電觸頭材料的熔焊故障,是開(kāi)關(guān)設(shè)備觸頭接觸失效的主要原因 熔焊分為靜熔焊和動(dòng)熔焊[1,2],靜熔焊是接觸電阻產(chǎn)生的焦耳熱使觸頭材料熔化而發(fā)生粘連,動(dòng)熔焊是電弧使觸頭材料蒸發(fā)噴濺和產(chǎn)生質(zhì)量損失[3] 統(tǒng)計(jì)結(jié)果表明,熔焊失效占觸頭失效的60%以上[4] 提高電接觸材料的抗熔焊性及導(dǎo)熱、散熱能力的工作,包括表面包覆、摻雜改性、納米化增強(qiáng)相以及優(yōu)化制造工藝 孫賢賢等[5]分別將銅納米線和銀顆粒加入石墨烯基體中,發(fā)現(xiàn)這兩種納米復(fù)合材料的致密度極高,石墨烯呈層狀定向排列,兩種三維石墨烯復(fù)合材料均具有較好的熱穩(wěn)定性 葉晨琳[6]用共沉淀法和水熱法制備具有反尖晶石結(jié)構(gòu)的立方體 Zn2SnO4納米粉體,對(duì)其改性制備出 Ag/Zn2SnO4復(fù)合電接觸材料,發(fā)現(xiàn)其電阻率和相對(duì)致密度優(yōu)良,電弧侵蝕的質(zhì)量損失較小 馬竇琴[7] 研究了鎢銅復(fù)合材料的微觀結(jié)構(gòu),發(fā)現(xiàn)細(xì)晶鎢銅復(fù)合材料的材料轉(zhuǎn)移傾向小,接觸電阻小并且穩(wěn)定,細(xì)小的 W 顆粒能減輕噴濺侵蝕和接觸電阻的波動(dòng) 朱艷彩等[8]用液相原位化學(xué)法制備納米 SnO2復(fù)合粉末,觀察復(fù)合粉末的微觀組織結(jié)構(gòu)并優(yōu)化工藝參數(shù),發(fā)現(xiàn)添加稀土氧化物可提高觸頭的抗熔焊性 李文虎[9]通過(guò)等離子體改性和直流電沉積法制備石墨膜/銅復(fù)合材料并表征分析高導(dǎo)熱石墨膜/銅復(fù)合材料的微觀結(jié)構(gòu),發(fā)現(xiàn)其導(dǎo)熱、散熱效果均優(yōu)于石墨膜 陳俊杰等[10]研究了石墨烯基聚合物基復(fù)合材料的宏觀熱性能,發(fā)現(xiàn)石墨烯基聚合物基復(fù)合材料的熱性能取決于復(fù)合材料內(nèi)部微觀結(jié)構(gòu)和原子的相互作用,在石墨烯之間引入碳交聯(lián)網(wǎng)絡(luò)結(jié)構(gòu)可降低低熱邊界電阻和提高熱傳導(dǎo)率

