GESINTERD METAALVEZELVLIES EN WERKWIJZE TER VERVAARDIGINGDAARVAN.
Gesinterde metaalvezelstrukturen zijn reeds sinds lang gekend en toegepast o.a. voor.filterdoeleinden. Wegens hun grotere porositeit dan metaalpoederfilters vinden ze thans
meer en meer toepassing voor filtratie met dieptewerking
in milieus waar hoge temperaturen, drukken en/of sterke korrosieinvloeden aanwezig zijn. Filtratie van polymeer-
smelten vóór ekstrusie, filtratie van vloeistoffen voor hydraulische toepassingen en filtratie in sterk korrosieve milieus vinden steeds veelvuldiger toepassing hetzij voor zuivering ten behoeve van verdere verwerking, al of niet gekombineerd met rekuperatie van waardevolle onzuiverheden. Gesinterde metaalvezelstrukturen worden overigens ook toegepast voor transpiratiekoeling en akoestische isolatie.
Als meest gangbare grondstof worden roestvaste staalsoor-
ten aangewend, o.m. omwille van hun goede temperatuurbe-stendigheid, hun hoge korrosieweerstand en hun behoorlijke sterkteeigenschappen voor een relatief lage kostprijs, hetgeen ze uitermate geschikt maakt voor toepassing in agressieve milieus.
Uit het britse oktrooi 11908�4 is een niet geweven metaalvezelvlies bekend met uniforme porositeit bestaand uit fijne metaalvezels met ruw oppervlak, i.h.b. roestvaste vezels, die op een willekeurige wijze zijn vervilt tot een zelfdragend hoogporeus vezelvlies. Deze metaalvezelvliezen zijn uitermate geschikt als uitgangsprodukt ter vervaardiging van gesinterde filters en worden thans ook daartoe aangewend.
Tot op heden is men er echter niet in geslaagd de twee hoofdvereisten van dergelijke gesinterde produkten naast hun temperatuurbestendigheid en hun korrosieweerstand�met name hun hoge porositeit en hun sterkte te optimaliseren.
<EMI ID=1.1>
in het vlies aan hun talrijke onderlinge kontakt- en kruisingspunten te sterk gaan ineenvloeien waardoor de poriëngeometrie sterk vervormd wordt en de porositeit afneemt. Het gesinterde vezelvlies is daarenboven in deze.kontaktplaatsen zo sterk aangedikt dat het uit het oogpunt van sterkteoverwegingen overgedimensioneerd is. De sterkte, i.h.b. de treksterkte van een gesinterde metaalvezelstruktuur wordt uiteindelijk begrensd door de treksterkte van de gebruikte metaalvezel. Het heeft dus geen zin de sinterbindingen sterker te maken dan de vezeltreksterkte door overdreven sintering, omdat dan uiteindelijk bij een mechanische overbelasting de vezels gaan breken in de struktuur tussen de gesinterde kontaktplaatsen. Zoals geze gd heeft deze overdimensionering bovendien een nadelig effekt op de porositeit.
Anderzijds is een onvoldoende sinterbinding, die op zichzelf de porositeit niet schaadt, nadelig van uit het oogpunt van sterkteoverwegingen voor het gesinterde vezelvlies. M.a.w. bij een mechanische belasting die lager is dan de vezelsterkte kunnen sinterkontaktpunten in het gesinterde vezelvlies loskomen en de uniforme porositeit totaal verstoren. M.a.w. de porositeit en de filtereigenschappen zullen plaatselijk onkontroleerbaar gaan wijzigen hetgeen vanzelfsprekend ontoelaatbaar is.
Onderhavige uitvinding verschaft thans de strukturele kenmerken waaraan gesinterde metaalvezelstrukturen moeten voldoen om optimale sterkte met optimale porositeitseigenschappen te kombineren, alsmede de werkwijzen om deze strukturen te verkrijgen.
In figuur 1 is een dwarsdoorsnede van een sinterbinding in de kontaktzone tussen twee ronde vezels met zelfde diameter schematisch voorgesteld. Als D de diameter is van de vezeldoorsnede en x de dikte van de nek in de gesinterde zone, dan werd er verassenderwijze gevonden dat moet vol-
<EMI ID=2.1>
vliessterkte te bereiken.
