馬敏靜1,屈銀虎1,王哲,1,2,王軍1,杜丹1

銀氧化物(Ag-MeO)觸點材料由于具有優異的使役性能,如較低的材料轉移特性、較高的抗熔焊性能、良好的抗電弧侵蝕性能等,被廣泛應用于低壓電器領域[1~4]。常用的Ag-MeO觸點材料主要包括Ag-CdO[5]、Ag-SnO2[6]、Ag-CuO[7]等,其中Ag-CuO觸點以其較低的接觸電阻和優良的電接觸性能,在低壓直流接觸器中應用廣泛[8~10]。然而,Ag-CuO觸點開斷過程中CuO微觀結構的動態演化過程極其復雜,基體內湍流和相變對CuO微觀結構形成和演變的影響機理尚不清楚,這些問題制約了新型Ag-CuO觸點材料的進一步發展。近年來,研究電弧侵蝕過程中第二相和Ag基體的微觀組織演變行為已成為國內外關注的熱點與難點[11~13]。因此,為深入理解CuO的抗侵蝕行為,亟待系統化研究Ag-CuO觸點微觀結構的動力學侵蝕過程。

實驗上,由于電弧侵蝕過程中觸點微觀結構的演化細節不易通過原位觀察,導致其侵蝕機理很難被完全闡釋。為此,利用計算機數值模擬方法深入剖析觸點材料的動態侵蝕過程是目前有效的研究路徑。Zhou等[14]采用耦合模擬法計算了電流大小和材料特性對銀基觸點熔池蒸發速率的影響。隨后,為進一步研究熔池微觀結構和觸點表面侵蝕特性的關聯機制,Wang等[15]利用有限元法分析了侵蝕過程中Cu-W觸點的內應力分布規律。然而,由于侵蝕過程中觸點熔池內復雜的液氣湍流和多相相變交互作用,目前仍然缺乏對銀基觸點微觀結構動力學演變細節的深入剖析。Wang等[16]前期研究發現,具有骨架CuO結構的Ag-CuO觸點材料在反復開斷過程中表現出優良的抗電弧侵蝕性能。但CuO微觀結構演變過程很難通過實驗實時追蹤,導致Ag-CuO觸點的抗侵蝕機理尚未被闡明,尤其是缺乏對觸點表面凹坑形態的動態形成及其熔池微觀結構的動態重構細節的剖析。因此,有必要通過實驗結合模擬來研究Ag-CuO觸點開斷過程中CuO微觀結構的動態演變行為及其抗侵蝕特性。

本工作采用粉末冶金結合熱壓技術分別制備出具有骨架CuO結構(骨架Ag-CuO)和島狀CuO結構(島狀Ag-CuO)的Ag-CuO觸點材料。隨后,基于該觸點材料的微觀結構特征,利用物相識別結合顯微結構分析逆向重建骨架Ag-CuO和島狀Ag-CuO三維尺度模型,采用計算流體動力學(CFD)結合有限元(FEM)模擬計算方法,研究了侵蝕過程中Ag-CuO觸點熔池內固、液、氣三相的動態演化過程,闡明了對流擴散、氣液湍流和流動相變交互作用對CuO微觀結構演變和重構的影響規律,揭示了骨架CuO結構對觸點表面侵蝕的削弱和分散機制。以期為揭示銀基觸點侵蝕現象的物理本質和設計新型銀基觸點材料的微觀結構提供理論依據。

1實驗與模擬方法

本工作采用實驗結合模擬方法,對骨架Ag-CuO和島狀Ag-CuO觸點材料的侵蝕行為進行實驗和模擬研究,如圖1所示。實驗選用商業純Ag粉,純度99.9% (質量分數),密度為10.37 g/cm3,平均粒徑20 μm (圖1a)。實驗所用CuO粉由化學沉淀法制備,密度為8.92 g/cm3,平均粒徑50 nm (圖1b)。分別將質量分數為20%和45%的CuO粉與Ag粉置入高能球磨機在室溫下球磨40 min,其中球磨機轉速為500 r/min,球料比為20∶1,球磨介質為無水乙醇,得到Ag-CuO復合粉末(圖1c)。其次,將球磨后的復合粉末分別在673 K下退火1.5 h后冷壓制成直徑35 mm的坯體,隨后將冷壓坯體置入石墨模具(圖1d),在1173 K條件下熱壓燒結2 h,制得實驗所用樣品。根據制備時加入的CuO量,將試樣分別命名為Ag-20CuO和Ag-45CuO。

