltgasspritzen
Verwendung des numerisch sehr stabilen k-İ-Modells. Die Problematik bei der Verwendung des kİ-Modells sind dessen Neigung zur Überbewertung der Diffusion sowie Probleme, die sich bei
Strömungen mit Druckgradienten ergeben [84]. Das sind beispielsweise die Vorhersage einer zu
geringen Ablösung, die komplexe Formulierung bei der Integration zur Wand und die Überproduktion von Turbulenz im Staupunkt [77]. Da die Berechnungen in erster Ordnung in der Regel gut
konvergieren, wurde die gekoppelte Berechungsmethode in impliziter Form angewendet. Für die
Berechungen zweiter Ordnung, die erst die notwendige Genauigkeit liefern, wurde ebenfalls zunächst das k-İ-Modell angewendet. Bei hohen Netzauflösungen (v3) musste hier aber in einigen
Fällen bereits auf Mehrgitterverfahren übergegangen werden, um eine ausreichende Konvergenz
der Residuen zu erreichen. Nachdem die Lösungen zweiter Ordnung gemäß der in Kapitel 3.1 aufgeführten Kriterien konvergiert waren, wurden die Simulationen mit dem sShear-Stress-Transports
k-Ȧ-Modell (SST -Ȧ-Modell ) weitergeführt. Dieses in der Luft- und Raumfahrttechnik häufig verwendete Modell vereint die Vorteile des k-İ-Modells im Außenbereich von Strömungen mit denen
des k-Ȧ-Modells im wandnahen Bereich [80]. Für die Anwendung dieses Modells müssen die
wandnahen Zellen jedoch einige Kriterien erfüllen, die über die sogenannte Größe y+ kontrollieret
werden [50]. Diese setzt sich aus der Gasdichte, der Schergeschwindigkeit, dem Wandabstand und
der dynamischen Viskosität des Gases zusammen und sollte vorzugsweise zwischen 30 und 300
betragen. Zur Erfüllung dieser Kriterien kann das Netz adaptiert, d.h. Zellen können zusammengefasst oder geteilt werden.
Standarddüse
Bild 3.15a zeigt das Geschwindigkeitsfeld der Gasströmung für die Düse A im Bereich zwischen
dem Pulverinjektionspunkt und dem Düsenaustritt, zunächst für das grobe Netz (v1). In Übereinstimmung mit den Beobachtungen bei der idealisierten Betrachtungsweise wird das Gas vor allem
im Bereich des engsten Querschnitts und im ersten Drittel des divergenten Düsenabschnitts beschleunigt. Die Maximalgeschwindigkeit im Gasstrahl beträgt etwa 937 m/s, sie wird noch innerhalb der Düse erreicht und liegt nur geringfügig unter dem theoretisch möglichen Wert von 961
m/s. Die in Achsrichtung stark gestreckte Ausrichtung der beiden konzentrischen Gasströme von
Prozess- und Trägergas verzögert deren Durchmischung. Die Injizierung des Trägergases bei
Raumtemperatur impliziert eine höhere Dichte bei gleichzeitig geringerem Temperaturpotenzial für
die folgende Expansion und Beschleunigung. Die Geschwindigkeiten im Kern der Gasströmung
sind daher deutlich geringer als im Mantelbereich.
Die Bilder 3.15b und c zeigen die Geschwindigkeitsprofile über den Strömungsquerschnitt für verschiedene Positionen zwischen dem Ort der Pulverinjektion und dem Düseneintritt sowie dem Düseneintritt und dem Düsenaustritt. Obwohl sich der Strömungsquerschnitt im konischen Abschnitt
der Vorkammer bereits deutlich verringert, ist die Strömungsgeschwindigkeit bis zum Düseneintritt
mit etwa 35 m/s noch vergleichsweise gering. Der leichte Geschwindigkeitsüberschuss des Trägergases am Austritt des Injektionsrohres wird bis zum Düseneintritt durch die stärkere Beschleunigung des heißen Prozessgases bereits überkompensiert. Die endliche Wanddicke des Pulverrohres
verursacht eine sogenannte Wake-Strömung, die sich in einem lokalen Abfall der Geschwindigkeiten äußert. Wie bereits anhand der Felddarstellung sichtbar wurde, verstärkt sich der Geschwindigkeitsunterschied zwischen Prozess- und Trägergas bis etwa 50 mm stromabwärts vom Düseneintritt
33
3 Strömungsmechanische Aspekte beim Kaltgasspritzen
und erreicht dort sein Maximum von etwa 130 m/s. Die im weiteren Verlauf stattfindende Durchmischung von Träger- und Prozessgas führt zu einem allmählichen Ausgleich der Geschwindigkeiten,
doch selbst am Düsenaustritt besitzt der Gasstrahl noch ein annähernd M-förmiges Geschwindigkeitsprofil, Bild 3.15c.
Die starke Überexpansion des Gasstrahls wird bei der Betrachtung des Geschwindigkeitsfeldes im
Bereich des Düsenaustritts und des Freistrahls deutlich, Bild 3.16a. Im Bereich der Düsenhinterkante löst die Strömung ab, und schräge Verdichtungsstöße verlaufen in Richtung Strahlzentrum. Im
Kreuzungspunkt der Stoßfronten entsteht ein Druckknoten, in dem die Geschwindigkeit auf Werte
deutlich unterhalb der Maximalgeschwindigkeit abfällt. Nach den Druckknoten erfolgt jeweils wieder eine Expansion des Strahls, die mit einer erneuten Geschwindigkeitserhöhung verbunden ist.
Ohne Substrat würde sich dieser Vorgang je nach Gaszustand am Düsenaustritt noch einige Male
wiederholen. Im Spritzprozess bildet jedoch der Gasstrahl auf der Substratoberfläche einen Staupunkt, in dem das Gas schlagartig abgebremst und in die radiale Richtung umgelenkt wird. Dabei
bildet das abströmende Gas auf der 30 mm entfernten Substratoberfläche eine ausgeprägte Plattenströmung. Die übrige Umgebung der Spritzpistole bleibt von der Gasströmung nahezu unbeeinflusst, auch konnten keine Rückwirkungen der äußeren Randbedingungen auf das Geschwindigkeitsfeld in und hinter der Düse festgestellt werden.
Die Auswirkungen der Gitterauflösung auf die Simulationsergebnisse werden besonders deutlich
anhand der Betrachtung des Gasfreistrahls. In diesem Bereich ist anhand des Vergleichs der Strömungsfelder, die mit den Netzen v1, v2 und v3 berechnet wurden, zu erkennen, dass sich die Verdichtungsstöße am Düsenaustritt sowie die Druckknoten mit ansteigender Zellenzahl zunehmend
deutlicher darstellen, und dass auch eine Verschiebung der Stöße stromaufwärts in die Düse erfolgt,
Bild 3.16a-c. Eine weitere Verfeinerung des Gitters führte jedoch zu keinen nennenswerten Änderungen mehr, so dass für die weiteren numerischen Simulationen ausschließlich das feinste Netz v3
verwendet wurde. Entsprechend der Stoßkonfiguration weicht die Gestalt des Freistrahlkerns deutlich von der unter der Berücksichtigung der Düsenkontur erwarteten leicht konisch divergenten
Form ab, Bild 3.16c.
Die radiale Geschwindigkeitskomponente erreicht im Freistrahl Beträge von bis zu 180 m/s, Bild
3.17a. Der Wechsel zwischen negativen und positiven Werten verdeutlicht dabei die in Verbindung
mit Verdichtungsstößen und Druckknoten stattfindende Kontraktion bzw. Aufweitung des Freistrahls. Die Lage der Druckknoten beeinflusst auch die axiale Geschwindigkeitskomponente, die im
Randbereich infolge der Durchmischung des Freistrahls mit der Umgebungsluft mit zunehmendem
Abstand zum Düsenaustritt kleiner wird, Bild 3.17b. Das Geschwindigkeitsprofil stellt sich dementsprechend breiter und flacher dar.
Bild 3.18 zeigt die Vektordarstellung des Geschwindigkeitsfeldes im Freistrahl. Die Richtungsänderung innerhalb der Staupunktströmung auf dem Substrat erfolgt im Randbereich des Freistrahls
noch verhältnismäßig moderat, während das Gas im Kern des Freistrahls sehr stark verzögert und
umgelenkt wird. Die Substratgrenzschicht wird dabei auf etwa 1,55 mm Dicke zusammengestaucht.
Hinsichtlich der Druckverteilung im Strömungsfeld sind die Bereiche Pulverinjektion, divergenter
Abschnitt bis hin zum Düsenaustritt sowie Staupunkt auf dem Substrat von besonderem Interesse:
34
3 Strömungsmechanische Aspekte beim Kaltgasspritzen
Der Gasdruck am Ort der Pulverinjektion bestimmt auch den Druck im Pulverförderer, der diesen
zur Kompensation von Druckverlusten in Zuleitungen den Vorkammerdruck geringfügig übersteigen muss. Ein zu geringer Druck im Überschallbereich der Düse kann die Ausbildung negativer
Effekte wie Strömungsablösungen und Verdichtungsstöße zur Folge haben. Im Staupunkt auf dem
Substrat ist der Staudruck gleichbedeutend mit einer mechanischen Beanspruchung des zu beschichtenden Bauteils. Bild 3.19a zeigt das statische Druckfeld in der Vorkammer und im konvergenten Düsenabschnitt, Bild 3.19b den Bereich des Düsenaustritts und des Freistrahls. Innerhalb
der Vorkammer ist kein signifikanter Druckabfall festzustellen. Erst durch die Expansion im Unterschallabschnitt der Düse fällt der Gasdruck bis zum Düsenhals um etwa 47 % ab. Im weiteren Verlauf des divergenten Überschallabschnitts wird der Gasstrahl überexpandiert, so dass der Druck am
Düsenaustritt deutlich geringer ist als der Umgebungsdruck. Im Staupunkt auf dem Substrat steigt
der Druck auf bis zu 9 bar. Dadurch wirkt auf den zentralen Bereich des Substrats, der dieselben
Abmessungen wie der Düsenaustritt besitzt, eine Druckkraft von etwa 26 N.
Bild 3.20 zeigt das Temperaturfeld für die Standarddüse unter Standardparametereinstellungen (N2,
320 °C, 30 bar). Entsprechend der geringen Geschwindigkeitserhöhung findet bis zum Düseneintritt
keine nennenswerte Abnahme der Prozessgastemperatur statt, Bild 3.20a. Das Pulverinjektionsrohr
wird innerhalb der Vorkammer vom heißen Prozessgas umströmt, die Anordnung gleicht der eines
Gleichstromwärmetauschers. Bezogen auf die Länge des Pulverrohres ist die Gasgeschwindigkeit
allerdings bereits so hoch, dass das Trägergas nur eine geringe Erwärmung auf weniger als 50 °C
erfährt. Die vergleichsweise geringe Temperatur des Trägergases bleibt zunächst aufgrund der
schlechten Durchmischung von Prozess- und Trägergas im Kern des Gasstrahls bis über den engsten Querschnitt hinaus erhalten. Im weiteren Verlauf nimmt dann die Temperatur des Gesamtgasstroms drastisch ab und erreicht am Düsenaustritt Werte von deutlich unter –150 °C, Bild 3.20b. Im
Staupunkt auf dem Substrat wird ein Großteil der kinetischen Energie wieder in Wärme umgesetzt,
und die Gastemperatur im Strahlkern steigt dann wieder bis auf etwa 270 °C an.
Die aus der Düse austretende heiße Strömungsgrenzschicht bildet ausgehend von der Düsenhinterkante einen Mantel aus heißem Gas, der die stark abgekühlte Kernströmung bis zum Substrat hin
umschließt. Da die Geschwindigkeit dieses Gasmantels zudem noch vergleichsweise gering ist,
wirkt er gleichzeitig als Schutz des Freistrahls gegenüber der Umgebungsluft. Die vergleichsweise
geringe Durchmischung von Freistrahl und Umgebungsluft wird auch anhand der Felddarstellung
des Verhältnisses von reinem Stickstoff zur Umgebungsluft in Bild 3.21 deutlich. Hier beträgt der
Kerndurchmesser des reinen Stickstoffstrahls bis unmittelbar vor dem Substrat noch 4 bis 6 mm.
Das heiße Prozessgas erhitzt den Vorkammerkörper örtlich auf Temperaturen nahe der des Gases.
Bis zum engsten Querschnitt kühlt sich das Prozessgas auf etwa 240 °C ab. Trotzdem wird die Düse
im Eintrittsbereich infolge Wärmeleitung noch auf Temperaturen von etwa 270 °C erwärmt, und
auch der übrige Düsenköper erreicht noch Temperaturen von mehr als 130 °C. Trotz dieser hohen
Wandtemperaturen ist der Gesamtwärmeverlust über die Außenwände, bezogen auf die in das System eingebrachte Wärme, mit 2 bis 3 % äußerst gering.
35
3 Strömungsmechanische Aspekte beim Kaltgasspritzen
Optimierte Stickstoffdüse
Bild 3.22a zeigt das auf der Grundlage der feinen Netzversion 3 berechnete Geschwindigkeitsfeld
für die optimierte Düse E im Bereich zwischen dem Pulverinjektionspunkt und dem Düsenaustritt.
Bis zum engsten Querschnitt ist im Vergleich zur Düse A qualitativ und quantitativ nahezu kein
Unterschied zu erkennen, obwohl der konvergente Abschnitt der Düse E auf 20 mm verkürzt und
der Kurvenradius des Düsenhalses auf 16 mm verringert wurde. Hinsichtlich der maximalen Geschwindigkeitswerte fällt jedoch auf, dass das Gas bei der optimierten Düse aufgrund des geringeren Expansionsverhältnisses nur noch 843 m/s erreicht, im Vergleich zu 937 m/s bei der Düse A.
Ein wesentlicher Vorteil der optimierten Düse ist die deutliche Abschwächung der Verdichtungsstöße und der Druckknoten, die auf die geringere Austrittsmachzahl und die parallele Ausströmung
zurückzuführen ist, Bild 3.22b. Dadurch verringert sich insbesondere die Durchmischung des Freistrahls mit der Umgebungsluft, und der Durchmesser der ungestörten Kernströmung im Freistrahl
erreicht etwa 55 % (Düse A etwa 35 %) des Düsenaustrittsdurchmessers, Bild 3.23. Signifikante
Radialgeschwindigkeitskomponenten treten nun erst unmittelbar vor dem Substrat auf. Die Verlängerung des divergenten Düsenabschnitts führt bei der Düse E zwar zu erhöhten Reibungsverlusten,
gleichzeitig fördert sie aber auch die Durchmischung von Träger- und Prozessgas und begünstigt
damit die Ausbildung des für turbulente Strömungen typischen blockförmigen Geschwindigkeitsprofils am Düsenaustritt, Bild 3.24. Die mit FLUENT berechneten Austrittsgeschwindigkeiten sind
im Fall der optimierten Düse E um etwa 8 % und im Fall der Düse A um etwa 3 % geringer als die
Werte aus den reibungsfreien Rechnungen.
Entsprechend der Erkenntnisse zum Geschwindigkeitsfeld treten bei Verwendung der Düse E bis
zum engsten Querschnitt auch im Temperaturfeld keine nennenswerten Abweichungen zu dem der
Düse A auf. Daher weichen die Massendurchsätze beider Düsen bei gleichem Düsenhalsdurchmesser mit 105,1 kg/h (A) und 106,2 kg/h (E) auch nur um etwa 1 % voneinander ab. Das insgesamt
niedrigere Geschwindigkeitsniveau der Düse E verringert jedoch die Abkühlung des Gases im Düsenverlauf beträchtlich. Im Strahlzentrum beträgt die Temperatur am Austritt der Düse E etwa -70
°C gegenüber -145 °C bei der Standarddüse, Bild 3.25a. Der zusätzliche Wärmeverlust durch die
vergrößerte Düsenoberfläche der Düse E ist mit 120 W aber vergleichsweise gering.
Hinsichtlich der Druckverteilung ist zu ergänzen, dass der Gasdruck im Staupunkt auf dem Substrat
von 8,7 bar für die Standarddüse auf etwa 11,1 bar bei Verwendung der Düse E ansteigt. Dieser
erhöhte Wert ist offensichtlich auch auf die bessere Fokussierung des Spritzstrahls bei der Düse E
zurückzuführen, Bild 3.25b.
Parametervariation
In einigen Anwendungsfällen, beispielsweise bei der Verarbeitung von Spritzwerkstoffen mit sehr
geringer Schmelztemperatur wie Zinn oder Kunststoffe, ist ein Vorheizen des Prozessgases nicht
notwendig, in anderen Fällen, etwa bei der Beschichtung temperaturempfindlicher Substrate, ist das
Vorheizen sogar unerwünscht. Andererseits erfordert das Spritzen höherschmelzender Werkstoffe
höhere Gas- und Partikelgeschwindigkeiten, die sich entweder durch die Verwendung von Helium
als Prozessgas oder durch eine signifikante Erhöhung der Gaseintrittstemperatur erreichen lassen
36
3 Strömungsmechanische Aspekte beim Kaltgasspritzen
(vgl. Kap. 3.2.1). Die grundsätzliche Abhängigkeit der Gas- und Partikelzustandgrößen von den
Prozessparametern wurde bereits anhand der vereinfachten eindimensionalen Betrachtungen ermittelt. Im Folgenden werden die Änderungen im Strömungsfeld dargestellt, die sich bei deutlich von
den Standardeinstellungen zum Spritzen von Kupfer abweichenden Parametereinstellungen ergeben. Für die Düse E wurden dazu numerische Simulationen unter Annahme eines konstanten Gasdrucks von 30 bar ohne Vorheizen des Prozessgases, d.h. bei 20 °C Gastemperatur sowie bei maximaler Heizleistung des Gaserhitzers, also bei etwa 620 °C durchgeführt. Außerdem wurden unterschiedliche Druckeinstellungen von 15 bis 30 bar bei einer konstanten Gaseintrittstemperatur von
320 °C betrachtet. 15 bar ist dabei der geringste, für das Kaltgasspritzen noch sinnvoll erscheinende
Gasdruck. Aufgrund von Druckverlusten in Zuleitungen und Steuerbaugruppen wurde bei den experimentellen Untersuchungen lediglich ein Maximaldruck von etwa 31 bar erreicht. Auf eine zusätzliche Betrachtung dieses Falls wurde jedoch verzichtet, da keine signifikante Veränderung der Ergebnisse gegenüber denen für 30 bar zu erwarten war.
Bild 3.26 zeigt für den Betrieb mit Stickstoff als Prozessgas bei 30 bar Gaseintrittsdruck und unterschiedlichen Gaseintrittstemperaturen die Temperaturverteilung über den Strahlquerschnitt am Düsenaustritt und auf der Substratoberfläche. Gegenüber dem Betrieb bei Standardparametereinstellungen fällt für 20 °C Prozesstemperatur besonders die am Düsenaustritt um etwa 100 K geringere
Temperatur im Strahlkern auf, Bild 3.26a. Auf dem Substrat dagegen erreicht das Gas wieder Werte nahe der Umgebungstemperatur, Bild 3.26b. Wird gegenüber den Standardeinstellungen die Gaseintrittstemperatur auf 620 °C erhöht, steigt das Temperaturniveau im gesamten Strömungsfeld
stark an, und die Gastemperatur im Strahlzentrum erreicht bereits unmittelbar vor dem Düsenaustritt Werte nahe der Umgebungstemperatur. Im Staupunkt auf dem Substrat werden dann sogar
Temperaturwerte von nahezu 500 °C erreicht.
Aufgrund des unmittelbaren Zusammenhangs zwischen der Gastemperatur und der Gasgeschwindigkeit (vgl. Gl. A1.9) wird ohne Vorheizen des Prozessgases nur eine Gasaustrittsgeschwindigkeit
von 617 m/s erreicht, Bild 3.27. Wird das Prozessgas dagegen auf 620 °C vorgeheizt, beträgt seine
Austrittsgeschwindigkeit etwa 994 m/s. Mit zunehmender Prozessgastemperatur vergrößert sich der
Geschwindigkeitsunterschied zwischen Träger- und Prozessgas, und der Einfluss des langsameren
Trägergases ist noch am Düsenaustritt an den zum Strahlzentrum leicht abfallenden Geschwindigkeitswerten zu erkennen. Erhöhte Gasgeschwindigkeiten bei gleichzeitiger Abnahme der Dichte
verstärken aber auch gasdynamische Effekte wie Strömungsablösungen und Verdichtungsstöße. Der
Freistrahl wird zunehmend instabil und die Durchmischung mit der Umgebungsluft nimmt zu.
Der Gasmassendurchsatz steigt im Fall von Stickstoff als Prozessgas gegenüber den Standardeinstellungen um mehr als 40 % auf etwa 147 kg/h an, wenn das Gas nicht vorgeheizt wird. Wird dagegen die Gaseintrittstemperatur bei gleichem Druck von 320 °C auf 620 °C erhöht, verringert sich
der Gasverbrauch um etwa 18 %.
Eine deutliche Verringerung des Gaseintrittsdrucks von 30 auf 15 bar führt zu einer Abnahme der
Gasdichte im gesamten Düsenbereich. Dadurch sinkt auch der Gasverbrauch um etwa 50 %. Die
Ausströmung aus der Düse wäre jedoch nur dann besonders vorteilhaft, wenn der Gasdruck im Austrittsquerschnitt der Düse dem dort herrschenden Umgebungsdruck entspräche [54]. Zum Erreichen
dieses sogenannten angepassten Zustands wäre jedoch im Fall der Düse E und Stickstoff als Pro-
37
3 Strömungsmechanische Aspekte beim Kaltgasspritzen
zessgas ein Gaseintrittsdruck von etwa 57 bar nötig. Die Drucksenkung auf 15 bar wirkt sich daher
besonders nachteilig auf das Strömungsfeld aus. Die Darstellungen des Druckfeldes (Bild 3.28a)
und Geschwindigkeitsfeldes (Bild 3.28b) zeigen, dass nun auch bei der optimierten Düse Effekte
wie Strömungsablösungen und Verdichtungsstöße verstärkt auftreten. In Übereinstimmung mit den
für isentrope Strömungen gewonnenen Erkenntnissen übt der Gasdruck keinen Einfluss auf die
Gasaustrittsgeschwindigkeit aus. Die in den Simulationen beobachtete geringe Abnahme der Gasgeschwindigkeit im Strahlzentrum von 843 m/s bei Standardparametereinstellungen auf 831 m/s bei
15 bar ist auf den Mindestträgergasfluss von 5 Nm3/h zurückzuführen, der aus sicherheitstechnischen Gründen nicht unterschritten werden sollte. Je nach Gaseintrittsdruck ändert sich dann das
angestrebte Verhältnis von Trägergas- zu Prozessgasmassenstrom von 1:10 zugunsten des Trägergases, wodurch eine zusätzliche Abkühlung des Gasstrahls erfolgt.
3.2.4
Berechnung der Partikelflugbahnen
Die eindimensionalen Betrachtungen lieferten bereits wichtige Erkenntnisse zur Abhängigkeit der
Partikelzustandsgrößen von der Düsengeometrie und den Prozessparametern. Sie lassen jedoch keine Aussagen bezüglich der Partikelzustandsgrößen im Moment des Aufpralls auf das Substrat zu.
Zusätzlich zur Abhängigkeit von den Prozessparametern werden diese auch beeinflusst von der
Verteilung der Spritzpartikel im Spritzstrahl, den geometrischen Gegebenheiten in der Spritzpistole
sowie von gasdynamischen Effekten wie Grenzschichtbildung auf der Substratoberfläche oder Verdichtungsstöße im Freistrahl. Gerade die Bahnlinien der Partikel können wichtige Hinweise liefern,
mit denen sich in der Praxis auftretende Probleme wie das Zusetzen der Düsen oder die mit der Düsengeometrie variierende Ausdehnung des Spritzstrahls erklären lassen. In diesem Teilabschnitt
werden dazu die Ergebnisse des Particle-Trackings mit FLUENT für die unter 3.2.3 behandelten
Strömungsfälle dargestellt und mit den Ergebnissen der idealisierten Rechnungen verglichen. Für
die Berechnung der Bahnlinien wurde wie bereits bei der eindimensionalen Betrachtung eine von
der Mach- und der Reynoldszahl abhängige Formulierung des Beschleunigungsbeiwertes verwendet
[50].
Beim Kaltgasspritzen ist der Volumenanteil des Spritzpulvers im Vergleich zum Gasvolumen stets
sehr gering. Selbst im Bereich der Trägergas-/Pulverinjektion werden Werte im Promillebereich
nicht überschritten, so dass in den hier durchgeführten Untersuchungen die Rückwirkungen der
Partikel auf die Gasphase vernachlässigt werden konnten. Der Massenanteil der Partikel kann im
Pulverinjektionsrohr je nach Parametereinstellung und Spritzwerkstoff örtlich etwa die Masse der
umgebenden Gasströmung erreichen. Im Bereich der Düse ist der Gesamtgasmassenstrom jedoch
meist um eine Größenordnung höher als der Partikelmassenstrom.
Eine notwendige Voraussetzung für die Anwendung des Partikelmodells in FLUENT ist die Vorgabe definierter Ein- und Ausströmbedingungen für die Partikel. Im vorliegenden Fall ergibt sich die
Einströmbedingung aus der Geschwindigkeit, Temperatur und Größe der Partikel sowie dem Startpunkt der zu bestimmenden Bahnlinie im Strömungsfeld. Für die Eintrittsgeschwindigkeit in das
Strömungsfeld wurden für alle Partikel 25 m/s bei einer Eintrittstemperatur von 20 °C vorgegeben.
Eine Festlegung der Startpunkte für die Berechnungen der Bahnlinien auf dem Rand des Strö38
3 Strömungsmechanische Aspekte beim Kaltgasspritzen
mungsfeldes ist nicht zweckmäßig, da durch die unterschiedliche Ortsauflösung von GAMBIT und
FLUENT geringe Abweichungen zwischen den Koordinaten der Spritzpistolengeometrie und dem
in FLUENT verwendeten Koordinatensystem auftreten können und der beabsichtigte Startpunkt
dann möglicherweise außerhalb des Strömungsgebietes liegt. Daher wurden die Startpunkte der
Partikelbahnlinien 0,01 mm stromabwärts des Pulverrohreintritts mit einem radialen Abstand zur
Spritzpistolenachse zwischen 0,01 und 0,9 mm gewählt. Als Ausströmbedingung wurde vorausgesetzt, dass die Partikel nach dem Aufprall auf das Substrat das betrachtete Strömungsgebiet verlassen und keinen weiteren Einfluss auf die Rechnung haben.
Das Bild 3.29 zeigt den Verlauf der Bahnlinien für Partikel mit Durchmessern von 1 bis 50 µm am
Austritt des Pulverinjektionsrohres und unmittelbar vor dem Substrat für die Standarddüse bei
Standardparametereinstellungen zum Spritzen von Kupfer. Nach dem Verlassen des Pulverrohres
erfahren die sehr kleinen Partikel mit Durchmessern bis zu 5 µm eine deutliche Querbeschleunigung, die im Bereich der Hinterkante des Pulverrohres durch die geringen Gasgeschwindigkeiten
noch begünstigt wird, Bild 3.29a. Erst durch die Verringerung des Strömungsquerschnitts bis zum
Düsenhals und dem damit verbundenen zunehmenden Einfluss des Prozessgases wird der Pulver/Gasstrahl zur Düsenachse hin fokussiert. Im divergenten Düsenabschnitt entfernen sich die feinen
Partikel wieder zunehmend von der Strahlachse und behalten diese äußeren Flugbahnen auch bis
zum Aufprall auf das in 30 mm Entfernung zum Düsenaustritt angeordnete Substrat bei, Bild 3.29b.
Diese scheinbar vom Durchmesser abhängige Separation der Partikel konnte auch bei der Düse E
beobachtet werden.
Die turbulenten Geschwindigkeitsschwankungen können ähnlich wie das instationäre Verhalten von
Strömungen zu stochastischen Abweichungen der Bahnlinien führen, so dass die berechnete Bahnlinie streng genommen stets nur eines von unendlich vielen möglichen Ergebnissen darstellt. In den
hier durchgeführten Simulationen wurde deshalb stets das sogenannte sstochastic trackings angewendet, bei dem für ein und dasselbe Partikel eine vorzugebende Anzahl möglicher Bahnlinien ausgewertet wird. Um zusätzlich auch den Einfluss der radialen Entfernung des Startpunktes der Bahnlinien auf deren Verlauf beurteilen zu können, wurden jeweils 50 Partikel über den Eintrittsquerschnitt des Pulverinjektionsrohres verteilt vorgegeben. Die Ergebnisse dazu sind in den Bildern
3.30a,b für Partikel mit 1 und 5 µm Durchmesser im Bereich des Düsenaustritts und des Freistrahls
dargestellt. Die Kennzeichnung der Bahnlinien erfolgte entsprechend der Partikelgeschwindigkeit.
Während die 1 µm Partikel im divergenten Düsenabschnitt und im Freistrahl sehr stark streuen, ist
bei den 5 µm Partikeln bereits eine deutliche Fokussierung zu beobachten. Anhand der Geschwindigkeitsänderungen ist in der Darstellung der 1 µm Partikel sogar die genaue Lage der Verdichtungsstöße und Druckknoten erkennbar. Im Staupunkt des Gasstrahls auf dem Substrat werden diese Partikel dann stark abgebremst und im Randbereich des Strahls zusätzlich in die radiale Richtung
umgelenkt. Die parallele Ausrichtung der Gasströmung in der Düse E wirkt sich offensichtlich auch
vorteilhaft auf die Bewegung der kleinsten Partikel aus. Der für die Düse A beschriebene Einfluss
der Verdichtungsstöße und Druckknoten auf die Partikelbahnen trat bei der optimierten Düse E nur
in stark abgeschwächter Form auf.
Das Bild 3.31 zeigt die Verläufe der Partikelgeschwindigkeiten entlang der Düsenachse vom Eintritt der Spritzpistole bis hin zum Substrat für Kupferpartikel mit Durchmessern von 1, 5, 15, 25, 35
und 45 µm für die Düsen A (a) und E (b). Innerhalb der Düsen (Düse A: 78 – 177 mm; Düse E: 78
39
3 Strömungsmechanische Aspekte beim Kaltgasspritzen
– 228 mm) verhalten sich die Partikelzustandsgrößen grundsätzlich ähnlich wie bei der in Abschnitt
3.2.3 behandelten idealisierten Betrachtung. Zusätzliche Informationen ergeben sich besonders aus
der Betrachtung des Freistrahls, der sich hier in Richtung der x-Achse bei der Standarddüse von 177
bis 207 mm und bei der optimierten Düse von 228 bis 258 mm erstreckt. Allgemein lässt sich ein
stetiges Absinken der Aufprallgeschwindigkeit mit zunehmendem Partikeldurchmesser feststellen.
Die Düse E begünstigt dabei offensichtlich die Beschleunigung großer Partikel, die hier um bis zu
90 m/s höhere Aufprallgeschwindigkeiten erreichen als bei Verwendung der Standarddüse. Auffällig ist in beiden Fällen, dass auch im Freistrahl aufgrund der dort noch immer höheren Gasgeschwindigkeit eine Partikelbeschleunigung stattfindet, was zu einer Geschwindigkeitszunahme von
bis zu 5 % gegenüber den Werten am Düsenaustritt führt. Unmittelbar vor dem Substrat werden die
kleinsten Partikel durch die Substratgrenzschicht stark abgebremst und verlieren dabei bis zu 50 %
ihrer Geschwindigkeit, während größere Partikel aufgrund ihrer größeren Trägheit nahezu unbeeinträchtigt bleiben. Insgesamt betrachtet ist das Spektrum der Partikelaufprallgeschwindigkeiten im
Fall der Düse E mit einem maximalen Unterschied von etwa 190 m/s wesentlich kleiner als bei der
Standarddüse mit etwa 250 m/s. In Abschnitt 3.2.3 wurde bereits auf die gravierenden Unterschiede
zwischen den Gasgeschwindigkeitsfeldern der zwei Düsen eingegangen. Die dort festgestellten Unterschiede besonders in den Stoßformationen wirken sich auch unterschiedlich auf die Geschwindigkeiten und Temperaturen der Partikel im Freistrahl aus. Im Fall der Düse A werden die kleinen
Partikel mit weniger als 5 µm Durchmesser unmittelbar nach dem Verlassen der Düse von den Verdichtungsstößen erheblich beeinflusst.
Sowohl bei der Standard- als auch bei der optimierten Düse nimmt die Temperatur aller Partikel bis
zum engsten Düsenquerschnitt zunächst deutlich zu (Bild 3.32a,b). Diese Zunahme ist hier durch
die Berücksichtigung des kalten Trägergasstrahls jedoch nicht so ausgeprägt wie bei der idealisierten Betrachtung. Schon im Pulverinjektionsrohr treten im Temperaturverlauf insbesondere des 1 µm
Partikels Unstetigkeiten auf, die unabhängig von der Auflösung der verwendeten Rechennetze waren. Dies hat möglicherweise stochastische Gründe. Die Netzauflösung ist gegenüber den Partikeldurchmessern noch immer vergleichsweise grob. Besonders die kleinsten Partikel weichen aber
deutlich von der Düsenachse ab und nehmen dementsprechend in Randbereichen der Strömung oder
in der Durchmischungszone von Prozess- und Trägergas stark unterschiedliche Temperaturwerte
an. Im divergenten Düsenabschnitt führt die starke Unterkühlung des Gases zu einer erheblichen
Abkühlung besonders der kleinen Partikel, die Temperaturen weit unterhalb 0 °C erreichen. Insgesamt werden die Temperaturänderungen jedoch mit zunehmendem Partikeldurchmesser schwächer.
Bemerkenswert ist, dass die Auftrefftemperaturen – abgesehen von den 1 µm Partikeln – insgesamt
nur in einem Bereich von etwa 70 K variieren. Aufgrund des längeren divergenten Abschnitts und
der damit verbundenen längeren Verweilzeit der Partikel im kalten Düsenbereich begünstigt die
Düse E offensichtlich auch die Abkühlung von größeren Partikeln. Unmittelbar vor dem Substrat
führt der abrupte Geschwindigkeitsabfall zu einem ebenso schlagartigen Anstieg der Partikeltemperatur, der für das 1 µm Partikel mehr als 200 K betragen kann. Allerdings ist auch hier zu beachten,
dass die dargestellten Verläufe willkürlich berechnet werden und daher nur einzelne Partikel des
jeweiligen Durchmessers repräsentieren.
Bei Standardparametereinstellungen zum Spritzen von Kupfer lassen sich die Partikelaufprallgeschwindigkeiten abhängig vom Partikeldurchmesser mit der Düse E um bis zu 20 % gegenüber der
40
3 Strömungsmechanische Aspekte beim Kaltgasspritzen
Standarddüse A steigern, Bild 3.33a. Eine deutliche Abweichung von den Standardeinstellungen
insbesondere zu geringen Druck- und Temperaturwerten führt jedoch auch bei der optimierten Düse
zu einem Absinken der Gas- und Partikelgeschwindigkeiten. So verringert sich die Aufprallgeschwindigkeit eines 45 µm Partikels ohne Vorheizen des Prozessgases um etwa 20 %, die eines 5
µm Partikels sogar um bis zu 30 %. Wird dagegen der Gaseintrittsdruck halbiert, so erreicht das 5
µm Partikel noch 95 % seiner Aufprallgeschwindigkeit bei Standardeinstellungen, das 45 µm Partikel nur etwa 80 %. Die Erhöhung der Gaseintrittstemperatur auf 620 °C bewirkt dagegen eine deutliche Erhöhung der Partikelgeschwindigkeiten. In diesem Fall steigt die Aufprallgeschwindigkeit
des 5 µm Partikels um etwa 18 %, die des 45 µm Partikels um 8 %. Signifikante Änderungen der
Partikeltemperaturen treten hingegen nur bei einer Variation der Gaseintrittstemperatur auf, Bild
3.33b. Dabei ist zu beobachten, dass besonders kleine Partikel starken Temperaturschwankungen
unterliegen.
Bild 3.34a zeigt für die optimierte Düse E bei Standardparametereinstellungen die Mittelwerte der
Austritts- und der Aufprallgeschwindigkeiten von Kupferpartikeln mit Durchmessern von 1 bis 45
µm, die im Rahmen der FLUENT-Simulationen für jeden Durchmesser aus jeweils 50 Einzelpartikeln bestimmt wurden. Im Vergleich dazu sind auch die Austrittsgeschwindigkeiten der Partikel
dargestellt, wie sie unter der Annahme der isentropen Strömung berechnet wurden. Hier fällt auf,
dass die Aufprallgeschwindigkeit aus den verlustbehafteten Rechnungen für 5 µm Partikel nur geringfügig von der Austrittsgeschwindigkeit der idealen Rechnung abweichen. Für Partikel mit mittleren Durchmessern von 10-15 µm wird ein maximaler Unterschied von etwa 9 % zugunsten der
idealisierten Betrachtung erreicht, der sich aber dann mit zunehmendem Partikeldurchmesser wieder weiter verringert. Hinsichtlich der Partikeltemperatur ist der Unterschied zwischen der idealisierten und der verlustbehafteten Rechnung mit etwa 9 % am größten bei Partikeldurchmessern
zwischen 25 und 30 µm, Bild 3.34b. In diesem Fall ist eine Angleichung der Werte sowohl zu größeren als auch zu kleineren Partikeldurchmessern hin festzustellen. Lediglich bei sehr kleinen Partikeldurchmessern mit weniger als 5 µm Durchmesser entfällt dieser allgemeine Trend aufgrund des
besonders starken Einflusses der Substratgrenzschicht.
Entsprechend der bisherigen Erkenntnisse wird die Aufprallgeschwindigkeit eines Partikels wesentlich von der Dichte des Spritzwerkstoffs beeinflusst. So erreicht beispielsweise ein Aluminiumpartikel (2,70 g/cm3) bei unveränderten Parametereinstellungen etwa 10 bis 20 % höhere Aufprallgeschwindigkeiten als ein gleich großes Kupferpartikel (8,92 g/cm3), wobei sich der Geschwindigkeitsunterschied mit zunehmendem Partikeldurchmesser stetig vergrößert, Bild 3.35. Bei Materialen
mit größerer Dichte als Kupfer, wie dem technisch interessanten Tantal (16,68 g/cm3), ist eine deutliche Verringerung der Aufprallgeschwindigkeit besonders für größere Partikel zu beobachten. Die
gleichzeitig Zunahme der Trägheit sehr kleiner Partikel, schwächt deren Verzögerung in der Substratgrenzschicht erheblich ab.
3.2.5
Simulation des Strömungsfeldes für Helium als Prozessgas
Der Betrieb mit Helium stellt beim Kaltgasspritzen aufgrund der hohen Gaskosten eher die Ausnahme dar. In strömungsmechanischer Hinsicht sind gegenüber dem Betrieb mit Stickstoff als Pro41
3 Strömungsmechanische Aspekte beim Kaltgasspritzen
zessgas gravierende Unterschiede zu erwarten. Das Bild 3.36 zeigt das Geschwindigkeitsfeld (a)
und Temperaturfeld (b) für die für Helium optimierte Düse G. In der Düse wird die Gasexpansion
offensichtlich nicht vollständig abgeschlossen, die Gasgeschwindigkeit liegt am Düsenaustritt mit
etwa 1400 m/s deutlich unter dem Wert von 1800 m/s, der sich aus der idealen Betrachtungen ergibt. Erst im Freistrahl expandiert der Gasstrahl vollständig. Damit verbunden ist eine örtliche Geschwindigkeitszunahme auf Werte von bis zu 2000 m/s und ein gleichzeitiger Abfall der Temperatur auf stellenweise nur 100 K. Die örtliche Machzahl erreicht am Düsenaustritt nur Werte von etwa
1,35, obwohl die Düse unter Annahme der isentropen Zustandsänderungen für eine Machzahl von
etwa 2,6 ausgelegt wurde, Bild 3.37. In beiden Fällen wurde der Trägergasanteil von 5 Vol.-% (etwa 34 Gew.-%) berücksichtigt.
Die Darstellung des Massenanteils von Helium am Gesamtgasstrom zeigt, dass die Durchmischung
des Stickstoffträgergasstroms und des Heliumprozessgasstroms erst in der zweiten Hälfte des divergenten Abschnitts abgeschlossen wird, Bild 3.38. Mit zunehmender Durchmischung der beiden
konzentrischen Gasstrahlen erfolgt ein Ausgleich des Geschwindigkeitsprofils, das auf Höhe des
Düsenhalses noch einen starken Geschwindigkeitsgradienten über den Düsenquerschnitt aufweist,
Bild 3.39. Die nachträgliche Expansion des Gases im Freistrahl bewirkt eine Vergrößerung des
Spritzstrahldurchmessers und beeinflusst insbesondere die Bewegung sehr kleiner Partikel. Bild
3.40 zeigt die Bahnlinien von 1 µm Partikeln, die sich scheinbar wie in einer Mantelströmung um
den Strahlkern bewegen. Auch hier werden die Partikel unmittelbar vor dem Substrat abgebremst
und in die radiale Richtung umgelenkt. Aufgrund des Heliumanteils ist die Dichte des Gasgemisches in der Substratgrenzschicht vergleichsweise gering. In Verbindung mit den gegenüber reinem
Stickstoffbetrieb wesentlich höheren Absolutgeschwindigkeiten von Gas und Partikeln im Spritzstrahl erreichen die Partikel noch Aufprallgeschwindigkeiten von mehr als 1000 m/s. Der Geschwindigkeitsvorteil, der sich aus der Verwendung von Helium als Prozessgas ergibt, wird mit
zunehmenden Partikeldurchmessern immer geringer. Das zeigt der Vergleich der Aufprallgeschwindigkeiten von Kupferpartikeln für die mit Helium betriebene Düse G und die mit Stickstoff
bei Standardeinstellungen betriebene Düse E, Bild 3.41. Ein 5 µm Partikel erreicht hier in der Düse
G und Helium als Prozessgas etwa 80 % höhere Geschwindigkeitswerte als beim Spritzen mit der
Düse E und Stickstoff als Prozessgas. Bei einem 45 µm Partikel ist dagegen nur noch eine Steigerung der Geschwindigkeit um etwa 17 % zu beobachten. Im Vergleich zu den Ergebnissen der idealisierten Betrachtung (vgl. Bilder 3.13, 3.14) fallen die hohen Partikeltemperaturen für die Düse G
auf, die in diesem Fall sogar die Werte für den Betrieb der Düse E mit Stickstoff übersteigen. Der
Grund dafür ist offensichtlich die unerwartet geringe Expansion des Gases in der Düse G und die
daraus resultierende geringere Abkühlung des Gases im divergenten Düsenabschnitt.