近年來(lái),受到大自然生物體微觀結(jié)構(gòu)啟發(fā),各國(guó)學(xué)者研究了有序微結(jié)構(gòu)對(duì)復(fù)合材料導(dǎo)電和導(dǎo)熱特性影響 張曉萌等[11]將高度取向結(jié)構(gòu)引入到復(fù)合材料并使不同功能的填料在厚度方向上有序交替排布,從而使其導(dǎo)電性能和力學(xué)性能提高 為了制備導(dǎo)電高分子薄膜材料,王玉霜[12]在有序排列的亞微米PS微球表面電化學(xué)沉積一定量的導(dǎo)電聚苯胺,發(fā)現(xiàn)有序亞微米PS/PAN復(fù)合材料的導(dǎo)電性能和氧化還原性得到很大提高 宋品[13]用取向冷凍法構(gòu)筑新型的有序結(jié)構(gòu)三維組裝體材料并調(diào)整參數(shù)和灌注聚合物彈性體,使其機(jī)械性能和導(dǎo)電性能提高 李雙雯[14]利用聚合物與有序陣列的相互作用,控制其結(jié)構(gòu)取向的有序性,制備多種一維定向有序復(fù)合材料,提高其力學(xué)、導(dǎo)電、導(dǎo)熱性能 英俊峰等[15]開(kāi)發(fā)設(shè)計(jì)了一種由高度結(jié)晶和水平排列的石墨烯片組成的互連和高度有序的石墨烯框架,嵌入環(huán)氧樹(shù)脂使HOGF/EP復(fù)合材料的導(dǎo)熱性能大幅提高,表明高度有序的微觀排列結(jié)構(gòu)對(duì)材料的結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)有指導(dǎo)價(jià)值 盧舒欣[16]研究發(fā)現(xiàn),具有有序孔結(jié)構(gòu)的多孔陶瓷的有效熱導(dǎo)率與孔隙率有關(guān),且有序排列的孔結(jié)構(gòu)可提高孔結(jié)構(gòu)方向上的力學(xué)性能 也有設(shè)計(jì)仿生結(jié)構(gòu)的提高材料的電、熱、力綜合性能 孫云娜等[17]為了提高復(fù)合材料的熱性能提出類似于葉脈系統(tǒng)的網(wǎng)紋仿生結(jié)構(gòu),其熱阻較小且對(duì)結(jié)構(gòu)有支撐作用,使機(jī)械結(jié)構(gòu)更加穩(wěn)定 雷永鵬[18]基于絲瓜微結(jié)構(gòu)的超輕仿生結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)一種類似泡沫金屬的新型多孔結(jié)構(gòu)材料,發(fā)現(xiàn)具有比工程常用材料更高的強(qiáng)度和較低的有效導(dǎo)熱系數(shù),表明改變孔隙的排列分布可改變其導(dǎo)熱系數(shù) 孫奉強(qiáng)[19]受蠕蟲身體結(jié)構(gòu)的啟發(fā)制備了蠕蟲狀仿生結(jié)構(gòu)石墨烯/聚氨酯導(dǎo)電纖維,發(fā)現(xiàn)該結(jié)構(gòu)的石墨烯/聚氨酯導(dǎo)電膜成膜性逐漸變差,電導(dǎo)率逐漸提高,具有良好的彈性回復(fù)性和穩(wěn)定性,耐久性能更加出色

韓穎等[20]采用熔滲法制備了具有微觀定向W片層骨架結(jié)構(gòu)Cu-W復(fù)合材料,發(fā)現(xiàn)其在沿片層方向上呈現(xiàn)出更高的導(dǎo)電性能與壓縮強(qiáng)度 本文研究微觀W骨架結(jié)構(gòu)對(duì)Cu-W復(fù)合材料靜熔焊性能的影響

1 計(jì)算模型1.1 幾何模型

蜻蜓翅膀中類似四邊形網(wǎng)格的主脈和類似六邊形網(wǎng)格的從脈起主要的承重作用,且翅脈的擬自相似特征具有良好的輸運(yùn)特性,如圖1所示,這種擬自相似特征已經(jīng)應(yīng)用于設(shè)計(jì)電子元件微流道散熱結(jié)構(gòu) 受蜻蜓翅脈的啟發(fā),將其仿生結(jié)構(gòu)用于設(shè)計(jì)觸頭微觀結(jié)構(gòu) 兼顧觸頭結(jié)構(gòu)的穩(wěn)定性和輸運(yùn)電流與熱流能力的特性,設(shè)計(jì)了四邊形、六邊形以及菱形十二面體微觀定向骨架結(jié)構(gòu)Cu-W復(fù)合材料電觸頭