圖1

圖1Ag-CuO觸點材料實驗和模擬流程圖

Fig.1SEM images of Ag powders (a), CuO powders (b), and Ag-CuO powders (c), schematic of the hot-press sintering (d), 3D models of Ag-CuO materials (e), schematics of the experimental and simulated procedures of Ag-CuO materials (f) (FEM—finite element method, CFD—computational fluid dynamics)

采用XRD-7000S X射線衍射儀(XRD)對試樣的物相組成進行分析；使用JSM-7000F冷場發射掃描電子顯微鏡(SEM)觀察試樣的組織形貌,并結合能譜儀(EDS)對物相成分進行分析。利用線切割將燒結制得的樣品切割為直徑6 mm、厚3 mm的圓柱體,將其固定在開斷裝置上,進行開斷實驗測試。其中觸點電弧侵蝕實驗的測試電壓為220 V,電流為20 A,開斷頻率為60 time/min,接觸力為10~100 N。

采用SOLIDWORKS軟件建立島狀Ag-CuO和骨架Ag-CuO觸點的三維模型(圖1e)；利用GAMBIT預處理軟件劃分網格并設置邊界條件,其中網格尺寸為1 × 10-3mm,邊界為無滑移的絕熱壁面。隨后,將模型導入ANSYS-FLUENT軟件,采用UDF函數和SIMPLE算法求解Ag-CuO觸點在1 × 104cyc溫度循環下的動態侵蝕過程[17~20],其中最低溫度為300 K,最高溫度為1900 K,時間步長為0.001 s,最大迭代次數為100 (圖1f),模型的物性參數如表1[21,22]所示。

表1模型的物性參數[21,22]

Table 1Species properties of models[21,22]

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基于骨架Ag-CuO和島狀Ag-CuO觸點的SEM像,首先利用MATLAB視覺識別技術提取SEM像中Ag相和CuO相的邊緣特征[23,24]；其次將MATLAB識別后的圖片導入SOLIDWORKS軟件矢量化并建立三維模型；最后將該三維模型導入ANSYS-WORKBENCH軟件劃分網格并模擬研究觸點材料開斷過程的力學性能,其中觸點表面間接觸類型定義為摩擦接觸,接觸力為90 N。

2結果與討論

2.1 Ag-CuO觸點材料實驗和模擬的組織表征

圖2為Ag-CuO觸點的XRD譜、SEM像、EDS以及微觀組織模擬圖。由XRD譜(圖2a)可知,Ag-20CuO和Ag-45CuO材料中均可觀察到明顯的Ag和CuO衍射峰,并未觀察到其他金屬相或化合物,這表明高能球磨過程中沒有新相的形成。進一步,結合SEM像(圖2b和e)與EDS分析(圖2d)可知,SEM像中深灰色區域為富CuO相,淺灰色區域為富Ag相。同時,從圖2b可以看出,Ag-20CuO材料中CuO相(藍色標注區域)呈島狀結構均勻分布于Ag基體中,而圖2e中Ag-45CuO材料的CuO相(藍色標注區域)在Ag基體中呈骨架結構均勻分布,且Ag-20CuO和Ag-45CuO材料基體中均未觀察到明顯的氣孔和裂紋。

圖2

圖2Ag-20CuO和Ag-45CuO觸點材料的XRD譜、SEM像、EDS及其微觀組織模擬圖

Fig.2XRD spectra of Ag-20CuO and Ag-45CuO materials (a); SEM images of Ag-20CuO (b) and Ag-45CuO materials (e) (The typical CuO phases are highlighted in blue); EDS analyses of Ag-CuO material from the blue and gray boxes in Fig.2e (d); initial 3D models of Ag-20CuO (c) and Ag-45CuO materials (f)

基于圖2b和e的實驗結果,采用CFD模擬技術重建Ag-CuO觸點微觀結構的三維尺度模型(圖2c和f)。從圖2c可以看出,Ag-20CuO模型中CuO呈孤立島狀結構,而圖2f中Ag-45CuO模型的CuO呈連續骨架狀結構。對比圖2b和e表明,模擬結果與實驗結果吻合良好,因此上述模型可作為Ag-CuO觸點材料動態侵蝕模擬的初始模型。為表述方便,將Ag-20CuO定義為島狀Ag-CuO,將Ag-45CuO定義為骨架Ag-CuO。