42
4 Versuchsdurchführung und Charakterisierung von Spritzpulvern und Schichten
4
Versuchsdurchführung und Charakterisierung von Spritzpulvern und
Schichten
Erkenntnisse über den Einfluss von Düsengeometrie, Spritzparameter und Pulver auf die Geschwindigkeit und Temperatur der Partikel, die mit der strömungsmechanischen Analyse gewonnen
wurden, bildeten die Basis für die Optimierung der Spritzbedingungen. Sie boten die Möglichkeit,
durch eine an der Vielzahl von Einflussfaktoren gemessen relativ geringe Zahl von Experimenten,
die günstigsten Prozessbedingungen zur Erzielung dichter und festhaftender Schichten bei hohem
Auftragwirkungsgrad zu bestimmen.
Dieses Kapitel behandelt nun die experimentelle Vorgehensweise bei der Herstellung von Schichten
durch Kaltgasspritzen und deren Charakterisierung. Der erste Abschnitt enthält Informationen zum
Aufbau der Spritzanlage und den verfahrenstechnischen Besonderheiten sowie zur Herstellung der
hier verwendeten Spritzdüsen. Die Herstellung der Schichten von der Auswahl geeigneter Pulver
bis hin zur Beschichtung der Substrate ist Gegenstand des zweiten Abschnitts. Im darauffolgenden
Abschnitt werden die experimentellen Methoden zur Charakterisierung der Ausgangspulver und der
Schichten erläutert. Neben der Untersuchung der Schichtmikrostruktur sind vor allem die Eigenschaften kaltgasgespritzter Schichten von Interesse. Die Charakterisierung der Schichten erfolgt mit
den für thermische Spritzschichten üblichen und genormten Testmethoden. Die Erkenntnisse aus
Vorversuchen sowie auch aus der strömungsmechanischen Betrachtung (Kap. 3) deuteten schon
darauf hin, dass beim Kaltgasspritzen das Spritzpulver einen erheblichen Einfluss auf den Spritzprozess und damit die Schichteigenschaften hat. Besonderes Interesse bei der Charakterisierung der
Pulver gilt daher der Morphologie und der Partikelgrößenverteilung sowie der Mikrostruktur und
dem Sauerstoffgehalt. Die Ergebnisse der Pulver- und Schichtanalyse werden im vierten Abschnitt
dieses Kapitels dargestellt.
Der letzte Abschnitt befasst sich mit der Bestimmung der örtlichen Partikelverteilung und der Partikelgeschwindigkeit im Spritzstrahl mit Hilfe der Laser-Doppler-Anemometrie (LDA). Durch diese
Messungen soll demonstriert werden, dass die Ergebnisse der durchgeführten Berechnungen zur
Geschwindigkeit der Partikel die tatsächlichen Zustände im Spritzprozess wiedergeben.
4.1
Anlagentechnik
4.1.1
Beschreibung der Anlage
Bild 4.1 zeigt Aufnahmen der am Institut für Werkstofftechnik der Universität der Bundeswehr in
Hamburg aufgebauten Kaltgasspritzanlage. Das Spritzsystem besteht aus den Hauptkomponenten
Anlagensteuerung mit Gasregelung und sicherheitstechnischen Einrichtungen, Schweißstromquelle
zur Energieversorgung der Gasheizung, Pulverförderer und Spritzpistole mit Vorkammer und Lavaldüse. Die Gasversorgung mit Helium und Stickstoff erfolgt aus Hochdruck-Flaschenbündeln
über getrennte Zuleitungen für das Träger- und das Prozessgas. Über einen Mitteldruckkompressor
kann außerdem Druckluft als Prozessgas in das System eingespeist werden. Das Gas gelangt bei
43
4 Versuchsdurchführung und Charakterisierung von Spritzpulvern und Schichten
einem Betriebsdruck von 40 bar – dies ist gleichzeitig der maximal zulässige Druck der gasführenden Bauteile – zunächst in die Anlagensteuerung. Bild 4.1a zeigt die Steuertafel mit den drei Gassträngen, oben Prozessgas Helium, in der Mitte Trägergas Stickstoff und unten Prozessgas Stickstoff in der Frontansicht. Beim Start sowie beim Abschalten der Anlage erfolgt die Freigabe bzw.
die Unterbrechung des Prozessgasflusses über Magnetventile. Diese Ventile haben im Fall einer
Not-Abschaltung des Spritzprozesses auch die Funktion, die Gasversorgung sofort zu unterbrechen.
Für alle Gase werden die Massenflüsse durch Massenflussmesser bestimmt, bei denen die Abkühlung einer beheizten Kugel durch den Gasstrom bestimmt wird. Die Umrechnung in den Volumenfluss erfolgt über den bekannten Normzustand (1013 mbar, 0 °C) in Normkubikmeter pro Stunde
(Nm3/h oder m³/h i.N.). Durch Druckregelventile werden der am Anlagenbedienpult (Bild 4.1b,c)
eingestellte Solldruck in der Spritzpistole sowie das Mischungsverhältnis zwischen Helium und
Stickstoff im Prozessgas bzw. zwischen Prozessgas und Trägergas eingestellt.
Die Mischung unterschiedlicher Prozessgase erfolgt unmittelbar nach der Anlagensteuerung durch
einfaches Zusammenführen der entsprechenden Leitungen. Das Prozessgas – entweder ein reines
Gas oder ein Gasgemisch – gelangt über Hochdruckschlauchverbindungen in den Gaserhitzer, dessen Kernstück eine Rohrwendel aus einer warmfesten Nickellegierung bildet, die mit Hilfe der
Schweißstromquelle durch Widerstandserwärmung auf eine maximale Temperatur von 850 °C erhitzt wird, Bild 4.1d. Über einen flexiblen Metallschlauch strömt das heiße Prozessgas dann in die
Spritzpistole. Das Trägergas strömt ausgehend von der Anlagensteuerung zum Hochdruckpulverförderer (Bild 4.1e) und durchspült dessen Fördermechanismus. Dieser arbeitet derart, dass eine mit
umlaufenden Nuten versehene Förderscheibe unterhalb eines Pulvervorratsbehälters rotiert und das
ständig nachfließende Pulver in den Strömungskanal des Trägergases transportiert. Von dort aus
gelangt das Gemisch aus Trägergas und Spritzpulver – ebenfalls über einen Metallschlauch – zur
Spritzpistole. Der Pulverförderer ist auf einen Maximaldruck von 35 bar und eine Betriebstemperatur von 60 °C begrenzt. In der Spritzpistole wird das Prozessgas in die axiale Spritzrichtung umgelenkt und das Trägergas-Pulver-Gemisch etwa 15 mm vor dem Eintritt in die Lavaldüse in den heißen Prozessgasstrom injiziert, Bild 4.1f. Da der Gasdruck an dieser Stelle den Pulverförderdruck
nicht überschreiten darf, ist der Prozessgasdruck ebenfalls auf maximal 35 bar begrenzt.
Das Kaltgasspritzen wird wie die meisten Verfahren des thermischen Spritzens aufgrund der Lärmemission von etwa 120 dB und der Luftbelastung durch Spritzpulver in einer Schallschutzkabine
mit Abluftreinigung durchgeführt. Die Aufstellung der Gasheizung in der Schallschutzkabine dient
dazu, die Länge des Heißgasschlauches und damit den Wärmeverlust zwischen Heizungsausgang
und Spritzpistole möglichst gering zu halten.
4.1.2
Prozesssteuerung
Die Abhängigkeit der Partikelzustandsgrößen von den Prozessparametern (Kap. 3) unterstreicht die
Notwendigkeit einer präzisen Prozessführung. Durch die Firmen Linde AG und CGT Cold Gas
Technology GmbH wurde eine Anlagensteuerung entwickelt, die es ermöglicht, die Prozessparameter Gastemperatur und Gasdruck in der Vorkammer, das Mischungsverhältnis zwischen verschiedenen Prozessgasen sowie das Mengenverhältnis von Prozess- und Trägergas exakt einzustellen. Dazu
44
4 Versuchsdurchführung und Charakterisierung von Spritzpulvern und Schichten
werden die am Bedienpult der Anlagensteuerung eingegebenen Sollwerte der Prozessparameter
kontinuierlich mit den Ist-Werten verglichen, die im Fall der Parameter Gaseintrittsdruck und Gaseintrittstemperatur durch einen Drucksensor und ein Thermoelement direkt an der Spritzpistolenvorkammer erfasst werden, Bild 4.1e. Die Berechnung der Gasmengenverhältnisse erfolgt anhand
der in den Gaszuleitungen gemessenen Massenflüsse.
Der Prozess lässt sich regelungstechnisch in drei Abschnitte unterteilen. Beim Startvorgang wird
zur Verringerung des Gasverbrauches zunächst nur die Rohrwendel der Gasheizung auf eine Temperatur vorgeheizt, die 80 % des eingestellten Sollwertes in der Vorkammer entspricht. Ebenfalls
mit dem Anlagenstart wird durch einen Druckregler das Trägergas freigegeben. Dadurch soll ein
möglicher Rückfluss heißen Prozessgases in den Pulverförderer vermieden werden. Ist die Vorheiztemperatur der Heizung erreicht, gibt ein weiterer Druckregler auch den Prozessgasstrom frei. Für
die Startphase werden die Druckregelventile jeweils nur bis zu einem bestimmten voreingestellten
Grad geöffnet, um in allen gasführenden Komponenten einen Mindestgasfluss sicherzustellen. Der
automatische Regelbetrieb wird erst nach Ablauf einer voreingestellten Zeit von der Anlagensteuerung übernommen und dann der Solldruck, die Solltemperatur und die Mischungsverhältnisse eingeregelt, Bild 4.1b. Wird Helium als Prozessgas verwendet, erfolgt zunächst der komplette Aufheizvorgang bis zum Erreichen des Temperatursollwertes mit kostengünstigem Stickstoff.
Im Spritzbetrieb arbeitet die Anlagensteuerung vollautomatisch. Der Ausschaltvorgang wird ebenfalls durch die Anlagensteuerung überwacht. Um Überhitzungsschäden an der Heizung zu vermeiden, wird die Prozessgasversorgung erst beim Unterschreiten einer Rohrtemperatur von 400 °C und
die Trägergasversorgung erst nach weiteren 30 Sekunden unterbrochen. Diese Maßnahme soll ebenfalls das Zurückströmen heißen Gases in den Pulverförderer verhindern.
4.1.3
Düsenfertigung
Zu Beginn der Untersuchungen wurde mit einer Vorkammer und einer Düse experimentiert, die von
den russischen Erfindern des Verfahrens geliefert worden waren. Die Düse entsprach in ihrer Kontur der in Kapitel 3 beschriebenen Standarddüse A.
Bild 4.2 zeigt Aufnahmen dieser Komponenten und im Vergleich dazu die Spritzpistole und Spritzdüse der Firma CGT sowie die vorwiegend in dieser Arbeit verwendeten, in der Zentralwerkstatt
der Universität der Bundeswehr (UniBw) hergestellten Spritzdüsen. Die Spritzpistole der Firma
CGT genügt europäischen Sicherheitsstandards, ist allerdings aus fertigungstechnischen Gründen
deutlich größer ausgeführt als der russische Prototyp. Die Vorteile der CGT Pistole sind die großen
Strömungsquerschnitte und günstigen Strömungswinkel, die den Druckverlust reduzieren, sowie der
einfache Düsenwechsel durch eine Klemmvorrichtung oder Verschraubung.
Der überwiegende Teil der hier verwendeten Düsen setzte sich aus in Längsrichtung aufgeteilten
Halbschalen zusammen, in die jeweils die Hälfte der Düsenkontur durch Fräsen eingebracht wurde.
Das Bild 4.2b zeigt die Standarddüse, wie sie zu Beginn der Arbeiten vom Erfinder des Verfahrens
hergestellt wurde und im Vergleich dazu eine an der UniBw gefertigte Düse mit gleicher Kontur. In
45
4 Versuchsdurchführung und Charakterisierung von Spritzpulvern und Schichten
beiden Fällen ergibt sich beim Zusammenfügen der Halbschalen die vollständige Düsenkontur. Diese geteilte Ausführung bietet den Vorteil, dass sich Düsen mit beliebiger Länge herstellen lassen,
und diese im Falle von Ablagerungen oder Verschleiß durch Spritzmaterial auch in einfacher Weise
nachgearbeitet werden können. Die ohnehin sehr kleinen Strömungsquerschnitte sowie die fest vorgeschriebene Kontur erfordern jedoch eine sehr hohe Fertigungsgenauigkeit, die bei den vom Erfinder des Verfahrens gelieferten Prototypen offensichtlich noch nicht erzielt wurde und bei den Versuchen häufig zu einem Zusetzen der Düsen durch Ablagerungen von Spritzmaterial führten.
Im Fertigungsprozess an der UniBw wurden zunächst die Halbschalenkörper aus Vollmaterial gefräst. Dabei wurden alle Auflageflächen und die Seitenflächen, die gleichzeitig als Spannflächen für
die weitere Bearbeitung dienten, planparallel geschliffen. Im nächsten Bearbeitungsschritt wurden
alle Bohrungen und Verschraubungen in die Düsenhalbschalen eingearbeitet. Die Fixierung der
Düsenhalbschalen erfolgt beim Zusammensetzen durch Passstifte, so dass eine Verschiebung der
Teilkonturen gegeneinander nur im Rahmen der Fertigungstoleranzen auftreten kann. Die Düsenkontur wurde in einem ersten Arbeitsschritt zunächst mit Aufmaß in die vorbereiteten Düsenkörper
eingebracht. Erst nach dem Härten der Düsen erfolgte die Endbearbeitung, um etwaige Maßabweichungen durch Verzug noch ausgleichen zu können. Durch das Härten sollte die Beständigkeit der
Düsen gegen errosiven Verschleiß durch Spritzpartikel, der nach längerem Betrieb zu einer Änderung der Düsenkontur und damit auch der Strömungsverhältnisse in der Düse führen kann, erhöht
werden. Als Düsenmaterial wurden zuletzt die korrosionsbeständigen ferritischen Stähle X210 CrW
12 und X155 CrVMo 12 1 verwendet. Diese Stähle erreichen auch bei hohen Anlasstemperaturen
oberhalb von 450 °C noch eine ausreichende Härte. So kann eine Formänderung der Düsen infolge
des Abbaus von Spannungen aus der mechanischen Bearbeitung auch bei hohen Betriebstemperaturen vermieden werden. Ein weiterer Vorteil dieser Düsenwerkstoffe besteht darin, dass Ablagerungen an den Düsenwänden auch mit Hilfe von Säuren entfernt werden können, die sich auf den jeweiligen Spritzwerkstoff abstimmen lassen. Dadurch ist keine mechanische Nachbearbeitung erforderlich.
Die größte Herausforderung bei der Düsenfertigung stellt die Formgenauigkeit der Kanten zwischen
der Innenwand der Düse und der Trennfläche dar. Schon ein geringer Kantenradius führt beim Zusammenfügen der Halbschalen zur Bildung eines Spaltes, in dem sich dann im Spritzprozess insbesondere sehr keine Partikel mit einigen Mikrometern Durchmesser ablagern. Dies kann zu einem
allmählichen Zusetzen der Düse führen. Die Formgenauigkeit der Kanten lässt sich durch geeignete
Programmierung der Fräserbewegung zwar deutlich verbessern, die Spaltbildung aber nie vollständig verhindern.
Für die praktische Anwendung, bei der man sich auf eine bestimmte Düsenkontur festlegen kann,
ist es günstiger die Düse als sogenannte Monodüse zu fertigen. Bei der Firma CGT erfolgt dies
durch Senkerodieren. Das hat den Vorteil, dass keine Trennflächen vorhanden sind, an denen ein
Versatz entstehen könnte. Da jedoch beim Erodieren der Spalt zwischen Elektrode und Werkstück
ständig durch frischen Elektrolyten gespült werden muss, sind aus verfahrentechnischen Gründen
bei den geringen Durchmessern von einigen Millimetern nur vergleichsweise kurze Düsen herstellbar. Mit der Oberflächengüte steigt zudem die Erodierzeit, was bei der angestrebten geringen Rauheit der Düseninnenwand die Herstellungskosten stark erhöht. In Serie gefertigt wird daher bisher
nur eine Standarddüse mit der Kontur der in Kapitel 3 beschriebenen Düse A, Bild 4.2b.
46
4 Versuchsdurchführung und Charakterisierung von Spritzpulvern und Schichten
4.1.4
Sicherheitstechnische Aspekte
Ein wesentlicher Vorteil des Kaltgasspritzens liegt in der Möglichkeit, auch sehr reine und reaktive
Materialien wie Aluminium und Titan bei niedrigen Prozesstemperaturen verarbeiten zu können,
und so die Reaktion des Spritzwerkstoffs mit den Prozessgasen und der Umgebungsluft weitestgehend zu vermeiden. Aufgrund ihres hohen Reinheitsgrades sind diese sehr feinen Pulver jedoch
stark pyrophor. Dies gilt für das Ausgangspulver, noch mehr aber für die Partikel, die nicht auf dem
Substrat haften bleiben. Die Oberflächen dieser Partikel werden beim Aufprall auf das Substrat
durch das Aufbrechen vorhandener Oxidhäute zusätzlich aktiviert. Von der Filteranlage angesaugt,
kann das überschüssige Pulver dann je nach Konzentration mit der Umgebungsluft ein zündfähiges
Gemisch in den Zuleitungen zum Filter oder auch im Filter selbst bilden. Auch aufgrund der im
Vergleich zu den üblichen Verfahren des thermischen Spritzens hohen Prozessdrücke sind beim
Kaltgasspritzen einige zusätzliche Sicherheitsmaßnahmen erforderlich.
Staubexplosionen können bereits durch geringen Funkenschlag infolge statischer Aufladung pulverführender Bauteile oder durch Selbstentzündung infolge exothermer Reaktionen initiiert werden.
Der Verbindungsschlauch zwischen Pulverförderer und Spritzpistole, der beim thermischen Spritzen üblicherweise in Kunststoff ausgeführt ist, wurde durch einen Teflonschlauch mit eingelagertem Karbongewebe ersetzt. Nur so wird jede sich aufbauende Ladung sofort abgeleitet. Üblicherweise sind die Pulverkonzentrationen für eine Selbstentzündung in der Schallschutzkabine noch zu
gering. In der Filteranlage hingegen ist das Volumen begrenzt und zudem können auch Pulver aus
anderen Spritzwerkstoffen auf den Filterpatronen abgelagert sein, die eine Reaktion begünstigen.
Daher wird in die Verbindungsleitungen zwischen Spritzkabine und Filter ein spezielles, inertisierend wirkendes Kalksteinmehl in das Luft-Partikel-Gemisch injiziert.
Die Anlagensteuerung wurde gegenüber der Gasheizung und dem Pulverförderer durch Rückschlagventile abgesichert, die jedes Zurückströmen von Prozess- und Trägergasen verhindern. An
der Gasheizung werden der Druck, die Rohrtemperatur sowie der Kühlwasserfluss für die Anschlusskontakte zur Spannungsversorgung durch Sensoren überwacht, die mit der Anlagensteuerung verbunden sind. Dadurch soll eine mechanische und insbesondere auch eine thermische Überbeanspruchung der Heizwendel bei mehr als 850 °C verhindert werden. Auch bei der hochwarmfesten Nickellegierung ist oberhalb dieser Temperatur mit Kriechvorgängen zu rechnen. Außerdem
weist der Heißgasschlauch aus Stahl 316L eine ausreichende Festigkeit nur bis zu Temperaturen
von etwa 650 °C auf.
Der Vorratsbehälter des Pulverförderers wurde vom Hersteller PRAXAIR durch ein Druckentlastungsventil mit Berstscheibe abgesichert, über das eine schlagartige Entlastung im Fall eines
Druckanstieges auf über 35 bar (500 psi) erfolgt (vgl. Bild 4.1e). Zusätzlich wird der Behälterdruck
ständig durch einen Druckaufnehmer erfasst und an die Anlagensteuerung weitergegeben. Der Trägergasfluss wird grundsätzlich durch den in der Anlagensteuerung eingebauten Massenflussmesser
überwacht. Aber auch bei der Vorgabe eines Mindestflusses kann in bestimmten Fällen – etwa
durch eine Leckage in der Trägergasleitung zwischen Flussmesser und Pulverförderer – die Trägergasversorgung des Pulverförderers ausfallen und so auch heißes Prozessgas in den Pulverförderer
zurückströmen und diesen beschädigen. Durch die Firma CGT wurde daher am Ausgang des Förde-
47
4 Versuchsdurchführung und Charakterisierung von Spritzpulvern und Schichten
rers nachträglich ein Temperaturfühler angebracht, der das Überschreiten eines Temperaturwertes
von 90 °C an die Anlagensteuerung meldet. Werden die voreingestellten Grenzwerte überschritten,
so löst die Anlagensteuerung eine Notabschaltung des Prozesses aus, bei der die Schnellschlussventile die Gasversorgung schlagartig unterbrochen und die Spannungsversorgung der Heizung abgeschaltet wird.
Weitere Sicherheitsvorkehrungen können über die Anlagensteuerung hinsichtlich der Prozessführung getroffen werden. Primäres Ziel ist dabei die Vermeidung jeglichen Rückflusses heißen Prozessgases in den Pulverförderer. In der Start- und in der Abschaltphase wird dies dadurch erreicht,
dass 30 Sekunden vor der Freigabe sowie 30 Sekunden nach dem Abschalten des Prozessgases das
Druckregelventil der Trägergaszuleitung konstant so weit geöffnet wird, dass stets ein Mindestträgergasfluss sichergestellt ist. Da zusätzlich reiner Stickstoff als Trägergas verwendet wird, kann in
den Baugruppen der Spritzanlage kein Abbrand von Pulvern stattfinden. Je nach Prozessführung,
insbesondere aber bei einer drastischen Erhöhung des Betriebsdruckes im laufenden Prozess, kann
der Trägergasfluss kurzfristig abfallen. Daher sind softwareseitig zwei Grenzwerte vorgegeben.
Unterschreitet der Trägergasfluss den oberen, nicht-kritischen Grenzwert, erfolgt lediglich eine
Warnmeldung an den Bediener. Erst bei Unterschreiten des unteren kritischen Grenzwertes erfolgt
die Not-Abschaltung des Prozesses.
4.2
Herstellung der Schichten
4.2.1
Auswahl der Pulver
Zum Kaltgasspritzen von Kupfer und Werkstoffen mit vergleichbarer Dichte werden üblicherweise
Pulver mit Partikeldurchmessern zwischen 5 und 25 µm (Schreibweise: –25+5 µm) bevorzugt, für
leichtere Werkstoffe wie Aluminium können die Partikeldurchmesser erfahrungsgemäß bis 45 µm
betragen (vgl. Kapitel 3.2). Das Pulverangebot war und ist hinsichtlich der geforderten Partikelgrößen oftmals aufgrund der bisher geringen Nachfrage im Bereich der thermischen Spritztechnik, aber
auch aufgrund diverser Probleme bei der Pulverherstellung sehr begrenzt. Ein Großteil der Pulver
für das Kaltgasspritzen wird daher noch durch aufwendiges Fraktionieren aus gröberen Pulvern
gewonnen, die für andere Spritzverfahren beispielsweise für das HVOF-Spritzen hergestellt wurden. In diesen Fällen kann der in der Produktion stets anfallende feine Pulveranteil für das Kaltgasspritzen abgetrennt werden. Im Bereich der Stähle besteht die Möglichkeit Pulver zu verwenden,
die für das Formgebungsverfahren Metal-Injection-Molding (MIM) hergestellt werden und Partikelgrößen von weniger als 22 µm besitzen. Aluminium ist in der Raketentechnologie ein wichtiger
Bestandteil von festen Treibstoffen und wird hier als Pulver mit Partikeldurchmessern auch bis
deutlich unter 20 µm eingesetzt. Aufgrund ihres hohen Reinheitsgrades erschienen diese Pulver
grundsätzlich für das Kaltgasspritzen geeignet, jedoch stellte sich ihre Beschaffung aufgrund umfassender Exportbeschränkungen bisher als äußert schwierig dar.
Die Auswahl der Kupferpulver für diese Arbeit richtete sich aus Kostengründen stets nach der Verfügbarkeit handelsüblicher Pulver mit geeigneten Partikelgrößen. Aus insgesamt mehr als 15 ver-
48
4 Versuchsdurchführung und Charakterisierung von Spritzpulvern und Schichten
schiedenen, vorwiegend gas- und wasserverdüsten, zum Teil auch durch elektrolytische Abscheidung hergestellten Pulvern, hat sich das im Folgenden mit I bezeichnete Pulver hinsichtlich der
noch zu definierenden Eigenschaften als besonders geeignet herausgestellt, Tabelle 4.1. Das Kaltgasspritzen mit gröberen als den bisher üblichen –25+5 µm oder –22+5 µm Pulvern hat den Vorteil,
dass die Pulver kostengünstiger sind und einen geringeren Sauerstoffgehalt sowie eine bessere
Fließfähigkeit besitzen. Andererseits ist aufgrund der Ergebnisse der Untersuchung der Abhängigkeit von Auftreffgeschwindigkeit und Partikeldurchmesser (vgl. Kap. 3.2) zu erwarten, dass entsprechend der in der Literatur erwähnten kritischen Partikelgeschwindigkeit auch ein kritischer Partikeldurchmesser existiert, oberhalb dessen die einzelnen Partikel die zur Haftung notwendige Auftreffgeschwindigkeit nicht mehr erreichen. Zur ersten Überprüfung dieser Zusammenhänge wurden
systematisch Versuche mit den Kupferpulvern II (-45+16 µm) und III (-106+45 µm) desselben Herstellers und aus derselben Verdüsungscharge durchgeführt und die Mikrostrukturen und Eigenschaften der Schichten mit denen der aus dem feineren Pulver I hergestellten Schichten verglichen. In
den folgenden Abschnitten werden die Vorgehensweise bei der Charakterisierung der Pulver und
Schichten sowie die Ergebnisse daraus anhand der Pulver I, II und III dargestellt.
4.2.2
Beschichtung von Substraten
Abgestimmt auf die Zielsetzung der weiterführenden Untersuchungen wurden Substrate aus verschiedenen Materialien mit unterschiedlichen Abmessungen beschichtet. Für die metallographische
Untersuchung sowie den Großteil der Prüfverfahren zur Charakterisierung der Schichteigenschaften
wurden Substrate mit den am Institut für Werkstofftechnik festgelegten Standardabmessungen von
70 x 50 x 4 mm verwendet. Um den Einfluss des Substratwerkstoffs, und hier insbesondere dessen
Härte (vgl. Tabelle 4.2), auf die Schichteigenschaften beurteilen zu können und gleichzeitig möglichst umfassende Informationen im Hinblick auf potentielle industrielle Anwendungen zu erhalten,
wurden meist gleichzeitig Substratbleche aus Aluminium (AlMg 3), sauerstofffreiem Kupfer (SFCu) und Stahl St37 beschichtet. Für die Ermittlung der Haftzugfestigkeit nach EN 582 wurden zylindrische Proben aus Kohlenstoffstahl C35k mit 25 mm Durchmesser und 25 mm Länge an einem
Ende stirnseitig beschichtet. Im Fall von Aluminium und Kupfer als Substratwerkstoff wurden zunächst 10 mm dicke Plättchen auf die Stahlhaftzugkörper geklebt und diese dann beschichtet. Das
beim thermischen Spritzen notwendige Korundstrahlen zur Aktivierung der Substratoberfläche ist
beim Kaltgasspritzen nicht unbedingt erforderlich. Daher wurden Aluminiumsubstrate vor dem Beschichten lediglich entfettet, während bei Stahl- und Kupfersubstraten die Oberfläche zusätzlich
noch gestrahlt wurde.
Die Optimierung eines Spritzprozesses ist stets ein iterativer Vorgang, bei dem ausgehend von der
ersten Anlagenkonfiguration die Prozessbedingungen ständig verbessert werden. Im Rahmen dieser
Arbeit sollte der Spritzprozess fortlaufend weiterentwickelt werden, indem die Spritzbedingungen –
insbesondere die Geometrien der Spritzdüsen – gezielt verändert und deren Einfluss auf die Mikrostruktur und Eigenschaften der Schichten anhand vergleichender Untersuchungen bewertet wurden.
Dazu wurden zunächst in Vorversuchen Prozessparameter für die Standarddüse A und ein Standardkupferpulver ermittelt. Diese Parameter dienten als Ausgangswerte für die weitere Prozessop49
4 Versuchsdurchführung und Charakterisierung von Spritzpulvern und Schichten
timierung mit der Düse E, die für Stickstoff als Prozessgas in Verbindung mit dem Pulver I den
derzeitig erreichbaren Stand der Technik beim Kaltgasspritzen von Kupfer darstellt. Die an der
Spritzanlage einstellbaren Prozessparameter lassen sich prinzipiell in drei Gruppen einteilen: die
kinematischen Parameter, die Gasparameter und die Pulverparameter. Kinematische Parameter sind
die Vorschubgeschwindigkeit, der Zeilenabstand und der Spritzabstand, Pulverparameter sind die
Pulverförderrate und das Verhältnis von der Trägergas- zur Prozessgasmenge und Gasparameter
sind die Gasart, der Gaseintrittsdruck und die Gaseintrittstemperatur. Für die Optimierung der Prozessbedingungen wurden zunächst die kinematischen Parameter und die Pulverparameter gezielt
variiert und deren Auswirkungen auf den Auftragswirkungsgrad, die Mikrostruktur und die Eigenschaften der Schichten systematisch untersucht. Bei ansonsten konstanten Einstellungen wurde jeweils nur ein Parameter verändert, um dessen Einfluss auf den Prozess isoliert untersuchen zu können.
Bild 4.3 zeigt schematisch die Anordnung von Spritzdüse und Substrat, die für alle Versuche prinzipiell gleich war. Im Beschichtungsprozess wurde die Spritzdüse mit einem konstanten Spritzabstand dS zum Substrat und einer konstanten Vorschubgeschwindigkeit vD des Handling-Systems
horizontal und zeilenförmig über die Substratoberfläche bewegt, wobei der Zeilenabstand dZ ebenfalls konstant gehalten wurde. Die Umkehrpunkte der Spritzpistole nach Beendigung einer Zeile
wurden so weit außerhalb des Substrates gewählt, dass bei den vergleichsweise hohen Vorschubgeschwindigkeiten von bis zu 46,7 m/min die Trägheit des Handling-Systems bei der Beschleunigung
keinen Einfluss hatte. Nach Abschluss einer Spritzlage wurde die neue Lage stets im Anfangspunkt
der zuvor gespritzten Lage begonnen, mit dem Ziel, die Temperaturgradienten tangential zur
Schichtoberfläche zu minimieren. Ähnlich wie beim thermischen Spritzen war auch beim Kaltgasspritzen eine Beeinflussung der Partikelkohäsion durch die Substrattemperatur zu erwarten.
Die theoretischen Betrachtungen in Kapitel 3 sowie die Erfahrungen aus zahlreichen Vorversuchen
haben gezeigt, dass sich die Partikelgeschwindigkeiten und damit auch der Auftragswirkungsgrad
durch höhere Gastemperaturen und Gasdrücke signifikant steigern lassen. Dementsprechend wurden auch beim Spritzen von Kupfer stets möglichst hohe Prozessgastemperaturen und Drücke verwendet. Statt der anlagentechnischen Obergrenze des Gasdrucks von etwa 35 bar wurde in den hier
durchgeführten Versuchen aufgrund von Druckverlusten zwischen der Gasversorgung und der
Spritzpistole nur ein Maximaldruck von etwa 31 bar erreicht. Die maximal zulässige Temperatur
beim Spritzen von feinen Kupferpulvern mit Stickstoff als Prozessgas variierte in Abhängigkeit des
Spritzpulvers zwischen 305 und 325 °C, oberhalb davon trat das an späterer Stelle noch zu diskutierende Zusetzen der Düse auf. Für das Pulver I wurde als Standardeinstellung für die Gaseintrittstemperatur ein Wert zwischen 305 und 310 °C und ein Gasdruck von 30 bar gewählt, um einen störungsfreien Spritzprozess zu gewährleisten. In einigen Fällen, beispielsweise bei Substratwerkstoffen, die sehr empfindlich gegen thermische Beanspruchung sind oder bei filigranen Strukturen, die
der Druckkraft im Staupunkt des Freistrahls nicht standhalten würden, kann die Verwendung geringerer Prozessgastemperaturen und Prozessgasdrücke erforderlich sein. Der Einfluss solcher von den
Standardeinstellungen abweichenden Parameter wurde deshalb ebenfalls ausführlich untersucht.
In Kapitel 3 wurde gezeigt, dass der Gasmassenstrom im Spritzprozess durch den engsten Düsenquerschnitt und die Gaseintrittsparameter begrenzt wird (sog. kritischer Massenstrom, choked
flow). Bei Standardeinstellungen zum Spritzen von Kupfer ergab sich in den Experimenten für die
50
4 Versuchsdurchführung und Charakterisierung von Spritzpulvern und Schichten
gegebenen Düsenabmessungen ein Stickstoffvolumenstrom von insgesamt etwa 92 Nm3/h. Mit
FLUENT wurde für den Standardfall ein Massenstrom von 106,2 kg/h berechnet, was im Normzustand einem Volumenstrom von 85 m³/h und bei 0 °C und 1,013 bar einem Volumenstrom von 91,6
m³/h entspricht. Offensichtlich wurde bei der Kalibrierung der Messgeräte durch den Hersteller ein
anderer als der Normzustand zugrunde gelegt. Ergänzend zu den Versuchen mit Stickstoff wurden
auch Versuche mit Druckluft durchgeführt, um den Einfluss des in der Luft enthaltenen Sauerstoffs
auf die Oxidation des Spritzwerkstoffs zu untersuchen. Die Druckluft wurde durch einen Mitteldruckkompressor mit entsprechenden Leistungsdaten zur Verfügung gestellt. Tabelle 4.3 enthält
detaillierte Informationen zu den wichtigsten Versuchsreihen, die im Rahmen dieser Arbeit durchgeführt wurden.
Parallel zu dieser Entwicklungsarbeit wurden auch ständig Experimente mit anderen Kupferpulvern
sowie veränderten Düsengeometrien durchgeführt, deren primäres Ziel eine weitere Verringerung
der Kosten bei gleichzeitiger Verbesserung der Schichteigenschaften war.
Bei den üblichen Verfahren des thermischen Spritzens gilt die Bestimmung des Auftragswirkungsgrades als eine relativ schnelle Methode für eine erste Bewertung einer Parametereinstellung. Der
Auftragswirkungsgrad ist der prozentuale Anteil der haften gebliebenen Pulvermenge an der Gesamtpulvermenge, die in gleicher Zeit auf eine definierte Substratfläche gespritzt wurde (Spritzrate). Diese Methode wurde auch hier angewandt. Für die Bestimmung des Wirkungsgrades wurden
Substrate mit den Abmessungen 156 x 70 x 4 mm mit einer Lage beschichtet, dabei die zur Beschichtung benötigte Zeit gemessen sowie anschließend der Massenzuwachs des Substrats durch
Wägung bestimmt. Die Substrate dürfen dabei nicht vollständig bis zum oberen und unteren Rand
beschichtet werden, um Messfehler auszuschließen, die sich durch nur partielle Überlappung von
Spritzstrahl und Substrat ergeben. Zur Ermittlung der Spritzrate wurde ein konstanter Trägergasfluss zwischen 7 und 8 Nm3/h eingestellt und das Pulver nach dem Austritt aus dem Pulverförderer
direkt in einen Behälter mit eingebautem Filter geleitet. Auch hier erfolgte die Bestimmung der pro
Zeiteinheit in den Behälter eingeleiteten Pulvermenge durch Wägung.
4.3
Methoden zur Untersuchung von Spritzpulvern und Schichten
4.3.1
Größenverteilung und Morphologie der Pulver
Die Pulverauswahl beim Kaltgasspritzen hinsichtlich Größe und Form der einzelnen Partikel wird
von Faktoren bestimmt, die teilweise sehr gegenläufig sind. Die Ergebnisse in Kapitel 3 haben gezeigt, dass sich gerade die feinen Partikel auf sehr hohe Geschwindigkeiten beschleunigen lassen.
Anderseits sollte der Anteil von Partikeln unter 5 µm möglichst gering sein, da diese Partikel unmittelbar vor dem Substrat stark verzögert werden. Weitere Nachteile feiner Pulver sind deren geringere Fließfähigkeit sowie das stark hygroskopische Verhalten. Die verminderte Fließfähigkeit führt im
Vorratsbehälter des Pulverförderers zur Bildung von Pulverbrücken, die ein kontinuierliches Nachrutschen von Pulver in den Fördermechanismus verhindern. Vergleichsweise hohe Kosten feiner
51
4 Versuchsdurchführung und Charakterisierung von Spritzpulvern und Schichten
Pulver sowie die sicherheitstechnischen Aspekte bei deren Handhabung sind weitere Kriterien bei
der Festlegung geeigneter Partikelgrößenverteilungen.
Für die in dieser Arbeit verwendeten Pulver wurden die Herstellerangaben zur Partikelgrößenverteilung stets durch eigene Messungen mit einem Partikelgrößenanalysator Typ LA910 der Firma Horiba am GKSS Forschungszentrum in Geesthacht überprüft. Bei diesem Messverfahren wird das
Pulver zunächst in einer Flüssigkeit durch Ultraschall unterstützt dispergiert. Die Dispersion durchläuft dann einen geschlossenen Kreislauf, in dem eine von einem Laser durchstrahlte Küvette angeordnet ist. Der Laserstrahl wird an den dispergierten Partikeln gebeugt. Aus dem Beugungswinkel
lässt sich der Partikeldurchmesser des streuenden Partikels und aus der Intensität des gebeugten
Strahls die Anzahl der gleichstreuenden Partikel bestimmen. Die Darstellung der Ergebnisse erfolgte durch Auftragung der kumulierten Partikelmasse über den Partikeldurchmesser.
Neben der Größe spielt auch die äußere Gestalt der Partikel für die Fließfähigkeit eine wichtige
Rolle. Grundsätzlich ist die Fließfähigkeit umso schlechter, je stärker die Partikelform von der Kugelform abweicht. So lassen sich durch elektrolytische Abscheidung hergestellte dendritisch geformte Pulver kaum fördern, während schutzgasverdüste Pulver mit überwiegend sphärischen Partikeln bei der Förderung keine Probleme bereiten.
Die Untersuchung der Morphologie der Spritzpulver erfolgte mit Hilfe des Rasterelektronenmikroskops. Dieses Mikroskop bietet aufgrund seiner hohen Schärfentiefe von bis zu 40 µm bei 1000facher Vergrößerung (Lichtmikroskop < 1 µm) den Vorteil, dass eine repräsentative Anzahl unterschiedlich großer Partikel gleichzeitig scharf abgebildet werden kann. Für die Untersuchung wurden
die Pulverproben auf einen Probenträger mit einer selbstklebenden leitenden Kohleschicht gestreut.
Die Leitfähigkeit ist notwendig, um statische Aufladungen durch den Elektronenstrahl zu vermeiden, deren Entladungen das Bild unbrauchbar machen. Neben der Beurteilung der Pulvermorphologie wurden im Rasterelektronenmikroskop auch die aus den Partikelgrößenmessungen erhaltenen
Ergebnisse überprüft.
4.3.2
Mikrostruktur und Sauerstoffgehalt von Pulvern und Schichten
Die Gefügeanalyse der Spritzschichten und auch der Spritzpulver ist im Bereich des thermischen
Spritzens ein wichtiges Instrument zur Untersuchung im Spritzprozess stattfindender Vorgänge wie
Phasenumwandlung und Oxidation sowie zur Interpretation von Schichteigenschaften. Anhand repräsentativer Proben lassen sich umfassende Informationen über die Schichtmikrostruktur gewinnen
– im Fall des Kaltgasspritzens beispielsweise zur Bindung der Schicht an das Substrat oder der Partikel untereinander, zum Verformungsverhalten der Partikel beim Aufprall oder auch zur Oxidation
der Partikel im Spritzprozess. Die metallographische Gefügeanalyse war daher in der vorliegenden
Arbeit die wesentliche Methode zur Charakterisierung der Spritzschichten und der daraus folgenden
Bewertung des Spritzprozesses.
52
4 Versuchsdurchführung und Charakterisierung von Spritzpulvern und Schichten
Zusätzlich zu den im Rahmen dieser Arbeit durch Kaltgasspritzen hergestellten Schichten standen
zu Vergleichzwecken auch Kupferschichten zur Verfügung, die durch HVOF-, Lichtbogen- und
Flammspritzen hergestellt waren.
Für die Untersuchung der Schichtmikrostruktur wurden zunächst kleinere Stücke mit einer Breite
von etwa 20 mm aus den beschichteten Proben herausgetrennt und in ein kaltaushärtendes Epoxydharz eingebettet. Das Heraustrennen der Probenstücke erfolgte senkrecht zur Zeilenrichtung des
Spritzstrahls, um gegebenenfalls Einflüsse, die sich beispielsweise aus der Dicke oder der Oxidation
einzelner Zeilen ergeben, von anderen Einflussgrößen unterscheiden zu können, Bild 4.4. Die Querschnittsfläche der eingebetteten Probe wurde dann mit Siliciumkarbid-Schleifpapieren mit unterschiedlichen Körnungen von grob nach fein plangeschliffen und in mehreren Stufen mit diamanthaltigen Suspensionen poliert, deren Partikelgrößen 6, 3 und 1 µm betrugen. In einem zusätzlichen
Schritt erfolgte ein Poliervorgang mit einer leicht ätzend wirkenden Suspension, die kolloidales
Siliziumdioxid in Form von 0,25 µm Partikeln enthält (OPS), um Details wie Partikel- und auch
Korngrenzen etwas hervorzuheben. Um Partikel- und Korngrenzen deutlich sichtbar zu machen,
wurden einige Proben zusätzlich mit einem Gemisch aus Wasser, Ammoniak und Wasserstoffperoxid angeätzt, wobei die Zusammensetzung je nach gewünschter Ausprägung des Angriffs variiert
wurde. Die Vorbereitung der Pulverschliffe erfolgte in ähnlicher Weise. Hier wurde nur eine kleine
Pulvermenge in eine Einbettform gegeben, diese zunächst mit etwas Gießharz fixiert und nach dessen Aushärten die Gießform aufgefüllt.
Die präparierten Proben wurden dann lichtmikroskopisch bei bis zu 1000-facher Vergrößerung untersucht. Das Ausnutzen der maximalen Vergrößerung stellte dabei jedoch aufgrund der geringen
Schärfentiefe des Lichtmikroskops und den damit verbundenen hohen Anforderungen an die Probenvorbereitung die Ausnahme dar. Neben der Dokumentation der Mikrostrukturuntersuchungen
anhand von Fotos in unterschiedlichen Vergrößerungen wurden mit Hilfe digitaler Bildanalyse die
Dicke der Schichten und ihr Porenanteil bestimmt. Das Auflösungsvermögen des Lichtmikroskops
beträgt etwa 0,3 µm. Für die Darstellung des Gefüges der ohnehin sehr kleinen Partikel oder auch
von Verformungseffekten nahe der Partikelgrenzflächen reicht dies nicht aus, so dass diese Proben
zusätzlich im Rasterelektronenmikroskop untersucht wurden, das einen um etwa den Faktor 10 bis
20 höheres Auflösungsvermögen besitzt und dadurch deutlich höhere Vergrößerungen ermöglicht.