Algemeen is uit de litteratuur bekend dat het sinterproces voor vezel- of poederagglomeraten in drie fasen kan ingedeeld worden : in een eerste fase wordt een binding bewerkstelligd tussen deeltjes die hun individueel karakter blijven behouden, waarna in een tweede fase de deeltjes vervormen door korrelgroei, waarbij een open poriënstruktuur nog gehandhaafd wordt en in een derde fase waarin de deeltjes zo sterk ineensmelten, dat allengs een gesloten poriënstruktuur ontstaat. De parameters die het sinteren van roestvaste vezels beinvloeden zijn vooreerst de vezeldimensies en de vezelvorm, de aard en graad van voorver-vorming van de vezel, de sinteratmosfeer (waterstof blijkt het gunstigst te zijn), de sintertemperatuur, de sintertijd en afkoelsnelheid.
Het sintermechanisme dat het materiaaltransport in de sinterzones teweegbrengt is o.a. afhankelijk van de vrije oppervlakteenergie en van de roostertoestand in het metaal. De voornaamste sintermecha- nismen zijn te herleiden tot diffusiemechanismen : oppervlaktediffusie, roosterdiffusie via vakaturen naar het
<EMI ID=3.1>
via interstities, korrelgrensdiffusie. Al deze mechanisme� ; betreffen de beweging van individuele komponenten in het metaalrooster terwijl plastische vloei en korrelgrensslip, die ook bij de sintering een rol spelen, betrekking hebben op de beweging van roostergebieden.
Op grond van veelvuldige theoretische berekeningen konden een aantal diagrammas opgesteld worden voor vezel-
<EMI ID=4.1>
resp. 8, 12, 25, 50,en 100 micron. Deze diagrammas zijn in de figuren 2, resp. 3, 4, 5, 6 en 7 voorgesteld en
<EMI ID=5.1>
1/2, 1, 2 en 4 uur op grafieken waar in abscis de sintertemperatuur in [deg.]C en in ordinaat op logaritmische schaal
de verhouding x/D uitgezet is. In figuur 8 is als voorbeeld het sinterdiagramma voor 25 micron vezels weergegeven.
Voor een x/D waarde gelijk aan 0,5 kunnen uit de grafieken volgende berekende waarden voor de parameters sintertijd, sintertemperatuur en vezeldiameter afgeleid worden. Er wordt hiertoe naar tabel 1 en punten A op de grafieken verwezen
<EMI ID=6.1>
Metaalvezelvliezen uit roestvaste staalvezels werden gesinterd met dien verstande dat de vezelvliezen samen met de oven opgewarmd werden, aansluitend volgens op het in tabel 2 aangegeven temperatuur- en tijdsschema gesinterd en tenslotte samen met de oven afgekoeld.
<EMI ID=7.1>
De x/D waarden werden afgeleid uit de opgestelde sinterdiagrammas die op basis van theoretische berekeningen samengesteld werden. De weergegeven waarden in kolom 1 beantwoorden aan de punten B op de respektievelijke figuren 2, 3 tot 6. Kolom 2 betreft de berekende x/D waarden na opwarming van de vezelvliezen met de oven tot op de sintertemperatuur. Men merkt onmiddellijk dat de binding voor 4 micron vezels na deze opwarmingsperiode reeds een vrijwel optimale x/D verhouding bewerkstelligt. Algemeen stelt men ook vast dat gedurende de opwarmingsperiode (zelfs voor de 50 micron vezels) reeds een belangrijk aandeel van de materiaaltransport naar de vezelkontaktzone�voornamelijk door oppervlaktediffusie heeft <EMI ID=8.1>
leer het eigenlijke sinteren boven 1000 [deg.]C aanvangt.
Het volledige sinterdiagramma voor 25 micron vezels, weergegeven in figuur 8 illustreert dit ook duidelijk. In kolom 3 zijn dan de X/D waarden na de eigenlijke sintering opgenomen, terwijl in kolom 4 de berekende x/D waarden na afkoeling vermeld zijn.
Het is in principe mogelijk door mikroskopisch onderzoek na te gaan of inderdaad bij een sinteringsschema volgens de opgestelde sinterdiagrammas de x/D verhouding in werkelijkheid ook overeenkomt met de vooraf berekende waarden. Dit is evenwel een omslachtige en weinig praktische kontrolemethode. De theoretische berekeningen volgens sintermodellen werden dan ook op hun werkelijke waarde getoetst door ze te vergelijken met de resultaten van treksterkteproeven op gesinterde metaalvezelvliezen hetgeen praktischer is. Hierbij werd uitgegaan van de
<EMI ID=9.1>
sterkte voorstelt van de gesinterde metaalvezelstruktuur,
<EMI ID=10.1>
<EMI ID=11.1>
van het vezelvlies, d.w.z. de oppervlakte van de sinterkontaktplaatsen in het vezelvlies per cm2 vezelvliesoppervlak. Wanneer men namelijk een volmaakt statistische verdeling veronderstelt van de sinterkontaktplaatsen in
<EMI ID=12.1>
het fraktioneel kontaktvolume. In de theorie van Skorokhod
<EMI ID=13.1>
worden.
