Содержание к диссертации
Введение
Глава 1. Теоретические модели для прогнозирования характеристик консолидированного дисперсного материала. Аналитический обзор 9
1.1. Требования к электроконтактным материалам 9
1.2. Структурные и плотностные характеристики дисперсных материалов 13
1.3. Расчет усилия прессования дисперсного материала 18
1.4. Влияние процесса спекания на свойства дисперсного материала 24
1.4.1. Расчет времени спекания 27
1.5. Теоретические модели для расчета электрического сопротивления контакта частиц дисперсного материала 30
1.5.1. Сопротивление стягивания тока к пятнам фактического контакта 31
1.5.2. Сопротивление поверхностных пленок 32
1.5.3. Влияние микрогеометрии и процессов деформации на сопротивление контакта единичных гранул 34
1.6. Расчет проводимости дисперсного материала 38
1.6.1. Теоретические модели для расчета удельной электропроводности материала с несовершенными контактами 38
1.6.2. Теоретические модели для расчета удельной электропроводности материала с совершенными контактами 40
1.6.3. Применение теории перколяции к расчету удельной электропроводности дисперсного материала 42
1.6.4. Электропроводность как инструмент диагностики дисперсного материала 43
1.7. Механизмы и закономерности электроэрозионного изнашивания 45
з 1.8. Испытания на электроэрозионную износостойкость. Форсирование испытаний 50
ГЛАВА 2. Расчет усилия прессования и плотности (пористости) дисперсного материала 54
2.1. Модель дисперсного материала 54
2.1.1. Экспериментальное исследование наиболее вероятного значения координационного числа для прессованного дисперсного материала 54
2.1.2. Конфигурация и характеристики деформированной частицы 56
2.2. Теоретический расчет давления прессования 60
2.2.1. Расчет плотности упаковки (пористости) дисперсного мате риала в зависимости от давления прессования 63
2.3. Экспериментальная проверка теоретической модели 65
2.3.1. Сравнение теоретических и экспериментальных значений ФКД при прессовании гранулированных материалов 65
2.3.2. Сравнение теоретических и экспериментальных значений плотности упаковки при прессовании гранулированных образцов 67
2.3.3. Сравнение теоретических и экспериментальных значений плотности упаковки при прессовании порошковых образцов 67
Глава 3. Расчет удельной электропроводности дисперсного материала 73
3.1. Теоретическая модель для расчета сопротивления деформированной металлической гранулы 73
3.1.1. Нижняя и верхняя оценки сопротивления деформированной гранулы 73
3.1.2. Оценка достоверности теоретического расчета сопротивления деформированной металлической гранулы 76
3.1.3. Октаэдрическая модель для расчета сопротивления деформированной металлической гранулы 78
3.2. Экспериментальное исследование разрушения поверхностных слоев на электроконтактных материалах 81
3.3. Экспериментальное исследование разрушения поверхностных слоев на частицах дисперсного материала 87
3.3.1. Методика измерения переходного сопротивления единичного контакта частиц дисперсного материала 87
3.3.2. Результаты экспериментов и их обсуждение 91
3.3.3. Вольтамперные характеристики индивидуальных контактов и их применение для исследования разрушения окисных пленок на металлических гранулах 96
3.4. Исследование влияния окисной пленки на проводимость дисперсного материала на модели гранул 102
3.5. Теоретические модели для расчета удельного электросопротивления композиционного материала 111
3.5.1. Теоретические модели металлической матрицы композиционного материала 111
3.5.2. Теоретическая модель жидкометаллического композиционного материала 121
3.5.3. Теоретические модели двухкомпонентного композиционного материала 126
3.6. Влияние режимов спекания на электрические свойства дисперсного
материала 128
Глава 4. Исследование электроэрозионного изнашивания дисперсного материала 132
4.1. Экспериментальная установка для исследования электроэрозионного износа дисперсного материала 132
4.2. Исследование электроэрозионного изнашивания различных композиционных материалов 133
4.3. Рентгеноэлектронный анализ образцов после электроэрозионного изнашивания 136
4.4. Корреляция электрических и механических характеристик электроконтактного материала 142
4.5. Разработка методики ускоренной оценки электроэрозионной износостойкости электроконтактных материалов 144
4.5.1. Результаты испытаний в нормальном и форсированном режимах 146
Глава 5. Некоторые применения полученных резуль татов 151
5.1. Методика расчета удельного сопротивления композиционного материала 151
5.2. Композиционные жидкометаллические материалы 153
5.3. Двухкомпонентный композиционный материал медь-хром 157
Основные результаты и выводы 159
Список использованных источников 162
- Теоретические модели для расчета электрического сопротивления контакта частиц дисперсного материала
- Расчет плотности упаковки (пористости) дисперсного мате риала в зависимости от давления прессования
- Оценка достоверности теоретического расчета сопротивления деформированной металлической гранулы
- Разработка методики ускоренной оценки электроэрозионной износостойкости электроконтактных материалов
Введение к работе
Одним из приоритетных направлений развития науки и техники признано создание новых материалов, а к числу критических технологий федерального уровня отнесены энергосберегающие технологии и создание металлов и сплавов со специальными свойствами. В решении данных проблем важнейшая роль принадлежит композиционным материалам, получаемым методами порошковой металлургии. Порошковые технологии не имеют себе равных по энерго- и ресурсосберегающим критериям. Коэффициент использования металла в порошковой металлургии достигает 95%, тогда как при штамповке, например, только 75 - 85%, а при обработке резанием - 40 -50%. Удельные энергозатраты в порошковой металлургии примерно в 1,5 раза меньше, чем при штамповке и в 2 - 3 раза меньше, чем при обработке резанием.