Vor der rasterelektronenmikroskopischen Untersuchung wurden die in den nicht-leitenden Kunstharz eingebetteten Proben durch Besputtern mit einer dünnen Goldschicht elektrisch leitfähig gemacht.
Aufgrund der Erkenntnisse aus zahlreichen Vorversuchen mit Kupfer als Spritzwerkstoff war zu
erwarten, dass der in Kupferoxiden gebundene Sauerstoff die Spritzbarkeit des Pulvers und auch die
Schichteigenschaften erheblich beeinflussen kann. Der Sauerstoffgehalt der Pulver ist bei vergleichbarer Reinheit des Ausgangsmaterials abhängig vom Herstellungsverfahren des Pulvers. Die
durch elektrolytische Abscheidung hergestellten dendritisch geformten Pulver besitzen den höchsten Reinheitsgrad, sind jedoch nicht fließfähig. Luftverdüste Pulver besitzen zwar eine verbesserte
Fließfähigkeit, üblicherweise jedoch auch einen deutlich höheren Sauerstoffgehalt. Lediglich Pulver, die unter Schutzgasatmosphäre verdüst wurden, können ähnlich geringe Sauerstoffgehalte wie
die Elektrolytpulver erreichen.
53
4 Versuchsdurchführung und Charakterisierung von Spritzpulvern und Schichten
Da beim Kaltgasspritzen die Prozesstemperaturen mit maximal etwa 600 °C vergleichsweise gering
sind und zudem meist die inerten Gase Stickstoff und Helium als Prozessgase verwendet werden,
kann die Oxidation des Spritzwerkstoffs im Spritzprozess weitestgehend unterdrückt werden. Die
Oxidation beschränkt sich dann praktisch nur auf die Schichtoberfläche, wenn diese sich durch den
Anstieg der Gastemperatur im Staupunkt des Spritzstrahls aufheizt und noch eine gewisse Zeit bei
höherer Temperatur der Umgebungsluft ausgesetzt ist.
Zur Beurteilung der Oxidation im Spritzprozess wurde der Sauerstoffgehalt von Ausgangspulver
und Spritzschicht nach dem Trägergasverfahren durch Schmelzextraktion in einem SauerstoffStickstoff-Analysator der Firma Leco vom Typ TC-436-DR4 bestimmt. Bei diesem Verfahren wird
zunächst eine abgewogene Probe des Pulvers oder der zerkleinerten Schicht unter Heliumatmosphäre in einen zuvor durch Widerstandsbeheizung entgasten Graphittiegel gefüllt. Bei weiterer Erhitzung des Tiegels mitsamt der Probe entweicht der darin enthaltene Sauerstoff und verbindet sich
mit dem Kohlenstoff des Tiegels oder dem in der Probe zu Kohlenmonoxid. Das Kohlenmonoxid
wird durch das Trägergas mitgeführt und in einem Katalysator zu Kohlendioxid oxidiert. Durch
Infrarotdetektion wird die Menge des Kohlendioxids im Trägergas bestimmt und daraus der Sauerstoffgehalt der Probe berechnet.
4.3.3
Mechanisch-technologische Eigenschaften der Schichten
Beim Kaltgasspritzen werden die mechanischen Eigenschaften der Schichten dadurch bestimmt,
dass der Spritzwerkstoff nicht aufschmilzt und dass aufgrund der sehr hohen Aufprallgeschwindigkeiten der Partikel besondere Verformungsprozesse stattfinden. Im Hinblick auf potentielle Anwendungen wurden für die hier hergestellten Kupferschichten zunächst die Härte und Haftzugfestigkeit
bestimmt.
Die Bestimmung der Härte wurde mit einem Vickers-Kleinlasthärteprüfer abhängig von der
Schichtdicke mit einer Prüfkraft von 2,943 N (HV0,3) oder einer Prüfkraft von 0,981 N (HV0,1)
durchgeführt. Bei Schichten, die Poren enthielten, wurde die in der DIN 50133 vorgegebene Mindestanzahl von 5 Prüfeindrücken auf bis zu 10 erhöht.
An den unter 4.2.2 beschriebenen zylindrischen Proben wurden Haftzugfestigkeitstests nach EN
582 durchgeführt. Die beschichteten Proben wurden dazu mit Hilfe eines kaltaushärtenden Klebers,
dessen Zugfestigkeit in diesem Fall etwa 40 MPa betrug, mit einer zuvor korundgestrahlten Blindprobe mit gleichen Abmessungen stirnseitig verklebt und nach dem Aushärten des Klebers in einer
hydraulischen Zugprüfmaschine auseinandergerissen. Die Haftzugfestigkeit ergibt sich dann aus der
zum Zerreißen der Probe erforderlichen Prüfkraft bezogen auf die Probenfläche. Da der Bruch außer in der Grenzfläche zwischen Schicht und Substrat auch im Kleber, in der Schicht oder als
Mischbruch auftreten kann, wurde zusätzlich die jeweilige Bruchfläche optisch beurteilt und gegebenenfalls die Flächenanteile der verschiedenen Bruchstellen ermittelt. Tritt der Bruch nur im Kleber auf, so ist die Haftzugfestigkeit höher als die für den Kleber angegebene Zugfestigkeit. Tritt der
Bruch in der Schicht auf, so ist die Bindung zwischen den Partikeln geringer als deren Haftung auf
dem Substrat und als die Festigkeit des Klebers. Mischbrüche sind dagegen nur sehr schwierig zu
54
4 Versuchsdurchführung und Charakterisierung von Spritzpulvern und Schichten
beurteilen. Für die Angabe von Haftzugfestigkeitswerten wurden jedoch nur solche Proben herangezogen, bei denen der Bruch ausschließlich an der Grenzfläche zwischen Schicht und Substrat
bzw. im Kleber erfolgt war.
Bei der metallographischen Untersuchung von Kupferschichten ergab sich im Vorfeld stets die
Problematik, dass die Schichten zwar optisch dicht erschienen, über die Kohäsion zwischen den
Partikeln jedoch nur unzureichende Aussagen getroffen werden konnten. Zur Beurteilung der Partikelkohäsion wurden daher Kavitationsprüfungen durchgeführt. Kavitation entsteht üblicherweise
dadurch, dass eine Werkstückoberfläche in einem flüssigen Medium einem sich zeitlich ändernden
Druckfeld ausgesetzt ist. Wird dabei örtlich der Dampfdruck der Flüssigkeit unterschritten, bilden
sich Dampfblasen, die bei erneutem Druckanstieg kollabieren. Dadurch prallt die Flüssigkeit mit
hoher Geschwindigkeit und Frequenz auf die Bauteiloberfläche und es kommt zu lokalen Verformungen oder sogar zur Zerrüttung der Oberfläche. Bekannt ist dieses Phänomen beispielsweise aus
dem Bereich der Wasserturbinen und der Schiffsschrauben. Der Widerstand eines Werkstoffs gegen
Kavitationsbeanspruchung wird gemäß ASTM G35 in der Weise geprüft, dass eine Ultraschallsonotrode an deren abgeflachter Spitze sich das zu prüfende Material befindet, in eine Flüssigkeit eingetaucht und dabei mit einer Frequenz von 20 kHz und einer Amplitude von 50 µm schwingt. Als
Maß für die Kavitation gilt dann der Masseverlust nach einer vorgegebenen Zeit. Am Institut für
Werkstofftechnik wird dieser Test in einer abgewandelten Form durchgeführt. Die zu prüfende
Schichtoberfläche befindet sich fest eingespannt in einem Abstand von 0,4 bis 0,5 mm gegenüber
der Sonotrodenspitze, die aus einem Stahlzylinder mit polierter Oberfläche besteht, Bild 4.5. Durch
diese Anordnung erfolgt die Kavitationsbeanspruchung gleichzeitig an der Sonotrodenspitze und
der Probenoberfläche. Die abgewandelte Prüfmethode hat den Vorteil, das die Schicht als Prüfkörper nicht dieselben Abmessungen wie die Sonotrodenstirnseite haben muss und die Masse von Sonotrode und Prüfkörper bei wechselnden Schichtwerkstoffen nicht erneut auf die Eigenfrequenz des
Systems abgestimmt werden muss.
Bei der Kavitationsprüfung der Schichten ist zu erwarten, dass bei einer guten Bindung der Partikel
der Abtrag gering ist und relativ gleichmäßig erfolgt. Bei einer schwächeren Bindung sollte sich
eine deutlich höhere Abtragsrate einstellen und der Abtrag bevorzugt durch Herauslösen ganzer
Partikel erfolgen. Vor der Kavitationsprüfung wurden hier die Schichtoberflächen poliert, um bereits im Anfangsstadium des Angriffs Veränderungen durch rasterelektronenmikroskopische Untersuchungen feststellen zu können. Die Bestimmung des Materialabtrags erfolgte dann durch Wägung
nach Kavitationszeiten von 1, 3, 10, 30, 60 und 100 Minuten.
Als weitere Methode zur Untersuchung der Partikelbindung und besonders der Verformbarkeit der
Schichten wurden Zugversuche an Mikrozugproben durchgeführt. Dazu wurde eine spezielle Zugprüfmaschine am GKSS Forschungszentrum in Geesthacht benutzt. Wie bei dem für größere Proben nach der DIN EN 10 002 genormten Verfahren wird dabei ein Kraft-Verlängerung-Diagramm
aufgenommen. Aufgrund der geringen Probenabmessung wird die Längenänderung durch eine optische, ortsempfindliche Messeinrichtung erfasst. Die Herstellung dieser sogenannten „dog bone“
Flachproben (Bild 4.6) erfolgte hier durch Drahterodieren, indem aus dicken Schichten zunächst
einzelne Scheiben parallel zur Bindezone zwischen Schicht und Substrat abgetrennt und aus diesen
Scheiben dann die eigentliche Probenform herausgearbeitet wurde. Da vermutet wurde, dass prozessbedingte Spannungs- oder Temperaturgradienten in der Schicht möglicherweise zu lokal unter-
55
4 Versuchsdurchführung und Charakterisierung von Spritzpulvern und Schichten
schiedlichen Eigenschaften führen könnten, wurde jeweils für den Ort der Probenentnahme der Abstand zur Grenzfläche zwischen Schicht und Substrat dokumentiert.
4.3.4
Einfluss von Wärmebehandlungen auf Mikrostruktur und Eigenschaften
Die Untersuchung der Schichten nach thermischer Beanspruchung war in zweierlei Hinsicht von
Interesse. Aus wissenschaftlicher Sicht galt besondere Aufmerksamkeit den aufgrund von Wärmebehandlungen auftretenden Gefüge- und Eigenschaftsänderungen, die wichtige Informationen über
die im Spritzprozess während des Partikelaufpralls stattfindenden Verformungsmechanismen liefern
können. Im Hinblick auf potentielle industrielle Anwendungen stehen die thermische Stabilität der
Schichteigenschaften sowie die Möglichkeit, diese gezielt ändern zu können, im Vordergrund.
Rückschlüsse auf die nach dem Spritzen vorliegende Verformungsstruktur lassen sich aus dem Rekristallisationsverhalten ziehen. Um dies zu beschreiben wurden einzelne Schichtstücke jeweils 1 h
bei einer Temperatur von 100 bis 600 °C – abgestuft in 50 K-Schritten – geglüht und dann die
Schichthärte bestimmt. Für den Bereich des Steilabfalls in der Rekristallisationskurve wurde die
Schrittweite auf 25 K reduziert. In weiteren Untersuchungen wurden die Schichten zunächst 1 h bei
600 °C weichgeglüht und anschließend kaltgewalzt mit einer Dickenreduzierung von 90 %. Dies
war der aus Voruntersuchungen abgeschätzte Walzgrad, der zu einer vergleichbaren Härte wie das
Kaltgasspritzen führt. Danach wurde auch für diese Schichten der Härteverlauf in Abhängigkeit der
Glühtemperatur ermittelt.
Außerdem sollte der Einfluss von Wärmebehandlungen auf andere Schichteigenschaften wie beispielsweise die Zugfestigkeit, Kavitationsbeständigkeit oder Haftzugfestigkeit untersucht und mit
den Werten vom Ausgangszustand der Schichten verglichen werden. Dadurch sollten Informationen
darüber gewonnen werden, inwieweit sich die Kohäsion zwischen den Partikeln sowie die Anbindung der Schicht an das Substrat thermisch beeinflussen lassen.
4.3.5
Physikalische und chemische Eigenschaften der Schichten
Die elektrische Leitfähigkeit von Kupfer wird sehr stark von Verunreinigungen wie beispielsweise
Oxiden beeinträchtigt. Sie stellt daher ein geeignetes Merkmal zur Charakterisierung der Reinheit
von Kupferschichten dar. Die Bestimmung der Leitfähigkeit erfolgte im Rahmen dieser Arbeit
durch eine 4-Punkt Messung. Dazu wurden aus den Schichten kleine planparallele Plättchen mit den
Abmessungen 3 x 5 x 0,5 mm herausgearbeitet und über 4 Kontakte mit einer ThomsonMessbrücke – eine Messschaltung zur Bestimmung sehr kleiner Widerstände – verbunden. Über die
zwei äußeren Kontakte wird ein Strom eingespeist und über die zwei innenliegenden Kontakte die
Spannung gemessen, Bild 4.7. Aufgrund der relativ geringen Oxidation des Spritzwerkstoffs beim
Kaltgasspritzen waren vergleichsweise hohe Leitfähigkeitswerte zu erwarten. Zur Einordnung des
Verfahrens wurden die Messwerte der kaltgasgespritzten Schichten mit denen für technisch reines
56
4 Versuchsdurchführung und Charakterisierung von Spritzpulvern und Schichten
Kupfer (International Annealed Copper Standard – IACS) und für Kupferschichten verglichen, die
durch andere Spritzverfahren hergestellt wurden.
Kupfer bietet zudem den Vorteil, dass bei bekanntem Verhältnis zwischen der elektrischen Leitfähigkeit der Schicht und des entsprechenden Massivmaterials auch Aussagen zum Verhältnis der
Wärmeleitfähigkeiten getroffen werden können. Nach dem Gesetz von Wiedemann-Franz, ist die
Wärmeleitfähigkeit bei metallischen Werkstoffen proportional zur elektrischen Leitfähigkeit
( O / U L ˜ T , mit L = Lorentzzahl, T = Temperatur [K]).
Neben Kavitationstests und Mikrozugversuchen bieten auch elektrochemische Korrosionsmessungen eine Möglichkeit zur Beurteilung der Intensität der Partikelbindung in der Schicht und insbesondere auch zur Dichtigkeit der Schicht. Solche Messungen wurden hier in Anlehnung an die DIN
50918 durchgeführt. Für die Korrosionsuntersuchungen wurde zunächst die Oberfläche einer auf
Stahl St37 gespritzten Schicht geschliffen. Dann wurde ein 100 mm2 großer kreisförmiger Bereich
der Schichtoberfläche in einer Messzelle einer 1 molaren Natriumchloridlösung ausgesetzt und der
Potenzial-Zeit-Verlauf über einen Zeitraum von 24 h gegen eine Silberchlorid-Bezugselektrode
gemessen, die ein Potenzial von +197 mV gegenüber der Normalwasserstoffelektrode besitzt, Bild
4.8. Als Gegenelektrode wurde Platin verwendet. Bei diesem Versuch ändert sich das Messpotenzial, wenn die Lösung die Schicht durchdringt und das Substrat erreicht.
4.4
Ergebnisse der experimentellen Untersuchung
4.4.1
Mikrostruktur und Eigenschaften der Pulver
Bild 4.9a zeigt rasterelektronenmikroskopische Aufnahmen des stickstoffverdüsten Pulvers I, bei
dem es sich laut Herstellerangaben um ein -25+5 µm Pulver handelt. Die Durchmesser der überwiegend sphärischen Partikel reichen von wenigen Mikrometern bis etwa 25 µm wobei eine geringe
Anzahl von Partikeln mit etwa 20 µm Durchmesser gegenüber der ansonsten großen Zahl von Partikeln mit 5 bis 15 µm Durchmesser optisch besonders in Erscheinung tritt. Die Anzahl der einzelnen Partikel mit weniger als 5 µm Durchmesser ist sehr klein, und trotz der insgesamt geringen Partikeldurchmesser sind nur wenige Satelliten zu erkennen. Das sind sehr kleine Partikel, die an größeren Partikeln haften und dadurch die Fließfähigkeit des Pulvers stark einschränken. Bild 4.9b
zeigt lichtmikroskopische Gefügeaufnahmen vom Anschliff des Pulvers I. In dem hier dargestellten
geätzten Zustand sind die Korngrenzen innerhalb der Partikel deutlich sichtbar. Die durchschnittliche Korngröße variiert bei einem Großteil der Partikel zwischen 2 und 5 µm. Auch bei höherer
Vergrößerung im Rasterelektronenmikroskop waren keine Oxide erkennbar. Die chemische Analyse hat für dieses Pulver einen von der Lagerdauer abhängigen Sauerstoffgehalt von 0,039 bis 0,097
Gew.-% ergeben, Tabelle 4.2. Die bei einigen Partikeln sichtbaren schalenförmigen Umrandungen
sind auf optische Effekte zurückzuführen. Es handelt sich hier um durch Einbettmittel verdeckte
Bereiche von außermittig angeschliffenen Partikeln. In Bild 4.10 sind die vom Hersteller angegebene, durch eine sogenannte Microtrac-Analyse bestimmte Partikelgrößenverteilung und die durch das
Horiba System bestimmte Verteilung vergleichend dargestellt. Grundsätzlich bestätigen beide Ver-
57
4 Versuchsdurchführung und Charakterisierung von Spritzpulvern und Schichten
teilungskurven die Größenverhältnisse, die im Rasterelektronenmikroskop zu beobachten waren.
Die Microtrac-Verteilung verläuft zwischen 10 und etwa 22 µm vergleichsweise steil. Dabei erreicht die aufsummierte Masse aller Partikel bis zu 15 µm Durchmesser laut Herstellerangaben etwa
30 % der insgesamt berücksichtigten Masse, während die in dieser Arbeit durchgeführten Messungen ein Wert von etwa 45 % ergaben. Welche der Messungen nun den Partikelanteil in diesem Bereich über- oder unterbewertet, konnte nicht ermittelt werden. Für die eigenen Messungen wurden
jedoch stets 3 bis 4 Messreihen aufgenommen, die nur geringe Abweichungen voneinander aufwiesen.
Zu den möglichen Fehlerquellen bei den optischen Messverfahren zählen Fremdpartikel, die sich in
der Trägerflüssigkeit befinden können. Diese sind aber in der Regel deutlich größer als die hier betrachteten Partikel und können durch eine vorgeschaltete Kalibriermessung weitestgehend eliminiert werden. Eine weitere Fehlerquelle ist häufig das unzureichende Mischen des Pulvers, bevor
eine repräsentative Probe entnommen wird. Beim Transport der Pulver kann es zu einer Entmischung kommen, bei der sich der Anteil feinerer Partikel im bodennahen Bereich des Pulverbehälters erhöht. Wird dann aus dem oberen Bereich eine Probe entnommen, enthält diese überproportional viele größere Partikel. Daher wurden die Pulverbehälter bei den eigenen Messungen vor der
Probenentnahme stets über eine längere Zeit (üblicherweise > 1 h) in einem Taumelmischer bewegt.
Die unterschiedliche Orientierung nicht-sphärischer Partikel in der Messzelle kann ebenfalls zu
Messfehlern führen, jedoch ist dies ein stochastischer Fehler, der bei beiden Messverfahren gleichermaßen auftreten sollte. Der direkte Vergleich der Partikelgrößen in den rasterelektronenmikroskopischen Aufnahmen mit den Messwerten für die Partikelgrößenverteilung birgt die Gefahr, dass
die tatsächlichen Größenverhältnisse verzerrt und dementsprechend falsch gedeutet werden. Der
Messung liegt stets der Massenanteil verschiedener Größenklassen zugrunde, wobei ein geringer
Massenanteil feiner Partikel immer noch gleichbedeutend ist kann mit einer hohen Anzahl von Partikeln in dieser Größenklasse. Bei der Betrachtung der Morphologieaufnahmen treten dagegen die
großen Partikel besonders hervor.
Die Bilder 4.11a, 4.12a zeigen rasterelektronenmikroskopische Aufnahmen der gröberen Pulver II
und III. Auch bei diesen Pulvern ist der überwiegende Anteil der Partikel sphärisch. Für das –45+16
µm Pulver II beträgt der mittlere Durchmesser zwischen 30 und 35 µm, für das –106+45 µm Pulver
III zwischen 60 und 70 µm. Zwar sind bei beiden Pulvern auch einige kleinere Partikel mit wenigen
Mikrometern Durchmesser erkennbar, die als Satelliten an größeren Partikeln anhaften, die Varianz
der Durchmesser erscheint relativ betrachtet jedoch geringer als bei dem feinen Pulver I. Auch bei
den beiden gröberen Pulvern lassen sich anhand der Gefügedarstellungen keine Oxide nachweisen,
Bild 4.11b, 4.12b. Der ermittelte Sauerstoffgehalt beträgt weniger als 0,071 Gew.-% für das Pulver
II und 0,073 Gew.-% für das Pulver III, Tabelle 4.2. Die Korngröße innerhalb der einzelnen Partikel steigt mit der Partikelgröße an, was auf die für größere Partikel geringeren Abkühlgeschwindigkeiten im Verdüsungsprozess zurückzuführen ist. Die vom Hersteller durchgeführte Siebanalyse zur
Ermittlung der Partikelgrößenverteilung zeigt, dass beim Pulver II ein Großteil der Partikel Durchmesser zwischen 22 und 45 µm hat und beim Pulver III zwischen 45 und 90 µm, Bild 4.13. Diese
vergleichsweise breiten Verteilungen konnten anhand der REM-Aufnahmen jedoch nicht nachvollzogen werden. Bei der Siebanalyse besteht die Problematik, dass Partikel mit gleichen Durchmessern wie die Maschenweite nur unter idealen Voraussetzungen durch das Sieb fallen. Dadurch entsteht eine scheinbare Verschiebung der Größenverteilung hin zu höheren Durchmessern. Trotzdem
58
4 Versuchsdurchführung und Charakterisierung von Spritzpulvern und Schichten
stellt die Siebanalyse für Partikel mit Durchmessern von mehr als 22 µm eine genaue und weit verbreitete Methode zur Partikelgrößenanalyse dar. Verfahren, bei denen das Pulver in einer Flüssigkeit dispergiert wird – wie die hier verwendete Methode – haben den Nachteil, dass die Partikel ab
einer bestimmten Masse sedimentieren und nicht mehr mit der Flüssigkeit durch die Messzelle
transportiert werden. In Bild 4.13 wird dies besonders am Unterschied zwischen der Siebanalyse
und der Lasermessung für das grobe Pulver III deutlich. Offensichtlich wurden bei der Lasermessung fast keine Partikel mit Durchmessern von über 50 µm gemessen.
Der Einfluss des Verdüsungsgases wird anhand der rasterelektronenmikroskopischen Aufnahmen
vom geätzten Anschliff eines mit Druckluft verdüsten Kupferpulvers deutlich, Bild 4.14. Im Anlieferungszustand ist der Großteil der Partikel von feinen Oxidnetzwerken durchzogen, und die Abmessungen der dazwischen liegenden Körner betragen teilweise weniger als 1 µm. Der Sauerstoffgehalt wurde zu 0,37 Gew.-% ermittelt. Zwar konnte dieser durch eine Wärmebehandlung in einer
reduzierend wirkenden Argon-Wasserstoff-Atmosphäre auf 0,15 Gew.-% gesenkt werden, trotzdem
waren dann bei vielen Partikeln noch deutlich die Oxidnetzwerke sichtbar.
4.4.2
Auftragswirkungsgrad, Mikrostruktur und Eigenschaften von Kupferschichten
Einfluss der kinematischen Parameter
Bei der Variation der kinematischen Prozessparameter wurden für die optimierte Düse E und das
Pulver I in einem weiten Parameterbereich Auftragswirkungsgrade (DE) zwischen 80 und mehr als
90 % ermittelt. Dabei lagen die Wirkungsgrade für Aluminium als Substratwerkstoff meist um etwa
2 bis 3 % höher als die für Kupfer, und diese wiederum etwa 2 bis 3 % höher als die für Stahl. Der
Spritzabstand und der Zeilenabstand übten in dem betrachteten Bereich von 20 bis 100 mm bzw.
1,1 bis 6,0 mm keinen erkennbaren Einfluss auf den Auftragswirkungsgrad aus. Der Vergleich der
Schichtdicken ergab aber bei einer gleichen Anzahl von Spritzlagen eine leicht überproportionale
Abnahme der Messwerte, wenn der Zeilenabstand über 2 mm gewählt wurde. Eine Erhöhung der
Vorschubgeschwindigkeit war hingegen stets mit einer eindeutigen Abnahme des Auftragswirkungsgrades verbunden. Bild 4.15 zeigt, dass eine Vervierfachung der Vorschubgeschwindigkeit
von 9,34 m/min auf 37,36 m/min zu einer Verringerung des Wirkungsgrades von etwa 90 % auf
Werte zwischen 60 und 70 % führt.
Die Auftragswirkungsgrade erscheinen mit Werten von mehr als 90 % teilweise als überhöht. Hierbei ist zu berücksichtigen, dass bei der experimentellen Ermittlung der Pulverförderrate selbst bei
konstanten Trägergas- und Förderereinstelllungen stochastische Abweichungen und teilweise sogar
eine Abhängigkeit vom Füllstand im Pulvervorratsbehälter festgestellt wurden. So konnte für das
Pulver I bei 11 kg Einwaage und konstantem Gasfluss von etwa 7 Nm3/h auch bei ausgeschaltetem
Fördermechanismus noch eine Fördermenge von 38 g/min ermittelt werden, bei 5 kg Einwaage dagegen erfolgte kein Pulverfluss mehr. Offensichtlich führt der Sekundärgasstrom durch eine Verbindungsleitung zwischen Pulvervorratsbehälter und Ausgang des Förderers, die im Betrieb für einen Druckausgleich und beim Abschalten des Prozesses für die Druckentlastung des Behälters
59
4 Versuchsdurchführung und Charakterisierung von Spritzpulvern und Schichten
sorgt, bei zu hohem Füllstand dazu, dass Pulver mitgerissen und am eigentlichen Fördermechanismus vorbeigeführt wird.
Zusätzlich zum Einfluss der kinematischen Parameter auf den Auftragswirkungsgrad wurde auch
deren Einfluss auf die Mikrostruktur und die Eigenschaften der Schichten untersucht. Für die beiden
Grenzwerteinstellungen 20 mm und 100 mm Spritzabstand sowie 1,1 mm und 6,0 mm Zeilenabstand erschienen die Kupferschichten im Querschliff auch bei hoher Vergrößerung noch so dicht,
dass auch unter dem Kriterium einer möglichst geringen Schichtporosität noch keine Einschränkung
der Parameter notwendig war.
Als weiteres Kriterium zur Beurteilung der kinematischen Parameter wurde daher die Haftzugfestigkeit der Schichten ermittelt. Diese zeigte zunächst eine starke Abhängigkeit vom Substratmaterial. So wurden für Aluminiumsubstrat bis zu 52 MPa und für Kupfersubstrat bis zu 39 MPa ermittelt, auf Stahl dagegen waren die Werte mit maximal 10 MPa deutlich geringer. Die Höchstwerte
wurden für alle drei Substratwerkstoffe zwar für Zeilenabstände zwischen 1,7 bis 3,0 mm erreicht,
insgesamt ließ sich aber auch hier kein eindeutiger Trend feststellen, Tabelle 4.4. Auch für Zeilenabstände von mehr als 3 mm, die nur für Aluminium als Substratwerkstoff untersucht wurden, trat
der Bruch noch überwiegend im Kleber auf. In Tabelle 4.4 ist dieser Fall mit K gekennzeichnet, ein
Bruch zwischen Substrat und Schicht mit S und ein Mischbruch mit S/K bzw. K/S. Weitere Einschränkungen hinsichtlich des Zeilenabstandes ergaben sich durch die Berücksichtigung der Oberflächenbeschaffenheit der Schicht. So ließ sich eine besonders ebene Schichtoberfläche für Zeilenabstände von etwa 2,0 mm erzielen, wenn gleichzeitig die einzelnen Schichtlagen einen halben Zeilenabstand vertikal zueinander verschoben gespritzt wurden.
Für einen Spritzabstand von 30 mm wurde unabhängig vom Substratwerkstoff jeweils die höchste
Haftzugfestigkeit erreicht, so dass dieser Wert auch als Standardeinstellung beibehalten wurde (vgl.
Tabelle 4.3). Als Standardeinstellung für die Vorschubgeschwindigkeit wurde ein Wert von 18,7
m/min festgelegt. Einerseits erreichte hier die Haftzugfestigkeit auf Stahl- und Kupfersubstrat jeweils ihren Höchstwert, andererseits war zwar auch eine Abnahme des Auftragswirkungsgrades zu
erwarten, die thermische Belastung von Substrat und Schicht insgesamt aber geringer (vgl. Bild
4.15).
Hinsichtlich der Haftzugprüfung bleibt anzumerken, dass zwischen den einzelnen Versuchsserien
teilweise signifikante Unterschiede auftraten, auch wenn die Proben bei gleichen Parametereinstellungen beschichtet wurden. Dies ist offensichtlich auf die Probenvorbereitung durch Korundstrahlen zurückzuführen, die mit der am Institut vorhandenen, vergleichsweise kleinen Injektionsstrahlanlage nicht vollständig reproduzierbar erfolgen konnte. Die besten Strahlergebnisse für Kupferund Stahlsubstrate ließen sich erzielen, wenn Edelkorund der Größenklasse F24 (0,50-0,85 mm) bei
einem Strahldruck von etwa 4 bar und einem Strahlabstand von etwa 40 mm verwendet wurde. Das
Verkleben von beschichteter Probe und Gegenkörper erfolgt ebenfalls manuell. Werden dabei die
Proben nicht exakt zueinander ausgerichtet, können im Zugversuch Scherkräfte auf die Grenzfläche
wirken, die meist zu einem vorzeitigen Versagen des Klebers führen. Die dann ermittelten Werte
können teilweise erheblich geringer sein als die tatsächliche Haftfestigkeit der Schicht.
60
4 Versuchsdurchführung und Charakterisierung von Spritzpulvern und Schichten
Pulverparameter
Pulverförderraten von 1,8 bis 6,4 kg/h beeinflussen den Auftragswirkungsgrad insgesamt betrachtet
nur geringfügig, Tabelle 4.4. Abhängig vom Substratwerkstoff wurden jedoch besonders hohe
Haftzugfestigkeiten bei Förderraten zwischen 2,7 und 4,4 kg/h erreicht, wenngleich auch bei höheren Förderraten insbesondere bei Aluminium als Substrat vorwiegend der Kleber versagte. Die
Schichtmikrostruktur wies in dem betrachteten Bereich der Förderrate keine signifikanten Unterschiede auf, so dass als Standardeinstellung ein Wert 4,0 kg/h gewählt wurde, der vergleichbar ist
mit der Förderrate beim Hochgeschwindigkeits-Flammspritzen von Kupfer.
Unter Berücksichtigung der Ergebnisse der strömungsmechanischen Analyse in Kapitel 3 ist es
leicht nachvollziehbar, dass der Trägergasfluss im Vergleich zum Prozessgasfluss stets möglichst
klein gewählt werden sollte. Nur so kann einer vorzeitigen Abkühlung und damit auch Verringerung der Beschleunigung von Prozessgas und Spritzpartikeln im Strahl entgegengewirkt werden.
Eine Kompensation der aus der Durchmischung der beiden Gasströme folgenden Abkühlung des
Gesamtgasstroms durch eine präventive Erhöhung der Prozessgastemperatur ist unzweckmäßig. In
diesem Fall würden besonders die Partikel im Randbereich der Strömung bereits unmittelbar nach
der Injektion in den Hauptgasstrom sehr stark erwärmt werden und durch ihre höhere Plastizität zu
einem Zusetzen der Düse führen. Der Anteil des Trägergases wurde daher stets auf etwa 10 % des
Prozessgasstroms eingestellt, mindestens jedoch auf die aus sicherheitstechnischen Gründen vorgegebenen 5 Nm3/h.
Standardeinstellungen für die Prozessparameter
Mit den als Standardeinstellung festgelegten kinematischen Parametern (dZ = 2 mm; dS = 30 mm; vS
Pr / V
Tr | 10) wurden mit verschie P = 4 bis 4,2 kg/h; V
= 18,68 m/min) und Pulverparametern ( m
denen Düsen und unter Verwendung des Pulvers I Kupferschichten auf Aluminium-, Kupfer- und
Stahlsubstrate gespritzt. Als Prozessgas diente Stickstoff, wobei für die Prozessgastemperatur und
den Druck die in Abschnitt 4.2.2 erläuterten Maximalwerte (T0 = 305 bis 310 °C, p0 = 30 bar) eingestellt wurden.
Bild 4.16 zeigt lichtmikroskopische Gefügeaufnahmen des Querschliffs einer Kupferschicht, die auf
Kupfersubstrat gespritzt wurde. Die Schicht wurde mit der Düse E in drei Übergängen hergestellt.
In der Übersichtsaufnahme erscheint die Schicht insgesamt sehr dicht und nahezu frei von Oxiden
und Poren. Im Bereich der ansonsten relativ glatten Schichtoberfläche sind einige Krater zu erkennen, die vereinzelt bis zu 100 µm tief sind. Die Schichtdicke variiert zwischen 510 und 590 µm.
Aufnahmen bei höherer Vergrößerung verdeutlichen, dass die Anbindung der Schicht an das Substrat auch im Bereich von Strahlguteinschlüssen, die aus der Substratvorbehandlung stammen, sehr
gut ist. Als Haftzugfestigkeit wurde für diese Schicht ein Wert von etwa 35,9 MPa ermittelt, Tabelle 4.5. Über den gesamten Bereich der Schicht sind die ursprünglichen Grenzen der stark verformten Partikel in unterschiedlicher Ausprägung sichtbar. In unmittelbarer Nähe zur Schichtoberfläche
erscheint der Partikelverbund jedoch etwas lockerer als im übrigen Bereich der Schicht, was darauf
hindeutet, dass nachfolgend aufprallende Partikel bei der Verdichtung der Schicht eine wesentliche
Rolle spielen. In der Dunkelfelddarstellung lassen sich an den Partikelgrenzen dünne Oxidhäute als
61
4 Versuchsdurchführung und Charakterisierung von Spritzpulvern und Schichten
sehr feines rötliches Netzwerk erkennen. Die stellenweise eingebundenen hellgrauen Fremdpartikel
stammen offensichtlich aus Pulverresten früherer Versuche, die hier trotz gründlicher Reinigung des
Pulverförderers noch vorhanden waren.
Um Strukturen wie Korngrenzen deutlicher sichtbar zu machen, wurde die Schicht auch im geätzten
Zustand untersucht. Es ist zu erkennen, dass die Schicht ein sehr feinkörniges Gefüge aufweist und
dass die Deformation der Partikel örtlich sehr stark variiert. Einige Partikel erscheinen gegenüber
dem Ausgangszustand lediglich etwas abgeflacht und durch Kollisionen lokal verformt, andere Partikel wiederum sind in bestimmte Richtungen extrem gestreckt. Durch die starke Verformung der
Partikel beim Aufprall erreichten die Kupferschichten üblicherweise eine Härte im Bereich von
etwa 140 bis 160 HV0,3. Für die hier dargestellte Schicht wurden 151 HV0,3 gemessen. Die rasterelektronenmikroskopischen Aufnahmen zeigen außerdem, dass die Verbindung zwischen benachbarten Partikeln stets nur in einem begrenzten Bereich der Kontaktfläche sehr gut ist. Dabei variiert
die Ausdehnung dieses Bereichs örtlich sehr stark. Zwischen den stark deformierten Partikeln tritt
oftmals auch eine Häufung von sehr kleinen, offensichtlich schlecht gebundenen Materialfragmenten auf.
Die Bilder 4.17 und 4.18 zeigen Kupferschichten, die ebenfalls bei Standardparametereinstellungen
jedoch auf Aluminium- und Stahlsubstrate gespritzt wurden. Hinsichtlich der Schichtmikrostruktur
sind keine signifikanten Unterschiede zu der auf Kupfer gespritzten Schicht zu erkennen. Der Auftragswirkungsgrad erreichte beim Spritzen auf Kupfer Werte von etwa 84 %, auf Aluminium 85 %
und auf Stahl 77 %, die sich auch in den unterschiedlichen Schichtdicken wiederspiegeln, Tabelle
4.5. Bezogen auf die zweite aufgespritzte Schichtlage erreichte der Auftragswirkungsgrad auch bei
Stahlsubstrat etwa 81 %. Die mit 142 HV0,3 geringere Härte der auf Stahl gespritzten Schicht
könnte die Folge einer verringerten Wärmeabfuhr über das Substrat sein. Die gleichzeitige Verdopplung der Standardabweichung der Einzelmesswerte deutet jedoch auch auf eine schlechtere
Partikelbindung hin. Unabhängig vom Substratwerkstoff wurde für die bei Standardeinstellungen
gespritzten Schichten mit 0.093 Gew.-% ein zum Ausgangspulver vergleichbarer Sauerstoffgehalt
ermittelt. Zusätzlich zu der vergleichsweise hohen Haftzugfestigkeit bot sich für Aluminium als
Substratwerkstoff der Vorteil, dass vor dem Beschichten keine Oberflächenbehandlung durch Korundstrahlen nötig war. Die maximale Schichtdicke war in diesem Fall jedoch auf etwa 4 mm begrenzt. Wurde dagegen die Oberfläche des Aluminiumsubstrats zuvor korundgestrahlt, überschritt
die Haftzugfestigkeit stets die Festigkeit des Klebers und eine Begrenzung der Schichtdicke trat
nicht mehr auf. Bei Kupfer als Substratwerkstoff wurde gemäß Tabelle 4.5 die höhere Haftzugfestigkeit zwar bei ungestrahlter Substratoberfläche erzielt, jedoch war auch hier die Schichtdicke begrenzt. Auf gestrahlte Kupfersubstrate hingegen konnten mehrere Millimeter dicke Schichten gespritzt werden und im Anschluss an eine Oberflächenbearbeitung durch Fräsen sogar noch weiter
aufgebaut werden.
In Bild 4.19 sind lichtmikroskopische Gefügeaufnahmen von Kupferschichten dargestellt, die bei
Standardparametereinstellungen mit der Standarddüse A ebenfalls auf Kupfersubstrat gespritzt
wurden. Hinsichtlich der Mikrostruktur sind hier zunächst keine nennenswerten Unterschiede zu der
mit der Düse E gespritzten Schicht zu erkennen (vgl. Bild 4.16). Beim Ätzen unter ebenfalls gleichen Bedingungen fand jedoch bei der mit der Düse A gespritzten Schicht scheinbar ein verstärkter
62
4 Versuchsdurchführung und Charakterisierung von Spritzpulvern und Schichten
Angriff die Partikelgrenzen statt, was auf eine schlechtere Kohäsion zwischen den Partikeln schließen lässt.
Die mit der Düse A erzielten Wirkungsgrade (Tabelle 4.5) erscheinen vergleichsweise hoch und
korrelieren auch nicht mit der Schichtdicke. Unter Berücksichtigung der Ergebnisse aus früheren
Beschichtungsexperimenten mit Kupfer als Spritzwerkstoff und unter der Vorraussetzung, dass die
Werte für die Düse E aufgrund der Vielzahl der damit durchgeführten Experimente und Messungen
weitestgehend zuverlässig sind, sollte der Wirkungsgrad mit der Düse A bei Standardparametereinstellungen zum Spritzen von Kupfer im Bereich von 65 % liegen. Die Haftzugfestigkeit auf Stahl
als Substratwerkstoff erreichte vergleichbare Werte wie bei Verwendung der optimierten Düse E.
Auf Kupfer und Aluminium lagen die Haftzugfestigkeitswerte der mit Düse A gespritzten Schichten
jedoch im Mittel um etwa 15 % unter denen für die Düse E. Der Sauerstoffgehalt der Schichten
blieb dagegen nahezu unverändert bei 0,094 Gew.-%.
Einfluss der Gasparameter
Zur Untersuchung des Einflusses der Gaseintrittstemperatur auf die Mikrostruktur der Schichten
wurden mit der Düse E und dem Pulver I Kupfersubstrate beschichtet, wobei bei sonst gleichen
Standardeinstellungen die Gaseintrittstemperatur in den einzelnen Versuchen beginnend bei 305 °C
in 50 °-Schritten bis auf etwa 100 °C gesenkt wurde. Bild 4.20 zeigt lichtmikroskopische Aufnahmen der Querschliffe der Schichten jeweils im ungeätzten und geätzten Zustand. Die Schichtdicke
nach 3 Übergängen verringert sich mit abnehmender Gastemperatur von etwa 510 bis 590 µm bei
305 °C auf 100 bis 180 µm bei 105 °C. Das ist in diesem Fall gleichbedeutend mit einer Abnahme
des Auftragswirkungsgrades von 84 % auf etwa 18 %, Tabelle 4.6. Während die bei 250 °C Gaseintrittstemperatur gespritzte Schicht hinsichtlich der Mikrostruktur noch keine signifikanten Unterschiede zu der bei Standardprozesseinstellungen gespritzten Schicht zeigt, werden mit jeder weiteren Verringerung der Gastemperatur zunehmend schon im ungeätzten Zustand Partikelgrenzen und
auch kleine Poren sichtbar, die im geätzten Zustand der Querschliffe dann besonders deutlich hervortreten. Die Oberflächenrauheit der Schichten wird dabei umso ausgeprägter, je geringer die Gastemperatur ist. Wo bei Standardeinstellungen nur vereinzelnd Krater auftraten, sind bei 105 °C Gastemperatur regelrechte Absätze in der Oberfläche zu erkennen.
Besonders deutlich ist der Abfall der Schichthärte mit abnehmender Gastemperatur. So verringerte
sich der durchschnittliche Messwert von 151 HV0,3 bei 305 °C auf 110 HV0,3 bei 100 °C Gaseintrittstemperatur (Tabelle 4.6). Dies ist auf die mit der Gaseintrittstemperatur abnehmende Geschwindigkeit der Partikel beim Aufprall und die daraus resultierende geringere Verformung des
Materials zurückzuführen. Gleichzeitig war eine Verdreifachung der Standardabweichung der
Messwerte zu beobachten. Auf die Haftzugfestigkeit der Schichten hat die Gaseintrittstemperatur
offensichtlich keinen besonderen Einfluss. Die Messwerte streuten in dem schon bei der Variation
der kinematischen Parameter festgestellten Rahmen. Ein Zusammenhang zwischen dem Saustoffgehalt der Schicht und der Gaseintrittstemperatur war ebenfalls nicht festzustellen.