De overweging dat het gesinterde vezelvlies een uniforme en tegelijk optimale sterkte bezit wanneer de sinterbindingssterkte nagenoeg overeenkomt met de vezel-sterkte kan vanzelfsprekend' ook uitgedrukt worden in de termen van de vergelijking van Skorokhod door deze te
<EMI ID=14.1>
Tabel 3 geeft thans de resultaten van treksterkte- proeven op gesinterde metaalvezelvliezen weer en illus- streert de overeenkomst daarvan met de berekende x/D waarden in kolom 4 van Tabel 2.
<EMI ID=15.1>
Er werd tevens vastgesteld dat een trage afkoeling van het gesinterde metaalvlies een nadelige invloed heeft op de treksterkte. De beste mechanische eigenschappen werden verkregen na een afkoeling in 5 a 10 min. gevolgd door een ontladen bij 510 [deg.]C. Aldus kon de treksterkte met 25 % verhoogd worden.
Samenvattend kan dus gesteld worden dat onderhavige uitvinding niet enkel een gesinterd metaalvezelvlies met uniforme porositeit tussen 0,05 en 0,95 en met optimale sterkte betreft, maar tevens een werkwijze verschaft
om dergelijk produkt te vervaardigen.
Men gaat uit van een losse massa metaalvezels die bijv. door vibratietechnieken, of door suspensietechnieken (bijv, in een luchtstroom op een "Rando-Webber" machine) vervaardigd worden, waarna de verkregen vezelvliezen worden geperst tot de gewenste relatieve densiteit en vervolgens gesinterd in een H2 atmosfeer onder temperatuur- en tijdsvoorwaarden die met een
<EMI ID=16.1>
zijn direkt uit sinterdiagrammas, zoals in figuren 2 tot 8 voorgesteld zijn, af te leiden.
Voorbeeld
<EMI ID=17.1>
van gebundeld trekken en met een diameter van 25 micron werden op een lengte van 13 mm gesneden en op een zeeftafel uitgestrooid die in vertikale richting trilde met een frekwentie van 50 cps en een amplitude van 1,5 mm. De vezels vielen doorheen de zeefschudtafel op een tweede zeef dat identiek trilde en maasopeningen van 500 micron had en daar doorheen op een derde zeeftafel die weer met zelfde frekwentie en amplitude trilde en maasopeningen had van 250 micron. De vezels vielen tenslotte door deze derde zeeftafel op een steunblad alwaar ze een vezelvlies met uniforme densiteit van ongeveer 2 % vormden en waarin de vezels willekeurig waren georiënteerd.
Het verkregen vezelvlies werd vervolgens samengedrukt tot een relatieve dichtheid O van 0,45 (of 45 %) door er een persdruk P van 32,4 Atm. op uit te oefenen, dit volgens de betrekking P = kdn met n = log 105 waarin L de
L/D
<EMI ID=18.1>
hier dus L/D = 13/0,025 = 520) en n = 2,28. De toegepaste waarde van k werd afgeleid uit een grafiek waarin het verband tussen P en d door systematisch eksperimenteel onderzoek kon worden opgesteld. Deze k-waarde houdt verband met de sterkte van het metaal zoals uit litteratuur van Dubrovkii blijkt. De treksterkte van het gebruikte roestvaste staal kan op ongeveer 130 Kg/mm2 gesteld worden, terwijl k = 200 beantwoordde aan de vooropgestelde formule. Door k = 200 te kiezen drukte men in feite het vezelvlies samen tot een grotere densiteit dan 0,45. Omwille echter van de elastische krachten in de metaalvezels veerde het ogenschijnlijk te sterk samengedrukt vlies terug wanneer de druk werd losgelaten en het vlies
<EMI ID=19.1>
Het aldus samengeperste vezelvlies werd in een oven gebracht en aldaar mee met de oven in waterstofatmosfeer opgewarmd tot 1250 [deg.]C, vervolgens gedurende 1 uur op deze temperatuur gesinterd en tenslotte mee met de oven afgekoeld. De berekende x/D waarde na afkoeling bleek de optimale waarde 0,5 te zijn zoals uit kolom 4 van deze waarden in tabel 2 blijkt. Er werd vervolgens een trekstaafje uit het gesinterde vezelvlies aan een trekproef
<EMI ID=20.1>
teste trekstaafje voornamelijk vezels waren gebroken tussen de sinterkontaktpunten en in veel mindere mate sinterbindingen. De mikrofoto's toonden ook aan dat de poriën nagenoeg hun vorm en grootte van het ongesinterde geperste vezelvlies hadden behouden. Hieruit kan men dus besluiten dat de sintering optimaal was verlopen en uit de zeer goede overeenkomst in tabel 3 van de berekenings-
<EMI ID=21.1>
anderzijds (onderlinge afwijking slechts 7 %) blijkt dat de treksterkteproef een valabele kwantitatieve evaluatiemethode vormt voor de interpretatie van de sintervoorwaarden.