2.2 CuO微觀結構對觸點表面侵蝕形貌的影響

為研究島狀Ag-CuO和骨架Ag-CuO觸點的侵蝕行為,利用CFD技術結合UDF函數對Ag-CuO觸點的侵蝕過程進行模擬。首先建立侵蝕前島狀Ag-CuO和骨架Ag-CuO觸點的熔池模型,其次為便于追蹤熔池中微觀結構的動態演化過程,模擬只考慮熔池侵蝕瞬間溫度的變化,觸點開斷一次可定義為熔池溫度快速升高再極速降低的過程。該過程忽略了電弧力對濺射微滴的傳質作用,但并未忽略Ag液-氣相變造成的觸點質量損失,以及熔池和真空區域的溫度差。此外,定義觸點表面和熱源間的距離為0.1 mm,循環侵蝕過程保持在真空環境中。基于上述簡化后的模擬條件,重點研究熔池局部溫度變化對觸點表面形貌的影響,將Ag-CuO觸點一次開斷模擬的溫度變化定義為：從298 K升溫到1900 K,再從1900 K降溫到298 K。此過程主要受流動-相變交互作用影響,包括Ag復雜的液-氣湍流和固→液→氣再到氣→液→固的相變行為。圖3a和d為1 × 104cyc開斷模擬瞬間島狀Ag-CuO和骨架Ag-CuO觸點的三維模型。對比圖3a和d可知,接觸瞬間熔池表面溫度快速上升,島狀CuO結構很難束縛液態Ag的流動和蒸發,導致氣態Ag極易通過熔池表面逸出。相比于島狀CuO結構,骨架CuO結構能更好束縛液態Ag的流動和蒸發,熔池表面質量損失相對較小。

圖3

圖3島狀Ag-CuO和骨架Ag-CuO觸點表面侵蝕的模擬和實驗圖

Fig.3Simulation and experimental results of surface erosion of island-restricted (a-c) and skeleton-restricted (d-f) Ag-CuO contacts

(a, d) 3D models of contacts at the instant of erosion process

(b, e) simulated surface morphologies of contacts after 1 × 104make-and-break operations

(c, f) experimental surface morphologies of contacts after 1 × 104make-and-break operations

1 × 104cyc開斷后島狀Ag-CuO和骨架Ag-CuO觸點的侵蝕表面模擬結果如圖3b和e所示。其中島狀Ag-CuO觸點表面均勻分布著大小不一的火山口狀凹坑(圖3b),而骨架Ag-CuO觸點接觸面相對平坦,沒有明顯的凹坑結構存在(圖3e)。隨后,對1 × 104cyc開斷實驗后島狀Ag-CuO和骨架Ag-CuO觸點的表面形貌進行觀察(圖3c和f)。從圖中可以看出,侵蝕后島狀Ag-CuO觸點表面同樣展現出較多火山口狀凹坑(圖3c),而骨架Ag-CuO觸點的侵蝕表面僅存在少量較小的孔洞(圖3f)。有研究[25,26]表明,火山口狀凹坑結構會顯著降低觸點的抗侵蝕性能,因此對比模擬和實驗結果可知,骨架Ag-CuO觸點的抗侵蝕能力優于島狀Ag-CuO觸點。

2.3島狀和骨架結構對CuO濃度演變的影響

圖4為島狀Ag-CuO和骨架Ag-CuO觸點分別在1 × 102、1 × 103、1 × 104cyc開斷模擬后熔池中CuO的濃度分布。由圖4a可見, 1 × 102cyc開斷模擬后,島狀Ag-CuO觸點熔池內CuO在熔池深度方向分布較為均勻,當溫度超過Ag的熔點時,熔池內Ag由固相逐漸轉變為液相。但由于開斷次數較少使得大部分CuO相在反復的快速升溫過程中仍處于固相,此時熔池內的流動通道尚未完全形成,觸點表面未被明顯侵蝕。隨著侵蝕次數增加,1 × 103cyc開斷模擬后,反復的侵蝕過程造成CuO濃度曲線的斜率有所增加,這是由于Ag的熔化蒸發和比重偏析導致熔池內形成了復雜的流動通道。在重力作用下,密度較低的CuO在熔池內反復重熔富集,并逐漸向熔池表面移動,導致CuO濃度曲線在熔池深度方向分布不均。隨著侵蝕的進一步推進,1 × 104cyc開斷模擬后,CuO濃度曲線愈加“陡峭”,此時熔池表面和底部CuO濃度差約為30%。表明反復的熱沖擊和對流擴散促進了熔池內流動通道的形成,導致Ag和CuO偏析嚴重。同樣,在重力作用下CuO持續向熔池表面上浮富集,造成CuO濃度在熔池深度方向呈現出較大的斜率。由上述模擬可知,島狀Ag-CuO觸點在多次反復開斷操作后其表面易被侵蝕,基體內島狀CuO結構對Ag的流動和蒸發過程束縛有限。

