Материалы и свойства электрических контактов - Берент В.Я.

Автор: Берент В.Я.
Теги: общественные науки электроника материаловедение
Год: 2005
Похожие
Эмиссионные свойства материалов
Электрические свойства полимеров
Строение и свойства авиационных материалов
Нанокристаллические материалы: методы получения и свойства
Текст
                    вниижт
Всероссийский научно-исследовательский
институт железнодорожного транспорта
В.Я. Берент
МАТЕРИАЛЫ И СВОЙСТВА
ЭЛЕКТРИЧЕСКИХ КОНТАКТОВ
УСТРОЙСТВАХ ЖЕЛЕЗНОДОРОЖНОГО ТРАНСПОРТА
Москва 2005
Сканирование
ТРУДЫ
Всероссийского
ордена Трудового Красного Знамени
научно-исследовательского института
железнодорожного транспорта
В. Я. БЕРЕНТ
МАТЕРИАЛЫ И СВОЙСТВА
ЭЛЕКТРИЧЕСКИХ КОНТАКТОВ
В УСТРОЙСТВАХ ЖЕЛЕЗНОДОРОЖНОГО ТРАНСПОРТА
ИНТЕКСТ
Москва- 2005
УДК 385.00
Берент В. Я. Материалы и свойства электрических контактов в устройствах железно-
дорожного транспорта — М.: Интекст. 2005. — С.408.
Рассмотрены условия работы электрических контактов, используемых в различных
устройствах железнодорожного транспорта, основное внимание уделено скользящим
контактам. Обобщены результаты теоретических и практических исследований кинема-
тики контактов, характера их токовой нагрузки, конструктивных особенностей, эрози-
онных процессов на контактах, деструктивных явлений, сопровождающих токосъем.
Уделено внимание своеобразию формирования вторичных структур в рабочем слое кон-
тактов, свойствам материалов контактов, приведены технологии их изготовления.
Книга рассчитана на специалистов, разрабатывающих и эксплуатирующих электро-
технические устройства железнодорожного транспорта, и может быть полезна студентам
транспортных вузов.
Ил. 190, табл. 23, библиотр. назв. 364.
Редакционный совет: И. С. Беседин (председатель), В. П. Привалов, С. А. Сапож-
ников, Е. А. Шур, В. М. Федин, Г. И. //адских (ответственный секретарь)
Заведующая редакционно-издательским отделом Г. И. Нарских
Редакторы: И. К. Петушкова, Г. И. Нарских
. ”01010000 005
’	<56(01) 05
1.1К.131ЮС
ISHN 5 89277 064 8
©ВНИИЖТ, 2005
© «Интекст», 2005
ОТ АВТОРА
Автор книги в течение нескольких десятков лет занимался разработ-
кой составов, технологий изготовления материалов для различных элек-
трических контактов, изучением их повреждаемости и явлений, вызы-
вающих ее. Работы проводились во Всероссийском (ранее Всесоюзном)
научно-исследовательском институте железнодорожного транспорта
(ВНИИЖТ) с участием специалистов Всероссийского научно-исследо-
вательского института кабельной промышленности, института «Цветмс-
гобработка», Института машиноведения АН России, НИИграфита,
ЦНИИчермета, Института стали и сплавов, Московского университета
инженеров железнодорожного транспорта, Института черных металлов
АН России им. Бардина, Института проблем материаловедения АН Ук-
раины, Тверского и Чебоксарского технических университетов.
Научные разработки внедрялись на заводе «Средазкабель», Вык-
сунском металлургическом заводе, в ЗАО «Транскат», на Бушевецком
заводе, на заводах «Электроконтакт» и «Центросвар», в ЗАО «Тран-
скатКабель». Коллективы этих предприятий с большой ответствен-
ностью и пониманием подходили к нововведениям, помогали в освое-
нии новых технологий и изготовлении новых изделий.
Что касается предприятий ЗАО «Транскат» и ЗАО «ТранскатКа-
бель», то автор стоял у истоков их организации и оснащения произ-
водственным оборудованием под разработанные им технологии изго-
товления электрических контактов. На этих предприятиях осваива-
лось производство разработанных автором бесстыковых медных и
низколегированных контактных проводов с формированием их фа-
сонного профиля прокаткой и низколегированных многопроволоч-
ных несущих тросов для электрифицированных железных дорог.
На Выксунском металлургическом заводе была освоена прогрес-
сивная технология изготовления токосъемных пластин прокаткой по-
рошков как в монослойном, так и в биметаллическом исполнении.
Внедрение на железнодорожном транспорте предложений автора
позволило повысить надежность токосъема, снизить стоимость обслу-
живания электрифицированных железных дорог.
Автор высоко оценивает вклад в разработку материалов контактов,
технологии и освоение их производства следующих специалистов:
В. Я. Алехина, А. В. Алешиной, В. В,- Бельдея, А. К. Николаева, А. В.
3
Зайчикова, М. В. Хованского, Ф. Г. Свидовского, 3. В. Игнатьева, Ю.
Н. Щербы, Л. С. Шмелева, Н. В. Гуревича, Л. П. Строка, А. А. Порце-
лана, Л. Ф. Белова, Е. А. Калашникова, И. С. Гершмана. Автор выражает
глубокую благодарность рецензентам рукописи докторам техн, наук, про-
фессорам В. В. Измайлову— специалисту в области электрических
контактов и взаимодействия компонентов трибосистемы, Ю. М. Ко-
ролеву, работающему в области порошковой металлургии, В. Н. Фе-
дорову — специалисту по металловедению медных контактов. Их цен-
ные замечания позволили улучшить содержание книги.
В. Я. Берент
4
ВВЕДЕНИЕ
Большая часть производимой электроэнергии тем или иным путем
проходит через различные электрические контакты. По ГОСТ 14312
электрическим контактом называется соединение тел, обеспечиваю-
щее непрерывность электрической цепи.
В соответствии с природой контакта, кинематикой движения, ха-
рактером токовой нагрузки, конструктивными особенностями элек-
трические контакты подразделяют на несколько типов.
По геометрической форме контактных поверхностей контакты мотуг
быть точечными, линейными, плоскостными, по токовой нагрузке —
сильноточными и слаботочными, по кинематике— неподвижными,
разрывными, катящимися и скользящими. В зависимости от техноло-
гии выполнения неподвижные контакты могут быть паяными, сварны-
ми, клеевыми или зажимными с механическим соединением.
В ряде случаев электрические контакты, кроме своего основного
назначения — пропускать электрический ток, выполняют роль дета-
лей, без которых невозможно провести монтаж ряда сооружений
(контактная подвеска электрифицированных железных дорог).
Развитию электрифицированных дорог в России уделялось и уде-
ляется большое внимание. В связи с этим постоянно ведутся работы
по совершенствованию и повышению надежности различных элек-
трических koi пактов, так или иначе участвующих в обеспечении пере-
дачи электрической энергии с контактной сети на электроподвижной
состав. При этом арматура контактной сети, предназначенная для со-
единения проводов в контактной подвеске, представляет собой непо-
движные контакты. Электрический ток через сильноточный скользя-
щий контакт снимается с контактного провода токосъемными эле-
ментами полозов токоприемников и поступает в силовую цепь по-
движного состава. В цепях питания приборов, систем контроля и ав-
томатики электроподвижного состава электрический ток проходит че-
рез различные контакты.
Надежная работа сильноточного скользящего контакта, коммути-
рующих контактов, осуществляющих размыкания и замыкания элек-
трических сетей, а также неподвижных контактов определяется преж-
де всего элементами, обеспечивающими беспрепятственное прохож-
дение тока. Специфика работы указанных контактов обусловлена
действием многочисленных факторов, зависящих от конструкции и
материалов контактов, условий эксплуатации и воздействий внешней
5
среды. Влияние перечисленных факторов таково, что в ряде случаев,
несмотря на правильно разработанную конструкцию и правильно по-
добранный материал, контакты не могут при определенных внешних
условиях обеспечить надежную передачу электроэнергии. Очень труд-
но полностью предусмотреть все негативные воздействия при кон-
струировании контактов и выборе материала для них, хотя всегда
стремятся учесть сложные случаи эксплуатации, чтобы по возмож-
ности обеспечить надежный токосъем при неблагоприятных условиях
окружающей среды.
Из сказанного ясно, насколько существенно и важно для практики
исследовать все факторы, влияющие на работу электрических контак-
тов, и учитывать их в процессе поиска конструкторских решений,
оказывающих влияние на работоспособность контактов, при подборе
и разработке материалов для контактов, определении оптимальных
условий эксплуатации каждой пары контактов.
Работа электрических контактов сопряжена со сложными физико-
химическими процессами, протекающими на их поверхностях. В экс-
плуатации на них образуются соединения, которые могут значительно
повлиять на первоначальные свойства материала. В связи с этим
очень важным является изучение процессов на поверхностях контак-
тов и в межконтактном промежутке, что позволит оптимизировать
требования к материалам контактов, условиям их работы и в конеч-
ном итоге повысить надежность коммутации тока.
В настоящей работе приведены результаты исследований эрозион-
ных процессов на контактах, деструктивных явлений, сопровождаю-
щих токосъем, своеобразия формирования вторичных структур в ра-
бочем слое контактов, изучения свойств материалов контактов, разра-
ботки технологий их изготовления.
6
Глава 1
НЕПОДВИЖНЫЕ КОНТАКТЫ
1.1.	Виды неподвижных контактов
Неподвижные контакты весьма разнообразны. Токоведущие кон-
тактные соединения изготавливают различными способами. Примене-
ние того или иного способа зависит от материалов соединяемых дета-
лей, площади и формы сечения проводников, условий монтажа, требо-
ваний эксплуатации.
В зависимости от положения при контактировании элементов по
отношению друг к другу различают соединения внакидку по торцам и
встык. Тот или иной вид соединения выбирают в зависимости от
условий монтажа и эксплуатации.
При осуществлении контактных соединений могут быть использо-
ваны технологии электросварки контактным разогревом с использо-
ванием угольного электрода, технологии газоэлектрической, газовой,
термитной, контактно-стыковой сварки, холодной сварки под давле-
нием, сварки взрывом, пайки, скрутки, стягивания болтами плашек
зажимов с соединяемыми проводами.
Сварка неразъемного соединения металлов представляет собой мест-
ное сплавление двух деталей с образованием металлургического соедине-
ния их металлов. При электросварке способом контактного разогрева ис-
пользуется локальный нагрев стыка соединяемых проводников, обус-
ловленный его высоким электросопротивлением. При других видах
сварки необходимая тепловая энергия выделяется в зоне соединения
вследствие либо возбуждения электрической дуга угольным электродом,
либо сжигания газа, поступающего из горелок, либо окислительной ре-
акции, развивающейся в смеси металлов и окислов (термитная сварка).
Технология пайки также предусматривает нагрев соединяемых де-
талей. Тепло, выделяемое в месте соединения, влияет на свойства
проводников, находящихся в непосредственной близости к нему. В
зависимости от выделяемой энергии и длительности операции соеди-
нения в металле проводников может проходить разупрочнение, свя-
занное с процессами рекристаллизации и возврата в нагартованном
металле. Понижение характеристик механических свойств в зоне со-
единения является недостатком технологий, при которых происходит
интенсивный нагрев зоны соединений проводников.
Холодная сварка давлением, напротив, приводит к интенсивному
повышению прочности соединения в результате интенсивной нагар-
7
товки металла проводников, но и здесь возникает неравномерность
распределения значений механических характеристик в месте соеди-
нения.
Соединения с использованием опрессовки, скрутки, стягивания
болтами плашек зажимов не обеспечивают высоких электрических ха-
рактеристик, так как нет металлургической связи между проводниками.
Поскольку отсутствует тепловое воздействие, механические характери-
стики проводников в соединении не изменяются.
Соединения, выполненные с использованием электропроводных
клеев, также позволяют избежать нагрева проводников.
Если проводимость припоя или клея достаточно высокая, то поте-
ри электрической энергии в неподвижных контактах малы. Примером
таких соединений являются конструкции токосъемных элементов по-
лозов токоприемников из металлоуглеродного материала, располо-
женных на несущем основании в виде профиля из алюминиевого
сплава. В этой конструкции антифрикционный контактный материал
соединен с несущим основанием с помощью токопроводящего клея
(изготовитель — фирма Hoffman).
К неподвижным контактам относятся соединения между коллек-
торными пластинами и обмоткой электродвигателей; при этом надеж-
ный контакт концов обмотки в пазах коллекторных пластин обеспе-
чивается пайкой или сваркой. В таких контактах отсутствует физиче-
ская граница между соединенными проводниками.
Совершенно иной принцип взаимодействия неподвижного кон-
такта наблюдается в разного рода зажимах, болтовых, винтовых и то-
му подобных соединениях, предназначенных для более или менее
длительного неподвижного соединения проводников. Такие контакты
выполняют, как правило, путем механического соединения провод-
ников непосредственно с помощью болтов или свинчиванием, а так-
же используя для обеспечения связи между проводниками промежу-
точные детали — зажимы. Контакты, выполненные механическим со-
единением, могут быть в любой момент собраны или снова разобраны
без повреждения проводников и зажимов.
Примером контактов с зажимами являются соединения между пло-
скими поверхностями шин, достаточно надежное контактирование ко-
торых обеспечивается благодаря упругой деформации. К контактам
другого вида относятся также зажимы арматуры линий электропереда-
чи и контактной сети электрифицированных железных дорог. Зажим,
как правило, представляет собой две плашки, охватывающие провода с
двух сторон и соединенные болтами.
Надежность работы зажимных контактов определяется, прежде
всего, прочностью их деталей, работоспособностью болтовых соеди-
нений, коррозионной стойкостью, постоянством электросопротивле-
ния, отсутствием повышенного нагрева соединения.
8
1.2.	Влияние состояния контактных поверхностей,
сил сжатия, свойств материалов контактов
на их электрические характеристики
В зажимных контактах происходит не сплошное соприкосновение
сопрягаемых поверхностей, а только их отдельных участков. При этом
многоточечное контактирование обусловлено неровностью и шерохо-
ватостью соединяемых поверхностей. Из-за различных шерохова-
тостей, непроводящих пленок загрязнения и окислов реальная пло-
щадь контактирования в сотни раз меньше номинальной.
Решающее влияние на поведение неподвижных контактных соеди-
нений оказывает переходное сопротивление, которое в значительной
степени определяется фактической площадью касания. Эта площадь
состоит из участков с металлическим контактом, участков с квазиме-
таллическим контактом (их поверхность покрыта тонкими пленками,
через которые проходит ток вследствие туннельного эффекта) и уча-
стков, покрытых органическими пленками, или пленками потускне-
ния, не проводящими электрический ток.
Электрический ток проходит через чисто металлические участки
контактирования и в меньшей степени через квазиметаллические
участки. Туннельный эффект возникает при толщине пленок 25 - 30 А,
электросопротивление которых на три порядка выше, чем металли-
ческого контакта. Вследствие этого переходное сопротивление в
основном определяется участками металлического контактирования.
Количество таких участков и их площадь определяются шерохова-
тостью поверхностей контактов, силой сжатия корпусов соединяемых
зажимов и свойствами их материалов.
Такое взаимодействие зажимных контактов и указанное прохожде-
ние через их соприкасающиеся поверхности электрического тока при-
суши также коммутационным и скользящим контактам. Контактное
сопротивление обусловлено не только пленками на соприкасающихся
поверхностях, но и тем, что происходит стягивание линий тока, про-
ходящего из одной детали контакта в другую через отдельные участки.
Как бы тщательно ни были отшлифованы контактные поверхности,
электрическое сопротивление проявляется в отдельных точках, обра-
зуемых выступами шероховатой поверхности.
В результате проведенных исследований установлено, что факти-
ческая площадь соприкосновения в шинах соединения составляет
1 -5 % номинальной площади [1].
Важной характеристикой микрорельефа является среднее арифме-
тическое отклонение профиля Ra; по значению этого отклонения
определяется класс чистоты поверхности. Величина R? рассчитывается
как среднее арифметическое значений, полученных при десяти изме-
рениях высоты микронеровностей в различных точках поверхности.
Высота неровностей R: — среднее-расстояние между находящимися в
9
Рис. ). I. Зависимость отношения Я./Д от
максимальной высоты неровностей Л,„ах (кри-
вая /) и среднего радиуса г кривизны микро-
выступов соприкасающихся поверхностей
(кривая 2) при среднем давлении в зоне кон-
такта 10 МПа/мм2 и номинальной плошали
контактирования 10 000 мм2
пределах базовой длины пятью высшими точками выступов и пятью
наиболее низкими точками впадин. Максимальная высота неровно-
стей йг,вх =1,25 Лг.
Сопротивление соединения двух контактов в электрической цепи
складывается из переходного сопротивления RK этих контактов и со-
противления Л собственно контактных элементов, образующих со-
единение.
Из зависимости отношения RK/RC от максимальной высоты неров-
ностей Лтах и радиуса г закругления вершины неровностей обеих по-
верхностей (рис. 1.1) следует, что оно увеличивается с ростом /гтах и
уменьшается по мере повышения среднего радиуса кривизны микро-
выступов [1].
В работах, посвященных вопросам контактирования твердых тел
|2], определены зависимости переходного сопротивления от микроре-
льефа контактных поверхностей:
_ 0,87Л(/г)/(а/р)РЕ/г max
Кк~ Л(1-Ц2)Р
где к(И) — коэффициент, учитывающий влияние ограничения облас-
ти стягивания микрорельефом контактных поверхностей; у(а/Р) —
коэффициент, характеризующий влияние эллиптичности контактно-
го пятна; Е — модуль Юнга материала контакта; ц— коэффициент
Пуассона; Р — сила контактного сжатия.
При этом сопротивление контактов, образованных шероховатыми
поверхностями, определяется статистически, на основании нормаль-
ного закона распределения размеров микровыступов.
Переходное сопротивление в значительной степени зависит от си-
лы сжатия контактов.
При малых давлениях, контактном прижатии или нагрузке сила,
приложенная к деталям зажимного контакта перпендикулярно их по-
верхности соприкосновения, будет определять небольшое число уча-
стков, через которые проходит электрический ток. В связи с этим пе-
реходное сопротивление — электрическое сопротивление зоны кон-
тактирования, определяемое фактической площадью контактирова-
10
ния, будет высоким. В случае увеличения давления при больших си-
лах затяжки болтов начнется пластическое деформирование участков
контактирования; в результате сближения поверхностей будет увели-
чиваться число участков с фактической площадью контактирования.
Повышение площади фактического контактирования приведет к сни-
жению переходного сопротивления соединения.
Это соответствует представлениям И. В. Крагельского. Экспери-
ментально было показано, что рост количества контактирующих пя-
тен пг происходит значительно интенсивнее, чем увеличение площади
ЛА, одного пятна при увеличении нормальной нагрузки N на контакты
с шероховатыми поверхностями (рис. 1.2).
Р. Хольм математически для многоточечного контакта установил,
что переходное сопротивление контактов определяется выражением [3]
/?к = р/(2апг),
где р — удельное электрическое сопротивление; а — радиус контакт-
ного пятна; пг — число контактных пятен.
Из этого выражения следует, что переходное сопротивление зави-
сит от шероховатости поверхности. При пластичности контактов и де-
формации микровыступов в случае приложения сжимающих сил фак-
тическую площадь касания, определяющую величину 7?к, характеризу-
ет выражение:
Аг = Р/Нв,
где А, — фактическая площадь касания; Р — нормальная сила сжатия
контактов; Нв — твердость контактов.
Так как твердость материала контактов взаимосвязана с их пределом
текучести о5, то фактическая площадь касания Аг также будет снижаться
с повышением о, (рис. 1.3). Зависимости переходного сопротивления
контактов от сил сжатия рассмотрены во многих работах [1,2].
Из зависимостей переходного сопротивления контактов (рис. 1.4)
и отношения RJR, (рис. 1.5) от прикладываемой к контактам силы Р
Рис. 1.2. Изменение числа пятен касания
пг, площади касания одного пятна ЛА, и
фактической площади касания А, при уве-
личении нагрузки ТУ на контакты
Рис. 1.3. Изменение фактической площади
касания А, в зависимости от предела теку-
чести о., при упругопластическом взаимо-
действии контактов
11
Рис. 1.4. Зависимость переходного сопро-
тивления контактов от нормальной на-
грузки, прикладываемой к ним:
1 — по В. А. Благурову; 2 — по Р. Хольму; 3 — по
Мерлу; 4 — по Чельчлину; 5 — по В. С. Савченко
Рис. 1.5. Зависимость отношения RJRC от
номинальной нагрузки Р, прикладываемой
к контактам:
1 — по Р. Хольму; 2 — экспериментальная
кривая
следует, что с увеличением силы сжатия контактов их переходное со-
противление в соединении снижается [1, 4]. Это связано с ростом
фактической площади контакта и увеличением числа единичных пя-
тен касания (см. рис. 1.2), что подтверждено И. В. Крагельским.
От номинальной площади контактов переходное сопротивление
зависит в малой степени. Так, при ее увеличении в 10 раз переходное
сопротивление уменьшается на 30-40 % [1]. Это следует из зависи-
мости Rr/R„ от номинальной площади контактов А„ (рис. 1.6).
На электрические характеристики зажимов влияет и состояние
поверхностей их сопряжения с проводами. Согласно представлениям
Р. Хольма 13], если все фактические площади касания в контактах на-
гружены до предела текучести их материала, то сопротивление много-
точечного контакта:
R = р/3 JlHGs/ПгР ,
где ст., — предел текучести материала контактов; р — давление в кон-
такте; пг — число фактических точек касания.
Рис. 1.6. Зависимость отношения RJR.^ от Рис. 1.7. Зависимость отношения Rr/Rc от
номинальной площади контактов	твердости материалов контактов при чис-
тоте поверхности V5
12
Представленная зависимость показывает, что электрическое со-
противление уменьшается с увеличением числа фактических площа-
дей касания.
В зависимости от пластических свойств материалов зажимов фак-
тическая площадь контактов может составлять 3,6 -4,5 % номиналь-
ной для отожженного металла и 1 -3 % для наклепанного 11, 5].
Из зависимости величины Rv/Rc от твердости материалов контак-
тов (рис. 1.7) следует, что по мере увеличения твердости контактов на-
блюдается повышение переходного сопротивления. В связи с этим
контактные поверхности соединений рекомендуется покрывать ме-
таллами, имеющими небольшую твердость. Это согласуется с зависи-
мостями, установленными И. В. Крагельским, в соответствии с кото-
рыми при упругопластическом контакте площадь фактического каса-
ния значительно снижается с увеличением предела текучести матери-
ала контактов (см. рис. 1.3).
1.3.	Влияние на переходное сопротивление контактов
пленок с диэлектрическими свойствами
Перед сборкой неподвижных разъемных контактов в соединение
их поверхности тщательно очищают от загрязнений и окисных
пленок. Наилучшим способом снятия окисных пленок с контактных
поверхностей является их очистка под слоем жидкой смазки — вазе-
лина. Однако в процессе эксплуатации слой смазки испаряется, и в
стык между плашками зажима соединения проникают влага и газы из
окружающей среды, что приводит к образованию на контактных по-
верхностях посторонних пленок. Последствием этого является повы-
шение переходного сопротивления соединения, в результате чего мо-
жет возникнуть аварийная ситуация. Повышение переходного сопро-
тивления связано с тем, что в области точек фактического контакта
площадь металлических участков соприкосновения снижается вследст-
вие образования пленок и появления квазиметаллического контакта.
Это сопровождается повышением температуры соединения, что соз-
дает дополнительные предпосылки для дальнейшего уменьшения ме-
таллических участков контактирования.
Зависимости изменения контактного сопротивления соединения
от количества циклов нагрева, обусловленного прохождением элек-
трического тока, наглядно демонстрируют увеличение этой величины,
что является следствием появления окисных пленок на контактных
поверхностях (рис. 1.8).
Отрицательное воздействие на работу электрических контактов
оказывает атмосферная коррозия. Содержащиеся в атмосфере различ-
ные окислы (СО2, SO2) и сернистые соединения (H2S) при взаимо-
действии с водой (влагой воздуха) образуют растворы кислот, которые
и являются электролитами в гальванических процессах между контак-
L3
Рис. 1.8. Зависимость сопротивления контакт-
ных соединений из алюминия от числа цик-
лов пи нагревания в результате прохождения
тока:
/ — контакт с продольным разрезом для усиления
сжатия болтами; 2 — контакт без разреза
тами в соединении, а также между металлом контактов и металлом
крепежных конструкций. Снизить электрохимическую коррозию
можно, применив одинаковые металлы контактов. Если металлы раз-
личны, то они должны иметь мало различающиеся электрохимиче-
ские потенциалы.
В связи с этим необходимо исключить непосредственное сопри-
косновение в контактах меди и алюминия, используя биметалл Си —
А1, чтобы обеспечить контакт Си - Си. В средах, содержащих аммиак,
сероводород, хлор, сернистый газ, следует предусматривать покрытие
контактов соединением серебра, кадмия, олова.
Для стабилизации электрических характеристик соединений в те-
чение длительной эксплуатации необходимо предотвращать появле-
ние непроводящих пленок на контактных поверхностях, т. е. сохра-
нять неизменной силу прижатия контактов одного к другому.
В эксплуатации в процессе нагрева соединений натяг, создаваемый
крепежными конструкциями (болтами), снижается, зазор между кон-
тактами увеличивается. Установлено, что основной причиной умень-
шения контактного нажатия является повышенная текучесть цветных
металлов, из которых изготовлены контакты, а также различная де-
формация контактов и стягивающих болтов под действием тепловых
процессов.
Для устранения этого следует заменять стальные болты на болты из
медных сплавов, у которых коэффициент линейного расширения бли-
зок к аналогичному коэффициенту плашек зажимов. Головку сталь-
ных болтов следует делать эластичной со скошенной под углом 5° к
прижимной плоскости, что придает такому болту свойства пружины.
Под гайки болтов следует устанавливать тарельчатые пружины по
ГОСТ 3057 или пакет стальных шайб толщиной 7-8 мм, удлиняю-
щий стальной болт, либо конические жестко пружинистые шайбы по
ГОСТ 3391.
Проверка рациональности таких предложений после 400 циклов
пропускания через соединение тока показала, что наилучшие резуль-
таты в отношении стабилизации контактного нажатия в плашках за-
жимов дает использование тарельчатых пружин и применение болтов
из медных сплавов [ 1 ].
14
Для уменьшения влияния пленок на контактное сопротивление
осуществляют герметизацию швов соединений смазками (вазелин,
ИзИАТИМ-221, АСМ-1 ит. д.).
Снижение переходного сопротивления в соединениях достигается
применением определенной цикличности сил затяжки болтов, что по-
зволяет повысить фактическую площадь контактов, обеспечивая
пластическую деформацию микровыступов с разрушением окисных
пленок. С этой целью осуществляется предварительное обжатие пла-
шек зажимов, для чего выполняют затяжку болтов с силой 300 -400 Н,
затем затяжку ослабляют, после чего вторично затягивают болты с
меньшей силой: 150 —200 Н.
Повышение электрических характеристик зажимов достигается
увеличением участков с металлическим контактом путем разрушения
окисных пленок, что обеспечивается благодаря использованию при
затяжке болтов не только i юрмальных Р, но и тангенциальных F сил.
Решающее влияние на разрушение окисных пленок оказывает танген-
циальный сдвиг проводов в зажимах и плашек зажимов при проскаль-
зывании в них соединяемых проводов, происходящий в результате
приложения нагрузок. Экспериментально подтверждена полезность
такого мероприятия. В случае сжатия контактов в соединении с силой
Р = 16 кН при коэффициенте сцепления/= Fr/P = 0,5 переходное со-
противление снижается в 15 раз [1].
В связи с эффективностью приложения тангенциальных сил к кон-
тактам соединений возможно при профилактическом обслуживании
зажимов в эксплуатации не разбирать соединение, а прикладывать к
зажимам тангенциальные силы. Это позволяет восстанавливать элек-
трические характеристики соединений.
1.4.	Влияние механической обработки
контактных поверхностей
на электрические свойства контактов
Представляет интерес зависимость переходного сопротивления де-
талей зажимного контакта с проводом от состояния контактных по-
верхностей после механической обработки. Результаты исследований
[5] позволили установить, что при исходном состоянии контактных
поверхностей у медных зажимов номинальное переходное сопроти-
вление достаточно высокое (30 Ом/см2) и значительно изменяется (до
10 Ом/см2) при увеличении давлений в зоне контактирования (от 100
до 600 кгс/см2). При наибольших давлениях разница в переходных со-
противлениях у зажимов, обработанных наждачной бумагой и на-
пильником, мала. Наименьшие значения переходного сопротивления
были достигнуты при обработке поверхностей наждачной (абразив-
ной) бумагой под слоем вазелина, предотвращающего окисление очи-
щенных поверхностей. В этом случае удельное переходное сопроти-
15
вление составило 5 Ом/см2 и практически не менялось при увеличе-
нии давлений со 100 до 600 кгс/см2.
Очистка поверхности контактов абразивной бумагой с мелким зер-
ном приводит к существенно меньшему понижению переходного со-
противления зажимных контактов, чем очистка абразивной бумагой с
крупным зерном 15].
Чем грубее механически обработана контактная поверхность за-
жимных соединений, тем выше их электрические характеристики.
Это было подтверждено исследованиями [6]. Переходное сопротивле-
ние оказалось наиболее низким при обработке поверхностей грубым
напильником. Очистка контактных поверхностей стальной щеткой и
наждачной бумагой привела к меньшему снижению переходного со-
противления.
Рекомендации по обработке контактных поверхностей зажимов
можно дать, выполнив анализ результатов исследований по оценке
влияния формы контактных поверхностей на переходное сопротивление
медных контактов |6]. Если соединение зажимов происходит по плоским
поверхностям, то это сопротивление будет наименьшим (5-20 Ом-10'6)
при давлении 4 -20 кгс/см2 и шероховатости, полученной в результате об-
работки их поверхности грубым рашпилем. В том случае, когда поверх-
ности плоских контактов притерты и отполированы, переходное со-
противление выше (10—90 Ом-Ю 6 при давлении 4-20 кгс/см2). То,
что переходное сопротивление уменьшается с увеличением числа факти-
ческих точек контакта, подтверждается и сравнением его значений у од-
ноточечного контакта сферической формы, у одиночного пирамидовид-
ного и многоточечного, представляющего собой щеточный контакт из
120 пластин с притертыми поверхностями. При давлении 4 кгс/см2 у
первых двух контактов переходное сопротивление составляет соответ-
ственно 60 и 90 Ом-Ю"6, у последнего 30 Ом-Ю"6, а при давлении 20
кгс/см2 — соответственно 25, 35 и 5 Ом-Ю 6. Таким образом, переход-
ное сопротивление зажимных контактов является функцией числа
фактических площадей касания, а не номинального размера поверх-
ностей соприкосновения контактов [6].
В результате анализа изменения переходного сопротивления в за-
висимости от способа обработки контактных поверхностей в соедине-
нии было установлено, что при использовании для этого драчевого
напильника, наждачной бумаги, механической кардощетки площади
касания практически равнозначны [1]. Контактные поверхности ре-
комендуется обрабатывать по 5 -7-му классу.
Проведенные В. В. Усовым |6] исследования плашечных зажим-
ных контактов, соединенных с многопроволочными проводами, пока-
зали, что при контактах длиной 100 мм практически независимо от мате-
риала и конструкции провода, а также обработки контактной поверх-
ности зажимов сопротивление соединения при давлении 25-120 кгс/см2
равно сопротивлению провода или меньше его.
16
Существует мнение, что сопротивление соединения зависит только
от давления в контакте и на него не влияет площадь сопрягаемых по-
верхностей зажима и провода (длина деталей зажима). Если это так, то
переходное сопротивление в контакте зажим —провод при уменьше-
нии общей площади их соприкосновения должно повыситься вследст-
вие уменьшения числа фактических площадей контакта. Однако этого
не происходит: переходное сопротивление уменьшается в результате
деформации многопроволочных проводов и контактных поверхно-
стей зажима на участках их соприкосновения под действием сжимаю-
щих сил. Благодаря деформации многопроволочных проводов необ-
ходимый уровень электрического сопротивления соединения при
снижении длины зажимов достигается в результате большей факти-
ческой площади контакта.
Анализ работ, посвященных исследованиям характеристик зажим-
ных контактов, позволяет установить, что поверхность соприкоснове-
ния деталей зажима с проводом должна обеспечивать коэффициент
дефектности по электропроводности соединения не более единицы
(по ГОСТ 12393), а также отдачу тепловой энергии в корпус.
1.5.	Требования, предъявляемые к арматуре
контактной сети и линий электропередачи
из цветных металлов
Материал и конструкция арматуры должны быть рассчитаны на
механические нагрузки, вызванные натяжением и массой проводов в
цепной подвеске, затяжкой плашек зажимов болтами. Кроме того,
при выборе материала и конструкции арматуры необходимо учиты-
вать ее нагревание при прохождении тока, дополнительные нагрузки
от ветра, гололеда и изморози. Разрушающая нагрузка изделий, вос-
принимающих натяжение проводов, должна составлять не менее 90 %
разрушающей нагрузки соединяемых или анкерных проводов. Для за-
жимов средней анкеровки контактного провода и несущего троса раз-
рушающая механическая нагрузка на растяжение должна быть не ме-
нее 1,5-кратной от допускаемой нагрузки контактного провода.
Практикой использования зажимов различного назначения бы-
ли установлены допустимые для них механические нагрузки. Так,
струновые зажимы должны выдерживать нагрузки на сдвиг, равные
1,3 кН, на срыв— 1,5 кН. Для зажима рессорного троса нагрузка
растяжения установлена равной 3,5 кН, для зажима средней анке-
ровки —10 кН. Питающий зажим должен выдерживать сдвигаю-
щую нагрузку 1,3 кН, соединительный — растягивающую нагрузку'
3,0 кН, соединительный болтовой для медных и стальных тросов — на-
грузку растяжения 20 кН, стыковой для контактного провода — 10 кН,
фиксирующий — нагрузку изгиба 3,5 кН, сдвига 2,5 кН, срыва с про-
вода 1,5 кН (ОСТ 32.204 - 2002).
17
2 1302
Материал арматуры и технологию ее изготовления выбирают ис-
ходя не только из требования обеспечения необходимых прочност-
ных свойств. Должна быть также исключена электрохимическая кор-
розия материала изделий, т. е. обеспечена его совместимость с мате-
риалом проводов, тросов и других деталей, контактирующих с ними.
В случае необходимости использования арматуры, выполненной из
материала, вызывающего электрохимическую коррозию при взаимо-
действии с соединяемыми проводами, следует наносить на поверх-
ность зажима покрытие из металла, аналогичного металлу соединяе-
мых проводов.
Материал зажимов должен обладать высокой коррозионной стой-
костью к атмосферным воздействиям. В том случае, когда требуется
внедрение гребня насечки зажимов в тело соединяемых проводов,
как, например, у стыковых зажимов контактных проводов, металл за-
жимов должен иметь твердость от НВ 130 до НВ 180.
Если арматура не воспринимает нагрузку от натяжения проводов,
то нагрузки, вызывающие сдвиг и срыв, должны быть для нее не ivje-
нее 3-кратной от допустимой для провода. Изделия, воспринимаю-
щие нагрузки от изменения направления проводов, должны быть рас-
считаны на нагрузку, превышающую в 2,5 раза допустимую для про-
вода Арматура, воспринимающая усилия от затяжки болтов, должна
выдерживать без остаточных деформаций допустимые моменты за-
тяжки.
Электрические свойства зажимов, предназначенных для токоведу-
щих соединений, характеризуются коэффициентом дефектности,
определяемым как отношение электросопротивлений соединения и
целого провода, равного по длине соединяемым проводам. Коэффи-
циент дефектности не должен превышать единицы. Этот же коэффи-
циент после нагрева соединения при прохождении номинального то-
ка должен быть не более 1,1, а при пропускании номинального тока
до установившейся температуры — не более 0,9. Обеспечить такие
значения коэффициента позволяют электрические характеристики
материала арматуры, так как его удельное электросопротивление в
значительной степени определяет переходное сопротивление между
корпусом зажима и соединяемыми проводами. Большое влияние на
электрические характеристики зажимов оказывает чистота обработки
поверхностей, взаимодействующих с соединяемыми проводами. Ва-
рьируя этими параметрами, можно получать требуемые электриче-
ские характеристики арматуры.
Желательно, чтобы материал зажимов, пропускающих ток, обладал
низкой твердостью, так как в этом случае он более интенсивно дефор-
мируется под действием сжимающих нагрузок. При этом фактические
площади контакта достаточно велики даже в случае небольших сжи-
мающих нагрузок, что обеспечивает меньшие сопротивления соеди-
нений.
18
Подготовка контактных поверхностей зажимов сводится к очистке
их от грязи и окисных пленок. В случае достаточно больших сил сжа-
тия поверхностей соединяемых деталей наибольшее количество фак-
тических пятен касания достигается при грубой механической обра-
ботке сопрягаемых поверхностей.
При заданной плотности тока, проходящего через соединение,
материал контактов определяет их нагрев. Исходя из теплопровод-
ности и удельного сопротивления металлов установлено, что макси-
мальная плотность тока в контактах из меди составляет 0,3 А/мм2,
из алюминия — 0,16 А/мм2 [6]. Температура нагрева зажимных
контактов тем ниже, чем меньше удельное электросопротивление
и выше теплопроводность их материала. Немаловажную роль при
этом играет соотношение площади поверхности соединения и мас-
сы контакта.
Нагрев соединений током приводит к более интенсивному
окислению контактных поверхностей, что может снизить электри-
ческие характеристики соединений проводов. Чтобы предотвра-
тить это, можно нанести на контактирующие поверхности элек-
тропроводную смазку. Такая смазка позволяет уменьшить кон-
тактное сопротивление за счет увеличения площади контактирова-
ния, снизить температуру в зоне контакта в результате уменьше-
ния переходного сопротивления. При этом переходное сопроти-
вление можно уменьшить в 2 — 10 раз и стабилизировать его на
этом уровне на весь срок службы при температуре до 150 °C [7].
Таким образом, при изготовлении однослойных конструкций дета-
лей зажимного контакта следует выбирать материал, обладающий
наиболее высокой электропроводностью.
1.6.	Материалы контактов и технологии
их изготовления
Большинство зажимов контактной сети выполняют из цветных ме-
таллов. Согласно Каталогу арматуры контактной сети электрифици-
рованных железных дорог в узлах соединения проводов контактной
сети используется 68 различных видов арматуры из цветных металлов;
из них 60 представляют собой неподвижные контактные соединения
проводов, остальные — скобы, вкладыши, коуши, концевые цанговые
зажимы. Из упомянутых неподвижных контактов 57 выполнены в ви-
де двух плашек с пазами для размещения проводов; плашки зажимов
скреплены болтами (как правило, применяется от одного до четырех
болтов). Три зажима представляют собой стыковые цанговые
устройства, обеспечивающие требуемое качество контакта затяжкой
проводов в их корпусе.
Для изготовления указанных изделий арматуры контактной сети
используют медь марки М2, латуни ЛК80-3, ЛК80-ЗА, ЛЦ16К4. брон-
19
a)
Рис. 1.9. Рентгеновские исследования плотности отливок зажимов:
а — литье по выплавляемым моделям; б — литье под давлением
зы БрАЖН10-4-4, БрА9ЖЗЛ, БрАЖ9-4, БрКН1-3, БрОФ6,5-0,15,
БрАЖМЦЮ-3-1,5, а также алюминиевые сплавы АЛ9, АД, АМгб.
Разнообразные (96 видов) неподвижные зажимы из цветных ме-
таллов используются в линиях электропередачи для соединения алю-
миниевых, сталеалюминиевых и медных проводов. Соединения в них
осуществляются скручиванием, опрессовкой, болтовым скреплением.
Атюминиевые зажимы для соединения медных проводов плакирует-
ся медью.
В случае изготовления зажимов литьем химический состав и меха-
нические свойства отливок из бронз должны соответствовать ГОСТ
493, ГОСТ 18175, ГОСТ 5017 и ГОСТ 613, из латуни - ГОСТ 15527,
из алюминия — ГОСТ 1583. При изготовлении горячей штамповкой
арматура должна соответствовать требованиям ГОСТ 8479, а по меха-
ническим характеристикам и химическому составу требованиям стан-
дартов на конкретные материалы.
До 80-х годов прошлого столетия зажимы изготавливали исключи-
тельно из латуни Л 80 литьем под давлением. Такая технология и мате-
риал зажимов не обеспечивали их необходимую надежность; они
часто выходили из строя. Причиной этого было низкое качество их
изготовления: детали зажимов имели многочисленные раковины в
корпусах, что приводило к их разрушению при приложении нагрузки.
Результаты рентгеновских исследований, подтверждающих это, пред-
ставлены на рис. 1.9, а, б.
Переход на новую технологию изготовления зажимов, примене-
ние нового материала позволили резко повысить их качество. Литье
по выплавляемым моделям из-за медленного охлаждения отливки
при кристаллизации обеспечивало получение изделий без газовых
раковин. Использование вместо латуни бронзы БрАЖ 9-4 дало воз-
можность повысить механические показатели (удельное сопротивле-
ние 0,136 Ом-мм2/м, прочность 550 МПа, твердость НВ 140 — 200).
Дальнейшее повышение качества зажимов возможно при переходе
на изготовление их горячей штамповкой, а также применении
бронзы, электропроводность которой может быть повышена в резуль-
тате эффекта дисперсионного твердения. Деформация материала за-
жима способом горячей штамповки позволяет полностью исключить
20
дефекты, которые возникают в зажимах в случае их литья. Кроме того,
материал в результате обработки давлением приобретает большую
прочность.
При изготовлении арматуры контактной сети горячей штамповкой
такие зарубежные фирмы, как Siemens и Rebook, используют сплав
меди с никелем и кремнием. Аналогичный сплав в России стандарти-
зирован, что позволяет использовать его для изготовления зажимов
контактной сети (ГОСТ 18175 ). Сплав меди системы Си - Ni - Si по-
сле закалки и старения приобретает высокие электромеханические ха-
рактеристики (удельное электросопротивление 0,0485 Ом-мм2/м, вре-
менное сопротивление растяжению 600 МПа, твердость НВ 180 -200),
что улучшает свойства зажимов.
Электрические характеристики зажимных контактов зависят преж-
де всего от электрических свойств материала, используемого для дета-
лей зажима, контактирующих с проводом. Чем ниже удельное элек-
тросопротивление материала, тем выше электрические свойства за-
жимного контакта.
Свойства зажимных контактов в значительной степени определя-
ются также их конструкцией. У биметаллического зажима, корпус ко-
торого сделан из железа, а контактная поверхность выполнена из меди
слоем 0,8 -1 мм, коэффициент дефектности в соответствии с ГОСТ
12393 «Арматура контактной сети для электрифицированных желез-
ных дорог» не превышает единицы. Значения его не изменяются даже
после коррозионных испытаний и циклического, многократного про-
хождения тока через соединение. Таким образом, электрические
свойства зажимных контактов определяются исключительно плаки-
рующим слоем меди на контактных поверхностях.
Лужение контактных поверхностей с целью нанесения на металл с
большой твердостью более мягкого (олова) позволяет при меньших
давлениях достигнуть меньшего сопротивления соединений.
Информация о качестве изделий, полученных по технологии твер-
до-жидкой штамповки, свидетельствует о возможности использова-
ния этой технологии для изготовления арматуры контактной сети из
цветных металлов. Исследованиями установлено, что в таких издели-
ях отсутствуют несплошности, а себестоимость их изготовления ниже,
чем аналогичных изделий, полученных литьем по выплавляемым мо-
делям и горячей штамповкой.
1.7.	Конструкция плашечных зажимных контактов
С целью снижения массы контактов осуществлялась их модерниза-
ция. При этом обеспечивалась равнопрочность деталей зажимов по
всем сечениям, определялись допустимые напряжения на изгиб от
сил, возникающих в зажимах при стягивании их плашек болтами. Для
этого пользовались компьютерной, программой EXCEL-97. Расчеты
2]
Рис. 1.10. Зажимы соединительный — аналог КС-55 (а) и питающий — аналог КС-53 (б)
напряженно-деформированного состояния зажимов контактной сети
проводились в Научно-исследовательском институте электрофизи-
ческой аппаратуры (НИИЭФА) им. Д. В. Ефремова и во ВНИИЖТе.
Конечно-элементный анализ напряженно-деформированного состоя-
ния зажимов и распределения в них токов позволил выявить в кор-
пусе плашек участки, испытывающие при затяжке болтов небольшие
напряжения. Эти участки, не снижая общую прочность зажима, мож-
но исключить и таким образом снизить расход цветных металлов на
изготовление зажимов. Так, в корпусе можно убрать угловые участки,
в центральной части предусмотреть отверстия между болтами, исклю-
чить металл между болтами на краевом участке плашек в местах рас-
положения соединяемых проводов (рис. 1.10, а и б).
Исследованиями установлено, что вырезы в плашках несуществен-
но изменяют напряженно-деформированное состояние зажимов, не
оказывают особого влияния на прочность и электропроводность за-
жима, обеспечивают его необходимые эксплуатационные свойства.
1.8.	Соединение проводов сваркой взрывом
Основная масса соединений проводов в контактной сети электри-
фицированных железных дорог осуществляется металлоемкими пла-
шечно-болтовыми зажимами. Такие зажимы вследствие неудовлетво-
рительного электрического контакта нагреваются до температуры,
превышающей допустимую, а плохое качество применяемой армату-
ры приводит к их механическому разрушению. До 10 % повреждений
контактной сети обусловлено этими явлениями.
Кроме того, обслуживание таких соединений связано с большими
затратами, так как согласно Правилам эксплуатации контактной сети
предусмотрена периодическая (один раз в 2 года) ревизия болтовых
соединений, при которой производится подтяжка болтов, а в случае
неудовлетворительного состояния соединения — его переборка с за-
чисткой контактной поверхности. В связи с этим был разработан спо-
соб соединения проводов безболтовой арматурой с использованием
энергии взрыва.
22
Сварка взрывом применяется для соединения многопроволочных
проводов внахлестку и встык, а также контактных проводов встык.
Схема соединения проводов может быть различной.
Соединение проводов с помощью втулок. Многопроволочные прово-
да в зависимости от металла, из которого они изготовлены, вставляют
в цилиндрические втулки из меди марки М1 или алюминия марки А1,
имеющие площадь сечения не меньшую, чем соединяемые провода.
При этом должна быть обеспечена равнопрочность втулки и провода.
Заряд взрывчатого вещества (ВВ) располагают на поверхности
втулки. Так как при взрыве в случае равномерного распределения ВВ
по поверхности цилиндра силы, действующие на провода, взаимно
уравновешиваются, такой способ соединения проводов в цепной под-
веске можно применять непосредственно при ее монтаже.
Данная схема соединения проводов практически не позволяет осу-
ществить высокоскоростной удар метаемой части (втулки) под углом
к поверхности провода и вызвать пластическую деформацию в зоне
соударения в направлении движения фронта детонационной волны.
Металл поверхностных слоев обоих соударяющихся тел должен был
при таком ударе совместно деформироваться в одном и том же на-
правлении с большой скоростью, в результате чего профиль деформи-
рованной зоны в образующемся сварном соединении стал бы волно-
образным. Окисные пленки и другие загрязнения поверхности при
этом дробятся и вытесняются из зоны соединения, обеспечивая схва-
тывание поверхностей. Однако этого в соединении не происходит.
Цилиндрические поверхности втулки и провода не обеспечивают
соударения под необходимым углом, а разветвленная поверхность
скрутки многопроволочных проводов делает неопределенным угол
встречи соударяющихся поверхностей при взрыве. Устранение на-
блюдаемых несоответствий в расположении соединяемых поверхно-
стей и образование прочных связей при сварке взрывом достигаются
благодаря интенсивной деформации металла в тонких приконтактных
слоях, для чего применяют ВВ с достаточно большой скоростью дето-
нации.
Чтобы избежать при сварке взрывом разрушения втулок в месте
стыка соединяемых проводов, что возможно из-за наличия между ними
зазора, ВВ делят на два заряда, стараясь не размещать их против места
стыка проводов во втулке (рис. 1.11). В случае применения втулок боль-
Рис. 1.11. Схема сварки взрывом много-
проволочных проводов во втулке:
1 — заряд ВВ: 2— втулка: 3 — многопроволоч-
ный провод
23
Рис. 1.12. Соединение несущих тросов, полученное сваркой взрывом
шой толщины один заряд В В располагается по всей их длине и для со-
единения алюминиевых проводов А-185 используют алюминиевые
втулки длиной 120 мм, а медных проводов М-120 — медные длиной
150 мм. В случае применения двух разделенных зарядов для алюминие-
вых проводов используют втулки длиной 100 мм, а для медных — дли-
ной 120 мм. Различие в длине втулок при сплошном и разнесенном за-
рядах объясняется тем, что во втором случае в середине втулки концы
проводов остаются недеформированными и при действии растягиваю-
щих напряжений препятствуют выползанию проводов из втулки.
Электрический контакт между соединяемыми проводами осущест-
вляется втулкой, так как концы проводов в ней не соприкасаются. Для
повышения электропроводности соединения в зазоре стыков проводов
размещают пастообразный состав, содержащий порошки графита и
меди. Сварку взрывом при этом проводят двумя зарядами, разнесен-
ными относительно места стыка, которые подрывают одновременно с
противоположных концов.
Практика показала, что прочность и электропроводность соедине-
ния проводов зависят от величины заряда В В, его расположения по
высоте втулки, скорости детонации, схемы сварки, толщины стенки и
длины втулки. Опыт применения сварки взрывом с использованием
втулок подтвердил, что получаемые соединения проводов удовлетво-
ряют требованиям ГОСТ 17441.
Соединения, выполняемые с помощью металлических лент и детони-
рующего шнура. Большая номенклатура проводов осложняет примене-
ние для их соединения сварки взрывом с использованием втулок из-за
того, что требуются втулки самых разных размеров.
В связи с этим было предложено обертывать провода в месте со-
единения медной или алюминиевой лентой в зависимости от металла
проводов.
Замена смеси гексогена с аммонитом на детонирующий шнур с серд-
цевиной из тена (ВВ) упрощает размещение заряда на поверхности со-
единения: шнур плотно навивают на соединение. Замена ВВ не сказы-
вается на качестве соединения, но зато упрощает подготовку к операции
сварки взрывом.
24
Использование металлической ленты и детонирующего шнура
позволяет соединять провода внахлестку (рис. 1.12). При этом ока-
зывается возможным соединять провода разного сечения, длинно-
мерный провод с концом другого провода, а также одновременно
три-четыре провода. Кроме того, повышается прочность и электро-
проводность соединения в результате большей деформации соеди-
няемых проводов и непосредственного контакта между ними на
большей площади.
Соединения проводов внахлестку. Все соединения внахлестку прово-
дов А-185 и М-120 (длина соединения 80 мм), медных (длина 100 мм) и
алюминиевых (80 мм) имеют такую же механическую прочность и
электропроводность, как и целые провода. Хорошие результаты полу-
чены при соединении внахлестку различных многопроволочных про-
водов с медными и алюминиевыми шинами.
Микроскопические исследования соединений проводов позволили
установить, что в местах соприкосновения проводов друг с другом и с
соединительными деталями (втулка, лента) металл подвергается рас-
плавлению, высокой пластической деформации, сопровождающимся
появлением волнообразного рельефа, или в результате опрессовки по-
верхности плотно прилегают одна к другой. Процессу сварки способ-
ствуют кумулятивные струи, возникающие в воздушных промежутках
между проводами, которые очищают соединяемые провода от окис-
ных пленок и других загрязнений. Эти же струи, нагревая провода до
высокой температуры, приводят к их соединению в результате взаим-
ного оплавления и сплавления поверхностей.
Металлографические исследования показали, что сварка между
слоями фольги на соединениях проводов проходит достаточно хоро-
шо: обеспечивается пластическое течение металла на соприкасаю-
щихся поверхностях; доля оплавленных участков небольшая.
Хуже качество сварки в местах соединения проволок наружного пови-
ва. Здесь наблюдается обтекание проволок металлом соединителя (фоль-
ги) в результате его пластического течения. При этом осуществляется хо-
лодная сварка или оплавление соприкасающихся поверхностей. Сварива-
ния проволок внутреннего повива не происходит, малоэффективна свар-
ка и внутренних проводов с внешним повивом (рис. 1.13).
Рис. 1.13. Поперечное сечение соединения
многопроволочных проводов из алюминия и
меди внахлестку с обертыванием медной
лентой
Си
25
Большие полости (микропустоты) наблюдаются между проволока-
ми в центральной части проводов, где давления значительно ниже. В
этой части существенна деформация проволок, но непровары занима-
ют 50—70 % поверхности проволок. Круглое сечение проволок пре-
вращается в квадратное или многоугольное. Повышается микротвер-
дость поверхности медных проволок с 1190 до 1250 МПа.
’Таким образом, при соединении многопроволочных проводов вна-
хлестку только проволоки их внешних повивов сварены и имеют плотный
контакт с соединительным элементом — слоями фольги. В связи с этим
растягивающие и токовые нагрузки в основном воспринимают проволо-
ки внешних повивов и соединительный элемент. На проволоки внутрен-
них повивов все виды нагрузок передаются только через механическое за-
цепление и с помощью трения, возникающего между их поверхностями.
На 10 —40 % поверхностей соединяемых проводов наблюдается ме-
талл в литом состоянии. Особенно большие объемы оплавленного ме-
талла наблюдаются в пустотах, образованных четырьмя соседними
проволоками и двумя проволоками с соединительным элементом, т. е.
в местах с наибольшими зазорами между соединяемыми деталями в их
исходном состоянии перед взрывом.
Образование довольно плотных оплавленных участков металла в
небольших зазорах связано с чрезмерной пластической деформацией,
имеющей импульсный характер, при взрыве (90 % энергии, затрачен-
ной на пластическую деформацию, переходит в тепло).
Появление в больших зазорах рыхлой литой структуры металла с
большим количеством газовых раковин округлой формы, а также уса-
дочных раковин связано с выделением значительной тепловой энер-
гии при действии кумулятивных струй. Оплавленные участки в соот-
ветствии с условиями теплоотвода имеют столбчатую структуру. Как
правило, деформированная структура металла, соприкасающаяся с
литым металлом, не претерпевает изменений, что связано с быстро-
течностью процесса сварки взрывом. Иногда из-за большого коли-
чества тепла, выделяемого по соседству с областями оплавленного ме-
талла, структура деформированного металла проводов претерпевает
рекристаллизацию обработки. У этих участков металла с мелким рав-
ноосным зерном микротвердость снижается до 850 МПа при твер-
дости медных проволок в исходном состоянии 1190 МПа.
В сварных соединениях многопроволочных проводов из разнородных
металлов количество непроваров увеличивается. Сваривание разнород-
ных металлов происходит менее успешно, чем однородных. В случае
оплавления проволок доля оплавленного алюминия выше, чем меди.
Медь и алюминий не образуют непрерывный ряд твердых растворов, и
поэтому их сплавы склонны к микронеоднородности по химическому
составу. Действительно, зоны оплавленных металлов имеют различные
участки: медного цвета с тонкой структурой, микротвердость которых
составляет 660 - 820 МПа; сочетающие в равной мере окраску меди и
26
алюминия с микротвердостью 1500-2600 МПа; с однородной структу-
рой более светлого оттенка, чем цвет алюминия, с микротвердостью
1540-1800 МПа; с тонкой структурой ярко-желтого цвета и микротвер-
достью 4500 -4740 МПа. В связи с этим оплавленные участки разнород-
ных металлов, обладающих ограниченной растворимостью в зависимости
от физико-химических свойств сплавов, могут оказывать различное влия-
ние на прочност! ibie характеристики сварных соединений.
Ненадежность работы сварных соединений проводов из разнород-
ных металлов связана с появлением в зоне сварки хрупких интерметал-
лидов, что приводит к значительному снижению прочности (до 20 МПа)
соединений проводов. Интерметаллиды в сплавах Си - А1, образую-
щиеся в результате редиффузии под действием нагрева соединения
(«150 °C), имеют высокую микротвердость: 5150 - 5500 МПа.
Однако длительные (150-500 ч) стендовые испытания при токе
600 А с нагревом соединения до температуры 120 °C и растягивающих
нагрузках 500, 750 и 800 кгс показали, что интерметаллиды на стыке
меди и алюминия не появляются. Многолетняя практика соединения
алюминиевых и медных проводов с использованием сварки взрывом
также подтвердила отсутствие интерметаллидов на их стыках.
Появление интерметаллидов на поверхностях соприкосновения
медных и алюминиевых проводов в случае принудительного нагрева
позволяет оценить качество полученного соединения проводов. Диф-
фузионные процессы между двумя разнородными металлами могут
проходить только на поверхностях их соприкосновения при холодной
сварке или оплавлении.
Соединение проводов встык. Значительные преимущества имеют со-
единения многопроволочных проводов встык. Чтобы осуществить та-
кое соединение, расплетают концы многопроволочных проводов на
длине 50 - 60 мм и отгибают по образующей конусы на угол 45 - 60°.
Отогнутые проволоки всех рядов повива очищают наждачной бумагой.
Проволочные конусы из отогнутых проволок вставляют по оси много-
проволочных проводов один в другой до упора и отгибают проволоки
конусов к сплетенным участкам проводов. Полученное соединение
обертывают фольгой из меди или алюминия в зависимости от металла
проводов. Достоинство такого соединения состоит в том, что каждая
проволока одного многопроволочного провода соприкасается с соеди-
нительным элементом и с проволоками другого провода. Следователь-
но, растягивающие и токовые нагрузки равномерно распределяются
между всеми проволоками многопроволочных проводов (рис. 1.14, а).
Отмечается улучшение качества соединения встык многопрово-
лочных медных и алюминиевых проводов вследствие того, что лучше
свариваются алюминиевые проволоки и слои алюминиевой фольги,
располагаемые на нерасплетенном медном проводе (рис. 1.14, б). В
этой конструкции медный провод, обладающий более высокой твер-
достью, чем алюминиевый, выполняет роль наковальни.
27
Рис. 1.14. Расположение медных и алюминиевых проволок в различных поперечных се-
чениях соединения многопроволочных проводов встык:
а — центральная часть соединения: б — участок нерасплетенного медного троса; в — участок нерас-
плетенного алюминиевого троса
Качество соединения встык многопроволочных проводов ухудша-
ется на тех участках, где медные проволоки располагаются на поверх-
ности нерасплетенного алюминиевого провода (рис. 1.14, в). Образу-
ются несплошности в случае расположения двух алюминиевых прово-
лок против одной медной. Особенно сильно это проявляется при свар-
ке встык многопроволочных проводов А-185 и МГГ-95, когда медные
проволоки плотным кольцом окружают алюминиевые. Экранирующее
действие медных проволок сказывается при сварке алюминиевых, что
приводит к непроварам, которые в этом случае могут занимат ь до 70 %
поверхности. Улучшение соединения встык многопроволочных прово-
дов из меди и алюминия достигается на участке расположения алюми-
ниевых проволок и соединителя из этого же металла на нерасплетен-
ном медном проводе. В этой части соединения происходит выдавлива-
ние (экструзия) алюминия между медными проволоками, а также пе-
ренос его в расплавленном состоянии под действием кумулятивных
струй. В результате не только обеспечивается сваривание разнородных
металлов, но и проявляется заклинивающее действие от проникнове-
ния алюминия между медными проволоками.
Использование двух последовательных взрывов. Такой режим свар-
ки взрывом позволяет повысить качество соединений проводов. При
первом взрыве происходит подготовка соединяемых объектов, что
обеспечивает более качественное взаимодействие при следующей (по-
следней) операции сварки взрывом. Так, под действием первого взры-
ва проволоки деформируются, точечные и линейные контакты между
ними заменяются на плоскостные, поскольку проволоки приобретают
в поперечном сечении форму многогранников, а размеры зазоров на
стыке трех проволок уменьшаются. При первом взрыве поверхности
очищаются от окисных пленок и других загрязнений как в результате
предварительной пластической деформации, так и кумулятивными
струями. При втором взрыве происходит уплотнение оплавленных
28
участков, появившихся при первом взрыве. Второй взрыв не вызывает
перенагартовку как медных, так и алюминиевых проводов, т. е. не
возникает опасность их разупрочнения в эксплуатации.
Результаты металлографического анализа соединений проводов
показали, что относительная протяженность границ сварного соеди-
нения при повторном нагружении увеличивается на 15-20 % в ре-
зультате соответствующего уменьшения протяженности границ со-
единения с опрессовкой и дефектами.
Результаты металлографических исследований. Такие исследования
проводов, соединяемых с использованием энергии взрыва, дают возмож-
ность оценить влияние различных видов ВВ на качес гво сварки. Экспери-
ментально при использовании аммонита 6ЖВ, его смесей с аммиачной
селитрой, тена и гексогена установлено, что электромеханические харак-
теристики и, следовательно, качество соединений проводов не зависят от
скорости детонации ВВ и определяются удельной энергией w, выделив-
шейся при взрыве ВВ на единице плошали соединительного элемента:
w = kQmBB,
где к — коэффициент полезного использования энергии; Q — тепло-
та взрыва или потенциальная энергия данного ВВ, кДж/кг; твв — мас-
са В В, приходящаяся на единицу площади поверхности соединитель-
ного элемента, г/см2.
Оптимальные электромеханические характеристики соединений
проводов достигаются при w = 2,1 -?6,4 кДж/см2.
При увеличении удельной энергии от 2 до 6,4 кДж/см2 металлогра-
фически оценивалась протяженность сварного соединения на грани-
цах между проволоками, образованного при пластической деформа-
ции, протяженность оплавленных границ, а также границ соединения
с несплошностями (рис. 1.15) [8].
Повышение удельной энергии от 2 до 4 кДж/см2 приводит к увели-
чению протяженности границ сварившихся проволок до 33 %. Количе-
ство расплавленного металла с повышением w непрерывно возрастает.