Порошковые технологии незаменимы при изготовлении электроконтактных материалов, которые должны сочетать в себе комплекс противоречивых, порой антагонистических свойств, таких, как высокая проводимость, с одной стороны, и высокая прочность и износостойкость, с другой. Поэтому электротехническая промышленность традиционно является крупным потребителем порошковых композиционных материалов.
При разработке новых композиционных материалов неизбежно приходится решать задачи вариационного типа, поэтому на смену эмпирическим и интуитивным методам приходят теоретические, в том числе с использованием новых возможностей, предоставленных вычислительной техникой.
Возрастающая роль теоретических методов в проектировании композиционных материалов обусловила цель настоящей работы, которая заключается в разработке методик прогнозирования электропроводности и интенсивности изнашивания композиционного электроконтактного материала как необходимого элемента проектирования функциональных материалов с заданными свойствами).
7 Для достижения поставленной цели необходимо решить следующие задачи:
разработать модель единичного силового контакта гранул металлического дисперсного материала;
разработать модель единичного электрического контакта гранул металлического дисперсного материала;
исследовать условия механического и электрического разрушения поверхностных пленок в единичном контакте гранул металлического дисперсного материала;
разработать модель дисперсного пористого материала для расчета его электропроводности;
обосновать методику форсированных сравнительных испытаний композиционных электроконтактных материалов на электроэрозионную износостойкость;
6. проверить адекватность предложенных моделей.
Объект исследования схематично представлен на рис. В.1.
Актуальность выбранного направления исследований обусловлена ря
дом факторов, основные из которых следующие:
необходимость повышения надежности, экономичности, экологичности и безопасности электротехнического оборудования;
необходимость снижения материалоемкости электротехнического оборудования за счет применения материалов с заданными свойствами,
большое количество контактных соединений, используемых практически в любом промышленном энергетическом оборудовании;
дефицитность и высокая стоимость электротехнических материалов;
ответственность функций электроконтактных соединений;
тяжесть последствий аварий, вызванных некачественным электроконтактным соединением.
Объект исследований
Степень
деформации
гранул
Средний размер
контактной
площадки
Средний размер
металлического
пятна
Число
металлических
пятен
Пористость
(относительная
плотность)
Число и
размер
вакансий
Параметры единичного контакта
Параметры дисперсного материала
оо
Прочность дисперсного материала
Проводимость единичного контакта
Проводимость дисперснрго материала
Качество дисперсного электроконтактного материала
Рис. В.1. Объект исследования
Теоретические модели для расчета электрического сопротивления контакта частиц дисперсного материала
Проводимость дисперсного материала определяется не столько омической проводимостью частиц, сколько переходным сопротивлением их контакта. ГОСТ 14312-79 определяет переходное сопротивление контакта как "электрическое сопротивление зоны контактирования, определяемое эффективной площадью контактирования и равное отношению падения напряжения на контактном переходе к току через этот переход". В данном определении особо выделена роль одной из важнейших характеристик контакта - эффективной площади контактирования, которая, вообще говоря, не равна гео- метрической площади контакта двух частиц, сформировавшейся в результате их деформации, но связана с ней.