Wanneer verder rekening wordt gehouden met de betrek-
<EMI ID=22.1>
gesinterde vezelfilter bij filtratie van een vloeistof daardoorheen volgens de vergelijking van Darcy : <EMI ID=23.1> een bepaalde filter bepalen of anders gezegd voor een bepaald filterprobleem (drukval-debiet-relatie) een geechikte filter ontwerpen wanneer men een relatie tussen
<EMI ID=24.1>
d ) en zijn permeabiliteit k en X kent.
Voor vloeistoffiltratie bij lage snelheden speelt de tweede term in het tweede lid van de Darcy vergelijking
<EMI ID=25.1>
verwaarlozen zijn. Er werd nu echter gevonden dat de permeabiliteitskonstante k voldoet aan :
<EMI ID=26.1>
1973) voorstelt.
De uitvinding laat dus niet enkel toe een gesinterde vezelfilter met optimale sterkte te verschaffen maar biedt tevens via andere betrekkingen� bijv. tussen persdruk op en densiteit van het ongesinterde vlies als funktie van vezeldimensies de mogelijkheid het uitgangsmateriaal op een betrouwbare wijze te dimensioneren. Anderzijds kan via de relatie voor de permeabiliteitskonstante k en
via de betrekking tussen maximum poriëndiameter, densiteit en vezeldiameter een geschikt filterontwerp voor
een bepaald filterprobleem opsteld worden.
SINTERED METAL FIBER FIBER AND METHOD OF MANUFACTURE THEREOF.
Sintered metal fiber structures have long been known and used, inter alia, for filter purposes. Due to their greater porosity than metal powder filters, they are now found
more and more application for filtration with depth effect
in environments where high temperatures, pressures and / or strong corrosion influences are present. Filtration of polymer
Pre-electrification melting, filtration of liquids for hydraulic applications and filtration in highly corrosive environments are increasingly being used either for purification for further processing, whether or not in combination with the recovery of valuable impurities. Sintered metal fiber structures are also used for transpiration cooling and acoustic insulation.
Stainless steel grades are the most common raw material
because of their good temperature resistance, their high corrosion resistance and their considerable strength properties for a relatively low cost price, which makes them extremely suitable for use in aggressive environments.
British patent 11908 � 4 discloses a non-woven metal fiber fleece with uniform porosity consisting of fine metal fibers with a rough surface, in particular. stainless fibers, which have been felted in a random manner to form a self-supporting high-porous fiber fleece. These metal fiber fleeces are extremely suitable as a starting product for the manufacture of sintered filters and are now also used for this purpose.
To date, however, it has not been possible to optimize the two main requirements of such sintered products besides their temperature resistance and their corrosion resistance, namely their high porosity and their strength.
<EMI ID = 1.1>
in the nonwoven at their numerous mutual contact and intersection points will overlap, whereby the pore geometry is strongly deformed and the porosity decreases. In addition, the sintered nonwoven fabric is so strongly thickened in these contact points that it is oversized from the standpoint of strength considerations. The strength, in particular the tensile strength of a sintered metal fiber structure is ultimately limited by the tensile strength of the metal fiber used. It is therefore pointless to make the sintered bonds stronger than the fiber tensile strength by excessive sintering, because then eventually, in the event of a mechanical overload, the fibers will break in the structure between the sintered contact points. As stated, this oversizing also has an adverse effect on the porosity.