В интервале w = 2,14-4,3 кДж/см2 расплавленные участки располагают-
ся небольшими объемами по границам между проволоками и имеют
плотную литую структуру. Когда w > 4,3 кДж/см2, объем оплавленных
участков и протяженность границ увеличиваются, при 6,4 кДж/см2
длина границ этих участков превышает 30 % протяженности всех гра-
Рис. 1.15. Зависимость относительной
протяженности границ /. между проволо-
ками от удельной энергии заряда ВВ при
прохождении сварки без оплавления ме-
талла (кривая 1), с его оплавлением (2) и с
несплошностями (3)
L, %
40
30
20
10
0
29
ниц. В этом случае в литом металле имеются усадочные раковины и
поры. Несплошности по границам проволок при w = З-гЗ,5 кДж/см2
образуются в основном вследствие их недостаточной деформации.
При w > 4,3 кДж/см2 преобладают пустоты, микропоры, усадочные ра
ковины и трещины, образовавшиеся в расплавленных объемах
металла. В том случае, когда w = 6,6 кДж/см2, эти дефекты наблюдают-
ся на 17 % протяженности Гранин. В граничных зонах при w = 4.3т
6,4 кДж/см2 имеются рекристаллизованные слои металла и его оплав-
ленные участки со столбчатой структурой [8].
В биметаллических соединениях сталеалюминиевых проводов во
всем диапазоне w (от 2,1 до 6,4 кДж/см2) состояние граничных участков
и структуры их металла между отдельными проволоками такие же, как в
сварных соединениях монометаллических проводов. Однако макси-
мальная протяженность границ соединений с металлической связью
несколько больше и составляет около 40 %. Стальной сердечник каж-
дой проволоки играет роль наковальни, на которой деформируется
мягкая алюминиевая оболочка.
Этого не наблюдается при сварке биметаллических сталемедных
проводов, так как нет большой разницы в твердости стали и меди. Из-
за высокой твердости и прочности сталемедных проводов протяжен-
ность границ между проволоками, связанными механически, во всем
диапазоне значений удельной энергии составила практически 70 %.
При использовании двух последовательных взрывов (2x2,2 кДж/см2)
протяженность границ между проволоками с металлической связью уве-
личивается до 50 %. В результате первого взрыва зазоры между провода-
ми, сечения которых деформировались в многогранники, составляют
0,2 —0,5 мм. После второго взрыва происходит сварка подготовленных
граней проволок.
В результате сварки различных сочетаний многопроволочных про-
водов при значении w, отвечающем наибольшей протяженности гра-
ниц сварных соединений между проволоками, разрывные силы, при-
водящие к разрушению проводов вне участка их соединения, соста-
вили 23,8 - 24,3 кН для пары проводов А-185 — М-120, 24,4 кН для
А-185 — А-185 и 38,7 кН для проводов М-120 — М-120. Электросо-
противление соединений соответственно равнялось 11,2-12,1; 9,4 и
10.4 мкОм. Электрические характеристики соединений проводов в со-
ответствии с ГОСТ 17441 оценивались коэффициентом дефектности
Т^д 7?соед/7?пр,
где Лоед и /?Пр — сопротивление соответственно соединения и целого
провода.
Коэффициент дефектности считается удовлетворительным, если
его значения не превышают единицы. Коэффициент Ка зависит от
длины соединительного элемента; при его длине 40 мм К: = 1. Длина
соединителя, превышающая 60 мм, уже мало влияет на значение К..
30
Для любого сочетания монометаллических проводов этот коэффи-
циент в среднем равен 0,7. После длительного прохождения по со-
единению большого тока Кд увеличивается на 4 — 11 %, достигая
0,74- 0,87.
Соединение контактных проводов встык взрывом. В качестве соедини-
тельного элемента используются медный профиль с ручьем по форме
верхней части контактного провода и медная фольга толщиной до 0,8 мм.
Такой соединительный элемент имеет сечение по электропроводности,
эквивалентное сечению контактного провода. Концы стыкуемых прово-
дов вводят в ручей соединительного элемента. Снизу, со стороны рабо-
чей части провода, для обеспечения беспрепятственного прохождения
по соединению полозов токоприемников располагают соединительный
элемент из медной фольги. Медной фольгой обертывают концы прово-
дов вместе с соединительным элементом — медным профилем, причем
так, чтобы на рабочей поверхности контактного провода был лишь один
слой фольги, а вокруг профиля на проводе — два. Для предотвращения
неровностей на проводе в нижней его части на фольгу накладывают же-
леобразную прокладку из полимера толщиной 1,5-2 мм. Взрывчатое
вещество располагают равномерным слоем на поверхности соедини-
тельного элемента и предохранительной прокладки.
Для повышения надежности стыкового соединения контактных
проводов в пазы контактного провода вводят уголки из нержавеющей
стали толщиной 0,8 -1,0 мм с большим количеством отверстий либо
стальные стержни диаметром не менее 2 мм с глубокой винтовой на-
сечкой. Все армирующие элементы размешают между проводом и со-
единительным профилем с ручьем под верхнюю часть провода.
Как показал металлографический анализ, после воздействия взрыва
металл контактного провода и соединительного элемента заполняет в
стальных уголках огверстия, а в стальных стержнях углубления в насеч-
ке, что приводит к увеличению прочности соединения контактных про-
водов.
Сваркой взрывом выполнено около миллиона различных соедине-
ний проводов контактной сети электрифицированных железных дорог.
Альтернативой сварке взрывом является термитная сварка проводов,
так как для нее не требуется подводить газ, электрический ток и сжатый
воздух. Источник энергии в виде термитного заряда позволяет довести
до расплавления участок соединяемых проводов и обеспечить соедине-
ния всех проволок одного и другого многопроволочных проводов.
Однако при этом интенсивно i [агреваются провода в местах, приле-
гающих к зоне расплавления, что приводит к их разупрочнению. Кроме
того, вследствие твердо-жидкого состояния проволок у зоны расплавле-
ния и сохранения формы благодаря трудноудаляемым окисным плен-
кам уменьшается сечение проволок из-за усадки. Не исключается также
возможность попадания в них окисных пленок и ослабления сечения га-
зовыми раковинами.
31
1.9.	Безболтовые обжимные зажимы
Среди безболтовых способов соединения проводов контактной се-
ти несомненным преимуществом обладает способ соединения с ис-
пользованием обжимных зажимов, которые выполняют функции та-
ких болтовых зажимов, как струновой КС-0,46, соединительные типа
КС-054, КС-055 и питающий типа КС-053.
Соединительные обжимные зажимы изготавливают из медной що-
лосы, формируя из нее путем пластической деформации скобу С-об-
разной формы. Для фиксации соединяемых проводов между ними в
корпусе зажима размещают вкладыш с желобообразными выемками
под провода, имеющие цилиндрическую форму (рис. 1.16).
Вкладыш изготавливают из меди или латуни. Кромки соединительно-
го зажима, которые соединяются после обжатия в нем проводов, делают
косыми, чтобы при обжатии они не упирались друг в друга и не создавали
несплошности в соединении, а при соприкосновении скользили одна от-
носительно другой. В этом случае при соединении проводов, имеющих
как большую, так и маленькую площадь сечения, достигается их полное
облегание соединительным зажимом. Для того чтобы корпус соедини-
тельного зажима полностью облегал провод, одну из его кромок выполня-
ют меньшей по толщине и заостренной в виде клина. В этом случае сбли-
жающиеся кромки соединительного зажима не упираются друг в друга, а
заходят одна за другую, обеспечивая плотное соприкосновение соединяе-
мых проводов с корпусом зажима. Практика применения соединитель-
ных обжимных зажимов показала, что желобообразные выемки в корпусе
вкладыша целесообразно выполнять без насечки.
Соединения многопроволочных проводов с помощью обжимного
зажима отвечают всем необходимым требованиям, предъявляемым к
их электрическим свойствам, имеют низкий коэффициент дефектнос-
ти, стабильно работают в течение длительной эксплуатации.
Для соединения контактного провода с нс. 1.16, б). Прочность его
соединения с контактным проводом достигается применением П-об-
разной шпильки, размещаемой в пазах провода. Чтобы обеспечить не-
Рис. 1.16. Безболтовые обжимные зажимы соединительный (с) и питающий (6)
32
Рис. 1.17. Составной обжимной
питающий зажим:
1 — скоба; 2 — вкладыш; 3 — кон-
тактный провод
обходимую прочность соединения, на ци-
линдрической поверхности шпильки де-
лают насечку или наносят на нее резьбу.
Из-за сложности изготовления зажим с
Д-образным профилем выполняют из
двух отдельных деталей, изготовление ко-
торых существенно упрощается при ис-
пользовании технологий экструдирова-
ния, прокатки, волочения. На рис. 1.17
представлена скоба из меди; в ее верхней
части размещается многопроволочный
провод, а в нижней — контактный провод,
в пазы которого заходят разъемные части
скобы. Контакт проводов в скобе осу-
ществляется с помощью латунного вкла-
дыша.
Для соединения проводов из различ-
ных металлов (алюминия и меди) следует
использовать S-образный зажим, корпус которого выполняется из би-
металлической полосы Си - А1. Его поверхность из алюминия кон-
тактирует с алюминиевым проводом, а поверхность из меди — с мед-
ным. Это позволяет избежать интенсивной коррозии проводов при
соприкосновении с корпусом соединительного зажима.
Опрессовка обжимных зажимов осуществляется ручным прессом
ПГР-20М с силой не менее 200 кН. Для этого пресс дополняют специ-
ально изготавливаемыми стальными матрицами под соединительный и
питающий зажимы. Несмотря на достаточно большие силы прессова-
ния, из-за наличия окисных пленок на поверхностях соединяемых дета-
лей схватывания на стыкуемых поверхностях не происходит. В связи с
этим в ряде случаев коэффициент дефектности превышает единицу. Как
правило, схватывания в обжимных зажимах не 0611аруживается из-за то-
го, что сваренные участки соединяемых деталей разрушаются при сня-
тии напряжений после окончания прессования соединения.
Опыт эксплуатации обжимных зажимов позволил установить, что
их применение взамен болтовых приводит к повышению электриче-
ских характеристик соединений проводов и обеспечивает значитель-
ный технико-экономический эффект, так как уменьшается количе-
ство необходимых ревизий и объем работ по техническому обслужи-
ванию и текущему ремонту узлов контактной сети.
33
130?
Глава 2
КОММУТАЦИОННЫЕ КОНТАКТЫ
।
2.1.	Виды контактов и явления, протекающие в них
Электротехнические и энергетические автоматизированные систе-
мы всегда содержат различные устройства, осуществляющие пере-
ключения в электрических цепях. К этим устройствам относятся все-
возможные реле, выключатели, контакторы и т. д., коммутационные
контакты которых предназначены для размыкания и замыкания элек-
трических цепей.
Контакты электрических аппаратов могут находиться в четырех со-
стояниях — замкнутом, размыкания, разомкнутом, замыкания. Кон-
такты, находящиеся в замкнутом состоянии, нагреваются, что обус-
ловлено наличием переходного сопротивления между ними. В этом
случае напряжение на контактах, равное переходному падению на-
пряжения на них, остается постоянным.
Замыкание и размыкание контактов сопровождается появлением
электрической дуги. При сближении и расхождении контактов воз-
душный промежуток между ними в результате ионизации пробивается
и возникает дуга.
Дальнейшее расхождение контактов приводит к увеличению длины
дуги, а вместе с тем и к росту напряжения на контактах. Ток за время
размыкания контактов плавно снижается до некоторого минимально-
го значения, при котором дуга гаснет. Возникающая дуга вызывает
значительный механический и электрический износ контактов.
Между контактами в моменты их размыкания и замыкания могут
возникнуть электрические разряды в форме искр или дуги в зависи-
мости от параметров электрической цепи, в которой эти контакты ра-
ботают.
Коммутационные электрические контакты принято подразделять
на слабонагруженные, средненагруженные и высоконагруженные.
К слабонагруженным относятся контакты с токами и напряжения-
ми, при которых электрическая дуга не возникает. В процессе работы
таких контактов эрозионные повреждения незначительны, происхо-
дит слабый перенос металла с анода на катод и окисление поверхно-
стей контактов.
На средненагруженных контактах возможно появление электри-
ческой дуги. Катод контактов подвергается электродуговой эрозии,
что сопровождается сильным окислением анода.
34
Для высоконагруженных контактов возникновение электрической
дуги — характерное явление; их износ происходит в результате терми-
ческого действия дуги на материал контактов.
2.2.	Механизмы износа и повреждаемости контактов
Механизм разрушения контактов при действии на них электриче-
ских разрядов сводится в основном к процессам двух видов: химиче-
ским и физическим. Химические процессы проявляются в окислении
контактов и взаимодействии их материала с окружающей средой при
высоких температурах. К физическим процессам, вызывающим
износ, относятся плавление материала контакта в опорной точке дуги,
его кипение, испарение и разбрызгивание. Эрозия контактов приво-
дит к потере массы или объема материала контактов.
Эрозия контактов, связанная с их расплавлением, сопровождается
переносом металла с одного контакта на другой, что особенно прояв-
ляется при постоянном токе. Перенос металла вызывает образование
наростов на одном из контактов и соответствующих кратеров на дру-
гом; это может в конце концов привести к значительному изменению
формы контактов и нарушению их нормальной работы. Кроме того,
контакты могут привариваться друг к другу. Эго возможно при про-
хождении через замкнутые, сильно нагруженные контакты больших
импульсов тока.
При замыкании контактов с определенной силой может происхо-
дить механический износ их поверхностей. Механические поврежде-
ния свойственны мощным контактам, на которые при их замыкании
действуют большие силы. В зоне контактирования в результате нагре-
ва поверхностей контактов их материал подвергается пластической
деформации, что сопровождается течением металла в какую-либо сто-
рону и выходом его за габариты корпуса.
Повреждаемость контактов, а следовательно, и выбор материала
для них определяется условиями их работы. Эрозия контактов зависит
ог емкости и индуктивности электрической цепи: при соответствую-
щем выборе эти параметры могут либо способствовать искрогашению,
либо, наоборот, повышать интенсивность разрядов.
При размыкании слаботочных контактов дуга не возникает, но
эрозия контактов все же возможна. В этом случае слабый искровой
разряд в процессе замыкания или размыкания настолько нагревает
контактирующий участок анода, что материал его расплавляется. Пе-
ренос металла с анода на катод приводит к образованию мостика из
жидкого металла. В процессе разъединения контактов часть жидкого
металла прилипает к катоду и остается на нем после разрыва мостика
в застывшем состоянии.
Механизм этого явления связан с тем, что при разъединении кон-
тактов число контактных точек сокращается, вследствие чего плот-
35
ность тока, проходящего через них, возрастает, достигая нескольких
тысяч ампер на 1 см2. В этих точках металл плавится, образуются кап-
ли жидкого металла, которые по мере расхождения контактов вытяги-
ваются в мостик. При этом выделяется все большее количество тепла
в области стягивания тока, металл мостика закипает, разрушается, об-
разуя положительно заряженные капли, переносящиеся на катод. В
результате термоэлектрической эмиссии с поверхности капель они
приобретают положительный заряд.
Разрушение мостика происходит под действием термоупругих на-
пряжений в сильном электрическом поле [9].
Таким образом, жидкие мостики имеют термическое происхожде-
ние, и перенос материала с анода на катод связан с различием темпера-
тур контактов. В то же время следует отметить, что при размыкании и
замыкании происходит эрозия разных взаимодействующих контактов.
Снизить повреждаемость контактов, вызываемую образованием
металлических мостиков, можно, подбирая химический состав их ма-
териала, определяющий теплопроводность контактов. Меняя диаметр
и длину контактов, т. е. площадь контактирующей поверхности, изме-
няют их тепловые параметры, что также позволяет уменьшить по-
вреждаемость контактов металлическими мостиками.
Различают мостиковый и дуговой перенос материала контактов. В
первом случае происходит перенос материала с анода на катод, во вто-
ром, при плазменной длинной дуге, — с катода на анод.
При определенных значениях напряжения и тока в электрической
цепи размыкание контактов приводит к образованию дуги. В зазоре
между контактами в результате ионизации воздуха первичными элек-
тронами и попадания в него паров металла образуется плазма. Катод
бомбардируется положительными ионами, анод — электронами.
Электрическая дуга сопровождается эрозией контактов от испарения
материалов катода и анода и процессов ионизации [8J. Закономер-
ность изменения эрозии контактов в зависимости от количества элек-
тричества, проходящего через дугу, сохраняется при малых и больших
токах в электрической цепи контакта.
Эрозия анодов характерна для сильноточных контактов в цепях
постоянного тока, работающих в воздушной среде.
Немаловажную роль в эрозионном повреждении контактов играет
характер взаимодействия их материала с окружающей средой. Извест-
но, что благородные металлы практически не взаимодействуют с кис-
лородом окружающей среды.
Повреждение контактов, а зна35чит, нарушение их нормальной
работы происходит в результате окисления материала контактов.
Окислы, образующиеся в результате как атмосферной коррозии, так и
при воздействии электрических дуг, препятствуют прохождению тока.
Обладая меньшей пластичностью, они разрушаются при воздействии
механических нагрузок на контакты.
36
Исходя из рассмотренного механизма эрозии, можно разделить пе-
риод работы контактов на следующие фазы:
начало размыкания с образованием жидких металлических мости-
ков;
разрыв мостика и образование дуги;
разомкнутое состояние, прекращение тока через контакты;
сближение контактов с образованием металлического мостика;
испарение мостика и образование электрической дуги;
замкнутое состояние, ток проходит через контакты.
Такие стадии работы характерны для средне- и сильноточных кон
тактов.
2.3.	Характеристики материалов, влияющие
на образование электрических разрядов
О. Б. Брон [10] считает, что в сильноточном контакте износ обус-
ловлен исключительно действием электрической дуги. Рассмотрим
явления, происходящие при этом, а также причины и закономерности
появления электрической дуги.
Возникновение электрической дуги при соответствующих значе-
ниях тока и напряжения зависит в большой степени от материала ано-
да. На образование электрической дуги оказывают влияние такие кон-
станты материала, как скрытая теплота испарения, потенциал иониза-
ции паров, температура плавления и испарения. Для каждого металла
контакта существуют определенные минимальные напряжение и ток,
при которых может возникнуть электрическая дуга. Эксперименталь-
но установлено, что чем выше температура плавления металла, тем
выше минимальные значения напряжения и тока, вызывающих появ-
ление электрической дуги.
Носителями тока являются электроны и ионы, появление которых
в промежутке между контактами приводит к возникновению электри-
ческой дуги. Результаты обширных исследований по изучению меха-
низма электронной эмиссии в различных условиях разряда обобщены
в работах [11, 12].
При температуре, равной абсолютному нулю, все электроны обла-
дают энергией, не превышающей уровень Ферми. Эмиссия электро-
нов в этом случае определяется внешним приложенным полем и но-
сит название автоэлектронной.
При более высоких температурах электроны появляются на более
высоких энергетических уровнях зоны проводимости. Вероятность
эмиссии их определяется как внешним полем, так и температурой ме-
талла; происходит так называемая термоавтоэлектронная эмиссия. Из
самого высокого энергетического уровня, определяемого повышени-
ем температуры металла, эмиссия может проходить без внешнего
поля. В этом случае эмиссия называется термоэлектронной.
37
Низкотемпературное излучение электронов, которое возникает
вследствие уменьшения работы выхода электронов и увеличения ве-
роятности их испускания при возникновении дефектов в поверхност-
ном слое металла, называется экзоэлектронной эмиссией.
По мнению В. И. Раховского [12], термоэлектронная эмиссия яв-
ляется основным механизмом выхода электронов в воздушный про-
1 межуток между контактами. Однако обосновать единую теорию этих
процессов, по мнению автора, в настоящее время не представляется
возможным.
Когда энергия электрона достигает определенного уровня, он мо-
жет преодолеть поверхностный барьер. Уровень энергии электрона в
этом случае называется работой выхода электрона. Эта величина раз-
лична у разных металлов и зависит от состояния их поверхностей и
кристаллической структуры.
Существует мнение [13], что на эрозию металла энергия иониза-
ции влияет более существенно, чем его другие физические константы.
Контакты должны состоять из металла, атомы которого имеют малую
энергию ионизации, малый ионизационный потенциал.
Установлено также, что минимальные напряжение и ток дуги, при
которых возникает электрический разряд, связаны со скрытой тепло-
той испарения металла. По наименьшим значениям минимальных на-
пряжения и тока дуги металлы, из которых могут быть выполнены
контакты, располагаются в такой последовательности: Zn, Pb, Ag, Си,
Au, Fe, Ni, Та, Pt, W. Рядом других исследований выявлено, что ме-
таллы контактов по мере возрастания присущих им предельных мини-
мальных значений напряжения и тока, приводящих к образованию
дуги, располагаются в следующий ряд: Ag, Au, Та, Си, Fe, Ni, Pt, W.
2.4.	Эрозия контактов и свойства их материалов
Вся мощность электрического разряда при возникновении элек-
трической дуги воспринимается контактами через ее опорную точку.
В результате сосредоточенного потока энергии, исходящей из этой
точки, металл контактов плавится, закипает, испаряется и разбрызги-
вается в результате бурного выделения газов и паров.
Сопротивляемость электрической эрозии контактов определяется
материалом, из которого они изготовлены. Были предприняты по-
пытки установить склонность металлов к эрозионным повреждениям
в зависимости от температуры плавления, сублимации, температуры
кипения, твердости, плотности, удельного электрического сопротив-
ления, теплопроводности [ 14, 15].
Эксперименты, проведенные разными исследователями, позволи-
ли установить следующее: эрозионная стойкость металлов опреде-
ляется скрытой теплотой испарения [16]; более тугоплавкие и твердые
38
металлы, имеющие более высокую температуру испарения, более низ-
кую упругость пара и более высокую теплопроводность, обладают
большей стойкостью к эрозии. Отмечается, что устойчивость к элек-
троэрозии определяется прочностью связи между частицами материа-
ла, а следовательно, зависит от модуля упругости. Малая удельная
электропроводность и соответственно малая теплопроводность вызы-
вают повышенный нагрев контактных точек, а следовательно, способ-
ствуют протеканию эрозионных процессов.
Благородные металлы склонны к образованию мостиков и игл в
отсутствие дуговых разрядов. На контактах из окисляющихся метал-
лов мостики не образуются вследствие их интенсивного окисления
при плавлении. Вероятность образования мостиков тем меньше, чем
выше тугоплавкость и скрытая теплота плавления металла, а также
тепло- и электропроводность, препятствующие разогреву точек кон-
тактирования.
На эрозию контактов влияет и активность химического взаимо-
действия металла с окружающей средой. Окисление поверхностей
контактов зависит от сродства металла контакта к кислороду, а обра-
зование иных пленок происходит в результате химического взаимо-
действия с другими газами атмосферы. Окисные пленки могут либо
препятствовать эрозии, защищая металл от испарения, либо способ-
ствовать эрозии, если они представляют собой легко дислоцирующие
окислы или пленки, способные отслаиваться при механическом воз-
действии. Пленки, образующиеся на контактных поверхностях, отри-
цательно влияют на электрические характеристики контактов, поэто-
му необходимо создавать условия, препятствующие их образованию.
Было исследовано [17] влияние вторичных структур, образовав-
шихся на поверхностях контактов, на температуру плазмы дугового
разряда. Установлено, что с появлением на контактах вторичных
структур температура плазмы увеличивается.
Весьма интересные результаты получены Ю. И. Дуксиным [18], ко-
торый рассмотрел электроэрозию с учетом электронной структуры
металлов (строения атомов), т. е. с учетом их расположения согласно
периодическому закону (таблица Менделеева). Было установлено, что
электродуговая эрозия d-металлов подчиняется периодическому зако-
ну и проявляет двойную периодичность.
Зависимости эрозии анодов и катодов, обусловленной электри-
ческой дугой, от порядкового номера элементов в 4, 5 и 6-м периодах
делятся на два полупериода, в которых эти зависимости имеют каче-
ственно одинаковый характер. Величина эрозии анодов в процессе
перехода от элементов первого к элементам второго полупериода
имеет тенденцию к уменьшению при увеличении количества наруж-
ных d-электронов. Переход от середины полупериодов к концу со-
провождается дальнейшим увеличением количества d-электронов, а
значит, и увеличением электроэрозии. Металлы первых полупериодов
39
подвержены эрозии преимущественно на аноде, а металлы вторых по-
лупериодов — на катоде. Элементы 7-й и 1-й групп с половинным и
полным заполнением d-оболочки имеют экстремально высокую элек-
тродуговую эрозию как на аноде, так и на катоде [18].
Одновременно были определены [18] корреляционные связи дуговой
эрозии с физическими свойствами d-металлов различных групп. Уста-
новлено, что дуговая эрозия анодов тесно коррелирует со свойствами,
характеризующими прочность связей атомов в кристаллах (модулем
объемного сжатия, теплотой атомизации, температурой плавления),
и менее тесно — с работой выхода электронов. Дуговая эрозия като-
дов в значительной степени определяется свойствами, характеризую-
щими прочность связей электронов с ядром атомов, и слабо зависит
от свойств, характеризующих прочность кристаллической связи [18].
Явления, связанные с воздействием электрической дуги, сводятся к
выделению тепла в опорной точке дуги и образованию ударной волны.
Известно, что при скоростях воздействующей волны порядка 104 м/с
результаты удара твердого тела, жидкой или газовой струи о поверх-
ность подобны. Следовательно, между абразивным воздействием на
материал при большой скорости скольжения и искровой эрозией су-
ществует определенное сходство, а значит, указанные виды воз-
действий подчиняются сходным закономерностям. Для проверки это-
го положения была использована модель абразивной эрозии Эванса,
при которой в результате удара твердой частицы поверхность разру-
шается вследствие образования трещин и скалывания. Эксперимен-
тальные данные по электроэрозии подтвердили гипотезу подобия ее
механизма механизму разрушения материала при абразивном воз-
действии. Анализ продуктов износа, вызванного электрическими раз-
рядами, выявил в них наличие оплавленных частиц металла сфери-
ческой формы и бесформенных с рваными краями [19].
В рассмотренных публикациях дается неоднозначная оценка фак-
торов, влияющих на электроэрозионные процессы. Большинство ис-
следователей придерживаются тепловой природы эрозии, но по-раз-
ному подходят к оценке факторов, стимулирующих этот процесс. Од-
ни связывают величину эрозии с физическими константами материа-
ла контактов, другие — с его электрофизическими параметрами
(ионизационным потенциалом, интенсивностью эмиссии), т. е. с фак-
торами, стимулирующими образование электрических разрядов. Раз-
личие представлений о степени влияния отдельных физических
свойств материалов контактов на их эрозионную стойкость приводит
в основном к неодинаковой оценке взаимозависимости отдельных
процессов и характера их влияния на износ контактов.
Большой вклад в исследование эрозионных процессов внес
Н. Л. Правоверов, который установил, что в гетерогенных компо-
зициях опорная точка дуги, как правило, располагается на фазах с
меньшей теплопроводностью. Это дало возможность предопределить
40
направления, которых необходимо придерживаться при разработке
материалов для контактов.
2.5.	Эрозия и условия работы контактов
В работах Б. Р. Лазаренко были определены основные закономерно-
сти эрозии металлов контактов. Он установил, что величина и знак эро-
зии зависят от параметров разряда, состава окружающей среды и мате-
риала контактов. Изменение параметров электрического разряда может
приводить к инверсии электрической эрозии, т. е. износ катода может
сменяться износом анода. Вследствие этого износ контактов может
значительно уменьшиться. К такому же выводу пришли С. Л. Ман-
дельштам и С. М. Райский, установив, что при короткой дуге сильнее
разрушается анод, а при более длинных дугах — катод [20]. Б. М. Золо-
тых показал, что различие в износе контактов наблюдается при измене-
нии длительности разряда и что существует такой временной оптимум,
когда эрозия контактов уменьшается [21]. В. Вильсон установил, что
электроэрозия контактов прямо пропорциональна току дуги [22]. При
увеличении этого тока эрозия катода возрастает практически линейно,
что, очевидно, определяется повышением температуры его нагрева.
Температура анода связана с током степенной зависимостью, а повы-
шенная эрозия обусловлена разбрызгиванием материала контакта.
Эрозия катодов контактов зависит от количества электричества,
проходящего через дугу. Ему соответствует выделяющаяся на контак-
те энергия; следовательно, по мере увеличения тока дуги и времени ее
горения растет и эрозия контактов [6]. Закономерность изменения
эрозии контактов в зависимости от количества электричества через
дугу сохраняется при малых и больших токах в электрической цепи
контакта. Так, при малых токах эрозия в основном происходит в ре-
зультате бомбардировки поверхности контакта положительными ио-
нами и образования металлических мостиков. По мере увеличения то-
ка начинает преобладать термическое воздействие дуги, сопровож-
дающееся разбрызгиванием и испарением расплавленного металла
контактов.
2.6.	Материалы электрических контактов
Теоретические и экспериментальные работы в области разрывных
электрических контактов охватывают преимущественно однородные
контактные пары. В связи с этим остановимся на материалах именно
таких пар контактов.
Подбор и разработка материалов для контактов — сложная задача.
В соответствии с общими требованиями контакты должны обладать
следующими свойствами:
быть стойкими к электроэрозии;
41
не подвергаться коррозии окислением;
не подвергаться свариванию;
иметь низкое электросопротивление и высокую теплопроводность.
Стойкость материалов контактов к электроэрозии характеризуется
как можно более высокими значениями напряжения и тока, вызы-
вающих образование электрических дуг, высокой твердостью, проч-
ностью, термостойкостью, высокими температурами плавления и ки-
пения, скрытой теплотой плавления и кипения, теплоемкостью, но
низкой упругостью пара при температуре дуги. Таким идеальным на-
бором свойств не обладает ни один из материалов, поэтому для изго-
товления контактов используют различные сплавы и композиты.
При разработке материалов для контактов преследуют, как прави-
ло, две основные пели — повышение электроэрозионной стойкости и
снижение стоимости контактов путем замены в них благородных и де-
фицитных металлов на широко доступные.
Для контактов используют многие металлы, которые обеспечивают
их нормальную работу в воздушной среде. Слаботочные контакты вы-
полняют, как правило, из благородных металлов и их сплавов в виде
твердых растворов, поскольку они не образуют окислов, отрицательно
влияющих на электропроводность соединения. Мощные контакты, как
правило, не могут быть выполнены из чистых металлов низкой сопроти-
вляемости электроэрозии. В связи с этим для сильноточных контактов
используют сплавы с гомогенной структурой, а при необходимости по-
лучения большего эффекта — композиты с гетерогенной структурой.
Исследования, проведенные О. А. Авсеевичем и И. Г. Некрашеви-
чем, убедительно показали, что легирование металла контактов эле-
ментами, снижающими температуру кипения сплава, способствует
увеличению эрозионной стойкости [23]. Было обнаружено, что в про-
дуктах эрозии медно-цинкового сплава концентрация цинка в паро-
образной фазе больше, чем в застывших капельках раствора металла
контактов. Следовательно, происходит интенсивное испарение ком-
понента, имеющего более низкую температуру кипения, а поврежден-
ный участок обогащается элементом с более высокой температурой
кипения. Влияние легколетучих элементов в сплаве, приводящее к
снижению эрозии, объясняется уменьшением теплового потока к по-
верхности контактов в опорной точке дуги в результате потерь тепло-
вой энергии на испарение.
При этом Б. М. Золотых [16] считает, что низкокипящий элемент в
сплаве должен иметь как можно более высокую теплоту испарения.
Эрозионная стойкость композиционных материалов контактов
обеспечивается правильным выбором материала, его отдельных фаз,
созданием более мелкой микроструктуры материала. При этом стре-
мятся создать основу материала из более тугоплавкого металла, необя-
зательно имеющего высокую электропроводность. Менее тугоплавкая
фаза должна быть более тепло- и электропроводной, чтобы выдержи-
42
вать нагрузку током, в большей степени аккумулировать тепло, выде-
ляющееся в опорной точке дуги. Металлы обеих фаз композита не
должны взаимодействовать один с другим, образовывать сплавы в ин-
тервале рабочих температур контактов.
Физические свойства композита, состоящего из механической
смеси отдельных фаз, слагаются, как правило, аддитивно. Такое по-
строение композиционного материала позволяет снизить износ кон-
тактов при воздействии электрических разрядов за счет расхода тепла
на нагрев, расплавление, кипение и испарение менее тугоплавкой фа-
зы. Тепловой удар, приходящийся на тугоплавкую основу материала,
снижается. Чем мельче структура композита, тем меньше объемы лег-
коплавкой фазы в тугоплавкой матрице материала контактов, тем
больше вероятность удерживания расплавленного металла капилляр-
ными силами.
В качестве материала слаботочных контактов используют металлы
Pt, Ag, Au, Jr и их сплавы Au - Ag, Pd - Ag, Pt - Jr, Pt - Os. Jr - Os,
Pt - Ru, а также сплавы в виде твердых растворов благородных метал-
лов с неблагородными: Au - Си, Pd - Си, Pt - Си, Ag - Си и этих же
металлов с Ni.
Наиболее распространены контакты из серебра, которое, обладая
высокой тепло- и электропроводностью, обеспечивает низкое пере-
ходное сопротивление и небольшой нагрев контактов. Оно может быть
использовано в контактах различной мощности. Хотя серебро при
электрических разрядах окисляется, но его окислы при 200 °C легко
распадаются — диссоцируют. Для повышения прочности и сопроти-
вляемости эрозии серебряные контакты легируют медью. В качестве
материала контактов используют сплавы серебра с легко окисляющи-
мися элементами — кадмием, свинцом, индием. Эти присадки спо-
собствуют гашению дуги и снижают свариваемость контактов.
Композит серебро — графит, используемый для контактов сильно-
точных выключателей, обладает низким контактным (переходным)
сопротивлением, не сваривается, но действие электрических дуг при-
водит к его повышенному износу. В связи с этим в этот композит до-
бавляют никель [24].
Высокими электромагнитными свойствами обладает композит се-
ребро — окись кадмия. Он отличается стойкостью к привариванию, а при
средних токах — высокой сопротивляемостью электроэрозии. Это объяс-
няется тем, что при воздействии электрической дуги окисел кадмия раз-
лагается, выделяются пары кадмия, которые выдувают дугу, стремясь ее
разорвать. В связи с отсутствием окисных пленок на поверхностях этот
композит успешно используют в контактах повышенной мощности с ма-
лыми контактными нажатиями. Обычно композит серебро - окись кад-
мия содержит 12 — 15 % окиси кадмия, что обеспечивает его достаточно
высокие прочность (400 МПа) и твердость (НВ 58) [24].
43
Аналогичные явления происходят и в контактах из композита Ag -
РЬО. Отличие этого композита от предыдущего состоит в том, что он
имеет меньшую термостойкость, поскольку температура плавления
РЬО составляет 880 °C, а диссонирует он при температуре около
2000 °C.
Кроме композитов Ag - CdO 10 -15 %, для контактов предлагается
использовать материалы Ag - CuO, Ag— SnO? 10-12 %. Причем их
можно изготавливать не простым смешиванием порошков, а получать
смеси порошков химическим способом. Благодаря мелкодисперс-
ности осажденных порошков, их гомогенности полученные из таких
компонентов контакты имеют повышенные электроэрозионную стой-
кость, дугогасяшее действие, стойкость к привариванию; срок их
службы повышается в 2 -3 раза. Контакты из приведенных компози-
тов могут работать в режиме номинальных постоянных и переменных
токов 10-1000 А [25].
Для улучшения свойств контактов идут на усложнение их химического
состава, например, в композит серебро— окись кадмия вводят литий,
олово, окислы алюминия, индия, меди, германия, тантала [25,26].
Широкое применение находят контакты из композита Ag— Ni с
содержанием Ni от 10 до 40 %, что связано с его хорошими электро-
контактными характеристиками. Этот композит стоек к электроэро-
зии. Окисные пленки имеют достаточно высокую плотность, что пре-
дохраняет контакты из этого материала от дальнейшего окисления.
Окислы непрочно связаны с металлом композита и при механических
воздействиях отслаиваются [24].
В композит Ag- Ni вводят олово, теллур, вольфрам, молибден,
хром, кадмий, палладий для улучшения свойств контакта.
Исследованиями Ю. И. Дуксина [18] было установлено, что ввод в
композицию Ag - Ni до 3 % Nb позволяет значительно повысить эро-
зионную стойкость контактов. Им разработан контактный материал
на основе меди [18]. В медь были введены частицы карбида титана
(10 %) и ниобия (3 %), что позволило понизить электроэрозию медно-
го контакта и превзойти по этому показателю серийный контакт Си —
15 % CdO.
Предлагается [27] использовать и биметаллическую конструкцию
контактов с рабочим слоем из композитов Ag - CdO, Ag — SnO2, Ag -
Ni, Ag - Ni - Nb толщиной до 0,02 мм и технологическим слоем из
недрагоценного металла (Ni, Си, Си - 10 % Ni). Такая конструкция
позволяет снизить стоимость контактов, сохранив необходимые
свойства композита.
В электрических контактах нашли применение следующие компо-
зиты: Ag - W, Ag - Mo, Ag - Ni, Cu - W, Cu - Mo. Все они изготавли-
ваются методом порошковой металлургии: порошки несплавляемых
металлов смешивают, формируют из этой смеси изделие и затем его
спекают. Возможен и другой вариант: спекается контакт, сформиро-
44
ванный только из порошка тугоплавкого металла (W, Mo, Ni), а затем
его пористый каркас пропитывается более легкоплавким металлом
(Ag, Си). Пропитанные контактные материалы отличаются от спечен-
ных большей плотностью и твердостью, что очень важно. Композиты
такого типа слабо подвержены эрозии даже при высоких значениях
тока. Они могут быть использованы для мощных контактов.
Из неблагородных металлов для более мощных контактов, рабо-
тающих в защитной среде, используют W, Cu, Mo, Ni, а также их
сплавы в виде твердых растворов W - Mo, W - Та, Мо - Та. Примене-
ние W и Мо связано с тем, что они имеют достаточно высокие значе-
ния минимальных напряжения и тока, вызывающих появление дуги,
и образуют окислы при температурах 600 -700 °C.
В качестве материала контактов широко используется медь, так
как она обладает высокой тепло- и электропроводностью и имеет вы-
сокую теплоемкость, что снижает нагрев контактов. Медные контак-
ты окисляются, и поэтому их используют в устройствах с достаточно
большими силами замыкания и при напряжениях, способных про-
бить окисные пленки. Свойства медных контактов улучшаются при
легировании их 2-6 % Ag и 1,5 % Cd. Для изготовления контактов
применяют следующие композиты: медь — окись кадмия1, медь — кар-
бид титана - графит2, медь - карбид вольфрама, медь - карбид воль-
фрама — кобальт3, медь - хром4.
Контактный материал медь - хром может быть изготовлен мето-
дом порошковой металлургии с соотношением компонентов 1:1 при
прессовании с давлением 2-3 тс/см2 и спекании при температуре
1200 °C в среде водорода. В этом случае материал контактов имеет
электропроводность, равную 26 -40 % электропроводности меди,
предел прочности 26—43,9 МПа, твердость НВ 100 — 125. Различие в
свойствах связано с изменением технологии изготовления при ис-
пользовании компонентов различного происхождения.
Электроконтактный материал, состоящий из 80 % Сг и 20 % Си, об-
ладает более высокой износостойкостью по сравнению с вольфрамом
и молибденом [28|. На рис. 2.1 представлены результаты эрозионных
испытаний различных контактов, а на рис. 2.2 их микроструктура.
Создание стойких к эрозии материалов, увеличивающих срок служ-
бы аппаратов, является одним из направлений, обеспечивающих эко-
номию серебра наряду с уменьшением его содержания в составе кон-
тактов. Эти задачи решаются успешнее, если учитывается различие в
явлениях, происходящих на контактах в цепях постоянного тока. Из-
вестно, что при электрических разрядах процессы на анодных и катод-
ных контактах различны.
'Патент Франции № 2294527. М. кл. С 22С, 9/12.1974.2Патент Великобритании № 1043918.
Н. кл. С7А. 1963. ’Патент Японии № 6551/66. М. кл. С22С. 1966. "Патент США № 895832.
Н. кл. 200-144.1978.
45
Рис. 2.1. Диаграмма электроэрозионных износов контактов в зависимости от содержа-
ния в них хрома:
а — объемная А И электроэрозия; б— весовая Д/л электроэрозия
О. И. Авсеевич и И. Г. Некрашевич определили, что на катоде на-
блюдается поверхностный эффект эрозии и явно выражена селектив-
ность эмиссии материала. На аноде возникают объемные эффекты
как последствия тепловыделения, связанные с взрывным механизмом
эмиссии вещества [23}.
Соответственно различию процессов на аноде и катоде Н. Л. Пра-
воверов и А. И. Стручков разделили исследованные металлы на сле-
дующие группы: с преимущественной эрозией катода (Ni, Zn, Pd, Ag,
Sn, W, Pb), с преимущественной эрозией анода (Al, V, Zr) и приблизи-
тельно одинаковой эрозией анода и катода (Cr, Fe, Си, Nb, Zn) |7, 29J.
Рис. 2.2. Микроструктура контактных материалов на основе меди с различным содержанием хрома:
а - 20 % Сг, б- 80 % Сг
46
С учетом этого целесообразно изготавливать анодные и катодные
контакты из различных материалов.
Контакты в цепях переменного тока в течение равных промежут-
ков времени с определенной частотой оказываются в зонах отрица-
тельной и положительной полярности. Следовательно, материалы
обоих контактов должны обладать высокой эрозионной стойкостью
при той и другой полярности. Если оба контакта состоят из одного
материала или представляют собой разнородные пары из различных
металлов, их эрозионная стойкость при любой полярности должна
быть одинаковой.
В цепях постоянного тока контакт-катод должен быть изготовлен
из материала, обладающего высокой эрозионной стойкостью при от-
рицательной полярности, а анод — из металла, обладающего такой
стойкостью при положительной полярности. Эти предпосылки были
подтверждены исследованиями Ю. И. Дуксина (18]. Эрозионный из-
нос одноименных пар контактов Ag — Ag, Си - Си, Ag - 40 % Ni, Ag -
40 % Ni оказался выше, чем разнородных пар контактов, в которых
катод выполняется из меди, а анод из композита Ag- Ni. Из этого
следует, что, соответствующим образом подобрав материал для анода
и катода, возможно не только повысить их надежность, но и обеспе-
чить экономию дорогих и дефицитных металлов.
Перспективным направлением повышения характеристик элек-
трических контактов является разработка для них материалов, обла-
дающих совокупностью свойств, необходимых для надежной работы
контактов в экстремальных условиях. Такие свойства можно
получить, создав материал с матрицей из металла, обладающего высо-
кой электропроводностью, насыщенного мелкодисперсными соеди-
нениями, в состав которых не входит металл основы. Структурное по-
строение такого материала, когда окислы и интерметаллиды в виде
мелкодисперсных частиц с достаточно высокой плотностью распреде-
ления в матрице служат барьером для движения дислокаций в процес-
се пластической деформации, позволяет достигнуть высокой проч-
ности и термостойкости в сочетании с достаточно высокой электро-
проводностью. Материалы, имеющие такую структуру, принято назы-
вать дисперсно-упрочненными.
Наиболее распространенный метод получения дисперсионно-
упрочненных композиционных материалов основан на внутреннем
окислении легирующего элемента, в качестве которого используются
металлы, обладающие большим сродством к кислороду. Данный спо-
соб позволяет изготавливать материалы высокого качества, но являет-
ся весьма дорогим и малопроизводительным, поскольку в основе его
лежат длительные окислительно-восстановительные отжиги. Кроме
того, указанный способ не позволяет получать материалы с большим
содержанием дисперсной фазы, так как при содержании оксидообра-
зователя, превышающем 0,3 % по массе, внутреннее окисление при-
47
водит к росту частиц фазы-упрочнителя и неполному его окислению,
что значительно ухудшает свойства материала [30]. По этой причине
материалы, полученные указанным способом, до сих пор не получили
широкого распространения, чего следовало ожидать исходя из их уни-
кальных свойств.
Наиболее производительная технология изготовления подобных
композиционных материалов на основе порошковой меди была раз-
работана НТЦ «Диском» (г. Чебоксары) [31].
Технология изготовления материалов такого вида достаточно слож-
на и включает в себя процесс механического легирования [31], кото-
рый основывается на высокой химической активности сильно дефор-
мированного металла. В процессе механического легирования, про-
водимого в высокоэнергетической шаровой мельнице, происходит
интенсивное дробление частиц, их интенсивная пластическая дефор-
мация, механическое замешивание одного металла в другой и повы-
шение их химической активности, что приводит к протеканию твер-
дофазных реакций с образованием упрочняющих частиц окислов и
карбидов легирующих металлов. В результате высокой деформации
частиц металла резко, на несколько порядков, повышается кинетика
прохождения химических реакций между легирующими элементами и
металлом матрицы с кислородом воздуха. При вводе в медный поро-
шок порошков таких легирующих элементов, как алюминий, углерод,
титан, в медных частицах в результате химического взаимодействия
появляются оксиды меди, алюминия, титана, карбиды алюминия и
титана.
Легирующие металлы имеют большее сродство к кислороду, чем
медь, что приводит к восстановлению меди из ее окислов. При этом
углерод в меди выполняет следующие функции: во-первых, взаимо-
действует с карбидообразующим металлом, из которого образуются
частицы карбидов; во-вторых, осуществляет внутреннее восстановле-
ние меди, которая неизбежно окисляется в процессе механического
легирования; в-третьих, обеспечивает защиту меди от окисления при
дальнейшем термодеформационном переделе.
Основные процессы, происходящие при получении указанных ма-
териалов, можно выразить следующими химическими реакциями:
СиО + С = Си + СО;
СиО + Me = Си + МеО;
Me + 1/2 О2 = МеО;
С + 1/2 О2 = СО.
Кроме равномерно распределенных упрочняющих частиц окислов
и карбидов легирующих элементов, в структуре композита содержит-
ся свободный остаточный углерод в мелкодисперсном виде.
48
Были исследованы [32] материалы Си - Al - С - О, Си - О и Си -
А1 — О. Материалы изготавливали путем высокоэнергетического раз-
мола в шаровой мельнице на воздухе порошковой меди ПМС-1 с до-
бавлением порошков легирующих элементов. Полученный гранулят
подвергался холодному брикетированию, потом методом горячей экс-
трузии (температура 800 °C) изготовляли прутки.
Материал системы Си — О, полученный из порошка меди без леги-
рующих присадок, содержит большое количество окисла меди Си2О
серого цвета с частицами округлой формы размером 1 -5 мкм. В
структуре материала встречаются и крупные включения стали (от ме-
люших тел). Твердость материала составляет 715 МПа, а электропро-
водность равна 74 % электропроводности чистой меди.
Материалы системы Си — А1 — О склонны к более интенсивному
упрочнению из-за наличия окислов алюминия. Микроструктура мате-
риала в этом случае имеет волокнистый характер. Основу материала,
как показывают измерения периода решетки, составляет твердый рас-
твор алюминия в меди, что и вызывает значительное снижение элек-
тропроводности. Часть алюминия при размоле порошковой смеси,
взаимодействуя с кислородом воздуха, а также восстанавливая медь из
окислов, образует дисперсные частицы оксида алюминия (А12О3). Сте-
реологический анализ показывает, что в материалах Си — А1 - О пре-
обладают равномерно распределенные частицы окислов размером
0,035 мкм, причем 76 % введенного алюминия находится в виде окис-
лов, а 24 % входит в твердый раствор меди.
Однако в промышленности в большинстве случаев используются
дисперсно-упрочненные медные материалы, полученные путем одно-
временного ввода в медь алюминия и графита. Такой материал торго-
вой марки «Диском» С 0/97 одновременно содержит мелкодисперс-
ные частицы окисла (А12О3) и карбида (AUG) алюминия; размер час-
тиц 0,02 —0,03 мкм. Электропроводность материала составляет 88 —92 %
электропроводности меди (JACS), его твердость по Роквеллу равна
70 -74, предел прочности при растяжении 410 -460 МПа, предел те-
кучести при растяжении 350-390 МПа, относительное удлинение
20 -23 %, температура рекристаллизации составляет 830 °C.
Аналогичный материал марки С 0/77 системы Си - Al — С — О
имеет электропроводность, равную 45 - 54 % электропроводности ме-
ди, твердость по Виккерсу 1800-2000 МПа; предел прочности при
растяжении составляет 698 -726 МПа, относительное удлинение
8,5 -9,1 %, температура рекристаллизации 930 °C.
Перспективными материалами, обладающими подобными свойства-
ми, являются композиты на основе меди системы Си — Ti — СиСи-
А1 — Ti - С. Технология изготовления таких композитов аналогична тех-
нологии описанных выше материалов. Структура материалов системы
Си — Ti — С зависит от количественного соотношения добавок титана и
углерода. При стехитометрическом составе Ti и С в меди по карбиду ти-
49
4-1302
тана в композите образуется это соединение, и восстановления оксида
меди титаном не происходит. Исследование структуры композита Си —
Ti — С показало, что основной дисперсной фазой в материале является
карбид титана TiC. В материалах системы Си - Al - Ti - С, кроме кар-
бида титана, образуются дисперсные частицы оксида алюминия А120з и
при избытке углерода — графит [31, 32].
Композит системы Cu — Ti — С — О марки С 1/43 имеет электро-
проводность, равную 49—56 % электропроводности меди, твердость
по Виккерсу 2300 -2500 МПа, предел прочности при растяжении
720 -760 МПа, относительное удлинение 8,5 -8,9 %, температуру ре-
кристаллизации 900 °C. Композит марки С 3/07 системы Си -А1 -
Ni —С —О имеет соответственно следующие характеристики: 60 —65 %,
1900 -2100 МПа, 686 -695 МПа, 6,7-11,7 %, 950 °C.
Благодаря тому что в рассмотренных материалах упрочняющие фа-
зы разнородны (окислы и карбиды), их коагуляция при высоких тем-
пературах практически незаметна. Это позволяет обеспечить дисперс-
но-упрочненным материалам высокую жаропрочность и жаростой-
кость. Главное преимущество таких материалов перед традиционны-
ми электротехническими бронзами систем Си - Сг, Си - Zr, Си -
Сг — Zr, Си — Cd, Си — Mg заключается в значительно более высокой
(в 1,8—2,5 раза) температуре рекристаллизации, что имеет домини-
рующее влияние на работоспособность электрических контактов.
В связи с этим из дисперсно-упрочненных композитов изготовляют
электроды для точечной контактной сварки, скользящие контакты,
размыкающие контакты.
50
Глава 3
СКОЛЬЗЯЩИЕ КОНТАКТЫ
3.1. Виды контактов и пути их совершенствования
В скользящих контактах один из элементов снимает электрический
ток. перемещаясь по другому. Контакты этого вида различаются значе-
ниями тока и напряжения, на которые они рассчитаны, скоростью пере-
мещения, формой контактных поверхностей, условиями внешней среды
и ввдами используемых материалов. Скользящие контакты применяются
в электрических машинах, в контактной сети для токосъема и передачи
электроэнергии на электроподвижной состав и подъемно-транспортные
устройства, а также радиоэлектронной аппаратуре, системах управления
и автоматики.
В электрических машинах скользящие контакты представлены
следующими парами: электрическая щетка — коллектор, электриче-
ская щетка — контактное кольцо.
Токосъем больших токов при высоких напряжениях обеспечивает
пара скользящего контакта, состоящая из контактного провода и то-
косъемных элементов, установленных на полозах токоприемников
электроподвижного состава (наземный электрический транспорт,
транспорт шахт и рудников) или из контактного рельса и токосъемно-
го элемента в виде башмака (метрополитен).
Слаботочный скользящий контакт используется в коммутирующих
узлах устройств автоматики, телемеханики, связи и т. д.
Контакты перечисленных видов работают в различных условиях.
Особенно сложными являются условия работы скользящего контакта
электрического наземного транспорта' широкий диапазон температур
окружающей среды, осадки в виде дождя и снега, отложения гололеда
и изморози, загазованность окружающей атмосферы и т. д.
Слаботочные скользящие контакты в аппаратах автоматики и теле-
механики находятся в достаточно благоприятных условиях. Скорости и
нагрузки здесь невелики, а сами устройства защищены от действия вред-
ных факторов среды.
Все скользящие контакты представляют собой трибосистему, через
которую проходит электрический ток. Это означает, что между кон-
тактами действуют силы трения, вызывающие их изнашивание, на-
грев и прохождение химических реакций на поверхностях контактов.
Эрозионные процессы в скользящих контактах, если исключить явле-
ния, сопровождающие трение, полностью идентичны аналогичным
процессам в коммутационных контактах.
51
Многочисленные проведенные исследования были направлены на
изучение отдельных аспектов работы скользящего контакта и не отра-
жали полностью происходящие в нем процессы. Необходимо оценить
влияние на работоспособность скользящего контакта материала, из
которого выполнены его элементы, технологии их изготовления,
условий эксплуатации. Анализ полученных результатов позволил осу-
1 ществлять мероприятия, направленные на повышение надежности
токосъемных устройств.
Исключительное внимание было уделено сильноточному скользя-
щему контакту, используемому на электрифицированных железных
дорогах, что объясняется важной ролью токосъемного узла в обеспе-
чении надежной работы электроподвижного состава.
Из 86 тыс. км железных дорог России на 1 января 2004 г. электри-
фицировано 42,6 тыс. км, что составляет 49,5 % общей их протяжен-
ности. Электротягой выполняется 83,5 % объема перевозок. Ведется и
запланирована дальнейшая электрификация железных дорог. Исполь-
зование медных контактных проводов и многопроволочных медных
проводов в контактной сети делает железнодорожный транспорт од-
ним из основных потребителей меди в народном хозяйстве.
Возрастание протяженности электрифицированных линий сопро-
вождалось ростом скоростей движения, увеличением мощности элек-
троподвижного состава. Пусковые токи грузовых электровозов посто-
янного тока увеличились с 98 —100 до 1200 А, а пассажирских — с 217
до 1150 А. Кроме того, нагрузки на токосъемный узел возросли в сред-
нем на 400 А в результате перевода пассажирских поездов с индивиду-
ального угольного отопления на централизованное электрическое.
Все это усложнило условия работы проводов контактной сети.
Контактный провод является одним из основных элементов кон-
тактной сети, от работоспособности которого зависит безаварийная ра-
бота электрифицированных железных дорог. Непосредственно взаимо-
действуя с токосъемными элементами полозов токоприемников, он
подвергается износу, эрозионным повреждениям, воздействию доста-
точно высоких температур и механических нагрузок. На контактный
провод действуют растягивающие напряжения, он нагревается прохо-
дящими по нему транзитными токами и токами при токосъеме. Все это
приводит к достаточно большому количеству его повреждений. Каждое
разрушение контактного провода вызывает перерыв в движении поез-
дов в среднем на 2 ч, что сопровождается существенными материаль-
ными потерями.
Следует также иметь в виду, что замена контактных проводов — одна
из наиболее капиталоемких работ на контактной сети и связана с необ-
ходимостью дорогостоящих «окон» в графике движения поездов. Пред-
варительными расчетами было установлено, что, если удастся снизить
повреждаемость контактного провода хотя бы на 10 %, это позволит
уменьшить затраты на эксплуатацию более чем на 20 млн. руб. в год.
52
Интенсивный износ медного контактного провода приводит к то-
му, что ежегодно приходится заменять по всей сети железных дорог до
1000 т проводов; это вызывает потери меди в количестве 350 т. Все
возрастающая дефицитность меди и ее высокая стоимость, обус-
ловленная использованием все более бедных руд, делают проблему
увеличения срока службы контактных проводов очень важной.
В связи с повышением скорости движения поездов, увеличением
мощности электроподвижного состава возросло воздействие различ-
ных факторов, приводящих к снижению ресурса работы проводов.
Анализ износа контактных проводов, его разрушений, а также обры-
вов несущих тросов показал, что эти явления в значительной степени
определяются условиями эксплуатации и свойствами как материала
проводов, так и токосъемных элементов полозов токоприемников.
Низкий срок службы медного контактного провода определяется
не только его износом, но и высокой вероятностью обрыва, что связа-
но с низкой сопротивляемостью такого провода разупрочнению при
нагреве. Это необходимо учитывать при проектировании скоростных
магистралей, поскольку провода их контактной сети должны иметь
высокое натяжение для обеспечения надежного токосъема при боль-
ших скоростях движения электроподвижного состава. Традиционно
используемые в контактной сети медные контактные провода и несу-
щие тросы не удовлетворяют возросшим требованиям в сложившихся
условиях эксплуатации.
Таким образом, возникла проблема повышения ресурса работы
контактного провода и несущего троса контактной сети на электри-
фицированных железных дорогах. Основными направлениями реше-
ния этой проблемы являются упрочнение контактного провода и не-
сущего троса, повышение сопротивляемости их разупрочнению при
нагреве, увеличение износостойкости без существенного снижения
остальных эксплуатационных характеристик. В связи с этим появи-
лась необходимость в совершенствовании технологии изготовления
контактных проводов, коллекторов электродвигателей, арматуры кон-
тактной сети, в разработке медных сплавов для материала проводов и
коллекторов, исследовании процессов, протекающих на поверхно-
стях сильноточного скользящего контакта с целью поиска условий его
нормальной работы, в разработке составов и технологий изготовле-
ния токосъемных элементов, обладающих свойствами самосмазыва-
ния, для полозов токоприемников. Выполнение этих мероприятий
должно существенно повлиять на работоспособность контактной сети
электрифицированного транспорта, снизить материальные затраты по
ее обслуживанию.
В процессе решения проблемы повышения работоспособности кон-
тактной сети учитывался опыт и результаты исследований в этой облас-
ти таких ученых, как И. И. Власов, Ю. А. Родзаевская, И. Я. Сегал,
И. А. Беляев, И. А. Порцелан, В. П. Кольцов, В. А. Вологин, А. И. Гуков,
53
В. Н. Михеев, Ю. И. Горошков. При исследовании процессов износа,
характера повреждаемости поверхностей трения принимался во
внимание вклад, который внесли в изучение трибосистем и явле-
ний в них С. Б. Аинбиндер, Ф. П. Боуден, Н. А. Буше, Н. Б. Демкин,
В. Н. Дерягин, И. В. Крагельский, Б. И. Костецкий, Р. М. Матвеев-
ский, И. М. Любарский, А. П. Семенов, Д. Тейбор, К. К. Хренов,
А. В. Чичинадзе, а также специалисты в области электроконтактов
Р. Хольм, Б. М. Золотых, В. В. Усов, Н. Л. Правоверов, Н. К. Мышкин,
Ю. И. Дуксин. При разработке технологий изготовления проводов кон-
тактной сети учитывались исследования, проведенные И. И. Новико-
вым, А. К. Николаевым, М. В. Захаровым. Д. Г. Бутомо.
Нормальная устойчивая работа сильноточного скользящего кон-
такта рассматривалась с точки зрения положений синергетики, вза-
имодействия отдельных подсистем общей системы, представляющей
собой трибологический узел. Структурно-энергетическая приспосаб-
ливаемость скользящих контактов, самоорганизация взаимодействия
определяет их малый износ и повреждаемость. Этой проблеме уделя-
лось основное внимание. Рассматривались все доступные методы и
разрабатывались соответствующие мероприятия по обеспечению
устойчивой работы скользящего контакта.
3.2. Процессы в поверхностных слоях
сильноточного скользящего контакта
Контактный провод, участвующий в токосъеме электрической
энергии, представляет собой один из компонентов сильноточного
скользящего контакта. Чтобы четко представлять, что следует пред-
принять для снижения износа провода, его повреждаемости, необхо-
димо понять, какие процессы протекают на его контактирующей по-
верхности.
Эксплуатация сильноточного скользящего контакта в отличие от
широко распространенных на практике узлов трения сопровождается
воздействием электрического тока на процессы внешнего трения и за-
кономерности износа. При этом необходимо учитывать, что работо-
способность скользящих контактов, связанная с их износом, в значи-
тельной степени определяется теми процессами, которые происходят
в поверхностных слоях взаимодействующих пар трения в обычных
трибологических системах.
При взаимодействии трущихся тел деформация их поверхностных
слоев идет весьма интенсивно, если поверхности этих тел не разделе-
ны третьим телом. Интенсивность деформации обусловлена специфи-
ческим состоянием поверхностных слоев, большой подвижностью в
них дислокаций [33, 34]. В процессе работы пары трения сопроти-
вляемость движению дислокаций в поверхностных слоях повышается,
их плотность возрастает с 106до 108см 2 [35, 36] и может достичь 1010см“2
54
137, 38]. Напряженное состояние таких слоев обусловлено совмест-
ным действием нормальных и тангенциальных сил; эти слои при кон-
тактировании находятся в условиях всестороннего сжатия.
Значительная деформация в результате многократного воздействия
трущихся тел приводит к повышению общей плотности дислокаций
до 10” см 2 и одновременно к неоднородности ее распределения, в ре-
тультате чего формируется слабо разориентированная ячеистая струк-
тура. В дальнейшем разориентировка ячеек в ней увеличивается, а их
размер уменьшается [35].
На стадии развитой пластической деформации при высоком числе
циклов взаимодействия вследствие движения линейных дефектов —
дислокаций происходит локальная пластическая деформация с пово-
ротами кристаллической решетки. Это приводит к разделению ячеис-
той структуры на микрообласти — фрагменты; при дальнейшей де-
формации поверхностных слоев их размеры уменьшаются, и они при-
обретают большую разориентировку, в то время как ячейки внутри
фрагментов практически не изменяются [36, 39]. Образование крити-
ческой структуры, обусловленной, согласно работам [36, 38], значи-
тельной разориентировкой фрагментов и появлением между ними
стыков с высокой концентрацией внутренних напряжений, приводит
к появлению в этих местах несплошностей, микротрещин, по кото-
рым происходит разрушение поверхностных слоев и отделение про-
дуктов износа.
Деструктивный характер деформации сводится к появлению по гра-
ницам фрагментов микротрещин, образование которых в значительной
степени определяется не только материалом, но и условиями работы
грибосистемы. Нормальная нагрузка, скорости скольжения, наличие
смазки, сродство материалов пары трения оказывают влияние на фраг-
ментацию, изменяя степень ее прохождения и глубину распростране-
ния. Это, в свою очередь, сказывается на величине и характере износа,
изменяет вид повреждаемости поверхности [36, 39, 40, 41,42].
Имея представление о процессах, сопровождающих тот или иной
вид износа, возможно наметить пути его уменьшения.