圖1



圖1蜻蜓翅脈的微觀形貌

Fig.1Micro morphology of dragonfly veins

觸頭閉合時(shí),導(dǎo)電斑點(diǎn)在短時(shí)耐受電流的作用下接觸斑點(diǎn)間的電流密度急劇增大,焦耳熱使接觸斑點(diǎn)及附近的觸頭材料溫升甚至熔化,冷卻后觸頭粘連甚至接觸失效 本文以單斑點(diǎn)接觸的電觸頭模型作為研究對(duì)象,將接觸斑點(diǎn)簡(jiǎn)化為圓柱形對(duì)稱結(jié)構(gòu),分析CuW60觸頭復(fù)合材料接觸斑點(diǎn)附近的局部結(jié)構(gòu)單元 四邊形、六邊形及菱形十二面體W骨架結(jié)構(gòu)復(fù)合材料的每個(gè)微觀單元的橫截面積與厚度均相等,Cu相與W相的材料含量相同,復(fù)合材料局部結(jié)構(gòu)模型的尺寸為54 μm×54 μm×20 μm,接觸斑點(diǎn)為半徑4 μm,長(zhǎng)度4 μm的圓柱,四邊形、六邊形、菱形十二面體骨架結(jié)構(gòu)以及無(wú)序分布結(jié)構(gòu)的電觸頭局部結(jié)構(gòu)單元的幾何模型如圖2所示,圖中金色為Cu相,銀灰色為W相,其中菱形十二面體微觀結(jié)構(gòu)單元的W骨架如圖3所示

圖2



圖2具有四邊形 、六邊形、菱形十二面體骨架結(jié)構(gòu)及無(wú)序骨架結(jié)構(gòu)的 Cu-W復(fù)合材料模型

Fig.2Geometric model of Cu-W composite with quadrilateral (a), hexagon (b), rhombic dodecahedron (c) and disordered (d) framework structure

圖3



圖3菱形十二面體微觀結(jié)構(gòu)單元W骨架

Fig.3Rhombic dodecahedron unit cell of W framework

1.2 物理模型

本文研究觸頭材料的導(dǎo)熱性能,分析電觸頭的溫度變化和熔化相變的過(guò)程 使用COMSOL Multiphysics的熱傳模塊可以分析整體設(shè)備、零部件的熱效應(yīng),實(shí)現(xiàn)電-磁-熱多物理場(chǎng)耦合,根據(jù)幾何模型的復(fù)雜程度合理地剖分網(wǎng)格,因此使用該軟件進(jìn)行仿真模擬 文中主要傳熱方式為熱傳導(dǎo),根據(jù)流體力學(xué)(CFD)理論和質(zhì)量守恒、動(dòng)量守恒、能量守恒定律,考慮馬蘭戈尼效應(yīng)的作用用有限元方法分析計(jì)算

流體動(dòng)力學(xué)控制方程：

質(zhì)量守恒方程

?ρ?t+??ρν=0

(1)

動(dòng)量守恒方程

?ρυi?t+??ρυiν=-?p?xi+??ηgradυi+F?

(2)

能量守恒方程

?ρCp?t+??ρCpν=??KeqgradT+Q

(3)

式中 ρ為密度, kg/m3；t為時(shí)間, s；v為速度, m/s； η為動(dòng)力粘度, Pa?s； p為壓力, N； Cp為比熱容, J/kg?K； Keq為導(dǎo)熱系數(shù), K/m?K； F為體積力, N； Q為焦耳熱,W/m3

熱傳導(dǎo)方程：

ρCp?T?t=K?2T-QL

(4)

式中 QL為單位時(shí)間內(nèi)一定體積材料因相變?nèi)刍?或凝固)而吸收(或釋放)的熱量,J

可用方程

QL=ρLdαdt

(5)

描述熔化相變 式中 L為銅的熔化潛熱,J/g； α為體積熔化百分?jǐn)?shù)；當(dāng)溫度高于熔點(diǎn)時(shí) α為1,溫度低于熔點(diǎn)時(shí) α為0