On the other hand, an insufficient sintered bond, which in itself does not harm the porosity, is disadvantageous from the viewpoint of strength considerations for the sintered fibrous web. In other words at a mechanical load which is lower than the fiber strength, sintered contact points in the sintered fiber fleece can come loose and totally disturb the uniform porosity. In other words the porosity and the filter properties will change locally and uncontrollably, which is obviously inadmissible.
The present invention now provides the structural characteristics that sintered metal fiber structures must meet in order to combine optimum strength with optimum porosity properties, as well as the methods for obtaining these structures.
Figure 1 schematically shows a cross-section of a sintered bond in the contact zone between two round fibers of the same diameter. If D is the diameter of the fiber cross-section and x the thickness of the neck in the sintered zone, then it was surprisingly found that
<EMI ID = 2.1>
to achieve fleece strength.
It is generally known from the literature that the sintering process for fiber or powder agglomerates can be divided into three phases: in a first phase, a bond is established between particles that retain their individual character, after which in a second phase the particles deform through grain growth, whereby an open pore structure is still maintained and in a third phase in which the particles fuse together to such an extent that a closed pore structure is gradually formed. The parameters influencing the sintering of stainless fibers are first of all the fiber dimensions and fiber shape, the nature and degree of pre-deformation of the fiber, the sintering atmosphere (hydrogen appears to be the most favorable), the sintering temperature, the sintering time and cooling rate.
The sintering mechanism that causes the material transport in the sintering zones is dependent, among other things, on the free surface energy and on the lattice state in the metal. The main sintering mechanisms can be traced back to diffusion mechanisms: surface diffusion, lattice diffusion through sections to the
<EMI ID = 3.1>
via interstitions, grain boundary diffusion. All these mechanism �; concern the movement of individual components in the metal lattice, while plastic flow and grain boundary slip, which also play a role in sintering, relate to the movement of lattice regions.
On the basis of numerous theoretical calculations, a number of diagrams could be drawn up for fiber
<EMI ID = 4.1>
resp. 8, 12, 25, 50, and 100 microns. These diagrams are shown in Figures 2, respectively. 3, 4, 5, 6 and 7 and
<EMI ID = 5.1>
1/2, 1, 2 and 4 hours on graphs where in abscissa the sintering temperature in [deg.] C and in ordinate on logarithmic scale
the ratio x / D is plotted. Figure 8 shows the sintering diagram for 25 micron fibers as an example.
For an x / D value equal to 0.5, the following calculated values for the parameters sintering time, sintering temperature and fiber diameter can be derived from the graphs. Reference is made to Table 1 and points A on the graphs for this purpose
<EMI ID = 6.1>
Metal fiber fleeces of stainless steel fibers were sintered on the understanding that the fibrous fleeces were heated together with the furnace, then sintered according to the temperature and time schedule indicated in Table 2 and finally cooled together with the furnace.
<EMI ID = 7.1>
The x / D values were derived from the prepared sinter diagrams that were compiled on the basis of theoretical calculations. The values shown in column 1 correspond to points B on figures 2, 3 to 6, respectively. Column 2 relates to the calculated x / D values after heating of the non-woven fabrics with the furnace to the sintering temperature. It is immediately noticeable that the bonding for 4 micron fibers already achieves an almost optimal x / D ratio after this heating period. In general, it is also noted that during the heating-up period (even for the 50 micron fibers) an important part of the material transport to the fiber contact zone � mainly has through surface diffusion <EMI ID = 8.1>
learn the actual sintering above 1000 [deg.] C begins.
The full sintering diagram for 25 micron fibers shown in Figure 8 also clearly illustrates this. Column 3 then contains the X / D values after the actual sintering, while column 4 lists the calculated x / D values after cooling.
In principle, it is possible to verify by means of microscopic research whether the x / D ratio actually corresponds with the previously calculated values in a sintering scheme according to the sintering diagrams drawn up. However, this is a laborious and not very practical control method. The theoretical calculations according to sintered models were therefore tested for their true value by comparing them with the results of tensile strength tests on sintered metal fiber fleeces, which is more practical. This was based on the
<EMI ID = 9.1>
represents strength of the sintered metal fiber structure,
<EMI ID = 10.1>
<EMI ID = 11.1>
of the nonwoven fabric, i.e. the area of the sintering contact points in the nonwoven fabric per cm2 of nonwoven area. Namely, when one assumes a perfect statistical distribution of the sintered contact locations in
<EMI ID = 12.1>
the fractional contact volume. In Skorokhod's theory
<EMI ID = 13.1>
turn into.