Прохождение тока через трущиеся поверхности должно оказывать
влияние на рассмотренные процессы в поверхностных слоях, так как
при этом увеличивается степень их нагрева, возрастает кинетика про-
хождения химических реакций, проявляется перенос материалов кон-
тактов, связанный с электрическими явлениями. Высокая температура
точек контакта обусловлена высокой плотностью тока на этих участках
(/' = 10б н-Ю7 А/см2) и тем, что выделение тепла сосредоточено на не-
больших контактных поверхностях, которые вследствие их малого раз-
мера представляют собой значительные тепловые сопротивления.
В соответствии с законом Джоуля —Ленца в точках контакта выде-
ляется тепло, пропорциональное величине U I. Можно допустить уве-
личение температуры в контакте лишь до какого-то предела, до кото-
55
рого не происходят изменения физического состояния металла кон-
тактов; для каждого материала контактов существуют определенные
значения напряжения, при которых не возникают повреждения кон-
тактов. В контакте Си - Си напряжения 0,03 В, 0,12, 0,3 и 0,43 В вы-
зывают нагрев контактирующих элементов до температуры соответ-
ственно 16 °C, 190, 700 и 1065 °C, а при напряжении 0,8 В происходит
кипение меди [3]. В результате нагрева свойства материала контакта
резко изменяются. Уменьшается работа, затрачиваемая на разруше-
ние поверхности контактирующих материалов при микрорезании
[43]. Интенсивный износ наблюдается при термическом разупрочне-
нии, допускающем пластическую деформацию металла в поверхност-
ных слоях [44]. Несмотря на увеличение площади контактирования, в
результате повышения пластичности металлов снижается сила трения
(так называемое смазывающее действие тока).
В сильноточных контактах необходимо учитывать совместное ме-
ханическое и электрическое воздействие, проявляющееся в электрон-
но-пластическом эффекте (ЭПЭ) — значительном повышении Плас-
тичности материалов контакта при воздействии на него импульсов то-
ка [45]. Согласно работе [46], импульсный электрический ток плот-
ностью j = 104 -5-Ю6 А/см2, не вызывающий существенных изменений в
механических свойствах контакта при создаваемом им тепловом воз-
действии, оказывает влияние на деформацию лишь за пределами те-
кучести — в области пластических деформаций. 11ри этом, кроме теп-
ловой энергии, активирующей пластическую деформацию, и механи-
ческих напряжений, ЭПЭ способствует давлению электрического вет-
ра, сводящегося к воздействию потока дрейфующих электронов на
дислокации и другие дефекты решетки. При более низких плотностях
тока (/' = 10’ А/см2) пластические свойства металла в контактных точ-
ках не изменяются, а тепловое воздействие тока совместно с фрикци-
онным нагревом интенсифицирует окисление поверхностей контак-
тов. Этому способствует термодинамически неустойчивое состояние
атомов на поверхности, которое приводит к интенсивной адсорбции
на ней посторонних атомов (газов, смазки, элементов, загрязняющих
атмосферу).
Адсорбированные атомы газов действуют как центры рассеяния
электронов проводимости (подобно атомам легирующих элементов в
объеме металла) и таким образом влияют на электросопротивление,
увеличивая его [47]. Хемосорбция' обусловливает появление на по-
верхности окисных пленок, которые приводят к подобному явлению
[48, 49]. Пассивирующие пленки (толщиной 10-15 А) представляют
собой малое препятствие для электрического тока [3]. При небольших
напряжениях через них проходит электрический ток в результате так
'Хемосорбция — процесс сорбции (поглощения), при котором частицы поглощаемого
вещества и поглотителя взаимодействуют химически.
56
называемого туннельного эффекта. Электроны от катода устремляют-
ся к аноду, разогревая пленку, и тем самым вследствие полупроводни-
ковых свойств пленки увеличивают ее проводимость [4, 75). Через
пленки большой толщины (1000 А) ток не проходит.
Рост напряжения на пленке до уровня, превышающего ее электри-
ческую прочность (около 10s В/м), приводит к разрушению пленки, про-
бою — фрштингу с образованием в месте разрушения «мостика прово-
димости» в результате локального расплавления контакта. Несколько
большие эрозионные повреждения наблюдаются в случае металлическо-
го контактирования; при этом из-за высокой плотности тока на участках
истинного контакта происходят расплавление металла, его испарение и
кипение, т. е. контактная взрывная эрозия. Более сильное эрозионное
повреждение возникает, когда контактирование нарушается и между
компонентами контакта возникают электрические разряды.
Постоянный ток в отличие от переменного влияет на процессы,
происходящие в контакте, что связано с постоянной определенной
направленностью движения электронов [3, 50, 51, 52]. Наличие на по-
верхности контактов влаги может способствовать переносу массы
между ними путем электролиза [3, 51]. Положительные ионы металла
в процессе микроразрядов переносятся на отрицательно заряженный
контакт [53]. На медном контакте, работающем с углеродным контак-
том (катодом), оседает выделяющийся углерод, что приводит к обра-
зованию на нем слоя, плохо проводящего электрический ток, а следо-
вательно, к значительному выделению тепловой энергии. Повышен-
ный нагрев углеродного материала у мест контакта вызывается низ-
кой тепло- и электропроводностью графита. В результате происходит
отток тепла через контактные поверхности в медное контртело и воз-
никает опасность его разупрочнения [3, 50].
Одновременные механические и электрические воздействия приво-
дят к эффекту, качественно отличному от простой суммы эффектов,
обусловленных каждым из них. Иногда выделяют два основных вида
изнашивания электрических контактов [50, 54|. При этом считается,
что износ,/ как токосъемных элементов, так и контактного провода со-
стоит из чисто механического Л и чисто электрического J2, обусловлен-
ного испарением, разбрызгиванием расплавленного металла под дей-
ствием электрических разрядов. В работах [50, 54] рассматривается не
только отдельно тот или иной вид износа, но и в отрыве от прохожде-
ния тока через контакты устанавливается интенсивность износа Л, об-
условленного механическим воздействием на поверхности, поврежден-
ные электрическими разрядами. Таким образом, износ контактов
представляется как сумма отдельных видов износа: J= Jt+ J2 + J3. При
этом величина /з определяется износом не только механическим, но и
электрическим, так как из-за увеличенной шероховатости поверхно-
стей контакта на отдельных его участках повышение плотности тока
приводит к увеличению и электрического износа.
57
В результате химических реакций и прохождения тока на поверх-
ности контактов формируются особые слои, отличные от слоев, обра-
зующихся при окислении обычных фрикционных пар трения. Только
при прохождении тока на контактах из золота, платины, радия и пал-
ладия, не подверженных окислению в обычных условиях, образуются
специфические пленки.
1 Таким образом, процессы, протекающие в контакте, в совокуп-
ности оказывают многообразное воздействие на материал контактов.
Все это необходимо учитывать при анализе повреждаемости контакт-
ного провода и токосъемных элементов, при выборе условий их рабо-
ты и материала для них, чтобы обеспечить наибольшую надежность
работы токосъемного узла. Создавая материал для контактного прово-
да, следует учитывать, что он нагревается при прохождении больших
токов и находится под воздействием растягивающих напряжений. Это
приводит к разупрочнению и возникновению ползучести материала
провода.
Особенности работы сильноточных скользящих контактов и про-
исходящие при этом процессы накладывают определенный отпечаток
на требования, предъявляемые к используемым материалам.
3.3. Явления, обусловленные воздействием
внешних факторов
Все факторы, влияющие на работоспособность сильноточных сколь-
зящих контактов, можно подразделить на три группы: конструктивные
(профиль сечения провода, число токосъемных элементов на полозе,
тип подвески, тип арматуры подвески), металловедческие (материал
контактов, вид смазки) и эксплуатационные (скорость скольжения, си-
лы, действующие на контакты, ток, влияние внешней среды).
Основное влияние на надежность контактов оказывают факторы,
вызывающие повреждение и разрушение их поверхностей трения.
Климатические условия приводят к покрытию контактов гололедом и
изморозью, вследствие чего происходят образование дуги и связанные
с этим интенсивное эрозионное повреждение и износ контактов. При
повышенной влажности внешняя смазка с полоза смывается, смазы-
вающая способность ее снижается, что приводит к образованию зади-
ров на металлических контактах, а следовательно, к их интенсивному
механическому и электрическому износу.
Аналогичные последствия, связанные с нарушением электри-
ческого контакта, наблюдаются при интенсивном взаимодействии ма-
териала контактов с окружающей атмосферой. Органические ве-
щества, присутствующие в среде, окружающей контакты, адсорбиру-
ются на их поверхностях. В результате их пиролиза, крекинга и коксо-
вания на контактах появляются пленки с высоким электросопро-
тивлением (102 Ом-см) [3]. Нарушению электрического контакта спо-
58
собствует интенсивное взаимодействие их материалов с О2, H2S и SO2,
что сопровождается образованием пленок, плохо проводящих элек-
трический ток.
Снизить электрическую эрозию контактного провода и токосъем-
ных элементов можно, уменьшив приведенную массу полоза. Этого
можно добиться, применив токосъемные элементы из материалов с
небольшим удельным весом и более легкую конструкцию полоза.
Кроме того, необходимо соблюдать нормы прижатия полоза к прово-
ду, обеспечить равномерную эластичность провода в пролетах, устра-
нить на нем жесткие точки, т. е. уменьшить массу арматуры. Этому
способствует также правильное нанесение на полоз сухой графитовой
смазки [55].
Сила прижатия полоза к проводу оказывает значительное влияние
на износ и провода, и токосъемных элементов. В случае отсутствия то-
ка механический износ контактов увеличивается с повышением силы
прижатия (в 2 раза при увеличении нажатия в 2,7 раза), а при снятии
тока контактами износ их резко снижается (в 3 раза при увеличении
нажатия в 2 раза) из-за улучшения электрического контакта [54, 55,
56]. При возрастании скорости скольжения в результате повышения
вероятности нарушения контакта износ контактов остается достаточ-
но высоким, несмотря на проходящие при этом процессы окисления,
снижающие его (износ провода может увеличиться в 1,5 -3,5 раза при
изменении скорости от 50 до 100 км/ч) [54, 57].
Однако в процессе эксплуатации скоростных магистралей в Япо-
нии было установлено, что при низких скоростях движения износ
контактного медного провода по высоте достигает 0,1 мм, а при высо-
ких скоростях — 0,023 мм на 104 проходов токоприемника. Та же зако-
номерность наблюдается и при стендовых испытаниях с натурными
контактными проводами и порошковыми токосъемными элементами
полозов (рис. 3.1). Во всех случаях при скольжении без тока и с током
при скорости 50 км/ч износ наиболее высок и достигает наименьшего
значения, когда скорость превышает 150 км/ч. Аналогичные результа-
ты получены и другими японскими специалистами [57]. Согласно
рис. 3.1 износ провода определяется в основном механическим изно-
сом и в меньшей степени электрическим. Снижение силы нажатия то-
косъемных элементов на провод в 2 раза (с 80 до 40 Н) при г = 50 км/ч
Рис. 3.1. Износ контактного провода при
стендовых испытаниях. Прижатие токосъем-
ных элементов к проводу:
1 — 80 Н, ток /= 0; 2— 80 Н, ток 200 А, искрение;
3 — 40 Н, ток 1=^.4— 40 Н. ток 100 А, искрение
59
Рис. 3.2. Изменение токовой нагрузки в зависимости от ширины контактной поверх-
ности (35 - 60 мм) токосъемных элементов из углеродного (сплошные кривые) и метал-
лоуглеродного (штриховые) материала и силы прижатия его к контактному проводу
(площадь сечения провода 120 мм2)
вызывает уменьшение износа провода в 4 раза, а при скорости более
150 км/ч — в 2 раза. Появление электрических разрядов в процессе
снятия тока скользящим контактом приводит к увеличению износа
провода при нагрузке 40 Н, но, несмотря на увеличение тока в 2 раза
(со 100 до 200 А), износ провода в случае скорости более 150 км/ч
остается меньшим, чем при отсутствии тока, но силе нажатия 80 Н.
Полученные данные совпали с результатами эксплуатационных испы-
таний на линиях Синкансен.
Рост площади контактирования в результате увеличения числа ря-
дов токосъемных элементов на полозе или применения двух полозов
вместо одного позволяет снизить износ контактов (в 2,5 раза) [54].
Аналогично, путем увеличения числа точек контактирования, а следо-
вательно, и снижения их нагрева при токосъеме достигается уменьше-
ние износа контактного провода овальной формы [54]. При овальных
проводах увеличивается ширина контактной поверхности, образую-
щейся в процессе износа провода, что позволяет снизить удельные на-
грузки на него. Такой же результат по износу провода можно получить
при уменьшении падения напряжения в контакте, что возможно в
случае снижения удельного электрического сопротивления материала
токосъемных элементов.
Исследованиями фирмы Hoffman, выпускающей токосъемные эле-
менты на углеродной основе для полозов токоприемников, установле-
но, как изменяются токовые нагрузки в зависимости от сечения кон-
тактного провода, ширины токосъемного элемента, состава его мате-
риала и силы прижатия этого элемента к проводу (рис. 3.2).
Металлоуглеродный токосъемный элемент, ширина контактной
поверхности которого равна 60 мм, при взаимодействии с контактным
проводом площадью сечения 120 мм2 в случае повышения силы при-
60
жатия к проводу с 35 до ПО Н допускает увеличение снимаемого
тока со 125 до 235 А. В то же время при угольных токосъемных эле-
ментах в тех же условиях возможно снимать ток от 65 до 115 А, т. е.
в 2 раза меньше. При таких же условиях и силе прижатия к проводу,
равной 65 Н, металлоуглеродные элементы могут снимать ток 187 А,
а углеродные — 90 А.
Уменьшение ширины металлоуглеродного токосъемного элемента до
42 мм (примерно на 1/3) приводит к снижению снимаемых токов до 160и
110 А при силе прижатия соответственно 65 и 35 Н, а при ширине 35 мм и
тех же условиях— соответственно до 137 и 102 А. Такое же изменение
ширины угольных токосъемных элементов и те же силы прижатия приво-
дят к снижению снимаемых токов соответственно до 80 и 58 А при шири-
не 42 мм и до 70 и 52 А при ширине 35 мм. Таким образом, уменьшение
ширины контактной части токосъемных элементов вызывает увеличение
плотности снимаемых токов, в результате чего допустимая токовая на-
грузка на токосъемный элемент снижается в 1,2 — 1,3 раза.
Изменение площади сечения контактного провода также влияет
на способность токосъемного элемента снимать ток. Снижение ее
на 20 мм2, т. е. до 100 мм2, дает возможность металлоуглеродным
вставкам снимать ток 135 А при силе прижатия к проводу 110 Н, а
угольным вставкам, имеющим ту же ширину контактной поверх-
ности (60 мм), — ток 68 А, т. е. в 1,7 - 1,8 раза меньший.
Аналогичные данные были получены фирмой Morganite. Для
токосъемных элементов из углеродного материала марок CY3TA и
CY280 с удельным сопротивлением 38 мОм-м в зависимости от си-
лы прижатия к контактному проводу и его площади сечения при
температуре провода 200 °C в процессе движения допустима токо-
вая нагрузка 5,0 А/мм, а для металлоуглеродных вставок марки
MY70 (удельное сопротивление 8 мОм-м) и марки MY258 (удельное
сопротивление 3 мОм м) при тех же условиях — соответственно 12 и
16 А/мм (рис. 3.3, а, б).
а)	б)
Сила прижатия, Н	Сила прижатия, Н
Рис. 3.3. Изменение токовой нагрузки в зависимости от площади сечения контактного
провода (120, 107 и 100 мм2) и силы прижатия к нему токосъемного элемента из углерод-
ного (а) и металлоуглеродного материала (6) при максимальной температуре контактно-
го провода 200±5 °C
61
Снижение температуры на участках взаимодействия достигается улуч-
шением отвода тепла с поверхности контакта, что возможно при увеличе-
нии теплопроводности материала токосъемных элементов [57]. Это осо-
бенно важно во время трогания, когда по сечению провода от точки кон-
такта успевает распространиться значительное количество тепловой
энергии [55]. Разупрочнение меди при на!реве провода выше допустимо-
го в местах значительного износа приводит к его разрушению [58].
Обобщение фактов, оказывающих влияние на работоспособность
сильноточного скользящего контакта, позволяет обосновать предпосыл-
ки выбора материала для его компонентов, а также их конструктивного
исполнения.
3.4. Повреждаемость контактного провода
и токосъемных элементов
Контактный провод. Все виды повреждений контактного провода си-
стематизированы, описаны причины их возникновения и последствия,
к которым они приводят, разработаны мероприятия по устранению та-
ких повреждений. Все это представлено в классификации повреждений
проводов [58].
Рассмотрим две причины, наиболее часто вызывающие поврежде-
ние и выход из строя элементов скользящего контакта. Для контакт-
ного провода — это разрушение в результате разупрочнения его мате-
риала при нагреве и повреждение контактной поверхности при вза-
имодействии с токосъемными элементами.
Большинство повреждений деталей сильноточного скользящего
контакта обусловлено экстремальными условиями эксплуатации и ма-
териалом, из которого они выполнены. В случае отсутствия регулярной
подачи внешней смазки в узел трения при медных контактном проводе
и токосъемных элементах возникает их интенсивный износ вследствие
схватывания одноименных металлов. Увеличение шероховатости по-
верхностей в результате образования задиров приводит к росту плот-
ности тока, что повышает эрозионный износ контактов из-за оплавле-
ния отдельных неровностей и микровзрывов на них (рис. 3.4, 3.5) [59,60].
При использовании медных токосъемных пластин износ провода по се-
ти дорог составлял от 0,5 до 1,8 мм2 на 104 проходов токоприемников.
Интенсивный износ уменьшал срок службы провода до 4 —5 лет при его
среднем значении 15 лет.
Износ медных контактных проводов наблюдался при снятии больших
токов даже в случае использования токосъемных элементов на графито-
вой и коксовой основе. Применение разнородных материалов устраняло
схватывание контактов, но приводило к разупрочнению приповерхност-
ных слоев медного провода в результате высокого удельного электросо-
противления таких токосъемных элементов [61]. При этом в зависимости
от выделяемой тепловой энергии в поверхностных слоях провода на глу-
62
Рис. 3.4. Поверхность трения медной кон-
тактной пластины, поврежденная задирами
Рис. 3.5. Оплавление микровыступа на
поверхности контактного провода:
1 — гальваническая медь; 2 — провод
бину более 1 мм проходила или рекристаллизация обработки, или соби-
рательная рекристаллизация (рис. 3.6). Износ провода в этом случае
сводился к микрорезанию в результате абразивного воздействия уголь-
ных токосъемных элементов, имеющих достаточно высокую зольность
[61]. Однако основным видом износа при этом является электроэрозия.
Из-за высоких температур в месте контакта поверхностные слои оплав-
ляются, даже если отсутствуют электрические разряды (рис. 3.7). После
снятия слоя политуры с контактного провода, работавшего с угольными
вставками, на его поверхности имеются многочисленные кратеры от
выплавления металла. Износ медного контактного провода на участках
постоянного тока в этом случае достигает 0,5 мм2 на 104 проходов токо-
приемника (перегоны Москва—Ожерелье, Мурманск —Лоухи, Белоре-
ченская —Туапсе).
При использовании угольных вставок на переменном токе, когда
снимаются токи не более 500 А, износ контактного провода небольшой
(0,113 мм2 на 104 проходов токоприемника). Повреждаемость провода
не связана с электроэрозией, контактная поверхность покрыта слоем
политуры.
Использование токосъемных элементов, выполненных из графи-
тизированной стали, вызывало абразивный износ провода из-за того,
Рис. 3.6. Микроструктура контактных проводов у поверхности трения (7), покрытой
гальванической медью, при нормальном токосъеме угольными вставками:
а — рекристаллизация обработки; б — собирательная рекристаллизация
63
Рис. 3.7. Подплавление поверхностных Рис. 3.9. Оплавление приповерхностных слоев
слоев провода при нормальном токосъеме провода при ненормальном токосъеме, сопро-
у голын Ы1 м и вставкам и:	вождающемся электрическими разрядами:
7 - поверхность трения	1 — поверхность трения
Рис. 3.8. Нагартовка приповерхностных
слоев провода при нормальном токосъеме
металлическими элементами полозов то-
коприемников:
1 — поверхность трения
Рис. 3.10. Микроструктура приповерхност-
ного слоя провода при нормальном то-
косъеме с очагами схватывания и дефор-
мацией отожженного металла:
1 — поверхность трения
что на стали от электрических разрядов образовывались закалочные
структуры большой твердости. Это происходит даже при интенсив-
ной нагартовке поверхностных слоев провода в результате взаимо-
действия с металлическими токосъемными элементами (рис. 3.8).
64
При электрических разрядах независимо от материала токосъем-
ных элементов поверхностные слои провода оплавляются и отжигаются
(рис. 3.9). В процессе последующего контактирования с токосъемными
ыементами из меди оплавленные и рекристаллизованные слои провода
интенсивно деформируются, более пластичные слои провода подверга-
ются схватыванию и износу (рис. 3.10). В связи с этим совместная экс-
11луатация угольных вставок и медных контактных пластин недопустима.
Металлографические исследования были подтверждены рентгено-
структурным анализом приповерхностных слоев контактов, позво-
ляющим оценить степень субструктурных изменений металла на раз-
личных расстояниях от поверхности (рис. 3.11). Материал провода —
Рис. 3.11. Изменение состояния субструктуры меди провода у поверхности трения (фи-
зического уширения интерференционных линий) по мере стравливания металла с по-
верхности контакта при работе с медными (кривые 1, 2, 3) и угольными (кривая 4) то-
косъемными элементами на равнинном профиле пути:
а— от плоскости (111); б - от плоскости (311)
5 131)2
65
a)
Рис. 3.12. Изменение состояния субструктуры меди провода МФ-100 у поверхности тре-
ния (физического уширения интерференционных линий) по мере стравливания металла
с поверхности контакта на подъеме пути (кривые /) и на спуске (кривые 2) при работе с
угольными токосъемными элементами:
а — от плоскости (111); б — от плоскости (311)
тия подвижным составом больших токов (рис. 3.12). В результате обоб-
щения результатов проведенных исследований оказалось возможным
схематически отразить структурные изменения и процессы в припо-
верхностных слоях проводов (рис. 3.13) [62, 63].
В аварийных ситуациях провод при протекании по нему достаточ-
но больших токов может полностью отжигаться. Местное пласти-
ческое течение провода с разрушением возможно при местном раз-
упрочнении его вследствие высокого удельного электросопротивле-
ния токосъемных элементов [58]. Заметное разупрочнение медных
проводов происходит в результате их частых нагревов (даже до невы-
сокой температуры) при прохождении электроподвижного состава.
66
С металлическими
вставками
С угольными
вставками
С металлическими
вставками
Рис. 3.13. Схемы изменения состояния с указанием микротвердости металла контакт-
ных проводов после эксплуатации при безыскровом (л, б) и искровом (в) токосъеме
больших токов в случае угольных (б) и металлических вставок (а, в)
Изменения в состоянии металла периодически накапливаются, что
приводит к понижению временного сопротивления растяжению про-
водов (рис. 3.14) и снижению их твердости (рис. 3.15) [60, 61]. В зна-
чительной степени последствия процессов, происходящих на кон-
тактной поверхности провода, отражаются на состоянии поверхности
токосъемных элементов. Если отсутствует смазка, медные контактные
пластины, как и провод, покрываются задирами; при нарушении кон-
такта на обеих контактирующих деталях возникают кратеры.
Токосъемные элементы. В паре с контактным проводом работают
различные токосъемные элементы. На переменном токе токосъем с
контактного провода осуществляется угольными вставками как на
Рис. 3.15. Кривые распределения твердости
нового МФ-100 (кривая 2) и бывших в экс-
плуатации проводов МФ-100 (кривая 7).
МФ-85 (кривая 3)
Рис. 3.14. Кривые распределения времен-
। юго сопротивления растяжению контакт-
ных проводов МФ-100 и МФ-85 новых
(сплошные кривые) и бывших в эксплуата-
ции (штриховые)
67
коксовой (угольные вставки марки А), так и на графитовой (угольные
вставки марки Б) основе. На постоянном токе для этих же целей
угольные вставки используются на маломощном электроподвижном
составе. Для снятия электроэнергии на мощном электроподвижном
составе постоянного тока используют порошковые контактные плас-
тины как на железной, так и на медной основе. Практиковалось при-
менение токосъемных элементов из гафитизированной стали и из ме-
ди. На постоянном токе токосъем осуществляется с использованием
металлоуглеродных вставок. Такое разнообразие материалов то-
косъемных элементов связано с различными условиями токосъема —
токами, климатическими условиями, скоростями движения.
Угольные токосъемные элементы интенсивно изнашиваются при
попадании влаги в контакт. Особенно резко снижается их пробе!'
(срок службы) в зимний период при возникновении электрических
разрядов: с 15 -20 до 0,4 -0,8 тыс. км. Под воздействием электриче-
ских разрядов на их поверхности возникают раковины вследствие вы-
крашивания материала; она покрывается термическими трещинами.
От ударов такие элементы хрупко разрушаются.
Токосъемные элементы из графитизированной стали имеют глад-
кую поверхность без задиров. При затрудненном контактировании,
когда повышается частота электрических разрядов, они омедняются в
результате переноса меди с контактного провода и высокой способ-
ности железа смачиваться этим металлом. Поверхность контактных
пластин покрывается кратерами и корольками (каплями) застывшего
металла большой твердости (результат закалочного процесса).
Медные контактные пластины интенсивно повреждаются задира-
ми в случае нарушения подачи в узел трения внешней смазки (см. рис.
3.4). Под действием электрических дуг поверхность их покрывается
кратерами и подвергается оплавлению.
Порошковые контактные пластины с самосмазывающимися свойст-
вами при нормальном токосъеме имеют гладкую контактную поверх-
ность со слабыми следами абразивного воздействия. В случае электри-
ческих разрядов поверхность пластин покрывается кавернами и крате-
рами, а при токосъеме в условиях гололеда подвергается оплавлению. В
этом случае происходит и омеднение контактной поверхности при то-
косъеме на линиях постоянного тока. Токосъем на линиях переменного
тока не сопровождается переносом меди на токосъемные элементы.
Порошковые пластины разрушаются при сильных ударах.
Для устранения перечисленных повреждений и недостатков медных
контактных проводов и токосъемных элементов постоянно проводятся
научные изыскания с целью повышения электроконтактных свойств,
прочности, износо- и термостойкости деталей сильноточного контакта.
68
Глава 4
ТЕХНОЛОГИЯ ИЗГОТОВЛЕНИЯ
БЕССТЫКОВЫХ МЕДНЫХ КОНТАКТНЫХ
ПРОВОДОВ
4.1.	Совершенствование технологии изготовления катанки
для контактных проводов
С первых дней эксплуатации железных дорог медные контактные
провода изготавливали волочением из медной катанки послитковой
прокатки.
Технология изготовления сводилась к нафеву слитков меди массой
около 100 кг в методических газовых печах до температуры 850 -900 °C;
затем осуществлялась прокатка на проволочно-петлевых станах: за во-
семь проходов получали катанку диаметром 18 мм. Пленку окалины,
образующуюся на катанке, удаляли травлением в растворе H2SO4, а за-
тем промывали в воде. Отдельные куски катанки соединяли пайкой,
используя серебряный прирой; на строительных длинах проводов
(1500 -1600 м) насчитывалось до 14 -15 паяных стыков, качество кото-
рых оценивалось визуально. Часто паяные соединения разрушались,
что приводило к травматизму при монтаже и нарушению фафика дви-
жения поездов в эксплуатации.
Из-за трудоемкости и нерентабельности такой технологии и частых
разрушений проводов стали переходить на изготовление медной катан-
ки для проводов не из отдельных слитков, а из литой заготовки, получа-
емой непрерывным литьем, совмещаемым с горячей прокаткой. При
этом использовали установки непрерывного литья и прокатки итальян-
ской фирмы Continuus-Properzi и американской фирмы Southwire.
Первая установка непрерывного литья и прокатки (НЛП) была
приобретена у итальянской фирмы Continuus-Properzi. Она предназ-
началась для изготовления алюминиевой катанки; освоение на ней
производства медной катанки вызвало значительные трудности. На
этой установке была отработана технология изготовления медной ка-
танки и способ ее осветления — восстановления окислов меди на по-
верхности с помощью эмульсии и охлаждающей жидкости, содержа-
щей спирт. Исследования свойств раската по проходам, свойств ка-
танки в зависимости от интенсивности охлаждения раската во время
горячей прокатки, свойств контактного провода осуществлялись на
материалах, полученных с этой установки НЛП.
69
Рис. 4.1. Схема установки непрерывного литья и прокатки:
1 — шахтная печь; 2— накопительный миксер; 5— миксер для легирования; 4— роторный кристал-
лизатор; 5— литейная ванна; 6— прокатный стан; 7— система восстановления и охлаждения ка-
танки; приемное устройство; 9 -стальная полоса; 10 - литая заготовка: 11 —раздаточная труб-
ка расплава меди
Установка непрерывного литья и прокатки фирмы Southwire была
применена в России ЗАО «Москабельмет». Вначале она была ориен-
тирована на изготовление медной катанки диаметром 8 мм. После
освоения ЗАО «Москабельмет» технологии изготовления контактных
проводов волочением установку непрерывного литья и прокатки
(НЛП) стали использовать для получения катанки диаметром 18 мм
под контактный провод. Эта установка не приспособлена к изготовле-
нию медной легированной катанки.
Для организации производства контактных проводов в России фир-
ме Southwire как изготовителю самых современных установок НЛП
(аналогичные установки фирмы Continuus-Properzi имели более низ-
кий уровень автоматизации) было выдано техническое задание, соглас-
но которому фирма изготовила и поставила модернизированную уста-
новку НЛП (рис. 4.1), позволяющую изготавливать как медную, так и
медную легированную катанку диаметром 8 мм, 14, 16, 18 и 22 мм.
Расплавление катодов и отходов меди осуществляется в газовой
шахтной печи 1, связанной металлопроводом с миксером 2, в котором
осуществляется накопление расплава меди. Миксер, в свою очередь,
металлопроводом связан с емкостью миксера 3, вмещающей 2 т меди.
В этой емкости осуществляется ввод легирующих компонентов; она
связана металлопроводом с литейной ванной, из которой металл по
трубке поступает в роторный кристаллизатор 4. Литая заготовка,
имеющая поперечное сечение трапециевидной формы, формируется в
результате кристаллизации металла, заливаемого в полость, образо-
70
ванную профилем ручья в бандаже колеса кристаллизатора и стальной
лентой, охлаждаемых водой.
В результате вращения кристаллизатора и интенсивного охлажде-
ния металла водой, подаваемой в бандаж и на стальную ленту, с про-
тивоположной стороны в месте отхода стальной полосы от кристалли-
затора с него снимается горячая литая заготовка, не требующая до-
полнительного нагрева перед прокаткой. После обработки давлением
на прокатном стане с восьмью клетями катанка диаметром 18 мм по-
ступает в систему охлаждения и восстановления, а затем на моталку —
приемное устройство.
С целью снижения опасности образования горячих трещин на ли-
той заготовке из медных сплавов и для осуществления легирования
расплава меди в процессе непрерывного литья стандартная установка
НЛП фирмы Southwire была модернизирована. В соответствии с по-
ставленными требованиями в конструкции роторного кристаллизато-
ра предусматривалось частичное снятие стальной полосы с литой за-
готовки при выходе ее из кристаллизатора и подача охлаждающей во-
ды непосредственно на слиток. Это позволило снизить температуру
литой заготовки при снятии с кристаллизатора до 540 -620 °C.
Для безаварийной прокатки охлажденной литой заготовки в мо-
дернизированной установке НЛП осуществляется ее подогрев с по-
мощью индуктора перед поступлением в прокатный стан. С целью
ввода легирующих компонентов в медь была предусмотрена емкость
вместимостью 2 т в промежутке между миксером и литейной ванной и
устройство по дозированному вводу легирующего элемента при не-
прерывном литье.
Таким образом, на модернизированной установке предусматрива-
лись режимы охлаждения как литой заготовки, так и раската, обеспе-
чивающие получение катанки требуемого качества.
4.2.	Режимы плавки и литья меди на установках НЛП
Изготовление медной катанки сопряжено с серьезными осложне-
ниями из-за образования горячих трещин на литой заготовке, кото-
рые либо вообще не позволяли получать бунты катанки большого
веса, либо приводили к получению катанки со значительными дефек-
тами.
Горячие трещины — один из наиболее распространенных и трудно
устранимых видов брака при таком прогрессивном виде литья, как не-
прерывное. Эти трещины начинают появляться при кристаллизации.
Горячеломкость является технологическим свойством отливаемого
металла или сплава и зависит, по представлениям А. А. Бочвара [64,
65], от эффективного интервала кристаллизации, от сил, действую-
щих на отливку, находящуюся в твердожидком состоянии во время
формирования слитка, и от свойств отливки в этом состоянии.
71
Медь не должна иметь температурного интервала при кристаллиза-
ции; однако из-за наличия в ней примесей более легкоплавких или
образующих с медью легкоплавкие эвтектики между кристаллами по-
является жидкая фаза, что приводит к возникновению на отливке тре-
щин. Причиной горячеломкости может быть повышенное содержание
в меди кислорода, который сравнительно хорошо растворяется в рас-
плаве меди и практически не растворяется в твердой меди [66]. При
содержании О2 около 0,1 % медь легко разрушается в процессе горя-
чей обработки давлением [66], что связано с выделением кислорода из
расплава при кристаллизации и образованием эвтектики Си — Си2О с
температурой плавления (1065 °C) более низкой, чем меди (1083 °C).
Эвтектика Си - Си2О в виде тонких пленок по границам зерен созда-
ет при литье температурный интервал хрупкости шириной около
180 °C, который не может обеспечить условий для активного развития
межзеренной деформации. Скопление эвтектики по границам ден-
дритов при напряжениях в кристаллизирующейся заготовке вызывало
появление горячих трещин (рис. 4.2), т. е. исключалась возможность
получения бездефектной катанки [67].
В связи с этим первоначально уделяли внимание защите расплава
меди от попадания в нее кислорода воздуха. Плавку проводили при
восстановительном пламени газовых горелок. Ванну расплава в мик-
сере также защищали восстановительным пламенем газовой горелки.
Химический анализ на содержание кислорода в меди печи показал,
что защита ее от окисления действует продуктивно. Содержание О2 в
меди достигало 0,03 %. При выдержке такой меди в миксере содержа-
ние кислорода в ней становилось еще меньше (до 0,005 %). Однако
плотность меди в миксере оказалась низкой (8,4 г/см3), что свидетель-
ствовало о высоком насыщении ее водородом. Высокая насыщен-
ность меди Н2 (0,0011 % по массе) и вредные примеси, способствую-
щие горячеломкости, которые остаются, так как невозможно перевес-
ти их в окислы из-за низкого содержания килорода в меди, приводили
к образованию горячих трещин на литой заготовке при выходе ее из
кристаллизатора.
Растворимость Н2 в меди сильно возрастает по мере повышения
температуры ее нагрева и особенно при переходе меди в жидкое со-
стояние и нагреве расплава выше допустимой температуры (при
1083 °C — с 1,9 до 5,5 см3/100г, при 1083 -1200 °C — с 5,5 до 7 см3/100 г).
В случае малого содержания О2 в меди растворимость Н2 в ней резко
возрастает: 0,00004 % Н2 при 0,05 % О2; 0,00008 % Н2 при 0,025 % О2;
0,00016 % Н2 при 0,01 % О2 (обратно пропорциональная зависимость)
[66]. При такой газонасыщенности меди во время кристаллизации,
когда растворимость газов уменьшается слабо, в литой заготовке об-
разуются газовые раковины. В процессе кристаллизации возможно
образование и пароводяной пористости Cu2O + Н2 = 2Си + Н2О, что
способствует ослаблению сечения литой заготовки. Поры, являясь
72
Рис 4.2. Микроструктура литой заготовки
с горячими трещинами, распространяю-
щимися по включениям эвтектики Си —
Си2О
концентраторами напряжений, вызывают появление трещин во время
изгиба отливки НЛП.
Для устранения горячих трешин на литой заготовке в дальнейшем
стремились уменьшить содержание Нг в меди, для чего согласно кри-
вой Аллека [68] необходимо повысить в ней концентрацию О2. С этой
целью создавали окислительное пламя газовых горелок печи и миксе-
ра. Повышение содержания О2 в меди до 0,06 % приводило к окисле-
нию вредных примесей.
Своевременное удаление кислорода из жидкой меди (раскисление
ее) перед разливкой позволяет получить литую заготовку, обладаю-
щую высокой пластичностью. Однако необходимо отметить, что
практически все используемые раскислители растворяются в меди и
снижают ее электропроводность (наличие 0,02 % Р в Си снижает ее
электропроводность на 20 %). В связи с этим наиболее перспектив-
ным следует считать применение углерода, который не растворяется в
меди, а продукты реакции С + Cu2O = 2Си + СОТ удаляются в атмо-
сферу.
Чтобы предотвратить возникновение горячих трещин на литой за-
готовке, была изменена технология плавления и защиты расплава ме-
ди от кислорода воздуха. Окисление вредных примесей в расплаве ме-
ди печи и снижение в нем водорода достигалось окислительным пла-
менем газовых горелок и доведением содержания Ог в расплаве меди
до 0,04 -0,06 %. Если в печи содержание кислорода достигало 0,03 %,
то в миксере плотность металла снижалась до 8,4 г/см3, что свидетель-
ствовало о высокой насыщаемости его водородом. Снижение кон-
центрации кислорода в расплаве миксера достигалось созданием вос-
становительного пламени горелок, обогревающих металлопровод, со-
единяющий печь с миксером, и такого же режима горения горелок
миксера.
В результате проведенных мероприятий содержание кислорода в ме-
ди миксера снижалось до 0,01 -0,03 %, плотность металла при этом до-
стигала 8,7 —8,8 г/см3, что позволяло получать литую заготовку без го-
рячих трещин и бездефектную катанку в бунтах большой массы (2,5 т).
Слишком низкое содержание О2 в расплаве миксера не вызывало об-
73
разования горячих трещин на литой заготовке из-за окисления меди по
мере движения ее через литейную ванну в кристаллизатор установки
НЛП. Это было подтверждено газовым анализом проб металла из раз-
даточной коробки миксера (0,01 % О2), литейной ванны (0,023 % О2) и
струи, заполняющей кристаллизатор (0,035 % О2). В результате прове-
денных исследований были обоснованы требования, предъявляемые к
катанке, по которым содержание О2 в ее металле для катанки высоких
классов (А, В) не должно быть более 0,04 %.
Специалистами компании Southwire, выпускающей установки не-
прерывного литья и прокатки с роторным кристаллизатором, обоб-
щен многолетний опыт их эксплуатации при производстве медной ка-
танки. Они проанализировали влияние различных примесей в меди
на устойчивую работу установки, влияние на качество продукции
системы охлаждения кристаллизующейся литой заготовки.
Установлено, что содержание в меди хотя бы одной из таких
примесей, как селен (2 ppm, где 1 ppm = 0,0001 % по массе), теллур
(2 ppm), висмут (1 ppm), сурьма (4 ppm), свинец (5 ppm), приводит
к появлению горячих трещин на литой заготовке. Некоторые про-
изводители констатируют появление трещин уже при содержании 3
ppm сурьмы или свинца. Считают, что наличие 5 ppm мышьяка
оказывает такое же влияние и приводит к достаточно сильному по-
нижению электропроводности. Содержание 10 ppm железа влияет
на процесс непрерывного литья. Если же его количество в меди
больше 10 ppm, возможно возникновение горячеломкости литой
заготовки и зашлаковывание линейной трубки. Содержание в меди
10 ppm никеля может вызвать разрушение литой заготовки. По со-
держанию серы в меди установлен предел 15 ppm. Сера попадает в
расплав меди с поверхности плохо промытых катодов. Предвари-
тельный нагрев катодов перед расплавлением позволяет снизить ее
количество. Содержание серы в меди приводит к образованию по-
ристости в центральной части литой заготовки.
Цинк не вызывает осложнений при непрерывном литье, так как
легко выгорает. Так же ведет себя в расплаве меди и кадмий. Образо-
ванию шлака на поверхности расплава способствует кремний, а при
взаимодействии с кислородом возможно засорение литой заготовки
включениями SiO2.
Очень вредной примесью в расплаве меди является водород. Верх-
ний предел содержания водорода в расплаве меди литейной ванны уста-
новки НЛП составляет 0,05 ppm. Водород, взаимодействуя с другими
примесями, может усилить их негативное влияние на технологический
процесс непрерывного литья. К появлению водорода в мели приводит
покрытие катодов органическими соединениями и наличие влаги. Водо-
род попадает в медь и при использовании нагревательных горелок, ра-
ботающих в режиме восстановительного пламени. Снижение содержа-
ния водорода в меди достигается предварительным нагревом катодов
74
перед расплавлением и преднамеренным окислением металла. Анализ
катанок различных производителей показал, что содержание водорода в
них колеблется от 0,07 до 0,16 ppm при содержании кислорода от 205 до
285 ppm. В том случае, если в меди катанки содержится 0,24 ppm водо-
рода, содержание кислорода в ней достигает 165 ppm.
Кислород в меди катанки необходимо сохранять на уровне
220 ppm. При расплавлении меди его содержание следует увеличи-
вать до 450 ppm, что способствует окислению вредных примесей и
переводу их в шлак. Это позволяет повысить электропроводность
меди и снизить опасность поражения литой заготовки горячими
трещинами.
От системы охлаждения роторного кристаллизатора в значитель-
ной степени зависит качество литой заготовки. Система охлаждения
должна обеспечить ее кристаллизацию при поступлении в прокатный
стан с температурой 875 °C. Степень охлаждения роторного кристал-
лизатора зависит от качества нанесения сажи на поверхность ручья
его бандажа и стальной ленты, от качества воды, устраняющей засор
сопел распылителей, давления воды в системе охлаждения. Для кри-
сталлизатора используются три зоны охлаждения с различным расхо-
дом воды, подаваемой на бандаж колеса и стальную ленту. Расход во-
ды в этих зонах составляет соответственно 181, 348 и 1047 л/мин для
кристаллизатора и 128,5; 363 и 858 л/мин для стальной ленты. Такая
система охлаждения используется для предотвращения излишней
усадки литой заготовки в начальной зоне кристаллизации. Этим до-
стигается устранение затруднения в передаче тепла в следующих зо-
нах охлаждения. Постепенное увеличение скорости потоков воды в
следующих зонах обеспечивает наибольший отвод тепла от литой за-
готовки.
При запуске установки НЛП усиливается интенсивность охлаж-
дения роторного кристаллизатора в зоне формирования литой заго-
товки, для чего расход воды в форсунках увеличивается на 70 %. При
достижении после запуска нормального режима работы распылите-
ли системы последующего охлаждения поднимаются обратно вверх
до нормального положения для подачи воды на литую заготовку.
Скорость потока воды в первой зоне колеса кристаллизатора устана-
вливают на прежнем уровне.
С целью повышения качества катанки, а значит, и устранения об-
рывов проводов при волочении и в эксплуатации был изучен характер
разрушения проводов.
По виду поверхности разрушения и характеру деформации провода
у места разрушения можно установить вызвавшую их причину. Коли-
чество разрушений какого-либо вида позволяет выявить основную
причину их возникновения. При незначительной деформации прово-
да у мест разрушений, отсутствии утяжины на поверхности разруше-
ния, как правило, обнаруживаются инородные включения.
75
Исследование разрушений проводов при обработке давлением по-
средством волочения позволило установить, что обрывы проводов
при этом процессе и в эксплуатации по мере износа могут происхо-
дить в результате расположения неметаллических включений на по-
верхности заготовки-катанки.
Достаточно большие размеры частиц, сравнимые с поперечным се-
чёнием провода, вызывают в случае приложении растягивающих сил
напряжения в металле провода, приводящие к его разрушению. При
этом поверхность разрушения располагается под значительным углом
к оси провода, а у места расположения включения инородного тела
появляются раковины с рваными краями и открытой трещиной на по-
верхности провода, располагающейся вдоль его оси. Если включение
расположено не на поверхности провода, края разрушения имеют вид
раскрытого клюва птицы.
Разрушение проводов возможно из-за наличия в их поперечном
сечении частиц железа. Если частичка железа имеет компактную фор-
му, то на поверхности разрушения провода может образовываться
углубление — раковина с достаточно ровной поверхностью. Наблюда-
ются и воронкообразные разрушения, когда одна сторона разъема
провода представляет собой воронку, а другая — конический выступ.
В том случае, когда включение железа имеет чешуйчатую форму, воз-
можно расслоение провода по плоскости, практически располагаю-
щейся параллельно оси провода.
Железные частицы попадают или в расплав меди, вступающей с
Ним в контакт, или в процессе горячей прокатки литой заготовки на
катанку, когда продукты разрушения прокатных валков впрессовыва-
ются в пластичную медь.
Обнаруживаемые на поверхности разрушения включения неметал-
лической природы с волокнистым строением представляют собой си-
ликат алюминия, попавший в расплав меди из футеровки. Е1а про-
дольном шлифе провода с разрушением от включений материала фу-
теровки в центральной области его сечения наблюдаются многочис-
ленные несплошности металла. Причиной разрушения такого вида,
как показали исследования, является расположение неметаллических
включений в металле, сегрегация их по границам зерен с образовани-
ем дефектов по этим границам.
Разрушение провода может происходить и по несплошностям в ме-
талле провода, образующимся при непрерывном литье. Такой дефект
возможен в случае нарушения равномерной подачи металла в полость
роторного кристаллизатора. При снижении уровня металла в этой по-
лости в литом слитке могут образоваться пустоты, поверхность кото-
рых окислена.
Образование пустот в литой заготовке, а затем и в катанке возмож-
но, если температура расплава слишком высокая и кристаллизация
меди полностью не происходит в роторном кристаллизаторе. В ре-
76
зультате перечисленных процессов при литье в месте разрушения про-
вода наблюдаются раковины с поверхностью, близкой по форме к
сфере.
Образование горячих трещин на литой заготовке вследствие
большого количества кислорода в меди, когда по границам зерен
располагается более легкоплавкая эвтектика Си — СщО, приводит
к возникновению на поверхности катанки, а затем и провода тре-
щин V-образной формы. Образование несплошностей на поверх-
ности провода, вызванное горячими трещинами, возможно и в ре-
зультате попадания в медь легкоплавких примесей. Поверхность
горячих трещин подвергается интенсивному окислению, что не по-
зволяет их заваривать при обработке давлением. По глубоким горя-
чим трещинам может произойти обрыв провода; при этом поверх-
ность разрушения имеет также V-образную форму. Интенсивное
окисление открытых с поверхности несплошностей снижает проч-
ность провода. В случае приложения к проводу растягивающей на-
грузки в месте, где имеются V-образные несплошности, происходит
интенсивная деформация с образованием утяжины — снижением
сечения провода.
Во избежание разрушений провода следует строго контролировать
режимы плавления, кристаллизации и прокатки литой полосы на ка-
танку, постоянно следить за содержанием кислорода, предотвращать
попадание частиц железа и футеровки в металл. Следует устанавли-
вать керамические фильтры для улавливания инородных включений
в расплаве меди перед заливкой ее в роторный кристаллизатор, ис-
пользовать в печах, миксерах и металлопроводах более стойкие огне-
упоры, автоматизировать контроль уровня металла в роторном кри-
сталлизаторе.
4.3.	Прокатка горячей медной литой заготовки
на непрерывных станах
Технологии получения медной катанки на петлевых станах послит-
ковой прокатки и непрерывных станах установок НЛП существенно
различаются.
Так, катанка на установке непрерывного литья и прокатки изготав-
ливается из литой заготовки сечением 2200 — 2800 мм2, выполняется
ее всестороннее интенсивное охлаждение на двухвалковом непрерыв-
ном стане. Катанка на петлевом стане изготавливается из отдельных
слитков (вайербарсов), имеющих в несколько раз большую площадь
сечения, чем литая заготовка с установки НЛП. Отсюда следует, что
степень вытяжки Yна петлевом стане больше (У= 36), чем на непре-
рывном прокатном стане (У = 6 -г 9).
Время горячей обработки металла на стане установки НЛП состав-
ляет около 15 с, а на петлевом стдне — около 1 мин.
77
Рис. 4.3. Микроструктуры раската после
прокатки через первую (а), вторую (б),
пятую (в) и восьмую (г) клеть стана уста-
новки НЛП, а также катанки со стана
слитковой прокатки (д)
Раскат на петлевом стане охлаждается медленно, в основном окру-
жающей воздушной средой, а на непрерывном стане — интенсивно
эмульсией, подаваемой в валки каждой клети. Отсутствие контакта
меди с воздухом при содержании спирта в эмульсии создает условия
для восстановления окислов на раскате и способствует получению
осветленной катанки [69].
С целью выявления процессов, вызывающих изменение свойств
медной катанки, и определения технологических параметров, обеспе-
чивающих необходимые свойства ее и, следовательно, контактного
78
провода, были исследованы структурные изменения меди в процессе
горячей деформации после каждой клети непрерывного прокатного
стана. Темплеты раската имели до третьего прохода включительно от-
дельные дендриты литой структуры в центральной части, что объяс-
няется недостаточной проработкой металла на двухвалковом стане
НЛП. Литая структура в виде небольших объемов сохраняется в цент-
ральной части раската до четвертой клети.
На непрерывных станах установок НЛП периодическая перекри-
сталлизация металла сопровождается уменьшением размера зерен от
одной клети к другой, так как число центров рекристаллизации с каж-
дым проходом увеличивается, а зерно не успевает расти из-за малых
промежутков времени между проходами (рис. 4.3). В зависимости от
параметров эмульсии (температуры /э и давления Рэ, под которым
эмульсия подается) меняется интенсивность охлаждения раската в
процессе горячей прокатки. Чем интенсивнее охлаждение, тем мень-
ше зерно металла, поскольку замедляются диффузионные процессы,
приводящие к рекристаллизации. Наконец, при дальнейшем увеличе-
нии скорости охлаждения микроструктура металла раската в послед-
них клетях может носить следы деформации. При этом в последних
клетях медь деформируется, когда температура становится ниже поро-
га рекристаллизации. Соответственно повышается макро- и мик-
ротвердость металла, что, по-видимому, связано еще и с изменением
плотности меди (плотность литой заготовки 8,68 г/см3, раската после
1-го прохода 8,75 и после 4 - 5-го прохода 8,83 — 8,84 г/см3).
Вследствие интенсивного охлаждения и лучшей проработки по-
верхностных слоев макро- и микротвердость периферийных участков
поперечного сечения раската выше, чем центральных, соответственно
на 20 -50 и 20 -80 МПа. Резкое изменение твердости металла наблю-
дается после тех клетей, где деформация проходит при температуре
ниже порога рекристаллизации, и в интервале от 2-го до 8-го прохода
твердость может увеличиться с 550 до 710, 890 и 1000 МПа в зависи-
мости от интенсивности охлаждения.
На петлевых станах вследствие сравнительно медленного охлажде-
ния структурные изменения, связанные с рекристаллизацией, прохо-
дят в течение всей горячей прокатки, включая отделочную клеть, а по-
этому микроструктура раската с последних клетей состоит из крупных
равноосных зерен с большим количеством двойников (см. рис. 4.3).
Результаты микроструктурных исследований металла раската по
проходам были подтверждены рентгеновскими исследованиями. Ана-
лиз этих результатов позволил установить, что в зависимости от ин-
тенсивности охлаждения рекристаллизационные процессы в металле
проходят до шестой клети. На линиях интерференции рентгенограмм
с первой до шестой клети количество и размер отдельных отражений
на дебаеграммах постепенно уменьшаются, что свидетельствует об
уменьшении в металле числа рекристаллизованных зерен. На послед-
79
них проходах металл уже настолько наклепан, что сплошные линии
рентгенограмм (без интерференционных максимумов) становятся
шире — появляется текстура деформации.
При слитковой прокатке металл от первой до последней клети на-
ходится в рекристаллизованном состоянии.
Проведенные исследования структурных изменений в металле рас-
ката позволили выявить преимущества непрерывного стана горячей
прокатки и показали возможность управления процессом горячей об-
работки с целью получения требуемых свойств катанки, а следова-
тельно, и контактного провода [98].
4.4.	Свойства катанки в зависимости
от технологии изготовления
Для изучения природы влияния технологических режимов на
свойства катанки были проведены металлографические и рентгенов-
ские исследования ее структуры.
Изменение свойств катанки в зависимости от условий ее изготов-
ления представлено в табл. 4.1.
Катанка с петлевого стана имеет рекристаллизованную структуру, а
с установки НЛП - деформированную. При режиме, отвечающем наи-
лучшему охлаждению раската, размер зерен катанки диаметром 18 мм с
установки НЛП колеблется от 4 до 30 мкм (рис. 4.4). Более крупное
зерно образуется при слабом охлаждении. В этом случае рекристалли-
зация обработки с развитием зерна менее 45 мкм успевает пройти до
клетей с деформацией при температуре ниже температуры рекристал-
лизации. У катанки с петлевого стана успевает частично пройти соби-
рательная рекристаллизация.
Особенности горячей прокатки сказываются и на степени нагар-
товки металла катанки, что отразилось на значениях ее микротвер-
дости (рис. 4.5). Наклепанное состояние меди, определяемое мик-
ротвердостью Нц, влияет на прочностные характеристики катанки,
что следует из довольно тесной корреляционной зависимости (вре-
менное сопротивление <т„ = 17,26 + 0,095Нц;	= 48,3 + 1,55 <ы), от-
ражаемой коэффициентом корреляции 0,58. В связи с различными
условиями охлаждения при горячей деформации определяли сте-
пень наклепа по поперечному сечению катанок (от поверхности к
центру). Исследования проводили на установке УРС-70 с использо-
ванием камеры КРОСС для обратной съемки. Фотометрированием
(измерение изменения ширины размытия линий) определяли ин-
тенсивность и количество интерференционных максимумов на ли-
ниях рентгенограмм. Было установлено, что поверхностные слои
металла катанки с НЛП из-за более интенсивного охлаждения силь-
нее нагартованы, чем центральные. Общий уровень нагартовки ме-
талла этой катанки в несколько раз выше, чем у катанки с петлевого
80
Таблица 4.1
Механические свойства и структура катанки в зависимости от условий горячей прокатки
Способ и параметры технологии изготовления	Механические свойства					Структурные параметры		
	Твер- дость, МПа (по Бри- неллю)	Времен- ное со- проти- вление растя- жению Св, МПа	Предел теку- чести Оо,2, МПа	Относи- тельное удлине- ние, %	Мик- ротвер- дость, МПа	Размер зерна (среднее значе- ние), мк	Физическое уширение 10-3 рал при съемке с кристалло- графических плоскостей	
							(111)	(222)
Катанка с петлевого стана	640	220 — 230	70-90	47,5- 59,5	778 — 817	37	0,47	1,06
Катанка с НЛП с ин- тенсивным охлажде- нием: t, = 25 з-35 °C, А = 1,3-Н, 5 кгс/см2	1052	312 — 320	270 — 280	19,0 — 21,5	924 — 994	11,8	0,9- 1,02	4,38
Катанка с НЛП со средней скоростью охлаждения: t3 = 40 °C, Р3 = 1 кгс/см2	680 — 788	248 — 263	102 — 192	26,5 — 46,5	874 — 953	14,6	0,47	1,3- 2,5
Катанка с НЛП с ма- лой скоростью охлаждения: t3 = 60 °C, Р, = 0,4 кгс/см2	580 — 600	240 — 248	98 — 115	42,0 — 46,5	907	13,4	0,36	1,3- 1,7
Величина зерна, мкм
Рис. 4.4. Кривые распределения величин зерен катанок, полученных по различной тех-
нологии:
1 — с установки НЛП при средней скорости охлаждения раската, t, = 40 °C, Р3 = 1 кгс/см2; 2 — с уста-
новки НЛП при интенсивном охлаждении, т, = 25^35 °C, Р3 — 1,3-^ 1,5 кгс/см2; 3— с установки НЛП
при малой скорости охлаждения, t, = 60 °C, Р3 = О',4 кгс/см2; 4 — со стана послитковой прокатки
6 1302
81
Микротвердость, МПа
Рис. 4.5. Кривые распределения значений микротвердости катанок, полученных по раз-
личной технологии:
1 — со стана послитковой прокатки; 2,3,4 —с установки НЛП соответственно с малым, средним и
интенсивным охлаждением
стана (рис. 4.6). Многократные структурные изменения в сочетании
с большой пластической деформацией при высокой скорости и
сравнительно низких температурах, бесспорно, повлияли на состоя-
ние субструктуры катанки с НЛП. Плотность дислокаций в металле
должна была возрасти.
Субструктура металла катанки оценивалась по величине физиче-
ских уширений, которым соответствуют напряжения 2-го рода и раз-
мер блоков мозаики. Оказалось, что степень изменения субструктуры
от наклепа у катанки, полученной с НЛП, гораздо сильнее выражена
Рис. 4.6. Изменение степени нагартов-
ки металла по сечению катанок (за-
штрихованные области):
а — с петлевого стана; б, в, г — с установки
НЛП соответственно с интенсивным, сла-
бым и средним охлаждением раската при
прокатке
82
Рис. 4.7. Полюсная фигура текстуры катанки, полученной на установке НЛП (цифры —
интенсивность в относительных единицах):
а — от плоскости (200); б— от плоскости (111); НП — направление волочения; ПН — поперечное
направление волочения; НН — нормаль
при интенсивном ее охлаждении. Соотношение физических ушире-
ний от плоскостей с наименьшей суммой квадратов индексов и наи-
большей позволяет сделать вывод, что у катанки с установки НЛП
упрочнение происходит в основном в результате измельчения блоков
мозаики в процессе горячей прокатки при охлаждении проката эмуль-
сией (см. табл. 4.1) [70]. Исследования на электронном микроскопе
показали, что формируется субзеренная структура.
Представляет интерес изучение текстуры катанки, так как известно,
что она оказывает наследственное влияние на текстуру контактного
провода, а следовательно, и на его свойства.
При волочении и прокатке на проволоку у меди обычно обнаружи-
вается текстура с индексом [100] и [111]. Аналогичная текстура была
83
определена на медной проволоке при волочении катанки с петлевого
стана [71]. Рентгенографические исследования текстур показали, что
катанка, изготовленная на петлевом стане, не имеет текстуры. Катан-
ка с установки НЛП наклепывается, и линии на дебаеграммах размы-
ваются, указывая на появление текстуры деформации. Проведенный
анализ полюсных фигур, построенных по текстурограммам, показал,
что у катанки с установки НЛП обнаружена преимущественная ори-
ентация кристаллической решетки большинства зерен в направлении
[ПН, совпадающем с ее осью (рис. 4.7).
Различие в текстурах катанки объясняется не столько различием
технологии, сколько различной скоростью охлаждения катанки, что
подтверждается отсутствием текстуры у катанки НЛП при малых ско-
ростях охлаждения.
В связи с более совершенной структурой катанка, полученная с
установки НЛП при достаточно высокой интенсивности охлаждения,
должна иметь высокие механические свойства (рис. 4.8).
4.5.	Свойства медных контактных проводов,
изготовленных волочением
Чтобы выявить причины изменения свойств контактного провода
в зависимости от свойств катанки, проводили исследования ее по
проходам волочения (их четыре или пять в зависимости от сечения
провода). Результаты исследования представлены на рис. 4.9.
Установлено, что пластичность провода площадью сечения 100 мм2
практически не зависит от степени нагартовки катанки, в то время как
проч ность более интенсивно повышается до 3-го прохода у более i larapro-
ванной катанки, а затем при дальнейшей деформации к 4-му проходу
несколько снижается. Перенагартованное состояние катанки к последне-
му проходу волочения становится настолько метастабильным, что от
Рис. 4.9. Изменение прочности ов
(сплошные кривые) и пластичности
5 (штриховые) медной катанки по
проходам при волочении провода
МФ-100:
7 — из катанки со стана послитковой
прокатки; 2,3 — из катанки с установки
НЛП соответственно при среднем и ин-
тенсивном охлаждении раската во время
прокатки
84
Рис. 4.10. Кривые распределения
значений временного сопротивле-
ния растяжению контактных прово-
дов МФ-100 (кривая /), МФ-85
(кривая 2), МФ-65 (кривая 3}
тепла, выделяемого при де-
формации, начинается раз-
упрочнение меди. Это же
подтверждается сравнением
свойств контактных прово-
дов разного сечения, изгото-
вленных из одинаково натор-
гованной катанки с установ-
ки НЛП (рис. 4.10). Анало-
гичные явления обнаружива-
лись и у провода из катанки с
петлевого стана в летние пе-
риоды времени, когда окру-
жающая температура воздуха
в тени в условиях г. Ташкен-
та достигала 40 — 45 °C.
С учетом изложенного была исследована возможность снижения
разупрочняемости контактного провода при волочении путем выбора
соответствующего технологического режима изготовления катанки на
установке НЛП и подбора ее сечения. Снижая нагартовку катанки
диаметром 18 мм, при волочении провода площадью сечения 85 мм2
удалось достигнуть постепенного увеличения ее упрочнения по про-
ходам, несмотря на общую деформацию 66 % (рис. 4.11). Соблюда-
лись следующие условия изготовления такой катанки: температура
Рис. 4.11. Изменение прочности о, (сплошные кривые) и пластичности 6 (штриховые)
медной катанки с НЛП по проходам при волочении провода МФ-85:
1 — катанка диаметром 18 мм со средней интенсивностью охлаждения; 2 — катанка диаметром
14 мм с более высокой степенью охлаждения
85
20
Временнбе сопротивление растяжению, %
Стат.	Значение характеристики для кривых							
характе-		2	1	2	1	. 2	/	2
ристика	рис. а		рис. б		рис. в		рис. г	
п	4217	1344	\5Т1	329	3457	623	4300	632
X	370	386	4,3	4,64	7,02	7,70	4,1	5,8
а	8,7	9,0	0,4	0,9	1,09	0,86	1,2	1,03
°т	0,1	0,2	0,01	0,01	0,01	0,03	0,02	0,04
15
10
5
0
2,5 3,1 3,7 4,3 4,9 5,5 6,1
Относительное удлинение 8, %
Рис. 4.12. Кривые распределения значений временного сопротивления растяжению (а),
относительного удлинения (б), числа перегибов (в) и числа скручиваний (г) контактных
проводов МФ-100 из катанки с петлевого стана (кривые 7) и с установки НЛП
(кривые 2)
86
Рис. 4.13. Кривые распределения
величин зерен микроструктуры
контактного провода МФ-100:
7 — из катанки со стана послитковой
прокатки; 2,3 — из катанки с установки
НЛП соответственно с интенсивным и
средним охлаждением при прокатке
эмульсии 60 °C и ее давление
0,4 кгс/см2 или 35 - 40 °C и
1 кгс/см2. Уменьшив диаметр
сечения катанки до 14 мм, а
следовательно, и общую де-
формацию при волочении
провода, удалось достигнуть
необходимых свойств у про-
вода МФ-85 благодаря на-
гартовке катанки уменьшен-
ного сечения (<т„ = 285 МПа)
при подаче в валки непре-
рывного стана эмульсии с
параметрами /_, = 35 40 °C
и Рэ = 1,2 -г 1,4 кгс/см2.