In einer weiteren Versuchsreihe wurde der Eintrittsdruck des Prozessgases gezielt in 5 bar-Schritten
von der Standardeinstellung 30 bar auf einen zum Kaltgasspritzen noch sinnvoll erscheinenden mi-
63
4 Versuchsdurchführung und Charakterisierung von Spritzpulvern und Schichten
nimalen Druck von 15 bar verringert. Für die Schichtmikrostruktur zeigt sich dabei der gleiche
Trend wie bereits bei der Verringerung der Gaseintrittstemperatur. Bis etwa 25 bar Gaseintrittsdruck konnten anhand der Querschliffe noch keine signifikanten Veränderungen beobachtet werden. Erst für noch geringere Prozessdrücke konnte bereits bei den ungeätzten insbesondere aber
auch bei den geätzten Schichtquerschliffen eine verschlechterte Bindung der Partikel untereinander
beobachtet werden. Auf eine Darstellung der Schliffaufnahmen wird hier verzichtet. Die Schichteigenschaften verändern sich mit abnehmendem Gasdruck ähnlich wie bei einer Verringerung der
Gastemperatur, Tabelle 4.6. Die in dieser Versuchsreihe ermittelten Haftzugfestigkeiten der
Schichten waren auch bei Standardprozesseinstellungen mit etwa 30 MPa um durchschnittlich 20 %
geringer als bei den vorhergehenden Versuchsreihen. Dies ist offensichtlich auf die manuelle Substratvorbereitung durch Korundstrahlen zurückzuführen.
Einfluss der Gasart
Schichten, die mit Stickstoff oder Druckluft als Prozessgas gespritzt wurden, zeigten in der lichtmikroskopischen Untersuchung keine besonderen Unterschiede bezüglich der Mikrostruktur. Auch
die Schichteigenschaften Haftzugfestigkeit und Härte waren im Rahmen der Bestimmungsgenauigkeit vergleichbar. Die rasterelektronenmikroskopischen Aufnahmen des geätzten Querschliffs einer
mit Druckluft gespritzten Schicht zeigen zwar, dass die Partikel von Oxidsäumen umgeben sind,
Bild 4.21, die chemische Analyse der Schicht ergab jedoch einen Sauerstoffgehalt, der vergleichbar
ist mit dem der stickstoffgespritzten Schichten, Tabelle 4.7.
Es ist zu erwarten, dass sich der Einsatz von Helium als Prozessgas aufgrund der hohen Kosten nur
auf spezielle Anwendungen beschränken wird. Dabei könnten einige besondere Vorteile ausschlaggebend sein, die hier bei den Spritzversuchen festgestellt wurden. Heliumgespritzte Kupferschichten haben eine sehr glatte Schichtoberfläche, die Dicke der hier dargestellten Schicht variiert lediglich um 40 µm, Bild 4.22. Auch der von stickstoffgespritzten Schichten bekannte lockere Partikelverbund zur Oberfläche der Schicht hin tritt hier nicht auf. Die Anbindung an das Substrat ist so
gut, dass die Grenzfläche zwischen Schicht und Substrat sich nur anhand von Strahlguteinschlüssen
erkennen lässt. Als Haftzugfestigkeit wurde hier ein Wert von 42 MPa ermittelt, wobei der Bruch
stets im Kleber auftrat. Der Auftragswirkungsgrad ist mit deutlich über 90 % nochmals höher als im
Fall von Stickstoff als Prozessgas, Tabelle 4.7. Die bei Helium im Vergleich zu Stickstoff höhere
Geschwindigkeit der Partikel beim Aufprall auf das Substrat führt offenbar aber auch zu einer stärkeren Erwärmung der Spritzschicht im Staupunkt des Spritzstrahls. Das führt zu einer stärkeren
Oxidation der Oberfläche, wodurch die einzelnen Schichtlagen in der Übersichtsaufnahme von den
geätzten Schichten zu erkennen sind. Als Sauerstoffgehalt dieser Schicht wurde ein Wert von 0,11
Gew.-% ermittelt. Die extrem starke Verformung der einzelnen Partikel wird besonders deutlich
anhand der Aufnahme der geätzten Schicht bei höherer Vergrößerung. Trotz Anätzens erfolgt der
Angriff der ehemaligen Partikelgrenzen nur lokal begrenzt, und der Bildausschnitt wird dominiert
von langgestreckten Gefügestrukturen, die auf das in Kapitel 2 beschriebene Jetting an den Partikelgrenzflächen hindeuten. Die Verbindung der Partikel untereinander ist stellenweise so gut, dass
einzelne Partikel selbst in rasterelektronenmikroskopischen Aufnahmen bei hoher Vergrößerung
nicht voneinander zu unterscheiden sind.
64
4 Versuchsdurchführung und Charakterisierung von Spritzpulvern und Schichten
Einfluss von Partikelgröße und Sauerstoffgehalt des Spritzpulvers
Bei Verwendung der Düse E ließen sich mit Stickstoff auch mit dem deutlich gröberen Pulver II bei
vergleichsweise hohen Auftragswirkungsgraden von etwa 70 bis 75 % Schichten auf Kupfersubstrat
spritzen. In Bild 4.23 sind Gefügeaufnahmen einer solchen Schicht dargestellt. Insgesamt betrachtet
erscheint die Schicht sehr dicht. Lediglich in unmittelbarer Nähe zur der ansonsten ebenen Schichtoberfläche treten vereinzelt auch Ansammlungen sehr kleiner Poren sowie locker gebundene Partikel auf. Die Anbindung an das Substrat ist sehr gut, und auch hier ist die Bindezone nur anhand von
Strahlguteinschlüssen aus der Substratvorbehandlung zu erkennen. Gegenüber den Schichten aus
dem feineren Standardpulver I wurden jedoch abhängig vom Substratwerkstoff um bis zu 50 % geringere Haftzugfestigkeiten erzielt. Die Schicht hatte mit 133 HV0,3 eine geringere Härte als die
mit dem Pulver I gespritzten Schichten. Der Sauerstoffgehalt der Schicht betrug 0,027 Gew.-%,
Tabelle 4.8. Im geätzten Zustand lassen sich aufgrund der großen Partikel nun deutlich die stark
verformten Randbereiche von den teilweise unverformten Bereiche im Partikelzentren unterscheiden. Die rasterelektronenmikroskopischen Aufnahmen zeigen deutlich Bereiche, in denen offensichtlich ein Fließen des Materials stattgefunden hat. Dabei ist die Partikelbindung untereinander
sehr gut, denn die Korn- und die Partikelgrenzen wurden scheinbar im gleichen Maße vom Ätzmittel angegriffen.
Mit der kürzeren Standarddüse ließ sich das Pulver II nur bei einem deutlich verringerten Auftragswirkungsgrad von etwa 35 bis 40 % auf Kupfersubstrat spritzen. Anhand des Querschliffs der
Schicht wurde ein Porenanteil von etwa 1 bis 2 % ermittelt, Tabelle 4.8. Die Gefügeaufnahmen
zeigen im Bereich der Oberfläche einen schlechteren Partikelverbund, Bild 4.24. Die Schichtoberfläche weist starke Unebenheiten auf, die Schichtdicke variiert daher mit 590 bis 740 µm vergleichsweise stark. Die Bestimmung der Schichthärte ergab einen Wert von 125 HV0,3, wobei an
den Kanten der Härteeindrücke Einbrüche zu erkennen waren, die ebenfalls auf eine schlechte Bindung der Partikel hindeuten. Die Bestimmung des Sauerstoffgehaltes ergab mit 0,031 Gew.-% keinen wesentlichen Unterschied zu der mit der Düse E gespritzten Schicht.
Mit dem Pulver II ließen sich die besten Ergebnisse wie bereits bei dem feineren Pulver I mit Helium als Prozessgas und der dafür ausgelegten Düse G erzielen. So konnten noch sehr dichte Schichten bei Auftragswirkungsgraden von über 90 % hergestellt werden, Tabelle 4.8. Die Übersichtsaufnahme des ungeätzten Schichtquerschliffs zeigt das sehr kompakte Gefüge mit der ebenen und dichten Schichtoberfläche, Bild 4.25. Auch die Partikel unmittelbar an der Oberfläche sind noch sehr
gut mit in die Schicht eingebunden. Die Anbindung an das Substrat ist sehr gut. In den Haftzugfestigkeitstests trat der Bruch stets im Kleber auf. Die Haftzugfestigkeit der Schicht war demnach höher als der gemessene Wert von 38,6 MPa. Anhand der licht- und rasterelektronenmikroskopischen
Aufnahmen des geätzten Querschliffs ist die Dominanz der langgezogenen Verformungsstrukturen
im Bereich der Partikelgrenzflächen zu erkennen, die gegenüber der stickstoffgespritzten Schicht
wesentlich stärker ausgeprägt sind. Die ehemaligen Partikel erscheinen geradezu vollständig von
diesen Verformungsstrukturen umschlossen. Der Schichtsauerstoffgehalt wurde zu 0,034 Gew.-%
ermittelt.
Selbst sehr grobe Kupferpulver, wie das hier verwendete Pulver III (-106+45 µm), ließen sich mit
Helium als Prozessgas und der Düse G noch spritzen. Die Schicht erscheint in der Aufnahme des
65
4 Versuchsdurchführung und Charakterisierung von Spritzpulvern und Schichten
ungeätzten Querschliffs sehr dicht, zur Schichtoberfläche hin sind nun aber deutlich die locker eingebundenen Partikel der obersten Partikellage zu erkennen, Bild 4.26. Die Bindung der Partikel
untereinander ist insgesamt deutlich schlechter als bei den heliumgespritzten Schichten aus den
Pulvern I und II. Beim Ätzen erfolgte ein verstärkter Angriff der Partikelgrenzflächen. Der Sauerstoffgehalt der Schicht wurde zu etwa 0,032 Gew.-% bestimmt.
In Bild 4.27 sind Schichten dargestellt, die mit dem druckluftverdüsten Kupferpulver gespritzt wurden. Das Pulver wurde dabei sowohl im Herstellungszustand als auch im reduzierend geglühten
Zustand verwendet (vgl. Bild 4.14). Beide Schichten wurden mit denselben Parametereinstellungen
in 5 Übergängen hergestellt. Der Sauerstoffgehalt des Ausgangspulvers beeinflusst offenbar unmittelbar den Auftragswirkungsgrad. So konnte allein durch die reduzierende Wärmebehandlung des
Ausgangspulvers eine Erhöhung der Schichtdicke bei gleichen Prozesseinstellungen um 50 % erreicht werden. Bei höherer Vergrößerung sind in den Querschliffen bereits im ungeätzten Zustand
oxidierte Partikel zu erkennen, wobei die Anzahl solcher Partikel mit dem Sauerstoffgehalt des
Ausgangspulvers korreliert. Dieser beträgt für die aus dem unbehandelten Pulver hergestellte
Schicht etwa 0,29 Gew.-% und für die Schicht, die mit dem in reduzierender Atmosphäre geglühten
Pulver hergestellt wurde, etwa 0,17 Gew.-%. Besonders deutlich wird dieser Unterschied anhand
der Aufnahmen des geätzten Querschliffs, in dem die oxidierten Partikel einen verstärkten Angriff
des Ätzmittels aufweisen.
4.4.3
Schichteigenschaften im Vergleich zu thermisch gespritzten Schichten
Elektrische Leitfähigkeit
Die Ergebnisse der Bestimmung der elektrischen Leitfähigkeit für kaltgasgespritzte Kupferschichten sowie für Kupferschichten, die mit anderen Verfahren des thermischen Spritzens hergestellt
wurden, sind in Tabelle 4.9 aufgeführt. Eine im Rahmen dieser Arbeit aus dem Pulver I durch
Kaltgasspritzen hergestellte Kupferschicht erreichte bei Raumtemperatur noch eine elektrische Leitfähigkeit von 35,7 m/: mm2, das entspricht etwa 63 % der Leitfähigkeit von technisch reinem Kupfer nach IACS. Thermisch gespritzte Schichten dagegen erreichen üblicherweise nur 15 bis 40 %
des IACS-Wertes. Für eine lichtbogengespritzte Schicht wurde hier ein Wert von nur 10,6 m/:
mm2 und für eine HVOF-gespritzte Schicht ein Wert von 22,2 m/: mm2 gemessen. Die Leitfähigkeit von kaltgasgespritzten Kupferschichten lässt sich durch eine Wärmebehandlung noch deutlich
steigern. Bereits nach einer einstündigen Glühung bei 400 °C erreichte die hier untersuchte Kaltgasschicht 86 % der Leitfähigkeit nach IACS, nach einer Glühung bei 600 °C sogar mehr als 90 %. Bei
der Wärmebehandlung der thermisch gespritzten Schichten zeigte sich eine deutlich geringere Zunahme der Leitfähigkeit in Abhängigkeit der Glühtemperatur, und auch im Fall der HVOF-Schicht
wurden nicht mehr als 60 % des IACS-Wertes erreicht.
66
4 Versuchsdurchführung und Charakterisierung von Spritzpulvern und Schichten
Rekristallisationsverhalten beim Glühen der Schichten
Bild 4.28 zeigt für kaltgasgespritzte Kupferschichten sowie für Kupferschichten, die durch HVOF-,
Flamm- und Lichtbogenspritzen hergestellt wurden, den Verlauf der Schichthärte nach einer einstündigen Glühung bei Temperaturen zwischen 100 und 600 °C. Für die mit Stickstoff gespritzte
Kaltgas-Kupferschicht, die HVOF-gespritzte Schicht sowie für eine Probe aus Elektrolytkupfer (ECu) wurden zusätzlich die Härteverläufe nach einer Glühung von 1 h/600 °C und anschließender
Kaltverformung durch Walzen mit einer Dickenabnahme von 90 % aufgenommen. Angaben zu
Spritzsystemen und Parametereinstellungen, mit denen die thermisch gespritzten Schichten hergestellt wurden, enthält Tabelle 4.10.
Die höchsten Härtewerte wurden mit 152 HV 0,3 für die kaltgasgespritzten Schichten im Ausgangszustand ermittelt. Das kaltgewalzte E-Cu erreichte dagegen nur eine Härte von 125 HV 0,3,
die bereits nach einer einstündigen Glühung bei etwa 150 °C auf weniger als 55 HV 0,3 abfiel und
sich dann zu höheren Glühtemperaturen hin auf etwa 45 HV 0,3 weiter verringerte. Bei den kaltgasgespritzten Schichten war zwar auch schon bei vergleichsweise geringen Glühtemperaturen von
100 bis 125 °C eine Abnahme der Härte festzustellen, jedoch erreichten diese Schichten ihren minimalen Härtewert von etwa 75 HV 0,3 bei Stickstoff und 71 HV 0,3 bei Helium als Prozessgas erst
nach einer einstündigen Glühung bei 300 °C. Auffällig ist hier, dass selbst bei höheren Glühtemperaturen kein weiterer Abfall der Härte mehr stattfand. Die Kaltgasschicht, die zuvor weichgeglüht
und kaltgewalzt wurde, zeigte ein ähnliches Verhalten. Zwar erfolgte hier der Härteabfall in einem
ähnlich kleinen Temperaturintervall wie für das E-Cu, trotzdem blieb auch bei dieser Schichtprobe
eine Resthärte von mehr als 70 HV 0,3 erhalten.
In Bild 4.29 sind jeweils die Aufnahmen der geätzten Querschliffe der mit Stickstoff und mit Helium als Prozessgas gespritzten Schichten im Ausgangszustand und nach einer einstündigen Glühung
bei 200 °C und 600 °C dargestellt. Im Ausgangszustand ist die starke Verformung der Partikel zu
erkennen, zum einen an der Änderung der Partikelform, zum anderen an den Verformungsbändern
in den Partikeln. Bei der mit Helium gespritzten Schicht ist das besonders stark ausgeprägt. Nach
der Glühung bei 200 °C sind die Schichten offensichtlich teilrekristallisiert und die Durchmesser
der bei der Rekristallisation neu gebildeten Körner sind kleiner als die der Körner im Ausgangspulver. Auch dies ist bei den mit Helium gespritzten Schichten stärker ausgeprägt als bei Schichten, die
mit Stickstoff als Prozessgas hergestellt wurden. Nach der Glühung bei 600 °C sind die Schichten
vollständig rekristallisiert. Die durchschnittliche Korngröße ist aber auch in diesem Zustand noch
immer kleiner als die des Ausgangpulvers. Oxide, die sich im Ausgangspulver an den Partikeloberflächen befanden und mit in die Schicht eingebunden wurden, sind während der Glühung koaguliert
und dekorieren nun als feine gräuliche Ausscheidungen die Grenzen der ehemaligen Partikel. Während die ursprünglichen Partikel bei der stickstoffgespritzten Schicht noch deutlich zu erkennen
sind, stellt sich das Gefüge der heliumgespritzten Schicht als nahezu durchgängig massiv dar.
Für die durch Hochgeschwindigkeits-Flammspritzen hergestellte Schicht wurde eine Ausgangshärte
ermittelt, die vergleichbar zu der des kaltgewalzten E-Kupfers ist. Die Härte fällt beim Glühen erst
oberhalb von 250 °C ab und erreicht bei hohen Temperaturen wie die Kaltgasschichten ein Plateau
bei 75 HV 0,3, Bild 4.28. Die weichgeglühte und danach kaltgewalzte Schicht verhielt sich dagegen ähnlich wie die Kaltgasschicht im Ausgangszustand. Aufnahmen des ungeätzten Querschliffs
67
4 Versuchsdurchführung und Charakterisierung von Spritzpulvern und Schichten
der HVOF-Schicht im Ausgangszustand und nach der Glühung bei 200 °C belegen das stark inhomogene Schichtgefüge mit schlierenförmigen oxidierten Bereichen und Porenansammlungen, Bild
4.30. Die Aufnahme des geätzten Querschliffs der bei 600 °C geglühten Schicht zeigt dagegen fein
verteilte gräuliche Oxidausscheidungen innerhalb der Kupfermatrix. Die Verteilungsdichte dieser
Ausscheidungen richtet sich dabei offensichtlich nach dem örtlich variierenden Oxidationsgrad im
Ausgangszustand. Als Sauerstoffgehalt wurde für diese Schicht ein Wert von etwa 0,89 Gew.-%
ermittelt.
Durch Lichtbogen- oder Flammspritzen hergestellte Schichten hatten im Ausgangszustand nur eine
vergleichsweise geringe Härte von etwa 92 HV 0,3, die mit zunehmender Glühtemperatur allmählich auf Werte zwischen 40 und 47 HV 0,3 bei 600 °C abfiel, Bild 4.28. Die bei den anderen
Schichten festgestellte Plateaubildung im Härteverlauf trat hier nicht auf. Die Bilder 4.31 und 4.32
zeigen Aufnahmen von Querschliffen der flamm- und lichtbogengespritzten Schichten ungeätzt im
Ausgangszustand sowie geätzt nach der Glühung bei 200°C. Für die flammgespritzte Schicht wurde
ein Sauerstoffgehalt von etwa 1,05 Gew.-% und für die lichtbogengespritzte Schicht etwa 1,46
Gew.-% ermittelt. In beiden Fällen treten stark oxidierte Bereiche als rot-braune oder auch blaugrau schimmernde Lamellen hervor. Entsprechend der höheren Sauerstoffgehaltes wird das Gefüge
der Lichtbogenschicht besonders stark von diesen Lamellen dominiert. Nach der Glühung bei 600
°C liegen die Oxide in beiden Schichten in Form von fein verteilten grauen Ausscheidungen vor,
die einerseits fein verteilt in die Kupfermatrix eingebettet sind, andererseits aber auch die Grenzen
der ehemaligen Spritztropfen als größtenteils durchgängige Lamellen dekorieren.
Verformungsverhalten der Schichten und Partikelkohäsion
Im Hinblick auf viele mögliche Anwendungen ist das Verhalten kaltgasgespritzter Kupferschichten
bei mechanischer Beanspruchung von besonderem Interesse. Daher wurden das Verformungsverhalten von Schichten im Zugversuch und beim Walzen, sowie die Beständigkeit der Schichten gegenüber Kavitationsbeanspruchung untersucht.
Bild 4.33 zeigt die Ergebnisse des Mikrozugversuchs (vgl. Kapitel 4.3.3) für eine kaltgasgespritzte
Schicht, die mit Stickstoff als Prozessgas bei Standardparametereinstellungen hergestellt wurde,
sowie im Vergleich dazu für HVOF- und lichtbogengespritzte Schichten jeweils im Ausgangszustand. Die Zugproben wurden aus dicken Schichten herausgearbeitet, der Abstand zur Grenzfläche
zwischen Schicht und Substrat betrug bei den mit Ebene 1 gekennzeichneten Proben etwa 2 mm,
bei den mit Ebene 2 etwa 1 mm und bei den mit Ebene 3 weniger als 0,5 mm (vgl. Bild 4.6). Je Ebene wurden zum Zwecke der Statistik 3 Einzelproben gefertigt. Bei der kaltgasgespritzten Schicht
wurde für die oberflächennahen Ebenen der Schicht eine Zugfestigkeit von etwa 87 MPa ermittelt,
zum Substrat hin ergab sich ein geringerer Wert von durchschnittlich etwa 77 MPa bei gleichzeitig
stärkerer Schwankung der Einzelmesswerte, Bild 4.33a. Die Festigkeit der lichtbogengespritzten
Schicht variierte dagegen über die gesamte Schichtdicke zwischen etwa 82 und 106 MPa und zeigte
keine direkte Abhängigkeit vom Ort der Probenentnahme. Die HVOF-gespritzte Schicht hatte mit
151 MPa in der Nähe des Substrates und etwa 140 MPa nahe der Schichtoberfläche die höchste
Festigkeit von allen Schichten. Im Vergleich zur Festigkeit von stark verformtem Massivkupfer
68
4 Versuchsdurchführung und Charakterisierung von Spritzpulvern und Schichten
sind diese Werte jedoch relativ niedrig. Die Zugfestigkeit von Drähten aus sauerstofffreiem Kupfer
wird für eine Verformung mit 84,4 % Querschnittsreduzierung mit 455 MPa angegeben [89].
Bei allen drei Schichttypen war die Bruchdehnung im Ausgangszustand mit weniger als 0,3 % gegenüber etwa 1,5 % für das stark verformte sauerstofffreie Massivmaterial sehr gering, Bild 4.33b.
Die kaltgasgespritzte Schicht zeigte mit 0,06 % Bruchdehnung die geringste Verformbarkeit, die
lichtbogen- und HVOF-gespritzten Schichten hatten mit etwa 0,26 % eine geringfügig höhere Duktilität.
Um Informationen über den Einfluss von Wärmebehandlungen auf das Verformungsverhalten zu
erhalten, wurden zusätzlich die Spannung-Dehnung-Kurven der zuvor jeweils eine Stunde bei 200,
400 und 600 °C geglühten Schichten aufgenommen. Auch nach der Glühung bei 200 °C zeigte die
kaltgasgespritzte Kupferschicht noch ein sprödes Bruchverhalten, Bild 4.33c. Die Zugfestigkeit war
aber mit 92 MPa bereits höher als im Ausgangszustand. Eine signifikante Veränderung des Bruchverhaltens wurde erst für die bei 400 °C geglühten Proben festgestellt. Im Spannung-DehnungDiagramm ist hier eine erhebliche Zunahme der Zugfestigkeit auf einen Wert von 194 MPa zu erkennen bei einer Streckgrenze von Rp0,2 | 150 MPa. Gleichzeitig erhöht sich die Bruchdehnung auf
etwa 4,2 %. Nach dem Glühen bei 600 °C verringert sich die Zugfestigkeit auf 155 MPa und die
Bruchdehnung steigt auf über 6,5 % an. Die gegenüber der bei 400 °C geglühten Probe geringere
Zugfestigkeit zeigt, dass nach der 400 °C-Glühung der Rekristallisationsvorgang noch nicht abgeschlossen war. Im Unterschied zu den Proben für die Versuche im Ausgangszustand, stammten die
Proben für die Untersuchungen im wärmebehandelten Zustand aus einer Schicht, die mit einem
anderen als dem Pulver I und unter Verwendung der Düse F gespritzt wurde.
Das Bruchverhalten der bei 200 °C geglühten lichtbogengespritzten Schicht unterscheidet sich nur
unwesentlich von dem im Ausgangszustand der Schicht, Bild 4.33d. Im Gegensatz zur Kaltgasschicht nimmt hier die Zugfestigkeit aber für höhere Glühtemperaturen stetig ab. Nach der Glühung bei 400 °C erreicht sie nur noch etwa 90 % des Ausgangswertes, nach der 600 °C-Glühung
mit 68 MPa sogar weniger als 70 %. Die Duktilität der Schichten konnte durch die Wärmebehandlung kaum verbessert werden.
Bei den HVOF-gespritzten Schichten hat selbst die Glühung bei 400 °C offensichtlich noch keinen
Einfluss auf die Festigkeit und Duktilität der Schicht. Das Spannung-Dehnung-Diagramm zeigt hier
weder für die maximal erreichten Werte von Zugfestigkeit und Bruchdehnung noch in den Kurvenverläufen signifikante Änderungen, Bild 4.33e. Erst nach einer Glühung bei 600 °C ist eine deutliche Verbesserung der Duktilität bei gleichzeitig geringer Abnahme der Zugfestigkeit zu beobachten.
Rasterelektronenmikroskopische Untersuchungen der Bruchflächen von Proben aus der kaltgasgespritzten Kupferschicht haben ergeben, dass im Ausgangszustand und auch nach der Glühung bei
200 °C die Rissausbreitung offensichtlich vorwiegend entlang der Partikelgrenzen stattgefunden
hat, Bild 4.34. In der Bruchfläche sind noch deutlich die ursprünglichen Partikel zu erkennen, wobei die Partikelgrenzen stellenweise extrem stark verformt sind. Hier handelt es sich offensichtlich
um Bereiche, in denen sich beim Aufprall ein Materiejet gebildet hatte. Diesen Materiejets wird für
das Zustandekommen der Bindung eine wichtige Rolle zugeschrieben. Die Änderung des Bruch-
69
4 Versuchsdurchführung und Charakterisierung von Spritzpulvern und Schichten
verhaltens hin zum duktilen Bruch nach einer Glühung bei 400 °C lässt sich anhand der dann in der
Bruchfläche auf den Partikelgrenzflächen auftretenden, für duktile Brüche charakteristischen Grübchen nachvollziehen. Zwar können auch hier noch die einzelnen Partikel voneinander unterschieden
werden, jedoch sind sie scheinbar durch feine Materialstege fest miteinander verbunden. Bei 600 °C
wird diese Verbindung derart intensiv, dass einzelne Partikel nicht mehr erkennbar sind. Die
Durchmesser der Grübchen haben von einigen Hundert Nanometern auf mehrere Mikrometer zugenommen. Die Rissbildung hat hier offensichtlich an kleinen kantigen Kupferoxidfragmenten begonnen, die stets im Grund der Grübchen zu erkennen sind.
In der Bruchfläche der lichtbogengespritzten Proben ist im Ausgangszustand deutlich der verfahrenstypische lamellenartige Schichtaufbau sichtbar, der aus dem Aufschmelzen des Spritzwerkstoffs
im Prozess resultiert, Bild 4.35. Obwohl das Material vollständig aufgeschmolzen war, ist die Oberfläche der einzelnen Lamellen vergleichsweise glatt. Zwischen den Lamellen sind noch deutlich
ehemalige Poren zu erkennen. Wie der Verlauf der Spannung-Dehnung-Kurven zeigt auch die
Bruchfläche der bei 200 °C geglühten Probe keine Veränderungen gegenüber dem Ausgangszustand. Nach der Glühung bei 400 °C bleibt das lamellenartige Gefüge der Schicht zwar erhalten,
entlang der Ränder der Lamellen tritt nun aber auch ein duktiler Bruch auf. Deutlich sind die wenige hundert Nanometer großen Grübchen zu erkennen. Auch die Glühung der Zugproben bei 600 °C
führte nicht zu einer großflächigen Verbesserung der Bindung innerhalb der Schicht über die Ränder der Materiallamellen hinweg. Hier ist lediglich eine geringe Vergrößerung der Grübchendurchmesser zu beobachten.
Die HVOF-gespritzten Proben zeigen im Ausgangszustand sowohl Bereiche, in denen der Bruch
offensichtlich spröde entlang von Partikelgrenzflächen erfolgte, als auch dazwischenliegende Bereiche, in denen der Spritzwerkstoff aufgeschmolzen war und die nun von einem duktilen Bruchaussehen geprägt sind, Bild 4.36. Dadurch lässt sich auch die im Ausgangszustand vergleichsweise hohe
Zugfestigkeit erklären. Wie bereits bei den kaltgasgespritzten Proben treten auch hier wieder kleine
kantige Oxidfragmente als vermutete Ausgangspunkte für die Rissbildung in Erscheinung. In Übereinstimmung mit den ermittelten Messwerten waren auch keine wesentlichen Veränderungen an
den Bruchflächen der Proben zu beobachten, die bei 200 und 400 °C geglüht wurden. Erst die
Bruchfläche der bei 600 °C geglühten Zugprobe wird dominiert von einem duktilen Bruchaussehen.
Die Durchmesser der Grübchen betragen hier aber meist weniger als 1 µm, und insgesamt betrachtet erscheint die Bruchfläche noch sehr inhomogen. Ehemalige Spritzpartikel, zwischen denen Risse
und kleine Poren auftreten, sind noch deutlich zu erkennen, was die nur geringe Erhöhung der Duktilität erklärt.
In Ergänzung zu den Zugversuchen wurde auch der Einfluss der Wärmebehandlung auf die Haftzugfestigkeit der kaltgasgespritzten Schichten untersucht. Die Daten in Tabelle 4.11 zeigen für alle
Substratmaterialien eine Zunahme der Messwerte. Bei den Schichten auf Aluminiumsubstrat trat
der Bruch jeweils im Kleber auf. Dass die Messwerte bei den geglühten Proben noch zunehmen,
mag daran liegen, dass die in der oberen, an den Kleber angrenzenden Partikellage zunächst nur
locker gebunden Partikel durch Diffusion besser eingebunden werden. Gegenüber dem Ausgangszustand stiegen die Werte durch die Glühung bei 600 °C um etwa 50 % an. Schichten auf Kupfersubstrat verhielten sich ähnlich, jedoch wurde hier die Festigkeit des Klebers erst nach der Glühung
bei 600 °C überschritten. Der dann ermittelte Festigkeitswert war mit 56 MPa etwa doppelt so hoch
70
4 Versuchsdurchführung und Charakterisierung von Spritzpulvern und Schichten
wie im Ausgangszustand. Auf Stahlsubstrat gespritzte Schichten erreichten bereits nach der Glühung bei 200 °C Haftzugfestigkeiten, die vergleichbar waren zu denen von HVOF-gespritzten
Schichten. Ein eindeutiger Trend konnte hier aber anhand der teilweise stark schwankenden Messwerte nicht festgestellt werden.
Die Beobachtungen zur Abhängigkeit der Haftzugfestigkeit vom Wärmebehandlungszustand der
Schichten, die mit Stickstoff als Prozessgas hergestellt wurden, konnten auch für helium- und
druckluftgespritzte Schichten auf Kupfersubstrat grundsätzlich bestätigt werden. Hier ist anzumerken, dass heliumgespritzte Schichten im ungeglühten und geglühten Zustand stets höhere Werte
erreichten als im Fall von Stickstoff und Druckluft als Prozessgas, und dass der Bruch immer im
Kleber auftrat.
Das Verformungsverhalten von Kupferschichten beim Walzen wurde ebenfalls für kaltgas-, lichtbogen- und flammgespritzte Schichten im Ausgangszustand sowie in verschiedenen Wärmebehandlungszuständen untersucht. Tabelle 4.12 enthält Informationen über den Wärmebehandlungszustand und die Ausgangsschichtdicke der einzelnen Proben, sowie über Anzahl und Zustellung der
Walzstiche. Die kaltgasgespritzten Kupferschichten ließen sich erst nach einer Glühung bei 600 °C
auf 10 % ihrer Ausgangsdicke herunterwalzen, ohne dass Risse auftraten oder sogar die gesamte
Probe zerstört wurde. Dieses gute Verformungsverhalten zeigten aber nur Schichten mit einer Dicke
von bis zu 4,2 mm. Auf Kupfer gespritzt, ließen sich diese Kupferschichten dann auch zusammen
mit dem Substrat auswalzen. Dagegen riss eine 5,4 mm dicke Schicht, die vom Substrat abgelöst
und dann bei 600 °C geglüht wurde, bereits nach wenigen Walzstichen. Ein sehr sprödes Verhalten
zeigten vom Substrat abgelöste Flamm- und HVOF-Kupferschichten. Proben daraus wurden auch
noch nach einer 600 °C-Glühung nach wenigen Walzstichen vollständig zerstört.
Die Ergebnisse der Kavitationsprüfung von Kaltgas-Kupferschichten, die aus dem Pulver I bei
Standardparametereinstellungen hergestellt wurden, sind für den Ausgangszustand sowie für unterschiedliche Wärmebehandlungszustände in Bild 4.37a anhand der Masseverluste in Abhängigkeit
der Prüfdauer dargestellt. Die Schichten, die mit Druckluft als Prozessgas hergestellt wurden sind
hier nicht berücksichtigt, da sich die Ergebnisse dafür nur geringfügig von denen der mit Stickstoff
als Prozessgas hergestellten Schichten unterscheiden. Grundsätzlich wurde für die stickstoff- und
druckluftgespritzten Schichten eine deutlich höhere Kavitationsrate ermittelt als für solche Schichten, die mit Helium als Prozessgas hergestellt wurden. Im Ausgangszustand betrug der Unterschied
im Masseverlust abhängig von der Prüfdauer bis zu 300 %. Die Darstellung zeigt, dass sich die Kavitationsrate insbesondere im Fall der stickstoffgespritzten Schichten durch eine Wärmebehandlung
signifikant beeinflussen lässt. Für den hier dargestellten Fall ist aber zu beachten, dass Glühungen
bei Temperaturen von bis zu 200 °C zunächst zu einer erheblichen Erhöhung der Kavitationsrate
führten. Erst durch eine Glühung bei 600 °C konnte hier die Kavitationsrate nachhaltig auf Werte
reduziert werden, die denen der heliumgespritzten Schicht und sauerstofffreiem Massivmaterial
entsprechen, das bei 600 °C weichgeglüht und anschließend auf 10 % seiner Ausgangsdicke gewalzt wurde. Die mit Helium gespritzte Schicht zeigte für eine Prüfdauer von bis zu 60 Minuten
sogar ein entgegengesetztes Verhalten. Hier wurden stetig zunehmende Kavitationsraten beobachtet, je höher die Glühtemperatur war. Erst bei einer Prüfdauer von 100 Minuten scheint der Masseverlust dieser Schichten auch im geglühten Zustand um einen Wert geringfügig oberhalb dessen im
Ausgangszustand zu schwanken.
71
4 Versuchsdurchführung und Charakterisierung von Spritzpulvern und Schichten
Lichtbogengespritzte Kupferschichten erreichten im Ausgangszustand ähnliche Kavitationsraten
wie die mit Stickstoff gespritzte Kaltgasschicht, Bild 4.37b. Die Kavitationsrate der durch HVOFSpritzen hergestellten Kupferschicht war sogar vergleichbar mit der der heliumgespritzten Kaltgasschicht und des sauerstofffreien Massivmaterials. Nach 100 Minuten Prüfdauer war sowohl die
Lichtbogen- als auch die HVOF-Schicht im Ausgangszustand bis auf das Substrat kavitiert, so dass
die Werte für diese Kavitationsdauer hier nicht angegeben sind. Während sich die mit Stickstoff als
Prozessgas gespritzte Kaltgasschicht nach der Glühung bei 600 °C ähnlich wie das Massivmaterial
und die mit Helium gespritzte Schicht verhielt, verdreifachte sich die Kavitationsrate der Lichtbogen- und HVOF-Schichten im wärmebehandelten Zustand, und nach 30 min waren diese Schichten
bereits bis auf das Substrat abgetragen, Bild 4.37c.
Untersuchungen von Schichten aus dem gröberen Pulver II lieferten sowohl im Ausgangszustand
als auch nach der Glühung bei 600 °C keine neuen Erkenntnisse. Lediglich der Anstieg der Werte
bei mittleren Glühtemperaturen trat nicht mehr auf. Auch der Einfluss der unterschiedlichen Prozessgase war im Ausgangszustand der Schichten ähnlich, wenngleich auch bei den heliumgespritzten Schichten die Kavitationsrate noch um weitere 10 % verringert werden konnte. Für Schichten
aus dem sehr groben Pulver III, die mit Helium als Prozessgas gespritzt wurden, erreichte die Kavitationsrate ähnliche Werte wie bei den stickstoffgespritzten Schichten aus dem feineren Pulver I.
Bild 4.38 zeigt rasterelektronenmikroskopische Aufnahmen der Oberfläche einer stickstoffgespritzten Kaltgasschicht im polierten Ausgangszustand sowie nach einer Kavitationsdauer von 3, 10 und
30 Minuten. Im Ausgangszustand ist die Oberfläche nahezu fehlerfrei, so dass selbst Partikelgrenzen in dieser Darstellung nicht sichtbar sind. Bereits nach einer Kavitationsdauer von 3 Minuten
treten in der Oberfläche Krater auf, die eine Größe von mehreren Partikeldurchmessern erreichen
und deren Ränder offensichtlich entlang von Partikelgrenzen verlaufen. Nach 10 Minuten erscheint
der gesamte Bereich der Oberfläche rau und stark angegriffen, wobei einerseits ganze Partikel aus
der Schicht herausgelöst sind, andererseits die einzelnen Partikel aber auch Spuren starker plastischer Verformung aufweisen. Nach insgesamt 30 Minuten Prüfdauer ist die gesamte Schichtoberfläche zerrüttet und zwischen größeren Stücken gebundener Partikel sind deutlich weitere Risse zu
erkennen. Die Oberflächen der freigelegten Partikel selbst erscheinen aber vergleichsweise glatt.
Bei der heliumgespritzten Schicht ist die Oberfläche nach 3 Minuten Kavitationszeit lediglich deformiert, wobei der Grad der Deformation an ehemaligen Partikelgrenzen scheinbar stärker erscheint, Bild 4.39. In der Oberfläche des Massivmaterials haben sich dagegen bereits einige kleinere Löcher gebildet, Bild 4.40. Nach 10 Minuten Prüfdauer entstehen auch in der Schichtoberfläche
erste Krater, deren Ränder faserig und stark verformt erscheinen. Diese Krater treten scheinbar gehäuft im Bereich der Partikelgrenzen auf, sind aber nicht wie bei der stickstoffgespritzten Schicht
zusätzlich von Rissen begleitet. Beim Massivmaterial sind diese Krater bereits deutlich stärker ausgeprägt und gleichmäßig über die gesamte Oberfläche verteilt. Nach 30 Minuten Kavitationsdauer
zeigt nun auch die heliumgespritzte Schicht einen erheblichen Angriff der Oberfläche. In Bereichen
des Materialabtrags haben sich Grübchen gebildet, deren Durchmesser und Form teilweise denen
von Pulverpartikeln entsprechen. Hier wurden scheinbar bereits einzelne Partikel aus der Oberfläche herausgelöst. Vereinzelt sind auch tiefere Spalten erkennbar, die auf ein mögliches Herausbrechen größerer Schichtfragmente hindeuten. Die Oberfläche des Massivmaterials weist dagegen nach
72
4 Versuchsdurchführung und Charakterisierung von Spritzpulvern und Schichten
30 Minuten etwa 100 bis 200 µm große Mulden auf, deren Oberflächen wiederum noch stärker verformt erscheinen als die der Spritzschicht.
Der Angriff der Oberflächen von HVOF- und der lichtbogengespritzten Schichten erfolgt sehr unterschiedlich. Nach einer 10-minütigen Kavitationsbeanspruchung weisen sowohl die HVOFSchicht als auch die Lichtbogenschicht bereits tiefereichende Schädigungen auf, die entlang der
Grenzen ehemaliger Partikel oder Schmelztropfen verlaufen, Bild 4.41. Bei der lichtbogengespritzten Schicht sind dabei deutlich die einzelnen Schichtlamellen zu erkennen. Wie bereits bei der Untersuchung der Bruchflächen von Proben aus den Mikrozugversuchen weist die HVOF-gespritzte
Schicht im Bereich des Angriffs kleine Oxidfragmente mit scharfen Bruchkanten auf. Nach einer
Kavitationsdauer von 30 Minuten sind bei höherer Vergrößerung sogar mosaikartige Strukturen
sichtbar, bei denen es sich offensichtlich um aufgebrochene Oxidlamellen handelt. Die Oberfläche
erscheint örtlich zwar stark deformiert, ein duktiles Verhalten wie beispielsweise bei der heliumgespritzten Kaltgasschicht kann aber nicht beobachtet werden.
Die Glühung bei einer Temperatur von 600 °C führt bei der mit Stickstoff als Prozessgas gespritzten Kaltgasschicht dazu, dass der Kavitationsangriff überwiegend in ähnlicher Weise wie beim
Massivmaterial erfolgt, was anhand der stark verringerten Kavitationsrate auch zu erwarten war.
Auf eine Darstellung der wärmebehandelten und kavitierten Kaltgasschichten wird hier daher verzichtet. Bei den wärmebehandelten HVOF-Schichten ist die Kavitationsrate zwar gegenüber dem
Ausgangszustand deutlich gestiegen, jedoch ist in der geschädigten Oberfläche nach 10 Minuten
Kavitationsdauer nun lokal deutlich eine Grübchenbildung zu beobachten, die auf ein duktiles Materialverhalten hinweist, Bild 4.41. Obwohl die Kavitationsrate erheblich gestiegen ist, sind an der
Oberfläche der weichgeglühten Lichtbogenschicht nach 10 Minuten Kavitationsbeanspruchung neben sehr glatten Bereichen auch Bereiche mit ausgeprägter Grübchenbildung zu erkennen.
Dichtigkeit der Schichten
Die im Rahmen dieser Arbeit teilweise in einem sehr breiten Parameterbereich hergestellten kaltgasgespritzten Kupferschichten zeichneten sich bei der metallographischen Untersuchungen allesamt durch einen besonders geringen Porenanteil aus. Lediglich Schichten, die bei stark von den
Standardeinstellungen (vgl. Tabelle 4.3) abweichenden Parametern hergestellt wurden, hatten Porenanteile, die eindeutig durch die digitale Bildanalyse klassifiziert werden konnten. Rückschlüsse,
beispielsweise hinsichtlich der Verbindung der Poren untereinander, konnten aber dann nicht gezogen werden. Auch im geätzten Zustand der Schliffe ließen sich keine weiteren Informationen über
Anzahl und Verteilung der Poren gewinnen. Die elektrochemische Korrosionsprüfung sollte daher
helfen, die vermutlich nur geringen Unterschiede in der Dichtigkeit der Schichten festzustellen und
weitere Hinweise auf Unterschiede bezüglich der Kohäsion der Partikel zu erhalten.