在閉合狀態(tài)下復(fù)合材料的溫升過(guò)程,只需考慮復(fù)合材料與周圍氣體的自然對(duì)流換熱,對(duì)流換熱系數(shù)表征流體與固體表面之間的換熱能力,與物體的形狀、流體的流速等有關(guān) 物體表面的對(duì)流換熱系數(shù)為

α=Nuλal

(6)

式中 Nu為努塞爾特準(zhǔn)數(shù)； λa為空氣導(dǎo)熱系數(shù)； l為傳熱面的特征尺寸 文中自然對(duì)流換熱系數(shù)取7 W/(m2·K)

本文對(duì)所用的模型做以下假設(shè)：(1)大功率直流繼電器的滅弧室為充氣式密封結(jié)構(gòu),忽略膜電阻的影響；(2)液橋的尺寸為微米量級(jí),在極微小的空間中磁場(chǎng)的影響可忽略不計(jì)；(3)不考慮熱輻射的作用；(4)只仿真分析金屬液橋的熔化過(guò)程,不考慮材料相變過(guò)程中的蒸發(fā)、噴濺,忽略蒸發(fā)和噴濺導(dǎo)致的質(zhì)量損失；(5)由于觸頭材料處于閉合狀態(tài),不考慮液橋的拉伸變形

2 仿真結(jié)果和分析

大電流流過(guò)閉合狀態(tài)下的電觸頭復(fù)合材料時(shí),溫升效應(yīng)使靜熔焊發(fā)生侵蝕現(xiàn)象 本文將復(fù)合材料的靜熔焊分為兩個(gè)階段：材料溫度達(dá)到熔點(diǎn)前為預(yù)加熱階段；溫度達(dá)到熔點(diǎn)后材料發(fā)生熔化相變,為加熱階段 重點(diǎn)研究靜熔焊階段的導(dǎo)熱性能和加熱階段的熔池形成過(guò)程

2.1 溫度

材料溫度的變化,是其導(dǎo)熱性能的重要體現(xiàn) 對(duì)四邊形、六邊形、菱形十二面體W骨架結(jié)構(gòu)以及無(wú)序W骨架結(jié)構(gòu)復(fù)合材料模型施加相同的電流,觀察接觸斑點(diǎn)中心處的平均溫度變化和靜觸頭材料表面溫度分布 幾種不同結(jié)構(gòu)的復(fù)合材料其接觸斑點(diǎn)中心處平均溫度變化,如圖4所示,由高到低依次為無(wú)序>六邊形>四邊形>菱形十二面體W骨架結(jié)構(gòu)復(fù)合材料；四邊形、六邊形、菱形十二面體以及無(wú)序分布W骨架結(jié)構(gòu)復(fù)合材料表面溫度分布,如圖5所示 可以看出,在任意時(shí)刻所有結(jié)構(gòu)的復(fù)合材料表面最高溫度均在接觸斑點(diǎn)處 無(wú)序結(jié)構(gòu)的最高表面溫度比微觀定向W骨架結(jié)構(gòu)復(fù)合材料的高,而有序W骨架結(jié)構(gòu)復(fù)合材料中表面最高溫度依次為六邊形>四邊形>菱形十二面體W骨架復(fù)合材料

圖4



圖4具有不同微觀W骨架結(jié)構(gòu)Cu-W復(fù)合材料接觸斑點(diǎn)中心的平均溫度

Fig.4Average temperature in contact spot center of Cu-W composites with different W framework

圖5



圖5具有四邊形、六邊形、菱形十二面體及無(wú)序W骨架結(jié)構(gòu)Cu-W復(fù)合材料的表面溫度分布

Fig.5Surface temperature distribution of Cu-W composites with quadrilateral (a), hexagonal (b), rhombic dodecahedron (c) and disordered (d) W framework