Результаты исследова-
ний позволили усовершен-
ствовать технологию, сни-
зить затраты энергии на производство проводов и повысить их качество.
Свойства проводов из катанки диаметром 18 мм с установки НЛП
определяли в соответствии с ГОСТ 2584 «Провода контактные из ме-
ди и ее сплавов». Результаты этих испытаний представлены на
рис. 4.12 в виде кривых распределения значений временного сопро-
тивления растяжению, относительного удлинения, числа перегибов
и числа скручиваний до разрушения. Анализ полученных результа-
тов позволил установить, что кривые распределения прочностных
характеристик проводов, выполненных волочением из катанки с
установки НЛП, располагаются в области больших значений каждой
из анализируемых характеристик. Аналогичные зависимости были
найдены и для проводов МФ-85. Это может быть объяснено «залечи-
ванием» микротрещин в процессе прокатки катанки на двухвалко-
вом стане НЛП при отсутствии деформации изгиба. Плотность ка-
танки, изготовленной на НЛП (8,88 г/см’), выше, чем катанки с пет-
левого стана (8,82 г/см’). Более высокая твердость катанки НЛП, со-
ответствующая их более дисперсной микроструктуре (рис. 4.13),
проявляется в наследственном увеличении твердости контактного
провода (табл. 4.2).
Аналогичные зависимости были Получены и для провода МФ-85.
87
Твердость контактных проводов
Таблица4.2
Статистические характери- стики	Твердость по Бринеллю, МПа, проводов из катанки, получен- ной на		Микротвердость, МПа, проводов из катанки, полученной на	
	петлевом стане	установке НЛП	петлевом стане	установке НЛП
Объем выборки	145	358	50	50,
Среднее арифметическое	1085	1150	1167	1243,5
Среднее квадратическое отклонение	38	39	132	124
Ошибка среднего квадра- тического отклонения	8	2	33	35
У контактных проводов, изготовленных из катанки с установки
НЛП, увеличилась электропроводность, что связано с заменой меди
вайербарсов марки М1 на катодную медь МО или МОО. Последняя
расплавляется в шахтной печи установки НЛП при окислительном
пламени газовых горелок и выдерживается в миксере перед литьем
при режиме восстановительного пламени газовой горелки. Все это по-
зволило снизить содержание кислорода в меди практически с 0,055 до
0,02 % и удалить из нее примеси благодаря их окислению и переводу в
шлак.
4.6.	Свойства медных контактных проводов,
изготовленных прокаткой
Основной технологией производства контактных проводов являет-
ся волочение. Оно широко применяется на кабельных заводах России
и за рубежом.
Была предложена и освоена новая технология изготовления кон-
тактных проводов, использующая обработку металла давлением с по-
мощью прокатки. Для того чтобы выбрать технологический процесс,
необходимо выявить преимущества и недостатки существующих тех-
нологий.
Преимущества технологии волочения определяются простотой
процесса и оборудования. Волочильные станы обладают необходимой
производительностью. Точность и стабильность размеров поперечно-
го сечения контактного провода определяется точностью изготовле-
ния фильер и частотой их замены при износе. Прямолинейность кон-
тактного провода обеспечивается высоким растягивающим напряже-
нием в процессе протяжки провода через фильеры.
К недостаткам технологии волочения по сравнению с прокаткой
относится следующее:
более низкие прочность и пластичность провода;
88
частое нарушение размеров поперечного сечения провода и формы
его сечения;
более высокие требования к качеству катанки по состоянию ее по-
верхности;
трудоемкость заправки катанки в фильеры.
Первые два недостатка связаны с тем, что к металлу в очаге дефор-
мации (в фильерах) прикладываются два сжимающих напряжения и
одно растягивающее. Это вызывает увеличение микротрещин и пор в
металле и, соответственно, приводит к снижению его механических
характеристик.
При обработке металла давлением с использованием прокатки в
очаге деформации действуют силы, соответствующие всестороннему
сжатию. Это приводит к устранению несплошностей в металле, а сле-
довательно, к повышению механических характеристик изделия, что
подтверждается сравнением плотности меди проводов, изготовленных
волочением и прокаткой. Гидростатическим взвешиванием установле-
но, что плотность меди у прокатанных проводов находится в пределах
8,9 - 9,05 г/см’, а у волоченых составляет 8,7 - 8,9 г/см’ [72, 73].
Преимущество прокатки проявляется и в том, что для достижения
такой же прочности, как у провода, изготовленного волочением, при
прокатке достаточно обеспечить деформацию 60 %, а при волочении
она должна составлять 75 %.
Одним из недостатков волочения является необходимость дово-
дить фильеры до требуемых размеров вручную; при этом трудно до-
биться правильной формы сечения и размеров провода. Фильера спо-
собна осуществить волочение примерно 5 т провода, обеспечивая не-
обходимые размеры его поперечного сечения. Затраты на изготовле-
ние фильер из дефицитных и дорогих металлов повышают себестои-
мость производства провода.
При волочении намотка провода на барабан не соответствует тре-
бованиям ГОСТ 2584 из-за того, что происходит завал контактного
провода на последнем тянущем барабане волочильного стана, а это
приводит к необходимости его рихтовки при монтаже контактной
подвески.
Технология прокатки проводов также имеет ряд недостатков, а
именно:
более сложные по конструкции непрерывные станы, чем воло-
чильные;
сложнее настройка оборудования, более высокие требования
предъявляются к квалификации персонала;
необходимо обеспечивать прямолинейность заготовки перед вво-
дом ее в прокатный стан.
Преимущества прокатки заключаются в следующем:
контактный провод превосходит по прочности, твердости, износо-
стойкости и пластичности провод, полученный волочением;
89
дефекты на поверхности катанки не влияют на качество поверх-
ности контактного провода;
нет необходимости в заправке катанки в прокатный стан, что ис-
ключает тяжелый физический труд;
калибровка валков выполняется на прецизионных станках, а зна-
чит, исключаются ошибки в достижении требуемых размеров и фор-
мы поперечного сечения провода;
валки стана обладают большей износостойкостью, чем фильеры,
что позволяет изготавливать прокаткой до 100 т проводов без наруше-
ния их размеров, не меняя валков.
Разработаны различные системы калибровок валков для изготов-
ления контактных проводов сечением 85, 100 и 120 мм2 с профилем,
соответствующим требованиям ГОСТ 2584 «Провода контактные из
меди и ее сплавов». Так, формирование профиля поперечного сече-
ния провода может осуществляться начиная с первой клети прокатно-
го стана.
Возможно в первых двух клетях обрабатывать катанку в калиб-
рах, имеющих форму овала, круга, в третьей клети калибр валков
начинает формирование фигурного профиля контактного провода.
Применяется также и схема, при которой в первых трех клетях ка-
танка деформируется в калибрах с профилем овал, круг, овал, а в
четвертой клети начинается формирование фигурного профиля
контактного провода.
Опробование всех трех систем калибровки показало, что изгото-
вленный контактный провод отвечает всем требованиям ГОСТ 2584.
Прочностные характеристики провода, полученного прокаткой,
превосходят аналогичные характеристики провода, изготовленного
волочением. Однако наилучшими прочностные свойства были у
Рис. 4.14. Кривые распределения временного сопротивления при растяжении проводов
МФ-100, изготовленных волочением (кривая /) и прокаткой (кривая 2)
90
проводов, формирование фигурного профиля которых происходило
не с первой клети прокатного стана. Обработка металла катанки в
калибрах с профилем овал, круг, овал позволяет хорошо проработать
металл по всему сечению, а следовательно, более полно подвергнуть
его нагартовке.
Результаты механических испытаний контактных проводов, изго-
товленных волочением и прокаткой, профиль которых начинал фор-
мироваться в четвертой и пятой клетях, представлены на рис. 4.14.
Статистическая обработка результатов испытаний показала, что кри-
вая распределения временного сопротивления растяжению у прово-
дов, изготовленных прокаткой, располагается в области бблыпих зна-
чений, чем у проводов, изготовленных волочением.
Превосходство по прочности контактных проводов, изгото-
вленных прокаткой, было подтверждено исследованием их тексту-
ры. Используя рентгеновский анализ с построением полюсных
фигур, установили, что текстура катанки, полученной на установке
НЛП, значительно больше усиливается при ее прокатке, чем при
волочении на провод одного и того же сечения. Аксиальная тексту-
ра с преобладанием ориентации кристаллической решетки боль-
шинства зерен в направлении [111] и [100] у прокатанных прово-
дов выражена более сильно, чем у проводов, изготовленных воло-
чением. Ориентация кристаллической решетки в направлении
[111], совпадающем с осью провода, приводит к повышению проч-
ности провода при растяжении.
4.7.	Текстура катанки и контактного провода
Различие свойств проводов, полученных из разных катанок, связа-
но и с различием их текстуры, образующейся вследствие пласти-
ческой деформации уже в катанке. Под воздействием направленных
внешних сил при волочении у кристаллической решетки большинства
зерен провода возникает преимущественная ориентация [111]. Это же
наблюдается и при прокатке провода.
Установлено, что контактные провода, применяемые в начальные
периоды электрификации железных дорог, т. е. до 40-х годов преды-
дущего столетия, когда их изготавливали реверсивным волочением,
обладают большей износостойкостью. Были проведены исследования
для определения причин этого явления. Оказалось, что на текстуру
контактного провода при одном и том же состоянии заготовки катан-
ки влияет очередность направления приложения сил при волочении
(рис. 4.15, 4.16). Реверсивное волочение по сравнению с односторон-
ним создает наиболее выгодную текстуру провода [741.
Прокатка по сравнению с односторонним волочением позволяет
получить у медного контактного провода более выгодную текстуру
(преимущественную ориентацию кристаллической решетки в направ-
91
[111]
[111]
Образец 1
(200)
Образец?
(200)
(220)
(220)
Волочение
с реверсом
Волочение
с реверсом
Волочение
с реверсом
Образец 3
(220)
(200)
Образец 4
[111]
(220)
(200)

Волочение
без реверса

Рис. 4.15. Дифрактограммы медных контактных проводов, изготовленных реверсивным
и односторонним волочением
лении [111], совпадающем с осью провода), которая обеспечивает по-
вышение прочностных характеристик и износостойкости [71].
Наследственное влияние текстур катанок на текстуру контактных
проводов изучали на участках их поперечного сечения, расположен-
ных на расстояниях 0,5, 1,8 и 3,6 мм от рабочей поверхности, посколь-
ку при эксплуатации допускается износ провода до 30 %. Установлено,
что вдоль оси медной круглой проволоки, полученной волочением из
заготовки в рекристаллизованном состоянии, 60 % кристаллов имеют
ориентацию [111], а 40 % — ориентацию [100]. Из-за неоднородности
Рис. 4.16. Полюсные фигуры текстуры медных проводов от плоскости (111), тянутых в
одну сторону (а) и тянутых реверсивно (б)
92
Рис. 4.17. Полюсные фигуры текстуры медных контактных проводов на глубине 3,6 мм
от поверхности:
а — из катанки с петлевого стана от плоскости (200); б — из катанки с установки НЛП от плоскости
(111) (цифрами с размерностью усл. ед. показана интенсивность в относительных единицах)
деформации в разных участках фигурного сечения контактного про-
вода структура различна.
Провод из катанки, полученный на установке НЛП при интенсив-
ном охлаждении (рис. 4.17), имеет текстуру [ 111 ] + [100] при соотно-
шении интенсивности этих компонентов 2:1 [75]. Существует мнение,
что образование двух ориентаций связано с исходной текстурой [62].
В работе [76] показано, что двойная аксиальная текстура меди может и
не зависеть от текстуры заготовки. Из сопоставления текстур катанки,
полученной на установке НЛП (см. рис. 4.7) при интенсивном охлаж-
дении, и провода, изготовленного из нее (см. рис. 4.16), следует, что
исходная текстура катанки [Ш] сохраняется и даже усиливается в
проводе. У катанки, полученной на НЛП, интенсивность ориентиро-
вок [111] составляет 8 условных единиц (усл. ед.), на проводе — уже 14
усл. ед., в то время как у провода из катанки, полученной на петлевом
стане, — 11 усл. ед. (рис. 4.18).
По мере приближения к рабочей поверхности провода текстура
меняется. В проводе, изготовленном из катанки, полученной на
петлевом стане, на расстоянии 1,8 мм от поверхности присутствует
текстура прокатки (122) [111], в то время как в проводе, изготовлен-
ном из катанки с установки НЛП, сохраняется текстура катанки
[111] (рис. 4.19).
В слое на расстоянии 0,5 мм от поверхности (рис. 4.20) провод, из-
готовленный из катанки, полученной на петлевом стане, имеет сме-
шанную текстуру 1112], [111] + [100], а провод из катанки с установки
НЛП — двойную аксиальную [100] + [111]. Количество зерен кри-
сталлической решетки, ориентированной в направлении [111], совпа-
93
Рис. 4.18. Полюсные фигуры текстуры медного контактного провода из катанки с петле-
вого стана на глубине 3,6 мм от поверхности:
с — от плоскости (200); б — от плоскости (111)
дающем с осью провода, увеличивается при изготовлении контактно-
го провода прокаткой.
Исследованиями установлено, что наиболее выгодную текстуру
[111] имеет катанка, полученная на установке НЛП при интенсивном
охлаждении в процессе прокатки. Эта текстура сохраняется и усили-
вается вдоль оси провода, а постоянство текстуры по его сечению
приводит к однородности механических свойств металла.
Уровни интенсивности  ЕЗ RTI ПТП
8	7 6 5 усл.ед.
Рис. 4.19. Полюсные фигуры текстуры медного контактного провода на глубине 1,8 мм
от поверхности:
а — из катанки с петлевого стана; б — из катанки с установки НЛП
94
Уровни интенсивности  d ЕД Ю1 ГЛ
8 7 6 5 4усл.ед.
Рис. 4.20. Полюсные фигуры текстуры медных контактных проводов на глубине 0,5 мм
от поверхности:
а — из катанки с петлевого стана; б — из катанки с установки НЛП
Проведенный комплекс исследований позволил пересмотреть тех-
нические требования, предъявляемые к медным контактным прово-
дам различного сечения ГОСТ 2584 «Провода контактные из меди и ее
сплавов». В связи с улучшением электромеханических характ еристик
контактных проводов, изготовленных по новой технологии, в разра-
ботанном стандарте к ним предъявляются более высокие требования.
95
Глава 5
ПРЕДПОСЫЛКИ СОЗДАНИЯ
ЛЕГИРОВАННЫХ МЕДНЫХ КОНТАКТНЫХ
ПРОВОДОВ
5.1.	Свойства меди при нагартовке
и ее разупрочнение при нагреве
Медь обладает высокой электропроводностью и пластичностью и яв-
ляется хорошим материалом для получения проволоки. В отожженном
состоянии она обладает малой прочностью (о„ = 220 МПа при 8 = 50 %).
Холодной деформацией можно значительно повысить механические
характеристики (ств = 450 МПа при 8 = 1 %, Ни = 1150 МПа). Однако в
качестве материала скользящего контакта чистая нагартованная медь
работает неудовлетворительно даже при температурах, близких к ком-
натной, и относительно слабых нагрузках.
В зависимости от степени и продолжительности нагрева в меди по-
сле холодной деформации происходят различные по характеру струк-
турные изменения, которые подразделяют на процессы возврата и ре-
кристаллизации, связанные с уменьшением неравновесного состоя-
ния холоднодеформированного металла. Процесс возврата сопровож-
дается выделением до 10 % накопленной при деформации энергии,
изменением только субструктуры, процесс рекристаллизации — выде-
лением всей накопленной при деформации энергии с полным изме-
нением микроструктуры и свойств.
В зависимости от чистоты металла и степени его деформации тем-
пература разупрочнения меди может колебаться в широких пределах.
Температура возврата, равная 125 °C, у меди, наклепанной со степе-
нью деформации 55 % и чистотой 99,99 %, может значительно сни-
жаться в зависимости от различных факторов [77, 78]. Температура
рекристаллизации меди находится в пределах 56 -160 °C. У электро-
литической меди, деформированной со степенью обжатия 55 —70 %,
даже после выдержки в течение 8-12 недель при комнатной темпера-
туре было обнаружено изменение в дебаеграммах [69, 79, 80]. При
комнатной температуре в меди марки МО после холодной деформа-
ции начиная с десятого дня выдержки появляются первые равноосные
зерна [81, 82]. Несмотря на то что применяют, как правило, медь ма-
рок, содержащих большое число примесей, в эксплуатации происхо-
дит снижение прочности проводов [93, 113]. Этому способствуют дли-
96
тельные нагревы, действие растягивающих нагрузок и большие де-
формации, предусмотренные технологией с целью получения высо-
кой прочности. Максимальная допустимая температура нагрева мед-
ных проводов в Германии, Швейцарии, США, Канаде, Англии, Шве-
ции установлена в пределах 70 - 85 °C [84].
В. С. Равдоник, изучая пропускную способность медных проводов
воздушных линий электропередачи, установил, что медная проволока
диаметром 2,1 - 5,8 мм из меди марки Ml при выдержке в течение 2 ч
в интервале температур 100 - 150 °C уже заметно разупрочняется.
Исследованиями, проведенными Ю. В. Флинком |85], установлено,
что медная проволока диаметром 2,82 мм (степень деформации 85 %),
из которой свит провод М-120, применяемый при электрификации
железных дорог, разупрочняется менее чем за 8 сут при температуре
160 °C, через 30 -40 сут при 140 °C и через 250 -300 сут при температу-
ре 120 °C на 56- 61 % от исходного состояния. Снижение предела
прочности на 73 - 74 % при температуре 80 °C и на 90 % при 100 °C
происходит у этого провода при выдержке в течение года.
Производство катанки осуществляется методом непрерывного
литья и прокатки (НЛП), при этом металл, несмотря на горячую про-
катку, претерпевает нагартовку (наклеп), что необходимо учитывать,
так как существует опасность разупрочнения проводов из такой ка-
танки при нагреве [861.
5.2.	Разупрочнение медных контактных проводов
Контактный провод подвергается износу, воздействию электриче-
ских разрядов, значительному нагреву, действию растягивающих на-
пряжений. На него приходится до 2/3 всех повреждений контактной
подвески. Установлено, что в условиях эксплуатации происходит зна-
чительное снижение прочности проводов [60, 87]. При одновремен-
ном воздействии температуры и растягивающих напряжений, вызы-
вающих упругие деформации, скорость процесса разупрочнения мед-
ных проводов значительно увеличивается [88].
Результаты испытаний медных контактных проводов из катанки,
полученной на петлевом стане, представлены в работе [88]. Чтобы
воспроизвести воздействие температуры на разупрочнение и структу-
ру провода, производили непрерывный нагрев проводов в термостатах
с выдержками до 2,5 года, что соответствовало суммарному темпера-
турному воздействию за 10-летний период его эксплуатации — сред-
ний срок службы на грузонапряженных железнодорожных участках
постоянного тока при использовании в качестве токосъемных элемен-
тов медных контактных пластин. Незначительное снижение твер-
дости медных проводов, как было установлено исследованиями [120],
наблюдалось при 100 °C, наиболее интенсивное при 140 °C и особенно
существенное при 160 °C (рис. 5.1). Появление первых равноосных зе-
’’-13(12
97
Рис. 5.1. Изменение твердости медных кон-
тактных проводов МФ-100 из катанки с пет-
левого стана в зависимости от температуры и
времени выдержки:
1 - верхний предел твердости при 100 - 160 ”С;
2 — нижний предел при 100 - 160 °C; 3- нижний
предел при 140 °C
рен в структуре деформированной меди марки Ml проводов МФ-100
из катанки с петлевого стана было обнаружено после выдержки в те-
чение 87,5 сут при 140 °C и 176 сут при 130 °C. Процессы рекристалли-
зации более полно происходят у проводов МФ-85, нагартованных с
большей степенью деформации, чем у проводов МФ-100.
Наиболее ранние стадии разупрочнения, связанные с изменением
тонкой структуры, определяли рентгеновским методом — снятием де-
баеграмм на установке УРС-60. Структурные изменения в металле
провода МФ-100 были обнаружены при 130 -140 °C после выдержки в
течение 31,2 сут, при 110 — 120 °C — в течение 87,5 сут и при 100 °C — в
течение 1,5 года.
В случае приложения к контактному проводу растягивающих на-
грузок ниже предела текучести меди разупрочнение протекает более
интенсивно, что и было подтверждено микроструктурными и рентге-
Рис. 5.2. Микроструктуры медных контактных проводов МФ-100 из катанки с петлевого
стана:
а — выдержка 748 ч при 120 °C без растягивающих напряжений; б — выдержка 503 ч при 120 °C под
растягивающими напряжениями
98
новскими исследованиями. Без растягивающей нагрузки в микро-
структуре провода МФ-100, выдержанного при 120 °C в течение 748 ч,
не были обнаружены равноосные зерна, а в случае растягивающей на-
грузки 15 кН и меньшем времени выдержки (503 ч) наблюдалось мно-
го колоний равноосных зерен (рис. 5.2). Сравнение рентгенограмм
этих же образцов показывает, что, если отсутствуют растягивающие
напряжения, структурные изменения не происходят, а при нагрузке
10,4 и особенно 15 кН они отчетливо обнаруживаются даже после вы-
держки в течение 248 ч. Очевидно, растягивающие напряжения спо-
собствуют повышению интенсивности диффузионных процессов при
нагреве, перемещению дислокаций.
После перехода на технологию изготовления медных контактных
проводов из катанки, полученной на установке непрерывного литья и
прокатки (НЛП), опасность их разупрочнения значительно возросла.
В связи с этим были проведены сравнительные исследования кон-
тактных проводов, изготовленных различными способами, при воз-
действии на них растягивающих напряжений и сравнительно высоких
температур.
Для проверки сопротивляемости ползучести были изготовлены об-
разцы контактных проводов из катанки, полученной прокаткой от-
дельных слитков на петлевом стане и установке НЛП. Испытания
длительностью около 1500 ч проводили при различных напряжениях и
температурах. Анализ результатов испытаний показал, что при напря-
жениях <у = 100 МПа и температурах 100 °C в проводах из катанки с
петлевого стана наблюдается стационарная ползучесть. У проводов из
катанки, полученной на установке НЛП, процесс ползучести протека-
ет более интенсивно, при о = 80 МПа и 7=150 °C достигается стадия
ускоренной ползучести [89, 90], предшествующей разрушению.
Различие в поведении контактных проводов из катанок, получен-
ных разными способами, подтвердилось испытаниями на так назы-
ваемую длительную высокотемпературную твердость, когда индентор
в виде шарика в результате появления ползучести постепенно внедря-
ется в поверхность металла провода [91, 92, 93]. На основании резуль-
татов испытаний [90] было высказано мнение, что кривые, характери-
зующие изменение глубины внедрения индентора в зависимости от
времени, полученные при испытании на длительную высокотемпера-
турную твердость, аналогичны кривым ползучести при растяжении.
Результаты испытаний, проведенных при нагрузке 1800 Н и темпера-
туре 200 °C, представлены на рис. 5.3 в виде семейства кривых, каждая
из которых характеризует поведение одного из образцов 1 — 10 кон-
тактного провода. У контактных проводов из катанки с петлевого ста-
на сопротивляемость внедрению индентора заметно ниже, чем у про-
водов из катанки с установки НЛП.
Испытаниями в условиях, близких к эксплуатационным, при натя-
жении контактных проводов с силой 10-15 кН и нагреве в результате
99
a)
Рис. 5.3. Изменение глубины внедрения индентора в контактный провод от времени вы-
держки под нагрузкой различных образцов 7 - 10 из катанки послитковой прокатки (а)
и полученной на установке НЛП (б)
30 60 90 120150 180 210
Время выдержки, мин
прохождения по ним тока, проведенными на специальном стенде,
имитирующем контактную сеть, также установлено, что в этих усло-
виях наблюдается большая податливость к разупрочнению проводов
из катанки с установки НЛП (рис. 5.4). Измерения площади попереч-
ного сечения проводов показали, что примерно через 50 ч испытаний
с нагревом до температуры 100 °C у этих проводов появляется ползу-
честь. В дальнейшем сечение проводов заметно уменьшается и начи-
нается пластическая деформация, особенно если провод изготовлен
из сильно нагартованной катанки, полученной на установке НЛП.
Проведенные металлографические и рентгеновские исследования
позволили выявить причины происходящих явлений. Было уста-
новлено, что в проводах из катанки с петлевого стана при напряжени-
ях 110, 130 и даже 150 МПа и выдержке 50 ч каких-либо структурных
изменений не наблюдается. Только после выдержки в течение 500 ч
при напряжении 150 МПа на рентгенограммах обнаруживаются ин-
терференционные максимумы, указывающие на начало процесса ре-
кристаллизации.
Иначе изменяется структура контактного провода, изготовленного
из меди марки МОО (катанка получена на установке НЛП). Равноос-
ные зерна рекристаллизации обработки выявляются после 250 ч вы-
держки при напряжении 110 МПа. Увеличение времени выдержки до
100
Выдержка, ч
Рис. 5.4. Изменение прочности контактных
проводов из катанки послитковой прокатки здо
(кривая 1) и из катанки, полученной на 380
установке НЛП (кривые 2,3, 4), с твер-
достью 660 - 730 (сплошные кривые) и	™ 370
960 — 1050 МПа (штриховые) при нагреве то- 2 360
ком до 100 °C и силе натяжения 110 МПа	'"о
(кривые 1, 2), 130 МПа (кривые 3) и 150 М Па |
(кривые 4)	ё 340
н 330
О
500 ч приводит к рекристаллиза- о
ции обработки по всему объему g 3,0
металла провода (рис. 5.5).	| 300
Пониженную сопротивляемость | 290
рекристаллизации контактного про- m 280
вода из катанки с установки НЛП 270
МОЖНО объяснить ИСХОДЯ ИЗ ДИСЛО- 260
кационной теории формирования 250
центров рекристаллизации [94].
Согласно ей центры рекристалли-
зации образуются в результате перераспределения малоугловых дисло-
кационных границ, составленных из ряда краевых дислокаций. В про-
цессе их движения происходит полигонизация, возникают области, поч-
ти свободные от дислокаций, отделенных от деформированной матрицы
границами с большими углами разориентации. Эти области являются
центрами рекристаллизации. Границы с большими углами разориента-
ции, способными мигрировать, стимулируют рост зерна по мере увели-
чения продолжительности нагрева.
Энергия активации рекристаллизации отождествляется с энергией
активации миграции границ зерен [95] и определяется в числе других
факторов степенью деформации, наличием текстуры, количеством
примесей и др. При высокой степени деформации наблюдается боль-
шое число участков с высокой разориентацией зерен. Такие участки
обладают наибольшей склонностью к полигонизации, поэтому на
ранних стадиях этого процесса образуются субграницы с максималь-
ными углами. Высокая суммарная степень деформации и мелкокри-
сталлическая структура провода из катанки с установки НЛП облегча-
ют прохождение рекристаллизации.
Процесс полигонизации, обусловленный движением дислокаций и
их построением в определенные ряды (стенки) с образованием субгра-
ниц, затрудняется при наличии большого количества примесей. В
этом случае краевая дислокация окружена так называемой атмосфе-
рой Коттрелла из растворенных атомов. Движение такой дислокации
осуществляется вместе с атмосферой растворенных атомов и опреде-
ляется их диффузией. Чтобы устранить торможение таких дислокаций,
нужно их оторвать от атмосферы Коттрелла, что достигается увеличе-
10)
Рис. 5.5. Микроструктура медного кон-
тактного провода при натяжении 11 кН и
нагреве током до температуры 100 °C:
а - из катанки послитковой прокатки, выдерж-
ка 250 ч; б— из катанки НЛП, выдержка 250 ч;
в — из катанки НЛП. выдержка 500 ч
нием внешних напряжений и воз-
растанием термической активации.
В связи с этим повышается темпе-
ратура начала рекристаллизации.
Считается целесообразным вводить
в медь небольшие количества тех
легирующих элементов, которые
бы мало влияли на электропровод-
ность, но значительно повышали
сопротивляемость разупрочнению
проводов при нагреве, их износо-
стойкость и прочность.
Необходимость изменения
свойств проводов контактной сети
связана и с увеличением скоро-
стей движения поездов. На скоростных магистралях зарубежных же-
лезных дорог в контактной подвеске используют исключительно кон-
тактные провода и несущие тросы из легированной меди. К таким
проводам, обладающим высокой прочностью, могут быть приложены
102
высокие растягивающие нагрузки, что технически необходимо в кон-
тактной подвеске на скоростных линиях. Только при высоком натя-
жении проводов возможно осуществить нормальный токосъем на
электроподвижной состав, двигающийся с высокой скоростью.
Применение легированной меди для изготовления контактных
проводов является не только технической необходимостью, но также
позволяет увеличить срок их службы благодаря повышению износо-
стойкости таких проводов по сравнению с медными.
5.3.	Требования к материалу контактного провода
Необходимость замены медных контактных проводов определяет-
ся, с одной стороны, их высокой повреждаемостью, связанной с раз-
рушением под воздействием высоких температур и растягивающих
напряжений (разупрочнение, пережоги, уменьшение сечения при из-
носе), низкой износостойкостью, а с другой — дефицитностью меди.
Подбор материала для контактного провода, его разработка связа-
ны с трудностями, обусловленными рядом противоречивых, подчас
несовместимых требований, предъявляемых к нему. Так, материал
должен одновременно обладать следующими свойствами:
достаточной твердостью, чтобы оказывать высокое сопротивление
механическому износу;
высокой температурой разупрочнения, что позволяет предотвра-
щать последствия термического воздействия при токосъеме;
низкой ползучестью под нагрузкой при рабочих температурах;
высокими механическими характеристиками, чтобы выдерживать
натяжение, позволяющее обеспечить требуемое качество токосъема,
увеличить допустимые нормы износа, снизить опасность обрыва, т. е.
уменьшить затраты на эксплуатацию контактной сети;
высокой электропроводностью, что исключает значительные поте-
ри электроэнергии при прохождении больших токов;
высокой износостойкостью, связанной со способностью схватыва-
ния с материалом токосъемных элементов, возможностью деформа-
ционного упрочнения, окисления и образования вторичных структур.
Необходимо также, чтобы отмеченные свойства у материала кон-
тактного провода можно было получить, используя недефицитные ле-
гирующие элементы и применяя для его изготовления установки не-
прерывного литья и прокатки.
Всем комплексом свойств, необходимых для идеального материала
контактного провода, не обладает ни один металл и ни один сплав.
Ясно, что при выборе материала приходится неизбежно принимать
различные компромиссные решения. В мировой практике для кон-
тактных проводов, как правило, используют биметаллы и медные
сплавы. Учитывая требования, предъявляемые к материалу контакт-
ных проводов, прежде всего необходимо повысить температуру его
103
разупрочнения при нагреве и износостойкость, сохранив электриче-
ские характеристики достаточно высокими.
Новый способ получения бесстыковых медных контактных про-
водов с использованием установки НЛП позволяет в перспективе
коренным образом усовершенствовать технологию изготовления ле-
гированных медных проводов с повышенными эксплуатационными
характеристиками. В случае ввода при непрерывном литье и прокат-
ке в медь необходимых количеств легирующих элементов и достиже-
ния равномерного распределения их по длине контактного провода
удается исключить из технологического процесса отливку неболь-
ших по весу слитков легированной меди, их резку на части (массой
200 -250 кг), строжку, прессование на заготовки под прокатку на ка-
танку, а также две операции нагрева под обработку давлением. При
этом отпадают операции травления и пайки катанки перед волоче-
нием, транспортные перевозки с заводов обработки цветных метал-
лов на заводы кабельной промышленности. Все это позволяет сни-
зить затраты на производство легированных бесстыковых контакт-
ных проводов, создать условия экономически оправданного широ-
кого их применения, так как наряду с такими достоинствами, как
высокая износостойкость, прочность, жаропрочность, они будут от-
личаться от медных проводов только затратами, связанными с до-
бавками легирующих элементов.
Выбранный состав медного сплава должен обладать высокой тех-
нологичностью в условиях изготовления катанки на установках НЛП
с роторным кристаллизатором. В связи с этим необходимо разрабо-
тать принципы подхода к выбору легирующих элементов для меди.
5.4.	Легирующие элементы и их влияние
на температуру рекристаллизации меди
Допустимое натяжение контактного провода МФ-100 обычно со-
ставляет 11 кН, температура нагрева транзитными токами достигает
100-120 °C. Необходимо было определить возможность устранения
недостатков медного контактного провода из катанки, полученной на
установках НЛП, с помощью легирования меди небольшими коли-
чествами различных элементов.
Общеизвестно, что примеси повышают сопротивляемость раз-
упрочнения меди [96]. Требовалось выявить необходимый легирую-
щий элемент и определить его количество в меди. Согласно работам
Ван Лимпа [97, с. 148 - 169], температура рекристаллизации (7]>) меди
повышается при введении Na, As, Cd, Bi, Sb, Pb, Zn, Si, Sn, Al, Ag, Au,
Fe. При этом предполагается, что существует несколько механизмов
повышения температуры рекристаллизации. Это — термодинами-
ческое стимулирование, определяющее влияние растворенного эле-
мента на поверхностное натяжение растворителя; уменьшение протя-
104
женности границ в результате концентрации примеси по границам зе-
рен [97]; увеличение пути диффузии атомов основы из-за примеси, т.
е. повышение препятствий диффузии [98]; влияние на прочность
межатомных связей, воздействие дислокационной структуры, форми-
рующееся в деформированном состоянии.
Значительно повышают температуру рекристаллизации Tv малора-
створимые присадки, имеющие существенное различие по радиусам
атомов с растворителем. Сильное влияние на температуру Тр [96] этих
присадок достигается при их небольших количествах. Сопротивляе-
мость разупрочнению при нагреве возрастает в результате блокирова-
ния дислокаций атомами растворенного элемента. Атомы присадок
уменьшают искажение решетки и поле напряжений, образуя так на-
зываемые облака Коттрелла вокруг дислокаций [99]. Дополнительно к
упругому взаимодействию атомов легирующих элементов с дислока-
циями возможно и химическое их взаимодействие с образованием ат-
мосфер Сузуки. Последнее происходит, когда присадка отличается от
растворителя валентностью и типом решетки.
Обобщая ряд работ, посвященных влиянию малых количеств при-
садок на температуру рекристаллизации, С. С. Горелик [96] приходит
к выводу о том, что она повышается из-за торможения формирования
центров рекристаллизации и скорости их роста и все это имеет весьма
сложную природу.
Выбор легирующих элементов для использования установки НДП
предопределяется не только достижением соответствующих эксплуата-
ционных свойств проводов, но и технологичностью принятой системы
сплавов при литье в роторный кристаллизатор. Легирующий элемент
должен увеличивать температуру рекристаллизации и прочность меди
и в то же время не снижать значительно ее электропроводность.
На основании опубликованных данных по оценке влияния ряда эле-
ментов на свойства меди при нагреве и на ее электрические характеристи-
ки было изучено их воздействие на медь (небольшие количества Ni, Се,
Сг, Zr, Mg, Ti, Мп, Cd, Sn). Для определения наиболее влияющих леги-
рующих элементов применяли метод случайного баланса [100]. Состав
сплавов определяли на основании матрицы планирования эксперимента
с восьмью сплавами (варианты легирования). Пределы по легированию
каждого элемента устанавливали исходя из интенсивности его влияния
на электропроводность меди. Никель вводили в количестве не более
0,03 %, Се - 0,03 %, Сг - 0,04 %, Zr - 0,05 %, Mg - 0,05 %, Ti - 0,01 %,
Мп - 0,03 %,Cd - 0,07 %, Sn - 0,05 %.
В качестве параметра оптимизации была принята длительная твер-
дость при высоких температурах, которую определяли на установке
ВИМ-1М с выдержкой в вакууме (при 4-10 3 мм рт. столба) в течение
1 ч под нагрузкой 10 Н при нагревании до температуры 200 °C, 300,
400 и 600 °C. Сплавы приготовляли в графитовом тигле вакуумной ин-
дукционной печи, используя медь марки МО, при вводе легирующих
105
Рис. 5.6. Зависимость сопротивляемости
температурным воздействиям от време-
ни нагрева меди и ее сплавов с различ-
ной степенью деформации (от 99,5 до
17 %):
а — медь (штриховые кривые) и ее сплавы
Си - 0,05 % Ag (сплошные) при 150 °C; б —
сплавы Си - 0,08 % Mg (сплошные кривые) и
Си - 0,06 % Zr (штриховая) при 250 °C; в —
сплав Си - 0,06 % Zr при 350 °C, сплав термо-
обработан и наклепан со степенью деформа-
ции 89 %
500	1000	1500
Время выдержки, ч
элементов в среде аргона (давление 0,5 кгс/см2). Полученные слитки
подвергали холодной прокатке со степенью деформации 50 % для
определения длительной твердости, а для определения электропро-
водности осуществляли волочение проволоки диаметром 1 мм до по-
лучения той же степени деформации.
Влияние каждого из элементов на медь оценивали поэтапно при
каждой температуре. С помощью критерия Фишера оценивали сте-
пень рассеяния значений длительной твердости относительно ее
среднего значения. Для выделения сильно влияющих факторов ис-
пользовали диаграммы рассеяния, которые строили, откладывая по
оси ординат конкретные значения определенных показателей, а на
оси абсцисс отмечали изучаемые факторы. По этим диаграммам
определяли влияние на длительную твердость меди того или иного
элемента.
Анализ результатов проведенных вычислений позволил установить,
что при температурах 200 и 300 °C положительное влияние на медь
оказывают Sn, Мп и Ti; на длительную твердость меди при 600 °C зна-
чительно влияюз Mg, Сг и особенно Zr. В то же время сплавы меди, со-
106
держащие Zr, Mg, Sn, Сг, обладают и наиболее высокой электропро-
водностью.
В дальнейшем для выявления металловедчески обоснованного ле-
гирования было исследовано влияние на медь легирующих элементов
по отдельности (Zr, Hf, Сг, Mg, Ti, Cd, Sn, Mn, Ag, Nb, Si, Al, Co) при
различном содержании каждого из них (от 0,01 до 0,25 %). Оценива-
лось влияние легирующих элементов на температуру Гр и электропро-
водность меди. Исследования осуществляли на проволоке со степе-
нью деформации 65 %, после нагрева ее до различных значений тем-
пературы по прочностным характеристикам и результатам рентгенов-
ских съемок оценивали степень прохождения рекристаллизации. Тем-
пературу начала рекристаллизации определяли по температуре, соот-
ветствующей началу снижения прочностных свойств, и появлению на
линиях рентгенограмм отдельных рефлексов.
Проведенные исследования позволили установить, что все рассмат-
риваемые элементы, содержание которых составляет менее 0,03 %, по-
вышают значение Гр; при увеличении их содержания в меди сверх 0,05 %
дальнейшего повышения температуры Тр не происходит Присадки
Mg, Сг и Sn повышают температуру рекристаллизации меди до 400 °C,
Si, Cd, Al, Ag, Nb — до 350 °C. Самое слабое воздействие оказывает
Со; титан повышает температуру до 450 °C, наиболее существенно
влияют на нее Hf и Zr (500 - 540 °C).
Учитывая влияние каждого из легирующих элементов на электро-
проводность и температуру Тр меди, а также его дефицитность, для
дальнейших исследований были выбраны сплавы Cu—Zr, Си - Mg,
Си — Сг, Си — Sn, Си — Si, Си — Ag с содержанием присадок соответ-
ственно не более 0,1 %, 0,06, 0,07, 0,06, 0,04, 0,02 %. Для исследова-
ния разупрочнения этих сплавов при длительных нагревах были взяты
системы сплавов Си — Zr с Тр = 540 °C, Си — Mg с Тр = 400 °C, Си — Ag
с Тр = 350 °C и Си -Sn с Тр = 400 “С.
Низколегированную медную проволоку с этими элементами после
различной степени холодной деформации подвергали нагреву в гер-
метически закрытых капсулах в течение 500 ч, 1000, 1500 и 2000 ч при
температурах 150, 250 и 350 °C с отклонением ±4 °C.
Нагрев до 150 °C оказывает при столь значительных выдержках
большое влияние на свойства нагартованной меди, а добавки Ag в
количестве 0,05 % значительно снижают интенсивность ее раз-
упрочнения. Присадки Zr позволяют сохранить прочностные ха-
рактеристики меди даже после выдержки при температуре 350 °C
(рис. 5.6, а, б, в).
На основании результатов проведенных исследований были опре-
делены легирующие элементы для меди, способные повысить ста-
бильность ее свойств при нагреве. С учетом дефицитности и техноло-
гичности в условиях использования установки НЛП из них выбирали
те, которые удовлетворяли всем этим показателям.
107
5.5.	Легирующие элементы меди и ее износостойкость
Износу деталей сильноточного скользящего контакта в соот-
ветствии с процессами, протекающими в поверхностных слоях, пред-
шествует фрагментация этих слоев, разрушение которых идет по гра-
ницам фрагментов [42]. Деструктивные процессы в поверхностных
слоях контактов зависят от многих факторов. Нагрузка и скорость
определяются условиями эксплуатации, поэтому на износ, а следова-
тельно, и фрагментацию поверхностных слоев контактов можно воз-
действовать, только изменяя состав материала контакта.
В случае абразивного износа, когда наблюдается незначительная
фрагментация поверхностных слоев, обусловленная резанием и вяз-
ким разрушением металла контакта, износостойкость определяется
исходной структурой и механическими свойствами материала. Повы-
шение твердости материала провода должно снизить его износ, а зна-
чит, легировать медь необходимо теми элементами, которые значи-
тельно повышают ее механические показатели при нагартовке.
В случае окислительного износа, когда нормальные нагрузки
малы, а скорости скольжения значительны, происходит низкая плас-
тическая деформация приповерхностных слоев, а следовательно, и
незначительная их фрагментация. И все же при таком виде износа же-
лательно осуществлять упрочнение приповерхностных слоев для за-
щиты от воздействия контртела. В связи с этим медь необходимо ле-
гировать элементами, способствующими более высокому темпу ее
упрочнения при пластической деформации, т. е. понижающими энер-
гию дефектов упаковки в большей степени.
Сопротивляемость износу у меди с легированием возрастает, так
как ее склонность к схватыванию понижается [101] вследствие более
интенсивного упрочнения при наклепе с увеличением в ней присадок.
Усталостный характер износа проявляется с ростом нормальной на-
грузки, так как при этом глубина деформированного слоя увеличива-
ется и повышается степень фрагментации, что приводит к образова-
нию микротрещин по границам фрагментов и отделению их в виде
продуктов износа |42]. В этом случае необходимо снижать степень
фрагментации, а следовательно, вводить в медь те элементы, которые
понижают способность ее к нагартовке при деформации, т. е. легиро-
вать элементами, снижающими энергию дефектов упаковки у меди в
меньшей степени [42]. Легирующие элементы могут снижать энергию
дефектов упаковки меди с 30 до (10-2) эрг/см2 [102], что затрудняет
скольжение дислокаций при увеличении их расщепления [95].
В литературе 1103, 104, 105] приводятся принципы легирования, в
том числе и меди, с целью достижения необходимых свойств скользя-
щих контактов. Прочность сплавов определяется величиной межатом-
ных связей в кристаллической решетке. Модуль упругости характери-
зует прочность межатомного взаимодействия; чтобы повысить модуль
108
упругости, необходимо осуществить легирование [106]. Легирование
приводит к стабилизации микроскольжений кристаллической решет-
ки матрицы при нагреве благодаря снижению диффузионной подвиж-
ности атомов в сплаве и затруднению движения дислокаций.
Установлено, что чем больше растворимость элемента в меди, чем
меньше разница радиусов атомов легирующего элемента и меди, тем
меньше коэффициент упрочнения сплава [105, 107]. Немаловажную
роль играют и элементы, оказывающие модифицирующее действие на
медь, измельчая се зерно; это соответствует зависимости Петча [108].
При выборе легирующего элемента следуе принимать во внима-
ние, что наибольшее влияние на сопротивляемость меди разупрочне-
нию при нагреве оказывают элементы, которые мало растворяются в
ней, а следовательно, и мало влияют на ее электропроводность 1109,
110, 111]. Если легирующие элементы обладают большим сродством к
кислороду и образуют устойчивые окислы, то можно использовать эти
свойства, влияющие на прочность, скорость образования и воспроиз-
водство вторичных структур на поверхностях трения, чтобы снизить
износ контактов.
5.6.	Противозадирные свойства медных сплавов
при трении скольжения
Износ медных легированных контактных проводов, работающих ₽
паре с металлическими токосъемными элементами, происходит в
основном в результате схватывания. Следовательно, необходимо оце-
нить их способность к схватыванию при работе в паре как с медью,
так и с низкоуглеродистой сталью, поскольку эти металлы могут быть
основой токосъемных элементов из композиционных материалов с
самосмазывающими свойствами.
Для проведения испытаний на схватывание в процессе скольжения
была разработана специальная установка (УИС) и отработана методи-
ка проведения на ней испытаний, которые были стандартизированы
[112, 113]. Результаты исследований, проведенных на установке УИС,
показали, что она позволяет достаточно объективно оценивать анти-
фрикционные свойства материалов. Основываясь на том, что легиро-
вание, как правило, приводит к упрочнению меди и влияет на ее плас-
тичное! ь, в качестве модельных материалов для испытаний были вы-
браны сплавы Си — Mg, Си — Cd.
В установке два исследуемых материала в виде пластин совмеща-
ются друг с другом, сжимаются шариковым индентором с необходи-
мой силой и перемещаются один относительно другого; при этом
определяется сила скольжения.
Для проведения испытаний легированной меди из нее изготавли-
вали пластинки толщиной 0,8 и 0,5 мм горячей прокаткой с травлени-
ем, а затем холодной прокаткой при степени деформации 60 %. Ше-
109
роховатость поверхности у всех образцов одинакова, гак как прокатку
проводили на одних и тех же валках. Образцы из стали готовили горя-
чей прокаткой, затем осуществляли холодную прокатку со степенью
деформации 70 %. Нагартованные образцы шлифовали, обезжирива-
ли спиртом, а затем отжигали в вакуумной печи (10 5 мм рт. ст.) при
температуре 800 °C в течение 2 ч. Перед испытаниями поверхности
образцов тщательно обезжиривали спиртом, а затем парами ацетона.
В установку образцы помещали прокаленными пинцетами. В процес-
се опытов поверхности трения одного из образцов не обновляли.
Один из образцов был неподвижным. Вдавливание шарикового ин-
дентора в неподвижный образец позволяло локализовать его поверх-
ность при взаимодействии с подвижным образцом.
Первоначально испытания проводили с постепенным нарастанием
нагрузки от 0 до 800 Н для определения сил сжатия, при которых на-
ступало интенсивное схватывание. Были проведены испытания и при
ступенчато нарастающей нагрузке. У испытанных медных сплавов,
работающих в паре с медью в наклепанном состоянии, нагрузка 100 Н
к схватыванию при трении не приводила. При нагрузке 200 Н проис-
ходило интенсивное схватывание поверхностей в паре медь —медь; у
сплавов, содержащих 0,08 - 0,34 % Mg, и сплавов Си — Cd оно выра-
жено слабо. Дальнейшее повышение содержания магния уже не при-
водит к схватыванию при нагрузке 200 Н. Сила сжатия образцов, рав-
ная 300 Н, вызывает интенсивное схватывание сплавов, содержащих
0,45 - 0,66 % Mg.
Испытания с наклепанными материалами при сжимающей нагруз-
ке 500 Н позволили определить характеристики схватывания и трения
в зависимости от процентного содержания легирующих добавок в ме-
ди (рис. 5.7, а, б). Проводили анализ и обработку статистическим ме-
тодом полученных результатов: силы разрушения Р„ так называемого
мостика схватывания при начальном перемещении образцов и макси-
мальной силы Ртах его разрушения при взаимном перемещении образ-
цов. Приняв гипотезу о виде связи антифрикционных характеристик с
составом медных сплавов, рассчитали теоретические кривые регрес-
сии. При сравнении их с эмпирическими кривыми, построенными по
средним арифметическим значениям, было установлено, что они
практически совпадают (рис. 5.7, а).
Уравнение регрессии для силы трения меди по магниевым медным
сплавам в нагартованном состоянии при N= 500 Н имеет вид
у = 39,2- 35,5x4- 19,5х2.
С увеличением содержания магния в меди сила трения FTp снижает-
ся, достигая наименьших значений при 0,66 % Mg.
Представление об антифрикционных свойствах сплавов при тре-
нии в зависимости от степени их легирования можно получить, срав-
нив значения Р„ и Ргаах (рис. 5.7, б). Эти величины, определяющие
110
расчетные кривые
----- экспериментальные кривые
Рис. 5.7. Изменение силы трения Лг (а), статического трения Рс, и максимальной силы
скольжения Pmt (б) при скольжении с нормальной нагрузкой 500 Н меди по бронзам в
деформированном состоянии в зависимости от процентного содержания в них магния:
/— без нагартовки поверхности; 2 - с нагартовкой поверхности
склонность материала к схватыванию, понижаются по мере увеличе-
ния содержания магния в меди. Только при доверительной вероятнос-
ти 0,8 и меньше наблюдается различие средних арифметических зна-
чений Р„ и Ртах у близких по составу сплавов. При сравнении средних
квадратических отклонений величин Лр, Р„, Ртк было установлено,
что они уменьшаются по мере легирования меди магнием и значения
их существенно ниже, чем при трении меди по меди.
Так как в процессе многократного взаимодействия поверхностные
слои тел трения подвергаются значительной пластической деформа-
ции, в результате которой свойства их материалов могут значитель-
но изменяться, оценивалось влияние этого фактора на антифрик-
ционные свойства материалов контактов. Согласно представлени-
ям А. П. Семенова [101], интенсивная нагартовка металла активи-
зирует его энергетическое состояние, что способствует процессу
схватывания в режиме сухого трения. С другой стороны, пластичность
материала должна при этом понижаться, а следовательно, должны
увеличиваться нормальные нагрузки, необходимые для сближения
поверхностей на межатомные расстояния и проявления схватывания.
С целью изучения этого явления поверхности медных сплавов и
меди после обезжиривания очищали металлической щеткой в виде
111
диска, насаженного на вал электродвигателя. В результате такой меха-
нической обработки поверхностные слои образцов нагартовывались,
что отразилось на значениях Ртр, РСт,Ртт (см. рис. 5.7, а, б). У чистой
меди при Р = 500 Н значительно увеличилась сила трения Ртр; повыси-
лась она и у медных сплавов, содержащих 0,45 и 0,66 % Mg, и у спла-
вов с кадмием (см. рис. 5.7).
Уравнение регрессии зависимости Fip от состава сплава при нагар-
товке поверхностных слоев значительно изменяется и принимает вид
у =45,56 — 62,72% + 47,2%2.
Нагартовка поверхностных слоев практически не сказывается на
величинах Рст у магниевых сплавов и сплавов с кадмием. Та же зако-
номерность наблюдается и для величин Ртах у магниевых сплавов, со-
держащих 0,34, 0,45 и 0,66 % Mg, и медных сплавов с кадмием. Только
у меди при нагартовке поверхности наблюдается резкое повышение
Ртах- Анализ изменений способности к схватыванию материала с на-
торгованными поверхностными слоями показал, что только у меди
появляется отрицательный градиент механических свойств в поверх-
ностных слоях, приводящий к значительным повреждениям поверх-
ностей задирами из-за глубинного вырывания металла в результате
схватывания [41]. Благодаря способности меди к значительному де-
формационному упрочнению в результате ввода в нее магния и кад-
мия и значительному изменению ее энергии дефектов упаковки глу-
бинных вырывов при схватывании не наблюдается. Сам процесс схва-
тывания затрудняется из-за меньшей податливости поверхностных
слоев пластической деформации во время взаимодействия пар трения.
Как показали испытания, нагартовка сплавов вносит значительные
изменения в их антифрикционные свойства. Чтобы выявить более
полно влияние легирования, были проведены испытания с отожжен-
ными сплавами и медью.
Испытания с отожженными сплавами проводили при меньших
сжимающих нагрузках (200 и 500 Н), так как сопротивляемость плас
тической деформации в отожженном состоянии ниже, чем в накле-
панном. При обоих значениях нормальной нагрузки характер измене-
ния антифрикционных характеристик по мере легирования меди маг-
нием и кадмием был одинаковым. Нелегированная медь имеет самые
большие значения /д„ Ра и Ртах; они существенно уменьшаются при
увеличении содержания магния в меди и остаются практически неиз-
менными при 0,4 -0,66 % Mg (рис. 5 8)
Уравнение регрессии зависимости FI;. от состава сплавов при Р = 200 Н
принимает вид
у = 23,44 = 22,9% + 17,4%2.
После отжига сила трения FIp значительно возрастает вследствие
большей пластичности сплавов и вовлечения в трение больших объе-
мов металла. Такая же закономерность наблюдается и у отожженных
112
Рис. 5.8. Изменение сил FTp, А., Ата>. при скольже-
нии с нормальной нагрузкой 200 Н меди по брон-
зам в отожженном состоянии
медных сплавов с кадмием. Статисти-
ческий анализ /тР методом сравнения
средних значений с доверительной ве-
роятностью 0,95 показал, что между
сплавами, в которых содержание леги-
рующего компонента различается на
0,1 - 0,2 %, существуют различия.
Таким образом, легирование меди
как кадмием, так и магнием в значи-
тельной степени улучшает ее анти-
фрикционные характеристики, снижая
способность к схватыванию при тре-
нии по меди. В то же время несмотря
на то, что предварительная нагартовка
стимулирует повышение уровня энер-
гетического состояния металла и спо-
собствует активизации процесса схва-
тывания [ 101 ], нагартовка снижает спо-
собность сплавов схватываться с медью
при скольжении. Это объясняется повышением сопротивляемости плас-
тической деформации меди при ее легировании.
Замена меди на Ст. 5 в паре скольжения с ее сплавами позволила
значительно снизить все анализируемые характеристики (СР, Рст,
Ртах). В этом случае скольжение сопровождалось схватыванием
меньшей интенсивности или вообще проходило без схватывания.
Скольжение сплавов меди по стали по мере увеличения в них содер-
жания магния сопровождается снижением величины Ртр. Степень ле-
гирования меди существенно сказывается на характере повреждения
стальных образцов и переносе на них меди сплавов. Слабое дефор-
мационное упрочнение нелегированной меди приводит к переносу
ее в больших количествах на стальную поверхность. По мере легиро-
вания меди глубина вырывов на стальной поверхности увеличивает-
ся в результате сопоставимости свойств, а перенос медных сплавов
уменьшается.
Металлографическими исследованиями дорожек трения выявлен
механизм формирования, развития и разрушения так называемых
мостиков схватывания. Как только увеличивается сила трения между
поверхностями, в месте схватывания образуется прослойка металла,
через которую осуществляется связь между образцами. В процессе
скольжения, если сила трения продолжает расти, толщина прослойки,
представляющей собой мостик схватывания, увеличивается, так как в
113
8 1302
Рис. 5.9. Микроструктура бронзы Си — 0,88 % Cd у основания разрушенного мостика
схватывания при трении по меди
процесс вовлекаются большие объемы металла в результате его плас-
тического оттеснения (рис. 5.9). Расстояние между поверхностями об-
разцов растет в результате вступления в процесс скольжения все но-
вых и новых объемов металла поверхности, еще не участвовавших в
трении. Вовлечение все больших объемов металла в процесс деформа-
ции происходит из-за того, что повышается нормальная нагрузка на
них, что обусловлено удалением поверхностей друг от друга в резуль-
тате увеличения толщины мостика.
Шов холодной сварки как наиболее упрочненный участок мостика
схватывания деформирует под действием нормальных и тангенциаль-
ных сил нижележащие слои трущегося тела. В течение какого-то вре-
мени происходит скольжение более наклепанной части мостика схва-
тывания по менее наклепанному основанию, которое также непре-
рывно упрочняется. Наконец, наступает момент, когда скольжение по
прежнему слою металла становится невозможным и начинает прохо-
дить по более удаленному и менее упрочненному слою с менее иска-
женной кристаллической решеткой. Таким образом, под ранее обра-
зовавшимся слоем появляется новый, больший по протяженности
слой металла. В результате каждый вновь образованный слой высту-
пает из-под ранее образованного. Из этого следует, что в основе фор-
мирования и роста мостиков схватывания лежит механизм сдвига с
периодическим заклиниванием по плоскостям скольжения и вступле-
нием во взаимодействие новых объемов металла.
Наконец, при все возрастающей силе трения наступает такой мо-
мент, когда мостик схватывания разрушается. Разрушение его проис-
ходит по слою, образовавшемуся в самый начальный момент схватыва-
ния, имеющему наименьшее сечение и менее прочному. Это объяс-
няется большой плотностью микроповреждений, которые, несмотря
на большее деформационное упрочнение, возникают из-за того, что
основание мостика, хоть и менее сильно нагартовано, имеет в несколь-
ко раз большее сечение. При этом глубинного вырывания металла не
наблюдается, но зато происходит повреждение поверхности резанием,
114
связанное со значительной нагартовкой средней части мостика. Глу-
бинное вырывание металла и перенос его на сопряженную поверх-
ность возникают в результате разрушения мостика схватывания по
основанию из-за того, что средняя часть его значительно упрочняется.
В зависимости от степени легирования меди эти процессы проис-
ходят на разных стадиях формирования мостиков схватывания. У ме-
ди и ее низколегированных сплавов вследствие низкой способности к
деформационному упрочнению схватывание происходит по сравни-
тельно большим площадям. Формирование мостиков схватывания в
этом случае сопровождается вовлечением в процесс скольжения боль-
ших объемов металла. В результате образования этих мостиков увели-
чивается протяженность зоны повреждения деформированного ме-
талла вдоль поверхности трения и перпендикулярно ей.
Значительное легирование меди магнием и кадмием резко повыша-
ет ее деформационное упрочнение. При одних и тех же нормальных
нагрузках схватывание происходит на меньших площадях, и при фор-
мировании мостика схватывания во время скольжения в процесс де-
формации вовлекаются гораздо меньшие объемы металла. Металло-
графическими исследованиями установлено, что глубина пластически
деформированного металла в этом случае намного меньше, чем у меди.
У нелегированной меди она в 5 раз больше, чем у ее сплавов, содержа-
щих 0,66 % Mg. Все это при разрушении мостика по основанию — на
стыке деформированного и недеформированного металла — приводит
к меньшей повреждаемости поверхностей трения.
Таким образом, всесторонние исследования магниевых и кадмие-
вых медных сплавов выявили их несомненные преимущества в сколь-
зящем контакте перед медью и позволили рекомендовать эти сплавы
для использования в качестве материала контактного провода.
5.7.	Практика применения контактных проводов
из различных материалов
Первые контактные провода изготавливали из меди. И сейчас медь
остается основным материалом для контактных проводов. Тем не ме-
нее в странах, где имеются электрифицированные железные дороги,
проводились и проводятся исследования по замене меди ее сплавами
и другими металлами при производстве контактного провода.
В СССР, Германии, Швейцарии и Болгарии применялся биметал-
лический сталемедный контактный провод [114, 115, 116]. Стальной
сердечник такого провода обеспечивал его высокую прочность. Одна-
ко из-за высокого электросопротивления и интенсивной коррозии в
местах выхода стали наружу такие провода не нашли применения.
Были попытки заменить медный провод сталеалюминиевым, в ко-
тором сталь является трущейся частью провода. Эксплуатация его в
СССР, Франции, Германии и Польше [117, 118] показала, что
115
вследствие таких недостатков, как расслоение провода (механическое
крепление двух металлов в изделии), низкая износостойкость, интен-
сивная коррозия стальной части, ничем не защищенной от влаги, и
др., он оказался ненадежным [119], и применение его на магистраль-
ных электрифицированных дорогах было приостановлено.
, В Японии для скоростных магистралей был разработан биметалли-
ческий провод сталь — алюминий (рис. 5.10). В отличие от проводов
из тех же металлов, изготавливаемых в Европе, он состоит из алюми-
ниевого фигурного корпуса и стальной армирующей полосы, распо-
ложенной по оси симметрии сечения провода. Стальная полоса защи-
щена алюминием; по мере износа провода она выходит на контакт-
ную поверхность, но при этом не происходит коррозионных явлений,
так как сталь покрывается слоем политуры. Стальной армирующий
элемент воспринимает нормальную нагрузку, предотвращая интен-
сивный износ алюминиевой части провода. Износостойкость такого
биметаллического провода сечением 150 мм2 в 2 раза выше, чем медно-
го сечением 170 мм2. Его стальная армировка позволяет допустить
большие растягивающие нагрузки, возникающие при нагреве провода,
чем у медного провода сечением ПО мм2. Так, если при температуре
300 °C для медного провода допускается нагрузка 2500 кгс, то для ста-
леалюминиевого — 3000 кгс, а при 200 °C — соответственно 3400 и
3800 кгс. Медный провод сечением 110 мм2 полностью разупрочняет-
ся при 250 °C; биметаллический сечением 150 мм2 при температуре
400 °C разупрочняется только на 5 %.