Bild 4.42 zeigt die zeitliche Entwicklung des Messpotenzials gegenüber der SilberchloridBezugselektrode für Kupferschichten aus dem Pulver I, die durch Kaltgasspritzen mit unterschiedlichen Prozessgasen auf Substrate aus Baustahl St37 aufgetragen wurden. Zum Vergleich ist zusätzlich das Potential von SF-Kupfer und Baustahl St37 aufgetragen. Für die mit dem Standardpulver I
gespritzten Schichten nimmt das Messpotenzial bereits im Ausgangszustand unabhängig vom ver-
73
4 Versuchsdurchführung und Charakterisierung von Spritzpulvern und Schichten
wendeten Prozessgas über die Messdauer von 24 Stunden ähnliche Werte wie Massivmaterial im
Bereich von -180 bis -240 mV an, Bild 4.42a. Auch für längere Messzeiten ist hier keine signifikante Änderung zu erwarten, so dass diese Schichten gegenüber dem hier verwendeten Elektrolyten
als undurchlässig zu bewerten sind. Im Vergleich dazu zeigt Bild 4.42b den zeitlichen Verlauf des
Messpotenzials für Schichten aus dem gröberen Pulver II, die unter Verwendung der Düsen A und
E sowie Stickstoff als Prozessgas gespritzt wurden. Für die mit der optimierten Düse E gespritzte
Schicht fällt das Messpotenzial zunächst auf Werte von etwa -320 mV ab. Mit fortschreitender Zeit
– in diesem Fall nach etwa 40 Stunden – stabilisieren sich die Messwerte aber bei etwa –270 mV.
Das zeigt einerseits, dass die Partikelbindung in der Schicht wahrscheinlich nicht so gut ist wie bei
Schichten aus dem feineren Pulver I, andererseits sind die Poren zwischen den Partikeln aber offensichtlich nicht groß genug und auch nicht vollständig miteinander verbunden, um ein Durchdringen
des Elektrolyten zum Substrat zu ermöglichen. Bereits nach einer Glühung bei 200 °C war das
Messpotenzial dieser Schicht wieder ähnlich zu dem von sauerstofffreiem Massivmaterial. Dagegen
erwiesen sich Schichten, die aus dem gleichen Pulver jedoch unter Verwendung der Standarddüse A
hergestellt wurden, im Ausgangszustand und auch nach einer Glühung bei 200 °C noch als durchlässig gegenüber dem Elektrolyten. In der Darstellung ist hier ein Absinken des Messpotenzials auf
etwa -500 mV zu beobachten. Erst durch die Glühung der Schicht bei 600 °C ergab sich auch hier
ein Potenzial-Zeit-Verlauf, der nach 35 Stunden Messdauer in ein Plateau bei etwa –230 mV mündet.
Mit Helium als Prozessgas gespritzte Schichten erwiesen sich in der elektrochemischen Dichtigkeitsprüfung stets als undurchlässig gegenüber dem Elektrolyten. Und auch nur bei diesen Schichten war der Potenzial-Zeit-Verlauf bereits im Ausgangszustand deckungsgleich mit dem von sauerstofffreiem Kupfer. Selbst mit dem sehr groben Pulver III ließen sich noch Schichten herstellen, die
einen umfassenden Schutz des Substrats gegenüber dem Elektrolyten bieten, Bild 4.42c.
Auf eine Darstellung der Potenzial-Zeit-Verläufe für die HVOF- und die lichtbogengespritzten
Schichten wird hier verzichtet. Die HVOF-Schichten waren wie die Kaltgasschichten bereits im
Ausgangszustand undurchlässig. Die Lichtbogenschichten waren dagegen im Ausgangszustand und
auch noch nach einer Glühung bei 600 °C durchlässig für den hier verwendeten Elektrolyten.
4.5
Einfluss der Gas- und Partikelströmung auf die Schichteigenschaften
4.5.1
Geschwindigkeitsmessung mit Laser-Doppler-Anemometrie
Anhand von Geschwindigkeitsmessungen mittels Laser- und Phasen-Doppler-Anemometrie sollten
die Ergebnisse aus der strömungsmechanischen Analyse des Spritzprozesses überprüft und die in
Experimenten beobachteten Zusammenhänge zwischen dem Auftragswirkungsgrad, den Schichteigenschaften und den Prozessbedingungen verifiziert werden. Die Grundlagen zur Laser-DopplerAnemometrie werden in [90] beschrieben, Informationen zur zusätzlichen Partikelgrößenbestimmung mittels Phasen-Doppler-Anemometrie enthält [91].
74
4 Versuchsdurchführung und Charakterisierung von Spritzpulvern und Schichten
Das Prinzip der LDA beruht darauf, dass ein Laserstrahl durch eine Sendeoptik in zwei kohärente
Teilstrahlen gleicher Intensität zerlegt wird und die Teilstrahlen durch Kreuzung ein Messvolumen
bilden. Im Messvolumen bilden die ebenen Lichtwellen der Teilstrahlen ein Interferenzstreifenmuster bei dem die Abstände der Interferenzstreifen bekannt sind. Durchquert nun ein Partikel das
Messvolumen, so wird das Licht beider Teilstrahlen gestreut. Die Intensität des gestreuten Lichtes
variiert mit einer Frequenz – der sogenannten Dopplerfrequenz. Werden die gestreuten Anteile beider Teilstrahlen auf einem Photodetektor überlagert, ergibt sich eine Differenzfrequenz, die identisch zum Quotienten aus der Partikelgeschwindigkeit und dem Streifenabstand ist.
Die Geschwindigkeitsmessungen wurden hier mit einem eindimensional arbeitenden LDA-System
der Firma Mayr Messtechnik durchgeführt. Bild 4.43 zeigt den Versuchsaufbau. Bei dem Laser
handelte es sich um einen Nd-YAG Festkörperlaser mit einer Lichtleistung von 100 mW und einer
Wellenlänge von 532 nm. Die Strahlteileroptik wurde mit zwei Einstellungen jeweils für Stickstoff
und Helium betrieben. Angaben zu den jeweiligen geometrischen und optischen Daten enthält die
Tabelle 4.13. Bei den Messungen wurde in Vorwärtsstreuung gearbeitet, d.h. die Empfangsoptik
war von der Strahlteileroptik aus betrachtet hinter dem Spritzstrahl angeordnet, um eine größere
Intensität des gestreuten Lichtes zu erzielen. Für unterschiedliche Spritzpulver und Düsengeometrien wurden die Partikelgeschwindigkeiten im Spritzfreistrahl in Abhängigkeit der Gaseintrittstemperatur, des Gaseintrittsdrucks, der Trägergasmenge sowie der Pulverförderrate gemessen. Dazu
wurde der Freistrahlbereich in 10 Messebenen aufgeteilt, die orthogonal und zentriert zur Strahlachse angeordnet waren, einen Abstand zum Düsenaustritt von 2, 9, 16, 23, 30, 37, 44, 51, 60, 80 bzw.
100 mm und jeweils 7 x 7 (horizontal x vertikal) Messpunkte hatten. An jedem Messpunkt wurden
500 Einzelwerte der axialen Partikelgeschwindigkeitskomponente, maximal jedoch für einen Zeitraum von 0,5 Sekunden gemessen. Die Anzahl der gemessenen Ereignisse spiegelt sich in der Datenrate wieder. Für die Messungen wurde größtenteils die optimierte Düse E verwendet. Der Umfang der Messkampagne erforderte große Mengen Kupferpulver, so dass für einige Messreihen auch
Pulver verwendet wurden, die zwar vergleichbare Partikelgrößenverteilungen wie das Pulver I hatten, jedoch von unterschiedlichen Herstellern stammten. Außerdem ist zu berücksichtigen, dass die
zum Zeitpunkt der Messung noch verwendeten Prozesseinstellungen von 25 bar Gaseintrittsdruck
und 325 °C Gaseintrittstemperatur von den Einstellungen abweichen, unter denen ein Großteil der
Simulationen und Beschichtungsexperimente durchgeführt wurde. Trotzdem können aus diesen
Messungen Informationen über die grundsätzlichen Zusammenhänge zwischen den Prozessbedingungen und den Partikelgeschwindigkeiten gewonnen werden.
Bild 4.44 zeigt die gemessenen Profildarstellungen der mittleren Partikelgeschwindigkeit über den
Freistrahlquerschnitt beim Standardspritzabstand von 30 mm zum Düsenaustritt für unterschiedliche Gaseintrittstemperaturen (Tg,0 = 94 / 180 / 251 / 325 °C) und ansonsten konstanten Prozessparametern. Mit zunehmender Gaseintrittstemperatur ist eine stetige Zunahme der Partikelgeschwindigkeit zu beobachten. So werden bei einer Gastemperatur von 94 °C im Strahlzentrum maximale
Geschwindigkeiten von etwa 510 m/s erreicht, bei 325 °C sogar 600 m/s. Wie die Rechnungen in
Kapitel 3.2 zeigen, nimmt die Geschwindigkeit eines Partikels mit mittlerem Durchmesser von 13,6
µm – unter Berücksichtigung der massebezogenen Partikelgrößenverteilung – bei dieser Temperaturdifferenz und unter der Annahme isentroper Zustandsänderung von etwa 527 m/s auf 626 m/s zu.
Hinsichtlich der auf die Gesamtanzahl der Partikel bezogenen Partikelgrößenverteilung beträgt der
mittlere Durchmesser weniger als 7 µm. Hier trat im Rahmen der idealisierten Berechnungen je-
75
4 Versuchsdurchführung und Charakterisierung von Spritzpulvern und Schichten
doch wieder die in Abschnitt 3.2.1 bereits angesprochene Problematik der Fluktuation des Beschleunigungsbeiwertes auf. Die Gasgeschwindigkeit nimmt in demselben Temperaturintervall von
etwa 760 m/s auf 920 m/s zu. Im Zentrum des Strahls weisen die Geschwindigkeitsprofile teilweise
ein lokales Minimum auf, das offensichtlich auf der Temperatur- und damit auch Geschwindigkeitsdifferenz zwischen Träger- und Prozessgas beruht. Es wurde festgestellt, dass der Ausprägungsgrad dieses Minimums mit zunehmender Entfernung vom Düsenaustritt infolge der Durchmischung des Freistrahls mit der Umgebungsluft abnimmt. Die Asymmetrie der Geschwindigkeitsprofile zur Strahlachse beruht hier auf einer nicht korrekten Ausrichtung des Messsystems.
Ebenso wie die Gastemperatur hat auch der Gaseintrittsdruck einen signifikanten Einfluss auf die
Partikelgeschwindigkeit. In dem betrachteten Druckbereich von 15 bis 30 bar wurde bei einer konstanten Gastemperatur von 325 °C eine Steigerung der mittleren Partikelgeschwindigkeit von etwa
530 m/s bei 15 bar auf über 600 m/s bei 30 bar gemessen, Bild 4.45. Unter Vorraussetzung der Isentropie der Strömung ändert sich die Gasgeschwindigkeit bei dieser Druckdifferenz von 15 bar
zwar nur geringfügig, jedoch nimmt die Gasdichte von 8,5 kg/m3 am Düseneintritt und 0,25 kg/m3
am Düsenaustritt bei 15 bar Gasdruck auf 17 kg/m3 bzw. 0,49 kg/m3 bei 30 bar Gasdruck zu, wodurch sich wiederum die auf die Partikel wirkende Beschleunigungskraft erhöht (vgl. Kapitel 3.1).
Dementsprechend steigt die Geschwindigkeit des 13,6 µm Partikels von 579 m/s auf 640 m/s. Die
Geschwindigkeitsprofile werden bei geringen Gasdrücken stark asymmetrisch. Die FLUENTSimulationen (vgl. Bild 3.28) hatten bereits gezeigt, dass der Freistrahl dann besonders anfällig für
Druckstörungen ist.
Der Trägergasmassenanteil beeinflusst maßgeblich die Abkühlung des Gesamtgasstroms und damit
auch die für die Beschleunigung des Gases wichtige Temperaturdifferenz zwischen Düseneintritt
und Austritt. Bild 4.46 zeigt die Geschwindigkeitsprofile für verschiedene Verhältnisse von Trägergas zu Prozessgas von 1:10 bis zu 1:3. Die Unterschiede der Maximalgeschwindigkeiten erscheinen
mit etwa 30 m/s zunächst unerwartet gering. Diese Ergebnisse sind jedoch schlüssig, wenn man
berücksichtigt, dass die Abkühlung des Gesamtgasstroms bei hohem Trägergasanteil etwa 75 K im
Gegensatz zu 35 K bei geringem Anteil beträgt. Offensichtlich wird hier die auf die Partikelbeschleunigung negativ wirkende geringere Gasgeschwindigkeit durch die erhöhte Dichte bei geringen Gastemperaturen teilweise kompensiert.
Die Pulverförderrate wurde im Rahmen der experimentellen Untersuchungen von etwa 1,8 kg/h bis
6,0 kg/h variiert. Hinsichtlich Auftragswirkungsgrad, Mikrostruktur und Eigenschaften der Schichten waren dabei nur geringe Unterschiede festzustellen (vgl. Kapitel 4.4.2). Die Messungen zeigen
hier jedoch eine deutliche Abnahme der mittleren Partikelgeschwindigkeit für Förderraten oberhalb
von 3,6 kg/h von 588 m/s auf 546 m/s, Bild 4.47.
Für die Standarddüsengometrie wurden die mittleren Partikelgeschwindigkeiten nur im direkten
Vergleich mit der Düse F gemessen. Hier ergab sich für 325 °C Gastemperatur, 25 bar Gasdruck
und 30 mm Abstand zum Düsenaustritt ein Geschwindigkeitsunterschied von etwa 6 % zugunsten
der Düse F.
76
4 Versuchsdurchführung und Charakterisierung von Spritzpulvern und Schichten
4.5.2
Geschwindigkeits- und Partikelgrößenmessungen mit Phasen-DopplerAnemometrie
In einer weiteren Messkampagne sollte unter Anwendung der Phasen-Doppler-Anemometrie zusätzlich zur Geschwindigkeit auch die Größenverteilung der Partikel gemessen werden. Bei diesem
Messverfahren wird der Phasenunterschied zweier Doppler-Signale durch zwei unterschiedliche
Detektoren erfasst, die zum streuenden Teilchen den gleichen Abstand haben, aber unter verschiedenen Beobachtungswinkeln angeordnet sind. Dominiert entweder der Streumechanismus durch
Brechung oder der durch Reflektion, so besteht eine lineare Beziehung zwischen der Phasenverschiebung und dem Teilchenradius. Bild 4.48 zeigt den Messaufbau mit Festkörperlaser und den
Sende- und Empfangsoptiken. Weitere Angaben zu den Optiken finden sich in der Tabelle 4.14.
Der Freistrahlbereich wurde für diese Messungen in 9 Messebenen aufgeteilt, die orthogonal und
zentriert zur Strahlachse angeordnet waren. Der Abstand zum Düsenaustritt betrug 3, 10, 20, 30, 40,
50, 60, 80 bzw. 100 mm, die Anzahl der Messpunkte jeweils 9 x 3 (horizontal x vertikal).
Bild 4.49 zeigt die Geschwindigkeits- und Partikelgrößenverteilung, die für die optimierte Düse und
das Kupferpulver I bei 308 °C Gaseintrittstemperatur, 30 bar Gaseintrittsdruck, einer Förderrate von
etwa 68 g/min und einem Verhältnis von Trägergas zu Prozessgas von 1:10 gemessen wurden. Die
Darstellungen unter a) und b) zeigen die Ergebnisse für zwei verschiedene Messmodi, der sogenannten Fringe Direction positive und der Fringe Direction negative. Der Unterschied besteht hierbei darin, dass sich die im Messvolumen durch Kreuzung der Laserstrahlen bildenden Interferenzstreifen aufgrund der Frequenzverschiebung der Strahlen entweder in Richtung der zu messenden
Geschwindigkeitskomponente oder entgegengesetzt zu ihr verschieben. Diese Frequenzverschiebung wird üblicherweise zur Unterscheidung der Geschwindigkeitsrichtung angewendet. In dem
hier betrachteten Fall sollte daher bei konstanten Parametereinstellungen vom Betrag her dieselbe
Geschwindigkeit gemessen werden.
Die Diagramme zeigen jedoch, dass sowohl die Geschwindigkeitsverteilungen insbesondere aber
die Partikelgrößenverteilungen erhebliche Unterschiede aufweisen. Dabei erscheinen die Messungen mit dem Modus ‚negative’ nach Vergleich mit der bekannten Partikelgrößenverteilung des Pulvers I als zuverlässig. Gerade bei dieser Messeinstellung wurde jedoch ein Großteil der gemessenen
Partikel vom System als Fehlmessung interpretiert. Die Messungen im Modus ‚positive’ hatten
zwar eine deutlich geringere Fehlerquote, jedoch stimmt die gemessene Partikelgrößenverteilung
bei weitem nicht mit der tatsächlichen Spezifikation des Pulvers I überein. Insgesamt betrachtet,
erfüllten die Methode der Phasen-Doppler-Anemometrie und das hier verwendete Messsystem nicht
die darin gesetzten Erwartungen.
77
5 Bewertung der Ergebnisse und Schlussfolgerungen
5
Bewertung der Ergebnisse und Schlussfolgerungen
5.1
Existenz und Bestimmung der kritischen Geschwindigkeit
Die Existenz einer kritischen Partikelaufprallgeschwindigkeit, oberhalb derer die Partikel auf dem
Substrat haften, wurde von Papyrin u.a. [23, 27] bereits nach ersten Experimenten mit unterschiedlichen Schichtwerkstoffen vermutet. Sie hatten bei Beschichtungsexperimenten die Geschwindigkeiten gemessen und dabei die geringste mittlere Partikelgeschwindigkeit bestimmt, bei der gerade
noch ein Auftrag stattfindet. Diese wurde dann als der für die vorliegende Kombination aus Substrat
und Spritzwerkstoff kritische Wert definiert. Für Kupfer als Spritzwerkstoff betrug der Wert etwa
500 m/s.
Eine Forschergruppe an den Sandia National Laboratories in Albuquerque, NM [32] hat ebenfalls
versucht, die zum Haften der Partikel notwendige kritische Aufprallgeschwindigkeit zu bestimmen.
Für verschiedene Parametereinstellungen wurden dabei jeweils die mittlere Partikelgeschwindigkeit
und der Auftragswirkungsgrad gemessen. Als kritische Aufprallgeschwindigkeit wurde die Geschwindigkeit definiert, bei der der Wirkungsgrad 53 % beträgt. Der Wert für Kupfer betrug in diesem Fall etwa 640 m/s. Die Werte aus den beiden Untersuchungen sind jedoch schon deshalb nicht
miteinander vergleichbar, weil Pulver von verschiedenen Herstellern und mit unterschiedlichen
Partikelgrößenverteilungen verwendet wurden.
Ein Nachteil beider Methoden ist, dass sie auf Messungen der mittleren Partikelgeschwindigkeit
basieren. Solche Messungen haben prinzipiell das Problem, dass nicht festzustellen ist, bis zu welcher Größe herunter die Partikel noch ein ausreichend starkes Streusignal liefern und bei der Messung mit erfasst werden. Der Messwert für die mittlere Geschwindigkeit wird daher von der Leistungsfähigkeit des Messsystems abhängen. Daher wird im Folgenden eine Methode vorgeschlagen
und angewandt, die ohne solche Messungen auskommt. Sie benutzt die Ergebnisse der im Kapitel 3
beschriebenen strömungsmechanischen Berechnungen in Kombination mit den bei Spritzversuchen
experimentell bestimmten Auftragswirkungsgraden.
Zur Bestimmung der kritischen Aufprallgeschwindigkeit wird hier angenommen, dass nur diejenigen Partikel auf dem Substrat haften, deren Aufprallgeschwindigkeit den kritischen Wert übersteigt
und alle Partikel, die diesen Wert nicht erreichen, vom Substrat abprallen. Da die Geschwindigkeit
der Partikel mit abnehmender Partikelgröße ansteigt (Bild 3.9), wird es bei einer festen Parametereinstellung auch eine bestimmte Partikelgröße geben, unterhalb derer alle Partikel die zum Haften
notwendige kritische Geschwindigkeit überschreiten. Der kritischen Geschwindigkeit lässt sich somit für jede Parametereinstellung auch eine kritische Partikelgröße zuordnen. Der gemessene Auftragswirkungsgrad entspricht dann dem kumulativen Massenanteil der Partikel, die die kritische
Geschwindigkeit überschreiten. Aus der unabhängig davon bestimmten Größenverteilung der Partikel lässt sich dann der Partikeldurchmesser ablesen, bei dem dieser Massenanteil erreicht ist, Bild
5.1 (oben). Die für diesen Durchmesser berechnete Partikelgeschwindigkeit ist dann die kritische
Auftreffgeschwindigkeit, Bild 5.1 (unten).
78
5 Bewertung der Ergebnisse und Schlussfolgerungen
Diese Vorgehensweise wurde bei Beschichtungsexperimenten mit den vier unterschiedlichen Düsen
A bis D für verschiedene Kupferpulver mit Partikelgrößen zwischen 5 und 25 µm angewandt. Die
für diese Fälle unter Voraussetzung der Isentropie berechnete kritische Geschwindigkeit betrug
durchschnittlich etwa 560 m/s. Dieser Wert wurde auch in Versuchsreihen mit dem Pulver I und der
optimierten Düse E in einem weiten Parameterbereich bestätigt. Die mit FLUENT berechnete Aufprallgeschwindigkeit war mit 530 m/s etwas niedriger. Obwohl die ermittelten Werte streng genommen jeweils nur für die eine Kombination aus Spritzpulver und Substrat gelten, kann aufgrund
der Vielzahl experimenteller Daten davon ausgegangen werden, dass die kritische Geschwindigkeit
zum Spritzen von Kupfer auf Kupfersubstrat zwischen 530 und 560 m/s liegt. Dies stimmt auch
sehr gut mit dem durch metallphysikalische Modellierung des Partikelaufpralls abgeschätzten Wert
von 545 m/s [92] überein. Es ist vorstellbar, dass ein Partikel zur Haftung auf härteren Substratmaterialien als Kupfer eine höhere Aufprallgeschwindigkeit haben muss. Auf Stahlsubstrat ist demnach zu erwarten, dass in der ersten Partikellage der Schicht nur sehr kleine und schnelle Partikel
haften. Diese Annahme wird insofern unterstützt, dass auf Stahlsubstrat für die erste Schichtlage ein
geringerer Auftragswirkungsgrad als auf Aluminium- oder Kupfersubstrat erzielt wurde, in der
zweiten Schichtlage die Wirkungsgrade aber ähnlich waren.
Der von der russischen Gruppe ermittelte kritische Wert ist sicher als etwas zu gering einzustufen,
weil davon ausgegangen werden kann, dass bei Steigerung der Partikelgeschwindigkeit das Haften
mit den kleineren, schnelleren Partikeln beginnt und nicht mit denen, die die Durchschnittsgeschwindigkeit repräsentieren. Der von der amerikanischen Gruppe angegebene Wert ist dagegen als
deutlich zu hoch einzustufen, weil bei einem Auftragswirkungsgrad von 53 % weitaus mehr als 53
% der Gesamtzahl der Partikel zum Schichtaufbau beigetragen haben. Hier ist nicht berücksichtigt,
dass bei der Geschwindigkeitsmessung durch LDA der Mittelwert aus der Gesamtzahl der Einzelmesswerte bestimmt wird. Außerdem wurde bei den Experimenten an den Sandia National Laboratories ein Pulver verwendet, dass sich bei eigenen Versuchen als ungeeignet erwiesen hatte, weil bei
Standardbedingungen nur ein Auftragswirkungsgrad von 30 % erzielt werden konnte.
Die Untersuchungen lieferten auch wichtige Hinweise zur Abhängigkeit der kritischen Geschwindigkeit von der Größe und vom Sauerstoffgehalt des Spritzpulvers. Für die gröberen Pulver II und
III wurde ein kritischer Wert von etwa 480 bzw. 460 m/s ermittelt. Es ist vorstellbar, dass der Grund
für diese Größenabhängigkeit die Oxidhäute auf der Partikeloberfläche sind, die unabhängig vom
Partikeldurchmesser etwa gleich dick sind und beim Aufprall großer Partikel eher brechen als bei
kleinen Partikeln. Da die Pulver durch Gasverdüsung hergestellt wurden, könnten die im Verdüsungsprozess geringeren Abkühlgeschwindigkeiten und der dadurch verursachte größere Korndurchmesser bei großen Partikeln deren Verformbarkeit begünstigen. Eine schlechte Verformbarkeit der Partikel, beispielsweise durch einen erhöhten Sauerstoffgehalt, führte stets zu höheren kritischen Geschwindigkeiten. Für sehr reine Pulver, wie die hier verwendeten Pulver I, II und III, wurden hingegen die geringsten kritischen Geschwindigkeitswerte ermittelt.
79
5 Bewertung der Ergebnisse und Schlussfolgerungen
5.2
Überlegungen zum Bindemechanismus
Hinsichtlich des Bindemechanismus’ beim Kaltgasspritzen wurden schon früh Parallelen zum Explosivschweißen gesehen, da bei beiden Verfahren ähnlich hohe Kollisions- und Verformungsgeschwindigkeiten auftreten [27]. Beim Explosivschweißen ist für das Zustandekommen der Bindung
entscheidend, dass sich in der Kontaktzone der kollidierenden Körper ein Materiejet bildet [43, 44].
Die Notwendigkeit dieses sogenannten Jettings für die Partikelhaftung beim Kaltgasspritzen wurde
bereits in verschiedenen Untersuchungen bestätigt. Dykhuizen u.a. [35] führten mikroskopische
Untersuchungen zur Deformation einzelner, auf der Substratoberfläche haftender Partikel durch und
verglichen die dort gewonnenen Erkenntnisse zum Verformungsgrad der Partikel mit den Ergebnissen aus numerischen Simulationen zum Partikelaufprall. Sie stellten fest, dass ab einer bestimmten
Partikelaufprallgeschwindigkeit die Bildung eines Materiejets möglich ist, dessen Ausprägungsgrad
dann mit der Partikelgeschwindigkeit weiter zunimmt. Auch Papyrin u.a. [46] konnten die Ausbreitung eines radial nach außen gerichteten Jets in der Kontaktfläche zwischen Partikel und Substrat
nachweisen. Sie stellten fest, dass zur Ausbildung dieses Jets das Material nicht aufschmelzen muss.
Nach Assadi u.a. [92] muss man sich das Zustandekommen der Bindung so vorstellen, dass bei dem
Aufprall der Partikel unter hohen Geschwindigkeiten eine auf den grenzflächennahen Bereich lokalisierte starke Verformung des Materials stattfindet, die mit einer starken Temperaturzunahme in
diesem Bereich verbunden ist. Oberhalb der kritischen Geschwindigkeit erfolgen diese Vorgänge
lokal so schnell, dass ein instationäres plastisches Fließen des Materials eintritt. Für das Haften der
Partikel muss der Bereich der Kontaktfläche, in dem das adiabate Fließen und Verschweißen stattfindet, mindestens so groß sein, dass die Bindekräfte die aus der elastischen Verformung resultierenden Rückprallkräfte übersteigen. Assadi u.a. konnten sowohl durch Simulation des Verformungsvorgangs als auch durch mikroskopische Untersuchungen zeigen, dass die Verformung ausgehend vom ersten Kontaktpunkt entlang der Oberfläche zunimmt und dass das adiabate Fließen
und Verschweißen dann in einem ringförmigen Außenbereich der Kontaktzone des aufprallenden
Partikels stattfindet. Dies widerspricht der Vorstellung von Vlcek, Papyrin u.a., dass die Bildung
des Jets durch den überproportionalen Druck- und Temperaturanstieg im ersten Kontaktpunkt initiiert wird [45, 46].
Nach Assadi u.a. [93] beträgt der durch adiabates Fließen verschweißte Anteil der Partikeloberfläche etwa 15 bis 25 %. Das erklärt, dass die Haftzugfestigkeit von Kupferschichten auf Kupfersubstrat nur im Bereich von 30 bis 45 MPa liegt, d.h. auch deutlich unter der Zugfestigkeit von Massivmaterial. Dies gilt für ein relativ weites Spektrum von Prozessparametern (vgl. Tabelle 4.6).
Eine Vergrößerung der gebundenen Fläche lässt sich durch eine deutliche Erhöhung der Aufprallgeschwindigkeit beispielsweise durch Verwendung von Helium als Prozessgas erreichen. Die mit Helium gespritzten Kupferschichten hatten hier stets die höchste Haftzugfestigkeit, die noch oberhalb
der durch die Festigkeit des Klebers gegebenen Messgrenze lag (vgl. Tabellen 4.7, 4.8). Aufgrund
dieser Erkenntnisse erscheinen die in der Literatur auch für andere Werkstoffe als Kupfer angegebenen, sehr hohen Haftfestigkeitswerte von 68 bis 82 MPa als äußerst fragwürdig [27, 40].
Eine Verbesserung der Partikelbindung auch für stickstoffgespritzte Schichten kann durch eine
nachträgliche Wärmebehandlung erreicht werden. Das demonstrieren die hier durchgeführten Glü-
80
5 Bewertung der Ergebnisse und Schlussfolgerungen
hungen bei 400 und 600 °C, nach denen sich Schichteigenschaften wie die Haftzugfestigkeit, Kavitationsbeständigkeit, Verformbarkeit und Zugfestigkeit infolge von Diffusionsvorgängen an den
Partikelgrenzen deutlich verbesserten (vgl. Tabellen 4.11, 4.12 und Bilder 4.33, 4.37). Auf den
positiven Einfluss von Glühbehandlungen auf die Eigenschaften von Schichten aus Kupfer und anderen Materialien wird auch schon in der Literatur hingewiesen [37, 41, 42].
5.3
Optimierung der Prozessparameter
Bereits die relativ einfach durchzuführende eindimensionale Analyse der strömungsmechanischen
Vorgänge beim Kaltgasspritzen lieferte hier wichtige Erkenntnisse zur Optimierung der Prozessparameter. Anhand der aus den Rechnungen gewonnenen Informationen zum Einfluss von Druck und
Temperatur des Prozessgases auf die Geschwindigkeit und Temperatur der Partikel am Düsenaustritt lässt sich der für den Prozess geeignete Parameterbereich deutlich einschränken und die Anzahl
zeit- und kostenintensiver Experimente reduzieren. Ein wichtiges Kriterium ist dabei die zur Haftung der Partikel notwendige Aufprallgeschwindigkeit, die sich durch eine Kombination dieser
Rechnungen mit der Messung des Auftragswirkungsgrades, wie in Kapitel 5.1 dargestellt, bestimmen lässt. Für eine vorgegebene Düsenkontur und Parametereinstellung lässt sich dann der größte
Partikeldurchmesser berechnen, bei dem die Partikel die zum Haften notwendige Aufprallgeschwindigkeit erreichen und bei bekannter Partikelgrößenverteilung des Spritzpulvers sogar der
Auftragswirkungsgrad vorhersagen.
Bei höherschmelzenden, schwer verformbaren und damit in der Regel nur unter größerem Aufwand
spritzbaren Materialien kann ein orientierender Versuch mit Helium als Prozessgas durchgeführt
und dabei der Auftragswirkungsgrad gemessen werden. Mit Hilfe der durch die eindimensionale
Analyse der strömungsmechanischen Vorgänge gewonnenen Erkenntnisse über den Einfluss von
Gasart, Gastemperatur, Gasdruck und Partikeldurchmesser auf die Geschwindigkeit und Temperatur der Partikel kann dann abgeschätzt werden, inwieweit sich dieser Werkstoff mit der vorhandenen Anlagenleistung noch mit Stickstoff als Prozessgas spritzen lässt.
Die Erkenntnisse aus der numerischen Simulation des Spritzprozesses mit Hilfe von FLUENT liefern einen weiteren Beitrag zur Optimierung der Prozessparameter. Bei dieser Simulation werden
gasdynamische Effekte berücksichtigt, die bei der einfachen eindimensionalen Analyse nicht erfasst
werden, und auch das Verhalten der Partikel im Freistrahl wird beschrieben. Die Simulation liefert
Hinweise auf das Verhalten von sehr kleinen Partikeln, das bei der Optimierung der Prozessparameter eine besondere Rolle spielt. Kleine Partikel werden in der Düse besonders stark beschleunigt.
Sie profitieren besonders von einer Temperaturerhöhung des Prozessgases sowie von der Verwendung von Helium als Prozessgas. Der Grund dafür ist, dass kleine Partikel aufgrund ihres günstigen
Verhältnisses von Querschnittsfläche zu Partikelmasse im Gegensatz zu größeren Partikeln auch bei
geringer Gasdichte noch eine vergleichsweise starke Beschleunigung erfahren. Bei einer Druckerhöhung hingegen nimmt die Gasdichte zu, wovon vor allem größere Partikel begünstigt werden
(vgl. Bilder 3.33, 3.41). Unmittelbar vor dem Substrat werden die feinen Partikel jedoch durch die
sich im Staupunkt des Gases bildende Grenzschicht stark abgebremst und umgelenkt. Eine Pulverspezifikation für das Kaltgasspritzen sollte daher auch Angaben über die kleinsten noch zulässigen
81
5 Bewertung der Ergebnisse und Schlussfolgerungen
Partikelgrößen und den noch tolerierbaren Feinanteil von Partikeln mit weniger als 5 µm Durchmesser enthalten. Das ist besonders wichtig im Hinblick auf das Zusetzen der Düsen, das aufgrund
der Simulationsergebnisse und der Erfahrungen aus Beschichtungsexperimenten offensichtlich den
kleinsten Partikeln angelastet werden muss.
Der Einfluss der kinematischen Parameter Spritzabstand, Vorschubgeschwindigkeit und Zeilenabstand sowie der Pulverparameter Trägergasanteil und Pulverförderrate kann ebenfalls zur Optimierung des Spritzprozesses genutzt werden. Dies zeigen hier deren Auswirkungen auf den Auftragswirkungsgrad und die Haftzugfestigkeit. Bei der Variation des Spritzabstandes wurden in einem
relativ großen Bereich zwischen 20 bis 100 mm vergleichbar hohe Auftragswirkungsgrade und
Haftzugfestigkeiten erzielt (vgl. Tabelle 4.4). Dies vereinfacht die Handhabung des Systems bei der
Beschichtung konturierter Bauteile. Erklären lässt sich dieser relativ geringe Einfluss des Spritzabstandes dadurch, dass die Geschwindigkeiten der Partikel im Freistrahl noch unter der Gasgeschwindigkeit liegen und die Partikel dadurch eine zusätzliche Beschleunigung erfahren. Günstige
Vorschubgeschwindigkeiten ergaben sich für den Bereich von 9,4 bis 18,7 m/min. Bei einer Steigerung der Vorschubgeschwindigkeit auf 37,4 m/min verringerten sich der Auftragswirkungsgrad von
90 % auf 67 % und die Haftzugfestigkeit von 38,6 MPa auf 27,6 MPa. Durch die höhere Vorschubgeschwindigkeit wird das Substrat im Staupunkt des Gasstrahls weniger stark erwärmt und so die
Anbindung der Partikel offensichtlich beeinträchtigt. Günstige Werte für den Zeilenabstand reichen
von 1,7 bis 3,0 mm. Bei kleineren Zeilenabständen erhöht sich die Substrattemperatur, was die Anbindung der Partikel begünstigt. Gleichzeitig treffen die schnellen Partikel aus der Kernströmung
aber vorwiegend auf die Partikel der vorhergehenden Zeile, was die Haftzugfestigkeit beeinträchtigt. Bei größeren Zeilenabständen dominiert wiederum der nachteilige Effekt der geringen Substrattemperatur. Bei den hier gewählten Pulverförderraten von bis zu 6,4 kg/h zeigte sich noch kein
Abfall des Auftragswirkungsgrades und der Haftzugfestigkeit. In dieser Hinsicht war offensichtlich
die maximale Beladung des Gasstrahls mit Spritzpulver noch nicht erreicht.
5.4
Optimierung der Düsengeometrie
Lavaldüsen zur Erzeugung einer Überschallströmung besitzen immer einen konvergierenden und
einen sich in Strömungsrichtung daran anschließenden divergierenden Abschnitt. Im einfachsten
Fall kann dies ein Doppelkegel sein. Die bereits von den Erfindern des Verfahrens beschriebene
und hier als Standarddüse A verwendete Düse ähnelt in ihrer Geometrie einem solchen Doppelkegel
mit einem Öffnungsverhältnis von etwa 8,8. Wie die Analyse der strömungsmechanischen Vorgänge zeigte, lässt sich die Partikelgeschwindigkeit sowohl durch Erhöhung Prozessgasdrucks und auch
durch Erhöhung der Prozessgastemperatur steigern und damit der Auftragswirkungsgrad für ein
Pulver mit vorgegebener Partikelgrößenverteilung verbessern. Dieser Möglichkeit zur Optimierung
des Spritzprozesses sind jedoch Grenzen gesetzt, durch den für Spritzanlage und Pulverförderer
maximal zulässigen Druck und durch die Warmfestigkeit der in der Gasheizung und Spritzpistole
verwendeten Materialien. Die anlagentechnisch mögliche, maximale Gastemperatur kann bei vielen
Werkstoffen nicht genutzt werden, weil das Pulver ab einer bestimmten Gastemperatur zu Ablagerungen an der Düsenwand neigt. Bei den Versuchen wurde festgestellt, dass die maximal mögliche
82
5 Bewertung der Ergebnisse und Schlussfolgerungen
Gastemperatur für das Spritzen des Kupferpulvers mit der Körnung -25+5 µm bei 320 °C liegt und
der mit der Standarddüse erzielbare Auftragswirkungsgrad dann etwa 60 % beträgt.
Mit der Entwicklung und dem Einsatz der Düse E wird hier demonstriert, dass sich die Partikelgeschwindigkeit und damit der Auftragswirkungsgrad über eine Optimierung der Düsenkontur noch
beträchtlich steigern lässt. Für das -25+5 µm Pulver wurde bei gleichen Gasparametern dann ein
Auftragswirkungsgrad von über 85 % erzielt. Ein Grund dafür sind das geringere Expansionsverhältnis und die größere Länge des divergenten Abschnitts bei der Düse E. Dadurch verringert sich
zwar die Austrittsgeschwindigkeit des Gases von 961 auf 921 m/s, gleichzeitig werden aber nachteilige Effekte wie Verdichtungsstöße oder die Dicke der Gasgrenzschicht vor dem Substrat verringert. Die bei gleichen Prozessparametern höhere Gasdichte und die größere Länge des divergenten
Düsenabschnitts fördern die Beschleunigung insbesondere der größeren Partikel. Für 25 µm große
Partikel wurden Geschwindigkeitszunahmen von etwa 20 % berechnet, die LDA-Messungen ergaben eine Erhöhung der mittleren Geschwindigkeit von 520 auf 580 m/s. Ein wesentlicher Grund für
den Vorteil der Düse E ist aber offensichtlich die Gestaltung der Kontur des divergenten Düsenabschnitts mit Hilfe des Charakteristikenverfahrens. Durch die optimierte Düsenkontur wird eine sehr
gleichmäßige Beschleunigung des Gases und auch der Partikel erzielt (vgl. Bild 3.20). Die Relativgeschwindigkeit zum Gas liegt für ein repräsentatives 15 µm Partikel im Bereich der Schallgeschwindigkeit. Dieser Wert wird auch in der Literatur als besonders vorteilhaft für die Beschleunigung bewertet [69]. Am Düsenaustritt strömen Gas und Partikel nahezu parallel aus. Dadurch werden die Verluste minimiert und der Spritzstrahl sehr scharf begrenzt.
Neben der Düsengeometrie bietet auch die Gasströmung in der Vorkammer noch Möglichkeiten zur
Optimierung des Spritzprozesses. Hinweise dazu ergaben sich aus der numerischen Simulation der
Strömungsvorgänge in der Vorkammer und Spritzversuche mit veränderter Position und Gestalt des
Pulverinjektionsrohres. Bei Beschichtungsexperimenten mit Kupfer als Spritzwerkstoff wurde festgestellt, dass bei einem geringen Innendurchmesser des Pulverinjektionsrohres von 1,6 mm eine
fortschreitende Ablagerung von Partikeln bereits im konvergenten Düsenabschnitt erfolgt. Diese
Ablagerungen konnten durch eine stromabwärts gerichtete Verschiebung des Pulverrohres deutlich
vermindert aber nicht vollständig verhindert werden. Die FLUENT-Simulationen zeigen, dass am
Austritt des dünnen Pulverrohres die Geschwindigkeit des Trägergases etwa doppelt so hoch ist wie
die Geschwindigkeit des Prozessgases an dieser Stelle, Bild 5.2a. In Verbindung mit den Verwirbelungen an der Hinterkante des Pulverrohres weitet sich der Trägergasstrahl auf, wodurch insbesondere feine Partikel mit 1 bis 2 µm Durchmesser in die radiale Richtung abgelenkt werden. In weiteren Versuchen wurde dann ein Pulverrohr mit einem Innendurchmesser von 2,5 mm und einer
Wandstärke von 0,75 mm verwendet. In diesem Fall konnten keine Ablagerungen mehr festgestellt
werden. Durch Vergrößerung des Innendurchmessers des Pulverrohres wurde die Strömungsgeschwindigkeit des Trägergases deutlich verringert. Obwohl die Wandstärke in beiden Fällen vergleichbar ist, weitet sich nun der Trägergasstrom kaum noch auf, Bild 5.2b. Die Verwirbelungen an
der Rohrhinterkante lassen sich durch Anbringen einer Phase weiter vermindern. Im Idealfall treten
dann überhaupt keine Verwirbelungen mehr auf, Bild 5.2c. Eine solche Ausführung des Pulverrohres wurde inzwischen zum Patent angemeldet.