Согласно существующим взглядам на природу электрического контактирования, переходное сопротивление Rnep состоит из двух основных компонент: сопротивления стягивания линий тока к пятнам фактического контакта Rc-r и сопротивления поверхностных слоев Rra (оксидных, полимерных, смазочных и т.п.):
В основе расчета сопротивления стягивания практически во всех методиках лежит формула Р. Хольма для переходного сопротивления [124], которую можно записать в виде 2nka а ) гдепк - число пятен контакта, а - их средний радиус, f (sK/a) - коэффициент, зависящий от формы единичного пятна и соотношения между средним радиусом пятна а и средним расстоянием между пятнами sK. Форма единичного пятна мало влияет на величину сопротивления стягивания. Так, при одинаковой площади сопротивление треугольного, квадратного и круглого пятен отличаются не более, чем на несколько процентов [138]. Основное влияние на величину сопротивления оказывает относительное расположение пятен контакта. Величина sK/a порядка l/./n7 гДе Лк - относительная площадь фактического контакта.
Методика расчета переходного сопротивления была уточнена в работах где учтена возможность неравномерного распределения пятен фактического контакта по номинальной площади и их взаимное влияние. Указанные факторы наиболее полно учтены в методике расчета переходного сопротивления контакта на основе теории случайных полей [65]. Результаты в аналитическом виде не выражаются и могут быть представлены только в численной форме.
Поверхность технических металлов, особенно в состоянии поставки, всегда покрыта пленками различной природы: адсорбированный кислород, влага, органические вещества, оксидные, сульфидные и другие реакционные слои, и т.п.
Поверхностные пленки, изолирующие или полупроводниковые, создают барьер на пути движения носителей заряда, т.е. создают дополнительное сопротивление электрическому току. Проводимость через диэлектрические и полупроводниковые слои осуществляется в основном за счет двух механизмов: туннельного и термоэлектронного, хотя возможны и другие механизмы [115].
Расчет туннельного сопротивления выполняется на основе квантовоме-ханической теории туннельного эффекта через коэффициент прозрачности барьера. Различные подходы к расчету туннельного сопротивления проанализированы в работе [90]. Расчетные формулы достаточно сложны, но это не главный их недостаток. Основное затруднение в их практическом применении проистекает из того, что в них входит величина работы выхода электронов из металла в межконтактный зазор, т.е. в диэлектрик или полупроводник. Эта величина статистически неустойчива из-за влияния на нее большого числа трудно учитываемых факторов, поэтому точность теоретических расчетов туннельного сопротивления мала. Можно рекомендовать использовать расчетные значения лишь для оценки порядка величины туннельного сопротивления.
Проводимость за счет термоэлектронной эмиссии рассчитывается по формуле Ричардсона - Дешмана [90] опять-таки через высоту потенциального барьера, толщину пленки и температуру. Все сказанное относительно трудности определения высоты потенциального барьера остается в силе.
При малых падениях напряжения в контакте его вольтамперная характеристика линейна, как и в случае металлической проводимости. Это обстоятельство затрудняет диагностику состояния поверхности контакта при малых толщинах пленок. При больших толщинах ВАХ становится нелинейной, однако в этом случае проводимость пленки так мала, что контакт можно считать непроводящим.
Как уже отмечалось, теоретический расчет величины удельного поверхностного сопротивления пленки не всегда дает удовлетворительные результаты. Однако достаточно простых и надежных методик экспериментального определения этой величины не предложено.
Поверхностные пленки могут разрушаться механически или электрически. Последний процесс носит название фриттинга. В результате фриттинга в пленке появляется канал проводимости - металлический мостик диаметром 2 -г 40 нм, напряжение в контакте падает до значений напряжения размягчения металла, составляющего обычно десятые доли вольта.
Ни одна из существующих методик расчета переходного сопротивления контакта не позволяет учитывать процессы механического и электрического разрушения поверхностных пленок. Между тем их влияние на сопротивление контакта неизбежно. Поэтому необходимо, во-первых, разработать методику определения характеристик механической прочности поверхностных пленок на различных электроконтактных материалах, что при малой толщине пленок является непростой задачей. Во-вторых, необходимо разработать физическую модель контакта с частично разрушенной поверхностной пленкой.
Расчет плотности упаковки (пористости) дисперсного мате риала в зависимости от давления прессования
Для материалов, изготовленных методами порошковой металлургии, одним из основных параметров является пористость. На основании теоретических результатов предыдущего раздела получена связь между давлением прессования в безразмерной форме и пористостью материала П или относительной плотностью а = 1 - П в случае плоской деформации гранул (кривая а/а0 1.8 1.6 1.4 1.2 1 вид кривой 2 (рис. 2.10) и запишется ного давления. выражением, полученным в результате аппроксимации, в виде: нарис. 2.10).