Разнообразны конструкции сталеалюминиевых контактных прово-
дов (рис. 5.10, в и г), разработанных специалистами Китая. В частнос-
ти, ими предложен провод, у которого контактная часть выполнена из
алюминиевого сплава, а в центре сечения расположен стальной арми-
рующий стержень.
За рубежом пытались использовать для контактных проводов вмес-
то меди сплавы на основе алюминия. Так, в Германии применяли
сплав алдрей (Al -Mg -Si, легирующие — 1 %), во Франции — сплав
алмелек (Al-Mg-Si, легирующие — примерно 1,2 %) [120]. Провода,
изготовленные из этих сплавов, обладали низкой прочностью (ст„ =
= 289 МПа при площади сечения 100 мм2), электропроводностью и
износостойкостью, вследствие чего от них отказались.
Попытки в СССР, США и Германии применять стальные контакт-
ные провода не увенчались успехом, что связано с сильной коррозией
таких проводов, большей их жесткостью, усложнявшей монтаж, низ-
кой износостойкостью и большим сопротивлением [121, 122].
За рубежом и в России проводились и проводятся исследования по
замене меди более износостойкими бронзами. В наиболее развитых
странах во всех стандартах на контактные провода приводятся брон-
зовые провода [123] и практически в каждом из стандартов — провода
из кадмиевой бронзы. Эти провода в зависимости от содержания кад-
116
Рис. 5.10. Поперечное сечение сталеалюминиевого контактного провода:
а — с контактной поверхностью 1 из стали; б — с армирующей полосой 2, расположенной по оси
симметрии фигурного профиля; в - с армирующим стальным фигурным элементом 3; г — с много-
проволочным стальным тросиком 4
мия и площади сечения имеют следующие прочность на разрыв и
электрическое сопротивление: в стандарте BS 23 Великобритании со-
ответственно от 386 до 439 МПа и 0,0205 — 0,0212 Ом-мм2/м; в стан-
дарте NF 34 Франции — 800 - 440 МПа и 0,0198 Ом-мм2/м; стандарте
D1N 43141 Германии — 413 - 434 МПа и 0,0207 - 0,022 Ом-мм2/м; в
стандарте ASTM В9 США — 139 - 457 МПа и 0,022 Ом-мм2/м.
В Советском Союзе впервые провода из этой бронзы были изго-
товлены в 1956 г. Они имели достаточно высокие механические характе-
ристики (о„ до 460 МПа) при повышенном сопротивлении (0,022-
0,024 Ом-мм2/м). Вторая партия таких проводов содержала 0,8 -1,1 % Cd.
После отработки технологии изготовления у этих проводов были достиг-
нуты более высокие электромеханические характеристики. Эксплуата-
ция таких проводов показала, что их износостойкость выше, чем у мед-
ные, в 2 раза и более 1119, 124]. Однако из-за технологических факторов
(трудоемкости, экологии) провода из кадмиевой бронзы не получили рас-
пространения в отечественной практике. Имеются данные, что контакт-
ные провода из кадмиевой бронзы применяются в Индии, Югославии,
Австрии и Швеции [119]. В стандарте Германии (DIN 43140), помимо
кадмиевой бронзы, для контактных проводов используются сплавы
Си — Ag с 0,09 - 0,12 % Ag. Эти провода применяют в подвесках, предназ-
наченных для скоростного движения поездов (250 —300 км/ч), при натя-
жении провода 12,5 кН, т. е. на 25 % больше, чем для медного провода.
Сплавы Cu-Ag предусмотрены и в японском стандарте JRS 36512-ЗГ.
Контактный провод из этого сплава содержит 0,12 % Ag, его электропро-
водность составляет 97 % электропроводности чистой меди, а прочность
на разрыв равна 369 МПа.
Японский стандарт JRS 36512-7А распространяется на контактные
провода из сплавов Си -Sn с 0,3 % Sn. Электропроводность таких
проводов составляет 70 % электропроводности меди, а прочность на
разрыв 369 МПа.
Сплавы Си - Sn используются для контактных проводов и в стан-
дартах США. В стандарт ASTM-B9 включены контактные провода из
сплава Си -Sn, Си -Si -Sn, в стандарт А ТМ В105 — провода из спла-
вов Си -Zn -Sn; Си -Si -Sn; Си -Al-Sn; Си -Si -Sn -Zn. Контактные
провода, содержащие 0,5 % Sn, имеют прочность на разрыв 465 МПа и
117
электропроводность, равную 55 % электропроводности чистой
меди; у провода, содержащего 1,2 % Sn, временное сопротивление
= 500-^560 МПа. Провод, в материал которого входят 0,67 % Cd,
0,49 % Sn, 0,012 % Si, имеет ов = 530ч540 МПа и электропроводность,
равную 59 % электропроводности медного.
Опыт эксплуатации бронзовых контактных проводов в США на-
глядно показывает их преимущества. На участках с двумя проводами из
меди, легированной кадмием, удельный износ провода составил 0,1 мм2
на 10 тыс. проходов токоприемника, в то время как износ медных про-
водов при работе в паре с медными контактными пластинами и кон-
систентной графитовой смазкой достигал 0,56 - 0,6 мм2 на тот же из-
меритель [125].
При равных эксплуатационных условиях (медные контактные
пластины, жирно-графитовая смазка) долговечность кадмиевых про-
водов в 3 - 4 раза выше, чем медных [126, 127]. Медно-кадмиевые
провода получили широкое распространение; однако они имеют вы-
сокую стоимость из-за дефицитности кадмия и низкую технологич-
ность. В связи с этим ведутся работы по созданию более дешевых и
технологичных сплавов с достаточно высокими электромеханически-
ми характеристиками, обладающих повышенной износостойкостью.
Обшим направлением разработок является увеличение замены ме-
ди на бронзу при изготовлении контактных проводов. Практика при-
менения бронзовых проводов показывает, что экономически целесо-
образно некоторое повышение расхода электроэнергии при увеличе-
нии срока службы проводов в результате повышения износостойкости
и сопротивляемости разупрочнению при нагреве.
Технико-экономическими расчетами установлено, что. несмотря
на несколько большие потери электроэнергии в контактной сети с
медными легированными проводами и более высокую стоимость (на
5 - 10 % выше, чем медных), применение их целесообразно, так как
снижается повреждаемость цепной подвески и срок службы проводов
увеличивается до 9 лет. Экономия достигает 2600 руб. в год на 1 км
контактной подвески.
118
Глава 6
МЕДНЫЕ НИЗКОЛЕГИРОВАННЫЕ КОНТАКТНЫЕ
ПРОВОДА
6.1. Технология изготовления бесстыковых медных
низколегированных контактных проводов
Изготовление катанки из низколегированных медных сплавов и
бронз на установке НЛП позволит в значительной степени удеше-
вить производство медных легированных контактных проводов, со-
кратить трудоемкость их изготовления, повысить эксплуатационные
характеристики, поскольку можно будет выполнять их бесстыковы-
ми на строительной длине I400 м. Перспективные элементы для ле-
гирования обладают большим сродством к кислороду, чем медь, что
дает основание ожидать их сильного окисления в расплаве. Медь
при вводе в нее многих из легирующих элементов может стать горя-
челомкой [ 1281.
Плавки, проведенные на установках НЛП при различных способах
ввода легирующих элементов, позволили выявить наиболее рацио-
нальный способ. Равномерное распределение легирующих элементов
в меди по длине контактного провода достигалось в случае ввода их в
медь или небольшими навесками через равные, небольшие промежут-
ки времени, или непрерывно, но так, чтобы обеспечивалось их равно-
мерное поступление в расплав.
Все работы по литью и прокатке на установке НЛП осуществля-
лись при ее производительности 7 — 8,6 т/ч, частоте вращения ротор-
ного кристаллизатора 1,4 - 1,7 об/мин, температуре эмульсии прокат-
ного стана 58 - 69 °C, ее давлении 1,6 -1,7 кгс/см2, температуре воды,
охлаждающей раскат, равной 37 -42 °C, и ее давлении 3 кгс/см2.
На установке НЛП было опробовано несколько способов получе-
ния низколегированных медных сплавов с использованием для этого
магния. Низколегированными считаются контактные провода, в меди
которых содержится менее 0,1 % легирующего элемента. Такое содер-
жание легирующих компонентов позволяло устранить один из недо-
статков медных проводов — их склонность к разупрочнению при на-
греве.
До начала литья медь, легирование которой проводилось, раскис-
ляли фосфором (0,005 % Р), чтобы снизить содержание в ней кисло-
рода для уменьшения угара легирующего элемента. При вводе магния
119
в литейную ванну, из которой металл подается в роторный кристалли-
затор, не удавалось получить удовлетворительное распределение леги-
рующего элемента по длине катанки. Ввод магния в малый миксер (2 т
меди) обеспечивал удовлетворительное распределение легирующего
элемента в металле катанки. Однако при таком легировании снижа-
лась скорость литья, так как происходило зашлаковывание литейной
системы, возникали значительные потери магния из-за угара, а ино-
гда полностью прекращал работать роторный кристаллизатор вследст-
вие засорения литейной трубки.
Наилучшие результаты были достигнуты при вводе легирующего
элемента не отдельными навесками через малые промежутки време-
ни, а постоянно с определенной скоростью с помощью устройства,
позволяющего подавать в расплав меди легирующий элемент, выпол-
ненный в виде прутка или ленты. Для снижения зашлаковывания ли-
тейной системы поверхность ванны металла защищали флюсом —
бурой и вводили в малый миксер через каждые 10 мин 0.15 кг лигату-
ры Си - 8,5 % Р. Осуществление легирования в малом миксере дава-
ло возможность использовать литейную ванну как демпфер, что обес-
печивало равномерное распределение легирующего элемента в рас-
плаве и позволяло достигнуть равномерного распределения присадок
по длине катанки.
Технология ввода легирующих элементов в расплав меди на уста-
новках НЛП отработана. Однако процесс присадки магния к меди
оказался нетехнологичным в условиях производства катанки на уста-
новке НЛП, что связано с зашлаХовыванием литейной ванны и ее
трубки, появлением горячих трещин на литой заготовке.
Кроме легирования меди магнием, на установке НЛП осуществля-
ли пробное легирование ее элементами Zr, Sn. Такое опробование бы-
ло необходимо, так как данные по горячеломкости получены [128] в
условиях, значительно отличающихся от режимов кристаллизации
литой заготовки в роторном кристаллизаторе.
Иодидный цирконий высокой чистоты вводили в виде небольших
навесок лигатуры Си - 20 % Zr через каждые 0,5 мин из расчета его
содержания в меди 0,06 %. По направляющей стальной трубке он по-
давался в емкость для легирования. Цирконий, обладая, как и магний,
высоким сродством к кислороду, зашлаковывал литейную систему
установки НЛП и вызывал образование горячих трещин на литой за-
готовке.
Особенно хорошие технологические показатели были достигнуты
при использовании в качесгве легирующего элемента Sn. В виде от-
дельных отрезков прутка весом 45 г олово марки ОВЧ-ООО подавалось
с интервалом 0,5 мин в емкость для легирования с помошью дозирую-
щего устройства, имеющего направляющую стальную трубку. Олово
вводили тем же устройством, что и магний. Тянущие ролики этого
устройства сматывали пруток олова с катушки, автоматические нож-
120
ницы отрезали со строгой периодичностью пос тоянные по длине кус-
ки прутка. Легирование осуществляли из расчета содержания
0,04 -0,06 % Sn в меди. Такая технология обеспечивала равномерное
распределение олова по длине контактного провода.
Результаты химического анализа образцов контактного провода
при различных условиях проведения плавки и степени раскисления
перед вводом легирующей присадки показали, что при малом содер-
жании кислорода в расплаве меди общее содержание олова в проводе
достигает 0,05 - 0,06 %, в том числе в твердом растворе 0,045 -0,057 %,
в окислах 0,0025 - 0,003 % (по массе). При большем содержании О2 в
расплаве меди количество Sn в окислах увеличивается до нескольких
сотых долей процента.
С помощью рентгеновского анализа определяли параметр кристал-
лической решетки низколегированных сплавов Си — Sn и чистой меди
(для сравнения), изготовленных в одних и тех же условиях. Проведен-
ные исследования показали, что Sn в случае окисления при вводе в
медь практически не влияет на период решетки меди. Присутствие
SnO2 также было подтверждено результатами химических анализов и
измерениями электросопротивления контактных проводов несколь-
ких партий.
Чтобы дефицитное олово не расходовалось на раскисление меди, а
полностью использовалось для повышения эксплуатационных харак-
теристик контактного провода, расплав меди в миксере перед легиро-
ванием раскисляли лигатурой Си - Р из расчета более высокого со-
держания кислорода, т. е. вводили 0,008% Р. С этой же целью для за-
щиты олова от кислорода воздуха его вводили в отверстие боросили-
цированной графитовой трубки, расположенной около места слива
меди в миксер из металлопровода [129]. Анализ проб расплава меди в
миксере, взятых на различной глубине (10 - 200 мм) от поверхности
зеркала ванны, показал, что при вводе олова из расчета 0,04 % его со-
держание на поверхности расплава колеблется от 0,018 до 0,021 %, а
при вводе через трубку под эту поверхность оно увеличивается по всей
глубине миксера и достигает 0,028 — 0,037 %.
Необходимость ввода большого количества фосфора подтверждена
термодинамической оценкой равновесного количества Р и О2 в меди,
из которой следует, что для раскисления меди до 10 4 кг/см2 кислоро-
да требуется около 0,1 % Р, т. е. в несколько раз больше, чем вводи-
лось. Однако необходимо было установить предельное количество
вводимого фосфора, так как при неполном его расходе на раскисле-
ние фосфор, оставаясь в твердом растворе меди, резко снижает ее
электропроводность и может повышать горячеломкость сплава. С
целью выяснения влияния небольших добавок фосфора на горяче-
ломкость сплава Си - Sn использовали кольцевые пробы с затруднен-
ной усадкой отливки. Были выплавлены и отлиты сплавы Си - 0,06 %
Sn, содержащие от 0 до 0,013 % Р (по массе). Появление горячих тре-
121
щин отмечено начиная с содержания 0,011 % Р и выше. Следователь-
но, для раскисления меди перед легированием оловом можно вводить
фосфора более 0,005 %, т. е. 0,008 % Р.
Снижения содержания кислорода в расплаве меди перед вво-
дом легирующих элементов возможно достигнуть и восстанови-
тельным пламенем газовых горелок, обогревающих миксер и ме-
таллопровод.
Разработанный прием ввода олова на установке НЛП позволял, со-
гласно анализу содержания его в литейной ванне, снизить угар леги-
рующего элемента в 2 раза и более.
Технологичность сплавов Си — Sn в условиях литья в роторный
кристаллизатор установки НЛП связана с тем, что тройная диаграмма
состояния Си - Sn -О характеризуется квазибинарным разрезом Си -
SnO2 с эвтектическим превращением при температуре 1080 °C и сле-
дующими концентрациями компонентов по массе в эвтектической
точке: 0,3 % Sn; 0,08 % О2; 99,62 % Си.
Таким образом, для образования в расплаве меди окисла SnO2 до-
статочно малых количеств растворенных в ней олова и кислорода.
Для образования первичных кристаллов SnO2 в расплаве меди, со-
держащем 0,06 % (по массе) Sn, достаточно 0,17 % О2. Поскольку со-
держание О2 в расплаве не превышало 0,03 % (по массе), а содержа-
ние Sn было менее 0,06 %, первичные кристаллы SnO2 в жидкой ме-
ди не образовывались, поэтому не происходило зашлаковывания ли-
тейной системы. Очевидно, оксид SnO2 практически весь находится
в составе эвтектики Си - SnO2. Малое различие температуры плавле-
ния меди (1083 °C) и эвтектики Си - SnO2 (1080 °C) обусловливает
малый температурный интервал кристаллизации, что благоприятно
сказывается на уменьшении опасности образования горячих трешин
при формировании литой заготовки в роторном кристаллизаторе
[168, 170].
Технология изготовления низколегированной медной катанки на
установке НЛП позволила достигнуть равномерного распределения
легирующих элементов, стабильности механических и физических
свойств по ее длине, а следовательно, и по длине контактного
провода. Это было подтверждено исследованиями образцов, отобран-
ных по длине бухт катанки и барабанов провода.
Для изготовления бесстыковых контактных проводов наряду с
установками непрерывного литья и прокатки возможно применять и
установки непрерывного литья с вытяжкой литой заготовки из рас-
плава, которые широко используют во всем мире при производстве
медных проводов и труб. Такие установки с вытяжкой вертикально
вверх литой заготовки выпускают финская фирма Outokumpu, китай-
ская фирма «Ли Шэн», английская фирма Rautomead International.
Установки с вытяжкой из расплава литой заготовки имеют рахтичные
модификации и в зависимости от конструкции позволяют вытягивать
122
из расплава литую заготовку в горизонтальной или вертикальной
плоскости.
Основным преимуществом таких установок является то, что они
позволяют использовать для легирования элементы, которые оказы-
ваются нетехнологичными в условиях непрерывного литья на уста-
новках с роторным кристаллизатором. Это прежде всего связано с
уменьшением образования горячих трещин на литой заготовке и хо-
рошей защитой от кислорода воздуха ванны с расплавом, из которой
производится вытяжка литой заготовки.
В Германии Хеттштедтское общество по производству контактных
проводов и бронзовой проволоки успешно использует установку не-
прерывного литья с горизонтальной вытяжкой для производства мед-
ной легированной магнием литой заготовки. Освоив технологию
литья бронзовой заготовки, Хеттштедтское общество обеспечивает
высокоскоростные магистрали Европы контактными проводами из
магниевой бронзы. Фасонный провод из такой бронзы (0,5 % Mg)
имеет прочность на разрыв более 490 Н/мм2, относительное удлине-
ние более 4 %, рабочую температуру 150 °C, удельное электросопроти-
вление не более 0,0277 Ом-мм2/м; удлинение его составляет 0,3 % при
температуре 150 °C, нагрузке 10 кН/мм2 в течение 1000 ч.
Несущие тросы из низколегированной меди (0,045 - 0,065 % Mg)
сечением 120 мм2 (19 х 2,8) имеют расчетную разрывную силу 46,9 кН
и необходимую сопротивляемость разупрочнению под действием дли-
тельного рабочего тока 440 А.
В связи с тем что заготовка может иметь литейные дефекты, свя-
занные с образованием при кристаллизации пор, раковин, трещин,
несплошностей, качество ее по длине бухт массой до 2,5 т необходимо
контролировать, чтобы эти дефекты не попали в изделие. Контактный
провод изготавливается прокаткой при невысоких растягивающих
усилиях между клетями стана, не способных вызвать разрушения рас-
ката литой заготовки в местах, где расположены дефекты.
В связи с этим, чтобы избежать обрывов проводов в эксплуатации,
литую заготовку подвергают волочению с диаметра 20 мм на диаметр
16 мм, что позволяет при достаточно высоких растягивающих напря-
жениях проконтролировать качество заготовки по всей длине бухты.
Проволоченная литая заготовка подвергается прокатке на профиль
контактного провода. Для достижения всех размеров сечения фасон-
ного контактного провода, согласно требованиям ГОСТ 2584, перед
намоткой на барабан прокатанный провод проходит фильеру, позво-
ляющую прецизионно исправить неточности в размерах, допущенные
при прокатке. Для избежания волнистости контактного провода в
цепной подвеске его следует наматывать на барабан с большим диа-
метром «брюшка».
Опыт использования описанной технологии изготовления кон-
тактных проводов убедительно показал, что свойства проводов не
123
только удовлетворяют нормам, установленным ГОСТ 2584, но и пре-
восходят его требования.
Контактные провода, полученные прокаткой медной литой заго-
товки, вытянутой из расплава, с предварительным волочением пре-
восходят по твердости, временному сопротивлению, растяжению,
электропроводности провода, изготавливаемые волочением из катан-
ки установки НЛП. Однако последние имеют преимущества по отно-
сительному удлинению, числу перегибов и скручиванию до разруше-
ния. Тем не менее эти характеристики у проводов из литой заготовки
не выходят за рамки требований ГОСТ 2584.
Исследование микроструктуры проводов показало, что если у во-
лоченого провода из катанки установки НЛП зерно вдоль оси вытяну-
тое и мелкое, то у прокатанных проводов из литой заготовки оно
крупное и слабо вытянутое со следами деформации в виде полос
скольжения. Волочение, а затем прокатка литой заготовки на провод
со значительной степенью деформации (примерно 80 %) мало влияют
на размер и расположение столбчатых кристаллов в проводе, т. е. в
нем сохраняется наследственная структура литой заготовки, вытяну-
той из расплава.
Исследование субструктуры проводов, изготовленных по раз-
личным технологиям, осуществляли на дифрактометре ДРОН-ЗМ в
KaFe-излучении. Субструктура материала проводов анализировалась
на разном расстоянии от поверхности по сечению провода, для чего
металл стравливался. Состояние субструктуры металла по сечению
проводов, изготовленных по разной технологии, отличается посто-
янством. Если у провода из катанки с установки НЛП физическое
уширение от плоскости (222) в поверхностных слоях равно
18,73-10~3 рад, в средней части сечения 18,87-10 3 рад, то у провода
из литой заготовки соответственно 21,2-Ю-3 и 19,8-10 3 рад, что
несколько больше, чем у первого провода. Отличия в микрострук-
туре и субструктуре металла проводов должны были отразиться на
их свойствах.
В Китае начато освоение производства медных контактных прово-
дов с присадкой серебра. Это связано с организацией скоростного
движения на железных дорогах Китая. Для изготовления медного ле-
гированного провода применялась установка фирмы Southwire, в ко-
торой, однако, используется не шахтная печь, а индукционная. Леги-
рование расплава меди серебром осуществляется непосредственно в
этой печи емкостью 40 т, с естественным электромагнитным переме-
шиванием и тепловой конвекцией. Пробы металла с различных уров-
ней печи показали, что при легировании меди 0,03 - 0,12 % серебра
отличие химического состава отдельных проб колебалось в пределах
100 ppm.
В процессе непрерывного литья в роторный кристаллизатор с по-
стоянным вводом в печь меди и серебра различие в содержании се-
124
ребра при изготовлении 600 т легированной медной катанки состави-
ло всего ±50 ppm. Анализ металла по сечению литой заготовки и ка-
танки в 14 точках убедительно показал, что сегрегация серебра в этих
изделиях отсутствует.
При отработке технологии литья сплава было установлено, что со-
держание водорода в меди, допустимое при изготовлении медной катан-
ки, не может быть удовлетворительным для уровня водорода в катанке
Си — Ag. В связи с этим на литой заготовке наблюдались горячие тре-
щины. Устранение их достигалось удалением газов при переплавке ме-
талла, наведением в ванне печи достаточной тс тщины слоя древесного
угля с предварительным его прокаливанием для удаления влаги, нагре-
вом катодов меди и слитков серебра перед их расплавлением в печи, а
также проведением модификации сплава в литейной ванне, что позво-
ляло избежать столбчатой структуры в литой заготовке. В результате в
металле катанки Си - Ag содержание водорода доводилось до 0,177 ppm,
в то время как в медной катанке оно допускалось до 0,72 ppm.
При температуре литья сплава Си — Ag в пределах 1115 — 1125 °C в
центре литой заготовки из-за увеличения вязкости расплава появи-
лась газовая пустота. Для снижения попадания газов в металл была
увеличена длина разливочной трубки для транспортировки его в ро-
торный кристаллизатор.
Модифицирование осуществляли вводом в расплав меди редкозе-
мельных элементов, что позволяло не только измельчить зерно, но и
устранить влияние вредных примесей, повысить высокотемператур-
ную пластичность.
Кроме изменения технологии литья состава Си - Ag, проводилось
изменение и технологии его прокатки. Высокотемпературная хруп-
кость меди в интервале 300 — 600 °C связана с выделением из нее во-
дорода и концентрацией его в менее плотных местах структуры. Высо-
кое давление водорода в несплошностях металла разрушает его. Для
сплава Си - Ag зона высокотемпературной хрупкости смещается в об-
ласть температур между литьем и прокаткой. Для снижения скорости
диффузии водорода и, таким образом, уменьшения опасности разру-
шения раската повышалась скорость прокатки. Как только скорость
прокатки уменьшалась, появлялись дефекты.
Для прокатки медной легированной катанки была изменена калиб-
ровка валков с целью выравнивания обжатий по проходам. Одновре-
менно было установлено, что при изготовлении медной катанки, ле-
гированной оловом, никаких осложнений не наблюдалось.
В результате отработки технологии литья и прокатки сплава Си —
Ag была изготовлена катанка, из которой волочением был получен
контактный провод. Провода с площадью сечения 85, 110 и 120 мм2
имели соответственно прочность на разрыв 430, 380 и 373 МПа при
относительном удлинении 2,9; 3,2.и 3,6 %. Удельное электросопро-
тивление проводов составляло 0,01737 — 0,01761 Ом мм2/м.
125
6.2. Свойства медных низколегированных
бесстыковых контактных проводов
Волочение медной легированной катанки, полученной на установ-
ке НЛП, осуществлялось на машине СМВ 1 -5, как и медного кон-
тактного провода, в четыре прохода, или на шестиклетьевом прокат-
ной стане она прокатывалась на контактный провод. Испытания низ-
колегированных бесстыковых контактных проводов проводили в со-
ответствии с ГОСТ 2584 «Провода контактные из меди и ее сплавов».
При содержании 0,05 - 0,08 % магния прочность контактного про-
вода составила 390 -410 МПа, относительное удлинение 3,5 - 4 %; на-
блюдалось шесть-семь перегибов и скручиваний, электросопротивле-
ние не превышало 0,0185 Ом-мм2/м.
Так как при изготовлении легированной магнием медной катанки
на литой заготовке с установки НЛП появляются горячие трещины,
возникает опасность образования на контактном проводе несплошно-
стей в виде закатов и волосовин. В связи с этим была проведена оцен-
ка влияния различных концентраторов напряжений на ударную вяз-
кость металла провода с целью определения опасности появления
хрупкого разрушения. С этой целью из контактных проводов изготав-
ливали образцы двух типов: с концентратором в виде надреза радиу-
сом 1 мм и с концентратором в виде острой трещины глубиной 1 мм,
полученной на вибраторе Дроздовского. Испытаниями было уста-
новлено, что независимо от технологии изготовления контактных
проводов (из катанки, полученной на петлевом стане или на установ-
ке НЛП) при любом виде концентраторов напряжений не происходи-
ло хрупкого разрушения меди и ее сплавов с магнием. При легирова-
нии меди магнием резко возрастает вязкость. У низколегированного
сплава ударная вязкость достигает 141 Дж/см2, у медного провода она
составляет 59 -74 Дж/см2. Столь резкое повышение ударной вязкости
у низколегированных контактных проводов связано с их своеобраз-
ной макро- и микроструктурой.
Изготовление низколегированных контактных проводов из катанки,
полученной на установке НЛП, сопряжено с высокой скоростью кри-
сталлизации литой заготовки, что сказывается на формировании струк-
туры. Катанка и контактный провод, изготовленные по различным тех-
нологиям, различаются характером излома. Если в медной катанке, по-
лученной на установке НЛП, содержится хотя бы 0,02 % Mg, то излом
катанки и провода из нее — волокнистый, причем волокна разрушают-
ся на различной глубине от поверхности разъема, вследствие чего по-
верхность излома негладкая. Создавалось впечатление, что металл ани-
зотропен. Однако испытания образцов, вырезанных вдоль и поперек
волокон, не выявили различия в их механических свойствах.
При травлении шлифов катанки и контактного провода их макро-
структуру можно было выявить невооруженным глазом. Сравнение
126
распределения зерен по сечению катанки позволило установить, что
микроструктура ее очень сходна с микроструктурой литой заготовки.
Создавалось впечатление, что, несмотря на большую пластическую
деформацию во время горячей прокатки, отдельные зерна — дендри-
ты, образующиеся при литье, не разрушались в процессе обработки
давлением. Небольшие изменения в макроструктуре наблюдались и у
низколегированных проводов с магнием, несмотря на волочение ка-
танки или ее холодную прокатку со степенью деформации 60 %.
Металлографические исследования контактного провода, содержа-
щего менее 0,02 % Mg, не выявили отличия о г микроструктуры мед-
ного контактного провода. Микроструктура проводов с большим со-
держанием магния, полученных из отдельных слитков, по строению
не отличается от микроструктуры медных проводов. Высокая нерав-
новесность процессов при кристаллизации магниевых сплавов на
установке НЛП оказывает решающее влияние на формирование не-
обычной структуры. Микроструктура низколегированных контактных
проводов, содержащих 0,02 —0,09 % Mg, имеет в этом случае волок-
нистое строение.
Иногда волокна принимают перистую форму (рис. 6.1, а и б). Как
правило, волокна распространяются на большей длине в виде лент до-
вольно правильной формы. Для выявления причин появления такой
необыкновенной макро- и микроструктуры проводили исследования
на шлифах литой заготовки и контактного провода с помощью растро-
вого электронного микроскопа MS-46 (САМЕСА). Чтобы выявить
микроструктуру, шлифы травили в концентрированной кислоте HNO?
в течение 1 -2 с. В литой заготовке с 0,046 % Mg благодаря разнице в
Рис. 6.1. Микроструктура низколегированного контактного провода с 0,06 % Mg из ка-
танки с установки НЛП
127
Рис. 6.2. Распределение значений временно-
го сопротивления растяжению низколегиро-
ванных медных контактных проводов с при-
садкой олова
степени травления осей дендритов и их границ выявлялась ячеистая
структура. Распределение магния по ячейке определяли методом ло-
кального рентгеноспектрального анализа, при этом интервал измере-
ния по прямой линии составлял 1,7 мкм. Интенсивность излучения
меди по линиям, пересекающим ячейку, позволяет сделать вывод о
том, что границы ячеек обогащены Mg, а внутри их магния очень мало.
Большие скорости кристаллизации приводят к тому, что диффузи-
онные процессы в расплаве не успевают пройти; образующиеся ячей-
ки обеспечивают более высокую прочность столбчатых кристаллов
литой заготовки, которые не разрушаются полностью при горячей
прокатке и холодном волочении или холодной катанке. В структуре
контактного провода (после сильной пластической деформации) у
границ волокон наблюдается повышенное содержание магния; разли-
чия в концентрации его в светлых и темных волокнах не обнаружено.
Эффект от легирования меди магнием на установке НЛП резко
увеличивается благодаря образованию ячеистой структуры. При том
же процентном содержании компонента неравномерное распределе-
ние его в пределах отдельных ячеек в большей степени способно бло-
кировать движение дислокаций, а следовательно, упрочнить металл.
Немаловажную роль играет и текстура металла низколегированных
проводов. Легирующие присадки, образующие с медью твердые рас-
творы, увеличивают в ней при деформации некоторое количество зе-
рен с ориентацией кристаллической решетки [Ш], совпадающей с
осью провода. Соотношение ориентировок [111] и [100| в этих сплавах
составляет 3:1, тогда как в чистой меди оно равно 2:1. Исследования тек-
стуры низколегированных контактных проводов, содержащих 0,04 %
Mg, не подтвердили установленную закономерность. Так, если на мед-
ном проводе интенсивность ориентировки [111] составляет 14 усл. ед., а
ориентировки [100] — 6 усл. ед., то у низколегированного провода она
соответственно равна 20 и 10 усл. ед. Было установлено, что при леги-
ровании происходит усиление текстуры, но соотношение между на-
правлениями [ 111 ] и [100] не изменяется.
128
Значения временного сопротивления разрыву у катанки из низколе-
гированного сплава Си - Sn (около 0,06 % Sn) были ниже, чем у спла-
вов Си — Mg с тем же содержанием легирующего элемента, и изменя-
лись от 230 до 240 МПа. Что касается электросопротивления катанки,
го оно существенно ниже электросопротивления катанки из сплавов
Си - Mg, равного (1717+1765) 10 5 Оммм2/м. Низколегированный кон-
тактный провод Си — Sn по электросопротивлению превосходит мед-
ный, что, очевидно, связано с раскисляющим действием Sn (среднее
значение при выборке 168 составляет 0,01748 Ом мм2/м). По прочнос-
ти низколегированный провод превосходит медный (рис. 6.2), по числу
скручиваний и перегибов до разрушения не уступает ему (среднее чис-
ло скручиваний 6, а перегибов 5,35).
Низколегированные контактные провода, изготовленные по тех-
нологии обработки давлением с использованием прокатки, имеют бо-
лее высокие механические характеристики, чем те же провода, изгото-
вленные волочением. Это послужило основанием при пересмотре
стандарта на провода предложить разделить их на две категории ка-
чества— «П» и «В». Наивысшая категория качества «П» относится к
проводам, металл которых имеет высокую плотность. Высокая плот-
ность меди проводов достигается прокаткой.
•I 1302
129
Глава 7
БРОНЗОВЫЕ КОНТАКТНЫЕ ПРОВОДА
7.1.	Технология изготовления бронзовых контактных
проводов
У бронзовых контактных проводов количество легирующих при-
садок превышает 0,1 %, что при ухудшении электрических свойств
позволяет получить провода с более высокими механическими ха-
рактеристиками и износостойкостью. Целесообразность примене-
ния бронзовых проводов определяется технико-экономическим рас-
четом [131]. Если эти провода превосходят медные по износостой-
кости в 2 раза, стоимость их на 10 % больше, а электропроводность
не менее 84 % электропроводности меди, то они имеют преимущест-
ва перед медными.
Анализ свойств и технологий изготовления проводников из различ-
ных медных сплавов позволил выявить два основных направления в
разработке бронзовых контактных проводов. Первое из них сводится к
использованию медных сплавов, характеристики которых не улучша-
ются при термической обработке, и упрочнение их достигается исклю-
чительно нагартовкой. Второе направление предусматривает примене-
ние в качестве материала контактных проводов дисперсно-упрочняе-
мых медных сплавов, термообработка которых позволяет достигнуть
благоприятного сочетания механических и электрических свойств.
7.2.	Выбор состава бронзовых контактных проводов
К элементам, мало влияющим на электропроводность, относятся
Ag, Cd, Сг, Mg, Zr, Те, Se, при содержании которых в меди от 0,3 до
0,8 % ее электропроводность снижается лишь на 20 %. Сплавами, об-
ладающими высокой электропроводностью, но низкими механиче-
скими характеристиками, являются Си - Са, Си - Те, Си - Se [69, 79].
Сплавы Си - Ag и Си - Cd уже давно широко применяют в электро-
технике, упрочнение проводов из этих сплавов осуществляется нагар-
товкой [132, 133, 134, 135].
Для более обоснованного подхода к выбору материала контактного
провода были изучены составы с широкими диапазонами содержания
легирующих элементов, мало снижающих электропроводность меди.
Проводилась оценка свойств медных сплавов в зависимости от степе-
ни их деформирования и сопротивляемости разупрочнению при на-
греве. Для уточнения химического состава оценивались электромеха-
нические свойства, а также износостойкость сплавов [136].
130
Бронзы готовили в графитовом тигле индукционной высокоча-
стотной печи под слоем древесного угля; исходными материалами бы-
ли катодная медь МО, чушковый магний МГ-1, кадмий Кд-0 и
серебро. В вакуумной печи в атмосфере аргона выплавляли цирконие-
вые и хромовые бронзы. Слитки получали в массивных металличе-
ских изложницах, их строгали, прокатывали вгорячую, а затем вхо-
лодную с конечной деформацией 55 %, что соответствует среднему
обжатию контактных проводов после волочения. Таким образом гото-
вили материалы для проведения испытаний на износостойкость.
Механические и электрические свойства определяли на модель-
ных образцах в виде проволоки диаметром 1 мм, полученной прокат-
кой слитков при температуре 800 -820 °C на диаметр 16 мм с после-
дующим отжигом перед холодной деформацией волочением. Самая
большая степень деформации 99,5 % проволоки диаметром 1 мм была
получена путем холодной прокатки и волочения без промежуточных
отжигов. Проволока диаметром 1 мм со степенью деформации 89 %,
75, 56, 36 и 17 % была изготовлена из отожженных заготовок диа-
метром 3,0 мм; 2,0; 1,5; 1,25 и 1,1 мм.
По мере увеличения содержания в меди легирующих присадок до
0,12-1,1 % прочностные характеристики бронз повышаются (рис. 7.1,
а, б, в). Наиболее сильно повышает деформационное упрочнение меди
присадка магния, в меньшей степени — серебра. Однако если для кад-
миевых бронз возможно доводить содержание Cd до 1,1 %, то для маг-
ниевых вследствие значительного влияния Mg на электропроводность
меди его содержание в ней не должно превышать 0,34 % (табл. 7.1).
Всесторонние исследования антифрикционных характеристик
бронз различного состава позволили выбрать содержание в них кад-
мия и магния. С этой целью были проведены испытания по определе-
нию износостойкости бронз на машине зрения МИ в режиме сухого
трения в паре со сталью 45 в нормализованном состоянии при нор-
мальной нагрузке 7,5 кгс. Наибольшей износостойкостью, сопроти-
вляемостью схватыванию и усталостным процессам по отношению к
меди обладают магниевые бронзы, содержащие 0,23 — 0,34 % Mg, и
кадмиевые бронзы с 0,88-1,0 % Cd. Износ магниевых бронз ниже,
чем меди, в 2,5 - 3 раза, а кадмиевых — в 3,5 - 4 раза.
Износные испытания в режиме сухого трения без тока и с током в
паре с угольными вставками марки А, широко используемыми для то-
косъема, показали значительное снижение износа меди: в 2,4 раза при
вводе в нее 0,9 -1,0 % Cd и в 3 раза при вводе 0,34 % Mg. Было уста-
новлено, что тенденция к уменьшению износа меди по мере увеличе-
ния в ней легирующих присадок сохраняется при испытаниях, сопро-
вождающихся как схватыванием (Бр - Ст), так и абразивным воздей-
ствием и электроэрозией (Бр — углеродный материал). Прохождение
тока плотностью 11,4 А/см2 при напряжении 24 В через скользящий
контакт увеличивало износ.
131
600
0	0,2	0,4	0,6	0,8	1,0	1,2	1 4	1 6	1,8
Содержание легирующих элементов, % по массе
								
Си —Z	Г	л			Си М;	L_ <	2и—Сг /			5
	/Си—А				— Си —Сс					о		
0	0,2	0,4	0,6	0,8	1,0	1,2	1,4	1,6	1,8
Рис. 7.1. Зависимость временного сопротивления растяжению различных бронз от сте-
пени легирования при деформации на 36 % (о), 56 % (б) и 75 % (в)
132
Т аблица7.1
Электрические свойства медных сплавов
Сплавы	Характеристики электрических свойств при температурах					
	20 "С		100 "С		150 "С	
	Удельное электро- сопроти- вление, Ом-мм2/м	Электропро- водность, % электропро- водности ме- ди марки МО	Удельное электро- сопроти- вление, Ом-мм2/м	Электропро- водность, % электропро- водности ме- ди марки МО	Удельное электро- сопроти- вление, Ом-мм2/м	Электропро- водность, % электропро- водности ме- ди марки МО
Медь марки МО	0,0172	100	0,0212	81,13	0,0242	71,3
Си - 0,05 % Ag	0,0176	97,7	0,0218	79,2	0,0255	67,7
Си-0,13 % Ag	0,0185	92,9	0,0236	72,9	0,0268	64,2
Си-0,19 % Ag	0,0193	89,1	0,0247	69,6	0,0274	62,8
Си — 0,41 % Cd	0,0199	86,7	0,0140	71,8	0,0262	65,8
Си-1,3 % Cd	0,0212	81,4	0,0256	67,4	0,0287	60,1
Си - 0,08 % Mg	0,0208	83,0	0,0226	76,2	0,0250	69,0
Си-0,15 % Mg	0,0211	81,8	0,0245	70,3	0,0296	58,3
Си-0,31 % Mg	0,0224	77,2	0,0265	65,0	0,0309	55,8
Си - 0,55 % Mg	0,0269	64,1	0,0316	54,6	0.0345	49,8
Си - 0,06 % Zr	0,0179	96,3	0,0213	81,6	0.0245	70.4
Си —0,15%Zr	0,0182	94,8	0,0215	80,2	0,0249	69.3
Си - 0,38 % Zr	0,0190	90,8	0,0227	76,1	0,0257	67,1
Си - 0,56 % Zr	0,0200	86,2	0,0249	69,2	0,275	62,7
Си-0,26 % Сг	0,0193	89,3	0,0233	74,0	0,0266	64,7
Си - 0,45 % Сг	0,0200	86,1	0,0252	68,5	0,0297	58,1
Си -0,38 % Сг — 0,27 % Zr	0,0209	82,5	0,0250	69,0	0.0295	58,4
В процессе сухого трения поверхности разогреваются до высокой
температуры, что ускоряет окислительные процессы. От прочности
окислов и, главное, от их пластичности во многом зависит способ-
ность трущихся поверхностей схватываться и противостоять воз-
действию абразивов. Качественная оценка окисных пленок всех ис-
пытываемых сплавов, полученных при их нагреве до 250 —300 °C, вы-
явила различие в свойствах пленок.
Окисные пленки у бронз, содержащих 0,34 -0,88 % Cd и особенно
1 % Cd, очень прочные и покрывают поверхность как эмаль. Даже при
133
резком охлаждении, когда в пленках возникают большие напряжения,
обусловленные различием коэффициентов линейного расширения
пленок и основы, растрескивания пленок не происходит. Иначе ведут
себя окисные пленки магниевых бронз: они растрескиваются, обна-
жая металл. Тем не менее превалирующее влияние здесь оказывают не
свойства окисных пленок, а изменение механических свойств меди
при легировании ее различными элементами.
И магний, и кадмий имеют гексагональную решетку; введение их в
медь способствует снижению у нее уровня энергии дефектов упаковки.
Судя по степени повышения механических характеристик меди при
легировании и ее деформационного упрочнения, магний гораздо силь-
нее влияет на уровень энергии дефектов упаковки, чем кадмий. В свя-
зи с этим износостойкость сплавов практически одинакова и при леги-
ровании меди 0,9 -1,0 % Cd, и при вводе в нее 0,25 -0,35 % Mg.
Получить провод с более высокой электропроводностью, имеющий
одновременно достаточно высокую прочность и износостойкость,
можно термообработкой, используя в качестве материала провода мед-
ные дисперсно-твердеюшие сплавы. В конце 60-х - начале 70-х годов
прошлого столетия в отечественной промышленности стали широко
применять хромовые и циркониевые бронзы и их модификации.
Поскольку атомные радиусы хрома и меди одинаковы (1,249 А и
1,278 А соответственно) и хром растворяется в меди в ограниченном
количестве, хромовая бронза без термообработки даже при содержа-
нии 1 % Сг имеет низкие прочностные характеристики. Несмотря на
значительную нагартовку, эта бронза при нагреве не разупрочняется;
ее твердость даже увеличивается в результате частичной закалки при
кристаллизации и старения в процессе нагрева. Хром значительно по-
вышает температуру рекристаллизации меди [137].
Установлено, что жаропрочность хромовых бронз выше жаропроч-
ности меди, и тем выше, чем больше хрома в меди, чем выше гетеро-
генность сплава [107, 1381. После термической обработки механиче-
ские характеристики хромовых бронз значительно повышаются, а
электросопротивление падает. При содержании 0,4-1,0 % Сг бронза
имеет Св = 4004-530 МПа, твердость НВ 120- 155, пластичность —
10-18 %, электропроводность, равную 80-89 % электропроводности
меди [66, 139, 140].
Установлено [ 141], что повышение содержания хрома в меди сверх
0,6 % не увеличивает прочность сплавов. В работах Д. Г. Бутомо и
М. В. Захарова, а также других исследователей показано, что эффект,
создаваемый отпуском, значительно возрастает, если после закалки
сплав деформируют [66, 139, 141, 142, 143].
Термообработанные хромовые бронзы обладают повышенной жа-
ропрочностью [66]. При высокотемпературных испытаниях уста-
новлено, что бронза, содержащая 0,6 % Сг, при температуре 500 °C
имеет = 300 МПа, а меди св = 100 МПа [6]. Жаропрочность бронзы,
134
содержащей 0,5 -0,9 % Сг, при температуре 500 -800 °C в 2 -2,5 раза
выше, чем меди [142, 143]. По сопротивлению ползучести хромовая
бронза значительно превосходит медь [139, 145].
При рассмотрении сплавов медь - цирконий учитывалось, что рас-
творимость циркония в меди в условиях комнатной температуры
очень мала [146, 147], вследствие чего он мало упрочняет медь и срав-
нительно незначительно понижает ее электропроводность. Выделяю-
щееся в виде второй фазы в процессе медленного охлаждения твердо-
го раствора химическое соединение Cu2Zr повышает жаропрочность
циркониевой бронзы в литом и отожженном состоянии. По мере уве-
личения содержания циркония в меди жаропрочность циркониевой
бронзы возрастает [107].
Во многом жаропрочность определяется и температурой рекристал-
лизации. По данным М. В. Захарова [ 137], сплав медь - цирконий, со-
держащий 0,2 % Zr, при степени деформации 50 % имеет температуру
рекристаллизации 550 °C, что превышает температуру рекристаллиза-
ции магниевой, кадмиевой и хромовой бронз. При 300 °C падения
микротвердости не наблюдается, даже если продолжительность вы-
держки превышает 250 ч [148]. Небольшие присадки циркония значи-
тельно измельчают зерно меди, которое и в условиях высоких темпера-
тур не претерпевает изменений [143, 149].
У термообработанной циркониевой бронзы достигаются высокие
характеристики, если после обработки на твердый раствор она под-
вергается пластической деформации, а затем старению [143]. Термо-
обработанная бронза с 0,15 % Zr обладает большей тепловой стабиль-
ностью, чем хромовые бронзы, и может работать при температуре,
несколько превышающей 200 °C, без снижения прочности [149].
В практике находят применение и многокомпонентные медные
сплавы с высокой электропроводностью. В сложных сплавах сниже-
ние электропроводности, вызванное отдельными присадками, не рав-
но сумме ее падения от индивидуального воздействия каждой из них
на медь, если введенные в медь элементы образуют между собой хи-
мические соединения. Химические соединения не так сильно дей-
ствуют на электропроводность сплава, как отдельные компоненты,
входящие в твердый раствор.
Особый интерес представляют сплавы на так называемых квазиби-
нарных разрезах в тройных диаграммах меди, поскольку в этом случае
решается проблема стабильности частиц упрочняющей фазы, от кото-
рых зависит сохранение свойств при высоких температурах. Если вы-
деляющиеся фазы состоят из элементов, в которых отсутствуют атомы
матрицы, а соединения, входящие в их состав, имеют высокую темпе-
ратуру образования и мало растворимы в основе, то упрочняющие
частицы оказываются наиболее стабильными к диффузионным про-
цессам. К таким сплавам относятся Си - Сг - Zr (Си - Cr2Zr), Си -
Ni- Be (Си - NiBe). Си - Ni- Si (Си - NiSi), Си - Со - Si (Си-
135
Co2Si), Cu — Fe — P (Cu — Fe2P) и другие. M. В. Захаров и исследовате-
ли его школы связывают повышение электрических характеристик таких
тройных сплавов исключительно с образованием химических соедине-
ний между легирующими элементами, а А. К. Николаев и В. М. Розен-
берг — с уменьшением растворимости этих элементов в меди в твердом
состоянии в интервале температур закалки — старения при усложне-
нии состава сплава [104].
Наиболее широкое распространение получили сплавы системы
Си - Сг - Zr. В них, как правило, хрома больше, чем циркония. Содер-
жание этих компонентов находится в следующих пределах: 0,33 - 0,7 %
Сг и 0,07 — 0,45 % Zr. Такие сплавы отличаются высокой прочностью,
жаропрочностью и хорошей электропроводностью (о, = 600 : 733 МПа,
электропроводность составляет 81 - 91 % электропроводности меди)
[150, 151, 152, 153].
Другие системы дисперсно-твердеющих сплавов с двумя легирую-
щими элементами, один из которых, образуя твердый раствор с медью,
сильно влияет на ее электропроводность, не представляют интереса
как проводниковые материалы.
В практике используются тройные сплавы, в которые входят леги-
рующие элементы, позволяющие получить эффект от термообработки,
следствием которой является дисперсное твердение, а также элементы,
которые могут увеличить способность меди к деформационному
упрочнению. К этой группе относятся сплавы систем Си - Сг - Mg,
Си - Сг - Cd, Си - Сг - Ag [ 154, 155, 156], Си - Zr - Mg, Си - Zr - Ag,
Си - Zr - В и т. д. В указанных сплавах легирующие элементы Mg, Cd,
Ag, В, образуя с медью твердые растворы, мало влияют на ее электро-
проводность. Сопротивляемость разупрочнению сплавов системы
Си - Zr - Mg повышается при нагреве до температуры 540 °C [ 152, 157,
158, 159]. Были разработаны [143, 160] сплавы системы Cu - Zr - As,
Си - Hf, Си- Hf- Zr. Сплавы Си - Zr- As принадлежат к группе
сплавов с умеренной прочностью и высокой электропроводностью.
Примером является сплав, содержащий 0,3 - 0,5 % Zr и 0,15 - 0,25 %
Ns. После термообработки у сплавов системы Си — Zr — As значения
прочности и твердости более высокие, чем у двойных сплавов Си — Zr.
Была изучена возможность использования дисперсно-твердеющих
сплавов меди для контактных проводов. С целью сравнения свойств
ранее применяемых материалов с хромовыми и циркониевыми брон-
зами определяли, как изменяются их свойства в зависимости от хими-
ческого состава и степени пластической деформации, так как в процес-
се волочения обжатие материала контактного провода достигает 60 %.
Исследования проводили на модельных образцах в виде проволоки
диаметром 1 мм, деформированной со степенью обжатия 36, 56 и 75 %.
Сплавы, содержащие хром и цирконий, плавили в вакуумной печи, за-
каливали с 950 °C и после холодной деформации на 80 % отпускали
при 450 °C в течение 5 ч. В таком состоянии осуществляли их волоче-
136
ние вхолодную до диаметра 1 мм. Анализ результатов исследований
(см. рис. 7.1, а, б, в) показал, что у циркониевых и хромовых бронз
упрочнение вызывают только малые добавки легирующих компонен-
тов (до 0,4 - 0,5 %). Интенсивность упрочнения бронз по мере увели-
чения степени деформации различна. У циркониевых и хромовых
бронз прочность возрастает наиболее интенсивно при степени дефор-
мации 56 % и более. Таким образом, введение в медь Zr и Сг более 0,4 %
нецелесообразно (см. рис. 7.1).
Одним из преимуществ использования бронз в качестве материа-
ла контактных проводов является повышение их срока службы. В
связи с этим проводилась оценка их износостойкости. Испытания
по определению антифрикционных свойств осуществляли таким же
образом, как и при исследовании сплавов Си - Mg и Си - Cd. Ана-
лиз результатов испытаний показал, что наиболее износостойкими
являются сплавы Си - Zr, особенно сплавы Си - Zr - Mg. Износо-
стойкость последних оказалась в 2 раза выше износостойкости меди.
Термообработка тройных бронз позволяет повысить износостой-
кость на 15 -20 %.
С целью получения более объективных данных бронзы с наиболее
высокой износостойкостью испытывали на стенде натурных образцов
контактного провода. Условия испытания на нем наиболее полно от-
ражают работу провода в эксплуатации. Из бронз изготавливали об-
разцы контактного провода и испытывали их в режиме сухого трения
в паре с токосъемными самосмазывающимися элементами на медной
основе (5 % Sn, 5 % Ni, 5 % С, остальное Си) при снимаемом токе
400 А. Результаты испытаний представлены на рис. 7.2, из которого
следует, что износостойкость контактных проводов из циркониевых
бронз возрастает по мере увеличения в меди циркония и при 0,4 % Zr
превышает износостойкость медного провода МФ-100 практически в
3 раза. Такой же износостойкостью обладают провода из бронзы со-
става 0,1 % Zr, 0,2 % Mg, остальное Си. Последняя бронза содержит
меньше циркония и является более приемлемой для изготовления
контактных проводов.
Рис. 7.2. Износостойкость мед-
ного и бронзовых контактных
проводов с различным содержа-
нием циркония:
7 — медный провод; 2 — провод из
сплава Си - 0,2 % Zr; 3 — то же, Си -
0,3%Zr;4— Си - 0.4 % Zr
Число оборотов диска износной машины, млн.
137
Чтобы получить полное представление о свойствах контактных
проводов из дисперсно-твердеющих медных сплавов, определяли
их механические свойства. В случае термообработки катанка под-
вергалась закалке с 950 °C при содержании в меди циркония и с
975 —980 °C при содержании в ней хрома. Провод, изготовленный
из закаленной катанки, подвергался отпуску. Известно [141, 154],
что промежуточная холодная деформация ускоряет процессы, про-
текающие при отпуске. Измерением твердости бронз после старе-
ния в течение 0,25 -100 ч при изменении температуры в пределах
160 —650 °C было установлено, что оптимальным, обеспечивающим
высокие механические свойства является режим отпуска при тем-
пературе 420 —430 °C с выдержкой 4 — 5 ч. Из результатов испыта-
ний следует, что все исследуемые бронзовые контактные провода
как в наклепанном, так и в термообработанном состоянии имеют
высокие механические свойства. После термообработки провода из
сплава Си - Zr, содержащие 0,18 - 0,4 % Zr, имели = 450г458 МПа, из
сплава Си - 0,1 % Zr, 0,2 % Mg — <тв = 450 МПа, из сплава Си - 0,2 % Сг,
0,2 % Zr - <тв = 565 МПа.
7.3.	Изготовление проводов
из слитков малой массы
В качестве материалов для контактных проводов использовались
также медные сплавы Си — Cd, Си — Mg, упрочняемые холодной об-
работкой давлением. Из таких сплавов изготавливают контактные
провода в ряде наиболее развитых промышленных стран.
Изготовление для контактного провода катанки из кадмиевой
бронзы, содержащей 0,8— 1,2 % Cd, сводилось к ряду технологиче-
ских операций, которые позволяли избежать трещин при прокатке.
Сплав приготовляли в индукционных печах, получали в водоохлаж-
даемых изложницах слитки, из которых горячей прессовкой изготав-
ливали заготовку сечением 85x85 мм; затем ее нагревали и прокатыва-
ли, получая катанку диаметром 18 мм. Проработка литой структуры
перед прокаткой прессованием позволила устранить появление тре-
щин. Горячая прокатка прессованных заготовок проводилась при тем-
пературе 800 - 820 °C, а раскат перед последним проходом в отделоч-
ной клети петлевого стана не захолаживался.
По такой технологии была изготовлена катанка для провода из кад-
миевой бронзы. Прочность катанки на разрыв достигла 286 МПа при
относительном удлинении 41 — 45 %. Волочение провода проводили в
пять проходов. Прочность такого провода в зависимости от химическо-
го состава составила <тв = 440 -г 468 МПа при 8 = 4 + 6,2 %, число пере-
гибов и скручиваний до разрушения — соответственно 4-7 и 5-10,
удельное электрическое сопротивление 0,0182 - 0,0196 Ом-мм2/м.
138
Была выпущена промышленная партия контактных проводов из
магниевой бронзы общей массой 200 т. Изготовление катанки для
этих проводов осуществлялось по той же технологии, что и из кадмие-
вой бронзы. Отличие заключалось в том, что слитки магниевой брон-
гы можно было прокатывать без предварительной обработки прессо-
ванием. Бронзу получали в индукционных одноканальных печах с
железным сердечником типа «Аякс» под слоем древесного угля, ис-
пользуя катодную медь марки МI. Предварительно с целью уточне-
ния химического состава бронзы для промышленной партии кон-
тактных проводов в заводских условиях была проведена выплавка
двух партий слитков: первая с содержанием магния 0,2 — 0,3 % и вто-
рая — 0,3 - 0,35 %.
В слитках массой 500 кг устраняли строжкой дефекты литья, а за-
тем для проработки литой структуры их прессовали при температуре
810 -900 °C на квадрат 85x85 см. Прессованные заготовки прокатыва-
ли при температуре 800 -820 °C. На приемное устройство катанка вы-
ходила темной, так как захолаживалась перед отделочной клетью ста-
на до 500 -450 °C (прокатка прерывалась на 30 -45 с) для получения
более высоких прочностных характеристик путем нагартовки уже при
горячей прокатке. С этой же целью температура нагрева прессован-
ных заготовок под прокатку понижалась до 700 -750 °C. В результате
прочность горячекатаной катанки из магниевой бронзы повышалась
(ов = 283-390 МПа при 8 = 20-26 %).
Катанка диаметром 18 мм подвергалась волочению за четыре про-
хода на пруток диаметром 11 мм по технологии, аналогичной техноло-
гии волочения контактного провода. Прочность прутков при содержа-
нии 0,2 -0,3 % Mg составила от 480 до 520 МПа при среднем значении
485 МПа и относительном удлинении б = 3,7 %, а при 0,3 -0,35 % Mg
прутки имели сгв = 485 ч- 529 МПа (среднее значение 491 МПа) и 8 =
= 3,85 %. Соответственно прутки из слитков первой партии имели р =
= 0,02032-Н),0220 Ом-мм2/м, а второй — р = 0,02160-^0,02252 Ом-мм2/м.
В дальнейшем ориентировались на химический состав по крайним
пределам его для первой и второй партий, так как это позволяло обес-
печить высокие прочностные характеристики контактных проводов в
сочетании с достаточно высокой электропроводностью. Плавку и ли-
тье магниевой бронзы промышленной партии контактных проводов
проводили при содержании магния 0,2 — 0,35 %. Химический состав
контролировали спектральным экспресс-анализом до и после разлив-
ки бронзы. Было установлено, что в процессе разливки и кристалли-
зации бронзы происходит угар легирующего элемента (рис. 7.3). За
время заливки в водоохлаждаемую изложницу (5 мин) угар составил
0,01 -0,02 % Mg. При отливке слитков через миксер полунепрерыв-
ным способом со скоростью вытяжки 7 м/ч угар за 30 мин увеличился
до 0,05 -0,14 % Mg.
139
На основании анализа плавок магниевой бронзы было определено
количество введенного магния и установлено, что химический состав
бронзы достаточно точно соответствует намеченным пределам. Из
партии в210ту55% слитков содержание магния находилось в преде-
лах 0,2 - 0,3 %, а у остальных 25 и 20 % оно было соответственно
меньше 0,2 и больше 0,3 %. Разработанная технология позволила до-
стигнуть высокой прочности бронзового провода (рис. 7.4) при отно-
сительном удлинении 3,5 %.
Эксплуатационные испытания показали, что срок службы бронзо-
вых проводов в 2 раза больше, чем медных. Контактные провода из
магниевых бронз при послитковом изготовлении оказались более тех-
нологичными и дешевыми, чем провода из кадмиевой бронзы.
Временное сопротивление разрыву ав, МПа
Рис. 7.4. Кривая распределения значений
временного сопротивления разрыву кон-
тактных проводов из магниевой бронзы
140
7.4.	Изготовление бронзовых проводов на установках
непрерывного литья и прокатки
7.4.1.	Изготовление легированной медной катанки
Технологию изготовления бронровых контактных проводов отра-
батывали с учетом опыта, накопленного при производстве низколеги-
рованных контактных проводов с использованием установок НЛП.
Как оказалось, сложность изготовления легированной медной катан-
ки на установках НЛП связана прежде всего с образованием горячих
трещин налитой заготовке и зашлаковыванием питейной системы.
В процессе получения бронз на установках НЛП необходимо пере-
ливать металл через сложную систему металлопроводов, плохо защи-
щенных от проникновения окружающего воздуха. В результате проис-
ходит окисление легирующих элементов, несмотря на обогрев уже ле-
гированного металла горелками с восстановительным пламенем. В
связи с этим определялось сродство к кислороду наиболее перспек-
тивных легирующих элементов.
Показателем раскисляющей способности является или количество
теплоты, выделяющейся при окислении элемента, или упругость дис-
социации окисла этого элемента. Чем больше выделяется теплоты или
чем ниже упругость диссоциации образующегося окисла, тем больше
сродство элемента к кислороду. Количество теплоты, выделяющейся
при окислении, определяют экспериментально, а упругость диссоциа-
ций окислов можно рассчитать по упрощенной формуле Нернста:
lgp = -Q/4,571T+l,75lgT + 2,8,
где р — парциальное давление; Q — количество теплоты, выделяю-
щейся при окислении одной молекулой кислорода; Т — абсолютная
температура, К.
С целью определения раскислительной способности элементов,
входящих в состав сплавов, были проведены расчеты упругости диссо-
циации окислов МпО, Сг2О3, ZnO, ZrO2, P2Os, SnO2, FeO, NiO, PbO,
Cu2O для температур в пределах 500-1300 °C с интервалом в 100 °C.
Этот диапазон охватывает все температуры, при которых наиболее
энергично происходят окислительно-восстановительные процессы
при плавке меди. Полученные результаты представлены на рис. 7.5.
Кривая, характеризующая упругость диссоциации Си2О, занимает
нижнее положение. Это значит, что из представленных на рис. 7.5
окислов Си2О имеет наиболее высокие значения упругости диссоциа-
ции. Чем дальше от кривой, соответствующей Си2О, находится кривая
диссоциации какого-либо окисла, тем более активно он образуется.
Таким образом, наибольшим сродством к кислороду по сравнению с
медью обладают (в порядке убывания) Mg, Li, Be, Al, Ti, Zr, Si, Mn, Cr,
Zn, P, Sn, Fe, Ni. Все эти элементы, кроме фосфора, образуют окислы,
141
Рис. 7.5. Изменение
значений упругости
диссоциации раз-
личных окислов в
зависимости от тем-
пературы
находящиеся в твердом состоянии, с температурой плавления, превы-
шающей температуру разливки меди.
Из-за более низкой, чем у расплава, плотности (2,01 -7,45 г/см3)
все окислы будут всплывать на поверхность расплава. Скорость
всплывания, согласно закону Стокса, зависит от радиуса частиц окис-
лов и разности их плотностей и плотности расплава меди. Металло-
графическими исследованиями установлен размер окислов (2 г —
примерно 0,001 см), что позволило рассчитать скорость всплывания.