Im Rahmen dieser Arbeit wurde aber auch noch ein völlig neues Düsenkonzept entwickelt und erprobt, bei dem sich das Pulver mit geringerem Druck in den Gasstrom injizieren lässt und die Düse
83
5 Bewertung der Ergebnisse und Schlussfolgerungen
einfacher zu fertigen wäre. Das Verfahren wäre dann nicht mehr auf einen speziellen, bis 35 bar
Betriebsdruck zugelassenen Hochdruck-Pulverförderer angewiesen, sondern es könnten auch die für
das Hochgeschwindigkeits-Flammspritzen konzipierten Pulverförderer verwendet werden, die auf
Maximaldrücke von 15 bar ausgelegt sind. Ein geringer Injektionsdruck würde ausreichen, wenn
das Pulver weiter stromabwärts in der Düse, günstigstenfalls erst nach dem engsten Querschnitt
injiziert wird. Bild 5.3 zeigt den Prototyp einer solchen Düse, die inzwischen zum Patent angemeldet wurde. Sie setzt sich zusammen aus einem äußeren zylindrischen Rohr, das zur Vorkammer hin
konisch aufgeweitet ist, und dem konzentrisch darin angeordneten Pulverrohr. Das Pulverrohr ist in
seiner Außenkontur derart geformt, dass sich beim Zusammenfügen der beiden Teile eine Lavaldüse ergibt, die aber statt eines kreisförmigen einen kreisringförmigen engsten Querschnitt hat. Die
vollständige Expansion des Prozessgases erfolgt über die Länge des Pulverrohres bereits vor dem
Ort der Pulverinjektion, so dass die Injektionsdrücke für das Trägergas sehr gering sind. Bei 30 bar
Prozessgasdruck wurde in Experimenten ein Trägergasdruck von lediglich 6,3 bar benötigt. Da das
Prozessgas durch die Expansion gleichzeitig stark abkühlt, können sogar niedrigschmelzende
Werkstoffe bei hohen Prozessgastemperaturen gespritzt werden. Ein weiterer Vorteil dieser Anordnung ist die vereinfachte maschinelle Bearbeitbarkeit. Die Lavalkontur muss nicht mehr wie bei den
herkömmlichen Düsen durch Fräsen von Halbschalen erfolgen, sondern durch einfache Außenbearbeitung eines rotationssymmetrischen Teils. Erste Versuche mit dieser Düse lieferten bereits vielversprechende Ergebnisse. Bild 5.4 zeigt Querschliffaufnahmen einer Kupferschicht, die auf Kupfersubstrat gespritzt wurde. Im Vergleich zu den mit der Düse E gespritzten Schichten (vgl. Bild
4.16) erscheint die hier dargestellte Schicht noch nicht optimiert. Der Grund dafür liegt offensichtlich in der gegenüber der Düse E noch schwächeren Partikelbeschleunigung und den damit durchschnittlich um 140 m/s geringeren Partikelgeschwindigkeiten beim Aufprall auf das Substrat, Bild
5.5. Die Ergebnisse der FLUENT-Simulationen zeigen, dass durch die Injektion des kalten Trägergases in das schnell strömende, heiße Prozessgas eine Verzögerung der gesamten Gasströmung erfolgt, was wiederum eine geringe Beschleunigung der Partikel verursacht, Bild 5.6a,b. Am Ort der
Pulverinjektion ist das Prozessgas bereits vollständig expandiert und die Gasdichte hat gegenüber
dem Zustand am Düseneintritt stark abgenommen, Bild 5.6c. Dadurch wird zum einen die Partikelbeschleunigung weiter verringert, zum anderen weitet sich der Trägergasstrahl stark auf und begünstigt damit die Ablagerung der Spritzpartikel an der Düsenwand. Die Verwendung von Helium
als Trägergas wäre eine Möglichkeit, um die Dichte der beiden Gasstrahlen am Injektionsort anzugleichen. Die insgesamt geringere Partikelbeschleunigung gegenüber der Düse E ließe sich möglicherweise durch eine Verlängerung des zylindrischen Düsenabschnitts kompensieren.
5.5
Schichteigenschaften im Vergleich zu anderen Spritzverfahren
Im Vergleich zu Schichten, die durch Lichtbogenspritzen, Flammspritzen, HochgeschwindigkeitsFlammspritzen oder Plasmaspritzen hergestellt wurden, sind durch Kaltgasspritzen hergestellte
Schichten extrem dicht und oxidarm. Dies demonstrieren die im Rahmen dieser Arbeit durchgeführten Dichtigkeitsmessungen und Sauerstoffanalysen. Bei Kupferschichten wirkt sich das besonders
auf die elektrische Leitfähigkeit und Wärmeleitfähigkeit aus. Wie die Messergebnisse in Tabelle
4.9 zeigen, erreichen die Kaltgas-Spritzschichten mit 35,5 m/: mm2 eine elektrische Leitfähigkeit,
84
5 Bewertung der Ergebnisse und Schlussfolgerungen
die die der Lichtbogenschichten um den Faktor 3,5 und die der HVOF-Schichten um den Faktor 1,7
übersteigt. Bezogen auf die Leitfähigkeit von technisch reinem Kupfer sind dies etwa 60 % des
IACS-Wertes. Durch eine Wärmebehandlung lässt sich die Leitfähigkeit der KaltgasSpritzschichten sogar auf über 90 % des IACS-Wertes steigern.
Aufgrund des geringen Oxidgehaltes sind die kaltgasgespritzten Kupferschichten auch lötbar und
lassen sich beispielsweise mit den in der Elektronik und Elektrotechnik üblichen Zinn und BleiZinn-Loten mit anderen Materialien verbinden. Ein weiterer Vorteil des Kaltgasspritzens gegenüber
den anderen thermischen Spritzverfahren besteht darin, dass sich Kupferschichten ohne besondere
Substratvorbereitung auf Aluminium aufbringen lassen und das sonst notwendige Korundstrahlen
entfällt.
Die erste industrielle Serienanwendung des Kaltgasspritzens nutzt diese Vorteile bei der Herstellung von Kühlkörpern für Computerprozessoren und Bauelementen im Bereich der Fahrzeugelektronik und Klimatechnik [94]. Die aus Aluminium gefertigten Kühlkörper werden durch Kaltgasspritzen mit einer etwa 200 µm dicken Kupferschicht versehen, auf die eine mehrere Millimeter
dicke Kupferplatte aufgelötet wird, auf deren Oberseite dann das elektronische Bauelement angebracht wird (Bild 5.7). Bei der bisherigen Fertigung solcher Kühlkörper musste vor dem Auflöten
der Kupferplatte zunächst eine Nickel-Phosphor-Schicht auf den Aluminiumgrundkörper außenstromlos abgeschieden werden, deren elektrische Leitfähigkeit etwa 1 bis 2 % des IACS-Wertes im
amorphen Zustand und 4 bis 9 % bei nanokristallinen Struktur erreicht. Zwischen dem Aluminium
und der kaltgasgespritzten Kupferschicht befindet sich dagegen keine Zwischenschicht oder Diffusionszone, die den Wärmeübergang behindert.
Die Härte der durch Kaltgasspritzen erzeugten Kupferschichten ist höher als bei anderen Spritzverfahren. Das ist aufgrund der stärkeren Verformung und geringeren Erwärmung der Partikel bei ihrem Aufprall zu erwarten. Mit der höheren Härte korreliert auch eine relativ geringe Bruchdehnung
von nur etwa 0,06 %, vergleichbar zur Bruchdehnung der mit anderen Verfahren hergestellten
Spritzschichten. Ein Vorteil für die Kaltgas-Spritzschichten ergibt sich erst durch eine thermische
Nachbehandlung. Während sich die Bruchdehnung der Schichten bei den anderen Spritzverfahren
kaum verbessern lässt, steigt sie bei den Kaltgas-Spritzschichten nach einer einstündigen Glühung
bei 400 °C auf 4,4 % und bei 600 °C auf 6,1 % an. Wie der Härteverlauf in Abhängigkeit der Glühtemperatur (vgl. Bild 4.28) zeigt, lässt sich die Härte der Kaltgas-Spritzschicht mit Hilfe einer
Wärmebehandlung gezielt auf Werte zwischen 70 und 160 HV0,3 einstellen.
Bei den thermischen Spritzverfahren, bei denen die Partikel teilweise oder ganz geschmolzen auf
das Substrat aufprallen und dann beim Erstarren und der weiteren Abkühlung schrumpfen, stehen
metallischen Schichten stets unter Zugspannung. Beim Kaltgasspritzen treten dagegen Druckspannungen auf, weil die Partikel im festen Zustand auf das Substrat aufprallen. Das lässt sich schon
anhand der in Spritzrichtung betrachteten konkaven Durchbiegung von beschichteten dünnen Proben erkennen. Am Institut für Werkstofftechnik durchgeführte röntgenographische Spannungsanalysen kaltgasgespritzter Kupferschichten ergaben im Ausgangszustand Druckspannungen im Bereich von 60 bis 90 MPa. In anderen Arbeiten, bei denen zerstörende Prüfverfahren angewandt
wurden, werden Spannungswerte zwischen 60 und 120 MPa genannt, wobei bei dicken Schichten
tendenziell eine Zunahme der Druckspannungen zum Substrat hin festzustellen ist [41].
85
5 Bewertung der Ergebnisse und Schlussfolgerungen
Die Haftzugfestigkeit der Kupferschichten ist beim Kaltgasspritzen vergleichbar und teilweise auch
etwas höher als bei anderen Spritzverfahren, wenn die Schichten auf Aluminium- oder Kupfersubstrate aufgebracht werden. Beim Spritzen auf Stahlsubstrat ist sie dagegen mit 10 bis 15 MPa nur
etwa halb so hoch wie beispielsweise beim Hochgeschwindigkeits-Flammspritzen und etwa vergleichbar zum Lichtbogenspritzen und Flammspritzen. Für viele Anwendungen dürfte dies ausreichend sein. Die Haftung der Kaltgasschichten auf Stahl ließe sich aber auch noch verbessern, indem
die erste Schichtlage mit Helium als Prozessgas gespritzt und so die Anbindung an das Substrat
verbessert wird.
5.6
Anwendung der Ergebnisse auf andere Spritzwerkstoffe
Voraussetzung für die Spritzbarkeit eines Werkstoffs ist, dass sich die Partikel beim Aufprall stark
verformen können und die Verformungsgeschwindigkeit dann so hoch ist, dass es zu einem adiabaten Fließen im Bereich der Partikelgrenzflächen kommt. Die dann für den jeweiligen Werkstoff
notwendige kritische Aufprallgeschwindigkeit wird also durch sein Verformungsverhalten bei hohen Verformungsgeschwindigkeiten bestimmt und nicht etwa durch die Schmelztemperatur wie
häufig angenommen wird. Die kritische Aufprallgeschwindigkeit von Kupfer ist daher auch abhängig von der Reinheit des Kupferpulvers, insbesondere seines Sauerstoffgehaltes. Zu erkennen war
das bei den hier durchgeführten Spritzversuchen daran, dass der Auftragswirkungsgrad bei gleicher
Parametereinstellung und vergleichbarer Partikelgrößenverteilung umso höher war, je geringer der
Sauerstoffgehalt des Pulvers war. Tabelle 5.1 enthält Daten zur kritischen Geschwindigkeit verschiedener Werkstoffe, die hier bei Versuchen ermittelt wurden.
Die Ergebnisse der Prozessanalyse und der Spritzversuche mit Kupfer lassen sich auch zur Optimierung der Prozessparameter für andere Werkstoffe nutzen. Unabhängig von der Höhe der kritischen
Aufprallgeschwindigkeit wird der Auftragswirkungsgrad stets umso größer sein, je höher die Partikelgeschwindigkeit ist. Es kommt also zunächst darauf an, ein möglichst feines Pulver, beispielsweise in der Körnung -25+5 µm zu verwenden, und dann bei dem anlagentechnisch größtmöglichen
Gasdruck die Gastemperatur bis zu dem Wert zu steigern, bei dem sich noch keine Ablagerungen an
der Düsenwand bemerkbar machen. Wird dabei mit Stickstoff als Prozessgas schon ein relativ hoher Auftragswirkungsgrad erzielt, kann auch die Eignung eines etwas gröberen Pulvers überprüft
werden, das dann im allgemeinen noch die Einstellung einer höheren Gastemperatur zulässt und
kostengünstiger ist. Bei Werkstoffen mit relativ hoher kritischer Aufprallgeschwindigkeit und entsprechend geringem Auftragswirkungsgrad lässt sich das Spritzergebnis dadurch verbessern, dass
ein feineres Pulver etwa in der Körnung -15+5 µm gewählt wird, oder Helium als Prozessgas verwendet wird.
Wie die Rechnungen zur Gasströmung zeigen, beträgt bei einer Standardeinstellung von Gasdruck
und Gastemperatur die Gasgeschwindigkeit am Austritt der Düse A und E für Stickstoff 961 und
921 m/s und für Helium 2053 und 1997 m/s. Trotz der geringen Dichte des Heliums kann dadurch
eine um durchschnittlich 60 % höhere Partikelgeschwindigkeit erreicht werden. Zwar übersteigen
die Kosten für Helium die für Stickstoff um ein Vielfaches, jedoch haben verschiedene Gaslieferanten bereits Systeme zur Heliumrückgewinnung entwickelt, die nach eigenen Angaben Wirkungs86
5 Bewertung der Ergebnisse und Schlussfolgerungen
grade von durchschnittlich 90 % erreichen. Unter diesen Umständen würde sich bei Werkstoffen
mit hoher kritischer Aufprallgeschwindigkeit der Einsatz von Helium aufgrund des höheren Auftragswirkungsgrades und der verbesserten Schichteigenschaften lohnen.
Die Entwicklung und Optimierung des Spritzprozesses für ein bestimmtes Material erfordert stets
auch die Untersuchung der Mikrostruktur und Eigenschaften der Pulver und Schichten, da das
Spritzergebnis von der Morphologie und den Materialeigenschaften des Pulvers stark beeinflusst
wird. Dies kann hier an einigen Beispielen demonstriert werden. Bild 5.8 zeigt im Vergleich eine
mit Stickstoff und eine mit Helium als Prozessgas gespritzte Niobschicht. Es ist zu erkennen, dass
sich mit beiden Prozessgasen zwar ein relativ guter Auftrag erzielen ließ, dichte Schichten aber nur
mit Helium gespritzt werden konnten.
Während sich Niob trotz seines hohen Schmelzpunktes von 2467 °C wie auch Tantal mit 2996 °C
recht gut spritzen lassen, gilt das Spritzen von Aluminium noch als problematisch. Hier ist eine bessere Abstimmung des Pulvers auf den Prozess des Kaltgasspritzens erforderlich, bei der neben der
Partikelgrößenverteilung auch die Rolle der Oxidschicht für die Partikeleigenschaften mit zu berücksichtigen ist. Die sehr dichte Schicht in Bild 5.9 zeigt, dass das möglich ist. Spritzversuche mit
der warmfesten Nickellegierung Inconel 625 ergaben, dass schon mit Stickstoff als Prozessgas
Schichten hergestellt werden können, die im Mikroskop dicht erscheinen. Erst mit Helium gespritzte Schichten waren aber dicht genug, um bei der elektrochemischen Dichtigkeitsprüfung auch über
einen längeren Zeitraum ein Durchdringen des Elektrolyten bis hin zum Substrat zu verhindern.
Ein starker Einfluss des Pulvers zeigte sich auch bei Spritzversuchen mit Titan. In Bild 5.10 sind
zwei Titanschichten dargestellt, die unter gleichen Prozessbedingungen unter Verwendung von Helium auf Stahl gespritzt wurden. In einem Fall (Bild 5.10a) wurde ein Pulver verwendet, zu dessen
Herstellung das Titan mit Wasserstoff versprödet wird, so dass es sich mahlen lässt, und dann nach
dem Mahlen wieder dehydriert wird. Im anderen Fall (Bild 5.10b) wurden durch Verdüsen unter
Schutzgas hergestellte Pulver verwendet. Die über eine Messung des Auftragswirkungsgrades ermittelten kritischen Geschwindigkeiten unterschieden sich mit 890 und 870 m/s nur geringfügig.
Trotzdem ergaben sich große Unterschiede im Spritzverhalten und in der Schichtporosität. Die aus
dem gemahlenen Pulver hergestellte Schicht hat einen relativ geringen Porenanteil von etwa 4 %,
und der Auftragswirkungsgrad betrug in diesem Fall etwa 56 %. Die aus dem schutzgasverdüsten
Pulver hergestellte Schicht hat einen Porengehalt von durchschnittlich etwa 10 %, wobei die Poren
sehr unregelmäßig verteilt sind. Hier wurde ein Auftragswirkungsgrad im Bereich von 90 % erzielt.
Die Feststellung, dass sich mit einem nicht-sphärischen Pulver eher dichte Schichten erzeugen lassen als mit einem sphärischen Pulver wurden auch bei Spritzversuchen mit einem Nickel-ChromLegierungspulver mit 20 % Chromanteil gemacht, und dass obwohl der Sauerstoffgehalt des durch
Wasserverdüsung hergestellten nicht-sphärischen Pulvers mit 0,4 Gew.-% deutlich höher war als
der beim gasverdüsten Pulver mit 0,06 Gew.-%.
Diese Beispiele demonstrieren, dass das Kaltgasspritzen ein weites Spektrum an Möglichkeiten
bietet, Mikrostruktur und Eigenschaften der Schichten gezielt zu beeinflussen, und dass es dabei
stärker auf die Morphologie, Partikelgrößenverteilung und Eigenschaften des Pulvers ankommt als
bei anderen Spritzverfahren.
87
6 Zusammenfassung
6
Zusammenfassung
Die Arbeit befasst sich mit dem Kaltgasspritzen, einem neuartigen Metallspritzverfahren zur Beschichtung von Oberflächen, bei dem die Partikel des Metallpulvers im festen Zustand mit hoher
Geschwindigkeit auf die Oberfläche aufgesprüht werden. Dazu wird ein Gas, vorzugsweise Stickstoff, unter einem Druck von bis zu 35 bar auf Temperaturen von bis zu 650 °C aufgeheizt, anschließend durch Expansion in einer de Laval’schen Düse auf Umgebungsdruck am Düsenaustritt
entspannt und dabei auf Überschallgeschwindigkeit beschleunigt. Das Pulver wird im Bereich des
Düseneintritts in den Gasstrahl injiziert. Die Partikel werden von dem schnell strömenden Gas mitgerissen und ebenfalls auf hohe Geschwindigkeiten am Düsenaustritt beschleunigt. Beim Aufprall
auf die zu beschichtende Werkstückoberfläche bilden die Partikel eine dichte und fest haftende
Schicht. Voraussetzung dafür ist, dass die Aufprallgeschwindigkeit der Partikel einen kritischen
Wert übersteigt, der abhängig von den Verformungseigenschaften des Spritzwerkstoffs zwischen
etwa 500 und 1000 m/s liegt.
Das Ende der 80er Jahre in Russland entwickelte Beschichtungsverfahren besitzt ein großes Anwendungspotenzial. Die vorliegende Arbeit liefert mit einer erstmals durchgeführten, gebietsübergreifenden Betrachtung der strömungsmechanischen und werkstoffkundlichen Aspekte beim Kaltgasspritzen einen wesentlichen Beitrag zum Verständnis des Verfahrens sowie zur Optimierung der
Anlagentechnik und der Prozessbedingungen und dient damit als Grundlage für die Einführung des
Verfahrens in die industrielle Serienfertigung.
Die strömungsmechanische Analyse umfasst eine vergleichsweise einfache, idealisierte Betrachtung
des Strömungsprozesses innerhalb der Düse unter Annahme der Isentropie der Strömung, sowie
eine aufwendigere numerische Simulation des gesamten Strömungsfeldes in der Spritzpistole und
deren Umgebung, insbesondere im Freistrahl zwischen dem Düsenaustritt und dem Substrat. Die
vereinfachte eindimensionale Analyse des Spritzprozesses führt zu Erkenntnissen über die Wechselwirkungen zwischen der Gasphase und den darin dispergierten Partikeln innerhalb der Düse.
Anhand der aus den Rechnungen gewonnenen Informationen, insbesondere zu den Partikelzustandsgrößen Geschwindigkeit und Temperatur am Düsenaustritt, lassen sich der für den Prozess
geeignete Parameterbereich deutlich einschränken und die Anzahl zeit- und kostenintensiver Experimente reduzieren. Grundlage dafür ist das Prinzip der kritischen Geschwindigkeit. Es wird ein
Konzept zur experimentellen Ermittlung dieses für die Haftung der Partikel notwendigen Geschwindigkeitswertes entwickelt und auf Kupfer als Spritzwerkstoff angewandt.
Bei der numerischen Simulation des Spritzprozesses mit der Software FLUENT werden zusätzlich
die Auswirkungen von Reibungs- und Durchmischungseffekten, Wärmeleitung und Turbulenz der
Strömung und daraus resultierender gasdynamischer Phänomene wie Verdichtungsstöße und Gasgrenzschichten auf die Gas- und Partikelströmung berücksichtigt, die bei der einfachen eindimensionalen Analyse nicht erfasst werden. Die Ergebnisse der Simulation bildeten eine wesentliche
Grundlage bei der Optimierung der Strömungsprozesse in der Spritzpistole. Insbesondere konnten
auch Rückschlüsse auf das Verhalten von sehr kleinen Pulverpartikeln gezogen werden, das für die
Spezifikation eines Spritzpulvers wichtig ist.
88
6 Zusammenfassung
Einen weiteren wichtigen Aspekt dieser Arbeit stellt die Entwicklung neuer Spritzdüsen dar. Ausgehend von der von den Erfindern des Verfahrens entwickelten Standarddüse wird die Düsengeometrie, insbesondere der divergente Düsenabschnitt, für verschiedene Prozessgase und Spritzwerkstoffe mit Hilfe der Methode der Charakteristiken optimiert. Das Ergebnis der Optimierung ist eine
Düse, mit der sich bei Spritzversuchen mit einem –25+5 µm Kupferpulver der Auftragswirkungsgrad von etwa 50 bis 60 % für die gegenwärtig übliche Standarddüse bei sonst gleichen Prozessbedingungen auf über 85 % steigern ließ. Mit dieser neuen Düse können auch noch deutlich gröbere
Pulver gespritzt und dabei dichte Schichten erzielt werden.
Eine wichtige Erkenntnis aus der Verknüpfung der strömungsmechanischen Modellierung des Prozesses mit der Durchführung von Spritzversuchen und der werkstoffkundlichen Charakterisierung
der Schichten ist auch, dass beim Kaltgasspritzen die Anforderungen an das Pulver wesentlich höher sind als bei den sonst üblichen thermischen Spritzverfahren. Für das Spritzen von Kupferpulver
mit einer Partikelgrößenverteilung von 5 bis 25 µm kann eine Prozesssicherheit nur gewährleistet
werden, wenn der Feinanteil an Partikeln mit weniger als 5 µm Durchmesser unter 5 % liegt und die
Gastemperatur nicht über 300 bis 320 °C hinaus gesteigert wird. Eine Pulverspezifikation für das
Kaltgasspritzen muss daher auch bei anderen Spritzwerkstoffen stets Angaben über die kleinsten
noch zulässigen Partikelgrößen und den noch tolerierbaren Feinanteil von Partikeln mit weniger als
5 µm Durchmesser enthalten.
Kupferschichten, die unter den hier beschriebenen Bedingungen hergestellt werden, unterscheiden
sich in einer Reihe von Eigenschaften von den durch thermische Spritzverfahren hergestellten
Schichten und können dem Metallspritzen dadurch neue Anwendungsgebiete erschließen. Entscheidend dafür sind die vergleichsweise geringe Porosität und der geringe Oxidanteil der Schichten. Die
elektrische Leitfähigkeit kaltgasgespritzter beträgt demzufolge mehr als 60 % des IACS-Wertes
technisch reinen Kupfers und lässt sich durch eine nachträgliche Wärmebehandlung noch auf über
90 % steigern. Im Vergleich dazu erreichen durch Flammspritzen, Lichtbogenspritzen und Plasmaspritzen hergestellte Schichten wegen ihres hohen Oxidanteils dagegen nur etwa 15 bis 40 % des
IACS-Wertes. Durch die starke Verformung der Partikel beim Aufprall haben kaltgasgespritzte
Kupferschichten eine Härte, die mit 140 bis 160 HV0,3 etwa um den Faktor 3 höher ist als die von
Massivmaterial im weichgeglühten Zustand. Der Aufprall der Partikel im festen Zustand führt zudem zu Druckspannungen in der Schicht. Hier wurden Spannungswerte zwischen 60 und 90 MPa
ermittelt. Die Haftzugfestigkeit kaltgasgespritzter Schichten beträgt auf Aluminium- und Kupfersubstrat durchschnittlich etwa 35 bis 40 MPa, auf Stahl etwa 10 bis 15 MPa und ist damit vergleichbar, teilweise auch etwas höher als die mit den Standardverfahren Lichtbogenspritzen,
Flammspritzen und Plasmaspritzen erzielten Werte.
Die hier für das Kaltgasspritzen von Kupfer gewonnenen Erkenntnisse werden bereits bei der ersten
industriellen Anwendung des Verfahrens genutzt. Auf Aluminium gespritzte Kupferschichten dienen hier zur Herstellung von Kühlkörpern für die Computer- und Fahrzeugtechnik. Basierend auf
den Erkenntnissen für Kupfer als Spritzwerkstoff wird auch eine Optimierungsstrategie vorgeschlagen, die es anhand weniger grundlegender Versuche ermöglicht, die Spritzbarkeit eines Werkstoffs
zu beurteilen und Aussagen über geeignete Prozessbedingungen und dem dann zu erwartenden Auftragswirkungsgrad zu treffen. Die Spritzbarkeit verschiedener metallischer Werkstoffe wird anhand
ergänzender Versuche demonstriert.
89
7 Tabellen
7
Tabellen
Tabelle 2.1: Zusammenstellung von Spritzwerkstoffen, Parametern und Schichteigenschaften aus
den bisherigen Untersuchungen zum Kaltgasspritzen.
Spritzwerkstoff
Hersteller / Bezeichnung
Partikelgrößenverteilung
Substratwerkstoff
Prozessparameter
Aluminium
k. A.
k. A.
Al2O3
N2 / 14,4 bar / 80 °C
k. A.
k. A.
k. A.
k. A.
Auftragswirkungsgrad [%]
Untersuchungsmethode
Schichtdicke [µm]
Porenanteil [%]
Härte
O-Gehalt [Gew.-%]
Haftzugfestigkeit [MPa]
Scherfestigkeit [MPa]
Eigenspannung [MPa]
E-Modul / Bruchdehnung
[GPa] / [%]
Elektr. Leitfähigkeit [µȍ cm]
vcrit [m/s]
Zitat
k. A.
LM
k. A.
k. A.
k. A.
k. A.
k. A.
k. A.
k. A.
k. A.
k. A.
k. A.
k. A.
k. A.
55 HB
k. A.
k. A.
k. A.
k. A.
34 / -
Valimet
-40 µm
Al / Bronze / Cu / St
L / 17 bar / 288-343 °C /
65 g/min
k. A.
LM / REM
Als Fkt. der Temperatur
1
48/45 HV0,1 (L/He)
0,4 (S, P)
< 68-82
k. A.
k. A.
k. A.
k. A.
600-650
27
k. A.
k. A.
38
k. A.
k. A.
40
Spritzwerkstoff
Hersteller / Bezeichnung
Partikelgrößenverteilung
Substratwerkstoff
Prozessparameter
Aluminiumbronze
k. A.
-100; -400 mesh
2618 Al-T61
He / 15 - 20 bar /
425 - 480 °C
k. A.
LM / REM
k. A.
k. A.
362 - 392 HV0,1
k. A.
k. A.
70 - 120
k. A.
k. A.
k. A.
k. A.
k. A.
k. A.
280 HB
k. A.
k. A.
k. A.
k. A.
k. A.
Eisen
Praxair
-325 mesh
Al / Bronze / Cu / St
L / 20 bar / 590 °C /
55 g/min
k. A.
LM / REM
In Abh. Von T
1
122 - 147 HV0,1
0,2 (S)
68 - 82
k. A.
k. A.
k. A.
k. A.
k. A.
34
k. A.
k. A.
38
k. A.
k. A.
40
Auftragswirkungsgrad [%]
Untersuchungsmethode
Schichtdicke [µm]
Porenanteil [%]
Härte
O-Gehalt [Gew.-%]
Haftzugfestigkeit [MPa]
Scherfestigkeit [MPa]
Eigenspannung [MPa]
E-Modul / Bruchdehnung
[GPa] / [%]
Elektr. Leitfähigkeit [µȍ cm]
vcrit [m/s]
Zitat
90
k. A.
k. A.
k. A.
k. A.
7 Tabellen
Spritzwerkstoff
Hersteller / Bezeichnung
Partikelgrößenverteilung
Substratwerkstoff
Prozessparameter
Kupfer
SCM 500RL
-325 mesh / -22 µm
Al2O3 (Al Bondcoat)
N2 / 11 bar / 140 °C
Auftragswirkungsgrad [%]
Untersuchungsmethode
Schichtdicke [µm]
Porenanteil [%]
Härte
O-Gehalt [Gew.-%]
50 - 80
LM
> 1000
1 - 10
k. A.
k. A.
k. A.
-45 µm
Al
He / 15 bar /
250 °C
k. A.
LM
k. A.
k. A.
k. A.
k. A.
Haftzugfestigkeit [MPa]
Scherfestigkeit [MPa]
Eigenspannung [MPa]
E-Modul / Bruchdehnung
[GPa] / [%]
Elektr. Leitfähigkeit [µȍ cm]
vcrit [m/s]
Zitat
k. A.
k. A.
k. A.
k. A.
k. A.
k. A.
-30
k. A.
k. A.
LM
k. A.
k. A.
k. A.
0,34 (P)
0,28 (S)
k. A.
k. A.
k. A.
k. A.
k. A.
500 - 550
27
k. A.
k. A.
28
k. A.
k. A.
29
Spritzwerkstoff
Hersteller / Bezeichnung
Partikelgrößenverteilung
Kupfer
AcuPowder 500A
19 / 22 µm
Substratwerkstoff
Prozessparameter
Al 6061 T1
L / He / 21 bar /
25-500 °C
0-95
LM / REM (P)
k. A.
k. A.
k. A.
SCM 500RL
-325 mesh /
-22 µm
E-Cu (C11100)
N2 / 24 bar /
316 °C
50-80
LM / REM / TEM
k. A.
k. A.
140 HKn 0,1
0,34 (P)
0,28 (S)
k. A.
k. A.
k. A.
k. A.
0,77 (P)
0,82 (S)
k. A.
k. A.
-33
k. A.
k. A.
LM
k. A.
0,4
150 HB
(50 HB 600 °C)
0,3 (P)
0,3 (S)
k. A.
k. A.
k. A.
k. A.
k. A.
640
32
k. A.
k. A.
33
k. A.
k. A.
38
Auftragswirkungsgrad [%]
Untersuchungsmethode
Schichtdicke [µm]
Porenanteil [%]
Härte
O-Gehalt [Gew.-%]
Haftzugfestigkeit [MPa]
Scherfestigkeit [MPa]
Eigenspannung [MPa]
E-Modul/Bruchdehnung
[GPa] / [%]
Elektr. Leitfähigkeit [µȍ cm]
vcrit [m/s]
Zitat
91
AcuPowder 500A
22 µm
k. A.
k. A.
AcuPowder 500A
-22+5,6 µm
k. A.
He / 34 bar / 500 °C
7 Tabellen
Spritzwerkstoff
Hersteller / Bezeichnung
Partikelgrößenverteilung
Substratwerkstoff
Prozessparameter
Auftragswirkungsgrad [%]
Untersuchungsmethode
Schichtdicke [µm]
Porenanteil [%]
Härte
O-Gehalt [Gew.-%]
Haftzugfestigkeit [MPa]
Scherfestigkeit [MPa]
Eigenspannung [MPa]
E-Modul/Bruchdehnung
[GPa] / [%]
Elektr. Leitfähigkeit [µȍ cm]
vcrit [m/s]
Zitat
Kupfer
Miller
-325 mesh
AcuPowder 500A
9-25 µm
0,1 (P)
0,1 (S)
68-82
k. A.
k. A.
k. A.
0,29 (P)
0,82 (S)
k. A.
k. A.
bis -60
k. A.
E-Cu (C1100)
N2 / 20-24 bar /
315 °C
k. A.
LM / REM / TEM
> 3000
k. A.
160 HKn 0,1 (52
HKn; 6h/800 °C)
0,29 (P)
0,27 (S)
k. A.
k. A.
bis -120
108
k. A.
470
40
k. A.
k. A.
41, 42
2,4
k. A.
41, 42
SCM 500RL
-325 mesh /
-22 µm
Al / Bronze / Cu
E-Cu (C11100)
L / 17 bar / 590 °C N2 / 20-24 bar /
113 g/min
315 °C
k. A.
k. A.
LM / REM
LM / REM / TEM
F (T)
> 3000
1
k. A.
102 HV0,1
140 HKn 0,1
Spritzwerkstoff
Hersteller / Bezeichnung
Nickel
Novamet Type 45P
Partikelgrößenverteilung
Substratwerkstoff
Prozessparameter
Auftragswirkungsgrad [%]
Untersuchungsmethode
Schichtdicke [µm]
Porenanteil [%]
Härte
O-Gehalt [Gew.-%]
Haftzugfestigkeit [MPa]
Scherfestigkeit [MPa]
Eigenspannung [MPa]
E-Modul/Bruchdehnung
[GPa] / [%]
Elektr. Leitfähigkeit [µȍ cm]
vcrit [m/s]
Zitat
-22+5 µm
Cu
He / 21 bar / 325 °C
20
LM / REM
3500
k. A.
k. A.
k. A.
k. A.
k. A.
k. A.
158 (125 GPa 1h/600°C) /
< 0,1% (10 % 1h/600°C)
k. A.
k. A.
37, 38
92
Stahl
Hoeganaes
Ancorsteel 1000
-400 mesh
319 Al
He / 15,8 bar / 400 °C
k. A.
LM
> 450
k. A.
k. A.
k. A.
k. A.
k. A.
k. A.
k. A.
k. A.
k. A.
k. A.
k. A.
LM
k. A.
k. A.
k. A.
k. A.
k. A.
k. A.
k. A.
k. A.
k. A.
k. A.
27
k. A.
k. A.
39
k. A.
7 Tabellen
Spritzwerkstoff
Hersteller / Bezeichnung
Partikelgrößenverteilung
Substratwerkstoff
Prozessparameter
Auftragswirkungsgrad [%]
Untersuchungsmethode
Schichtdicke [µm]
Porenanteil [%]
Härte
O-Gehalt [Gew.-%]
Haftzugfestigkeit [MPa]
Scherfestigkeit [MPa]
Eigenspannung [MPa]
E-Modul/Bruchdehnung
[GPa] / [%]
Elektr. Leitfähigkeit [µȍ cm]
vcrit [m/s]
Zitat
Spritzwerkstoff
Hersteller / Bezeichnung
Partikelgrößenverteilung
Substratwerkstoff
Prozessparameter
Auftragswirkungsgrad [%]
Untersuchungsmethode
Schichtdicke [µm]
Porenanteil [%]
Härte
O-Gehalt [Gew.-%]
Haftzugfestigkeit [MPa]
Scherfestigkeit [MPa]
Eigenspannung [MPa]
E-Modul/Bruchdehnung
[GPa] / [%]
Elektr. Leitfähigkeit [µȍ cm]
vcrit [m/s]
Zitat
Stahl
Hoeganaes Ancorsteel 1000,
0,01 % C
-325 mesh
319 Al / 6061-F Al
He / 20 bar / 343 °C
420 SS
k. A.
316L
k. A.
193 HKn 0,1
(110 HKn 0,1 weich)
0,21 (S)
k. A.
k. A.
bis -469
k. A.
k. A.
k. A.
k. A.
k. A.
k. A.
k. A.
k. A.
200 HB
k. A.
k. A.
k. A.
k. A.
LM / REM
k. A.
k. A.
k. A.
k. A.
k. A.
k. A.
k. A.
k. A.
k. A.
k. A.
k. A.
k. A.
k. A.
k. A.
k. A.
33, 42
k. A.
k. A.
38
k. A.
k. A.
47
LM / REM / TEM
> 450 - 5000
Ti
Brodmann
22F-1
-45+15
k. A.
N2 / 15 bar /
250 °C
60
k. A.
k. A.
k. A.
k. A.
k. A.
k. A.
k. A.
k. A.
k. A.
k. A.
k. A.
28
93
Ti
Brodmann 22F-1
TiAl6V4
k. A.
-45+15
Al
N2 / He / d 30 bar /
d 527 °C / 5-50 g/min
< 77 %
k. A.
k. A.
10 (He); 30 (N2)
125 HKn 0,3 (215 HKn
0,3 mechanisch verdichet)
k. A.
k. A.
k. A.
k. A.
21 - 26 (70, mechanisch
verdichet)
k. A.
k. A.
36, 39
k. A.
k. A.
k. A.
k. A.
LM / REM / TEM
k. A.
k. A.
k. A.
k. A.
k. A.
k. A.
k. A.
k. A.
k. A.
k. A.
47
7 Tabellen
Spritzwerkstoff
Hersteller / Bezeichnung
Partikelgrößenverteilung
Substratwerkstoff
Prozessparameter
Auftragswirkungsgrad [%]
Untersuchungsmethode
Schichtdicke [µm]
Porenanteil [%]
Härte
O-Gehalt [Gew.-%]
Haftzugfestigkeit [MPa]
Scherfestigkeit [MPa]
Eigenspannung [MPa]
E-Modul/Bruchdehnung
[GPa] / [%]
Elektr. Leitfähigkeit [µȍ cm]
vcrit [m/s]
Zitat
Spritzwerkstoff
Hersteller / Bezeichnung
Partikelgrößenverteilung
Substratwerkstoff
Prozessparameter
Auftragswirkungsgrad [%]
Untersuchungsmethode
Schichtdicke [µm]
Porenanteil [%]
Härte
O-Gehalt [Gew.-%]
Haftzugfestigkeit [MPa]
Scherfestigkeit [MPa]
Eigenspannung [MPa]
E-Modul/Bruchdehnung
[GPa] / [%]
Elektr. Leitfähigkeit [µȍ cm]
vcrit [m/s]
Zitat
Zinc
k. A.
-7 µm
k. A.
L / 10 - 14 bar /
150 °C
k. A.
LM
k. A.
k. A.
k. A.
k. A.
k. A.
k. A.
k. A.
k. A.
NiCr-Cr3C2 75-25
Amdry 305
k. A.
Ti6Al4V
N2 / 15,4 bar /
370-482 °C
<50 %
LM
584
k. A.
550 HV0,2
k. A.
49-61
k. A.
k. A.
k. A.
AlCeCrCo - 15 SiC
k. A.
k. A.
k. A.
N2 / 15 bar / 300 °C
k. A.
k. A.
28
k. A.
k. A.
27
k. A.
k. A.
28
k. A.
k. A.
k. A.
k. A.
k. A.
k. A.
k. A.
k. A.
k. A.
k. A.
Al; Cu; Ag; Ti; Comp.; St; SA;
Nano-Karb.
k. A.
k. A.
k. A.
k. A.
k. A.
LM
k. A.
k. A.
k. A.
k. A.
k. A.
k. A.
k. A.
k. A.
k. A.
k. A.
k. A.
k. A.
k. A.
LM / REM / XRD
k. A.
k. A.
k. A.
k. A.
k. A.
k. A.
k. A.
k. A.
k. A.
k. A.
39
k. A.
k. A.
47
k. A.: keine Angaben; L: Druckluft; P: Pulver; S: Schicht
94
Al2O3 ; ZrO2
7 Tabellen
Tabelle 3.1: Zellenanzahl der Berechnungsnetze für die FLUENT Simulationen.
Netz v1 Netz v2 Netz v3
Standarddüse A
11.772
45.766
103.741
Optimierte Stickstoffdüse E
15.083
60.306
136.002
Optimierte Heliumdüse G
15.235
60.896
136.716
Tabelle 4.1: Kupferpulver.
Pulver I
Herstellungsart
Partikelgrößenverteilung [µm]
Sauerstoffgehalt [Gew.-%]
Pulver II
Pulver III
Gasverdüsung N2 Gasverdüsung N2 Gasverdüsung N2
-25+5
(-22+5)
-45+16
-106+45
(-106+38)
0,039 - 0,097
0,065 - 0,071
0,038 - 0,073
Tabelle 4.2: Substratwerkstoffe und Härtewerte.
Werkstoff
Standardsubstrate
(50 x 70 x 4 mm;
156 x 70 x 4 mm)
Haftzugproben (‡ 25 x 25 mm)
Härte [HV0,3]
AlMg 3
76
SF-Cu
(1h / 300 °C; 1h / 600 °C)
84
(85; 40)
St37
113
Al 99,5
66
SF-Cu
109
C35k
255
95
Druckluft
30
305
N2
15 - 30
100 - 320
Prozessdruck p0 (bar)
Prozesstemperatur T0 (°C)
4,0
4,0
d 20
d 30
1)
4,4-5,6
2 1)
30
d 20
18,7
25
4,4
1
310
Die folgende Lage wurde jeweils mit einem vertikalen Versatz von ½ Zeilenabstand begonnen.
Prozessgasmenge (Nm /h)
3
Trägergasmenge (Nm /h)
3
Anzahl der Übergänge
d5
1
2 1)
1-6
(m./o. 1))
1,8 - 6,4
Pulverförderrate (kg/h)
18,7
30
18,7
20 - 100
9,3 - 46,7
Vorschubgeschwindigkeit
vD (m/min)
Zeilenabstand dZ (mm)
RT
RT
Trägergastemperatur (°C)
Spritzabstand dS (mm)
N2
30 - 60
30
305 - 360
N2
310
Trägergasart
Gasart
25
Al, Cu, St
Al, Cu, St
Haftzugproben
He
Al, Cu, St
Al, Cu, St
Substrat
N2
A, E, G
A, B, C, D, E, F, G
Düse
He
Pulver II
Spritzpulver
Pulver I
Tabelle 4.3: Versuchsreihen zum Kaltgasspritzen von Kupfer.
3
6,0
1
18,7
30
RT
N2
310
25
He
Al, Cu, St
Al, Cu, St
G
Pulver III
87,0 (d 82,0)
8,7 (d 8,2)
4,0 (4,4)
2 1)
18,7
30
RT
N2
305 (> 350)
30
N2
-25+5 µm, Pulver I
(-45+16 µm, Pulver II)
E
Standardeinstellungen
Substrat
Al
Cu
St
Al
Cu
St
Al
Cu
St
Al
Cu
St
DE [%]
86,5 - 93
81,6 - 91,0
83,0 - 89,8
> 90,0
82,0 - 91,0
86,4 - 89,0
69,7 - 93,0
67,1 - 91,0
58,0 - 88,0
90,0 - 94,8
86,1 - 94,8
86,6 - 90,5
Haftzugfestigkeit [MPa]
22,6 (S) - 49,4 (K/S)
26,3 (S) - 34,7 (S)
3,8 (S) - 6,5 (S)
34,2 (K) - 49,4 (S/K)
27,4 (S) - 39,1 (S)
1,9 (S) - 9,9 (S)
34,2 (S/K) - 49,4 (S/K)
27,6 (S) - 38,6 (S)
5,3 (S) - 7,8 (S)
29,3 (K/S) - 52,3 (S)
29,2 (S) - 39,1 (S)
3,9 (S) - 8,3 (S)
Parameterwert
20 - 100
20 - 100
20 - 100
1,1 - 6,0
1,1 - 3,0
1,1 - 3,0
9,34 - 37,36
9,34 - 37,36
9,34 - 37,36
1,8 - 6,4
1,8 - 6,4
1,8 - 6,4
1)
Aluminiumsubstrat gestrahlt,
Sauerstoffgehalt [Gew.-%]
Härte [HV0,3]
Porenanteil [%]
Haftzugfestigkeit [MPa]
2)
E
Al
85 (84)1
560 - 590
(490 - 590)1
151 +/- 5
|0
40,9 (S/K)
(46,3 (K))1
0,093
E
Cu
84 (91)2
510 - 590
(410 - 470)2
151 +/- 5
|0
35,9 (S)
(41,0 (S/K))2
0,093
Kupfersubstrat ungestrahlt
Düse
Substrat
DE [%]
Schichtdicke nach 3 Lagen [µm]
A
Al
75
720 - 780
(nach 5 Lagen)
143 +/- 4
|0
22,4 (S)
0,094
141 +/- 12
|0
8,8 (S)
0,093
E
St
77
470 - 540
0,094
A
Cu
73
720 - 760
(nach 5 Lagen)
142 +/- 3
|0
31,3 (S)
0,094
A
St
72
690 - 760
(nach 5 Lagen)
139 +/- 5
|0
10,1 (S)
Tabelle 4.5: Auftragswirkungsgrad und Schichteigenschaften für verschiedene Düsengeometrien, Kupferpulver I, Standardeinstellungen
vgl. Tabelle 4.3.