圖4

圖4不同開斷次數模擬條件下Ag-CuO觸點熔池中CuO濃度曲線

Fig.4Dynamic evolutions of CuO concentrations in the molten pool of island-restricted (a) and skeleton-restricted (b) Ag-CuO contacts at 1 × 102, 1 × 103, and 1 × 104make-and-break operations

由圖4b可知,與島狀Ag-CuO觸點類似,侵蝕初始階段,1 × 102cyc開斷模擬后,骨架Ag-CuO觸點熔池內CuO濃度在熔池深度方向分布較為均勻,表明骨架CuO結構同樣可有效束縛熔池內液態Ag的流動和蒸發。隨著開斷次數的增加,1 × 103cyc開斷模擬后,熔池內CuO濃度曲線的斜率略有增加,此時熔池表面CuO濃度約為55%,底部CuO濃度約為35%。分析可知,骨架CuO結構束縛了熔池表面液態Ag的蒸發,熔池內Ag和CuO未形成嚴重偏析。此外,骨架CuO結構的各向異性可有效延長液相和氣相Ag的流動路徑并提高熔池黏度,因此骨架Ag-CuO觸點表面侵蝕沒有島狀Ag-CuO觸點嚴重。隨著侵蝕過程的推進,1 × 104cyc開斷模擬后,CuO濃度曲線的斜率未發生明顯變化,這表明骨架CuO結構在束縛熔池內液態Ag的流動和蒸發方面起到重要作用。在反復的熱沖擊作用下,侵蝕區域的骨架CuO結構可能不斷發生著骨架的破壞→重排→形成的演變過程,該過程可顯著改善CuO骨架的各向異性和連續性,從而提高Ag-CuO觸點的抗侵蝕性能。

由上述分析可知,CuO的微觀結構是影響Ag-CuO觸點侵蝕特性的重要因素,為進一步研究島狀CuO和骨架CuO結構的抗侵蝕機理,需對侵蝕過程中CuO微觀結構的動態演化過程進行詳細研究。

2.4侵蝕表面微觀形貌的動態演化

觸點侵蝕過程中表面火山口狀凹坑的形成是導致觸點材料快速失效的主要因素,因此在研究熔池內CuO濃度演變的基礎上,需要重點剖析Ag-CuO觸點侵蝕表面微觀形貌的動態演化過程。為了追蹤觸點開斷一次過程中熔池表面形貌的演化行為,重點研究第1 × 103cyc開斷模擬過程中島狀Ag-CuO和骨架Ag-CuO觸點的表面形貌及Ag相結構的變化情況,如圖5所示。

圖5

圖5第1 × 103cyc開斷模擬過程中Ag-CuO觸點熔池的表面形貌和Ag相的動態演化圖

Fig.5Dynamic evolutions of surface morphology (heights in the color maps) and Ag phase (3D models in the black boxes) of island-restricted (a-c) and skeleton-restricted (d-f) Ag-CuO contacts at 200 ms (a, d), 400 ms (b, e), and 600 ms (c, f), respectively, in 1 × 103make-and-break operation

侵蝕初期島狀Ag-CuO觸點表面形貌如圖5a所示。可以看出,觸點表面呈現出相對平坦的形貌和相對均勻的高度,且此時Ag相表面平滑(圖5a黑色框)。觸點開斷瞬間,隨著溫度的急劇升高Ag相開始熔化,并在熔池內形成復雜的流動通道,此時部分Ag相有逸出熔池表面的趨勢(圖5b黑色框),導致熔池表面形成明顯的“Taylor Cone”結構(圖5b)。觸點完全開斷后,當氣態Ag的粒子動能大于熔池的表面能時,部分氣態Ag逸出熔池表面,并在表面形成火山口狀凹坑結構(圖5c)。這是由于開斷后觸點熔池瞬間冷卻,表面張力沒有足夠的時間使Ag相均勻分布在觸點表面,導致了凹坑的形成,此時凹坑的深度大于0.09 mm。該凹坑結構對觸點抗侵蝕性能不利,且在觸點運行過程中凹坑區域將優先遭受反復的侵蝕過程,導致島狀Ag-CuO觸點表面發生越來越嚴重的變形,最終降低觸點的抗侵蝕性能。