Она составила 0,000096 -0,000038 см/с при окислах шарообразной
формы; при окислах разветвленной формы скорость всплывания еще
ниже. Взвешенное состояние окислов магния в расплаве меди, их от-
теснение в процессе кристаллизации к границам формирующегося
зерна способствуют образованию необыкновенной перистой структу-
ры магниевой бронзы.
В соответствии со сродством к кислороду при литье магниевых,
циркониевых и хромовых бронз наблюдалось сильное зашлаковыва-
ние литейной системы установки НЛП. Засорение разливочных тру-
бок приводило к нарушению непрерывности процесса литья. В связи
с этим поверхность расплава меди защищалась не только восстанови-
тельным пламенем горелки, но предусматривалась и механическая за-
щита, для чего создавалось избыточное давление инертного газа над
142
расплавом и зеркало ванны покрывалось флюсом (бурой). Меньшая
тенденция к образованию окислов олова и железа, а также образова-
ние окисла Р2О5 создают предпосылки для использования их в ка-
честве легирующих элементов при изготовлении бронзовых контакт-
н ых проводов [161].
Зашлаковывание — не единственное препятствие для получения
бронзовой катанки на установке НЛП. Наблюдается также горячелом-
кость литой заготовки при выходе ее с /роторного кристаллизатора,
особенно при малом содержании легирующих добавок, когда в меди
снижается содержание кислорода, а легирование еше не изменяет ее
свойства.
А. А. Бочвар, основываясь на разработанной им теории линейной
усадки [64, 65], сделал вывод о том, что склонность сплавов к горяче-
ломкости зависит от эффективного интервала температур кристалли-
зации, т. е. от интервала кристаллизации между солидусом и темпера-
турой образования кристаллического каркаса, когда на границах зе-
рен имеется жидкая фаза. Твердожидкос состояние приводит к разру-
шению отливки в случае приложения растягивающих напряжений,
связанных с затрудненной линейной усадкой в кристаллизаторе, про-
висанием литой заготовки в промежутке между литейной установкой
и станом, выпрямлением заготовки на выходе из роторного кристал-
лизатора. Возникновению горячих трещин на слитке также может
способствовать неравномерное охлаждение роторного кристаллизато-
ра. В связи с этим критерием выбора легирующего компонента для
меди должен быть как можно меньший так называемый эффектный
интервал кристаллизации сплава, а следовательно, и соответствую-
щий ему интервал температур солидуса и ликвидуса.
Существенно влияет и неравновесное состояние сплава, при кото-
ром на диаграмме его состояния сдвинута концентрационная граница
появления эвтектики. Максимум горячеломкости обычно наблюдает-
ся в момент появления эвтектики. Не составляет исключения в этом
отношении и эвтектическая диаграмма состояния сплава Си— Mg
[168]. Сотые доли процента магния приводят к максимальной горяче-
ломкости сплава, а последующее увеличение его содержания умень-
шает склонность к образованию трещин. Действительно, при произ-
водстве сплавов, содержащих 0,2 -0,3 % Mg, трещины на литой заго-
товке возникали сравнительно редко. Хрупкое разрушение литой за-
готовки происходит вследствие адсорбционного снижения прочности,
а также присутствия расплава в микротрещине на границе зерен. Если
этот фактор отсутствует, пластичность сплава при больших темпера-
турах должна быть высокой (у меди 5 = 71% при 700 °C).
С целью ликвидации опасности нарушения непрерывности про-
цессов литья и прокатки был осуществлен комплекс следующих меро-
приятий по снижению возможности образования горячих трещин на
литой заготовке.
143
1.	Изменение формы поперечного сечения литой заготовки. Практи-
чески форма сечения литой заготовки треугольная или имеет вид тра-
пеции с большой высотой, что обусловлено использованием непре-
рывного трехвалкового стана на установках НЛП фирмы Continuos-
Properzzi; такая форма сечения способствует образованию трещин на
литой медной легированной заготовке роторного кристаллизатора.
Изменяя форму поперечного сечения, можно в несколько раз увели-
чить или уменьшить сопротивление литой заготовки изгибу. Чем
больше это сопротивление, тем труднее разгибается заготовка и тем
больше возможность появления на ней горячих трещин. Расчет мо-
мента сопротивления изгибу сечения литой заготовки фирмы
Continues-Properzzi и равных по площади (2750 мм2) профилей (по-
лукруг, прямоугольники и треугольники с сочетанием различных
высот и оснований) позволил выбрать из них наилучший. Момент
сопротивления изгибу фирменного профиля литой заготовки со-
ставил 20 976 мм3, прямоугольника с основанием 74 мм и высотой
37,2 мм — 17 000 мм3, треугольника с основанием 185 мм и высотой
29,6 мм — 6753 мм3, полукруга радиусом 41,8 мм - 13 950 мм3. Та-
ким образом, практически приемлемой и наилучшей формой сече-
ния будет фигура, приближающаяся к полукругу или к прямоуголь-
нику с отношением основания к высоте 2:1. Конструктивно это осу-
ществляется приданием бандажу профиля (проточкой), представляю-
щего собой прямоугольник, у которого боковые стороны имеют не-
большой уклон для лучшего выхода заготовки из кристаллизатора.
Использование такого профиля равносильно повышению пластич-
ности литой заготовки в 1,24 — 1,5 раза. Это было предусмотрено в
установке НЛП фирмы Southwire, на которой и осуществлялось изго-
товление легированной медной катанки.
2.	Увеличение поверхности по отношению к объему той части сечения
литой заготовки, которая формируется бандажом кристаллизатора.
Повышение теплоотвода, а следовательно, и ускоренная кристаллиза-
ция достигаются при полуцилиндрической форме выточки бандажа в
месте формирования им наименьшей стороны трапеции поперечного
сечения литой заготовки. В результате этого растягивающие напряже-
ния прикладываются к уже закристаллизовавшемуся металлу. Кроме
того, ввод медной катанки диаметром 7,2 мм в роторный кристаллиза-
тор во время кристаллизации литой заготовки армирует ее, позволяет
ускорить кристаллизацию той ее части, которая при изгибе подверга-
ется действию растягивающих напряжений [162].
3.	Преобразование столбчатой структуры литой заготовки с круп-
ным зерном в равноосное мелкое зерно. Это достигается увеличением
центров кристаллизации благодаря вводу в струю металла, подаваемо-
го в кристаллизатор, модифицирующей ленты из порошкового мате-
риала на основе меди.
144
4.	Изменение конструкции роторн'ого кристаллизатора установки
НЛП. Предложенные конструкции позволяют улучшить условия от-
ливки сплавов, имеющих повышенную склонность к горячим трещи-
нам [163, 164J. Предусматривается отвод стальной полосы от роторно-
го кристаллизатора в месте снятия с него литой заготовки, благодаря
чему происходит более интенсивное охлаждение кристаллизующегося
металла [165, 166].
7.4.2.	Технология изготовления проводов,
упрочняемых нагартовкой
Выполнение приведенных в п. 7.4 мероприятий позволяет осу-
ществить изготовление медной легированной катанки требуемого ка-
чества. Садка миксера на 7 т меди раскислялась лигатурой Си — 8 % Р
из расчета ввода 0,005 % Р, что позволило снизить содержание кисло-
рода в меди с 0,045 - 0,041 до 0,02 %. Поверхность металла защища-
лась от окисления восстановительным пламенем горелок не только в
миксере, но и в литейной ванне. Диаметр разливочных трубок, внут-
ренняя поверхность которых выполнена из графита, увеличивали с 11
до 15-18 мм. Температуру меди в миксере поддерживали в интервале
1170-1200 °C. При изготовлении бронзовой катанки легирующие
элементы добавляли первоначально в расплав меди миксера установ-
ки НЛП. В садку меди 7 т вводили 20 кг чушкового магния марки МгО
из расчета получения сплава Си — 0,28 % Mg. Несмотря на раскисле-
ние меди и защиту зеркала расплава в миксере, угар магния за 1 ч со-
ставил 50 — 60 %. Большее время выдержки расплава меди позволяет
полностью освободить ее от магния. В связи с этим переход от литья
бронзы к литью чистой меди не требует промывных плавок.
Таким же образом осуществлялся ввод лигатуры иодидного цирко-
ния и меди в миксер из расчета получения в бронзе 0,3 % циркония.
При любом виде легирующих присадок в процессе непрерывного
литья и перелива меди из печи в миксер ее расплав постоянно леги-
ровали, вводя пруток диаметром 12 мм из магния со скоростью до
30 мм/с в малый миксер с помощью подающего устройства. Это
устройство использовали и для подачи навесок лигатуры Си — Zr. Ма-
лый миксер для легирования расплава меди, который располагался
между основным миксером (7 т) и литейной ванной, позволил обеспе-
чить равномерное распределение легирующих элементов в меди.
Как уже было сказано, закаты и несплошности на поверхности
контактных проводов из магниевой бронзы, связанные с образовани-
ем горячих трещин на литой заготовке, не вызывают снижения проч-
ности провода.
В результате проведения многочисленных испытаний проводов с
определением их физико-механических свойств при содержании в
них определенного количества легирующих присадок представилась
145
Ю 1302
возможность провести регрессионный анализ и определить связи
между прочностью и электрическим сопротивлением, с одной сторо-
ны, и химическим составом — с другой. Были получены уравнения ре-
грессии зависимости прочности от химического состава провода с
установки НЛП:
у, = 38,9 + 28,87%.
Установлены также зависимости электросопротивления от содержа-
ния магния в меди провода:
у2 = 0,0164 + 0,019%.
Коэффициенты корреляции этих зависимостей соответственно со-
ставили 0,64 и 0,71. Учитывая, что целесообразно применять контакт-
ные провода из бронз, электропроводность которых составляет не ме-
нее 80 % (р = 0,22 Ом-мм2/м) электропроводности меди и прочность не
ниже 425 МПа, определили пределы по легированию: 0,14 - 0,29 % Mg.
Таким образом, содержание магния в контактных проводах из ка-
танки, полученной на НЛП, можно снизить по сравнению с его коли-
чеством в проводах, изготовленных из отдельных слитков. Контакт-
ные провода из оловянистой бронзы, содержащие 0,15 - 0,2 % Sn, при
площади сечения 100 мм2 имеют прочность на растяжение 425 МПа и
удельное электросопротивление 0,020 - 0,022 Ом-мм2/м. Изготовле-
ние проводов такого состава не представляет технологических трудно-
стей при использовании установок непрерывного литья и прокатки с
роторным кристаллизатором.
146
Главе 8
ТЕРМООБРАБАТЫВАЕМЫЕ БРОНЗОВЫЕ
КОНТАКТНЫЕ ПРОВОДА
8.1.	Технология изготовления термообрабатываемых
бронзовых контактных проводов
Возможность применения бронз для контактных проводов в тер-
мообработанном состоянии, состав которых определен в главе 7, по-
явилась только после освоения на заводе-изготовителе установки не-
прерывного литья и прокатки медной катанки (НЛП).
Из ряда работ [154, 167] известно, что старение дисперсно-твер-
деющих сплавов на медной основе можно осуществить без предвари-
тельной закалки в твердом состоянии. В этом случае литье сплавов
производят в водоохлажлаемые изложницы, что обеспечивает образо-
вание перенасыщенного твердого раствора. Скорость охлаждения вы-
бирают в соответствии с С-кривыми для данного сплава. Так, у сплава
меди, содержащего 0,75 % Сг, отлитого в водоохлаждаемую изложни-
цу (скорость охлаждения 20 °C/с), старение которого проходило в те-
чение 1 ч при температуре 480 °C, прочность достигает 408 МПа
при 8 = 20,6 %, а после специальной закалки с 1030 °C и в том же ре-
жиме отпуска о„ = 369 МПа при б = 8,8 % [168]. Проводились анало-
гичные исследования и с бронзами, выбранными для контактных
проводов. Частичная закалка происходит уже при кристаллизации
слитков в массивных металлических изложницах. Это следует из срав-
нения электросопротивления сплавов после закалки во время литья и
после отпуска (табл. 8.1).
Не вызывает сомнения, что в процессе формирования литой заго-
товки на роторном кристаллизаторе при интенсивном охлаждении
(18-23 °C/с) будет проходить закалка медных дисперсно-твердеющих
Т аблипа8.1
Изменение электросопротивления сплавов в зависимости от термообработки
Сплавы	Электросопротивление сплавов, Ом-мм2/м	
	после литья	после отпуска
Си-0,19 % Сг	0,0230	0,0181
Си —0,19 % Zr	0,0272	0,0192
Си-0,1 % Сг, 0,1 % Zr	0,0296	0,0196
147
сплавов. Кроме того, исследованиями структуры медной катанки в за-
висимости от условий горячей прокатки установлено, что ее можно
значительно изменять, варьируя давление и температуру эмульсии в
валках прокатного стана. При большой скорости прокатки (8 м/с) и
интенсивном охлаждении раската эмульсией возможно производить
закалку медных сплавов уже в процессе горячей прокатки, если тем-
пература слитка, подаваемого в стан, достаточно высокая.
Возможность осуществления предлагаемого технологического про-
цесса подтверждается в ряде работ. Температура нагрева циркониевых
бронз под закалку может колебаться от 800 до 950 °C, что находится в
установленном диапазоне значений температур для литой заготовки
перед поступлением в прокатный стан [168, 170]. Закалка хромовых
бронз происходит при сравнительно широком диапазоне скорости
охлаждения; при температуре 1000 °C скорость охлаждения составляет
10 °С/с, а при 900 °C — 17 "С/с [111, 171]. Д. Г. Бутомо [141] установил,
что закалка хромовой бронзы может осуществляться и при охлажде-
нии воздухом (+18 °C), и в среде с минусовой температурой (—25 °C),
и в расплавленной селитре (+450 °C).
По имеющимся в литературе данным [70] и результатам проведен-
ных исследований, непрерывное литье и горячая деформация в усло-
виях низких температур (ниже температуры рекристаллизации 7[,екр)
позволяют получить особую структуру металла со значительной плот-
ностью дислокаций. Это в свою очередь способствует интенсифика-
ции процесса распада перенасыщенного твердого раствора во время
старения.
На основе изложенного было установлено, что принципиально воз-
можно получать бронзовые контактные провода в термообработанном
состоянии, используя установку НЛП. Учитывая снижение температу-
ры литой заготовки при поступлении в прокатный стан, сплавы меди с
Сг и Zr перед горячей деформацией нагревали соответственно до 960 и
860 °C и прокатывали, получая катанку. Закалку катанки при прокатке
оценивали, сравнивая ее свойства со свойствами, получаемыми при
закалке обычным способом (нагрев и охлаждение в воде). Горячую
прокатку слитков диаметром 48 мм проводили со скоростью 7,5 м/с
в непрерывном стане при температуре эмульсии 40 °C и давлении ее
0,5 кгс/см2. Температура и давление воды в системе охлаждения ка-
танки соответственно составляли 40 °C и 2 кгс/см2. Прокатка осу-
ществлялась за 10 с, скорость охлаждения была 60 -70 °С/с.
Отпуск катанки, изготовленной в различных режимах, проводили
при температуре 410 —430 °C в течение 4 ч. Дисперсное твердение
привело к повышению твердости на 20 - 35 МПа.
Было установлено, что прочность катанки, закаленной в прокатном
стане, выше, чем при закалке обычным способом, электросопротивле-
ние практически такое же, как и при обычной закалке; при старении в
обоих случаях электросопротивление понижается до одного уровня.
148
Как показал микроструктурный анализ, это связацо
процессе горячей прокатки с интенсивным охлажденцем тем’ ЧТ0
последних проходах нагартовывается, а при нагреве у^е ката™а _
ганки под закалку в течение 45 мин происходит рекристап
галла с ростом зерна. Этим объясняются более низкие Сво^ств^ катан
ки при закалке в воду как самостоятельной операции ^зменс ие
электросопротивления у сплавов при горячей прокатке Св
ет о том, что происходит их закалка.	у
Исследование влияния деформации, осуществляемо^
между операцией закалки и отпуска, на эффект ДцС1| ВХОЛОДНУЮ
твердения медных сплавов проводили с целью paapa^Qy^1^1®™^0
гии изготовления термообрабатываемых бронзовых контактными'о-
водов. Для этого осуществляли волочение катанки, закал* ннПй°в
процессе горячей прокатки, и катанки, закаленной в Во
готовления, соответственно на проволоку диаметром после и
пенью деформации 60 % и на проволоку диаметром 3,2 Мм о _
нью деформации 80 %. Затем проводили старение прц
420 °C в течение 4 ч. По электромеханическим харакемпе^аТ^С
установлено, что промежуточная деформация повыщ р
бронз, увеличение степени деформации способствует Эт п
ность сплавов Си - 0,15 % Сг и Си - 0,17 % Zr - 0,08 % Жд-
ется соответственно с 356 и 394 М Па у катанки до 452 и л л, .. „
и 44] МПа по-
сле ее волочения и старения. Закалка катанки и изменРГ1,
г-	сние ее струк-
туры в процессе прокатки способствуют повышению эдек
ности сплавов в результате более полного распада nepeJfa р
твердого раствора. Высокая пластичность состаренных g 11
ляет при последующей деформации еще больше Увед11Чит1 п оч_
ность провода.	ить П^°1
Результаты исследования свойств подвергнутой старе11Ию g 0
вой проволоки диаметром 4,49 мм после деформации со Ст	Р
37,7; 50,2 и 65 % свидетельствуют о том, что особенц0 и^уенсивно
упрочнение проволоки проходит после деформации со стецень1О 28 8 7
Пластичность бронз при этом становится предельной- ’ °'
~ п чс rv гг спо »лп	<- о	Для сплава
Си - 0,15 % Zr ов = 508 МПа при S = 3 %, для сплава Си _ п ~ 7
0,08 % Сг— соответственно 506 МПа и 3 %. Дальнейще„ и’1 /0
,	'-е увеличение
степени деформации приводит к повышению прочности	.
но пластичность недопустимо снижается (до 1,2 %). Таки, , а”
,	образом, в
результате холодной деформации после отпуска возмох^
высокие прочностные свойства и пластичность, удовлетвО|Эя палучить
бованиям, предъявляемым к контактным проводам.	щ трс
Проведенные исследования позволили предложить сдед
нологию получения термоупрочненных контактных прОв Щуютех
прерывное литье, прокатка катанки с закалкой в течение цп ’
прокатный стан с восстановлением на ней окислов; 2) Водоча ш^кз3
танки на неполный профиль контактного провода со степенью™^*'
149
мации 40 %; 3) отпуск полуфабриката провода при 420 -430 “С в тече-
ние 4 ч; 4) волочение на профиль провода с обжатием 10 - 20 %.
По такой технологии был изготовлен контактный провод из сплава
Си - 0,29 % Сг - 0,11 % Mg. Для исследования на установке НЛП не-
обходим был слиток небольшого веса, поэтому сплав приготовляли в
индукционной печи небольшой емкости, а затем отливали в массив-
ную металлическую изложницу и с температуры 980 °C прокатывали
на непрерывном стане установки НЛП при температуре эмульсии
38 °C и ее давлении 1 кгс/см2. Температура и давление воды в системе
охлаждения катанки составляли соответственно 26 °C и 2 кгс/см2. Во-
лочение катанки из этого сплава (ств = 308 МПа при 8 = 15%) диа-
метром 17,8 мм осуществлялось на стане СМВ-1-5 в четыре прохода на
фасонную заготовку площадью сечения 107 мм2, старение — при тем-
пературе 420 — 440 °C в течение 4 ч. После этого проводилось волоче-
ние на контактный провод площадью сечения 100 мм2. Провод, изго-
товленный по такой технологии, имел ов = 550 МПа, 8 = 4,2 %, твер-
дость НВ 1650, р = 0,0204 Ом-мм2/м. Такими свойствами не обладает
ни один контактный провод, приводимый в зарубежных стандартах.
8.2.	Медные сплавы, технологичные в условиях литья
на установке НЛП
В связи с тем что при получении бронзовой катанки на установке
НЛП образуются горячие трещины на литой заготовке и происходит
зашлаковывание литейной системы, необходимо было разработать
медный сплав, технологичный для изготовления катанки на установ-
ках НЛП с роторным кристаллизатором.
Критерием при выборе легирующих элементов является достиже-
ние у сплава наименьшего интервала кристаллизации, низкое срод-
ство их к кислороду, что проявляется в близости значений упругости
диссоциации образующихся при этом окислов и Си?О. Так как эти хи-
мические соединения могут зашлаковывать литейную систему, при
выборе легирующих присадок следует ориентироваться на элементы,
вызывающие появление соединений, растворяющихся в жидкой
меди. Для технологии литья предпочтительно, чтобы один из этих
элементов был раскислителем меди, образующим газообразный оки-
сел, который возможно удалять из расплава.
Другое необходимое условие выбора легирующих элементов — по-
лучение проводов, обладающих высокими электромеханическими
свойствами, что возможно в случае использования дисперсно-твер-
деющих сплавов. При этом в процессе непрерывного литья и прокат-
ки за проход возможно проводить эффективную, равномерную по
длине катанки термическую обработку — закалку [172]. В связи с этим
легирующий элемент должен обладать небольшой растворимостью в
твердой меди и хорошо растворяться в ее расплаве. Поскольку должна
150
быть повышена износостойкость провода, необходимо, чтобы леги-
рующие элементы или их соединения имели гексагональную решетку,
способствующую наибольшему снижению энергии дефектов упаков-
ки меди. Немаловажным фактором при выборе легирующего элемен-
та является его дефицитность и низкая стоимость.
Акцентировалось внимание на медных сплавах, содержащих в опре-
деленных соотношениях один из переходных металлов (Fe, Ni, Со, Мп) и
металлоиды (либо Р, либо Si). Переходные металлы IV - VI групп образу-
ют с неметаллами твердые соединения. Сплавы меди с перечисленными
переходными металлами имеют сравнительно небольшие интервалы
кристаллизации и невысокое сродство к кислороду; металлоиды Р и Si
являются хорошими раскислителями меди. В то же время фосфиды и си-
лициды переходных металлов, расположенные на квазибинарных разре-
зах, обладают переменной растворимостью, зависящей от температуры, а
Гс2Р и Ni-jP имеют гексагональную решетку. Изменение растворимости
при изменении температуры позволяет проводить их термообработку.
В ряде работ указывается, что железо снижает электросопротивле-
ние сплавов Си — Р, а фосфор — электросопротивление сплавов Си —
Fe [1731. При этом одни исследователи считают, что минимальным
электросопротивлением обладают сплавы разреза Си - Fe2P, а дру-
гие — сплавы Си — Fe^P [173]. Ввод Fe или Ni в раскисленную фосфо-
ром медь позволяет снизить опасность образования горячих трещин
на литой заготовке при возможном избыточном количестве фосфора в
меди. Для образования между кристаллами меди слоев легкоплавкой
эвтектики в несколько атомных слоев достаточно 0,002 % Р [67]. Ней-
трализация отрицательного влияния фосфора осуществляется в ре-
зультате образования фосфидов.
8.3.	Медные сплавы, легированные фосфидами
и силицидами переходных металлов
Выплавка сплавов с содержанием легирующих элементов, соответ-
ствующим стехиометрическим составам фосфидов и силицидов, осу-
ществлялась в вакуумных индукционных печах. Металлические ком-
поненты сплавов вводили в медь до ее расплавления, а фосфор и
кремний — в виде лигатур в расплавленную медь. Слитки сплавов
подвергали горячей прокатке при 800±20°С, а затем закаливали в
воде. Прокат освобождали от дефектов строжкой, затем осуществляли
холодную прокатку со степенью деформации 60 % и подвергали старе-
нию при температурах 400, 420, 450 и 475 °C в течение 2 и 4 ч. Соглас-
но химическому анализу состав сплавов был следующим:
Си - 0,2 % Со - 0,05 % Р; Си - 0,2 % Ni - 0,05 % Р;
Си - 0,2 % Fe - 0,05 % Р; Си - 0,2 % Мп - 0,05 % Р;
Си - 0,2 % Со - 0,05% Si; Си 0,2 % Ni - 0,05 % Si;
Си - 0,2 % Fe - 0,07 % Si; Си - 0,2 % Мп - 0,07 % Si.
151
Изучение свойств сплавов меди с переходными металлами, фосфо-
ром или кремнием позволило установить, что сплавы с силицидами
имеют более низкие свойства, чем сплавы с фосфидами. Из сплавов с
фосфидами самая низкая электропроводность присуща сплавам, со-
держащим Мп.
Совместное легирование Со и Р или Ni и Р положительно влияет
на электрические свойства сплавов после всех режимов старения. При
содержании в меди фосфидов кобальта электропроводность и твер-
дость повышаются после старения в большей степени, чем при вводе в
нее фосфидов никеля. Кроме того, медь, легированная фосфидами
кобальта, оказалась более стойкой к разупрочнению при нагреве, чем
в случае легирования фосфидами никеля.
Поскольку сплав Си — Fe - Р обладает практически такими же
электромеханическими свойствами, что и сплав Си — Со — Р, а из ле-
гирующих элементов наиболее дефицитным является Со, то внима-
ние уделялось сплавам первой системы.
8.4.	Медный угол диаграммы состояния
сплавов Си - Fe - Р
Изучению сплавов Си - Fe - Р посвящены работы отечественных
и зарубежных авторов, которые рекомендуют сплав, содержащий 1 %
Fe и 0,3 % Р. Как показал анализ исследований сплавов этой системы,
свойства их существенно зависят от количества и соотношения леги-
рующих элементов, от технологии обработки.
Проводилось изучение медного угла диаграммы состояния сплавов
системы Cu— Fe— Р, для чего выплавлялось несколько десятков
сплавов Си - Fe - Р различного состава. Для определения возмож-
ности дисперсионного твердения приготовляли сплавы с суммарным
содержанием Fe и Р до 3 % при таких же условиях, как и для изучения
диаграммы состояния. Слитки этих сплавов подвергали горячей де-
формации, закалке и старению. Фазовый состав каждого из сплавов
определяли рентгеновским фазовым анализом порошков, оставшихся
после анодного растворения металла в электролите. По интенсив-
ности линий на снятых рентгенограммах в сплавах были обнаружены
фосфиды Fe2P и РезР и не были выявлены фосфиды FeP и FeP2 [174].
Для определения фазового состава сплавов применяли и термомаг-
нитный анализ [ПО, 175], который показал, что в сплавах, содержа-
щих суммарно до 3 % Fe и Р, могут присутствовать следующие фазы
(кроме сложнолегированного твердого раствора): Fe, Fe3P, Fe2P, Cu3P.
Как показали исследования, в зависимости от соотношения и кон-
центрации легирующих элементов сплавы Си — Fe — Р могут быть одно-
фазными (а-раствор), двухфазными (а + Си3Р а + Fe2P а + Fe3P а + Fe)
и трехфазными (а + Cu3P + Fe2P; а + Fe2P + Fe3P; а + Fe3P + Fe). Эти
результаты хорошо согласуются с данными работы [175], но противо-
152
Рис. 8.1. Зависимость удельного электросопротивления (а) и предела текучести (б) спла-
вов Си — Fe — Р, содержащих 99 % Си, от соотношения железа и фосфора после закалки
с 900 "С в воду (кривая 7), закалки и старения в течение 4 ч при 450 ”С (кривая 2), закал-
ки и старения в течение 4 ч при 500 °C (кривая 3)
речат работе 1176], в которой в исследуемых сплавах предполагается
наличие фосфидов FeP и РегРг Невысокая информативность приме-
ненных в работах [177] методов исследования (микротвердость и опти-
ческая микроскопия) ставит под сомнение выводы о существовании
таких железных фосфидов в изучаемых сплавах.
Исследования сплавов с суммарным содержанием железа и фосфо-
ра, равным 1 %, показали (рис. 8.1, а, б), что максимальные прочност-
ные свойства и минимальное электросопротивление после закалки и
старения имеют сплавы, в которых соотношение железа и фосфора
равно 3,6 [174]. Такое стехиометрическое соотношение соответствует
соединению Ре2Р. Действительно, по данным рентгеновского анализа,
после старения сплав, содержащий 0,78 % Fe и 0,22 % Р, является
двухфазным (a-твердый раствор и Fe2P). Экстремумы в свойствах
сплавов, где соотношение содержания железа и фосфора равно 3,6,
характерны и для других подобных разрезов с постоянным суммар-
ным содержанием Fe и Р.
Кроме того, было установлено, что максимальная совместная рас-
творимость в этих сплавах составляет при 1000 'С около 0,9 % суммар-
ного содержания легирующих элементов. Это объясняет тот факт, что
увеличение содержания Fe и Р свыше 1 % (суммарно) не дает дальней-
шего прироста прочностных свойств в процессе старения. Уменьше-
ние легирующих элементов снижает эффект дисперсного твердения, а
также и электросопротивление.
153
Низкие значения предельной растворимости сплавов сечения
Си -Fe2P в интервале 20 -600 °C обеспечивают их высокую теплопро-
водность и электропроводность. Совместная растворимость Fe и Р при
1000 °C более чем вдвое превышает соответствующее значение при
температуре 900 °C. Термообработку сплавов системы Си - Fe - Р (см.
рис. 8.1, а, б) целесообразно проводить с закалкой сплавов разреза
Си — Fe2P при возможно высокой температуре. В системе Си — Fe — Р
минимальное электросопротивление в сочетании с хорошими проч-
ностными характеристиками имеют сплавы, в которых соотношение
Fe и Р соответствует стехиометрическому составу Fe2P. Следовательно,
эффект дисперсионного твердения обеспечивается интерметаллидом
Fe2P, а это значит, что наиболее перспективными являются сплавы,
принадлежащие к квазибинарному разрезу Си - Fe2P.
8.5.	Медные сплавы системы Си - Fe - Р
для изготовления контактных проводов
В качестве материала контактных проводов выбирали сплавы с
возможно меньшим содержанием Fe и Р, что позволяло снизить их
электрическое сопротивление. Соотношение между Fe и Р подбира-
лось так, чтобы эти элементы расходовались в меди на образование
фосфидов.
Изготавливали сплавы, в которых количество Fe и Р соответствен-
но составляло 0,1 и 0,028 %, 0,2 и 0,055, 0,3 и 0,083 %. Эти сплавы по-
сле выдержки в течение 1 ч при 800, 850 и 900 °C закаливали в воду и
подвергали их холодной прокатке со степенью деформации 60 %, а за-
тем осуществляли старение при температуре 400 - 550 °C в течение от
0,5 до 4 ч.
Исходя из электропроводности и твердости сплавов в зависимости
от режимов термической обработки были определены оптимальные
температуры их закалки и старения, время выдержки при старении,
температура начала разупрочнения при нагреве. Электропроводность
увеличивается для сплавов одного состава по мере повышения темпе-
ратуры закалки и понижается при увеличении содержания легирую-
щих элементов. Температура разупрочнения сплавов Си - Fe - Р по-
вышается при увеличении содержания легирующих элементов и тем-
пературы закалки.
Температура разупрочнения меди, содержащей фосфиды в дис-
персном состоянии, резко повышается. В случае закалки с 850 -900 °C
у сплавов, содержащих 0,1 % Fe и 0,028 % Р, она составляет
475 -500 °C, у сплавов с 0,2 % Fe и 0,055 % Р — 500 -525 °C, у сплавов
с 0,3 % Fe -0,083 % Р - 525 - 550 °C.
Как показали металлографические исследования, разупрочнение
сплавов при нагреве происходит вследствие рекристаллизации. Опти-
154
мальной для сплавов системы Си —Fe — Р является температура закал-
ки 850 -900 °C, а для старения — 475 °C в течение 3 -5 ч.
Сравнение свойств сплавов в закаленном и состаренном состоянии
наглядно демонстрирует эффект термообработки. Если в закаленном
(с 900 °C) состоянии у сплавов системы Си - Fe - Р, содержащих 0,1,
0,2 и 0,3 % Fe, электропроводность составляла соответственно 34, 25 и
24 м/(0м-мм2), твердость НВ 1150, 1250 и 1350, временное сопротивле-
ние растяжению 294, 356 и 372 МПа, относительное удлинение 8, 7 и
7 %, то после старения электропроводность соответственно была равна
50,5; 49 и 48,5 м/(0м-мм2), твердость 1200,1330 и 1500 МПа, временное
сопротивление 314, 388 и 402 МПа, относительное удлинение 9,5, 9,9 и
9,9 %. Термообработка сплавов Си- Fe - Р, содержащих 0,2 и 0,3 %
Fe, приводит к повышению ст„ по сравнению с временным сопротивле-
нием нагартованной меди соответственно на 41 и 46 %. Предельное пе-
ренасыщение твердого раствора достигается при концентрации железа
0,1 — 0,2 %. Представленные свойства позволяют отдать предпочтение
сплавам Си — Fe — Р с содержанием не более 0,2 % Fe.
Склонность к горячеломкости сплавов Си - Fe - Р оценивали с по-
мощью кольцевой пробы [67J. Размеры кокиля для заливки конусных
проб, предназначенных для исследования горячеломкости, подбирали
такими, чтобы пробы были достаточно жесткими. Это давало возмож-
ность определить на таких пробах сплавов склонность к образованию
горячих трещин или стойкость к ним. При высоте и диаметре кокиля
60 мм его стержень имел диаметры 48 и 54 мм. Одновременно исполь-
зовали кокили высотой 70 мм и диаметром 50 мм с конусным стерж-
нем, диаметр основания которого равнялся 28,4; 28,8 и 29,8 мм.
Перед заливкой кокиль нагревали до 150 -200 °C. Расплав из меди
марки МО, лигатур Си - 8 % Fe, Си - 10 % Р приготовляли в графито-
шамотовом тигле открытой индукционной печи под слоем древесного
угля. Расплав заливали в кокили при температуре 1180 °C. В качестве
показателя горячеломкости (ПГ) принималось отношение длины
главной трещины к высоте отливки. С целью выявления горячелом-
кости сплавов Си — Fe — Р определяли эту характеристику меди, со-
держащей различное количество кислорода, фосфора, железа. Делали
это потому, что литье меди в роторный кристаллизатор установки
НЛП сопровождалось образованием горячих трещин на литой заго-
товке, на ней же такие трещины образовывались и при избытке фос-
фора во время раскисления меди.
Было установлено, что с увеличением содержания кислорода с
0,004 (ПГ = 80 %) до 0,010 (ПГ = 30 %) и 0,012 % (ПГ = 18 %) показа-
тель горячеломкости меди снижается, а затем по мере увеличения со-
держания О2 от 0,02 (ПГ = 20 %) до 0,025 % (ПГ = 60 %) растет. Резко
горячеломкость возрастает (ПГ = 100 %) при содержании в меди фос-
фора от 0,02 до 0,03 %. Ввод же в медь железа (ПГ = 5 % при 0,1 % Fe и
ПГ = 10 % при 0,3 % Fe) значительно снижает ее горячеломкость.
155
Такое изменение в горячеломкости объясняется тем, что при ма-
лом содержании кислорода в меди проявляется действие примесей, не
подвергающихся окислению. Легкоплавкая (714 °C) эвтектика Си -
СщР, образующаяся в меди уже при малых количествах фосфора, вы-
зывает горячеломкость [67]. В случае содержания в меди 0,02 - 0,03 %
кислорода и более по границам ее зерен образуется эвтектика Си —
Си2О, по которой и происходит возникновение трещин. Ввод железа в
раскисленную фосфором медь резко снижает ее горячеломкость, по-
скольку остатки фосфора связываются в фосфиды несмотря на то, что
содержание кислорода в меди снижается до 0,002 - 0,006 %. Кроме то-
го, интервал температур кристаллизации сплава Си — Fe составляет
110 °C [178], для системы Си — О2 равен 11 °C, а для Си - Р находится
в пределах 200 - 300 °C в зависимости от отклонения от равновесного
состояния.
В соответствии с диаграммой состояния системы Си — Fe — Р ин-
тервал температур кристаллизации сплава Си - Fe2P составляет 11 °C,
что приводит к снижению его горячеломкости [64, 65, 179]. Экспери-
ментально установлено, что у сплава меди, содержащего 0,04 % Fe и
0,1 % Р, ПГ = 14 %, при 0,12 % Fe и 0,03 % Р ПГ = 12 %, при 0,03 % Fe
и0,06 % РПГ= 12%.
Аналогичные результаты получены на пробах кокиля, у которого
диаметр основания стержня составлял 28,4; 28,8; 29,8 мм. Заливали по
три пробы в каждый кокиль, что позволило получить зависимость го-
рячеломкости меди от содержания в ней фосфора при практически
постоянном количестве железа: его содержание изменялось от 0,07 до
0,12 %. Наименьший показатель горячеломкости (ПГ = 0 4-10%) был
получен при содержании в меди с железом около 0,04 % Р.
Проведенные исследования позволили установить, что сплавы ме-
ди с фосфидами Fe менее подвержены горячеломкости, чем медь, в
которой содержится столько же кислорода, сколько и при литье на
установке НЛП. Следовательно, эти сплавы обладают сравнительно
хорошей технологичностью при литье и могут быть использованы для
изготовления контактных проводов с применением установки НЛП.
8.6.	Износостойкость сплавов системы Си - Fe - Р
Исходя из опыта использования медных сплавов, содержащих в ка-
честве легирующих элементов металлы с гексагональной решеткой (Mg,
Cd, Zr), следует ожидать, что и сплавы меди с фосфидами Fe и Со, также
имеющими гексагональную решетку, обладают большей износостой-
костью, чем медь. Ввод в медь легирующих элементов с гексагональной
решеткой позволяет снизить у нее энергию дефектов упаковки, а следо-
вательно, способствует снижению подвижности границ субзерен. В ре-
зультате такие сплавы интенсивно упрочняются в процессе деформации
156
Т абл и ца 8 2
Износостойкость закаленных и состаренных сплавов меди с фосфидами Fe
Химический состав 1	Потеря массы сплава, мг/км-10“закаленного при темпера- туре			
	800‘С	900 "С	800 "С	900 "С
Си-0,1 % Fe -0,028% Р	Машина МИ		Машина МТТЭ	
	91	70	145	132
Си - 0,2 % Fe - 0,055 % Р	89	61	140	125
Си - 0,3 % Fe - 0,083 % Р	84	49	132	109
Си - 0,2 % Со - 0,53 % Р	84	72	130	112
Медь, нагартованная со степе- нью деформации 60 %	116	—	265	—
и при трении сопротивляются воздействию контртела, благодаря чему
снижается их износ.
Испытания на износостойкость медных сплавов проводили в паре
с порошковым материалом контактных пластин марки ВЖЗП на ма-
шине трения МИ в режиме сухого трения без прохождения электри-
ческого тока через контакт, а также на машине трения МТТЭ при ско-
рости 0,25 м/с и токе 100 А. Результаты испытаний представлены в
табл. 8.2, из которой видно, что все сплавы обладают более высокой
износостойкостью, чем медь.
По мере увеличения содержания в сплаве легирующих элементов
его износостойкость повышается, причем наиболее интенсивно при
малом легировании. На износостойкость оказывает влияние и термо-
обработка. В случае прохождения электрического тока через контакт
соотношение износостойкости меди и сплавов увеличивается вследст-
вие более высокой эрозионной стойкости последних.
Провод следует выполнять из медного сплава, содержащего железа
от 0,1 до 0,2 % и фосфора от 0,028 до 0,055 %, что обеспечивает наи-
лучшую электропроводность. При термообработке сплав Си - Fe - Р
следует закаливать с более высокой температуры.
8.7.	Технология изготовления контактных проводов
с фосфидами железа на установке НЛП
Перед вводом в миксер легирующих присадок медь в нем раскисляли
лигатурой Си - 9 % Р, доводя содержание кислорода в меди до 0,003 -
0,005 %; затем вводили лигатуру Си - 7 % Fe, а спустя 10-15 мин — лига-
туру Си - 9 % Р из расчета получения соотношения 3,6:1 между Fe и Р.
При достижении содержания железа 0,1% начинали литье сплава. В
процессе непрерывного литья в расплав меди постоянно подавалась по-
157
рошковая лента состава Си - 25 % Fe и навески лигатуры Си - 9 % Р.
При литье сплава Си - 0,1 % Fe - 0,028 % Р на установке НЛП ванна
расплава зашлаковывалась незначительно. Разливочные трубки диа-
метром 15 — 18 мм обеспечивали требуемое поступление металла в
кристаллизатор. Если горячие трещины и образовывались, то литая
бронзовая заготовка не ломалась (в то время как при меди она разру-
шалась), что объясняется большей вязкостью бронзы. Практика под-
твердила хорошую технологичность сплава меди с фосфатами железа
в условиях непрерывного литья и прокатки.
Температура эмульсии 36 -58 °C и подача ее при горячей прокатке в
валки стана под давлением 1,8 —3 кгс/см2 позволяли осуществлять за-
калку катанки за один проход. Анализ химического состава металла
бунтов катанки подтвердил, что при установившемся технологическом
режиме работы содержание железа и фосфора в меди колеблется соот-
ветственно от 0,08 до 0,14 % и от 0,0134 до 0,0352 %. Эффект от термооб-
работки контактного провода с площадью сечения 100 мм2 проявился
при температуре старения от 450 до 600 °C и выдержке в течение 1,5 ч.
Наилучшие результаты по электропроводности [48,7 -50,5 м/(Ом-мм2)]
были достигнуты при температуре 525 -575 °C, а по прочностным харак-
теристикам (твердость НВ 1270-1310) в процессе старения при 450 °C.
Стремление снизить время операции старения свелось к уменьше-
нию времени ее проведения с 1,5 ч до 80, 60, 40 и 20 мин. Наилучшая
электропроводность 49,5 -50 м/(Ом-мм2) была получена при темпера-
туре старения 525, 550 и 575 °C в течение 40 - 80 мин. Нагрев при тем-
пературе 525 °C уже в течение 20 мин снижает прочностные характе-
ристики провода (твердость НВ 1150-1210). В связи с тем что в случае
достижения высоких электрических характеристик прочность прово-
дов снижалась, технология изготовления бронзовых проводов была
изменена. Установлено, что конечной операцией изготовления про-
водов должно быть не старение, а пластическая деформация.
Применялась и технологическая схема, по которой проводилось
старение катанки до достижения наилучшей электропроводности, а
затем осуществлялось ее волочение в четыре прохода на полный про-
филь контактного провода. Волочение провода после старения катан-
ки позволило повысить прочность на разрыв до 404 -419 МПа. Как
показали исследования, рабочая температура таких проводов может
достигать 200 °C; кратковременно они могут выдерживать температу-
ру до 400 °C.
158
Глава 9
СЛУЖЕБНЫЕ СВОЙСТВА МЕДНЫХ
ЛЕГИРОВАННЫХ КОНТАКТНЫХ ПРОВОДОВ
9.1. Влияние теплового воздействия на свойства медных
легированных контактных проводов
Проводилась оценка сопротивляемости разупрочнению при на-
греве низколегированных контактных проводов, получаемых с ис-
пользованием установки НЛП, так как в процессе эксплуатации они
подвергаются воздействию высоких температур. Аналогично мед-
ным низколегированные бесстыковые контактные провода испыты-
вали на ползучесть. Присадка 0,02 % Mg позволяет уменьшить пол-
зучесть меди контактного провода. Так, у медного провода из катан-
ки, полученной на НЛП при температуре 100 С и напряжении рас-
тяжения ст =100 МПа в течение 1320 ч, степень деформации состави-
ла 0,32 %, а при той же температуре и ст =120 МПа в течение 1200 ч —
0,64 %. У низколегированного провода при воздействии температу-
ры 150 °C, напряжении ст =110 МПа в течение 1200 ч степень дефор-
мации равнялась 0,22 %, а при той же температуре и ст —120 МПа в
течение 1080 ч — 0,42 %.
Испытания на длительную вы-
сокотемпературную (200 °C) твер-
дость также убедительно показали
преимущества низколегирован-
ных контактных проводов. Из
всех исследуемых присадок при
нагреве наиболее сильное воздей-
ствие на провод оказывает
магний, наиболее слабое — крем-
ний (рис. 9.1). Если сравнить с
аналогичными показателями мед-
ного провода, то стойкость низко-
Рис. 9.1. Изменение глубины внедрения
индентора в зависимости от времени вы-
держки под нагрузкой для низколегирован-
ных медных контактных проводов с раз-
личными присадками. Каждая из кривых
характеризует отдельный провод
Время выдержки, ч
159
Рис. 9.2. Изменение длительной твердости контактных проводов от температуры вы-
держки под нагревом в течение I мин (а) и 1 ч (б):
1 — медный из катанки послитковой прокатки; 2,3,6 — медный из катанки с установки НЛП;
4,5— низколегированный соответственно с 0,07 и 0.03 % Mg
легированных проводов с Mg увеличивается в 7 раз, с Sn в 2,5 раза, с Si
в 1,3 раза (см. рис. 5.3).
Результаты испытаний на воздействие более высоких температур,
проведенных на вакуумном твердомере ВИМ-1М, также подтвердили
преимущества низколегированных контактных проводов перед мед-
ными. В вакууме (410 3 мм рт. ст.) при нагрузке 1 кгс на инденторе в
виде алмазной пирамиды испытывали шлифы поперечных сечений
контактных проводов различных марок.
Данные по длительной твердости в течение 1 мин и 1 ч представле-
ны соответственно на рис. 9.2, а, б\ из них следует, что медные кон-
тактные провода, их катанки, полученные на установке НЛП, наибо-
лее сильно подвержены разупрочнению при нагреве, а легирование
устраняет этот недостаток.
Проверка преимуществ низколегированных контактных проводов
перед медными осуществлялась и при длительном непрерывном на-
греве. Условия испытаний соответствовали тепловым воздействиям
на провод в течение двух лет эксплуатации. Определяли влияние на-
грева при температуре от 80 до 200 °C на прочность проводов в случае
растяжения. Длительность нагрева образцов провода составила 13 сут,
25, 51, 135, 267, 365, 547 и 730 сут. Помимо определения механических
160
характеристик, проводились микроструктурные и рентгеновские ис-
следования для выявления процессов, приводящих к разупрочнению
проводов.
Было установлено, что медные контактные провода из катанки,
полученной на установке НЛП, при температуре 80 °C разупрочняют-
ся уже в случае нагрева в течение 135 сут; при этом прочность снижа-
ется на 7 -9 МПа, твердость по Бринеллю на 50 -80. При этих же
условиях характеристики низколегированных проводов не изменяют-
ся. Металлографическими и рентгеновскими исследованиями прово-
дов всех видов, подвергавшихся нагреву при 80 °C в течение двух лет,
не было выявлено начальных стадий рекристаллизации. В металле
медных проводов прошел процесс возврата.
Существенные изменения наблюдаются после нагрева при температу-
ре 100 °C. Снижение прочности и твердости наблюдается у медных про-
водов всех видов при 100-120 °C после длительности выдержки 51 сут
(рис. 9.3, б). Выдержка продолжительностью 2 года при этой темпера-
туре медных проводов из катанки с установки НЛП приводит к их пол-
ному разупрочнению, в то время как прочность и твердость низколеги-
рованных проводов снижаются незначительно (на 5 МПа). Если в
структуре медных проводов отдельные равноосные зерна рекристалли-
зации обнаруживаются спустя 25 сут после нагрева при 100 °C, а через
51-134 сут появляются их отдельные колонии, то у низколегированных
проводов при длительности нагрева 2 года этого не обнаруживается.
У низколегированных проводов при нагреве до температуры 140 °C
за 2 года практически не снижаются прочностные характеристики; от-
сутствуют процессы, связанные с рекристаллизацией в их структуре.
Рис. 9.3. Изменение в зависимости от степени и времени нагрева временного сопротивления растя-
жению контактных проводов: низколегированных 0,05 % Mg (кривые 7,2), низколегированных
0,015 % Mg (кривые 3, 4), медных из катанки НЛП со слабым охлаждением (кривые 5, 6), медных из
катанки послитковой прокатки (кривые 7, 8) и медных из катанки НЛП с интенсивным охлаждени-
ем (кривые 9, 10); кривые 1,3, 5, 7,9 — нагрев в течение 13 сут, кривые 2, 4, 6, 8. 10— 25 сут (а), кри-
вые 1,3, 5, 7,9— 51 сут, кривые 2, 4, 6, 8, 10— 135 сут (6)
Температура выдержки, ”С
161
11-1302
При температуре нагрева 200 °C и его продолжительности 2 года воз-
никают начальные признаки рекристаллизации у низколегированного
провода, содержащего 0,015 % Mg; у провода с 0,05 % Mg рентгенов-
скими исследованиями они не обнаружены.
Была проведена оценка свойств низколегированных контактных
проводов при одновременном воздействии на них растягивающих на-
пряжений и нагрева. На стенде, имитирующем контактную подвеску,
для достижения рабочих температур через провод пропускали ток.
Установлено, что равноосные рекристаллизованные зерна в деформи-
рованной исходной структуре медного провода появляются при на-
пряжении 110 МПа, температуре нагрева 100 °C в течение 250 ч. В слу-
чае увеличения времени выдержки рекристаллизация проходит прак-
тически полностью. Микроструктура низколегированных контактных
проводов с присадкой Mg не изменяется даже при самых жестких
условиях испытаний (150 МПа, 100 °C и 110 МПа, 170 °C). Рентгенов-
ские исследования не выявили начала рекристаллизации у провода
даже с 0,015 % Mg. Металлографический анализ не позволил четко
определить начало прохождения процесса рекристаллизации у низко-
легированных проводов, содержащих 0,011 % Sn после выдержки в
течение 250 ч при температуре 100 °C и напряжении растяжения
ПО МПа. Однако это оказалось возможным установить с помощью
рентгеновских исследований. Микроскопическими исследованиями
такого провода при той же выдержке и растягивающих напряжениях,
равных 150 МПа, установлено появление отдельных мелких равноос-
ных зерен.
Увеличение содержания Sn в проводах до 0,048 % задерживает про-
цессы, связанные с разупрочнением, при тех же условиях испытаний.
Начальные стадии рекристаллизации в проводе с 0,048 % Sn происхо-
дят только в случае увеличения времени испытаний до 500 ч при
100 °C и напряжении от 110 до 150 МПа. При этом прочность у прово-
дов уменьшается на 3,6 %. У проводов, содержащих 0,018 % Sn, после
времени выдержки 250 ч при температуре 100 °C и о = 150 МПа изме-
нений на рентгенограммах не обнаружено.
Что касается прочностных характеристик, то временное сопро-
тивление растяжению у провода с 0,05 % Mg сохраняется равным
390 МПа при напряжении 150 МПа и температуре 100 °C и 393 МПа со-
ответственно при 110 МПа и 175 °C.
Анализ результатов всех проведенных испытаний показал, что наи-
более сильной легирующей добавкой является Mg. В меньшей степе-
ни, но также существенно влияют Sn и Si, содержание которых в ко-
личестве 0,03 —0,06 % обеспечивает требуемую в эксплуатации сопро-
тивляемость контактных проводов разупрочнению.
В связи с тем что контактный провод в процессе эксплуатации на-
гревается, проводили сравнительные исследования сопротивляемости
различных бронз разупрочнению при воздействии достаточно высо-
162
ких температур 1180, 181]. Длительный нагрев образцов меди и спла-
вов в виде проволоки диаметром 1 мм со степенью деформации 17 %,
36, 56, 75, 89 и 99,5 % осуществляли в термостатах при температуре
150, 250 и 350 °C, предварительно поместив их в запаянные кварцевые
капсулы. Так как рекристаллизация низколегированных сплавов в
процессе длительной выдержки проходит при 250 °C, то при этой тем-
пературе исследовали сплавы с более высоким содержанием легирую-
щих элементов (рис. 9.4, а). Как и следовало ожидать, уже при нагреве
до 150 °C медь, имеющая степень деформации 75 %, особенно интен-
сивно разупрочняется (см. рис. 5.3, а). Независимо от степени пласти-
ческой деформации в условиях нагрева до температуры 250 °C проис-
ходит интенсивное разупрочнение меди уже при времени выдержки
меньше 500 ч.
Все сплавы при длительной выдержке разупрочнялись незначи-
тельно. Наибольшее разупрочнение у сплавов Cu-Ag (0,05-0,13 %
Ag) и бронзы (0,41 % Cd) наблюдается при степени деформации 99,5 %
после выдержки в течение 1500 ч (см. рис. 9.4, а). Сплавы Си - 0,19 %
Ag и Си - 0,08 % Mg разупрочняются менее интенсивно при этой сте-
пени деформации. С увеличением легирования при степени деформа-
ции 99,5 % разупрочнение уменьшается. Начиная со степени деформа-
ции 75 % и ниже у всех нагартованных бронз наблюдается меньшая по-
Время выдержки, ч
Степень деформации:
а — 75 %
О — 56 %
о—Зб %
Рис. 9.4. Зависимость временного сопротив-
ления растяжению бронз и меди от времени
выдержки при температуре нагрева 250 °C (а)
и 350 °C (б, в)
163
теря прочности после нагрева при температуре 250 °C. Установлено,
что во всем диапазоне изменения времени выдержки увеличение сте-
пени пластической деформации повышает прочность сплава.
Рентгеновский анализ позволил выявить первые признаки рекри-
сталлизации у сплава Си - 0,05 % Ag, степень деформации которого
составляла 50 % после выдержки при 250 °C в течение 1000 ч.
Сплавы Си - 0,41 % Cd и Си - 1,3 % Cd со степенью деформации
56 - 99,5 % имеют признаки начала рекристаллизации уже после 500 ч,
в то время как у сплава Си - 0,08 % Mg с обжатием 99,5 % они были
обнаружены после 1000 ч выдержки. У этого же сплава при степени де-
формации 56 % рекристаллизация отсутствует и после 1500 ч нагрева.
Для бронз со степенью деформации 90 % выдержка при 250 °C в те-
чение 1000—1500 ч приводит к стабилизации механических свойств.
Бронзы, степень деформации которых составляет 89 %, имеют высо-
кое временное сопротивление растяжению, но низкие пластические
свойства. После нагрева пластичность увеличивается при небольшом
снижении прочности. Временное сопротивление в этом случае выше,
чем у бронз со степенью деформации 56 %, не подвергнутых нагреву.
Термообработанные сплавы для ужесточения условий испытаний
исследовали при более высокой степени пластической деформации:
89 %. Сплавы, упрочненные нагартовкой, выдержавшие испытания
при температуре 250 °C, в случае нагрева до 350 °C оказались нестой-
кими. Сплавы Си - Ag, Си - Cd полностью разупрочнялись. Медно-
магниевые сплавы разупрочнялись в меньшей степени, чем другие
(после 500 ч выдержки ов = 230<-300 МПа).
Сплавы с элементами, мало растворяющимися в меди, обладают
более высокой жаропрочностью. Переходные, сравнительно туго-
плавкие металлы (Zr, Сг, Со, Ti, Fe) при высоких температурах обра-
зуют с медью небольшие области твердых растворов и значительно
повышают ее прочность.
Анализ полученных зависимостей показал, что циркониевые брон-
зы разупрочняются с различной степенью интенсивности. Вначале
интенсивность разупрочнения низкая, но после выдержки в течение
500 ч она возрастает, а при выдержке 1000 ч дальнейшего разупрочне-
ния не наблюдается (см. рис. 9.4, б, в). В течение 500 ч нагрева у цир-
кониевых бронз происходит небольшое снижение прочности, а у хро-
мовых значительное. Хромовые бронзы разупрочняются во всем диа-
пазоне изменения выдержки практически одинаково независимо от
состава. Наиболее стойкой к разупрочнению оказалась бронза, содер-
жащая Zr и Сг, что согласуется с ранее полученными выводами о по-
вышении жаропрочности сплавов по мере увеличения количества ле-
гирующих добавок, блокирующих развитие пластической деформа-
ции в объеме отдельных зерен (см. рис. 9.4) |96].
В настоящее время к жаропрочным, высокоэлектропроводным
сплавам на основе меди предъявляются высокие требования: они
164
(
Т а б л и ца 9.1
Удельное электрическое сопротивление бронз
Содержание легирую- щих элементов в меди, % по массе	Удельное электросо- противление, мОм-м	Содержание легирую- щих элементов в меди, % по массе	Удельное электросо- противление, мОм-м
Чистая медь	0,0177	0,4 % Mg	0,0220
0,3 % Zr	0,0187	0,3 % Сг; 0,2 % Zr	0,0218
0,55 % Zr	0,0192	0,2 % Сг; 0,15 % Zr	0,0197
1,0 % Cd	0,0202	0,18 % Zr; 0,15 % Mg	0,0197
0,5 % Сг	0,0215		
должны противостоять воздействию высоких температур в диапазоне
(0,54-0,8 Тщ,) и достаточно больших напряжений с незначительной
остаточной деформацией. На основании имеющихся сведений 11811 и
результатов исследований роли магния в повышении у меди сопроти-
вляемости разупрочнению при нагреве осуществлялись испытания
хромовых и циркониевых бронз, дополнительно легированных Mg.
Исследовали [182] циркониевые и хромовые бронзы, а также их
различные модификации, полученные вакуумной плавкой, и для срав-
нения — медь МО, кадмиевую и магниевую бронзу открытой плавки.
Содержание легирующих элементов в бронзах выбирали оптимальным,
исходя из требований получения максимальной возможной электро-
проводности в сочетании с достаточно высокими механическими
свойствами. Сплавы приготовляли в графитовом тигле. В качестве
шихты применяли медь М00, магний Мг1, кадмий Кд, иодидный цир-
коний и лигатуру Си - 8,3 % Сг. Слитки диаметром 125 мм после стро-
гания подвергали горячей прокатке на диаметр 27 мм, отжигали и про-
катывали вхолодную со степенью деформации 55 % на диаметр 18 мм.
Электрические характеристики сплавов приведены в табл. 9.1.
Для изучения сплавов проводили кратковременные и длительные
испытания на растяжение. В процессе кратковременных испытаний
образцы выдерживали при заданной температуре в течение 15 мин, а
затем подвергали растяжению до разрушения (рис. 9.5). При темпера-
туре до 400 °C наибольшую прочность имеет магниевая бронза. Наибо-
лее высокой прочностью в интервале температур 400 -600 °C облада-
ют циркониевые бронзы, причем существенного различия в прочности
бронз с 0,55 и 0,9 % Zr не наблюдалось. Уменьшение содержания цир-
кония до 0,3 % вызывало заметное снижение прочности сплава.
Из трехкомпонентных бронз при нагреве до 300 °C наиболее высо-
кими характеристиками обладает циркониево-магниевая бронза. При
450 °C ее прочность резко снижается (см. рис. 9.5). Присадка к хромо-
вым бронзам небольшого количества циркония намного повышает их
прочность и сдвигает начало разупрочнения в область более высоких
температур.
165
Рис. 9.5. Зависимость механических свойств бронз и меди от температуры нагрева в слу-
чае приложения нагрузки
Присадки циркония при нагреве до температуры, приводящей к
полному разупрочнению, повышают способность меди к перераспре-
делению пластической деформации по длине изделия. Одновремен-
ное легирование меди цирконием и магнием увеличивает эту способ-
ность материала, обеспечивая сравнительно высокую пластичность.
Необходимо отметить, что в случае повышения температуры общий
уровень пластичности для всех изученных сплавов достаточно высок,
чтобы противостоять возможному разрушению вследствие неспособ-
ности материала перераспределять пластическую деформацию, обес-
печивая ее равномерность.
Металлографические исследования позволили установить, что во-
локнистость структуры, свойственная деформированному материалу,
сохраняется до температуры, при которой прочность начинает резко
снижаться. Повышение этой температуры приводит к появлению от-
дельных колоний мелких равноосных зерен среди деформированной
структуры, которая исчезает после нагрева при температуре полной
рекристаллизации.
Металлографическими и рентгеновскими исследованиями образ-
цов, подвергнутых одновременно нагреву и растяжению, выявлено по-
ложительное влияние магния на повышение температуры разупрочне-
ния у циркониевых и хромовых бронз в наклепанном состоянии. Цир-
кониево-магниевые бронзы с общим содержанием легирующих эле-
ментов 0,3 % обладают большей сопротивляемостью разупрочнению,
166
чем циркониевая бронза, содержащая 0,3 % Zr. На линиях интерфе-
ренций дебаевских рентгенограмм циркониево-магниевой бронзы на-
блюдаются еле заметные отдельные отражения, несмотря на высокую
температуру при испытаниях (400, 450 и 500 °C), а у циркониевой
бронзы (0,3 % Zr) первые признаки разупрочнения начинают прояв-
ляться уже при 300 и 400 °C. Полная рекристаллизация этой бронзы
протекает при 450 °C.
Проводили также длительные высокотемпературные испытания
этих сплавов под воздействием различных статических растягиваю-
щих напряжений до разрушения образца при выдержке 1000 ч с точ-
ностью установления температуры нагрева ±3 °C. Было выявлено, что
зависимость длительной прочности от продолжительности испытаний
прямолинейная, а это свидетельствует о связи времени до разруше-
ния образца Т с действующим напряжением:
Т=Асгт,
где А, т — постоянные коэффициенты.
При повышении температуры возрастает угол наклона линий к оси
абсцисс и увеличивается интенсивность разупрочнения материалов,
что было подтверждено металлографическим и рентгеновским анали-
зом. До температуры 200 °C длительная прочность меди с увеличением
времени выдержки и температуры снижается незначительно (рис. 9.6).
Рис. 9.6. Длительная высокотемпературная прочность меди и бронз в зависимости от при-
кладываемых напряжений при различной температуре испытания (цифры в скобках):
1-Си; 2- Си - 0,2 % Zr- 0,3%Cr;3- Си 0,5 % Сг; 4- Cu-0,2%Zr- 0,15 % Mg; 5- Си - 0,4%
Mg; 6- Си - 0,55 % Zr; 7- Си - 0,3 % Zr; 8- Си - 0,15 % Zr - 0,2 % Сг
167
Ее резкое снижение под влиянием этих факторов происходит при тем-
пературе выше 200 °C. Экстраполяцией значений длительной прочнос-
ти меди до длительности испытаний 10 000 ч при температуре 100, 200,
250 и 300 °C были получены приводящие к разрушению напряжения:
соответственно 275 и 265, 270 и 140 МПа. Уменьшение прочности меди
при 100 °C объясняется тем, что уже в случае длительности испытаний
600 ч в структуре металла обнаруживаются первые признаки процесса
рекристаллизации — появляются отдельные равноосные зерна и не-
большие колонии таких зерен.