在閉合狀態(tài)下復(fù)合材料的溫度,反應(yīng)其接觸電阻產(chǎn)生的熱量 當(dāng)電流一定時(shí),復(fù)合材料的溫度與其接觸電阻成正比,接觸電阻越大溫度越高 復(fù)合材料的溫度仿真結(jié)果表明其微觀結(jié)構(gòu)對(duì)接觸電阻有顯著影響,微觀結(jié)構(gòu)不同導(dǎo)致接觸電阻大小不等,且無(wú)序結(jié)構(gòu)復(fù)合材料的接觸電阻高于具有微觀定向骨架結(jié)構(gòu)的復(fù)合材料,接觸電阻由小到大依次為菱形十二面體<四邊形<六邊形<無(wú)序骨架復(fù)合材料

2.2 傳導(dǎo)熱通量和導(dǎo)熱系數(shù)

與熱傳導(dǎo)相比,本模型中極狹小空間內(nèi)的熱對(duì)流和熱輻射基本上可忽略不記 傳導(dǎo)熱通量

Q=q?S?t=(Cm)?n?(T2-T1)

(7)

表征單位面積內(nèi)的傳熱速率 式中 Q為熱量； q為傳到熱通量； S為截面面積； t為時(shí)間； Cm為摩爾熱容,與壓強(qiáng)有關(guān)； n為摩爾數(shù)； T1為冷表面溫度, T2為熱表面溫度

同一時(shí)刻幾種結(jié)構(gòu)的傳導(dǎo)熱通量,如圖6所示 接觸斑點(diǎn)與觸頭表面相接處的傳導(dǎo)熱通量最大,表面最大傳導(dǎo)熱通量由大到小的排序?yàn)闊o(wú)序>六邊形>四邊形>菱形十二面體骨架復(fù)合材料；隨著熱量由溫度高的表面向溫度低的表面?zhèn)鬟f,傳導(dǎo)熱通量逐漸趨于穩(wěn)定,具有四邊形、六邊形、菱形十二面體骨架結(jié)構(gòu)以及無(wú)序分布結(jié)構(gòu)的復(fù)合材料,其表面平均傳導(dǎo)熱通量分別為 1.27×1011、 1.63×1011、 1.26×1011和 1.66×1011 W/m2,可見(jiàn)幾種微觀結(jié)構(gòu)的整體傳熱速率由高到低的排序?yàn)闊o(wú)序>六邊形>四邊形>菱形十二面體骨架復(fù)合材料

圖6



圖6具有四邊形、六邊形、菱形十二面體及無(wú)序分布W骨架結(jié)構(gòu)Cu-W復(fù)合材料加熱階段的傳導(dǎo)熱通量

Fig.6Conduction heat flux during heating stage in Cu-W composite with quadrilateral (a), hexagon (b), rhombic dodecahedron (c) and disordered (d) W framework

根據(jù)最小熱阻法和等效導(dǎo)熱系數(shù)法則,當(dāng)復(fù)合材料整體與微觀單元具有相同的比等效熱阻時(shí),整體與微觀單元的等效導(dǎo)熱系數(shù)相同 具有四邊形、六邊形、菱形骨架結(jié)構(gòu)的復(fù)合材料,其微觀導(dǎo)熱單元如圖7所示,圖中基體材料為W,彌散材料為Cu,三種結(jié)構(gòu)的微觀導(dǎo)熱單元均視為體積與截面積相等,將四邊形與六邊形微觀單元分為圖中所示的三部分,則等效導(dǎo)熱系數(shù)分別為

λ1=λ3=λb

(8)

R1=R3=LλbA

(9)

λ2=λbAbA+λpApA

(10)

λ2ˉ=1d∫0dλ2dx=1dAλbVb+λpVp

(11)

R2=dλ2ˉA=d2λbVb+λpVp

(12)

λeff=HR1+R2+R3A

(13)

其中A為橫截面積； λ為導(dǎo)熱系數(shù)；下標(biāo)b、p分別表示基體連續(xù)相和顆粒分散相 計(jì)算結(jié)果表明,具有四邊形和六邊形骨架復(fù)合材料的等效導(dǎo)熱系數(shù)分別為282和228 W/m·K,菱形十二面體骨架復(fù)合材料的等效導(dǎo)熱系數(shù)近似為304.08 W/m·K