作為對比,圖5d給出侵蝕初期骨架Ag-CuO觸點的表面形貌。同樣可以看出觸點表面較為平坦且Ag相表面光滑(圖5d黑色框)。溫度升高瞬間,在CuO骨架的束縛作用下,Ag的熔化和流動僅導致了熔池表面的輕微隆起,并沒有明顯的“Taylor Cone”結構形成(圖5e)。隨后,溫度超過Ag熔點時Ag開始熔化蒸發,接觸面上的Ag相有逸出熔池表面的趨勢(圖5e黑色框)。然而,受各向異性的骨架CuO結構影響,液態Ag和氣態Ag的流動通道被分散至多個方向,使得Ag的流動路徑和逸出熔池的時間被延長,導致部分Ag未能從熔池表面蒸發逸出。因此,開斷操作后熔池表面并未發現明顯的變形和火山口狀凹坑結構(圖5f),表明骨架CuO結構可有效延緩觸點侵蝕,并提高觸點的運行壽命。

基于以上島狀Ag-CuO和骨架Ag-CuO觸點侵蝕表面微觀結構的動態演化分析可知,觸點表面形貌的動態演變過程強烈受CuO微觀結構的影響。然而,島狀CuO和骨架CuO結構對觸點抗侵蝕能力的影響機理還需深入分析。

2.5島狀和骨架CuO結構的抗侵蝕機理

為了闡明島狀CuO和骨架CuO結構的抗侵蝕機理,進一步對熔池內CuO的動態演化過程進行實驗和模擬研究。圖6a為1 × 104cyc開斷實驗后島狀Ag-CuO觸點垂直剖面結構圖。可以看出,在未侵蝕區域,CuO呈孤立的島狀分布于Ag基體中(圖6a下方綠色框)。而在侵蝕區域,部分較小的CuO團聚形成較大的CuO相并在Ag基體局部區域富集(圖6a上方綠色框)。同樣,對1 × 104cyc開斷模擬后島狀Ag-CuO觸點垂直剖面的形貌進行分析,發現在未侵蝕區域CuO連續性較差,呈孤島狀分布于Ag基體中,且熔池表面有凹坑結構形成。而在侵蝕區域,反復的開斷操作和熱沖擊導致島狀CuO在熔池表面反復重熔與富集,并在對流擴散-多相相變作用下,部分CuO在基體中發生團聚,出現局部分布不均現象(圖6b)。

圖6

圖61 × 104cyc開斷后觸點垂直剖面的SEM像和模擬圖

Fig.6Vertical section images of experimental (a, c) and simulated (b, d) island-restricted (a, b) and skeleton-restricted (c, d) Ag-CuO contacts after 1 × 104make-and-break operations (w(Ag)—mass fraction of Ag)

對比圖6a和b的實驗與模擬結果可知,侵蝕前基體中CuO呈小而均勻的分布,而侵蝕后CuO呈大而不均的分布,這表明侵蝕過程中在反復的重熔和表面張力作用下,部分較小的CuO相發生團聚形成較大的CuO相,但并未重構形成連續的結構。隨著侵蝕過程的推進,這些新形成的島狀CuO結構很難束縛液態Ag的流動和蒸發,從而加劇了CuO的局部偏析,導致Ag-CuO觸點的抗侵蝕能力下降。

同樣,對骨架Ag-CuO觸點在1 × 104cyc開斷實驗后熔池的垂直剖面結構圖進行研究(圖6c),可以明顯看出未侵蝕區CuO在Ag基體中呈現出連續且均勻的骨架結構(圖6c下方綠色框)。而在侵蝕區域,反復的熱沖擊作用導致CuO骨架發生重熔并形成新的骨架結構,該骨架展現出更高的各向異性和更好的連續性(圖6c上方綠色框)。進一步對1 × 104cyc開斷模擬后CuO的形貌進行探究(圖6d),發現在未侵蝕區域CuO呈現出分布均勻且相對連續的骨架結構。而在侵蝕區域,反復的熱沖擊使得CuO骨架不斷地發生骨架重構過程,該重構過程可顯著提高CuO骨架的連續性,并且熔池表面相對光滑,沒有明顯的凹坑結構形成。