Для всех бронз, кроме хромистой, при температуре 300 °C не на-
блюдалось значительного различия в длительной прочности. Соответ-
ствующие кривые при этом располагаются между кривыми меди для
100 и 200 °C. В структуре бронз в этом случае отсутствовали следы ре-
кристаллизации. Только при температуре 400 °C с возрастанием дли-
тельности испытаний в структуре деформированной бронзы появля-
ются отдельные равноосные зерна, количество которых со временем
увеличивается.
Рентгеновский анализ показал, что магний оказывает большое влия-
ние на задержку процессов разупрочнения. У сплавов Си - Сг - Zr на-
чальные признаки разупрочнения наблюдаются уже при 300 °C, а у
сплавов Си - Mg, Си - Mg - Zr только при 400 °C. Несмотря на ранний
инкубационный период прохождения рекристаллизации в циркониевой
и хромоцирконисвой бронзах, этот процесс при повышении температу-
ры протекает менее интенсивно, чем у бронз, содержащих магний.
Полная рекристаллизация сплава Си - Сг - Zr наблюдается при
500 - 550 °C в связи с образованием устойчивых химических соедине-
ний, не имеющих в своем составе атомов матрицы, а следовательно,
более стойких при нагреве [144, 183, 184|. В сплавах, содержащих Mg,
таких соединений нс образуется. Магний, имея гексагональную ре-
шетку, оказывает большое влияние на энергию дефекта упаковки ме-
ди, способствует образованию в ее гранецентрированной решетке уча-
стков с другой, родственной себе кристаллической структурой. Появ-
ление таких участков сдерживает миграцию границ меди при нагреве.
Пластичность меди в условиях длительной выдержки под воздей-
ствием высоких температур и растягивающих напряжений снижается
более значительно, чем при кратковременных испытаниях с теми же
значениями температуры. Причем в случае повышения температуры,
при которой проводятся испытания на длительную прочность, умень-
шается различие между значениями относительного удлинения и су-
жения (табл. 9.2).
При 100 °C и в случае небольших выдержек при 200 °C происходит
интеркристаллитное разрушение. В остальных режимах испытаний
разрушение меди было межкристаллитным и сопровождалось образо-
ванием трещин по границам зерен, что приводило к резкому сниже-
нию пластичности. У бронз по сравнению с медью при одних и тех же
168
Та б л и ц a 9.2
Характеристики пластичности меди при длительном приложении
растягивающих напряжений
Температура, °C	Относительное удлинение, %	Относительное сужение, %
100	14,6	75
200	10,3	21,2
250	9,6	10,4
300	9,9	8,2
режимах нагрева пластичность выше; тенденции к сближению значе-
ний относительного удлинения и сужения не наблюдалось при всех
исследуемых температурах, что обусловлено интеркристаллитным
разрушением и отсугствием трещин по границам зерен.
Определялась сопротивляемость разупрочнению при нагреве раз-
личных бронзовых контактных проводов. Нагрев проводов из кадмие-
вой (1,0 - 1,2 % Cd) и магниевой (0,25 - 0,3 % Mg) бронз осуществля-
ли в термостатах при температуре от 100 до 160 °C в течение 2,5 года.
Двухгодичный нагрев проводов с температурой 140 °C не вызвал изме-
нения их свойств.
Металлографические исследования бронзовых проводов, нагревае-
мых в течение 2,5 года при 160 °C, показали, что структурные измене-
ния в их металле отсутствуют.
Испытаниями контактных проводов, нагрев которых осуществлял-
ся электрическим током до температуры 100, 120, 140 и 160 °C, с при-
ложением растягивающих сил от 1040 до 1700 кге в течение 500 - 600 ч
было установлено, что у медных контактных проводов интенсивность
разупрочнения повышается, а у бронзовых это практически не наблю-
дается. У медных проводов при напряжении 150 МПа, температуре
120 °C и выдержке 500 ч прочность уменьшается более чем на 40 МПа,
а у бронзовых менее чем на 5 МПа. В результате микроструктурных и
рентгеновских исследований состояния металла бронзовых проводов
было установлено, что при воздействии в течение 593 ч нагрузки 1670 кге
и температуры 120 °C, а также в течение 500 ч нагрузки 1040 кге и тем-
пературы 160 °C изменений в деформированной структуре не наблю-
дается.
Таким образом, использование бронз для изготовления контактно-
го провода позволяет в значительной степени снизить его повреждае-
мость в эксплуатации, обусловленную воздействием высоких темпе-
ратур.
Так как структура и субструктура медных контактных проводов,
изготовленных из литой заготовки вытяжкой из расплава с предвари-
тельным волочением и последующей прокаткой на фасонный про-
филь, отличаются от структуры волоченых или прокатанных медных
169
проводов из катанки с установки НЛП, то следует ожидать различия
их сопротивляемости разупрочнению при нагреве. Это подтвердилось
взаимосвязанными изменениями твердости по Бринеллю у металлов
проводов и физических уширений, определяемых рентгеновскими ис-
следованиями после нагрева проводов при 300, 400 и 450 °C в течение
15, 30 и 60 мин (рис. 9.7).
Твердость провода, изготовленного из катанки с установки НЛП
волочением или прокаткой, почти в 2 раза (с НВ 119 до НВ 60) снижа-
ется уже при температуре нагрева 300 °C в течение 15 мин. Повыше-
ние температуры и времени нагрева мало изменяет твердость меди.
Аналогично изменяется у такого провода по мере нагрева физическое
уширение, определяемое по ширине рентгеновской интерференцион-
ной линии от плоскости (222) при съемке на дифрактометре ДРОН-ЗМ
в KaFe-излучении. Провод из литой заготовки, полученной вытяжкой
из расплава, имеет более высокую сопротивляемость разупрочнению;
температура нагрева 300 °C в течение 15, 30 и 60 мин приводит к паде-
нию твердости на НВ 1,5; 12 и 18, т. е. намного меньше, чем у провода
из катанки с установки НЛП. Только при температуре 400 °C у перво-
го провода значительно снижается твердость. При температуре выше
400 °C оба провода практически разупрочняются в одинаковой степе-
ни. Изменение твердости проводов согласуется с изменением суб-
структуры их металла.
Зависимости изменения твердости и физических уширений интер-
ференционных линий от времени выдержки при различных темпера-
турах показывают, что температура 300 °C не является критической
для разупрочнения провода из литой заготовки, вытянутой из распла-
Рис. 9.7. Зависимости твердости (о) и физических уширений (б) от температуры Т и про-
должительности г отжига для проводов, изготовленных из катанки с НЛП (штриховые
линии) и из литой медной заготовки вытяжкой из расплава (сплошные)
170
Рис. 9.8. Изменение предела прочности предела текучести <УТ и относительного удли-
нения 8 проволок из сплавов Си — 0,68 % Mg (кривые <У,|, <УТ1, 8,) и Си — 0,72 % Mg (кри-
вые <у„2, <7,2, 82), а также проволок несущих тросов М-120 (кривые СТ,,2, О,з, 8з) и М-95
(кривые <уВ4, СТ,4, 84) после нагрева провода при различных температурах в течение 1 ч
ва. Более высокая термостойкость провода из литой заготовки обус-
ловлена устойчивостью литой структуры к нагреву вследствие разме-
щения по границам зерен прослоек примесей, которые сохраняются,
поскольку отсутствует обработка давлением при температурах выше
температуры рекристаллизации меди.
Оценка термостойкости несущих тросов, изготовленных из маг-
ниевой бронзы, биметалла медь - сталь и чистой меди, показала, что
медные многопроволочные провода М-120 и М-95 отечественного из-
готовления значительно уступают бронзовым и биметаллическим
(рис. 9.8). Медные проволоки несущих тросов при изготовлении ис-
пытываю! большую деформацию (более 80 %), что приводит к их низ-
кой сопротивляемости разупрочнению при нагреве.
9.2. Износостойкость медных легированных контактных
проводов по данным эксплуатации
Повышение сопротивляемости разупрочнению медных контактных
проводов из катанки, полученной на установке НЛП, было достигнуто в
результате их микролегирования. Немаловажным показателем является
и износостойкость проводов, определяющая срок их службы. Были про-
ведены стендовые испытания натурных образцов медных и низколеги-
рованных контактных проводов в режиме сухого трения в паре с то-
косъемными элементами из порошкового материала: 22 % Си, 5 % РЬ,
1 % Ni, 2 % BN, остальное Fe. Условия испытаний приближались к экс-
171
2400 A	2000 A
Рис. 9.9. Диаграмма удельных взносов контактных проводов за 3 — 10 лет эксплуатации
медных и низколегированных контактных проводов, подвешенных последовательно на
отдельных перегонах Октябрьской дороги
шгуатационным. что позволило получить представление об ожидаемом
эффекте от применения низколегированных контактных проводов.
Было установлено, что износостойкость низколегированных кон-
тактных проводов выше, чем медных, на 15 - 17 %.
Низколегированные бесстыковые провода с присадкой Mg были
направлены на Московскую и Северо-Кавказскую дороги. Провода с
присадкой Sn монтировали на Московской, Южно-Уральской, Куй-
бышевской, Западно-Сибирской, Свердловской и Октябрьской доро-
гах. Замеры износа проводов выполняли в соответствии с Правилами
содержания контактной сети вручную под фиксаторами и под каждой
струной один раз в год: микрометром определяли высоту сечения про-
вода. Удельный износ на 10 тыс. проходов токоприемников рассчиты-
вали исходя из среднего износа и количества проходов по данному ан-
керному участку длиной 1500 - 1600 м (рис. 9.9, 9.10).
Рис. 9.10. Диаграммы среднего удельного износа контактных проводов за 5 — 10 лет экс-
плуатации медных и низколегированных контактных проводов, подвешенных последо-
вательно на ряде перегонов различных дорог
172
Рис. 9.11. Кри-
вые распределе-
ния значений
износов низко-
легированных
(кривая 7) и
медных (кривая
2) проводов (по
данным Южно-
Уральской до-
роги)
Износ проводов, мм2-10’3 на 104 прохода токоприемника
Износостойкость низколегированных и медных проводов на Юж-
но-Уральской дороге оценивали, сопоставляя данные по их износо-
стойкости в одинаковых условиях работы по токосъему (рис. 9.11). На
Московской дороге было проанализировано восемь анкерных уча-
стков, на которых средний износ низколегированных проводов соста-
вил 0,067 мм2 на 104 проходов токоприемников при среднем износе
медных проводов 0,285 мм2 на тот же измеритель. На Северо-Кавказ-
ской дороге на пяти анкерных участках износ низколегированных
проводов составил 0,088 мм2 на 104 проходов при среднем износе мед-
ных проводов 0,148 мм2 на 104 проходов.
На перегоне Лозовая— 936-й километр (1501 м) при 42 замерах,
имеющих малый разброс, износ низколегированного провода был ра-
вен 0,105 мм, а медного на том же перегоне — 0,767 мм на 104 проходов.
Явные преимущества низколегированных бесстыковых контактных
проводов послужили основанием для расширения их производства.
С учетом повышения надежности работы и срока службы контакт-
ных проводов технико-экономическая эффективность применения
низколегированных проводов составила от 2480 до 4650 руб. на 1 т в
год в зависимости от объема внедрения.
Контактные провода из кадмиевой бронзы были подвешены на
Южно-Уральской, Северной, Октябрьской и Северо-Кавказской до-
рогах. Эксплуатационные испытания показали, что срок их службы
увеличился по сравнению с медными в 2,5 раза [185, 186, 187]. Не-
смотря на высокие электромеханические свойства и высокую износо-
стойкость, медно-кадмиевыс провода не нашли применения вследст-
вие дефицитности, высокой стоимости и токсичности паров, выде-
ляющихся при плавке.
Контактные провода из магниевой бронзы были подвешены на
Московской, Южно-Уральской, Свердловской, Южной, Октябрьской,
Куйбышевской и Приднепровской дорогах. Дальнейшая эксплуатация
их позволила установить, что износостойкость этих проводов выше,
чем медных, в 2 раза. Без замечаний проходит эксплуатация 100 т тер-
мообработанных контактных проводов из бронзы Си — Fe — Р.
173
Глава 10
—j -----
ТОКОСЪЕМНЫЕ ЭЛЕМЕНТЫ НА УГЛЕРОДНОЙ
ОСНОВЕ ДЛЯ ТОКОПРИЕМНИКОВ
ЭЛЕКТРОПОДВИЖНОГО СОСТАВА
10.1.	Направления разработки материалов
для токосъемных элементов
Токосъемные элементы для электроподвижного состава изготавли-
вают из самых разных материалов: это — медь и ее сплавы, алюминие-
вые сплавы, сталь низкоуглеродистая, графитизированная, порошко-
вые материалы на железной и медной основе, углеродные и металлоуг-
леродные [188]. Причем в различных странах тот или иной материал
используется в неодинаковых объемах и может вообще не применяться.
Это свидетельствует о сложности проблемы подбора оптимального ма-
териала для токосъемного элемента и отсутствии ее общего решения.
Необходимо прежде всего, чтобы материал, используемый для этих
элементов, обеспечивал нормальный токосъем, не вызывал интенсив-
ного износа контактного провода и, кроме того, был недефицитным и
дешевым. Удовлетворить таким требованиям нелегко в связи с тем,
что материал токосъемных элементов должен обладать рядом несов-
местимых свойств, а именно: высокими механическими и антифрик-
ционными свойствами, низким удельным и переходным электриче-
ским сопротивлением, высокой электроэрозионной стойкостью. В
процессе движения токосъемным элементам приходится снимать с
контактного провода ток до 3000 А, а во время Стоянки — 320 А. Плот-
ность тока в контакте должна быть в пределах 170 -250 А/см2. Необ-
ходимо также, чтобы материал токосъемного элемента гарантировал
надежную работу сильноточного скользящего контакта в тяжелых
климатических условиях: при значительных колебаниях температуры,
влажности, нарушении контакта.
В Советском Союзе до второй половины 50-х годов на электропод-
вижном составе в качестве токосъемных элементов применяли мед-
ные пластины и пластины из графитизированной стали. Однако они
вызывали значительный износ медного контактного провода, по-
скольку приводили к образованию задиров на поверхности трения,
особенно при использовании одноименных материалов в элементах
контактных пар. Износу привода способствовало также абразивное
воздействие участков с большой твердостью, образующихся на сталь-
174
ных контактах при электрических разрядах. Применение внешней
смазки не устраняло основного недостатка таких токосъемных эле-
ментов — отсутствия каких-либо антифрикционных свойств. Износ
контактного провода и токосъемных элементов при все возрастающей
мощности электроподвижного состава и интенсивности движения
оставался большим (масса ежегодно демонтируемых по износу кон-
тактных проводов и токосъемных элементов составляла соответствен-
но 2000 и 140 т).	'
Необходимо было создать самосмазывающиеся материалы с высо-
кими антифрикционными свойствами, способные работать без внеш-
ней смазки в условиях сильноточного скользящего контакта; требова-
лось разработать материалы, способные снимать большие токи, а сле-
довательно, обладающие достаточно низким электрическим сопро-
тивлением, высокой теплопроводностью.
Наметилось два направления в создании токосъемных материалов.
Первое — это разработка материалов на графитовой основе, высокие ан-
тифрикционные свойства которых обусловлены благоприятным строени-
ем кристаллической решетки (гексагональная с легким скольжением
по базисной плоскости) и резкой разнородностью пары трения. Пред-
лагалось разработать чисто угольно-графитовые композиции с низки-
ми электрическими характеристиками и композиты из материалов
металл - углерод с углеродной матрицей, имеющие высокие анти-
фрикционные свойства и сравнительно высокие электрические харак-
теристики.
Второе направление сводилось к разработке токосъемных материа-
лов на металлической основе с использованием методов порошковой
металлургии. Металлическая основа материала обеспечивала высокие
электрические характеристики, а антифрикционные свойства дости-
гались благодаря гетерогенной структуре композиции и вводу в ее со-
став твердых смазок.
10.2.	Токосъемные элементы из углеродных материалов
10.2.1.	Свойства токосъемных элементов
из углеродных материалов
Токоприемники электроподвижного состава переменного тока на-
пряжением 25 кВ снимают небольшие токи — до 500 А. На их полозах
устанавливают угольные вставки марок А и Б, которые имеют совер-
шенно другие контактные характеристики, чем монолитные и порош-
ковые металлические пластины. Поскольку угольные вставки снима-
ют малые токи, токосъем не сопровождается превышением допусти-
мых температур нагрева контактного провода. В скользящем контакте
медного провода и угольных вставок соблюдается высокий уровень
совместимости трибосистемы. В трении в этом случае участвуют мате-
175
риалы, резко различающиеся по своей природе, —металл и металлоид.
Кроме того, в металлоиде в виде графита, обладающего гексагональ-
ной кристаллической решеткой, обеспечивается легкое скольжение
слоев по базисной плоскости при небольших касательных напряжени-
ях. Все это способствует снижению износа контактного провода при
использовании углеродных материалов в токосъемных элементах.
При изготовлении токосъемных элементов из углеродных материа-
лов используются различные технологии. В зарубежной практике
обычно в качестве связующего порошкообразного кокса применяют
каменноугольный или нефтяной пек. Корпус токосъемного элемента
формируется экструдированием, а затем подвергается термообработке
при температуре 1200 °C в течение нескольких суток. В России Ново-
черкасский электродный завод придерживается той же технологии, но
в качестве связующего использует фенолформальдегидную смолу. При
обжиге таких токосъемных элементов не удается добиться свойств, ко-
торыми обладают зарубежные вставки полозов токоприемников.
Вставки из углеродных материалов в обожженном состоянии изго-
товляют многие европейские фирмы. Elektrokohle Lichienberg AG вы-
пускает вставки полозов различного профиля из твердого углеродного
материала, имеющего сопротивление р = 35 Ом-мм2/м, удельную мас-
су у = 1,65 г/см’, прочность на изгиб овз = 30 Н/мм2 и допускающего
линейный контакт 8-10 А/мм. Фирма Morganite изготавливает встав-
ки различного профиля с р = 33 Ом мм2/м, у = 1,75 г/см3, твердостью
по Шору 92 и по Роквеллу 126. У вставок, выпускаемых фирмой
Hoffmann, р = 30 и 38 Ом мм2/м, у = 1,75 и 1,72 г/см3, твердость по
Роквеллу 92 и 75,	= 30 Н/мм2.
Отечественные вставки марки А на коксовой основе имеют р = 30
Ом-мм2/м, у = 1,6-1,8 г/см3, твердость по Шору 75, о„3 = 20,4 МПа,
вставки марки Б на графитовой основе — р = 15 Ом-мм!/м, у =
= 1,65-1,8 г/см3, твердость по Шору 50, <тиз = 15,3 МПа.
10.2.2.	Эксплуатационные характеристики токосъемных
элементов из углеродных материалов
Обладая низкой электропроводностью, угольные вставки имеют
гораздо большее переходное сопротивление с контактным медным
проводом, а следовательно, достаточно большие падения напряжения
в контакте и потери мощности в нем. В случае взаимодействия уголь-
ных вставок марок А и Б с контактным проводом при снимаемом токе
800 А (на участках постоянного тока) переходные сопротивления со-
ставляют 5,8 и 3,8 мОм, падения напряжения — 4,64 и 3,04 В, потери
мощности — 3710 и 2430 Вт. При этом в контакте выделяется тепловая
энергия 890 и 583 ккал.
Немецкие специалисты по токосъему отмечают, что вследствие до-
статочно высоких переходных сопротивлений между вставками из уг-
176
леродного материала и медным контактным проводом съем тока 400 А
приводит к потери мощности в несколько сотен ватт. Все это свиде-
тельствует о значительных потерях электроэнергии при использова-
нии для токосъема угольных вставок. При медных контактных плас-
тинах переходное сопротивление составляет 0,28 мОм, падение на-
пряжения — 0,19 В, потери мощности — 154 Вт, выделяемая в контак-
те тепловая энергии равна 43 ккал.
Выделяющаяся при использовании угольных вставок энергия при-
водит к значительному нагреву обоих контактов. Снятие тока 800 А в
течение 0,5 с при вставках марки Б вызывает нагрев металла провода
на расстоянии 2 мм от поверхности контактов до температуры 85 °C, а
при вставках А — до 140 °C. Допустимая температура нагрева контакт-
ного провода согласно ГОСТ 2584 составляет 95 °C. По стандартам
многих стран для медного провода при высокой токовой нагрузке до-
пускается температура нагрева 70 - 85 °C.
При движении электроподвижного состава время соприкосновения
токосъемных элементов с контактным проводом значительно снижа-
ется и перепад температур по сечению провода уменьшается, но мно-
гократные нагревы приводят к необратимым процессам в структуре
металла провода. Происходит отжиг нагартованных поверхностных
слоев контактного провода на глубину более 1 мм. Разупрочнение кон-
тактного провода связано с нагревом угольных вставок и выделением
тепла в контакте. В результате этого временное сопротивление растя-
жению контактного провода снижается до 227 -302 МПа при том, что
для нового провода эта величина составляет не менее 365 МПа.
В процессе эксплуатации электровозов постоянного тока ВЛ10,
оборудованных двухполозным токоприемником П-5 со вставками
марки Б (шесть рядов), было установлено, что при токе 2200 А сред-
няя температура вставок составляет 195 °C (допустимая 180 °C), мак-
симальная — 490 °C. При таких температурах полоз деформировался,
прогиб его корпуса составлял 10 мм. Угольные вставки были подвер-
жены интенсивному нагреву при эксплуатационных испытаниях в на-
учно-испытательном центре ВНИИЖТа. На однополозном токопри-
емнике электровоза ВЛ11, ведущего поезд массой 6000 т, при скорос-
ти 60 км/ч и токе 1200 А угольные вставки марки А нагревались до
температуры 420 °C, марки Б — до 240 °C. При указанных средних
значениях температура вставок непосредственно под проводом может
достигать 505 °C.
Значительная тепловая энергия, выделяющаяся в точках контакта,
зависит от электропроводности материала токосъемного элемента.
Немаловажную роль играет и теплопроводность контактирующих ма-
териалов.
Интенсивный нагрев токосъемных элементов и контактного про-
вода способствует тому, что температура в точках контакта может до-
стигать температуры плавления меди. Это приводит к электровзрыв-
177
12 1302
ной эрозии. В данном случае на участках контактирования металл
расплавляется, закипает и разбрызгивается, что вызывает потерю ма-
териала провода и токосъемного элемента. Происходит электроэрози-
онный износ контактов. Это явление отмечается в эксплуатации при
токосъеме угольными вставками достаточно больших токов. Электро-
взрывная эрозия происходит в случае съема угольными вставками то-
ка 1200 А, если используется однополозный токоприемник с тремя
рядами вставок марки Б. То же самое наблюдается при снятии тока
2000 А указанным токоприемником, но с двух контактных проводов.
Взрывная эрозия возникает при снятии тока 2200 А двухполозным то-
коприемником с шестью рядами угольных вставок марки Б.
Вследствие высокого нагрева контактной пары контактный провод —
угольные вставки нагрузочная способность полозов по току невелика. По
данным ВЭлНИИ, при однополозном токоприемнике с тремя рядами
вставок Б на стоянке летом допускается ток ПО А, зимой 150 Айв про-
цессе движения 1100 А. В случае использования угольных вставок
марки А на однополозном токоприемнике значения тока составляют
соответственно 73, 95 и 900 А.
Исходя из температур нагрева контактного провода и вставок из
углеродного материала немецкие исследователи определили токи, ко-
торые возможно снимать в случае такой пары контактов. Для двухряд-
ного полоза при движении допускается длительная нагрузка 600 А и
кратковременные пики тока до 900 А.
Японскими специалистами установлено, что одним полозом с дву-
мя рядами угольных вставок при допустимой температуре нагрева
медного контактного провода 90 °C на стоянке возможно снимать ток
70 А, а полозом с медными контактными пластинами — ток 210 А [84].
Пассажирские электровозы постоянного тока на стоянке снимают
малые токи, однако использовать на них полозы со вставками из угле-
родного материала не представляется возможным, так как для венти-
ляции, отопления и освещения вагонов необходим ток около 200 А.
10.2.3.	Электроэрозионная стойкость
углеродных материалов
Многолетний опыт эксплуатации угольных вставок отечественного
производства показал, что по электроэрозионной стойкости и воз-
действию электрических дуг они во многом уступают зарубежным
вставкам из углеродного материала. Неудовлетворительно работают
они и во влажные периоды года. Максимальный пробег полозов токо-
приемников с такими вставками составляет 25 -30 тыс. км, но во вре-
мя дождей он может снизиться до нескольких тысяч, а в зимний пе-
риод — до нескольких сотен километров. При этом в их корпусе воз-
никают каверны, раковины, пропилы от местного износа. Зарубежные
178
Рис. 10.1. Чешуйчатая структура углерод-
ного материала в донной части кратера
Рис. 10.2. Оплавленные боковые части
кратера углеродного материала
вставки, обладающие большей стойкостью, также более интенсивно
изнашиваются в зимний период, чем в летний.
При разработке углеродного материала для токосъемных элемен-
тов уделялось внимание процессам, происходящим под воздействием
электрических разрядов. Были исследованы структуры углеродных
материалов в различных частях кратера, образовавшегося в опорной
точке электрической дуги. По состоянию углеродных материалов на
различных участках поверхности кратера можно судить о процессах,
протекающих в материале. Установлены три зоны состояния поверх-
ности кратеров с совершенно различными структурами, каждая из ко-
торых связана с особенностью процессов, происходящих на ее по-
верхности.
В донной части кратера обнаруживается мелкорельефная структу-
ра, образующаяся в результате выгорания более летучих компонентов,
связующих, обожженных углеродных материалов. Чешуйчатая струк-
тура углеродных материалов в донной части кратера обусловлена вы-
сокой температурой, вызывающей их сублимацию (2100 °C при давле-
нии 1 кгс/см2), и отсутствием воздушных потоков в этой части пора-
жения материала дугой (рис. 10.1). Склоны кратера имеют совершен-
но другую структуру: они более гладкие, поверхность их оплавлена
(температура плавления 3500 °C при давлении 100 кгс/см2), что связа-
но с потоками разогретых газов, вырывающихся из кратера (рис. 10.2).
Краевые участки кратера, не подверженные воздействию газовых по-
токов и в то же время находящиеся под влиянием высоких температур
(у поверхности на угловом участке теплоотвод затруднен), покрыты
полыми сферическими выделениями углеродного материала, часто
лопнувшими (рис. 10.3).
Вблизи вырывающихся струй газов и паров из кратера, в зоне раз-
ряжения беспрепятственно при высоких температурах может проис-
ходить формирование шарообразных полых корольков углерода, вы-
дуваемых газами, выделяющимися из материала. Поверхность ко-
рольков неровная, что связано с вторичным формированием в резуль-
тате выдувания на их поверхности более мелких сфер углерода. На ко-
179
Рис. 10.3. Выделения углерода сфери-
ческой формы на краю кратера углеродно-
го материала
рольках выделяется также сублимированный в кратере углерод. Под-
тверждением сказанного выше является выделение корольков в тре-
щинах, где отсутствуют потоки струй паров и газов.
Проведенные исследования дали возможность выявить процессы,
происходящие в контактных углеродных материалах при образовании
дуги, и наметить пути по устранению их последствий. Так, осущест-
вление направленного теплоотвода позволило бы снизить действие
разрушающих процессов в опорной точке дуги.
Кроме того, большое влияние на эрозионную стойкость оказывает
пористость углеродных материалов, так как поры затрудняют теплоот-
вод. Испытания на дугостойкость различных углеродных материалов,
относящихся к классу щеточных, проводили на установке с графито-
вым электродом диаметром 12 мм, который располагали на расстоя-
нии 1 мм от поверхности испытываемого объекта. Горение дуги в те-
чение 2 с проводили при токе 125 -150 А. Дугостойкость оценивали
по убыли массы и объему разрушенного материала токосъемного эле-
британия) имя)
АГ-61 AG124 RE59№1 ЕК70 GH1351	ЭГ-75 ЭГ-141 АГ
(США) (ФРГ) (ЧССР) (Япония)
Марки щеток
Рис. 10.4. Весовая f)i и объемная D2 электроэрозия токосъемных элементов из графити-
зированных материалов
180
мента. Было установлено, что эрозионная стойкость углеродных мате-
риалов в значительной степени зависит от размера пор материала и их
статистического распределения [189, 190].
Наилучшую дугостойкость имеют углеродные материалы марок
ЭГ-141 и ЭГ-75 (рис. 10.4), содержащие небольшое количество нату-
рального графита. Для них характерно мономодальное распределение
открытых пор с преобладающим радиусом от 0,1 до 0,7 мкм. Дуга на
этих материалах горит неустойчиво, ее опорная точка постоянно пере-
мещается по поверхности образцов и не приводит к образованию явно
выраженных кратеров.
Углеродные щеточные материалы с полимодальным распределени-
ем открытых пор радиусом от 0,01 до 3,5 мкм (марки ЭГ-74, ЭГ-841,
EG259, EG367, ЕЗЗ) имеют самую низкую дугостойкость. Для данных
материалов характерно устойчивое горение дуги, что приводит к пора-
жению их кратерами больших размеров, имеющих разрыхленную по-
верхность. При трехкратном воздействии дугового разряда в местах
опорной точки дуги образуются термические трещины.
Углеродные материалы с бимодальным распределением открытых
пор (все остальные) по критериям дугостойкости занимают промежу-
точное положение. На них дуга горит менее устойчиво, выброс мате-
риала из зоны кратера происходит неинтенсивно, но при многократ-
ном воздействии дуги на этих материалах также образуются трещины.
Пористость, и особенно большая с образованием крупных пустот,
неприемлема для контактных материалов. Поры вызывают локальные
перегревы материала и, как следствие, приводят к его разрушению.
Для токосъемных элементов необходимы малопористые углеродные
материалы.
Стойкость к электроэрозионным повреждениям предопределяет
работоспособность токосъемных элементов из углеродных материалов.
Зарубежные токосъемные элементы обладают большей стойкостью к
электроэрозии, что позволяет значительно увеличить пробеги полозов
токоприемников. На государственных дорогах Германии средний про-
бег вставок из углеродного материала с болтовым креплением состав-
ляет 65 тыс. км, а вставок с припаянной обоймой —60 -80 тыс. км
[191]. Вставки фирмы Hoffman при эксплуатации в России имели про-
беги 50 тыс. км.
Углеродные вставки отличаются невысокой прочностью. Исполь-
зование их на железных дорогах Германии показало, что при высо-
ких скоростях движения около 30 -40 % вставок изымается из экс-
плуатации по трещинам, возникающим от ударов [191]. Корпуса
угольных вставок отечественного производства разрушаются более
интенсивно. Из-за низкой механической прочности 60 % полозов с
угольными вставками заменяют до достижения ими предельного
износа вследствие возникновения трещин в их корпусах и разруше-
ний [192].
181
10.2.4.	Влияние электроэрозионных процессов
на работоспособность контактного провода
Использование в сильноточном скользящем контакте разноимен-
ных по природе материалов позволяет при снятии небольших токов
снизить их износ. Отсутствие таких механизмов износа, как схватыва-
ние, усталостные разрушения поверхностных слоев, снижение абра-
зивного износа, позволяет увеличить срок службы контактирующих
элементов на участках переменного тока.
На отечественных дорогах, электрифицированных на перемен-
ном токе напряжением 25 кВ и, следовательно, со снимаемым током
около 500 А, угольные вставки позволили снизить износ контактно-
го провода до 0,113 мм2 на 104 проходов токоприемника при износе
провода с медными контактными пластинами 0,35 -0,5 мм2 на тот
же показатель. Использование вставок марки Б с лучшими электри-
ческими характеристиками на участках постоянного тока при напря-
жении 3 кВт в контактном проводе не позволило получить такие же
результаты, так как снимаемые токи превышали 2000 А. В результате
более высокого нагрева углеродных вставок и контактного провода
электроэрозионные процессы усиливаются, а следовательно, повы-
шается интенсивность электрической составляющей износа кон-
тактного провода.
По данным немецких специалистов, даже в обычных эксплуатаци-
онных условиях практически 80 % обшего износа обусловлены элек-
троэрозией и только 20 % вызваны механическими воздействиями.
Таким образом, при использовании углеродных материалов решаю-
щим является электрический износ. Это подтверждается практикой
их применения.
На железных дорогах Японии было установлено, что на тех
участках, где на электроподвижном составе применялись угольные
вставки, годовой износ контактного провода достигал 0,21, 0,25 и
0,171 мм, а при отсутствии токосъема соответственно 0.145, 0,131 и
0,051 мм [54].
Аналогичные результаты были получены на Российских железных
дорогах. На участках постоянного тока в случае прохождения только
электропоездов, т. е. при малых снимаемых токах, износ контактного
провода достигает 0,069 мм2 на 104 проходов ЭПС. Если доля электро-
возной тяги возрастает на 35, 50 и 67 %, т. е. снимаются большие токи,
износ увеличивается соответственно до 0,104, 0,158 и 0,204 мм2 на 104
проходов ЭПС [193]. На отдельных участках постоянного тока приме-
нение угольных вставок приводит к еще большему износу контактно-
го провода. Так, на перегоне Малоярославец — Сухиничи после 10 лет
работы ЭПС с угольными вставками износ на отдельных анкерных
участках составил 0,66 мм2, 0,95, 0,60, 0,36, 0,50 и 0,70 мм2 на 104 про-
ходов ЭПС.
182
Аналогичная картина наблюдается и при использовании уголь-
ных вставок на электровозах, обращающихся на перегоне Москва —
Ожерелье. Там, где преобладает электровозная тяга, износ контакт-
ного провода выше в 1,6 -2 раза и достигает 0.481 мм2 на 104 прохо-
дов ЭПС.
Анализ работы токосъемных элементов из углеродных материалов
позволил установить целесообразность их использования на участках
электрифицированных дорог с подвижным составом, снимающим не-
большие токи. Не рекомендуется примененять такие токосъемные
элементы на участках с климатическими условиями, при которых на-
рушения электрического контакта сопровождаются появлением дуги
при токосъеме.
10.3.	Металлоуглеродные токосъемные материалы
10.3.1.	Снижение электропотерь в контактах при вводе
металла в углеродный материал
На транспорте, как и в других отраслях хозяйства, стоит проблема
повышения эффективности системы энергоснабжения — снижение
потерь электроэнергии в коммуникациях. Как правило, основное вни-
мание уделяют потерям в проводах, кабелях и т. п., однако мощность,
выделяющаяся в окружающую среду на контактных соединениях, так-
же значительна. Расчеты показывают, что при токе 10 —20 кА только
на одном контактном соединении рассеивается мощность около 1 кВт.
Поскольку электрокоммутирующие устройства применяются повсе-
местно, то такие потери нельзя не учитывать.
На железнодорожном транспорте при передаче электрической
энергии от контактной сети на электроподвижной состав ее потери
определяются электрическими характеристиками контактных мате-
риалов. Снизив электрическое сопротивление углеродных токосъем-
ных элементов, можно значительно уменьшить потери мощности.
Подсчитано, что если вместо угольных вставок марки Б с удельным
сопротивлением 15 мкОм м использовать вставки с удельным элек-
тросопротивлением 5-6 мкОм м, то ежегодно на 1 км контактной се-
ти экономический эффект составит 23,2 дол. США. Протяженность
электрифицированных железных дорог постоянного тока достигает
19 тыс. км; при этом годовой экономический эффект составляет око-
ло 0,5 млн. дол. США.
Повысить электропроводность угольных вставок возможно, введя
в них металл (рис. 10.5). Так, при производстве серийных угольных
вставок марки Б в их состав через шихту вводился медный порошок.
Наличие в составе материала вставок 30 % Си снижало их удельное
сопротивление до 8 мкОмм. Несмотря на достаточно большое коли-
чество металла в углеродном материале, не было достигнуто требуемое
183
улучшение их электрических свойств. Это связано с тем, что микро-
объемы меди в углеродной матрице разобщены и не образуют непре-
рывные каналы электропроводности.
Исследование модельных образцов углеродного материала с раз-
личным количеством медного порошка (рис. 10.6), введенного через
шихту, позволило установить, что их электроэрозионная стойкость
остается невысокой. Металлографический анализ показал, что при
вводе таким образом от 50 до 70 % меди получить непрерывное сопри-
косновение отдельных ее объемов в углеродной матрице не удается.
При вводе более 70 % медного порошка в углеродный материал обра-
зуется металлический каркас с внедренными частичками углеродного
материала. Способность такого материала отводить тепло из поражен-
ного участка возрастает, что приводит к повышению его эрозионной
стойкости.
Микроскопические исследования показали, что в области пораже-
ния дугой материал на углеродной основе обедняется медью, а на ме-
таллической основе, напротив, обогащается. В результате было уста-
новлено, что для токосъемных элементов необходимо создать компо-
зит на углеродной основе, так как металлическая основа, за исключе-
нием вольфрама и молибдена, не противостоит высоким температу-
рам электрических разрядов.
Была сделана попытка улучшить углеродные вставки марки А и Б,
заменив ввод в состав их материала порошковой меди перед формиро-
Токосъемные вставки
Рис. 10.5. Весовая Di и объемная /Т электроэрозия токосъемных элементов полозов токо-
приемников, не содержащих и содержащих в углеродной матрице металл
184
углеродных материалов с различным количеством меди, вводимой в их шихту в виде по-
рошка: М1 - 50 - 60 % Си; МГ4 - 70 % Си; МГС5 - 52,6 % Си; МГС51 - 52,6 % Си;
МГСО - 76 % Си; МГСОЦ1, МГСОЦ2, МГСОЦЗ - 76 % Си
ванием корпуса экструдированием пропиткой легкоплавким сплавом на
основе свинца (95 % РЬ, 5 % Sn). Это позволило избавиться от пористос-
ти. После пропитки вставки содержали 9,5-14 % РЬ и 0,5-1,0 % Sn,
прочность их повысилась. При сжатии прочность вставок увеличилась
с 50-100 до 120-150 МПа, при изгибе — с 15- 30 до 45-55 МПа.
Твердость по Шору повысилась с 40 - 80 до 70 - 90, а удельное сопро-
тивление снизилось с 15 —30 до 6 — 8 Ом-мм2/м.
Тем не менее содержание металла по объему в таких контактах бы-
ло недостаточным, и распределялся он неравномерно, так как откры-
тая пористость угольных вставок после экструдирования низкая, а
сплав пропитки отличается низкой температурой плавления (пример-
но 300 °C), что не позволяло достигнуть высокой дугостойкости.
10.3.2.	Свойства металлоуглеродных вставок
Анализ мировой практики использования углеродных материалов
для сильноточных скользящих контактов показал, что передовые за-
рубежные фирмы ориентируются на изготовление металлоуглеродных
токосъемных элементов для полозов токоприемников. Насыщение уг-
леродного материала металлом, осуществляемое фирмами Morganite
(Великобритания), Ringsdorf (Германия), Hoffman и Schunk (Австрия),
позволило придать токосъемным элементам сравнительно высокие
тепловые и электрические свойства. Вставки марки МУ7Д фирмы
Morganite, RH83M2 фирмы Ringsdorf, BH424D и ВН4244С фирмы
Schunk, SJI85Cu фирмы Hoffman, содержащие до 40 % меди и ее спла-
185
Рис. 10.7 Микроструктура металлоуглерод-
ной вставки фирмы Morganite. Белые про-
жилки — сплав меди
вов, имеют соответственно электрическое сопротивление 8,1; 8; 8,8 и
5 мОм-м, плотность 2,4; 2,5; 2,6 и 2,18 г/см3. Ввод металла позволяет
повысить механические характеристики контактов.
Эти фирмы используют для таких вставок коксовую основу со свя-
зующим в виде каменноугольного пека. Исследованиями макрострук-
туры вставок удалось установить, что металл в них располагается в ви-
де тонких прожилок по всему сечению корпуса. Эта же закономер-
ность на микроуровне особенно хорошо проявляется у вставок фирмы
Morganite (рис. 10.7).
Металлизация углеродного материала медью при расположении
ее в корпусе токосъемного элемента в виде отдельных взаимосвя-
занных прожилок позволяет получить в углеродной матрице кана-
лы с высокой теплопроводностью и электропроводностью, по кото-
рым проис-ходит отток тепла и тока от точек контакта и опорной
точки дуги.
На образцах определяли, как достигается такое распределение ме-
талла в углеродной матрице. Металлографическими исследованиями
установлено, что пропитка углеродного материала с открытой порис-
тостью свинцом позволяет получить такое же распределение металли-
ческой фазы, как и в зарубежных металлоуглеродных вставках. Ввод
порошков металла в шихту не обеспечивает такого распределения в
углеродной матрице. Зарубежные фирмы, изготавливающие металло-
углеродные вставки, используют технологию, сводящуюся к пропитке
углеродных материалов расплавом металла.
10.3.3.	Медные сплавы для пропитки
углеродных материалов
Получение взаимосвязанных каналов меди в композите углерод —
металл связано с определенными трудностями, обусловленными пол-
ной несмачиваемостью углеродных материалов медью.
Как показали исследования, зарубежные фирмы в медь пропитки
вводят легкоплавкий металл (Pb, Sn) с целью снижения температу-
ры плавления медного сплава, что облегчает технологию пропитки.
186
Однако металлы, входящие в сплавы пропитки, практически
смачивают углеродную матрицу, что затрудняет ввод в нее расплав^
металла.
Известно, что только около 20 % металлов периодической систе,
мы элементов обнаруживают малую химическую активность по от,
ношению к углероду и, как следствие, низкую адгезионную актив,
ность и отсутствие смачивания поверхности графита (угол смачи,
вания 0 = 130^-140°). Металлы побочные подгруппы Б периоди,
ческой системы элементов периодов IV -VI взаимодействуют с уг,
леродом посредством дисперсионных сил, энергия которых весьм^
мала, что обусловливает плохую смачиваемость в таких системах
К этим металлам относится медь. При разработке наиболее техно,
логичного сплава пропитки необходимо было подобрать легирую,
щие элементы к меди, которые увеличивали бы смачиваемость гра,
фита медью.
Значительную способность смачивания графита обнаруживают эле,
менты, которые достаточно интенсивно химически взаимодействуют
углеродом — образуют карбиды, растворяют углерод, диффундирую^
внутрь твердой фазы. При взаимодействии углерода с переходным^
металлами (металлы с незаполненной //-оболочкой) часть валентны^
электронов атома углерода переходит в незаполненную их оболочку
Интенсивность взаимодействия и степень смачивания графита пере,,
ходными металлами непосредственно связаны со степенью дефект,
ности d nj уровней атомов металла. В частности, до периода IV на,
блюдается убывание адгезионной активности к графиту в ряду Ti, Сг
V, Мп, Fe, Со, Ni.
В связи с этим медь как пропиточный материал легировали Ti, Сг
Мп, а также такими активными элементами, как В, Mg, Р, Zr, S. Крае,'
вые углы смачивания графита, промытого в бензине и спирте, а зате\,
прокаленного при 1500 °C в вакууме сплавами меди, измеряли мето,
дом покоящейся капли путем фотографирования ее контура на ваку,
умной установке УПН-5 при температуре 1108 -1469 °C.
Чистая медь имеет 0 = 139+142°, т. е. не смачивает графит. Содер,
жание в меди 1 % Мп позволяет уменьшить угол 0 до 108 -114°. Ввод
медь хрома (1,64 %) увеличивает смачиваемость графита (0 = 50+67°)
Кремний в меди также положительно влияет на смачиваемость график
та. У сплава Си — 0,503 % Si угол 0 = 84+96°. Влияние бора (0,1 %)
оказалось слабее (0 = 104+130°). Что касается Ti, Mg и Zr, то из-з^
большого сродства их к кислороду капля покрывалась белыми хлопья,
ми окислов даже в вакууме 2-105 мм рт. ст., что искажало форму кон,
тура капли.
Таким образом, для технологии пропитки углеродной основы то,
косъемного элемента металлом были выбраны сплавы меди, облег,
чающие этот процесс.
18)
10.3.4.	Электроэрозионная стойкость
и работоспособность металлоуглеродных вставок
При распределении взаимосвязанных каналов в виде металли-
ческой фазы в углеродной матрице повреждаемость токосъемных эле-
ментов в результате теплового удара должна быть минимальной. Теп-
ловая энергия, выделяющаяся в опорной точке, идет на нагрев более
теплопроводной меди, ее расплавление, кипение и испарение. Благо-
даря этому углеродная основа подвергается меньшему тепловому воз-
действию, что позволяет уберечь ее от разрушения.
Предполагаемые физические явления в месте воздействия опорной
точки дуги были подтверждены микроскопическим анализом на
растровом микроскопе JEOL JXA-50A. Термические трещины в зоне
воздействия дуги отсутствуют. Образуется кратер небольшого
размера; в его донной части медь практически отсутствует. По кромке
кратера происходит вытеснение (выпотевание) меди на поверхность
вследствие увеличения объема при нагреве и расплавлении. В отдель-
ных случаях из-за вытеснения меди газами образуются сферические
полые частицы. На периферии от кратера и на каплях меди у его
кромки медь из паров выделяется в виде губчатых образований
(рис. 10.8, а, б). Поверхностные слои донной части кратера на глубине
1,2 —1,6 мм оказываются обедненными металлом.
Высокие электроэрозионные свойства металлоуглеродных вставок
подтвердились испытаниями, проведенными на той же установке и по
той же методике, что и углеродных материалов (см. рис. 10.5).
Работоспособность металлоуглеродных токосъемных элементов
оценивалась эксплуатационными испытаниями в тяжелых условиях
зимнего периода при отложении изморози и гололеда на контактном
Рис. 10.8. Выделение меди сферической формы (с) на поверхности у краев кратера, об-
разовавшегося при воздействии электрического разряда, и разрушение выделения меди
при испарении (б)
188
проводе. В процессе дугового токосъема решающим фактором явля-
лась электроэрозионная стойкость токосъемных элементов. Линей-
ным испытаниям подвергались вставки фирм Ringsdorf и Schunk, мо-
дельные образцы металлоуглеродных вставок отечественного произ-
водства на основе углеродных материалов марки МПГ-7 и ниппельно-
го графита, а для сравнения — серийные угольные вставки марки Б.
Медь пропитки равномерно распределялась по сечению опытных
вставок. Удельное электросопротивление составляло 5,25 Ом-мм2/м,
плотность 2,56 г/см3. Зимние испытания зарубежных металлоуглерод-
ных вставок показали, что на 15 электровозах ЧС2Т, обращающихся
на участке постоянного тока Мурманск — Лоухи, за месяц по предель-
ному износу было заменено 32 полоза с угольными вставками марки Б
и два из-за разрушения вставок. По предельному износу заменено
семь полозов с металлоуглеродными вставками фирмы Ringsdorf. При
резком понижении температуры износ вставок марки Б в период дуго-
вого токосъема составил 16,5 мм на 103 км, а металлоуглеродных вста-
вок — 8 мм на 103 км прохода токоприемника.
Убедительные результаты, подтверждающие преимущество метал-
лоуглеродных вставок, были получены и при испытании модельных
отечественных токосъемных элементов. Поверхность их, как и у зару-
бежных вставок, не имела электроэрозионных повреждений, была
гладкой и ровной. Удельный износ на 103 км был ниже, чем у уголь-
ных вставок, в 2,5 - 3 раза: у металлоуглеродных вставок на основе
МПГ-7 он составлял 7,0 - 7,88 мм, у вставок марки Б — 22,76 мм.
По данным фирм, изготавливающих металлоуглеродные вставки,
средние пробеги полозов с ними превосходят пробеги полозов с се-
рийными вставками марки Б. Пробег вставок фирмы Morganite на
электропоездах линии, электрифицированной на постоянном токе
напряжением 1,5 кВ, составляет 40 - 100 тыс. км, а на электровозах -
24 - 72 тыс. км. При электровозной тяге средний пробег вставок фир-
мы Schunk равен 70 - 80 тыс. км, а отечественных угольных вставок
марки Б — 10—25 тыс. км. На Московской дороге пробег полозов
электровозов ЧС2 с металлоуглеродными вставками фирмы Hoffman,
включая работу и в зимний период, составил 50 — 70 тыс. км.
10.3.5.	Электроконтактные свойства
металлоуглеродных вставок
Имея более высокую электропроводность, чем угольные, металло-
углеродные вставки при токосъеме в меньшей степени нагреваются
сами и меньше нагревают медный контактный провод.
При рассмотрении распределения температуры по сечению прово-
да в зависимости от тока 1 и времени т для измерения температуры
применяли термопары, размещенные в проводе на различных рас-
стояниях от плоскости контакта.
189
Для оценки перегрева наиболее опасных участков сечения провода
в зависимости от тока, снимаемого различными токосъемными эле-
ментами, строились зависимости температуры Т от тока / для термо-
пары, расположенной в проводе на расстоянии 2 мм от контактной
поверхности, а в токосъемном элементе — на расстоянии 3 мм от по-
верхности. Темп нарастания температуры был наиболее высоким для
чисто углеродных токосъемных элементов. Ввод металла в углеродную
основу пропиткой позволяет резко снизить темп роста температуры
при увеличении тока; при этом, чем ниже температура плавления ме-
таллической фазы (сплава пропитки) и выше ее электропроводность,
тем существеннее она влияет на снижение температуры провода при
одном и том же токе. Это связано с тем, что в каждом случае наблюда-
ется различная способность формирования площади контакта за счет
оплавления металлической фазы, обеспечивающей лучшие электро- и
теплопроводность матрицы.
Характер расположения кривых Т(Г) для исследуемых материалов
не зависит от времени нахождения контактов под током. Температуры,
развивающиеся в токосъемных элементах при прохождении через
контакт тока, приводят к повышению температуры контактного про-
вода. Материалы на чисто углеродной основе особенно сильно влия-
ют на нагрев контактного провода. Повышение тепло- и электропро-
водности углеродных материалов в результате их металлизации про-
питкой позволяет снизить температуру нагрева токосъемных элемен-
тов и уменьшить обусловленный этим нагрев провода. Теплопровод-
ность угольных вставок составляет 25 — 30 Вт/(мК), а металлоугле-
родных 38 — 40 Вт/(м-К) [194, 196].
Было установлено, что в случае использования угольных вставок
перепад ее от контактной до противоположной поверхности прово-
да при больших токах происходит более интенсивно. При повышен-
ном нагреве поверхностных слоев провода перепад температур по
его сечению происходит по гиперболической зависимости. Особен-
но это проявляется в случае использования в токосъемных элемен-
тах углеродных материалов. Увеличение тока и времени его проте-
кания приводит к повышению теплового воздействия на контакт-
ный провод [194, 195].
В результате металлизации токосъемных элементов на углеродной
основе токи, вызывающие смену прямолинейной зависимости пере-
пада температур по сечению провода на гиперболическую, повыша-
ются. Так, для тока 1200 А за время 1 с перепад температур по сечению
контактного провода от контактирующей поверхности до противопо-
ложной при угольных вставках марки Б составил 310 — 150 °C, а для
тока 1700 А за то же время при вставках фирмы Morganite— 175 —
82 °C (рис. 10.9). Тот же эффект можно наблюдать, анализируя рас-
пределение температур от 300 до 100 °C в проводе, в случае примене-
ния углеродного материала ЭГ-141 при прохождении тока 890 А и по-
190
Рис. 10.9. Изменение температуры нагрева
неизношенного контактного провода
МФ-100 по его сечению при различных
значениях снимаемого тока и времени его
прохождения в случае контактирования с
металлоуглеродными вставками фирмы
Morganite (сплошные кривые) и Ringsdorf
(штриховые)
Т,°С
300
Время протекания тока 1 с
200
100
Л, мм
Рис. 10.10. Изменение температуры нагре-
ва неизношенного контактного провода
МФ-100 по его сечению при различных
значениях снимаемого тока и времени его
прохождения, равном 1 с, в случае контак-
тирования с углеродными материалами
марки ЭГ-141 до (7) и после пропитки лег-
коплавким сплавом (2, 3, 4)
еле пропитки этого материала легкоплавким сплавом (150 — 80 °C при
1300 А) (рис. 10.10).
Меньший нагрев контактного провода и самих металлоуглеродных
вставок при токосъеме позволяет поднять допустимые плотности тока в
контакте. Плотность тока в контакте определяется и повреждаемостью
самих токосъемных элементов. Так, при токах выше 1700 А и времени их
прохождения от 0,7 до 3 с и более на контактной поверхности вставок
фирмы Morganite появляются капельки меди; в этом случае истинная
площадь контактирования увеличивается. Предельные плотности тока
устанавливали с учетом площадей, определяемых экспериментально по
участкам на токосъемных элементах с повреждениями, вызванными про-
хождением через них тока. Площади этих участков, приближающиеся к
истинным площадям контакта, определяли с помощью установки МОР-
ОЗ по фотографиям их поверхностей, снятых с увеличением в 10 раз.
Исходя из определенного допущения, принятого при оценке пло-
щадей контакта, а также с учетом перегрева контактов были определе-
ны допустимые плотности токов. Для угольных вставок марки А плот-
ность тока должна быть меньше 39 А/мм2, для вставок марки Б —
меньше 75 А/мм2, для металлоуглеродных вставок фирмы Morganite —
менее 150 А/мм2.
191
В соответствии с допускаемыми плотностями тока для металлоуг-
леродных вставок полоз, оборудованный ими, должен иметь большую
нагрузочную способность, чем при угольных вставках. Стендовые ис-
пытания, проведенные ВЭлНИИ, показали, что трехрядный полоз с
модельными металлоуглеродными вставками (ширина корпуса 30 мм)
отечественного изготовления способен на стоянке летом снимать ток
210 А, а зимой — 290 А, при движении — 2100 А.
Аналогичные испытания в таких же условиях металлоуглеродных
элементов фирмы Hoffman показали, что двухрядным полозом с ши-
риной вставок 60 мм на стоянке возможно летом снимать ток 148 А,
зимой — 200 А, при движении — не более 1500 А. Возможность снятия
больших токов металлоуглеродными вставками, чем обычными уголь-
ными вставками (вставка Б — на стоянке летом НО А, зимой 150 А, в
движении 1100 А, при трех рядах на полозе с шириной вставок 30 мм),
наглядно показана исследованиями, проведенными фирмой Hoffman,
выпускающей токосъемные элементы для полозов токоприемников.
Металлоуглеродный токосъемный элемент с шириной контактной
поверхности 60 мм в случае взаимодействия с контактным проводом
площадью сечения 120 мм2 при силе прижатия к проводу ПО Н допус-
кает увеличение снимаемого тока до 235 А. При угольных токосъемных
элементах в тех же условиях возможно снимать ток 115 А, т. е. в 2 раза
меньше. В тех же условиях в случае силы прижатия к проводу 65 Н
первые могут снимать ток 187 А, вторые — 90 А.
Аналогичные данные были получены фирмой Morganite. Токосъем-
ные элементы марок CY3TA, CY280, не содержащие металл, с удель-
ным электросопротивлением 38 мОм-м и плотностью 1,6 г/см3 имеют
практически одинаковую токовую нагрузку. При таких токосъемных
элементах допустима для контактного провода температура 200+5 °C.
Типовая непрерывная токовая нагрузка в движении составляет 5 А/мм.
Металлоуглеродные токосъемные элементы марки MY70 (удель-
ное электросопротивление 8 мОм-м, плотность 2,7 г/см3) и марки
MY258 (соответственно 3 мОм-м и 2,9 г/см3) допускают более высо-
кую токовую нагрузку. Для первых при температуре контактного про-
вода 200±5 °C допустимая непрерывная токовая нагрузка в движении
составляет 12 А/мм, для вторых — 16 А/мм.
Из представленных зависимостей следует, что токовая нагрузка
определяется электропроводностью материала токосъемных элемен-
тов и силой прижатия их к проводу.
Таким образом, металлоуглеродные токосъемные элементы имеют
преимущество перед углеродными. Однако, так как они содержат до
70 -80 % углеродного материала, в результате чего их электроконтакт-
ные характеристики ниже, чем у металлических порошковых контакт-
ных пластин, необходимо, используя преимущества тех и других, соз-
дать токосъемный элемент, наиболее полно отвечающий требованиям
эксплуатации.
192
Глове 11
МОНОСЛОЙНЫЕ ПОРОШКОВЫЕ
ТОКОСЪЕМНЫЕ ЭЛЕМЕНТЫ НА МЕТАЛЛИЧЕСКОЙ
ОСНОВЕ С САМОСМАЗЫВАЮЩИМИ
СВОЙСТВАМИ
11.1.	Преимущества токосъемных элементов
из порошковых материалов
на металлической основе
В Японии в 50-х годах прошлого столетия велись интенсивные раз-
работки порошковых материалов на металлической основе для то-
косъемных элементов взамен угольных вставок, вызывающих частые
пережоги контактных проводов [57, 197 - 207].
В контактных порошковых пластинах на медной основе количе-
ство основного компонента — меди находится в пределах 60 — 95 %.
Как правило, в состав всех композиций входит элемент, образующий
с медью твердый раствор. Подавляющее большинство составов на
медной основе содержит Sn (2 -12 %) или А1 (3 -12 %). В качестве до-
полнительной легирующей добавки, образующей с медью твердый
раствор, вводится Ni (0,3 -16 %), Zn (1 - 5 %), Cd (3 %) и Ag (1 -2 %).
Кроме этих элементов, в композицию, как правило, добавляется бо-
лее тугоплавкий, упрочняющий элемент или соединение, обладающее
ограниченной растворимостью в основе, — это Сг (0,6 -20 %), Fe
(0,4 - 30 %), Мо (0,5 -3 %), FeMo (10-15 %), FeCr (6 -9 %), Cr2C (5 -
20 %), а также элементы и соединения, играющие роль твердой смазки:
графит (0,2 - 7 %), РЬ (0,3 - 30 %), CuS (1 - 10 %), MoS2 (0,5 - 10 %),
S (0,2 - 1,5 %), WS (5 - 10 %) и РЬО (2 - 10 %).
Те же легирующие элементы и твердые смазки применяются для
составов на железной основе, на долю которых приходится до 10 %
всего количества разработанных токосъемных элементов из порошко-
вых материалов.
Удельное электросопротивление р токосъемных элементов на мед-
ной основе в зависимости от их состава находится в пределах от 0,020
до 0,028 Ом-см. В связи с этим они имеют преимущество перед уголь-
ными вставками по переходному сопротивлению и падению напряже-
ния в контакте: при движении поезда со скоростью 65 км/ч у угольных
вставок = 0,0112 Ом, А{7 = 7,5 В, у порошковых на медной основе —
соответственно 0,0028 Ом и 2 В.
193
13 1302

Степень нагрева контактного провода порошковыми пластинами
при снятии тока меньше, чем угольными вставками; в связи с этим
опасность пережога провода снижается. Так, при токе 2050 А, снимае-
мом в течение 76 с медными порошковыми пластинами, провод на-
гревался до 260 °C, а при медных монолитных пластинах — до 168 °C;
пережог его не происходил. В случае угольных вставок при меньшем в
2 раза снимаемом токе и меньшей (более чем в 6 раз) продолжитель-
ности его воздействия возникал пережог контактного провода. Следо-
вательно, порошковые пластины имеют более высокую нагрузочную
способность по току. Для угольных вставок (р = 3000 мкОм-см) ток,
снимаемый одним токоприемником, ограничивается значением 100 А,
а для металлических пластин (р = 30 мкОм-см) — 250 - 350 А [208].
Износ контактного провода на идентичных участках дорог при ис-
пользовании угольных вставок и медных порошковых пластин одина-
ков — соответственно 0,011 мм, а при медных монолитных пластинах
0,055 мм на 104 проходов токоприемника.
Пробеги полозов, оборудованных порошковыми пластинами на
медной основе, составили 30 - 50 тыс. км, медными пластинами —
12 тыс. км, угольными вставками — 26 тыс. км [205]. Наибольшее
распространение из порошковых токосъемных пластин на железной
основе получили пластины марки NT-3 с добавками меди, олова, гра-
фита, свинца и марки М-39, содержащие 0,1 - 3 % Си, 0,1 - 3 % Ni, 5 %
Сг; 0,1 - 5 % Мо и 17 - 27 % РЬ [57]. Контактные пластины на желез-
ной основе, как показали лабораторные и эксплуатационные испыта-
ния, оказались более износостойкими, чем на медной [206]. Это соот-
ветствует представлениям о том, что взаимодействие разноименных
металлов сводит к минимуму износ вследствие схватывания [207].
Как показал опыт использования порошковых контактных плас-
тин на железных дорогах Японии, замена ими медных контактных
пластин целесообразна, так как износ провода снижается с 0,02 - 0,1
до 0,011 мм на 104 проходов токоприемников [208]. При угольных
вставках износ провода составляет 0,01, но при снятии больших токов
возрастает до 0,037 мм на 104 проходов токоприемника, а износ самих
угольных вставок достигает 10,4 мм на 104 км при среднем износе 5 мм
[207, 208]. Направление, выбранное японскими специалистами по то-
косъему, позволяет эффективно повысить надежность работы сильно-
точного контакта.
11.2.	Построение материала токосъемного элемента
на металлической основе
Материал токосъемных элементов выбирают исходя из трех осно-
вополагающих факторов, и прежде всего из того, что материалом кон-
тактного провода является медь и ее сплавы. Материал токосъемного
элемента должен быть стоек к эрозионным воздействиям электриче-
194
ских разрядов и обладать износостойкостью, быть дешевым и недефи-
цитным. Первый фактор определяет необходимость обеспечения ша-
лящего теплового воздействия на провод и совместимость пары тре-
ния. От того, как при взаимодействии контактирующих элементов
проявляется склонность их материалов к схватыванию, зависит рабо-
тоспособность токосъемного узла.
Совместимость материалов трущихся поверхностей, т. е. способ-
ность составляющих трущейся пары не схватываться, не повреждаться
при перемещении, исследовалась М. М. Хрущевым [209], Ф. П. Бо-
уденом и Д. Тейбором [210], А. П. Семеновым [101] и др. В ряде слу-
чаев ими рассматривался процесс приспособляемости трущихся мате-
риалов друг к другу. При этом, как представлено в данной работе,
важную роль играет взаимодействие материала контактов с окружаю-
щей средой, пластическая деформация приповерхностных слоев,
многофазность структуры материалов и наличие в их составе необхо-
димого количества твердых смазок. При трении на поверхностях кон-
такта должны образовываться либо тонкие, поддающиеся пласти-
ческому течению, легко подвижные пленки из твердых смазок, посту-
пающих из самого материала, либо твердые окисные пленки, трудно
поддающиеся схватыванию и защищающие от него контакты.