(S) Substrat; (K) Kleber
Pulverförderrate fP [kg/h]
Vorschubgeschwindigkeit vD [m/s]
Zeilenabstand dZ [mm]
Spritzabstand dS [mm]
Tabelle 4.4: Auftragswirkungsgrad und Haftzugfestigkeit bei Variation der kinematischen und der Pulverparameter, optimierte Düse E,
Kupferpulver I, Standardeinstellungen vgl. Tabelle 4.3.
305
30
Cu
84
510 - 590
151
+/- 4
|0
35,9 (S)
0,093
250
30
Cu
63
550 - 590
151
+/- 4
|0
43,0 (S)
0,095
200
30
Cu
47
330 - 350
143
+/- 8
|0
35,7 (S)
0,092
150
30
Cu
34
240 - 320
137
+/- 8
|0
40,9 (S)
0,1
100
30
Cu
18
100 - 180
110
+/- 14
|0
45,7 (S)
0,096
305
25
Cu
78
427 - 512
139
+/- 4
|0
34,7
0,089
305
20
Cu
65
410 - 530
142
+/- 7
|0
30,3
0,093
305
15
Cu
54
210 - 300
133
+/- 7
|0
29,7
0,091
148
+/- 4
|0
28,0 (S)
0,081
151
+/- 4
|0
35,9 (S)
0,093
Härte [HV0,3]
Porenanteil [%]
Haftzugfestigkeit [MPa]
Sauerstoffgehalt [Gew.-%]
Druckluft
E
Cu
87
540 - 580
N2
E
Cu
84
510 - 590
Gasart
Düse
Substrat
DE [%]
Schichtdicke nach 3 Lagen [µm]
He
G
Cu
> 90
1450 - 1490
(nach 4 Lagen)
152
+/- 1
|0
42,0 (K)
0,11
Tabelle 4.7: Auftragswirkungsgrad und Schichteigenschaften für verschiedene Prozessgase, Kupferpulver I, Standardeinstellungen vgl.
Tabelle 4.3.
Porenanteil [%]
Haftzugfestigkeit [MPa]
Sauerstoffgehalt [Gew.-%]
Gaseintrittstemperatur [°C]
Gaseintrittsdruck [bar]
Substrat
DE [%]
Schichtdicke nach 3 Lagen [µm]
Härte [HV0,3]
Tabelle 4.6: Auftragswirkungsgrad und Schichteigenschaften bei Variation der Gasparameter, optimierte Düse E, Kupferpulver I, Standardeinstellungen vgl. Tabelle 4.3.
II
E
N2
Cu
> 70
1290 - 1380
(nach 5 Lagen)
133 +/- 6
18,5 (S) auf Cu
26,4 (S) auf Al
4,3 (S) auf St
<1
0,027
II
G
He
Cu
> 90
1590 - 1690
143 +/- 7
> 38,6 (K) auf Cu
|0
0,034
II
A
N2
Cu
< 40
590 - 740
125 +/- 10
-/-
1-2
0,031
|0
0,032
127 +/- 8
-/-
III
G
He
Cu
> 75
1450 - 1540
Ausgangszustand
nach Glühung 1 h/200 °C
nach Glühung 1 h/400 °C
nach Glühung 1 h/600 °C
SF-Cu
57,14
CG
35,71
41,67
50,00
52,63
HVOF
22,22
22,47
29,41
35,71
LB
10,64
12,66
18,87
23,26
Tabelle 4.9: Spezifische elektrische Leitfähigkeit von Kupferschichten bei Raumtemperatur, [88]. Angaben in [m/: mm2].
Porenanteil [%]
Sauerstoffgehalt [Gew.-%]
Härte [HV0,3]
Haftzugfestigkeit [MPa]
Pulver
Düse
Gasart
Substrat
DE [%]
Schichtdicke nach 3 Lagen [µm]
Tabelle 4.8: Auftragswirkungsgrad und Schichteigenschaften für unterschiedliche Spritzpulver, Standardeinstellungen vgl. Tabelle 4.3.
7 Tabellen
Tabelle 4.10: Spritzsysteme und Prozesseinstellungen für thermische Spritzverfahren zur Herstellung von Kupferschichten (a). Eigenschaften thermisch gespritzter Kupferschichten
(b).
a)
HVOF
FS
LB
(DJ 2700 Standard) – 9
(Flame Spray 14E) (OSU LD/U(A))
Brennkammer 2701
CO2-Kühlung, 2 x TS 30
Pulver Diamalloy 1007, Draht (1/8’’)
1,6 mm DrahtPulver/Draht
88+31 µm, gas atomized
durchmesser
250
180
100 - 120
Spritzabstand [mm]
30
30
-/Vorschubgeschwindigkeit
[m/min]
3,0
4,5
-/Zeilenabstand [mm]
62
160
-/Förderrate [g/min]
Ethen 1:2,59; 5000 - 6224
Acetylen; 1080
25 V; 70 - 80 A
Brenngas-/menge [Nl/h]
9800-11732
2400
-/Sauerstoffmenge [Nl/h]
Druckluft
Zusatzgas-/menge [Nl/h] Druckluft; 19000 - 21000 Druckluft; 42000
N2 / k. A.
k. A.
-/Trägergas-/menge [Nl/h]
b)
HVOF
Härte [HV0,3]
Haftzugfestigkeit [MPa]
Porenanteil [%]
Sauerstoffgehalt [Gew.-%]
*)
FS
92
5,8 - 9,6*
-/1,05
126
29*
-/0,89
LB
92
-/-/1,46
auf Stahl
Tabelle 4.11: Abhängigkeit der Haftzugfestigkeit vom Wärmebehandlungszustand für Kaltgaskupferschichten (Düse E, Pulver I, Standardparametereinstellungen vgl. Tabelle
4.3), Angaben in [MPa].
Substratwerkstoff
Ausgangszustand
Glühung 1 h/200 °C
Glühung 1 h/400 °C
Glühung 1 h/600 °C
Al
> 38,6 (K)
> 47,4 (K)
> 58,7 (K)
-/-
Cu
27,1 (S)
45,7 (S)
51,0 (S)
>55,8 (K)
100
St
7,2 (S)
26,8 (S)
11,4 (S)
25,7 (S)
7 Tabellen
Tabelle 4.12: Abhängigkeit der Verformbarkeit durch Walzen vom Wärmebehandlungszustand
von kaltgas-, flamm- und HVOF-gespritzten Kupferschichten.
Kaltgas
HVOF
FS
*)
Zustand
Ausgangsdicke
Ausgang
1 h/200 °C
1 h/400 °C
1 h/600 °C
1 h/600 °C
Ausgang
1 h/200 °C
1 h/400 °C
1 h/600 °C
1,9 / 3,5 / 4,2 / 5,4
1,9 / 3,5 / 4,2 / 5,4
1,9 / 3,5 / 4,2 / 5,4
1,9 / 3,5 / 4,2 / 5,4
4,0
5,0
5,0
5,0
5,0
Walzstiche
0,2 mm
1/1/2/1
3/1/2/2
3/6/5/4
0 / 10 / 10 / 3
5
4
3
1
5
Walzstiche
0,1 mm
-/-/-/17 / 12 / 16 / 0
-/-/-/-/-/-
Bemerkungen*
B/B/B/B
L/B/B/Q
L/Q/B/B
90 / 90 / 90 / B
B
B
B
B
Q
B = Bruch, L = Längsrisse, Q = Querrisse, H = Angaben in [%]
Tabelle 4.13: Systemdaten zur LDA-Messung.
Baugruppe
Hersteller
Leistungsdaten / Bemerkungen
Laser (1)
Coherent, Typ
Compass 315 M
Diodengepumpter, frequenzverdoppelter Nd-YagFestkörperlaser, 100 mW, 532 nm, TEM 00 Mode
Strahlteileroptik (2) Polytec
Stickstoffbetrieb: Laserstrahlabstand 30 mm,
Brennweite 500 mm, Streifenabstand 8,871 µm (8,871
m/s / MHz), Messvolumendurchmesser ca. 0,32 mm.
Heliumbetrieb: Laserstrahlabstand 30 mm, Brennweite 1000 mm, Streifenabstand 17,735 µm (17,735
m/s / MHz), Messvolumendurchmesser ca. 0,64 mm.
Länge des Messvolumens jeweils 1,2 mm.
Empfangsoptik (3)
Dantec, Typ
57X08
Photomultiplier mit Vorverstärker und Zoom-Optik
Interferenzfilter (4)
L.O.T. Oriel
GmbH
Extra schmalbandiges Interferenzfilter zur Unterdrückung des Eigenleuchtens, Zentrale Wellenlänge
532,037 nm, 50%-Bandbreite 0,322 nm, temperaturstabilisiert.
101
7 Tabellen
Tabelle 4.14: Systemdaten zur PDA-Messung.
Baugruppe
Hersteller
Leistungsdaten / Bemerkungen
Laser
Flow Lite, Typ High
Power
Nd-Yag Festkörperlaser, 100 mW, 532 nm
Sendeoptik (1)
Dantec, Typ Fiber
Flow, 60 mm ‡
Laserstrahlabstand 38 mm, Brennweite 1200 mm,
Strahlaufweitung 1,95
Empfangsoptik (2) Dantec, Typ Fiber
Flow, 60 mm ‡
Laserstrahlabstand 38 mm, Brennweite 310 mm,
Strahlaufweitung 1,95
Tabelle 5.1: Kritische Geschwindigkeiten verschiedener Spritzwerkstoffe.
Werkstoff
Al
Cu
Ni
Ni-Cr 80-20
316L
IN625
CoNiCrAlY
Ti
vkrit [m/s]
680
545
670
740
710
710
880
880
102
8 Bilder
8
Bilder
Bild 2.1:
Prinzip des Flammspritzens (Draht).
Bild 2.2:
Prinzip des Lichtbogenspritzens.
Bild 2.3:
Prinzip des Plasmaspritzens.
103
8 Bilder
Bild 2.4:
Prinzip des Detonations-Flammspritzens.
Bild 2.5:
Prinzip des Hochgeschwindigkeits-Flammspritzens.
Substrat
Pulverförderer
Vorkammer
Lavaldüse
Prozess-/
Trägergas
Gasheizung
Bild 2.6:
Prinzip des Kaltgasspritzens.
104
8 Bilder
pPr, TPr, vPr
mPr, cp Pr, µPr
Vorkammer
de Laval'sche Düse
pTr, TTr,vTr
mTr, cp Tr, µTr
vp, Tp, rhop, dp
0
*
(VPr/VTr)
A0
A*
Substrat
.
W, m = 0
E
pU, TU, mU, cp U, µU
AE
a)
Vorkammer
de Laval'sche Düse
Substrat
. .
W, m, Q = 0
0
*
E
A0, pg0, Tg0, vg0
mg0, cp g0, µg0
vp0, Tp0, rhop, dp
A*
AE
b)
Bild 3.1:
Strömungsmechanische Problemstellung beim Kaltgasspritzen (a) und idealisierte Betrachtungsweise (b).
105
8 Bilder
0
*
E
Düse A, L = 99 mm, D* = 2,7 mm, AE/A* = 8,8 , Lkonv/Ldiv = 0,5
0
*
Düse C, L = 150 mm, D* = 2,7 mm, AE/A* = 8,8, Lkonv/Ldiv = 0,5
0
*
E
E
Düse B, L = 99 mm, D* = 2,7 mm, AE/A* = 5,8 , Lkonv/Ldiv = 0,5
0
*
E
Düse D, L = 150 mm, D* = 2,7 mm, AE/A* = 5,8 , Lkonv/Ldiv = 0,5
Bild 3.2:
Geometrische Daten der Standarddüsen A und B und der verbesserten Düsen C und D.
Maßstabsgerechte Darstellung in axialer Richtung, verzerrte Darstellung in radialer
Richtung.
106
8 Bilder
0
*
E
Düse E, L = 150 mm, D* = 2,7 mm, AE/A* = 5,6 , Lkonv/Ldiv = 2/13
0
*
E
Düse F, L = 150 mm, D* = 2,7 mm, AE/A* = 8,8 , Lkonv/Ldiv = 2/13
0
*
E
Düse G, L = 150 mm, D* = 2,7 mm, AE/A* = 2,3 , Lkonv/Ldiv = 2/13
Geometrische Daten der optimierten Düsen E, F und G. Maßstabsgerechte Darstellung
in axialer Richtung, verzerrte Darstellung in radialer Richtung.
Bild 3.3:
y
1
1
D1 - O1
3
4
2
A
B
A
DA + OA
x
Bild 3.4:
Anwendung des Charakteristikenverfahrens nach [72].
107
8 Bilder
a)
b)
Bild 3.5:
Anordnung von Spritzpistole und Substrat an der Kaltgasspritzanlage der UniBw
Hamburg (a), Schemazeichnung der Spritzpistole “power jet 3000” der Firma CGT
(b).
108
a)
Trägergas
(mass flow
inlet)
Prozessgas
(pressure inlet)
0
Pulverrohrkörper
78
Düseneintritt
Vorkammerkörper
Symmetrieachse
Düsenkörper
spritzpistolenferne Umgebung
177
Düsenaustritt
207
Freistrahl
(Jet)
Nachlauf
spritzpistolennahe Umgebung
seitliche Begrenzung des Berechnungsgebietes (pressure outlet)
Substrat
Bild 3.6:
b)
Begrenzungen des Berechnungsgebietes für die FLUENT-Simulation (a), Berechnungsnetze v1 und v3 (b), Standarddüse A,
Gambit [76].
8 Bilder
X*
XE
-1
3
Ug [10 kg/m ]
vg [m/s]; Tg [K]; pg [104 Pa];
1000
900
v
T
800
p
U
10
20
700
600
500
400
300
200
100
0
0
30
40
50
60
70
80
90
Entfernung zum Düseneintritt [mm]
Bild 3.7:
Entwicklung der Gaszustandsgrößen Geschwindigkeit (v), Temperatur (T), Druck (p)
und Dichte (U) entlang der Achse der Standarddüse A, pg,0 = 30 bar, Tg,0 = 320 °C, N2
(Standardparametereinstellungen zum Spritzen von Kupfer).
111
8 Bilder
X*
XE
1000
vg
vp5
vp15
vp25
vp5 [82]
vp25 [82]
900
800
v [m/s]
700
600
500
400
300
200
100
0
0
10
20
30
40
50
60
70
80
90
99
Entfernung zum Düseneintritt [mm]
a)
*
XE
X
600
500
T [K]
400
300
Tg
200
Tp5
Tp15
100
Tp25
0
0
b)
Bild 3.8:
10
20
30
40
50
60
70
80
90
Entfernung zum Düseneintritt [mm]
Entwicklung der Geschwindigkeit (a) und der Temperatur (b) des Gases (g) und von 5
(p5), 15 (p15) und 25 (p25) µm Kupferpartikeln entlang der Düsenachse, Standarddüse
A (pg,0 = 30 bar, Tg,0 = 320 °C, N2).
112
8 Bilder
1200
v [m/s]; T [K]
1000
vp
Tp
vg
Tg
800
600
400
200
0
293
393
493
593
693
793
893
T0,g [K]
a)
1200
vp
Tp
vg
Tg
v [m/s]; T [K]
1000
800
600
400
200
0
1,5
2
2,5
p0,g [MPa]
b)
113
3
3,5
8 Bilder
1200
vp
Tp
vg
Tg
v [m/s]; T [K]
1000
800
600
400
200
0
0
5
10
15
20
25
30
35
40
45
dp [µm]
c)
1200
Partikel
Gas
1000
v [m/s]
800
600
400
200
0
2
4
6
8
10
12
3
Up [g/cm ]
d)
114
14
16
18
20
8 Bilder
2200
2000
N2
Ar
He
1800
1600
v [m/s]
1400
1200
1000
800
600
400
200
0
5 µm
e)
15 µm
25 µm
Gas
400
N2
350
Ar
He
300
T [K]
250
200
150
100
50
0
f)
Bild 3.9:
5 µm
15 µm
25 µm
Gas
Einfluss verschiedener Prozessparameter auf Geschwindigkeit und Temperatur der
Gas- und Partikelströmung. Einfluss der Gaseintrittstemperatur (a) und des Gaseintrittsdrucks (b) für ein 15 µm Cu-Partikel. Einfluss des Partikeldurchmessers (c) und
der Partikeldichte (d). Einfluss der Gasart (e) und der Partikelgröße (f), jeweils für die
Standarddüse A (pg,0 = 30 bar, Tg,0 = 320 °C, N2).
115
8 Bilder
1000
900
Düse B
Düse D
Standarddüse A
Düse C
800
v [m/s]
700
600
500
400
300
200
100
0
5 µm
a)
10 µm
15 µm
20 µm
25 µm
Gas
500
450
Düse B
Düse D
Standarddüse A
Düse C
400
350
T [K]
300
250
200
150
100
50
0
b)
Bild 3.10:
5 µm
10 µm
15 µm
20 µm
25 µm
Gas
Geschwindigkeit (a) und Temperatur (b) des Gases und von Kupferpartikeln bei verschiedenen Düsengeometrien (pg,0 = 30 bar, Tg,0 = 320 °C, N2).
116
1012
8 Bilder
1050
950
627 682
750
Gas 5
10
15
25
dp [µm]
35
450
350
4,40 4,90
3,40 3,90
45 2,40 2,90
Ma
1100
1012
a)
550
490
519 560
650
v [m/s]
775
850
1000
900
647
700
Gas
b)
5
10
15
dp [µm]
25
35
500
400
447
478
521
591
600
4,40 4,90
3,40 3,90
2,90
45 2,40
Ma
117
300
v [m/s]
742
800
1228
8 Bilder
1300
1200
1100
Gas 5
c)
700
v [m/s]
800
600
500
543
582
633 720
789
904
1000
900
400
300
10 15
4,40 4,90
25 35
3,40 3,90
2,90
2,40
45
dp [µm]
Ma
930
1000
950
900
751
701
750
v [m/s]
850
800
700
645
650
582
610
600
550
500
Gas 5
d)
Bild 3.11:
15
dp [µm]
25
35
4,40 4,90
3,40 3,90
2,90
45 2,40
Ma
Geschwindigkeit des Gases und von Kupferpartikeln am Düsenaustritt in Abhängigkeit der Düsenaustrittsmachzahl für Standardparametereinstellungen (a), für 20 bar
Gaseintrittsdruck (b), für 620 °C Gaseintrittstemperatur (c). Geschwindigkeit des Gases und von Aluminiumpartikeln in Abhängigkeit der Düsenaustrittsmachzahl für N2
als Prozessgas bei 220 °C Gaseintrittstemperatur und 30 bar Gaseintrittsdruck (d), Düsenlänge 150 mm.
118
8 Bilder
2
1,8
1,6
1,4
MaP
1,2
1
0,8
Düse A
Düse C
Düse E
0,6
0,4
0,2
0
0
10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 110 120 130 140 150
Entfernung zum Düseneintritt [mm]
a)
1,4
1,2
Cd
1
0,8
0,6
0,4
Düse A
Düse C
Düse E
0,2
0
0
10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 110 120 130 140 150
Entfernung zum Düseneintritt [mm]
b)
Bild 3.12:
Entwicklung der Partikelmachzahl Map (a) und des Beschleunigungsbeiwertes Cd (b)
für ein 15 µm Kupferpartikel entlang der Düsenachse für unterschiedliche Düsengeometrien (pg,0 = 30 bar, Tg,0 = 320 °C, N2).
119
8 Bilder
1000
900
Standarddüse A
Düse C
Düse E
15 µm
20 µm
800
v [m/s]
700
600
500
400
300
200
100
0
5 µm
a)
10 µm
25 µm
Gas
450
Standarddüse A
400
Düse C
Düse E
350
T [K]
300
250
200
150
100
50
0
5 µm
10 µm
15 µm
20 µm
25 µm
Gas
b)
Bild 3.13:
Geschwindigkeit (a) und Temperatur (b) des Gases und von Kupferpartikeln in Abhängigkeit der Düsengeometrie (pg,0 = 30 bar, Tg,0 = 320 °C, N2).
120
8 Bilder
2200
2000
1800
Standarddüse A
Düse G
Düse E
1600
v [m/s]
1400
1200
1000
800
600
400
200
0
5 µm
a)
10 µm
15 µm
20 µm
25 µm
Gas
15 µm
20 µm
25 µm
Gas
300
250
Standarddüse A
Düse E
Düse G
T [K]
200
150
100
50
0
b)
Bild 3.14:
5 µm
10 µm
Geschwindigkeit (a) und Temperatur (b) des Gases und von Kupferpartikeln in Abhängigkeit der Düsengeometrie (pg,0 = 25 bar, Tg,0 = 310 °C, He).
121
8 Bilder
[m/s]
Pulverrohraustritt
*
0
E
Strömungsrichtung
a)
Düseneintritt
Düseneintritt
- 7 mm
Pulverinjektion
b)
122
8 Bilder
Düsenaustritt
Düseneintritt
+ 50 mm
Düsenhals
Düseneintritt
c)
Bild 3.15:
Geschwindigkeitsfeld (a) und Axialgeschwindigkeitsprofil des Gases über den
Strahlquerschnitt in der Spritzpistole zwischen dem Ort der Pulverinjektion und dem
Düseneintritt (b) sowie in der Düse (c), Standarddüse A, FLUENT-Simulation, (+)
stromabwärts, (-) stromaufwärts (pg,0 = 30 bar, Tg,0 = 320 °C, N2).
[m/s]
Substrat
E
Strömungsrichtung
a)
123
8 Bilder
[m/s]
Substrat
E
Strömungsrichtung
b)
[m/s]
Substrat
E
Strömungsrichtung
c)
Bild 3.16:
Geschwindigkeitsfeld im Bereich des Düsenaustritts (E) und im Freistrahl, grobes Netz
v1 (a), mittelgrobes Netz v2 (b), feines Netz v3 (c), Standarddüse A, FLUENTSimulation (pg,0 = 30 bar, Tg,0 = 320 °C, N2).
124
8 Bilder
Düsenaustritt
+ 10 mm
+ 20 mm
+ 28 mm
a)
Düsenaustritt
+ 10 mm
+ 20 mm
+ 28 mm
b)
Bild 3.17:
Profile der Radialgeschwindigkeit (a) und der Axialgeschwindigkeit (b) des Gases
über den Strahlquerschnitt am Düsenaustritt und im Freistrahl, Standarddüse A,
FLUENT-Simulation, Netz v3, (+) stromabwärts, (-) stromaufwärts (pg,0 = 30 bar, Tg,0
= 320 °C, N2).
125
8 Bilder
Bild 3.18:
Geschwindigkeitsvektoren im Bereich des Staupunktes, Standarddüse A, FLUENTSimulation, Netz v3 (pg,0 = 30 bar, Tg,0 = 320 °C, N2).
[Pa]
Pulverrohraustritt
0
Strömungsrichtung
a)
126
*
8 Bilder
[Pa]
Substrat
E
Strömungsrichtung
b)
Bild 3.19:
Statisches Druckfeld in der Vorkammer und im konvergenten Düsenabschnitt (a) sowie im Freistrahl (b), Standarddüse A, FLUENT-Simulation, Netz v3 (pg,0 = 30 bar,
Tg,0 = 320 °C, N2).
[K]
Pulverrohraustritt
0
Strömungsrichtung
a)
127
*
8 Bilder
[K]
Substrat
E
Strömungsrichtung
b)
Bild 3.20:
Temperaturfeld in der Vorkammer und im konvergenten Düsenabschnitt (a) sowie im
Freistrahl (b), Standarddüse A, FLUENT-Simulation, Netz v3 (pg,0 = 30 bar, Tg,0 = 320
°C, N2).
Substrat
E
Strömungsrichtung
Bild 3.21:
Felddarstellung des Stickstoff-/Umgebungsluftverhältnisses im Freistrahl, Standarddüse A, FLUENT-Simulation, Netz v3 (pg,0 = 30 bar, Tg,0 = 320 °C, N2).
128
8 Bilder
[m/s]
Pulverrohraustritt
E
0
Strömungsrichtung
*
a)
[m/s]
Substrat
E
Strömungsrichtung
b)
Bild 3.22:
Geschwindigkeitsfeld in der Spritzpistole zwischen dem Ort der Pulverinjektion und
dem Düsenaustritt (a) sowie im Freistrahl (b), optimierte Düse E, FLUENTSimulation, Netz v3 (pg,0 = 30 bar, Tg,0 = 320 °C, N2).
129
8 Bilder
Substrat
E
Strömungsrichtung
Bild 3.23:
Felddarstellung des Stickstoff-/Umgebungsluftverhältnisses im Freistrahl, optimierte
Düse E, FLUENT-Simulation, Netz v3 (pg,0 = 30 bar, Tg,0 = 320 °C, N2).
Düsenaustritt
+ 10 mm
+ 20 mm
+ 28 mm
Bild 3.24:
Profile der Axialgeschwindigkeit des Gases über den Strahlquerschnitt am Düsenaustritt und im Freistrahl, optimierte Düse E, FLUENT-Simulation, Netz v3, (+) stromabwärts, (-) stromaufwärts (pg,0 = 30 bar, Tg,0 = 320 °C, N2).
130
8 Bilder
600
500
T [K]
400
Düse E,
Austritt
300
Düse E,
Substrat
200
Düse A,
Austritt
100
Düse A,
Substrat
0
-0,008
-0,006
-0,004
-0,002
0
0,002
0,004
0,006
0,008
Abstand von der Strahlachse [m]
a)
p [Pa]
1,2E+06
1,0E+06
Düse E,
Substrat
8,0E+05
Düse A,
Substrat
Düse E,
Austritt
6,0E+05
Düse A,
Austritt
4,0E+05
2,0E+05
0,0E+00
-0,008
-0,006
-0,004
-0,002
0
0,002
0,004
0,006
0,008
Abstand von der Strahlachse [m]
b)
Bild 3.25:
Temperaturverteilung (a) und Druckverteilung (b) des Gases über den Strahlquerschnitt am Düsenaustritt und auf dem Substrat für die Düsen A und E, FLUENTSimulation, Netz v3 (pg,0 = 30 bar, Tg,0 = 320 °C, N2).
131
8 Bilder
600
500
T [K]
400
300
200
620 °C
320 °C
100
20 °C
0
-0,008
-0,006
-0,004
-0,002
0
0,002
0,004
0,006
0,008
Abstand von der Strahlachse [m]
a)
900
800
700
T [K]
600
500
400
300
620 °C
200
320 °C
100
0
-0,008
b)
Bild 3.26:
20 °C
-0,006
-0,004
-0,002
0
0,002
0,004
0,006
0,008
Abstand von der Strahlachse [m]
Temperaturverteilung des Gases über den Strahlquerschnitt am Düsenaustritt (a) und
auf dem Substrat (b) für 20, 320 und 620 °C Gaseintrittstemperatur, optimierte Düse
E, FLUENT-Simulation, Netz v3 (pg,0 = 30 bar, N2).
132
8 Bilder
1200
620 °C
320 °C
20 °C
1000
T [K]
800
600
400
200
0
-0,004
-0,003
-0,002
-0,001
0
0,001
0,002
0,003
0,004
Abstand von der Strahlachse [m]
Bild 3.27:
Profil der Axialgeschwindigkeit des Gases über den Strahlquerschnitt am Düsenaustritt
für 20, 320 und 620 °C Gaseintrittstemperatur, optimierte Düse E, FLUENTSimulation, Netz v3 (pg,0 = 30 bar, Tg,0 = 320 °C, N2).
133
8 Bilder
[Pa]
Substrat
E
Strömungsrichtung
a)
[m/s]
Substrat
E
Strömungsrichtung
b)
Bild 3.28:
Statisches Druckfeld (a) und Geschwindigkeitsfeld (b) im Freistrahl, pg,0 = 15 bar,
optimierte Düse E, FLUENT-Simulation, Netz v3 (Tg,0 = 320 °C, N2).
134
8 Bilder
[mm]
Pulverrohraustritt
Strömungsrichtung
a)
[mm]
Substrat
b)
Bild 3.29:
Darstellung der Bahnlinien für Kupferpartikel mit Durchmessern von 1-50 µm im Bereich der Pulverinjektion (a) und unmittelbar vor dem Substrat (b), Standarddüse A,
FLUENT-Simulation, Netz v3 (pg,0 = 30 bar, Tg,0 = 320 °C, N2).
135
8 Bilder
[m/s]
Substrat
E
Strömungsrichtung
a)
[m/s]
Substrat
E
Strömungsrichtung
b)
Bild 3.30:
Darstellung der Bahnlinien für Kupferpartikel mit 1 µm (a) und 5 µm (b) Durchmesser
im Freistrahl, Standarddüse A, FLUENT-Simulation, Netz v3 (pg,0 = 30 bar, Tg,0 = 320
°C, N2).
136
8 Bilder
X*
XE
900
800
700
1 µm
5 µm
15 µm
25 µm
35 µm
45 µm
vp [m/s]
600
500
400
300
200
100
0
0
0,05
0,1
0,15
0,2
Entfernung zum Spritzpistoleneintritt [m]
a)
X*
XE
900
800
700
vp [m/s]
600
1 µm
5 µm
15 µm
25 µm
35 µm
45 µm
500
400
300
200
100
0
0,00
0,05
0,10
0,15
0,20
0,25
Entfernung zum Spritzpistoleneintritt [m]
b)
Bild 3.31:
Entwicklung der Geschwindigkeit von Kupferpartikeln mit unterschiedlichen
Durchmessern vom Eintritt in die Vorkammer bis zum Substrat, Standarddüse A (a),
optimierte Düse E (b), FLUENT-Simulation, Netz v3 (pg,0 = 30 bar, Tg,0 = 320 °C,
N2).
137
8 Bilder
XE
X*
600
500
Tp [K]
400
300
200
100
1 µm
5 µm
15 µm
25 µm
35 µm
45 µm
0
0
0,05
0,1
0,15
0,2
Entfernung zum Spritzpistoleneintritt [m]
a)
XE
X*
500
Tp [K]
400
300
200
100
0
0,00
1 µm
5 µm
15 µm
25 µm
35 µm
45 µm
0,05
0,10
0,15
0,20
0,25
Entfernung zum Spritzpistoleneintritt [m]
b)
Bild 3.32:
Entwicklung der Temperatur von Kupferpartikeln mit unterschiedlichen Durchmessern
vom Eintritt in die Vorkammer bis zum Substrat, Standarddüse A (a), optimierte Düse
E (b), FLUENT-Simulation, Netz v3 (pg,0 = 30 bar, Tg,0 = 320 °C, N2).
138
8 Bilder
900
Düse A, 30 bar, 320 °C
Düse E, 30 bar, 320 °C
800
Düse E, 15 bar, 320 °C
Düse E, 30 bar, 20 °C
700
Düse E, 30 bar, 620 °C
vp [m/s]
600
500
400
300
200
100
0
1
5
10
15
20
25
30
35
40
45
dp [µm]
a)
600
500
Düse A, 30 bar, 320 °C
Düse E, 30 bar, 320 °C
Düse E, 15 bar, 320 °C
Düse E, 30 bar, 20 °C
Düse E, 30 bar, 620 °C
Tp [K]
400
300
200
100
0
1
5
10
15
20
25
30
35
40
45
dp [µm]
b)
Bild 3.33:
Aufprallgeschwindigkeiten (a) und Temperaturen (b) von Kupferpartikeln für die
Standarddüse A bei Standardparametereinstellungen und zusätzlich für die optimierte
Düse E bei abweichenden Parametern, FLUENT-Simulation, Netz v3 (N2).
139
8 Bilder
800
isentrop, Düsenaustritt
FLUENT, Düsenaustritt
FLUENT, Substrat
700
vp [m/s]
600
500
400
300
200
100
0
1
5
10
15
20
25
30
35
40
45
dp [µm]
a)
500
isentrop, Düsenaustritt
FLUENT, Düsenaustritt
Tp [K]
400
FLUENT, Substrat
300
200
100
0
1
5
10
15
25
30
35
40
45
dp [µm]
b)
Bild 3.34:
20
Vergleich der Ergebnisse der FLUENT-Simulation (Netz v3) und der idealisierten
Betrachtung anhand der Aufprallgeschwindigkeiten (a) und Temperaturen (b) von
Kupferpartikeln mit unterschiedlichen Durchmessern, optimierte Düse E (pg,0 = 30 bar,
Tg,0 = 320 °C, N2).
140
8 Bilder
700
Al
Cu
Ta
600
vp [m/s]
500
400
300
200
100
0
1
5
15
25
35
45
dp [µm]
Bild 3.35:
Vergleich der Aufprallgeschwindigkeiten von Aluminium-, Kupfer- und Tantalpartikeln mit unterschiedlichen Durchmessern, optimierte Düse E, FLUENT-Simulation,
Netz v3 (pg,0 = 30 bar, Tg,0 = 320 °C, N2).
[m/s]
Substrat
E
Strömungsrichtung
a)
141
8 Bilder
Substrat
E
Strömungsrichtung
b)
Bild 3.36:
Geschwindigkeitsfeld (a) und Temperaturfeld (b) im Freistrahl, optimierte Düse G,
FLUENT-Simulation, Netz v3 (pg,0 = 25 bar, Tg,0 = 310 °C, He).
Bild 3.37:
Verteilung der örtlichen Machzahl über den Strahlquerschnitt am Düsenaustritt, optimierte Düse G, FLUENT-Simulation, Netz v3 (pg,0 = 25 bar, Tg,0 = 310 °C, He).
142
8 Bilder
Pulverrohraustritt
0
*
Strömungsrichtung
Bild 3.38:
Felddarstellung des Helium-/Stickstoffverhältnisses (Prozessgas-/Trägergas) in der
Düse , optimierte Düse G, FLUENT-Simulation, Netz v3 (pg,0 = 25 bar, Tg,0 = 310 °C,
He).
Düsenaustritt
Düsenhals
Düsenaustritt
+ 20 mm
Düseneintritt
Bild 3.39:
Profile der Axialgeschwindigkeit des Gases über den Strahlquerschnitt in der Düse und
im Freistrahl, optimierte Düse G, FLUENT-Simulation, Netz v3, (+) stromabwärts, (-)
stromaufwärts (pg,0 = 25 bar, Tg,0 = 310 °C, He).
143
8 Bilder
Substrat
E
Strömungsrichtung
vp [m/s], Tp [K]
Bild 3.40:
Darstellung der Bahnlinien für Kupferpartikel mit 1 µm Durchmesser im Freistrahl,
optimierte G, FLUENT-Simulation, Netz v3 (pg,0 = 25 bar, Tg,0 = 310 °C, He).
1200
1100
1000
900
800
700
600
500
400
300
200
100
0
Düse G, v
1
5
Düse E, v
15
25
Düse G, T
45
Düse E, T
75
dp [µm]
Bild 3.41:
Vergleich der Aufprallgeschwindigkeiten und Temperaturen von Kupferpartikeln für
die optimierte Düse G (pg,0 = 25 bar, Tg,0 = 310 °C, He) und die optimierte Düse E (pg,0
= 30 bar, Tg,0 = 320 °C, N2), FLUENT-Simulation, Netz v3.
144
8 Bilder
Flussmesser
Regelventile
Prozessgas He
Magnetventile
Trägergas N2
Prozessgas N2
a)
c)
Drucksensor
b)
Gasheizung
d)
e)
145
8 Bilder
Lavaldüse
Drucksensor
Thermoelement
Trägergaszuführung
Prozessgaszuführung
f)
Bild 4.1:
Kaltgasspritzanlage an der Universität der Bundeswehr in Hamburg, Gassteuertafel
(a), Anlagenbedienpult (b), Steuerung Gasheizung (c), Gesamtansicht Spritzkabine
(d), Pulverförderer (e), Detailansicht Spritzpistole (f).
146
8 Bilder
Prozessgaszuführung
CGTPistole
Spritzrichtung
PapyrinPistole
a)
Austritt
Eintritt
b)
Bild 4.2:
Standarddüse
Papyrin
Standarddüse
UniBw
Standarddüse
CGT
Verschiedene Ausführungen der Spritzpistolenvorkammer (a) und der Standardspritzdüse (b).
147
8 Bilder
Start
dZ
vD
dS
zum Startpunkt
Bild 4.3:
Kinematische Parameter Spritzabstand (dS), Zeilenabstand (dZ) und Vorschubgeschwindigkeit (vD).
A
A - A:
Zeilenrichtung
A
Bild 4.4:
Probenentnahme zur Präparation von Querschliffen.
148
8 Bilder
Bild 4.5:
Prinzip der Kavitationsprüfung in Anlehnung an die ASTM G35.
149
8 Bilder
2 mm
5 mm
12 mm
0,5 mm
28 mm
0,5 mm
Schicht
Ebene 1
Ebene 2
Ebene 3
Substrat
Bild 4.6:
Abmessungen und Entnahmeposition der Mikrozugproben.
A
V1
Bild 4.7:
Probe
5 x 3 x 0,5 mm
V2
Messprinzip zur Bestimmung des elektrischen Widerstandes.
150
8 Bilder
V
Messverstärker
A
Bezugselektrode
Haber-Luggin
Kapillare
Messelektrode
Bild 4.8:
Gegenelektrode
Messprinzip zur Korrosionsuntersuchung in Anlehnung an die DIN 50918.
a)
b)
Bild 4.9:
Kupferpulver I, REM-Aufnahmen der Pulvermorphologie (a), LM-Aufnahmen des
Pulveranschliffs (b).
151
8 Bilder
kumulierter Massenanteil [%]
100
90
80
70
60
50
40
30
20
CISO-Messung
Microtrac
10
0
0
5
10
15
20
25
30
35
dp [µm]
Bild 4.10:
Massebezogene Partikelgrößenverteilung des Kupferpulvers I, Herstellerangaben
(Microtrac), eigene Messungen (CISO).
a)
b)
Bild 4.11:
Kupferpulver II, REM-Aufnahmen der Pulvermorphologie (a), LM-Aufnahmen des
Pulveranschliffs (b).
152
8 Bilder
a)
b)
Bild 4.12:
Kupferpulver III, REM-Aufnahmen der Pulvermorphologie (a), LM-Aufnahmen des
Pulveranschliffs (b).
kumulierter Massenanteil [%]
100
90
80
70
60
Pulver II,
Siebanalyse
50
Pulver II,
Laserbeugung
40
30
Pulver III,
Siebanalyse
20
Pulver III,
Laserbeugung
10
0
0
20
40
60
80
100
dp [µm]
Bild 4.13:
Massebezogene Partikelgrößenverteilung der Kupferpulver II und III, Herstellerangaben (Siebanalyse), eigene Messungen (CISO).
153
8 Bilder
a)
b)
Bild 4.14:
REM-Aufnahmen des Anschliff eines druckluftverdüsten Kupferpulvers im Anlieferungszustand (a) und nach einer reduzierenden Glühung (b).
DE [%]
100
95
Al-Substrat
90
Cu-Substrat
85
St37-Substrat
80
75
70
65
60
55
50
9,34
18,68
28,02
37,36
vD [m/min]
Bild 4.15:
Auftragswirkungsgrad (DE) in Abhängigkeit der Vorschubgeschwindigkeit (vD) der
Spritzpistole für unterschiedliche Substratwerkstoffe (Pulver I, optimierte Düse E, Tg,0
= 305 °C, pg,0 = 30 bar, N2, vgl. Tabelle 4.3).
154
8 Bilder
a)
b)
c)
d)
e)
f)
Bild 4.16:
LM-Aufnahmen des Querschliffs einer kaltgasgespritzten Kupferschicht auf Kupfersubstrat, Übersicht (a), Bindezone (b), Oberfläche (c), Dunkelfelddarstellung Schichtmitte (d), Schichtmitte geätzt (e), REM-Aufnahme der Schichtmitte (f) (Pulver I, optimierte Düse E, Tg,0 = 305 °C, pg,0 = 30 bar, N2, vgl. Tabelle 4.3).
155
8 Bilder
a)
b)
c)
d)
Bild 4.17:
a)
LM-Aufnahmen des Querschliffs einer kaltgasgespritzten Kupferschicht auf Aluminiumsubstrat, Übersicht (a), Bindezone (b), Oberfläche (c), Schichtmitte geätzt (d) (Pulver I, optimierte Düse E, Tg,0 = 305 °C, pg,0 = 30 bar, N2, vgl. Tabelle 4.3).
b)
156
8 Bilder
c)
Bild 4.18:
d)
LM-Aufnahmen des Querschliffs einer kaltgasgespritzten Kupferschicht auf Stahlsubstrat, Übersicht (a), Bindezone (b), Oberfläche (c), Schichtmitte geätzt (d) (Pulver I,
optimierte Düse E, Tg,0 = 305 °C, pg,0 = 30 bar, N2, vgl. Tabelle 4.3).
a)
b)
c)
d)
Bild 4.19:
LM-Aufnahmen des Querschliffs einer kaltgasgespritzten Kupferschicht auf Kupfersubstrat, Übersicht (a), Bindezone (b), Oberfläche (c), Schichtmitte geätzt (d) (Pulver
I, Standarddüse A, Tg,0 = 305 °C, pg,0 = 30 bar, N2, vgl. Tabelle 4.3).
157
8 Bilder
a)
b)
c)
d)
Bild 4.20:
LM-Aufnahmen der ungeätzten (links) und geätzten (rechts) Querschliffe von kaltgasgespritzten Kupferschichten, die bei unterschiedlichen Prozessgastemperaturen auf
Kupfersubstrat gespritzt wurden. Gaseintrittstemperatur Tg,0 = 250 °C (a), 200 °C (b),
150 °C (c), 100 °C (d) (Pulver I, optimierte Düse E, pg,0 = 30 bar, N2, vgl. Tab. 4.3).