圖6c和d的實驗與模擬結果對比表明,骨架Ag-CuO觸點侵蝕時會伴隨反復的CuO重構過程,該過程中Ag的局部間隙可作為重構CuO骨架的驅動力。此外,反復的侵蝕過程僅僅重構了CuO的骨架結構,并未破壞CuO的連續性,且重構后的CuO呈現出更好的連續性和更明顯的各向異性,可顯著改善熔池黏度,提高觸點耐侵蝕能力。相反,島狀Ag-CuO觸點在反復的侵蝕作用下,CuO依然維持初始的島狀結構,該結構很難有效束縛熔池中Ag的流動相變和多相傳質過程,造成島狀Ag-CuO觸點易在多次開斷操作后失效。綜合實驗和模擬結果可知,相比于島狀Ag-CuO觸點,骨架Ag-CuO觸點表現出更優異的抗侵蝕性能。

2.6島狀和骨架CuO結構對觸點材料力學性能的影響

基于上述CFD模擬可知,骨架CuO結構是提高Ag-CuO觸點材料抗侵蝕性能的關鍵。然而,觸點的開斷過程除了受反復的侵蝕行為影響外,同時也會受反復的沖擊力作用,因此仍需進一步對島狀Ag-CuO和骨架Ag-CuO觸點的力學性能進行深入研究。為此,基于圖2b和e的SEM像,利用MATLAB視覺識別技術對島狀Ag-CuO和骨架Ag-CuO觸點的表面組織形貌進行識別和提取,結果如圖7a和d所示。由圖可知,島狀CuO均勻分布于Ag-CuO觸點表面,而骨架CuO不僅在觸點表面分布均勻且連續性更高。隨后,基于圖7a和d識別后的CuO微觀結構圖像,采用SOLIDWORKS軟件建立熔池表面侵蝕層的三維模型(圖7b和e)。為了研究CuO相和Ag基體界面的力學特征,選取接觸面積為3.14 × 10-4mm2的典型局部區域(圖7b和e黑色框),利用自編譯的逆向建模技術結合ANSYS-WORKBENCH軟件建立島狀和骨架熔池表層的三維尺度模型,并對其劃分網格,如圖7c和f所示。其中藍色區域為CuO相,灰色區域為Ag基體,此時CuO相與Ag基體界面接觸良好且表面平整光滑。隨后為了深入分析熔池表層島狀CuO和骨架CuO侵蝕過程的受力情況,需對開斷過程中觸點熔池局部區域的力學性能進行模擬分析。

圖7

圖7島狀Ag-CuO和骨架Ag-CuO觸點熔池表面的物相識別圖及侵蝕層的三維模型圖

Fig.7Phases identified diagrams and 3D morphologies of molten pool surface of island-restricted (a-c) and skeleton-restricted (d-f) Ag-CuO contacts

(a, d) identified SEM images (The typical areas are highlighted in blue)

(b, e) reverse reconstructed models (The typical areas are highlighted in yellow)

(c, f) local pretreatment models

基于此,進一步對圖7c和f的模型設置合理的邊界條件和參數,并探究第1 × 103cyc開斷模擬時熔池表層的變形、應力、應變特征。圖8a為島狀Ag-CuO觸點熔池表面變形云圖。可以看出,在反復的沖擊力作用下,熔池表面邊緣區域發生較為嚴重的變形,最大變形量約為1.59 × 10-3mm,而熔池中部CuO相區域變形量相對較小。骨架Ag-CuO觸點熔池表面變形云圖如圖8d所示。可以看出,雖然侵蝕后熔池表面邊緣區域也存在較大的變形,但熔池中部CuO骨架結構相較于島狀結構變形量更小。進一步,對圖8a和d中CuO相的應力和應變隨時間變化曲線進行分析,如圖9a和b所示。可知開斷過程中,由于觸點接觸時間較短,島狀CuO和骨架CuO結構的應力和應變隨接觸時間增加幾乎呈線性增大,且島狀CuO的應力和應變增大速率較骨架CuO更快,骨架CuO的應力和應變最大值比島狀CuO分別約小38.6%和17.9%。這是由于,侵蝕過程中連續的骨架CuO結構對觸點表面支撐作用較孤立的島狀CuO結構更強,可有效分散熔池表面局部的沖擊力。