Для пересчета результатов, полученных для плоской деформации, к объемной будем считать коэффициент деформации равным отношению площади контакта двух гранул к площади сечения элементарной ячейки (kd = SK/Sj,). Тогда зависимость относительной плотности от номинального давления для объемной деформации примет видно, что при давлениях Рн Зст$ уплотнение дисперсного материала протекает наиболее интенсивно, при увеличении давления до 9 т5 уплотнение замедляется, при дальнейшем увеличении давления значительного уплотнения не наблюдается. Следовательно, уже при Рн « 9as « ЪН можно получить практически максимально плотный материал.
Поскольку приведенный выше расчет давления прессования получен в предположении плоской деформации, а деформация реальной гранулы носит объемный характер, необходимо оценить погрешность, вносимую данным допущением. Эту оценку можно сделать, воспользовавшись результатами теоретических решений для внедрения плоских и осесимметричных инден-торов в пластическое полупространство [45, 142, 145]. Согласно результатам этих работ, решения, полученные для плоской деформации, дают заниженные на 8 - 14 % значения контактного давления по сравнению с осесиммет-ричной деформацией. В нашем случае следует ожидать погрешность такого же порядка.
Для подтверждения теоретической модели нами выполнены эксперименты по прессованию модели пористого образца в условиях стесненной деформации. Экспериментальные исследования проводились на частицах из алюминия и свинца. Характеристики гранул приведены в таблице 2.4. Свинцовые гранулы в виде дроби и картечи имеют практически идеально сферическую форму диаметрами соответственно 3 мм и 6 мм. Микротвердость материалов гранул определена опытным путем. Образцы прессовались в цилиндрической прессформе в виде таблеток диаметром 20 мм. Прессование проводилось при комнатной температуре, для уменьшения влияния трения прессформа была смазана тонким слоем пластичной смазки.
Номинальное контактное давление выражается через нормальную нагрузку 7Y и площадь основания S прессформы диаметром D следующим соотношением:_N= 4N н _ S " TtD2 Через число частиц п в слое и средний диаметр dk контакта частиц (или фактическую площадь контакта Sk), выражение для фактического давления можно записать в следующем виде:
Фактическая площадь контакта Sk определялась планиметрированием изображения площади контакта (рис. 2.11), полученного в результате компьютерного сканирования поверхности образца.
Графическая зависимость ФКД от НКД в безразмерном виде для модельных образцов представлена на рис. 2.12. Там же представлены результаты по прессованию порошков алюминия, железа и меди [11]. График (рис. 2.12) показывает, что в условиях стесненной деформации частиц зависимость ФКД от НКД прак тически линейна. Совпадение теоре- Рис 2.12. Зависимость фактического контактного давления от номинального кон-тических и экспериментальных зна- тактного давления. чений вполне удовлетворительное, что свидетельствует о применимости предложенной теоретической модели к расчету процессов прессования дисперсных материалов.
Оценка достоверности теоретического расчета сопротивления деформированной металлической гранулы
Для оценки достоверности предложенной теоретической модели перейдем от единичной гранулы к системе большого числа контактирующих частиц. Куб с единичным ребром, выделенный в дисперсном материале, можно рассматривать как однородную систему из п2 параллельных проводящих цепей, содержащих в каждой п частиц с одинаковым сопротивлением R. Полное сопротивление между противоположными гранями такого куба, равное удельному сопротивлению образца, выразится в виде: или, с учетом того, что на единицу длины образца приходится число частиц п - 1/4,, Р = ад-Сопротивление R шаровой гранулы можно рассчитать по формуле (3.1) или, как это делают многие исследователи (см. раздел 1.5), по теории Р. Хольма [124]: R = Po/dK. (3.2) Тогда удельное электросопротивление дисперсного материала можно определить через коэффициент деформации гранулы к/. p = Rd„=p0/kd. (3.3) Предпосылки, заложенные при выводе формулы (3.2), подразумевают выполнение условия dK« с1я (т. н. несовершенный контакт). Но, несмотря на то, что формула (3.2) получена только для малых значений коэффициента деформации kd, формально она применима и при коэффициенте деформации kd \, так как при этом имеем очевидный результат р = ро 1 - данная теория, 2 - теория P. Хольма, 3 - [4], 4 - перколяционная теория [73].
Рис. 3.4. Зависимость относительной удельной электропроводности дисперсного материала от а - коэффициента деформации гранул, б - относительной плотности упаковки.