圖7



圖7四邊形、六邊形、菱形十二面體 W骨架的微觀導(dǎo)熱單元示意圖

Fig.7Microscopic heat conduction unit schematic diagram of quadrilateral (a), hexagon (b) and rhombic dodecahedron (c) W framework

從上述結(jié)果可知,具有不同微觀結(jié)構(gòu)的復(fù)合材料其傳導(dǎo)熱通量不同,因?yàn)槲⒂^結(jié)構(gòu)的改變使焦耳熱的能量發(fā)生了變化；而導(dǎo)熱系數(shù)不同的原因,是不同的微觀結(jié)構(gòu)形成的導(dǎo)熱鏈及導(dǎo)熱網(wǎng)絡(luò)不同 對(duì)于本文研究的三種微觀結(jié)構(gòu)的復(fù)合材料,在微觀上,菱形十二面體結(jié)構(gòu)的W骨架形成了具有分形結(jié)構(gòu)的骨架網(wǎng)絡(luò),四邊形和六邊形結(jié)構(gòu)的W骨架形成了空間上平行的骨架網(wǎng)絡(luò),而菱形十二面體骨架結(jié)構(gòu)的復(fù)雜化使其具有更高階的分支通道,形成的導(dǎo)熱網(wǎng)絡(luò)分布更加均勻 分形網(wǎng)絡(luò)能提高整體傳熱速率,分支級(jí)數(shù)越大傳熱能力越強(qiáng)[21],因此,具有菱形十二面體骨架的復(fù)合材料能更大程度地降低區(qū)域熱阻,使其導(dǎo)熱系數(shù)更高 根據(jù)傅里葉熱傳導(dǎo)定律,熱通量越小導(dǎo)熱系數(shù)越高,則溫度上升越慢 因此,在相同時(shí)間內(nèi)菱形十二面體骨架復(fù)合材料表面的溫度最低,與溫度仿真結(jié)果一致

2.3 熔池

熔池的受力,可分為體積力和液態(tài)金屬表面張力 體積力作用于熔池內(nèi)部,包括電磁力與浮力 液態(tài)金屬表面張力作用于熔池表面,由表面張力系數(shù)隨溫度變化引起的Marangoni力是熔池由中心向周圍擴(kuò)散的主要原因,也是熔池流動(dòng)的主要驅(qū)動(dòng)力 與Marangoni力相比,電磁力和浮力可以忽略

在加熱階段,復(fù)合材料觸頭的溫度升至熔點(diǎn)并開(kāi)始熔化,在Marangoni力的作用下熔池液態(tài)金屬的流動(dòng)范圍隨之發(fā)生變化(圖8)；隨著液態(tài)金屬的擴(kuò)散,熔池的體積逐漸增大 25 μs時(shí)四邊形、六邊形、菱形十二面體骨架結(jié)構(gòu)以及無(wú)序分布結(jié)構(gòu)復(fù)合材料的熔池形態(tài),如圖9所示 由圖9可見(jiàn),具有不同微觀結(jié)構(gòu)的復(fù)合材料,其熔池的整體形貌不同 隨著熔化侵蝕的加劇微觀定向結(jié)構(gòu)復(fù)合材料的熔池邊緣被W相包裹限制,而無(wú)序結(jié)構(gòu)復(fù)合材料排列錯(cuò)亂分布,熔池中Cu相分布密集的區(qū)域持續(xù)擴(kuò)散

圖8



圖8具有四邊形、六邊形、菱形十二面體及無(wú)序分布W骨架結(jié)構(gòu)Cu-W復(fù)合材料加熱階段不同時(shí)刻液態(tài)金屬的擴(kuò)散范圍

Fig.8Diffuse range of liquid metal at different moments duing the heating stage in Cu-W composite with quadrilateral (a), hexagon (b), rhombic dodecahedron (c) and disordered (d) W framework