圖8

圖8島狀Ag-CuO和骨架Ag-CuO觸點熔池表面的變形、應力和輪廓圖

Fig.8Deformation distributions, stress distributions, and surface profiles of molten pool surfaces of island-restricted (a-c) and skeleton-restricted (d-f) Ag-CuO contacts

(a, d) deformation distributions of contacts

(b, e) stress distributions of contacts (The typical paths are marked by white-lines)

(c, f) surface profiles of contacts

圖9

圖9島狀Ag-CuO和骨架Ag-CuO觸點熔池表面侵蝕層的力學性能

Fig.9Mechanical properties of molten pool surfaces of island-restricted and skeleton-restricted Ag-CuO contacts

(a, b) stress (a) and strain (b) of CuO phases with increasing contact time in Figs.8a and d

(c, d) stress (c) and strain (d) of white-line paths with changing position in Figs.8b and e

為了進一步研究CuO和Ag相界面力學特征,對圖8a和d方框區域所受應力進行深入分析,如圖8b和e所示。同時,重點對圖8b和e中白色虛線路徑的力學性能進行剖析,得到基體局部區域的應力(圖9c)和應變(圖9d)隨位置變化曲線。由圖可知,島狀Ag-CuO觸點中CuO相和Ag基體界面處應力集中較明顯,最大應力約為0.298 kPa (圖9c),而骨架Ag-CuO觸點中CuO相和Ag基體界面處未發生明顯的應力集中,其應力最大值顯著小于島狀Ag-CuO觸點,且骨架CuO應變比島狀CuO約小26.4% (圖9d)。以上結果表明,開斷過程中骨架CuO結構可有效傳遞和分散熔池表面應力,顯著延緩觸點表面裂紋產生；相反,島狀CuO結構很難分散開斷瞬間的沖擊力,極易造成熔池表面CuO相與Ag基體界面處產生應力和應變集中,加快觸點的失效速率。進一步,對觸點表面垂直方向的應力云圖進行分析(圖8c和f),從圖8c可以看出島狀Ag-CuO觸點表面呈現出不規則的凹凸起伏結構,由尖端效應可知侵蝕會優先發生于這些凸起區域,進一步加劇觸點的表面侵蝕。而骨架Ag-CuO觸點表面相對平緩(圖8f),可顯著分散熔池表面電弧,使觸點表面侵蝕分布均勻,有效延緩Ag-CuO觸點失效[27,28]。由以上分析可知,骨架Ag-CuO觸點力學性能優于島狀Ag-CuO觸點,其結構可有效分散觸點開斷瞬間的沖擊力,提高觸點抗侵蝕性能,延長觸點使用壽命。

3結論

(1) 基于實驗結果重建了島狀Ag-CuO和骨架Ag-CuO觸點的侵蝕動力學模型。實驗和模擬結果表明,侵蝕時CuO微觀結構對觸點熔池演化過程影響顯著,相較于骨架Ag-CuO觸點,島狀Ag-CuO觸點熔池偏析情況更為嚴重。

(2) 在開斷造成的反復熱沖擊作用下,島狀Ag-CuO觸點表面形成大量火山口狀凹坑,而骨架Ag-CuO觸點表面相對光滑,這是由于侵蝕過程中熔池內液相Ag的流動和蒸發會產生強烈的液氣湍流-多相相變交互作用,該作用對島狀Ag-CuO觸點影響尤為明顯。

(3) CuO微觀結構的演變行為對Ag-CuO觸點抗侵蝕特性影響顯著,不同于島狀CuO結構,骨架CuO結構侵蝕時會伴隨骨架重構過程,該過程可提高CuO骨架的各向異性,減緩反復開斷造成的熔池表面起伏,從而減少尖端效應造成的觸點表面局部侵蝕現象發生。

(4) 與島狀Ag-CuO觸點相比,骨架Ag-CuO觸點在反復開斷過程中,基體內CuO相與Ag界面處不易產生應力和應變集中,這是由于骨架CuO結構對觸點表面起支撐作用,可有效分散熔池表面局部沖擊力,延緩觸點表面裂紋產生,提高Ag-CuO觸點的抗侵蝕性能。