Анализ графического представления зависимости А/Ло =/(кд) (рис. 3.4а) и А/Хо =f(oi) (рис. 3.46) свидетельствует о применимости к расчету проводимости дисперсных материалов как предложенной нами модели, так и теории Хольма. На рис. 3.4 представлены также значения Л/Ло по теориям М.Ю. Бальшина, В.И. Оделевского, В.В. Скорохода [4] и перколяционной теории [73]. Наши результаты хорошо совпадают с этими теориями в диапазоне их применимости (совершенный контакт, kd 0,5). Максимальное отличие значений Я/Ло, рассчитанных по нашей теории и по теории Хольма, составляет около 10%.
На рис. 3.5 показано влияние насыпной плотности ао на электропроводность дисперсного материала. При одинаковых значениях плотности упаковки электропроводность материала, имеющего вакантные места, оказывается выше. Это, по-видимому, связано с тем, что частицы в таком образце ДЄ- Рис 3-5 Влияние насыпной плотности дисперсного материала на его удельную формированы больше и сопротивление электропроводность. индивидуальных контактов оказывается меньше, чем в отсутствии вакантных мест. Мы стремимся к получению универсальных зависимостей, поэтому далее в качестве параметра будем использовать не относительную плотность упаковки а, а ее отношение к насыпной плотности а/ао, как мы это делали ранее (см. п.2.2.1).
Разработка методики ускоренной оценки электроэрозионной износостойкости электроконтактных материалов
При разработке новых конструкционных материалов, так же как и контроле качества материалов в серийном производстве, важную роль играет методика испытаний. Перспективным видом испытаний являются ускоренные, позволяющие сократить расходы на их проведение. Однако при этом возникает проблема обеспечения достоверности результатов таких испытаний.
Целью данного раздела является разработка методики ускоренных сравнительных испытаний электроконтактных материалов на износостойкость. При этом использованы положения ГОСТ 23.205-79 [28] и методических указаний ГОССТАНДАРТа РД 50-424-83 [98].
Ускорение испытаний достигается различными способами. Одним из эффективных способов сокращения длительности испытаний, позволяющим достичь наибольшего ускорения, является ужесточение (форсирование) режима испытаний. Для разработки методики испытаний в форсированном режиме необходимо иметь представления о механизме деградационных процессов в изделии или материале, на основании которых выбираются факторы, лимитирующие наработку до отказа и позволяющие интенсифицировать деградационные процессы.
Вероятный механизм изнашивания и способы форсирования режима. Известно [109], что в разрывных контактах электроэрозионный износ преобладает над механическим. В соответствии с предпосылками, изложенными в разделе 4.2, будем исходить из того, что величина удельного износа является константой для данного материала. Такое предположение принимается и другими исследователями [109, 140]. Тогда очевидно, что одинаковой величине износа при различных режимах испытаний соответствует одинаковая суммарная величина заряда, прошедшего через испытываемый контакт: где /у и /„ - сила тока в ускоренном и нормальном режимах соответственно, (і) - средняя сила тока, ty и tH - время испытаний в ускоренном и нормальном режимах соответственно. Отсюда для коэффициента ускорения испытаний имеем оценку:
Для параметров описанной выше установки величина коэффициента ускорения в соответствии с формулой (4.1) оценивается значением &у « 22.
Безусловно, момент наступления отказа связан не только с определенной величиной износа, но и с образованием на поверхности контакта продуктов износа, которые также влияют на проводимость контакта. Как показали результаты РФЭС-анализа, на поверхности контакта, кроме оксидных пленок, могут образовываться и полимерные. Поэтому величину коэффициента ускорения ку« 22 следует рассматривать как ориентировочную.
Методика испытаний. Испытания в нормальном режиме проводились в цепи с омической нагрузкой при переменном токе напряжением 220 В и силой 5 А. Наличие проводимости контакта регистрировалось осциллографом или быстродействующим самопишущим вольтметром. Спустя некоторое число циклов регистрирующий прибор начинает фиксировать отсутствие проводимости в замкнутом положении контакта. Однако сначала такие события носят однократный характер, в последующих циклах коммутации проводимость восстанавливается. Такая однократная самоустраняющаяся потеря проводимости рассматривалась нами как сбой согласно ГОСТ 27.002-89 [31] и не считалась отказом. Поэтому за критерий отказа нами принято отсутствие проводимости в течение 10-ти коммутаций подряд. Опыт показывает, что после этого самопроизвольное восстановление проводимости не наблюдается.
Максимальная наработка, на основании предварительных эксперимен тов, принималась равной 60 или 120 минутам, в зависимости от исследуемого материала. Иными словами, результатом испытаний являлась однократно цензурированная выборка.
В форсированном режиме критерий отказа принят таким же, как в нормальном режиме. Момент цензурирования определялся на основании предварительных испытаний.