The consideration that the sintered fibrous web has a uniform and at the same time optimum strength when the sinter bond strength substantially corresponds to the fiber strength can of course also be expressed in the terms of the Skorokhod equation by using it.
<EMI ID = 14.1>
Table 3 now shows the results of tensile strength tests on sintered metal fiber webs and illustrates their agreement with the calculated x / D values in column 4 of Table 2.
<EMI ID = 15.1>
It was also found that slow cooling of the sintered metal fleece has an adverse effect on the tensile strength. The best mechanical properties were obtained after a cooling in 5 to 10 minutes followed by a discharge at 510 [deg.] C. Thus the tensile strength could be increased by 25%.
In summary, it can thus be stated that the present invention relates not only to a sintered metal fiber fleece with uniform porosity between 0.05 and 0.95 and with optimum strength, but also provides a method.
to manufacture such product.
The starting point is a loose mass of metal fibers that are produced, for example, by vibration techniques, or by suspension techniques (for example, in an air flow on a "Rando-Webber" machine), after which the obtained nonwovens are pressed to the desired relative density and then sintered in an H2 atmosphere under temperature and time conditions that with a
<EMI ID = 16.1>
can be derived directly from sinter diagrams as shown in FIGS. 2 to 8.
Example
<EMI ID = 17.1>
of bundled drawing and 25 microns in diameter were cut to a length of 13 mm and scattered on a sieve table which vibrated vertically at a frequency of 50 cps and an amplitude of 1.5 mm. The fibers fell through the screen shaker table onto a second screen that vibrated identically and had 500 micron mesh openings and through it onto a third screen table which again vibrated at the same frequency and amplitude and had mesh openings of 250 microns. The fibers finally fell through this third screen table onto a backing sheet where they formed a nonwoven fabric of uniform density of about 2% and in which the fibers were randomly oriented.
The resulting fibrous web was then compressed to a specific gravity O of 0.45 (or 45%) by applying a compression pressure P of 32.4 Atm. to exert it, according to the relation P = kdn with n = log 105 where L de
L / D
<EMI ID = 18.1>
here L / D = 13 / 0.025 = 520) and n = 2.28. The applied value of k was derived from a graph in which the relationship between P and d could be established by systematic experimental research. This k-value is related to the strength of the metal, as shown by Dubrovkii's literature. The tensile strength of the stainless steel used can be set at about 130 Kg / mm2, while k = 200 corresponded to the predetermined formula. By choosing k = 200, the fibrous web was in fact compressed to a density greater than 0.45. However, due to the elastic forces in the metal fibers, the apparently over-compressed fleece rebounded when the pressure was released and the fleece
<EMI ID = 19.1>
The thus compressed fibrous web was placed in an oven and there, along with the oven, heated in hydrogen atmosphere to 1250 [deg.] C, then sintered at this temperature for 1 hour and finally cooled with the oven. The calculated x / D value after cooling was found to be the optimum value 0.5 as can be seen from column 4 of these values in Table 2. A tensile rod from the sintered nonwoven fabric was then put to a tensile test
<EMI ID = 20.1>
The tensile rod mainly fibers were broken between the sintered contact points and to a much lesser extent sintered bonds. The micrographs also showed that the pores had substantially retained their shape and size of the unsintered pressed fiber web. It can therefore be concluded from this that the sintering had proceeded optimally and from the very good agreement in table 3 of the calculation
<EMI ID = 21.1>
on the other hand (mutual deviation only 7%) it appears that the tensile strength test is a valid quantitative evaluation method for the interpretation of the sintering conditions.
When further consideration is given to the
<EMI ID = 22.1>
sintered fiber filter when filtering a liquid through it according to Darcy's equation: <EMI ID = 23.1> determine a particular filter or, in other words, for a particular filter problem (pressure drop-flow relationship) design a suitable filter when one has a relationship between
<EMI ID = 24.1>
d) and knows its permeability k and X.
For liquid filtration at low speeds, the second term applies to the second member of the Darcy equation
<EMI ID = 25.1>
negligible. However, it has now been found that the permeability constant k satisfies:
<EMI ID = 26.1>
1973).
Thus, the invention not only allows to provide a sintered fiber filter of optimum strength, but also provides through other relationships � for example, between pressing pressure on and density of the unsintered web as a function of fiber dimensions, the possibility of dimensioning the starting material in a reliable manner. On the other hand, through the relationship for the permeability constant k and
a suitable filter design for the relationship between maximum pore diameter, density and fiber diameter
a particular filtering problem.