158
8 Bilder
Bild 4.21:
REM-Aufnahmen des geätzten Querschliffs einer mit Druckluft als Prozessgas gespritzten kaltgasgespritzten Kupferschicht auf Kupfersubstrat (Pulver I, optimierte Düse E, Tg,0 = 305 °C, pg,0 = 30 bar, vgl. Tabelle 4.3).
a)
b)
c)
d)
159
8 Bilder
e)
Bild 4.22:
f)
LM-Aufnahmen des Querschliffs einer mit Helium als Prozessgas gespritzten kaltgasgespritzten Kupferschicht auf Kupfersubstrat, Übersicht (a) und Bindezone (b) ungeätzt, Übersicht (c) und Schichtmitte (d) geätzt, REM-Aufnahmen (e, f) (Pulver I, optimierte Düse G, Tg,0 = 310 °C, pg,0 = 25 bar, He, vgl. Tabelle 4.3).
a)
b)
c)
d)
160
8 Bilder
e)
Bild 4.23:
a)
f)
LM-Aufnahmen des Querschliffs einer kaltgasgespritzten Kupferschicht auf Kupfersubstrat, Übersicht (a), Oberfläche (b), Bindezone (c), Schichtmitte geätzt (d), REMAufnahmen der Schichtmitte (e, f) (Pulver II, optimierte Düse E, Tg,0 = 305 °C, pg,0 =
30 bar, N2, vgl. Tabelle 4.3).
b)
c)
Bild 4.24:
LM-Aufnahmen des Querschliffs einer kaltgasgespritzten Kupferschicht auf Kupfersubstrat, Übersicht (a), Oberfläche (b), Bindezone (c) (Pulver II, Standarddüse A, Tg,0
= 305 °C, pg,0 = 30 bar, N2, vgl. Tabelle 4.3).
161
8 Bilder
a)
b)
c)
d)
e)
f)
Bild 4.25:
LM-Aufnahmen des Querschliffs einer kaltgasgespritzten Kupferschicht auf Kupfersubstrat, Übersicht (a), Oberfläche (b), Bindezone (c), Schichtmitte geätzt (d), REMAufnahmen der Schichtmitte (e, f) (Pulver II, optimierte Düse G, Tg,0 = 310 °C, pg,0 =
25 bar, He, vgl. Tabelle 4.3).
162
8 Bilder
a)
b)
c)
d)
Bild 4.26:
LM-Aufnahmen des Querschliffs einer kaltgasgespritzten Kupferschicht auf Kupfersubstrat, Übersicht (a), Oberfläche (b), Bindezone (c), Schichtmitte geätzt (d), (Pulver
III, optimierte Düse G, Tg,0 = 310 °C, pg,0 = 25 bar, He, vgl. Tabelle 4.3).
163
8 Bilder
a)
b)
c)
Bild 4.27:
LM-Aufnahmen der Querschliffe von kaltgasgespritzten Kupferschichten, die aus
druckluftverdüsten Kupferpulvern im Anlieferungszustand (links) und nach einer reduzierend wirkenden Wärmebehandlung (rechts) auf Aluminiumsubstrat gespritzt
wurden. Übersicht (a), Schichtmitte (b), Schichtmitte geätzt (c) (Düse C, Tg,0 = 320
°C, pg,0 = 26 bar, N2).
164
0
20
40
60
80
100
120
140
160
Bild 4.28:
Härte [HV0,3 / HV0,2]
0
200
400
CGS 1h/600°C, 90%, HV0,2
HVOF Ausgangszustand HV0,3
FS Ausgangszustand HV0,3
E-Cu 1h/600°C, 90%, HV0,3
300
500
600
Entwicklung der Härte von Kupferschichten für unterschiedliche Glühtemperaturen nach einer Glühdauer von jeweils 1 h.
CGS Ausgangszustand HV0,3
CGS (He) Ausgangszustand HV0,3
HVOF 1h/600°C, 90%, HV0,2
LB Ausgangszustand HV0,3
E-Cu 1h/600°C, 90%, HV0,2
100
Glühtemperatur [°C]
8 Bilder
a)
b)
c)
Bild 4.29:
LM-Aufnahmen der geätzten Querschliffe von kaltgasgespritzten Kupferschichten, die
mit Stickstoff (links) und Helium (rechts) als Prozessgas auf Kupfersubstrat gespritzt
wurden, im Ausgangszustand (a) und nach einer Glühung 200 °C/1h (b) und 600
°C/1h (c) (Standardparametereinstellungen vgl. Tabelle 4.3).
166
8 Bilder
a)
b)
c)
d)
Bild 4.30:
a)
LM-Aufnahmen des ungeätzten Querschliffs einer HVOF-gespritzten Kupferschicht
im Ausgangszustand (a, b) und nach einer Glühung 200 °C/1h (c), sowie geätzt nach
600 °C/1h (d) (Standardparametereinstellungen vgl. Tabelle 4.10).
b)
167
8 Bilder
c)
Bild 4.31:
d)
LM-Aufnahmen des ungeätzten (a) und geätzten (b) Querschliffs einer flammgespritzten Kupferschicht im Ausgangszustand, sowie geätzt nach einer Glühung bei 200
°C/1h (c) und 600 °C/1h (d) (Standardparametereinstellungen vgl. Tabelle 4.10).
a)
b)
c)
d)
Bild 4.32:
LM-Aufnahmen des ungeätzten (a) und geätzten (b) Querschliffs einer lichtbogengespritzten Kupferschicht im Ausgangszustand, sowie geätzt nach einer Glühung bei 200
°C/1h (c) und 600 °C/1h (d) (Standardparametereinstellungen vgl. Tabelle 4.10).
168
A [%]
a)
b)
60
40
20
0
0,2
0,1
169
LB, Ebene 3, RT
HVOF, Ebene 3, RT
LB, Ebene 3, RT
HVOF, Ebene 3, RT
CGS-1, Ebene 3, RT
HVOF, Ebene 2, RT
HVOF, Ebene 2, RT
CGS-1, Ebene 3, RT
LB, Ebene 2, RT
CGS-1, Ebene 2, RT
LB, Ebene 2, RT
CGS-1, Ebene 2, RT
HVOF, Ebene 1, RT
HVOF, Ebene 1, RT
0,3
LB, Ebene 1, RT
0,4
LB, Ebene 1, RT
0
CGS-1, Ebene 1, RT
80
CGS-1, Ebene 1, RT
Rm [MPa]
8 Bilder
200
180
160
140
120
100
8 Bilder
200
180
160
Rm [MPa]
140
120
100
80
CGS-1, RT
CGS-2, 1h/200 °C
CGS-2, 1h/400 °C
CGS-2, 1h/600 °C
CGS-2, RT
60
40
20
0
0
1
2
3
4
5
6
7
H [%]
c)
120
100
Rm [MPa]
80
60
LB, RT
LB, 1h/200 °C
LB, 1h/400 °C
LB, 1h/600 °C
40
20
0
0
d)
0,05
0,1
0,15
0,2
H [%]
170
0,25
0,3
0,35
0,4
8 Bilder
160
140
Rm [MPa]
120
100
80
60
HVOF, RT
40
HVOF, 1h/200 °C
HVOF, 1h/400 °C
20
HVOF, 1h/600 °C
0
0
e)
Bild 4.33:
0,1
0,2
0,3
0,4
0,5
0,6
H [%]
Ergebnisse der Zugversuche an Mikrozugproben aus Kaltgas-, Lichtbogen- und
HVOF-Schichten in Abhängigkeit der Probenlage (Abstand zum Substrat: Ebene 1 <
2,5 mm, Ebene 2 < 1,5 mm, Ebene 3 < 0,5 mm). Zugfestigkeit (a) und Bruchdehnung
(b), Spannung-Dehnung-Diagramme der Proben aus Kaltgasschichten (c), Lichtbogenschichten (d) und HVOF-Schichten (e) für den Ausgangszustand und nach der
Wärmebehandlung.
171
8 Bilder
a)
b)
c)
Bild 4.34:
REM-Aufnahmen der Bruchfläche von Mikrozugproben aus kaltgasgespritzten Kupferschichten im Ausgangszustand (a) und für Proben, die zuvor bei 200 °C/1h (b) und
600 °C/1h (c) geglüht wurden.
172
8 Bilder
a)
b)
c)
Bild 4.35:
REM-Aufnahmen der Bruchfläche von Mikrozugproben aus lichtbogengespritzten
Kupferschichten im Ausgangszustand (a) und für Proben, die zuvor bei 400 °C/1h (b)
und 600 °C/1h (c) geglüht wurden.
173
8 Bilder
a)
b)
Bild 4.36:
REM-Aufnahmen der Bruchfläche von Mikrozugproben aus HVOF-gespritzten Kupferschichten im Ausgangszustand (a) und für Proben, die zuvor bei 600 °C/1h (b) geglüht wurden.
500
N2, (RT)
400
N2, (1h/400°C)
350
N2, (1h/600°C)
300
He, (RT)
250
He, (1h/200°C)
200
He, (1h/400°C)
150
100
He, (1h/600°C)
50
1
3
10
30
Prüfdauer [min]
a)
174
60
0
100
Masseverlust [mg]
450
N2, (1h/200°C)
8 Bilder
250
CGS He (RT)
200
SF-Cu (1h/600
°C, gewalzt)
150
LB (RT)
100
HVOF (RT)
Masseverlust [mg]
CGS N2 (RT)
50
1
3
10
30
60
0
100
Prüfdauer [min]
b)
300
CGS N2 (1h/600
°C)
CGS He (1h/600
°C)
SF-Cu (1h/600 °C,
gewalzt)
LB (1h/600 °C)
200
150
HVOF (1h/600 °C)
100
Masseverlust [mg]
250
50
1
c)
Bild 4.37:
3
10
30
60
0
100
Prüfdauer [min]
Vergleich der Kavitationsraten von kaltgasgespritzten Kupferschichten in unterschiedlichen Glühzuständen (a) mit lichtbogen- und HVOF-gespritzten Kupferschichten im
Ausgangszustand (b) und nach einer Glühung 1 h/600 °C (c).
175
8 Bilder
a)
b)
c)
d)
Bild 4.38:
REM-Aufnahmen der Oberfläche einer kaltgasgespritzten Kupferschicht im polierten
Ausgangszustand (a) und nach einer Kavitationsdauer von 3 (b), 10 (c) und 30 Minuten (d) (Pulver I, optimierte Düse E, Tg,0 = 305 °C, pg,0 = 30 bar, N2, vgl. Tabelle 4.3).
176
8 Bilder
a)
b)
c)
Bild 4.39:
REM-Aufnahmen der Oberfläche einer kaltgasgespritzten Kupferschicht im polierten
Ausgangszustand (a) und nach einer Kavitationsdauer von 3 (b), 10 (c) und 30 Minuten (d) (Pulver I, optimierte Düse G, Tg,0 = 310 °C, pg,0 = 25 bar, He, vgl. Tabelle 4.3).
177
8 Bilder
a)
b)
c)
Bild 4.40:
REM-Aufnahmen der Oberfläche einer Probe aus Elektrolytkupfer, die weichgeglüht
und anschließend auf 10 % der Ausgangsdicke gewalzt wurde, im polierten Ausgangszustand (a) und nach einer Kavitationsdauer von 3 (b), 10 (c) und 30 Minuten (d).
178
8 Bilder
a)
b)
c)
d)
179
8 Bilder
e)
Bild 4.41:
REM-Aufnahmen der Oberfläche einer HVOF- (a) und einer lichtbogengespritzten
Kupferschicht (b) nach 10 Minuten und der HVOF-Schicht zusätzlich nach 30 Minuten Kavitationszeit (c), sowie nach einer Glühung 1 h/600 °C und 10 Minuten Prüfdauer, HVOF (d), LB (e).
Messzeit [h]
0
5
10
15
20
25
0
Ecorr [mV] vs. Ag/AgCl
-100
-200
-300
CGS, Druckluft
-400
CGS, Helium
CGS, Stickstoff
-500
St 37
-600
Cu
-700
a)
-800
180
30
8 Bilder
0
5
10
15
Messzeit [h]
20
25
30
35
40
45
0
St 37
Düse E
Düse A
Ecorr [mV] vs. Ag/AgCl
-100
Cu
Düse E, 1h/200 °C
Düse A, 1h/600 °C
-200
-300
-400
-500
-600
-700
-800
b)
0
5
Messzeit [h]
10
15
20
25
0
Ecorr [mV] vs. Ag/AgCl
-100
-200
-300
St 37
-400
Cu
-500
Pulver I
Pulver II
-600
Pulver III
-700
c)
Bild 4.42:
-800
Potenzial-Zeit-Verläufe aus der elektrochemischen Dichtigkeitsprüfung für kaltgasgespritzte Kupferschichten, die hergestellt wurden aus: Pulver I mit Stickstoff, Druckluft
und Helium als Prozessgas (a), Pulver II mit Stickstoff als Prozessgas und den Düsen
A und E (b), Pulver I, II und III mit Helium als Prozessgas und der Düse G (c).
181
8 Bilder
1
3+4
2
5
Bild 4.43: Versuchsaufbau LDA-Messungen,
Nd-YAG-Laser (1), Strahlteileroptik (2),
Empfangsoptik (3), Interferenzfilter (4), Umlenkspiegel (5), Düse (6).
mittlere Partikelgeschwindigkeit [m/s]
6
620
600
580
560
540
520
325 °C
500
480
251 °C
460
440
180 °C
420
94 °C
400
-7
Bild 4.44:
-6
-5
-4
-3
-2
-1
0
1
y [mm]
2
3
4
5
6
7
Profil der mittleren Partikelgeschwindigkeit über den horizontalen Strahlquerschnitt
für unterschiedliche Gaseintrittstemperaturen Tg,0 (30 mm Entfernung zum Düsenaustritt, optimierte Düse E, pg,0 = 30 bar, N2, Kupferpulver -25+5 µm).
182
8 Bilder
mittlere Partikelgeschwindigkeit [m/s]
620
600
580
560
540
30 bar
520
27 bar
500
24 bar
480
460
21 bar
440
18 bar
420
15 bar
400
-7
-6
-5
-4
-3
-2
-1
0
1
2
3
4
5
6
7
y [mm]
mittlere Partikelgeschwindigkeit [m/s]
Bild 4.45:
Profil der mittleren Partikelgeschwindigkeit über den horizontalen Strahlquerschnitt
für unterschiedliche Gaseintrittsdrücke pg,0 (30 mm Entfernung zum Düsenaustritt,
optimierte Düse E, Tg,0 = 325 °C, N2, Kupferpulver -25+5 µm).
600
580
560
540
520
1:3
500
1:4
480
1:5
460
440
1:7
420
1 : 10
400
-7
-6
-5
-4
-3
-2
-1
0
1
2
3
4
5
6
7
y [mm]
Bild 4.46:
Profil der mittleren Partikelgeschwindigkeit über den horizontalen Strahlquerschnitt
für unterschiedliche Verhältnisse Träger/Prozessgas (30 mm Entfernung zum Düsenaustritt, optimierte Düse E, Tg,0 = 325 °C, pg,0 = 25 bar, N2, Kupferpulver -25+5 µm).
183
mittlere Partikelgeschwindigkeit [m/s]
8 Bilder
620
600
580
560
540
520
500
480
460
440
30 g/min.
60 g/min.
420
107 g/min.
150 g/min.
400
-7
-6
-5
-4
-3
-2
-1
0
1
2
3
4
5
6
7
y [mm]
Bild 4.47:
Profil der mittleren Partikelgeschwindigkeit über den horizontalen Strahlquerschnitt
für unterschiedliche Pulverförderraten (30 mm Entfernung zum Düsenaustritt, optimierte Düse E, Tg,0 = 325 °C, pg,0 = 25 bar, N2, Kupferpulver -25+5 µm).
2
3
1
4
3
Bild 4.48:
Versuchsaufbau PDA-Messungen, Sendeoptik (1), Empfangsoptik (2), Düse (3),
Messvolumen (4).
184
8 Bilder
Counts
400
300
200
100
0
300,00
400,00
500,00
600,00
700,00
LDA1 [m/ s]
Counts
20
15
10
5
0
0,0
20,0
40,0
60,0
80,0
100,0
D [µm]
a)
Project: Mess_1E0 - Pos: 0,00;0,00;0,00 - Date/ Time: 19:31:25
Counts
400
300
200
100
0
300,00
400,00
500,00
600,00
700,00
LDA1 [m/ s]
Counts
50
40
30
20
10
0
0,0
20,0
40,0
60,0
80,0
100,0
D [µm]
b)
Bild 4.49:
Project: Mess_2E0 - Pos: 0,00;0,00;0,00 - Date/ Time: 17:52:24
Darstellung der mit PDA gemessenen Geschwindigkeitsprofile und Partikelgrößeverteilungen, Fringe Direction positive (a), Fringe Direction negative (b) (Pulver I, optimierte Düse E, Tg,0 = 305 °C, pg,0 = 30 bar, vgl. Tabelle 4.3).
185
8 Bilder
dp [µm]
5
10
15
20
25
30
100
90
80
70
60
50
40
30
20
10
0
kumulierter Massenanteil [%]
Auftragswirkungsgrad [%]
0
100
90
80
70
60
50
40
30
20
10
0
700
600
vkrit
vp [m/s]
650
550
500
450
Düse C
Düse D
Düse A
Düse B
400
0
5
10
15
20
25
30
dkrit [µm]
Bild 5.1:
Ermittlung der kritischen Partikelgeschwindigkeit durch Bestimmung des kritischen
Partikeldurchmessers aus Auftragswirkungsgrad und kumulierter Massenverteilung
(obere Darstellung) und anschließender Berechnung der Geschwindigkeit für Partikel
mit diesem Durchmesser (untere Darstellung).
186
8 Bilder
a)
b)
187
8 Bilder
c)
Bild 5.2:
Geschwindigkeitsvektoren im Bereich des Ortes der Pulverinjektion, Pulverrohr mit
1,6 mm Innendurchmesser und 0,7 mm Wandstärke (a), 2,5 mm Innendurchmesser
und 0,75 mm Wandstärke (b), 2,0 mm Innendurchmesser und 1,0 mm Wandstärke mit
Phase (c).
188
8 Bilder
Bild 5.3:
Prototyp einer Lavaldüse zum Kaltgasspritzen, bei der das Pulver nach dem ringförmigen engsten Querschnitt in den Gasstrom injiziert wird.
Bild 5.4:
LM-Aufnahmen einer kaltgasgespritzten Kupferschicht auf Kupfersubstrat (Pulver I,
modifizierte Lavaldüse, Tg,0 = 320 °C, pg,0 = 30 bar, N2, vgl. Tabelle 4.3).
189
8 Bilder
700
Düse E
600
modifizierte Düse
vp [m/s]
500
400
300
200
100
0
5
10
15
20
25
30
35
40
45
50
dp [µm]
Bild 5.5:
Aufprallgeschwindigkeiten von Kupferpartikeln, FLUENT-Simulation (Tg,0 = 320 °C,
pg,0 = 30 bar, N2).
[m/s]
Düsenhals
Pulverrohraustritt
Strömungsrichtung
a)
190
8 Bilder
[m/s]
Substrat
E
b)
[kg/m3]
Strömungsrichtung
Pulverrohraustritt
c)
Bild 5.6:
Geschwindigkeitsfeld im Bereich des engsten Querschnitts und der Pulverinjektion
(a), im Freistrahl (b), Dichtefeld im Bereich der Pulverinjektion (c), FLUENTSimulation (modifizierte Düse, Tg,0 = 320 °C, pg,0 = 30 bar, N2).
191
8 Bilder
Cu-Platte
Fügezone
Cu-Spritzschicht
Al-Grundkörper
Bild 5.7:
a)
Bild 5.8:
Aluminiumkühlkörper für Computerprozessoren, kaltgasgespritzte Kupferschicht [94].
b)
LM-Aufnahmen des Querschliffs von kaltgasgespritzten Nb-Schichten, Prozessgas
Stickstoff (a), Helium (b).
192
8 Bilder
Bild 5.9:
a)
Bild 5.10:
LM-Aufnahmen des Querschliffs einer mit Stickstoff als Prozessgas kaltgasgespritzten
Al-Schicht.
b)
LM-Aufnahmen der Querschliffe von kaltgasgespritzten Titanschichten aus einem
schutzgasverdüsten Pulver (a) und einem durch Wasserstoff versprödeten und anschließend gemahlenen Pulver (b), Prozessgas Helium.
193
9 Anhang
9
Anhang
A1 - Isentrope Strömungen und Stromfadentheorie
Kann in technischen Strömungsprozessen der Wärmeaustausch des Fluids mit der Umgebung vernachlässigt werden, so bezeichnet man diese Prozesse als adiabat. Können zusätzlich auch dissipative Reibungseffekte vernachlässigt werden, so sind diese Strömungen isentrop. Stationäre isentrope Strömungen sind zugleich isoenergetisch [51]. Zu einer bestimmten Zeit existiert in jedem
&
Punkt eines Strömungsfeldes ein Geschwindigkeitsvektor v mit einer definierten Richtung. Die
Kurven, die im gesamten Strömungsfeld tangential zu diesem Richtungsfeld verlaufen, werden
Stromlinien genannt, Bild A1. Alle Stromlinien, die zur selben Zeit durch eine geschlossene Kurve
C verlaufen, bilden eine Stromröhre, wobei der Geschwindigkeitsvektor immer tangential zur
Mantelfläche verläuft, es findet kein Fluidtransport über die Oberfläche der Strömröhre statt. Eine
Stromröhre mit infinitesimal kleinem Querschnitt wird als Stromfaden bezeichnet. Die wesentlichen Änderungen aller Zustandsgrößen erfolgen dabei in Längsrichtung des Stromfadens [55, 66].
Dies ist insofern von Bedeutung, da im Sinne der Stromfadentheorie, die jeweils über den Ein- und
Austrittsquerschnitt des Kontrollraums konstanten Werte der Zustandsgrößen in die Energiebilanzen eingehen. Bei achsensymmetrischen Düsenströmungen ergibt sich zusätzlich die Vereinfachung, dass die Berechnung der Zustandsgrößen entlang des Stromfadens erfolgen kann, der mit der
Düsenachse zusammenfällt.
Für stationäre isentrope Strömungen gilt aufgrund der für Gase unerheblichen Differenz der potentiellen Energien entlang einer Stromlinie [51]:
h
u2
2
konst.
(Gl. A1.1)
Für die beim Kaltgasspritzen auftretenden moderaten Drücke (p < 35 bar) und Temperaturen (T <
900 K) lassen sich die realen Prozessgase durch das Modell eines thermisch und kalorisch idealen
Gases beschreiben. Die Abweichung der Gaskonstanten für den angegebenen Druck- und Temperaturbereich zu der für den Normzustand (p = 1,01325 bar, T = 273,15 K) beträgt etwa 1 %. Für ideale Gase gelten unter der vereinfachenden Annahme der konstanten spezifischen Wärmen folgende
Zustandsgleichungen:
Thermische Zustandsgleichung:
p
ȡRT
(Gl. A1.2)
Kalorische Zustandsgleichung:
h
cp T
(Gl. A1.3)
Schallgeschwindigkeit:
a
țR T
Zusammenhänge zwischen den Konstanten:
cp
cv R ,
Entropie-Zustandsgleichung:
s p, T s 0 c p ln
194
(Gl. A1.4)
ț
cp
cv
T
p
R ln
T0
p0
(Gl. A1.5)
(Gl. A1.6)
9 Anhang
Der Index 0 kennzeichnet dabei den Wert der Zustandsgröße im Ruhezustand. Sind die Zustandsänderungen isentrop (s(p, T) = s0 = konst.), so erhält man durch Einsetzen von Gl. A1.2 und A1.5 in
A1.6 die sogenannten Isentropenbeziehungen:
ț
p
p0
1
ª T º ț 1
,
« »
¬ T0 ¼
ª T º ț 1
,
« »
¬ T0 ¼
ȡ
ȡ0
p
p0
ªȡº
« »
¬ȡ0 ¼
ț
(Gl. A1.7)
Die örtliche Machzahl lässt sich einfach aus der Schallgeschwindigkeit a und der Strömungsgeschwindigkeit u berechnen:
Ma
u
a
(Gl. A1.8)
Die Energiegleichung für isoenergetische Strömungen idealer Gase lautet dann
T
T0
1
ª ț 1
2º
«1 2 Ma » .
¼
¬
(Gl. A1.9)
Aus den Isentropenbeziehungen folgen die äußerst wichtigen Vereinfachungen
ț
p
p0
1
ª ț 1
2 º ț 1
,
«1 2 Ma »
¬
¼
ȡ
ȡ0
ª ț 1
2 º ț 1
«1 2 Ma »
¬
¼
(Gl. A1.10)
Die ortsabhängigen Werte der Zustandsgrößen sind demnach bei stationärer isentroper Strömung
lediglich von der örtlichen Machzahl und dem Isentropenexponenten N abhängig. Letzterer beträgt
bei Temperaturen nahe der Umgebungstemperatur für einatomige Gase wie Helium 1,67 und für
zweiatomige Gase wie Stickstoff 1,4.
Durch die Einführung der Massenstromdichte ș oder der Durchflussfunktion ȥ und unter Berücksichtigung der Kontinuität des Massenstroms entlang eines Stromfadens gilt:
m
A*
A
ȡ1 u 1 A 1
ȡ2u 2 A 2
(Gl. A1.11)
const.
ț 1
ª 2
º
Ma «
Ma 2 »
1
ț
1
ț
¬
¼
ț 1
2 (ț 1)
(Gl. A1.12)
Der Index * bezeichnet dabei den kritischen Zustand. Hieraus folgt aber auch, dass sich Unter- und
Überschallströmungen bei Querschnittsänderungen unterschiedlich verhalten. So erfordert die Beschleunigung eines Gases auf Machzahl 1 eine konvergierende und die weitere Beschleunigung auf
Machzahlen > 1 eine divergierende Düsenkontur. Solche Düsen, die aus einem konvergierenden
und sich daran anschließenden divergierenden Abschnitt bestehen, werden de Laval’sche Düsen
oder einfach Lavaldüsen genannt. Ausführliche Beschreibungen zu Strömungszuständen in Lavaldüsen findet man unter anderem in [51, 54, 55, 66]. Wird die Lavadüse von Helium statt Stickstoff
195
9 Anhang
durchströmt, so führt der größere Isentropenexponent bei gleichem Querschnittsverhältnis zu einer
höheren Machzahl. Da zudem die Schallgeschwindigkeit von Helium größer ist als die von Stickstoff (vgl. Gl. A1.4), kann die Strömungsgeschwindigkeit im Vergleich zu Stickstoff leicht den
dreifachen Wert annehmen, wenngleich die Dichte von Helium fast eine Größenordnung geringer
ist als die von Stickstoff. Es ist naheliegend zu untersuchen, inwieweit sich diese Zusammenhänge
auf die erreichbaren Partikelgeschwindigkeiten auswirken.
A2 - Charakteristikenverfahren
Die Herleitung des Charakteristikenverfahrens wird u.a. ausführlich in [66, 70, 71, 85] behandelt.
Hier soll daher nur auf die wesentlichen Schritte der Herleitung für die ebene Strömung eingegangen werden. Als Ausgangspunkt dient die gasdynamische Grundgleichung für zweidimensionale
Strömungen und die Bedingung für die Drehungsfreiheit der Strömung in der Form
u
2
a 2 u x v 2 a 2 v y 2 u v u y vx u y
Ga2 v
y
0
(Gl. A2.1)
(Gl. A2.2)
0
wobei partielle Ableitungen der Form ˜u/˜x, ˜v/˜y, ˜w/˜z der Einfachheit halber als ux, vy, wz geschrieben sind und für die ebene Strömung į = 0 und für die achsensymmetrische Strömung į = 1
gilt. Es sei daran erinnert, dass hiermit die Beschränkung auf isentrope isoenergetische Strömungen
gegeben ist. Die Linearkombination der Gleichungen dieses Systems mit den unbekannten Parametern ı1 und ı2 ergibt
>V u
1
2
ª
Ga2 vº
a 2 u x >V1 2 u v V 2 @u y v x > V 2 @ V1 v 2 a 2 v y « V1
»
y ¼
¬
@
> @
0
(Gl. A2.3)
Für stetige Funktionen u (x,y) und v (x,y) gilt:
du
dx
ux Ouy
,
dv
dx
vx O vy
(Gl. A2.4)
Dabei ist Ȝ = dy / dx die Steigung der zur Gl. A2.3 zugehörigen Charakteristiken. Drückt man Ȝ in
Form der Koeffizienten von Gl. A2.3 aus und setzt diesen Ausdruck in Gl. A2.4 ein, liefert dies das
totale Differential
§ V Ga2 v ·
¸ dx
V1 u 2 a 2 du V 2 dv ¨¨ 1
¸
y
©
¹
196
0
(Gl. A2.5)
9 Anhang
Gl. A2.5 ist die zu dem Gleichungssystem A2.1 und A2.2 zugehörige Verträglichkeitsbedingung.
Diese gewöhnliche Differentialgleichung gilt entlang der Charakteristiken und muss von den unabhängigen Variablen der Ausgangsgleichung erfüllt werden.
Stellt man die Determinante der Koeffizientenmatrix aus Gl. A2.3 in der Form
u
2
a 2 O2 2 u v O v 2 a 2
a O2 b O c
0
(Gl. A2.6)
0
(Gl. A2.7)
dar, so lassen sich die partielle Differentialgleichung A2.3 bzw. das System A2.1, A2.2 anhand der
Diskriminante b 2 4 a c klassifizieren. Im Fall einer negativen Diskriminante existiert keine reale
Lösung für Ȝ und die Charakteristiken sind imaginär. Gl. A2.3 wird dann als elliptisch bezeichnet.
Für b 2 4 a c = 0 verläuft eine reale Charakteristik durch jeden Punkt x,y und Gl. A2.3 wird als
parabolisch bezeichnet. Für ein hyperbolisches System ist b 2 4 a c > 0 und Gl. A2.6 besitzt zwei
Lösungen Ȝ+ und Ȝ-. Die Auflösung der Gl. A2.6 unter Berücksichtigung der Gl. A2.5 führt zu der
gewöhnlichen Differentialgleichung
Or
§ dy ·
¨ ¸
© dx ¹ r
u v r a 2 Ma 2 1
(Gl. A2.8)
u2 a2
Durch Gl. A2.8 werden also zwei Scharen von Charakteristiken in der x-y-Ebene definiert. Diese
Charakteristiken sind real und das System A2.1, A2.2 somit hyperbolisch für Überschallströmungen
(Ma > 1). Eine allgemein bekannte Gleichung hyperbolischen Typs ist z.B. die Wellengleichung,
eine der wenigen nichtlinearen partiellen Differentialgleichungen, für die die allgemeine Lösung
bekannt ist. Beispiele für parabolische und elliptische Gleichungen sind die Wärmeleitungsgleichung bzw. die Laplace-Gleichung [86].
Die Koordinaten x und y sind üblicherweise ungeeignet, um komplexe Strömungsvorgänge zu beschreiben. Es ist daher sinnvoll, den Strömungswinkel Ĭ einzuführen und die abhängigen Variablen
u und v durch den Geschwindigkeitsbetrag W und den Strömungswinkel - zu ersetzen, Bild A2a.
4
§ v·
tan 1 ¨ ¸ , u
©u¹
W ˜ cos 4 , v
W ˜ sin 4
(Gl. A2.9)
Eine weitere wichtige Größe, der Mach’sche Winkel Į, lässt sich anhand der Bilder A2b,c erläutern. Eine punktförmige Schallquelle sendet Schallwellen mit der Geschwindigkeit c aus und bewegt sich dabei mit der Geschwindigkeit W > c. Nach der Zeit t0 befindet sich die Schallquelle am
Punkt S. Der in der Abbildung eingezeichnete Mach’sche Kegel mit dem halben Öffnungswinkel Į
wird dann ausgefüllt von allen Signalen aus Zeiten t < t0. Es gelten die Beziehungen
D
§ 1 ·
sin 1 ¨
¸ , Ma
© Ma ¹
cos ec D ,
197
Ma 2 1
cot D
(Gl. A2.10)
9 Anhang
Der gesamte Vorgang ist instationär. Im stationären Fall, also für einen Beobachter, der sich auf der
Schallquelle mitbewegt, kommt die Umgebung nun mit der Geschwindigkeit W > c auf ihn zu. Einsetzen der Gl. A2.9 und A2.10 in Gl. A2.8 und Vereinfachung der trigonometrischen Funktionen
liefert schließlich
§ dy ·
¨ ¸
© dx ¹ r
Ȝr
tan4 r Į (Gl. A2.11)
Bei [70, 71] beispielsweise wird Gl. A2.11 auch in folgender Form dargestellt
§ dy ·
¨ ¸
© dx ¹ ȟ
§ dy ·
¨ ¸
© dx ¹ Ș
ȟx
ȟy
tg4 Į (Gl. A2.12)
Șx
Șy
tg 4 Į .
(Gl. A2.13)
konst.
konst.
Durch K und [ wird also ein neues Koordinatensystem eingeführt, das für die Beschreibung der
Strömung besser geeignet ist als das üblicherweise aufgezwungene x-y-Koordinatensystem. Bild
A3 veranschaulicht den Verlauf der Charakteristiken C+ und C- in der x-y-Ebene. Die Charakteristiken verlaufen im Punkt P symmetrisch zur Stromlinie und bilden mit ihr den Mach’schen Winkel Į.
Die Neigung der Stromlinie zur Horizontalen wird durch den Winkel ș ausgedrückt. C+ wird üblicherweise als die linksaufende Charakteristik und C- als die rechtslaufende Charakteristik bezeichnet. Eine Störung oder Änderung physikalischer Größen kann sich in Strömungsrichtung nur entlag
der Charakteristiken ausbreiten und beeinflusst nur das Gebiet zwischen den durch A verlaufenden
Charakteristiken, Bild A4a. Dieses Gebiet wird auch als das Einflussgebiet von A bezeichnet. Andererseits hängen die Zustandsgrößen im Punkt P nur von dem entgegen der Strömungsrichtung
gesehenen und durch die beiden durch P verlaufenden Charakteristiken eingeschossenen Bereich
ab, Bild A4b. Dieses Gebiet wird auch als das Abhängigkeitsgebiet von P bezeichnet. Bezogen auf
die Vorgabe der Zustandsgrößen auf einer zwischen C+ und C- verlaufenden Kurve A-B wird dasselbe Gebiet auch als Eindeutigkeitsgebiet bezeichnet.
Die Verträglichkeitsbedingung Gl. A2.5 liefert den Zusammenhang zwischen u und v entlang der
Mach’schen Linien. Um Gl. A2.5 anwenden zu können, müssen die Parameter V1 und V2 eliminiert
werden (vgl. [66]). Gl. A2.5 nimmt dann folgende Form an:
u
2
§ Ga2 v ·
¸ dx r
a 2 du r 2 u v u 2 a 2 O r dv r ¨¨
¸
© y ¹
>
@
0
(Gl. A2.14)
Der Index + bzw. – bezieht sich auf die jeweilige charakteristische Richtung. Die numerische Implementierung der Methode der Charakteristiken erfolgt dann gemäß [66] auf der Grundlage der
Gleichungen A2.11 und A2.3.
Die Anwendung des Charakteristikenverfahrens zur Bestimmung der Kontur einer Überschalldüse
wird anhand von Bild A5 erläutert, weitere Anwendungsfälle findet man u.a. in [67, 70, 71, 85]. Für
198
9 Anhang
den Sonderfall der symmetrischen Düsenströmung ergibt sich die Vereinfachung, dass nur eine Düsenhälfte betrachtet werden muss. Die Anwendung des Verfahrens erfordert die Kenntnis des Strömungszustands in einem Querschnitt (1-4) im Überschallbereich der Düse. Die Berechnung kann
zum Beispiel mit Hilfe der Methode aus Abschnitt 3.1.1 erfolgen. Die Forderung M > 1 ist notwendig, da sich das Charakteristikenverfaheren nur auf hyperbolische Gleichungen bzw. Gleichungssysteme anwenden lässt [70]. Mit den bekannten Daten ergibt sich aus den Differentialgleichungen
A2.1 und A2.2 ein Anfangswertproblem. Für ausgewählte Punkte auf dem Startquerschnitt (1-4)
können nun die Richtungen der rechts- und linkslaufenden Charakteristiken bestimmt werden. Die
Schnittpunkte der Charakteristiken zweier benachbarter Punkte im Startquerschnitt ergeben jeweils
die Lage des nächsten Punktes in Strömungsrichtung. So wird die Lage des Punktes 5 aus dem
Schnittpunkt jener Charakteristiken bestimmt, die durch die Punkte 1 und 2 laufen. Die Zustandsgrößen im Punkt 5 hängen dabei nur vom Zustand der Strömung auf der Linie 1-2 ab. Nun werden
sukzessive Lage und Zustandsgrößen für jeden weiteren erreichbaren Punkt berechnet. Der Wandpunkt 8 wird nur von einer Charakteristik geschnitten. Daher muss der Strömungswinkel in diesem
Punkt vorgegeben werden und zwar so, dass eine weitere Expansion stattfindet. In der Regel wird
die vollständige Expansion auf mehrere Wandpunkte verteilt, wobei der Strömungswinkel in diesen
Punkten jeweils mit der Wandneigung übereinstimmt. Auf der Düsenachse ist der Strömungswinkel
durch die Symmetriebedingung ebenfalls bekannt, so dass die Berechnungen bis zum Punkt A ohne
weitere Vorgabe von Werten durchgeführt werden können. In Bild A5 wird die Austrittsgeschwindigkeit bereits in Punkt A erreicht. Die linkslaufende Grenzcharakteristik A-E kann nun als gerade
Linie eingezeichnet werden. Mit Ausnahme der Charakteristik A-E verlaufen alle anderen Chrakteristiken als gekrümmte Linien. Eine Annäherung erhält man, indem ein Polygonzug aus Geraden
berechnet wird, die jeweils unter einem mittleren Machwinkel zur mittleren Strömungsrichtung
verlaufen. Der Fehler dieser Charakteristikenkonstruktion lässt sich durch Wahl einer großen Anzahl von Stützstellen im Startquerschnitt beliebig verkleinern [87]. Der Abstand von E zur Düsenachse wird aus dem zur Austrittsmachzahl zugehörigem Querschnittsverhältnis berechnet. Stromabwärts der Grenzcharakteristik ist die Strömung parallel zur Düsenachse ausgerichtet und besitzt
die vorgegebene Austrittsgeschwindigkeit. Der Abschnitt der Düsenkontur, der für die parallele
Ausrichtung der Strömung entscheidend ist, wird durch die Charakteristiken 8-A (Ș = konst.) und
A-E (ȟ = konst.) begrenzt. Entlang dieser Grenzcharakteristiken sind die Strömungsgrößen bekannt.
Zur Bestimmung der Punkte und Strömungsgrößen innerhalb des Bereiches 8-A-E-8 muss nun das
Anfangswertproblem ausgehend von den Grenzcharakteristiken gelöst werden (Chrakteristisches
Anfangswertproblem, vgl. [70]). Die Düsenkontur ist dann genau die Stromlinie, die auf das berechnete Richtungsfeld passt. Die gesamte Berechnung ist ein iterativer Prozess, bei dem die Vorgabe des Wandneigungswinkels in Punkt 8 ständig zu korrigieren ist, insbesondere dann, wenn wie
bei den hier betrachteten Düsen sowohl die Austrittsmachzahl der Düse als auch deren Länge festgelegt ist.
199
9 Anhang
SL
SL
C
v
Stromlinie (SL).
Bild A1:
SL
v
M
v
O
P
1
D
u
a)
M2 - 1
b)
D
a* t
S
W
W* t
c)
Bild A2:
&
Zusammenhang zwischen dem Geschwindigkeitsvektor v , seinen Komponenten u
und v und dem Strömungswinkel T (a), zwischen dem Machwinkel D und der Schallgeschwindigkeit a (b), zwischen dem Machwinkel D und der Machzahl M (c) [66].
200
9 Anhang
y
C+
x = const.
O+D
O
O-D
SL
Cn = const.
x
Bild A3:
Charakteristiken C+/- und Stromlinie SL in der x-y-Ebene [66].
y
y
C+
CW, O
P
A
A
CW, O
C+
B
x
a)
Bild A4:
x
b)
Einflussgebiet des Punktes A in einer Überschallströmung (a), Abhängigkeitsgebiet
des Punktes P (b) [66].
201
9 Anhang
E
8
1
2
5
3
6
4
Bild A5:
7
n=
9
ko
ns
t.
[=
10
11
t.
ns
ko
WA
A
Konstruktion einer Parallelstrahldüse mit dem Charakteristikenverfahren [71].
202
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[90]
Durst, F., Melling, A., Whitelaw, J.: Theorie und Praxis der Laser-Doppler-Anemometrie.
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[91]
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[93]
H. Assadi, F. Gärtner, T. Stoltenhoff, H. Kreye: Einsatz analytischer Verfahren zum Verständnis und zur Optimierung des Kaltgasspritzens – Application of Analytical Methods for
Understanding and Optimization of the Cold Spray Process. Zur Veröffentlichung im Rahmen des 6. Kolloquiums Hochgeschwindigkeits-Flammspritzen eingereichter Beitrag, Erding, 27.-28. Nov. 2003.
[94]
Kaltgasspritztechnik – Informationsschrift der Firma OBZ Dresel & Grasme GmbH, Bad
Krozingen, 2003.
209
Lebenslauf
Persönliche Daten
Thorsten Stoltenhoff
geb. 17.10.1969 in Hagen (Nordrhein-Westfalen)
verheiratet, 2 Kinder
Schulausbildung
1976 - 1980
1980 - 1989
5/1989
Grundschulen Wetter, Sprockhövel, Gevelsberg
Orientierungsstufe und Gymnasiums Gevelsberg
Abitur im mathematisch-naturwissenschaftlichen Zweig
Hochschulstudium
10/1992 - 4/1996
Maschinenbau, Universität der Bundeswehr in Hamburg
Vertiefungsrichtung Turbinen und Turboverdichter, angewandte Mathematik, Teilgebiete der Strömungsmechanik
Thema der Diplomarbeit: ”Numerische Simulation von Mischvorgängen in Zweiwellenschnecken”
Abschluss als Diplomingenieur der Fachrichtung Maschinenbau
Berufspraxis
6/1989 - 4/1999
Zeitsoldat, Offizierlaufbahn
7/1998 - 4/1999
Wissenschaftlicher Mitarbeiter am Institut für Werkstofftechnik der
Universität der Bundeswehr Hamburg, Dienstgrad Hauptmann
seit 5/1999
Wissenschaftlicher Assistent am Institut für Werkstofftechnik der Universität der Bundeswehr Hamburg mit dem Ziel der Promotion
Thema der Doktorarbeit: ”Kaltgasspritzen von Kupfer – eine strömungsmechanische und werkstoffkundliche Analyse und Optimierung
des Spritzprozesses”
Wentorf, 10.09.2003
210
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