圖9



圖9具有四邊形、六邊形、菱形十二面體及無(wú)序分布W骨架結(jié)構(gòu)Cu-W復(fù)合材料25 μs時(shí)熔池的形態(tài)

Fig.9Molten pool shape at 25 μs in Cu-W composite with quadrilateral (a), hexagon (b), rhombic dodecahedron (c) and disordered (d) W framework

為了進(jìn)一步比較幾種結(jié)構(gòu)復(fù)合材料的熔化侵蝕情況,計(jì)算了熔池中液相的體積(圖10) 結(jié)果表明,25 us時(shí)液態(tài)金屬體積大小的排序?yàn)闊o(wú)序>六邊形>四邊形>菱形十二面體骨架復(fù)合材料 其原因是,熔點(diǎn)較高的W骨架將Cu相隔絕開(kāi)來(lái),發(fā)生靜熔焊時(shí)以接觸斑點(diǎn)為中心的金屬材料的侵蝕程度受到限制,不會(huì)發(fā)生持續(xù)擴(kuò)散而發(fā)生大面積的熔化侵蝕 這表明,W骨架結(jié)構(gòu)對(duì)抗靜熔焊性能有顯著的作用,具有菱形十二面體骨架的復(fù)合材料其性能最好

圖10



圖10具有不同微觀定向W骨架Cu-W復(fù)合材料熔池的液相體積

Fig.10Liquid phase volume of molten pool in Cu-W composites with different micro-oriented W framework

3 結(jié)論

(1) 與無(wú)序W骨架結(jié)構(gòu)復(fù)合材料相比,微觀定向W骨架結(jié)構(gòu)為四邊形、六邊形和菱形十二面體的復(fù)合材料具有更低而穩(wěn)定的接觸電阻,產(chǎn)生的焦耳熱量較低；Cu、W兩相規(guī)則排列能減小觸頭的靜熔焊侵蝕范圍,不會(huì)造成Cu相無(wú)序分布密集區(qū)域的熔化粘連,使其熔焊性能優(yōu)于無(wú)序W骨架結(jié)構(gòu)的復(fù)合材料

(2) 在三種微觀定向結(jié)構(gòu)中,菱形十二面體W骨架結(jié)構(gòu)復(fù)合材料具有最低且穩(wěn)定的接觸電阻,更易形成導(dǎo)熱鏈及均勻的導(dǎo)熱網(wǎng)絡(luò),使區(qū)域熱阻降低和觸頭靜熔焊的熔化范圍明顯縮小,熔焊性能更好

參考文獻(xiàn)

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Cu-W composites that combine the merits of Cu and W show good electric and heat conductivity, resistance to arc erosion, and high strength, etc., and are good candidates for electric contact materials. Until now, several methods, including the high-temperature liquid phase sintering method and the hot-pressure sintering method, have been developed to fabricate Cu-W composites. However, these methods may cause an uneven distribution of constituents in the material and a relatively low density and poor electric conductivity of the material. In this study, a Cu-W composite with micro-oriented W lamellas was prepared by the infiltration method, and the mechanical and electrical properties were investigated and compared with a commercial Cu-W composite. The results showed that the compressive strength of the studied Cu-W composite with micro-oriented W lamellas was between 300 and 1100 MPa when the W content was between 50% and 90% (mass fraction). The compressive strength of the studied composites presented obvious anisotropy, and the strength along the direction parallel to the W lamellas was higher than that perpendicular to the W lamellas. Compared with commercial Cu-W composites with disordered W frameworks, composites with micro-oriented W lamellas exhibit a higher electrical conductivity and compressive strength along the W lamellar direction, which is mainly related to the regular arrangement of the two phases of Cu and W in the composites. The studied composite is expected to be used as an electrical contact material to significantly improve the effect of electric contracts and prolong their service life while reducing the mass of the components and energy consumption.

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