Создание положительного градиента механических свойств, по
И. В. Крагельскому [41], в поверхностных слоях контакта обеспечива-
ется гетерогенной структурой материалов пар трения, имеющих проч-
ную матрицу и мягкую структурную составляющую, которая является
твердой смазкой. К числу подобных материалов относятся двухфаз-
ные подшипниковые антифрикционные сплавы [211].
Долговечность и эффективность работы сильноточного контакта при
определенных условиях эксплуатации в первую очередь зависят от мате-
риала контактирующих деталей. Так как основной функцией скользяще-
го контакта является передача тока, то выбор материала должен осущест-
вляться прежде всего с учетом его стойкости к электрической эрозии.
С целью лучшего теплоотвода для снижения тепловой энергии, вы-
деляющейся в контакте, композит должен быть выполнен на металли-
ческой основе. Для удовлетворения противоречивых требований, предъ-
являемых к материалу токосъемного элемента, он должен быть компози-
ционным псевдосплавом, в котором компоненты сохраняют индиви-
дуальные свойства и соединены друг с другом так, что оказывается воз-
можным использоватъ все их положительные характеристики. В этом
случае компоненты должны слабо взаимодействовать как в жидком,
так и в твердом состоянии [212].
Пользуясь методом порошковой металлургии и пропитывая по-
рошковые материалы различными веществами, создают предпосылки
для получения композитов с необходимым сочетанием свойств.
Всеми исследователями отмечается различие в износе и повреж-
даемости композиционных и однородных материалов. По сравнению
195
с однородными отмечается меньшая повреждаемость композицион-
ных материалов в сильноточных контактах [213, 214].
Для сильноточных контактов применяют тугоплавкую матрицу, в
которой, чтобы придать ей необходимые электрические и теплопро-
водные свойства, размещают менее тугоплавкую и электропроводную
фазу (Ag или Си). В данном случае проявляется положительная роль
гетерогенной структуры композиционных материалов, так как в опор-
ной точке дуги происходит потеря тепловой энергии вследствие на-
грева, плавления, кипения и испарения легкоплавкой фазы, а туго-
плавкий каркас затрудняет выброс жидкой фазы [215], удерживая ее в
порах капиллярными силами [213]. Тугоплавкая матрица при этом
мало повреждается, ее прочность уменьшается незначительно благо-
даря поглощению тепла в результате плавления и испарения более
легкоплавкого компонента.
Около опорной точки дуги температура отдельных фаз в компози-
ционном материале в зависимости от их физических свойств повыша-
ется с различной скоростью. От наиболее разогретых компонентов
происходит отвод тепла в фазы с большей теплопроводностью. На-
пример, в контактных материалах W- Си, Fe - Си, W- Ni температу-
ра самых разогретых точек W и Fe ниже, чем в однородном контакте,
изготовленном из вольфрама или железа, а медь в композитах нагре-
вается больше, чем в однородном медном контакте. При этом гори-
зонтальные перетоки тепла через более легкоплавкую фазу рассредо-
точивают его на поверхности контакта, снижают температуру каркаса
и уменьшают глубинный нагрев. На композиционном материале не
образуются макрованны расплавленного металла, так как сохраняется
тугоплавкий каркас, а на однородном металле образуется сплошная
ванна, из которой происходит выброс капель. Такие представления
подтверждаются в работе [216]. Образование макрованн на компози-
ционном материале обусловлено невозможностью полного отвода
тепла легкоплавкой, теплопроводной фазой в случае дуги большой
мощности. При таком выделении тепла в опорной точке дуги решаю-
щим фактором, по-видимому, становится большая прочность связи
между частицами тугоплавкой фазы.
Важную роль в построении структуры композиционного материала
играет предпочтительное расположение опорной точки дуги на той
или иной фазе. Свойства фазы определяют закрепление дугового раз-
ряда, а следовательно, и повреждаемость контактного материала. В
существующих мнениях по данному вопросу имеются противоречия.
Некоторые исследователи [217] считают, что опорная точка дуги фик-
сируется преимущественно на фазах с более высокой температурой
кипения, другие [218] отмечают ее расположение на включениях лету-
чего компонента. В первом случае, на наш взгляд, это связано с оттес-
нением дуги парами фаз с более низкой температурой кипения, во
втором — с тем, что действие дуги поддерживается парами летучего
196
компонента. Из работ Н. Л. Правоверова [219] следует, что в состав
композиционных материалов должны входить фазы с наименьшей
тепло- и электропроводностью, так как они избирательно подверга-
ются воздействию электрических разрядов, чем препятствуют интен-
сивному повреждению контактов. Это позволяет определить принци-
пиальное направление работы по созданию композиционных контакт-
ных материалов. Можно считать предпочтительной разработку компо-
зиционного материала, в котором наименее теплопроводные фазы бы-
ли бы и наиболее легкоплавкими.
Анализ рассмотренных публикаций показал, что оценка факторов,
влияющих на эрозионную стойкость, весьма противоречива. Все ис-
следователи в той или иной степени признают тепловой характер эро-
зии, но по-разному подходят к оценке факторов, влияющих на этот
процесс. Различие представлений о влиянии физических свойств ма-
териала контактов на эрозионную стойкость обусловлено в основном
неодинаковой оценкой взаимозависимости отдельных процессов, их
роли в повреждаемости контактов.
Принимая все это во внимание и учитывая опыт японских иссле-
дователей, проводили разработку контактных материалов матричного
типа на основе как меди, так и алюминия. При этом создавали тепло-
и электропроводную основу, в которой в качестве самостоятельной
фазы был равномерно распределен более тугоплавкий, менее тепло-
проводный и эрозионно-стойкий компонент [57]. Медь и алюминий
можно рассматривать как основу токосъемного элемента, если пред-
отвратить интенсивное схватывание их с медью контактного провода,
что может достигаться легированием и вводом в них определенного
количества твердой смазки [101].
С целью удешевления токосъемных элементов стремились соз-
дать материал каркасного типа на железной основе. Железо обладает
относительно высокими теплофизическими характеристиками (Т™,
Ткк„), препятствующими переносу материала в дуге. Оно удовлетво-
рительно работает в режиме сухого трения в паре с медью [136], ши-
роко применяется в порошковых подшипниках скольжения [220].
Недостатком железа является его высокая окисляемость на воздухе.
По мнению Р. Хольма [3], оно может обеспечить необходимые для
контактов свойства.
11.3.	Свойства порошкового железа при его легировании
Был проведен анализ работ, посвященных изучению свойств по-
рошкового железа с различными присадками.
В качестве основного легирующего элемента для порошкового же-
леза используют медь. Другими наиболее часто применяемыми и наи-
более эффективными присадками являются Ni, Мо, Сг, Р, S. Часто при
изучении влияния легирования рассматривают изменение свойств не
197
ТаблицаН.1
Свойства порошкового железа при легировании
Леги- рую- щий элемент	Количе- ство леги- рующего элемента, % по массе	Влияние легирующего элемента на					Примеча- ние	Лите- ратур- ный источ- ник
		твердость по Бринеллю	прочность при растя- жении	проч- ность на изгиб	ударную вязкость	износо- стойкость		
Си	3-5	Увеличи- вает в 1,5 — 1,8 раза	Увеличи- вает в 1,5 — 2 раза	—	—	Увели- чивает в 1,2 раза	Активи- зирует процесс спекания	[220]
Си+С	7—1	—	—	Увели- чивает в 2 раза	—	—	—	[220]
Си+С	5- 1	Увеличи- вает на 300 МПа	Увеличи- вает на 200 МПа	—	—	Повы- шает в несколь- ко раз	—	[221]
Си	11	Увеличи- вает	Снижает	—	—	—	—	[211]
Си	8-10	—	—	—	—	Снижает	—	[222]
Ni	10	Увеличи- вает	Увеличи- вает	—	—	—	—	[223]
Мо	—	—	Увеличи- вает	—	Увели- чивает	Увели- чивает	Повыша- ется стой- кость к коррозии	[224]
Сг	До 13		Увеличи- вает с 120-200 до 270 МПа	—	—	Тоже	—	[225]
Р	0,4 - 0,8	Увеличи- ваете 300 - 500 до 1000 — 1650 МПа	Увеличи- вает до 370 - 520 МПа	—	—	—	—	[226]
Р	Более 0 8	Увеличи- вает	Увеличи- вает	—	Снижает	Снижает	—	[221]
Р+С	0,8-1	—	—	—	—	Снижает износ в 10 раз	—	[227]
S	0,8	Не изме- няет	Не изменя- ет	Не из- меняет	—	—	—	[227]
S+C	0,41 + 1	Увеличи- ваете 1027 до 1133- 1279 МПа	Увеличи- вает с 205 до 337 - 341 МПа	—	Увели- чиваете 3 до 5,9 — 6Дж/см2	Увели- чивает в 3 раза	Рекомен- дуется вводить не более 1 %	[227]
S	2	Снижает до 688,1 МПа	Снижает до 115 МПа	—	Понижа- ет до 1,5 Дж/см2		—	[228]
198
только порошкового железа, но и его смеси с 1 % С. Свойства порош-
кового железа приведены в табл. 11.1.
Легирование порошкового железа медью является предпочтитель-
ным не только вследствие того, что приводит к улучшению механиче-
ских свойств, повышению износостойкости, активизации процесса
спекания; помимо этого происходит торможение процесса науглеро-
живания железа в присутствии графита при высоких температурах.
Последнее особенно важно, если учесть, что токосъемные элементы
подвергаются воздействию электрических разрядов.
Чрезмерное легирование фосфором (более 0,6 %) снижает триботех-
нические характеристики порошкового железа вследствие более интен-
сивного воздействия на контртело твердых включений фосфидов.
Анализ результатов исследований антифрикционных свойств по-
казывает, что между ними и прочностными характеристиками мате-
риалов прямой связи нет. Значит, не следует стремиться улучшать ан-
тифрикционные характеристики материала исключительно легирова-
нием. При выборе легирующих элементов и основы материала необ-
ходимо также учитывать их влияние на формирование вторичных
структур на поверхностях трения, защищающих контакты от износа,
на снижение склонности матрицы материала к схватыванию с мед-
ным контактом [51]. Рекомендуется [227, 228, 229] для обеспечения
достаточно высоких механических и антифрикционных свойств вво-
дить в порошковое железо не более 1 % S.
11.4.	Свойства порошковой меди при ее легировании
Широкое распространение в промышленности получили анти-
фрикционные порошковые материалы на основе меди, так как они
превосходят аналогичные материалы на основе железа по электропро-
водности и коррозионостойкости. В сплавах на медной основе упроч-
нение и износостойкость достигаются введением в них 6 — 11 % Sn
[220] или до 10 % Ni и до 5 % Zn [229]. Улучшение свойств порошко-
вой меди наблюдается при легировании ее как 0,01 - 5 % Fe, так и
19 — 21 % Fe или 0,5 - 27 % Ni [230]. или 0,2 - 20 % Сг [220]. Дальней-
шее повышение антифрикционных характеристик достигается вводом
в медь графита [220]. Однако увеличение его содержания до 6 - 10 %
резко снижает прочностные характеристики материала 1231].
Бронзографит, содержащий до 10 % Sn, 2 % графита, легируют,
вводя 1 % Fe. Добавки бора в количестве 0,1 % повышают прочность и
износостойкость порошковой меди, легированной оловом. Одновре-
менно в медь можно вводить В, Ni, Р [232, 233], а также Сг, Fe, Ni,
Мп, Si и графит.
Высокие прочностные характеристики порошковой меди с 10 - 20 %
РЬ, обладающей необходимыми антифрикционными свойствами, дости-
гаются вводом в нее до 10 % Sn [220]. Легирование Zn, Ni, As, Р, Fe, Sn
199
порошковой бронзы, содержащей 30 % РЬ, позволяет повысить ее
прочность, твердость, усталостную прочность. Однако только Sn и Sb
не снижают антифрикционные свойства бронзы [232]. Некоторые
специальные бронзы содержат до 0,2 % Р, 3 % Zn, 3 % Ni, могут содер-
жать 8 % Zn, 4,5 % Fe, 3 % Pb, 6 % графита, 4 % кварца, 6 % MoS2. Из
работ, посвященных улучшению свойств порошковой меди, следует,
что с целью упрочнения в качестве легирующих элементов для нее ис-
пользуются металлы, хорошо (Sn, Ni, Мп, Zn) и плохо (Fe, Сг) раство-
ряющиеся в ней; последние позволяют получить многофазную струк-
туру материала.
Высокие результаты достигаются при механическом легировании
меди в процессе длительной обработки медного порошка с неболь-
шим количеством присадок Al, Ti и графита в шаровых мельницах;
при прессовании, а затем горячем экструдировании порошкового ма-
териала образуется композит, включающий в себя окислы алюминия
и титана, их карбиды. Электропроводность дисперсно-упрочненного
материала составляет до 90 % электропроводности меди; температура
рекристаллизации равна 800 °C и выше [31,32].
11.5.	Различные виды твердых смазок
в порошковых материалах
В тяжелых условиях, когда невозможно использовать жидкие смаз-
ки, для надежной работы узлов трения применяют твердые смазки
трех основных видов. Смазки первого вида представляют собой ве-
щества, обладающие высокой пластичностью, второго — в соот-
ветствии со своим кристаллическим строением обеспечивают беспре-
пятственное перемещение трущихся тел благодаря легкости скольже-
ния по определенным кристаллографическим плоскостям. И те, и
другие твердые смазки, создавая чисто механическую защиту, обеспе-
чивают разъединение трущихся пар. Смазки третьего вида обладают
высокой химической активностью и способны образовывать вторич-
ные структуры при реакции с материалами пар трения. К первому виду
твердых смазок относятся свинец, олово и другие металлы, а также
сплавы с низкой температурой плавления и рекристаллизации, ко вто-
рому — графит, нитрид бора, дисульфиды молибдена и вольфрама, к
третьему — сера, сульфиды меди, железа и цинка, хлориды, фториды,
иодиды металлов, фосфаты.
В состав порошковых материалов твердые смазки вводят путем
пропитки основы во время или после спекания, насыщением ее пара-
ми, втиранием в поры основы твердых смазок в виде порошков и
паст, размещением их в углублениях, а также включением в состав
шихты в процессе приготовления смеси порошков.
Графит вследствие действия сил молекулярного сцепления с ме-
таллами образует на их поверхности пленку толщиной около 100 А. В
200
результате трения графита по графиту коэффициент трения снижает-
ся до 0,03 - 0,04 |234|, но при попадании воды повышается, и износ
увеличивается |220|. Графит в порошковом железе играет роль твер-
дой смазки при содержании около I %, когда он находится в структуре
в виде свободной фазы. Хорошей твердой смазкой графит является
для порошковой меди, так как он не взаимодействует с ней [571.
Смазывающее действие сульфидов таких металлов, как Ti, W, Мо,
Ni, Со, проявляется вследствие того, что они, подобно графиту, име-
ют гексагональную решетку с плоскостями легкого скольжения [57,
220, 227, 228, 235]. Ввод в порошковые материалы серы приводит к
образованию сульфидов металлов контактов, что устраняет появление
ювенильных участков на поверхностях трения.
Наиболее устойчивой твердой смазкой являются фториды метал-
лов, отличающиеся высокой химической и термической стабиль-
ностью. Особенно устойчивы фториды Са, Mg и Ва, которые в отли-
чие от сульфидов не разлагаются в процессе спекания и работы при
600 °C [220, 236]. Твердые смазки в виде селенидов и теллуридов сход-
ны по свойствам с сульфидами, однако они не стойки при нагреве до
температуры 130 - 600 °C в атмосфере воздуха [237].
Проведенный анализ исследовательских работ и опыт эксплуата-
ции позволили установить, что для токосъемных элементов предпоч-
тительно использовать композиционные материалы матричного типа
на основе меди или каркасного типа на основе железа, обладающие
самосмазывающими свойствами.
11.6.	Порошковые токосъемные элементы с вводом
твердых смазок в шихту перед формированием
их корпуса
Создание для токосъемных элементов материала, стойкого к элек-
троэрозии, осуществлялось построением каркаса порошковой компо-
зиции из тугоплавкого металла с заполнением промежутков менее ту-
гоплавким металлом. В качестве материала каркаса было выбрано же-
лезо, а легкоплавкой составляющей — медь и свинец. Помимо свинца
вводили также M0S2 или BN, так как использование графита вызыва-
ло науглероживание железа и образование при закалочных процессах
во время дугообразования структур с большой твердостью. Все виды
твердых смазок вводили в порошковый материал через шихту, добав-
ляя их в порошок металлов перед смешиванием. Состав материала то-
косъемных элементов формировали с учетом уже имеющегося опыта
[57, 136, 198].
Чтобы выявить влияние компонентов различных видов и их коли-
чества на механические свойства и структуру композита, изготавлива-
ли порошковые материалы на основе железа с различным содержани-
ем Pb, BN, Си. Прессование осуществляли на гидравлическом прессе
201
в закрытой пресс-форме (до упоров) с постоянной исходной порис-
тостью после прессования (21±1,5 %). После спекания в проходных
толкательных печах в среде эндотермического газа при температуре
1130 °C пористость снижалась или повышалась в зависимости от со-
става композиции. У порошковых материалов определяли пористость,
прочность на изгиб, прочность на разрыв, твердость по Бринеллю,
ударную вязкость.
Анализ свойств показал, что добавление РЬ или BN приводит к бо-
лее значительному снижению механических характеристик, чем уве-
личение пористости материала при снижении в нем содержания меди.
Ударная вязкость снижается с 5,7 до 2,2 Дж/см2, твердость — с 1080 до
708 МПа, прочность на изгиб — с 408 до 224 МПа. Если в порошковом
материале содержится 22 % Си, в нем имеется значительное количе-
ство включений структурно-свободной меди, а при 5 % Си такие
включения отсутствуют. Первый материал имеет удельное электросо-
противление 0,210 Ом мм2/м, второй — 0,350 Ом мм2/м.
Влияние твердых смазок на самосмазывающие свойства токосъем-
ных элементов оценивалось испытаниями на износ, которые прово-
дили на машине МИ в режиме сухого трения в паре с медным контак-
том при давлении 0,7 МПа, скорости 0,41 м/с на пути 2,5 км. Перед
испытанием образцы тщательно обезжиривали. Ошибка опыта со-
ставляла 0,007 г. Было установлено, что на антифрикционные харак-
теристики порошковых материалов в значительной степени оказывает
влияние свинец.
По результатам исследований был выбран материал следующего
состава: 70 % Fe, 22 % Си, 1 % Ni, 5 % РЬ, 2 % BN. Материалы, содер-
жащие только BN или 3 % РЬ, обладали низкими антифрикционными
свойствами. Высокие антифрикционные свойства выбранного мате-
риала были подтверждены и при стендовых испытаниях на натурных
образцах контактов (медном проводе и экспериментальных токосъем-
ных элементах) в условиях, близких к эксплуатационным (табл. 11.2).
Ток, снимаемый скользящим контактом, достигал 400 А.
Та бл и ца 11.2
Износ деталей сильноточного скользящего контакта
Материал токосъемных элементов	Износ при токе 400 А на пути длиной 7,5 км			
	без воды в контакте		с водой в контакте	
	провод МФ-100	токосъем- ный элемент	провод МФ-100	токосъем- ный элемент
Состав: 70 % Fe; 22 % Си; 1% Ni; 5 % РЬ; 2 % BN (марка Р7, изготовление прессованием)	0,214	0,294	0,519	0.467
Медные монолитные пластины с рота- принтной подачей сухой графитовой смазки СГС-0	1,643	2,224	8,454	11,132
202
Особенно проявились преимущества токосъемных элементов мар-
ки Р7 при попадании в узел трения влаги [238, 239, 2401. Эксплуатаци-
онные испытания токосъемных элементов марки Р7 проводились на
быв. Львовской дороге на всем электроподвижном составе без исклю-
чения и на Московской дороге на пассажирских электровозах ЧС2.
За три года эксплуатации пластин марки Р7 средний износ кон-
тактного провода на быв. Львовской дороге снизился в 2 раза; при
медных пластинах он составлял 1,29 мм2 на 104 проходов токоприем-
ника, при пластинах Р7 — 0,636 мм2 на тот же измеритель [238, 241].
Удельный расход токосъемных элементов Р7 составил 280 кг на 10б км
пробега электроподвижного состава; ранее при монолитных медных
пластинах он равнялся 530 - 550 кг на 106 км [192]. Пробеги полозов
токоприемников электровозов ВЛ8 при этом увеличились в 1,5 раза, а
электровозов ЧС2 — более чем в 2 раза.
Опыт эксплуатации контактных порошковых пластин марки Р7
показал, что при возникновении дуги из-за хорошей смачиваемости
железа медью на них образуются слои меди. Количество меди в слое
от более глубоких участков к поверхности через каждые 0,1 мм увели-
чивается, по данным микроанализатора растрового микроскопа JEOL
JXA-50A, от 6,5; 20,5; 49,2 до 93,5 %. При оплавлении и высокой ско-
рости кристаллизации появляются аномально перенасыщенные твер-
дые растворы меди в железе с содержанием 11,5- 13,5 % Си, мик-
ротвердость которых составляет 2520- 3138 МПа при микротвер-
дости железных частиц основы 1628 - 1706 МПа.
В случае использования токосъемных элементов из графитизиро-
ванной стали в процессе возникновения дуги образуются закалочные
структуры с твердостью 7845 МПа. Омеднение пластин снижается при
использовании внешней смазки. Самосмазывающие свойства то-
косъемных элементов Р7 оказались невысокими. Пробеги полозов
электровозов ВЛ 10 депо Лозовая Южной дороги и ЧС2 депо Москва-3
Московской дороги сократились при отсутствии на полозах внешней
смазки с 30 - 40 до 15 - 18 тыс. км. Содержание не более 10 % твердых
смазок в Р7 оказалось недостаточным.
11.7.	Прокатка порошков при изготовлении
токосъемных элементов
Положительные результаты опытной эксплуатации токосъемных
элементов на железной основе позволили начать их широкое приме-
нение на других дорогах постоянного тока. Однако возникли труд-
ности при их массовом изготовлении по технологии, предусматри-
вающей формирование корпуса прессованием порошков. Большие
перспективы давало освоение производства токосъемных элементов
по более прогрессивной технологии — прокаткой порошков. Для
прессования требовались мощные прессы, и невозможно было полу-
203
чать токосъемные элементы большой длины (более 300 мм). Прокатка
порошков позволяла выпускать токосъемные элементы длиной 600 мм
и более; кроме того, обеспечивалась высокая производительность при
сохранении стабильности свойств порошкового железа.
Изготовление токосъемных элементов прокаткой порошков осваи-
валось на Выксунском металлургическом заводе.
Накопленный опыт позволил вывести эмпирическое соотноше-
ние, связывающее толщину и плотность порошкового проката при
вертикальной схеме прокатки с использованием валков одного типа и
калибра [242, 243]:
й/(Арл) = Сп,
где h — толщина ленты; D„ — диаметр валков стана; рл — относи-
тельная плотность ленты; С„ —коэффициент сортамента, значения
которого колеблются в зависимости от условий прокатки от 0,0048 до
0,0072 (среднее 0,006).
Требования эксплуатации обусловили необходимость получения
прокатанной порошковой ленты толщиной 7-10 мм. Оптимальная
плотность для токосъемных элементов при вводе в их состав твердых
смазок через шихту должна быть максимально высокой, чтобы обес-
печивалась наименьшая пористость материала контактов. Для полу-
чения порошкового проката с малой пористостью требовались вы-
сокие усилия прокатки. Оптимальную плотность материала проката
и соответствующее давление в валках стана определяли экспери-
ментально.
Данные по уплотняемости (характеризуется относительной плот-
ностью ленты рл) оптимизированного порошкового состава (Fe и Си)
токосъемных элементов марки ВЖ и чистого железа в зависимости от
максимального давления рпмх представлены на рис. 11.1. При давлении
выше 600 МПа появляются трещины в порошковом слое большой
плотности (~0,9), так как превышается допустимое растягивающее
напряжение, вызванное неравномерным распределением вытяжки по
ширине проката. По сравнению с данными, приведенными в литера-
туре [342], интенсивность уплотнения композиции Fe - Си оказалась
Рис. 11.1. Уплотняемосгь порошковых смесей при прокатке:
а — композиция порошков Fe - Си; б — порошковое железо
204
Рис. 11.2. Зависимость между максималь-
ным нормальным контактным давлением
и средним давлением прокатки:
о — железный порошок; х — порошок сплава
Fe - Си
выше, чем порошкового железа, из-за наличия в составе токосъемных
элементов пластичной меди.
В целом у исследованных составов шихт сохраняется пропорцио-
нальная зависимость между рср и рт!Я, а значение отношения pCf/pm^
находится в пределах 0,4 - 0,55 (рис. 11.2). Здесь рср — среднее дав-
ление прокатки, ртт — максимальное контактное давление. Изме-
рение общего давления при прокатке, определяемого с помощью
месдоз, проводили для контроля его значения, найденного расчет-
ным путем.
На основании полученных данных определяли диаметр валков
прокатного стана (D = 800^-950 мм), необходимых для получения про-
ката толщиной 7-10 мм.
Полное усилие прокатки токосъемных элементов
Р ^PmaxTZl,
где к — коэффициент, равный отношению pcV/pmm', b — ширина
проката (токосъемного элемента); L — размер хорды поперечного
сечения валка, определяемый размерами очага деформации по-
рошка.
Для железного порошка при b = 28 мм получаем Р = (8^9,5)-105 Н,
а для порошка ВЖ имеем Р = (7,5-i-8)-10s Н. При прокатке порошка
ВЖ на гладких валках плотность полосы по краям на 15 % ниже, чем в
центре, что приводит к появлению на краях трещин. Проводя прокат-
ку в закрытом калибре, в значительной степени удается улучшить рав-
номерность распределения плотности по ширине проката, что связа-
но с увеличением подпирающих напряжений на кромках полос; при
этом на участках, расположенных на самом крае, плотность повыша-
ется на 15 %.
На процесс прокатки порошков существенно влияет скорость про-
катки: нижнее значение критической скорости определяется сыпучес-
тью порошка, верхнее — газопроницаемостью. При производстве
пластины на валках диаметром 950 мм с учетом повышения произво-
дительности была установлена скорость прокатки от 2 до 20 м/мин.
Таким образом, возможно надежное и устойчивое осуществление
прокатки токосъемных элементов из порошков.
205
11.8.	Свойства прессованных и прокатанных токосъемных
элементов
Для определения влияния способа изготовления на свойства то-
косъемных элементов были исследованы контактные пластины марки
Р7 одного химического состава, полученные прессованием и прокат-
ной порошков. Правка — обжатие прессованных пластин между па-
раллельными плитами с небольшим усилием вызывает пластическую
деформацию только поверхностных слоев материала и приводит к за-
крытию пор (рис. 11.3, 11.4). Прочность на разрыв практически не из-
меняется. Твердость по длине у прокатанных токосъемных элементов
даже большей длины (400 мм) более равномерна, чем у прессованных
(300 мм).
Антифрикционные свойства контактных пластин оценивались на
машине трения МИ в режиме сухого трения в паре с медным контак-
том при нагрузке 0,7 МПа по ранее описанной методике.
Изменение твердости пластин, имеющих одинаковый состав и
изготовленных по одной технологии, существенно влияет на их ан-
тифрикционные свойства. Более твердые токосъемные элементы
меньше изнашиваются сами, но сильнее изнашивают контакт —
медный провод. При изменении у прокатанных пластин твердости
по Бринеллю на 200 МПа изменяется износ обеих пар трения прак-
тически на 20 %. Повышение твердости прессованных пластин на
150 МПа увеличивает износ медного контакта на 10 %. Аналогич-
ные результаты были получены и при испытаниях, проведенных на
машине трения с возвратно-поступательным движением одного из
образцов, при прохождении через них постоянного тока 20 А на-
пряжением 20 В, нагрузке 49 Н, в режиме сухого трения. Если при
твердости по Бринеллю порошкового материала 780 МПа износ его
за 30 ч работы достигал 25 г, то при твердости 980 МПа он составлял 20 г.
Натурные испытания на стенде контактного провода МФ-100 в па-
Рис. 11.3. Кривые распределения значений твердости спеченных контактных пластин на
железной основе марки Р7 с правкой (кривая /) и без нее (кривая 2)
206
Пористость, %
Рис. 11.4. Кривые распределения значений
пористости прессованных спеченных кон-
тактных пластин на железной основе мар-
ки Р7 с правкой (кривая /) и без нее (кри-
вая 2)
7, А
Рис. 11.5. Зависимость от тока контактного
сопротивления мевду проводом МФ-100 и
пластинами из порошкового материала с
водой в порах (сплошные кривые) и без нее
(штриховые) при различных температурах
ре с токосъемными пластинами марки Р7 и ВЖ1 одного хими-
ческого состава при прохождении через контакт тока 400 А и на-
грузке 118 Н также убедительно показали, что менее твердые плас-
тины ВЖ1, полученные прокаткой, в меньшей степени подвергают
провод износу [244].
Эрозионная стойкость порошковых пластин при напряжении 38 В,
постоянном токе 200 А и длительности электрического разряда 0,1 с
зависит от твердости порошкового материала (его плотности). При
твердости по Бринеллю 720 МПа потеря массы образца пластин за 100
импульсов электрических разрядов увеличивалась на 43 % по отноше-
нию к образцу из порошкового материала ВЖ1 с твердостью 980 МПа
[244|. Влияние твердости на работоспособность пластин ВЖ1 было
выявлено в эксплуатации. Токосъемные элементы с твердостью менее
700 МПа имели пробеги до 8 — 12 тыс. км, а с более высокой твер-
достью — до 30 - 40 тыс. км.
Следовательно, более высокая пористость снижает твердость то-
косъемных элементов, что благотворно сказывается на износе мед-
ного провода в результате снижения абразивного воздействия же-
лезного каркаса порошкового материала. Сам же материал из-за по-
вышенного уровня концентраторов напряжения более подвержен
износу.
Сравнительно высокий уровень пористости является большим не-
достатком токосъемных элементов. Открытые поры порошкового ма-
териала интенсивно впитывают влагу. В результате увеличивается кон-
тактное сопротивление, особенно при малых токах (рис. 11.5). Затруд-
207
ненность электрического контакта, его нарушение нередко заканчива-
лись в зимнее время пережогом контактного провода.
Ввод твердых смазок (Pb, BN) в шихту препятствовал образованию
больших площадей контакта между частицами порошкового материа-
ла в процессе спекания. Свинец уже при нагреве выше 327 °C запол-
няет даже очень тонкие несплошности между частицами железа и ме-
ди, не взаимодействуя с этими металлами. Низкие механические
свойства контактных пластин ВЖ1 были подтверждены металлогра-
фическими исследованиями. Микроструктура порошкового материа-
ла пластин отличается значительной неоднородностью, поры нерав-
номерно распределены по объему и различны по величине, размеры
их достигают иногда 180 - 360 мкм. Неравномерная структура наблю-
далась как у пластин разных партий, так и в пределах одной пластины.
Исследование структуры порошкового материала пластин ВЖ1 в ре-
жиме «композиция» на растровом микроскопе JEOL JXA-50A показа-
ло, что свинец преимущественно располагается по границам желез-
ных частиц. Наблюдается разрыв сплошности железного каркаса
включениями свинца и меди.
Низкие механические свойства прокатанных пластин (прочность
на разрыв 70 — 160 МПа, на изгиб 80 — 280 МПа) вызывали их разру-
шение при монтаже на полоз и в эксплуатации. Наличие большого
количества концентраторов напряжений, связанных не только с по-
ристостью порошкового материала, но и с присутствием твердых сма-
зок в виде неметаллических включений (BN), снижало механические
свойства.
Поверхности разрушения пластин ВЖ1 подвергались фрактогра-
фическому анализу на растровом электронном микроскопе. Изломы
обнаруживают сложную структуру хрупко-вязкого строения. Уста-
новлено, что в целом разрушение в материале происходит в результате
разрыва межчастичных перемычек, слияния пор и несплошностей,
вызванных зональной обособленностью [245], что обусловлено боль-
шой пористостью и распределением РЬ и BN по границам железных
частиц. Низкие прочностные характеристики порошкового материа-
ла токосъемных элементов ВЖ1 проявляются и при эрозионных про-
цессах. При воздействии электрических дуг происходит проплавление
металла корпуса пластин на значительную глубину и хрупкое разру-
шение материала.
По механизму, раскрытому Б. Н. Золотых [246], возникновение
оплавленного слоя на контактной поверхности приводит к образова-
нию полей остаточных напряжений, которые могут превысить предел
прочности. В результате либо возникает трещина, либо происходит
отслоение поверхностных участков. Рассмотренным разрушениям
способствуют низкая прочность материала и низкая теплопровод-
ность, усугубляемые высокой объемной пористостью и ее неблаго-
приятным распределением.
208
11.9.	Порошковые токосъемные элементы
с вводом твердой смазки пропиткой
11.9.1.	Процесс пропитки
Попытки поднять прочностные характеристики тлр
ментов ВЖ1 путем повторения спекания приводили к и°^МНЫХ ЭЛе’
му эффекту. Количества твердых смазок в этих токост!значительно-
тах (менее 10 %) было явно недостаточно для приданы НЫХ элемен’
зывающих свойств.	™ния им самосма-
Воз11икла необходимость в разработке токосъемных эп™	к
лее высокими эксплуатационными характеристиками к ентов с Ро‘
точные коммутационные контакты, скользящие контакт^ И™ЛЬНО'
было конструировать, вводя в материал тугоплавкого кя неооходимо
плавкую электропроводную составляющую. Испол» я,ркаса легко“
пропитки порошковых материалов, возможно полное^ технологию
из их шихты смазочные элементы путем подбора Г.ЬЮ исключить
риалов, обладающих свойствами смазки. Это позво? ропитки мате’
спекании условия для беспрепятственного диффузио»? СОЗДаТЬ При
действия металлических частиц и таким образом пол^иТп^оч^й
каркас у порошкового материала. Создавался порошковый Р
имеющий прочность, необходимую для токосъемных эл матсРиал>
ристостью, открытой и достаточной по величине для то,?16'??’ ° П°"
пропитки ввести в его состав необходимое количество тврп ?- ’ П°СЛе
Количество смазки в композите должно обеспечип-..!/ ? смазки-
схватывания пар скольжения в режиме сухого трения 1СутСТВие
порошковые материалы для токосъемных элементовС ЭТОИ целью
создавать на основе железа при легировании его медЬю r ионально
спекания анализировали изменение физике-меха и?? В процессе
композитов Fe - Си. Диаграмма состояния Fe - Си я ских своиств
ной диаграммой с ограниченной растворимостью компо?0^ ™ПИЧ*
При нагреве смеси порошков Fe и Си (основа Fe) прои?™ жид
кофазное спекание. Медь в расплавленном состоянии бД f
фундирует в аустенит, так как в соответствии с эффекте ^1СТро диф*
ла-Френкеля металл, имеющий более низкую темпепХ™??,™?’
ния, обладает большим парциальным коэффициенты УРУ Г
[247]. Различие в скорости диффузии приводит при твеодофЙом
спекании к образованию пористости в частицах меди , рдофазном
фазном - к уменьшению объема жидкости и образован^??
пустот. Образование пористости ведет к увеличению об»,
кового материала, так как при растворении меди в
увеличивается. Максимальный рост порошкового мзтр?
дается при 8 % Си, что соответствует предельной распюп=4? г*Ю’
y-Fe при температуре 1094 °C. Малые количества мед»? И я сЛ
полностью растворяются в железе, и процесс спекании „ ,менее.й /о)
в дальнейшем
14 1302
209

происходит менее интенсивно из-за отсутствия жидкой фазы. Порис-
тость таких материалов ожидается низкой. Если содержание меди
превышает 8 %, пористость также ожидается низкой, так как в этом
случае усадка увеличивается вследствие активации процесса спекания
в присутствии жидкой фазы, а оставшаяся часть меди после растворе-
ния в железе распределяется по капиллярам и порам.
i Объемы расплавленной меди, связанные сообщающимися порами,
в процессе затвердевания образуют изолированные друг от друга уса-
дочные поры, при этом сама медь сосредотачивается в отдельных мес-
тах. У таких порошковых материалов наблюдается закрытая порис-
тость, а железный каркас их должен быть больше насыщен медью.
Учитывая изложенное, можно предположить, что по мере увеличения
содержания меди от 0 до 8 % пористость и доля открытых пор будут
увеличиваться, а затем при дальнейшем увеличении содержания меди
понижаться. Определением усадки порошковых материалов Fe - Си
установлено, что большая величина ее присуща порошковому железу
и железу с 20 % Си. Наибольшее увеличение объема наблюдается у по-
рошкового материала, содержащего 8 % Си, что соответствует резуль-
татам исследований [248].
Процессы гетеродиффузии, происходящие при спекании смеси
порошков, приводят к некоторому ухудшению ее свойств, что связано
с образованием диффузионной пористости, уменьшением плотности
материала из-за различия в скоростях диффузии Си в Fe и Fe в Си
[247]. Устранить это можно, используя порошки из сплава Fe - Си
взаимно равновесного состава. При замене порошков металла на
сплав Fe - Си с 8 % Си гетеродиффузия в процессе спекания отсут-
ствует, что устраняет разрыхление границ, рост пористости, а следова-
тельно, и ухудшение свойств материала.
11.9.2.	Твердые смазки, вводимые при пропитке
После выявления основных закономерностей в формировании
структуры порошковых материалов Fe - Си был определен материал
пропитки, служащий твердой смазкой. При вводе пропиткой твердых
смазок в порошковом материале образуется многофазная структура,
соответствующая структурам антифрикционных материалов, широко
используемых для подшипников скольжения. В подшипниковых ма-
териалах (свинцовистой бронзе, алюминиево-оловянистых сплавах)
мягкой структурной составляющей является свинец или олово. Эти
металлы выполняют роль твердой смазки, так как имеют высокую
пластичность из-за низкой температуры плавления и рекристаллиза-
ции. Все они не нагартовываются при деформации. Высокими анти-
фрикционными свойствами обладают и легкоплавкие сплавы (бабби-
ты) на основе этих металлов. Другим распространенным классом ан-
тифрикционных материалов являются сплавы на основе цинка типа
210
ЦАМ и на основе цинка с малым и достаточно большим количеством
алюминия [249]. Так, сплав ЦАМ 9-1,5 обладает достаточно высокой
пластичностью (14—25 %) при пластической деформации 20— 40 %.
Сплавы же цинка с 1,1 %А1ис22%А1 обладают свойствами сверх-
пластичности, что позволяет опробовать их в качестве твердой смазки
в матрице, отличающейся сравнительно высокой твердостью (желез-
ный каркас порошкового материала). Сплавы на основе Zn техноло-
гичны для пропитки, так как имеют низкую температуру плавления и
обладают экологическим преимуществом перед свинцом.
Свинец как твердая смазка используется в бронзах, получаемых
литьем. Применять его в чистом виде в качестве пропиточного мате-
риала для порошкового железа затруднительно. Свинец плохо смачи-
вает железо, и ввод его через поры не происходит самопроизвольно.
Кроме того, он подвержен коррозии. Проводился поиск сплава на
основе свинца с достаточно высокой коррозионной стойкостью и луч-
шей способностью смачивать железо. В качестве присадки к свинцу
использовали олово, которое хорошо смачивает железо (операция лу-
жения), обладает высокой скоростью диффузионной подвижности в
а-железе и его сплавах [250]. Смачиваемость железа сплавами РЬ - Sn
оценивали оптическим способом, определяя контактные углы между
подложкой, на которой образовывалась капля расплава, и поверх-
ностью капли. Результаты исследований показали, что наилучшими
смачивающими свойствами обладает сплав СО5. У сплава РЬ - 5 % Sn
контактный угол меньше 90°, в то время как у чистого свинца он равен
115", что создает благоприятные условия для пропитки этим сплавом
порошкового материала на основе железа.
Придать порошковым материалам антифрикционные свойства,
очевидно, возможно и путем насыщения их неметаллическими эле-
ментами и веществами, которые обладают достаточно высокой актив-
ностью по отношению к матрице самого композита и металлу, состав-
ляющему основу второго контакта. Например, пропитка серой и до-
бавки фосфора позволяют избежать задирообразования при трении
вследствие образования сульфидов и фосфидов металлов пар контак-
тов, появления вторичных структур и устранения, таким образом,
ювенильных поверхностей [251]. Активность металлоидов, сульфидов,
фосфидов и т. д. значительно повышается в процессе подъема темпе-
ратур в узле трения. Известно положительное влияние фосфидов раз-
личных металлов на антифрикционные свойства указанных материа-
лов [252]. Такие составы широко применяют для создания на поверх-
ности металлов фосфатно-окисных пленок, толщина которых нахо-
дится в пределах 1-5 мкм. Защитные свойства указанных пленок вы-
ше, чем окисных, и сохраняются при воздействии температуры при-
мерно 400 °C [253].
Проводилось опробование пропитки порошковых материалов на
основе железа ультрафосфатами марганца (УФМ), алюмохромфосфа-
211
тами (АХФС) и фтором. Ультрафосфат марганца широко использует-
ся в промышленности для получения антифрикционного высокотем-
пературного графита марки АТГ, стойкого к окислению. Выбор спо-
соба ввода в порошковый материал твердой смазки пропиткой создает
условия для беспрепятственного диффузионного взаимодействия
между металлическими частицами при спекании.
I
11.9.3.	Порошковый материал токосъемных элементов
под пропитку легкоплавким сплавом
Упрочнение металлической матрицы композита легированием яв-
ляется одним из направлений повышения износостойкости материа-
ла токосъемного элемента. При использовании в роли легирующего
элемента меди необходимо учитывать ее влияние на образование по-
ристости у порошкового материала на основе железа. Никель вводил-
ся в качестве технологической добавки, улучшающей процесс спека-
ния. Для композиций с 5, 10, 15 и 20 % Си прессование осуществляли
при одном и том же давлении с целью выявления свойств в зависи-
мости от пористости, так как она определялась содержанием меди в
порошковом железе. Композиции с 1,5; 3; 5; 10 и 15 % Си прессовали
при разных давлениях с целью получения материалов определенной
пористости для выявления влияния степени легирования на их
свойства. Спекание осуществляли в проходных печах при 1130 —
1150 °C в атмосфере эццогаза. Пропитку порошковых материалов
сплавом СО5 (95 % РЬ, 5 % Sn) выполняли в автоклаве. Образцы, на-
гретые до 400 — 450 °C, помещали в расплав, температура которого со-
ставляла 450 °C; автоклав герметизировали, создавали невысокий ва-
куум откачкой воздуха (266 - 665 Н/м2); в вакууме для удаления возду-
ха из пор образцы выдерживали в течение 45 - 60 мин. Затем в авто-
клав нагнетался компрессором воздух для создания давления
980,66-104 Н/м2. После выдержки под давлением в течение 10 мин ав-
токлав разгерметизировали и образцы вытаскивали из расплава. Сте-
пень пропитки порошковых материалов оценивалась разницей их
массы до и после пропитки.
Пористость порошковых материалов определяли гидростатиче-
ским взвешиванием. Характер пористости (величину пор, взаимо-
связь между ними, степень заполняемости пор легкоплавкой пропит-
кой и т. д.) определяли металлографическим способом и методом аб-
сорбционной микрорентгенографии. Первым способом получали ин-
формацию о размере пор и степени их заполняемости с поверхности
шлифа, вторым — о порах из объемов материала, удаленных от нее.
Исследованиями порошковых материалов на оптических микро-
скопах и растровом электронном микроскопе JEOL JXA-50A с ис-
пользованием микроанализатора было установлено, что при малом
содержании Си (5 -10 %) в порошковых материалах на основе железа
212
Рис. 11.6. Микроструктура центральных
участков сечения контактных пластин из
порошковых материалов на железной
основе после пропитки сплавом:
а — при 10 % Си; б~ при 15 % Си; в — при 20 % Си
наблюдается равномерное распределение свинца в виде небольших
включений по всей толщине контактных пластин (рис. 11.6). Это сви-
детельствует об открытой пористости таких материалов. У компози-
ции с 15 и особенно 20 % Си свинец в виде крупных включений рас-
пределяется очень неравномерно по поперечному сечению контакт-
ных пластин, сосредотачиваясь в основном в поверхностных слоях.
При 20 % Си в центральных участках сечения пластин свинец практи-
чески отсутствует. В этом случае в порошковом материале образуются
изолированные, не связанные между собой поры.
Результаты исследования пористости порошковых материалов с
использованием адсорбционной микрорентгенографии представлены
в табл. 11.3 и на рис. 11.7.
Та б л и ца 11.3
Характеристики плотности материалов
Содержание в порошко- вом материале Си, %	Пористость материала	Средний размер пор, мкм	Содержание крупных скоплений. %
5	18	1-3	31
10	22,5	2 — 4	34
15	16,8	4-6	21
20	12	10-15	55
213
Рис. 11.7. Микрорентгенограммы непропитанных порошковых материалов на железной
основе. Белый цвет — поры:
а — при 10 % Си; б — при 20 % Си
Как видно из табл. 11.3, увеличение содержания меди приводит к
изменению общей пористости и способствует увеличению среднего
размера пор. При увеличении содержания меди от 5 до 20 % средний
размер отдельных пор возрастает примерно в 10 раз. По мере увеличе-
ния содержания меди в порошковом материале изменяется характер
взаимного расположения пор. Происходит слияние двух и более пор в
одну несплошносгь. После добавления 5 или 10 % Си в материале,
имеющем в основном мелкие, равномерно распределенные поры, на-
блюдается открытая пористость, поскольку практически все поры за-
полнены свинцом. Число мелких пор при увеличении содержания ме-
ди в порошковом материале уменьшается. При 15 % Си, несмотря на
уменьшение открытой пористости, наблюдается еще значительная за-
полняемость пор свинцом после пропитки.
Таким образом, с увеличением содержания меди в порошковом
материале на основе железа сообщающаяся открытая пористость сме-
няется закрытой. Такая закономерность, обусловленная наличием
или отсутствием жидкой фазы (Си), в течение всего процесса спека-
ния или только его части сказывается и на степени насыщения железа
(основы материала) медью. Установлено, что железные частицы мате-
риалов, содержащих 15 и 20 % Си, а следовательно, имеющих жидкую
фазу в течение всего процесса спекания, насыщаются медью больше,
чем железная основа материалов, содержащих 5 и 10 % Си, у которых
жидкая фаза отсутствует на определенной стадии спекания. В первых
материалах железные частички особенно сильно обогащены медью по
границам соприкосновения с ней, но уже на расстоянии 5 мкм от по-
верхности раздела содержание меди в железе резко падает до 8,95 -
7,4 % и сохраняется на этом уровне по всему сечению частиц.
На угольных репликах с помощью электронного микроскопа обна-
ружены изменения в структуре. На железных частицах порошкового
материала, представляющих собой твердые растворы меди в железе,
появляются при травлении полиэдрические зерна. В случае большого
214
количества меди (15 и 20 %) в порошковом железе оно насыщается
медью более полно, и в этом случае полиэдрические зерна по грани-
цам железных частиц с включениями меди видоизменяются, приобре-
тая очертания частиц выделений.
Анализ ударной вязкости порошкового железа в зависимости от
содержания меди (1,5 - 15 %) показал, что при пористости 14 % с уве-
личением ее содержания ударная вязкость по средним показателям
снижается. В случае пористости 20 % с увеличением содержания меди
ударная вязкость повышается и достигает наибольших значений при
15 % Си. Следовательно, с увеличением пористости материалов роль
легирования проявляется в большей степени. Аналогично повыше-
нию пористости у порошковых материалов, изготовленных по данной
технологии, с повышением содержания меди от 5 до 10 % прочность
на разрыв, на изгиб, твердость, а также ударная вязкость уменьшают-
ся; по мере понижения пористости при дальнейшем увеличении со-
держания меди эти механические характеристики материалов повы-
шаются. Таким образом, при содержании в порошковом железе от 5
до 15 % Си влияние пористости перекрывает эффект от легирования.
Пропитка рассмотренных композиций сплавом СО5 несколько
снижает такие механические свойства, как прочность на разрыв, на
изгиб, ударная вязкость, зато приводит к резкому увеличению их твер-
дости.
Антифрикционные свойства порошковых материалов в режиме су-
хого трения в паре с медным контртелом определяли на машине тре-
ния М И по ранее описанной методике (рис. 11.8).
При рассмотрении пористости каркаса установлено, что наилуч-
шими антифрикционными свойствами обладают порошковые мате-
риалы, содержащие от 5 до 10 %
меди. Высокая пористость мате-
риала и ее открытый характер
позволяют вводить значительные
количества твердой смазки: 22 —
24 % РЬ при 5 % Си и 25,6 - 28 %
РЬ при 10 % Си. Свинец в таких
количествах обеспечивает обра-
зование тонкого защитного слоя
на поверхности трения, предот-
вращающего повреждение тру-
щихся тел вследствие задиров и
Рис. 11.8. Износ медного контакта (Л) и
порошкового материала (Л,), его порис-
тость (П) и количество свинца вводи-
мого при пропитке, в зависимости от со-
держания меди в порошковом материале
215
Рис. 11.9. Содер-
жание свинца и
его соединений на
поверхности тре-
ния медного кон-
такта при работе с
пропитанным
сплавом СО5 по-
рошковым мате-
риалом на основе
железа с 10 % Си
(о) и 15 % Си (б)
воздействия абразивов. Количество и распределение свинца и его
окислов на поверхности трения медного контакта оценивалось микро-
анализатором растрового микроскопа JEOL JXA (рис. 11.9, а). При
пропитке материала, содержащего 15 % Си, вводится меньшее количе-
ство РЬ (10 - 19 %); защитные свойства пленки свинца и его окислов
снижаются, износ медного контакта увеличивается. Количество свин-
ца и его окислов на поверхности в этом случае значительно меньше
(рис. 11.9, б). Еще больше износ медного контакта и самого порошко-
вого материала при увеличении содержания в нем меди до 20 %. В этом
случае вследствие закрытой и низкой пористости при пропитке в ком-
позит вводится 2,7 - 8,6 % РЬ. При этом защитный слой не образуется,
и медный контакт' сильно повреждается в результате схватывания и
воздействия абразивов — перенаклепанных частиц металла.
Таким образом, для предотвращения повреждения поверхностей
трения и достижения малых износов количество твердой смазки (РЬ)
должно быть более 20 %. Материалы с 5 и 10 % Си, содержащие более
20 % РЬ, обладают высокими антифрикционными свойствами, но в то
же время имеют низкие механические характеристики (рис. 11.10).
Для контактных пластин был выбран порошковый материал с 15 %
216
Рис. 11.10. Прочность при
растяжении ср, ударная вяз-
кость а, прочность на изгиб
с„, и твердость по Бринел-
лю порошковых материалов
на основе железа с 1 % Ni
после пропитки сплавом
СО5 в зависимости от со-
держания в них меди
Си, так как он сочетал в себе сравнительно высокие механические и
антифрикционные свойства. С целью уточнения влияния пористости
на комплекс физико-механических свойств порошкового материала
на основе железа с 15 % Си были изготовлены прессованием образцы,
имеющие пористость 16, 20 и 24 %, так как при массовом произ-
водстве пластин разброс плотности их материала может колебаться в
достаточно широких пределах. Увеличение пористости от 16 до 24 %
приводит к монотонному снижению механических характеристик
(рис. 11.11). Уровень свойств при наибольшей пористости достаточно
высок, что позволяет для ввода большого количества твердой смазки
стремиться к меньшей плотности выбранного материала.
Была освоена технология изготовления контактных пластин состава,
обусловленного результатами проведенных исследований шихты с
Рис. 11.11. Прочность на растя-
жение Ср, на изгиб Сизг и удар-
ная вязкость порошкового ма-
териала на основе железа с 1 %
Ni и 15 % Си в зависимости от
пористости до (сплошные кри-
вые) и после (штриховые) про-
питки сплавом СО5
217
15 % Си, 1 % Ni, остальное Fe. В среде водорода муфельных электриче-
ских печей проводилось спекание на графитовых поддонах порошковой
ленты — корпуса контактных пластин при температуре 1150±25 °C в те-
чение 3 - 3,5 ч. Столь длительная выдержка спекания необходима для
выравнивания свойств пластин по длине и во всех садках, спекаемых
одновременно в одном контейнере, так как муфельные печи не обеспе-
чивают постоянство температуры в различных частях контейнера.
11.9.4.	Повышение антифрикционных свойств путем
ввода активных твердых смазок
Исходя из представления о процессах в материалах на поверхности
трения, осуществляли мероприятия, направленные на дальнейшее по-
вышение антифрикционных свойств контактных пластин путем про-
питки порошкового материала на основе железа, содержащего 15 %
Си, другими твердыми смазками.
Исследовали антифрикционные свойства этого материала после
пропитки водными растворами ультрафосфатов марганца (УФМ) и
водными растворами алюмохромфосфатов (АХФС). Определяли, воз-
можно ли повысить с помощью первоначальной пропитки водными
растворами солей антифрикционные свойства порошкового материа-
ла, пропитанного затем сплавом свинца с 5 % олова.
Материал на основе железа, обеспечивающий сравнительно высо-
кие свойства токосъемных элементов, исследовали на износ после
пропитки различными твердыми смазками.
Ультрафосфат марганца вводили в виде раствора, содержащего
Мп(Н2РО4)2 (ТУ-6-09-167 - 76) и фосфорную кислоту Н3РО4 (ГОСТ
6552) при отношении содержания Мп к Р, равном 1:3. Исследование
режима получения этого материала показало, что на содержание уль-
трафосфата MnOl,5P2Os в основном оказывает влияние лишь кон-
центрация раствора, поэтому продолжительность откачки воздуха из
автоклава (30 мин) и выдержка под слоем раствора (5 - 10 мин) были
одинаковы во всех случаях.
Пропитанный материал подвергался термообработке в муфельной
печи в засыпке из кокса при постепенном повышении температуры от
20 до 200 °C со скоростью 25 °C в час. Пропитка образцов насыщен-
ным раствором (плотность 1,439-103 кг/м3) обеспечивала содержание
МпО-1,5Р2О5 в материале, равное 1,2 - 2 %. Разбавление насыщенного
раствора водой в 10, 100 и 1000 раз уменьшало количество его в мате-
риале соответственно до 0,8 - 1,3%; 0,2 - 0,8 и 0,05 - 0,1 % в зависи-
мости от пористости.
Антифрикционные испытания порошковых материалов с различ-
ным содержанием УФМ проводили в режиме сухого трения при тем-
пературах до 600 °C на машине торцового трения в паре со сталью
марки ХВГ при скорости 4,5 м/с и нагрузке 490 Па. С ростом темпера-
218
Рис. 11.12. Зависимость интенсивности изнашивания порошкового материала на основе
железа с 15 % Си, пропитанного раствором УФМ (а) и АХФС (б), от температуры окру-
жающей среды:
/— без пропитки; 2— пропитка насыщенным раствором УФМ; 3— 50 %-ным раствором; 4- 10 %-ным
раствором; 5— 1 %-ным раствором: 6— 0.1 %-ным раствором
туры от 100 до 600 °C коэффициент трения исходного материала (Fe -
Си) монотонно падает с 0,57 до 0,41, а интенсивность изнашивания в
интервале температур 100 — 300 "С вначале уменьшается, а затем на-
чинает возрастать (рис. 11.12).
Трение на воздухе резко интенсифицирует процесс окисления, а
дополнительное механическое воздействие (деформация) увеличивает
толщину окисного слоя в 200 раз [254]. Образующиеся окисли Fe зна-
чительно снижают сдвиговую прочность в зоне контакта и уменьша-
ют адгезионную составляющую силы трения. Снижение интенсив-
ности изнашивания можно связать с образованием пленки окисла
FejOs, которая предохраняет поверхность от повреждения благодаря
своим сравнительно высоким механическим свойствам. По мере уве-
личения температуры механизм окисления меняется: растет толщина
окисной пленки, прочность ее уменьшается, под действием сил тре-
ния она отделяется в виде продуктов износа и оголяет участки
металла, способные схватываться с контактом.
Пропитка УФМ предотвращает появление ювенильных поверхно-
стей при трении и таким образом уменьшает интенсивность изнаши-
вания материала в 2 - 4 раза. Известно, что ультрафосфаты при нагре-
ве выделяют фосфорный ангидрид Р2О_5 [255], который взаимодей-
ствует с порошковым материалом и противоположным контактом,
образуя защитные пленки фосфатов. Таким образом, контакт металл —
металл предотвращается, что исключает возможность схватывания, и
материал приобретает противозадирные свойства.
В то же время в результате адсорбции ангидрида в зоне трения
уменьшается адгезионная связь между кристаллами, облегчается упру-
гая деформация поверхностного слоя (эффект Ребиндера). Это приво-
дит к улучшению прирабатываемое™ пар трения и увеличению пло-
щади фактаческого контакта. Рост коэффициента трения при повы-
219
шении содержания в материале УФМ связан с этим явлением. Опти-
мальным является количество УФМ, равное 0,2 - 1,0 %.
При пропитке, длящейся 5 мин, фосфорная кислота не оказывает
разрушающего действия на железный каркас, т. е. такая пропитка не
сказывается на прочностных характеристиках материала. Механиче-
ские испытания подтвердили это.
Исследовали влияние добавок алюмохромфосфатов (АХФС) на ан-
тифрикционные свойства порошкового материала. Соединение АХФС
получается в результате взаимодействии фосфата алюминия с фосфа-
том хрома, а также нейтрализации кислотой гидроокиси алюминия и
соединений трехвалентного хрома.
Введение АХФС осуществлялось пропиткой в автоклаве, из кото-
рого откачивали воздух до остаточного давления (6МЗ)102 Па. Затем
в автоклав подавали раствор АХФС и выдерживали изделие при дав-
лении под его слоем в течение 5-10 мин (в зависимости от размеров
изделия). Исследования показали, что пропитка порошкового мате-
риала насыщенным раствором АХФС (плотность раствора 1,82 г/см3)
обеспечивает содержание в материале 2 % АХФС по массе. Разбавле-
ние насыщенного раствора водой в 2 раза, 5, 10, 100 и 1000 раз умень-
шает содержание АХФС в материале соответственно до 1,4 %; 0,7; 0,4;
0,15 и 0,05 % по массе. Пропитанные образцы подвергали термообра-
ботке и испытаниям на износ в том же режиме и по той же методике,
что и при пропитке УФМ.
Было установлено (рис. 11.12), что с ростом температуры от 100
до 600 °C коэффициент трения монотонно падает с 0,57 до 0,41, а ин-
тенсивность изнашивания, достигнув минимума при 300 °C, затем
возрастает. Изменение этих характеристик, очевидно, связано с теми
же процессами и явлениями на поверхностях трения, что и при про-
питке УФМ.
Высушенная добавка АХФС представляет собой подобие стекла и,
покрывая поверхность каркаса материала, защищает его от окисле-
ния, в результате чего повышается износостойкость материала. Кро-
ме того, фосфатная пленка предотвращает возможность образования
металлических связей в контакте и замены их примерно в 30 раз бо-
лее слабыми межмолекулярными ван-дер-ваальсовыми связями. Это
также положительно сказывается на износостойкости, так как исклю-
чается возможность схватывания. В порошковом материале опти-
мальным оказалось содержание АХФС в пределах от 0,05 до 2 % по
массе.
Аналогичные исследования порошковых материалов были прове-
дены при их фторировании с помощью газовой фазы. В автоклав по-
сле вакуумирования нагнетался газообразный фтор, в результате чего
на поверхности пор образовывались фториды Fe и Си, которые при
трении предотвращали схватывание поверхностей. Пропитка порош-
ковыми материалами УФМ, АХФС и фтором с последующей пропит-
кой легкоплавким сплавом СО5 позволила повысить антифрикцион-
ные характеристики пары трения: они возросли на 20 - 30 % по срав-
нению с получаемыми при пропитке только сплавом СО5.
Оценивалась возможность использования в качестве твердых сма-
зок цинковых сплавов. Пропитке цинковыми сплавами подвергался
порошковый материал на основе Fe с 1 % Ni и 9 % Си, в котором не
обнаруживалась структурно-свободная медь, способная при пропитке
взаимодействовать с цинком и образовывать латуни. Для сравнения
этот материал пропитывали и сплавом СО5. Пропитка велась в авто-
клаве при температуре от 460 до 550 °C в зависимости от состава спла-
ва под давлением 588-104 Н/м2. Привесы после пропитки и металло-
графические исследования позволили сделать заключение, что по-
рошковый материал пропитывался полностью (привес 21 - 24,5 %).
Антифрикционные исследования проводили на машине трения МИ
без смазки при давлении 0,7 МПа в паре с медным контактом при
длине пути перемещения 2512 м по ранее описанной методике.
Увеличение твердости, уменьшение пластичности твердой смазки
отрицательно сказались на совместимости пары трения порошковый
металл на основе железа — медный контакт. Совместимость пары тре-
ния при пропитке порошкового материала цинковыми сплавами
ухудшалась также и из-за того, что цинк образует с медью довольно
обширную область твердых растворов, что способствует схватыванию
этих металлов при трении. Отсутствие на поверхности трения защит-
ных слоев, препятствующих непосредственному взаимодействию пар
трения, приводит к значительным повреждениям медного контакта,
его интенсивному износу. Металлографическими исследованиями
было подтверждено, что наиболее интенсивно (в 6 - 7 раз) структур-
ным изменениям подвергаются приповерхностные слои медного
контакта при работе его в паре с порошковым материалом, пропи-
танным цинковыми сплавами. При вводе в порошковый материал
твердых смазок в виде более пластичных сплавов (на основе РЬ) на-
блюдается совместимость трущейся пары. В случае отсутствия мяг-
кой фазы в гетерогенной структуре порошкового материала износ
медного контакта высок, несмотря на образование вторичных
структур на поверхностях трения (пропитка порошкового материа-
ла УФМ, АХФС и фтором).
11.10.	Антифрикционные свойства порошковых пластин
и их характеристики
Гетерогенная структура материала контактных пластин отвечает
требованиям, предъявляемым к антифрикционным материалам для
подшипников скольжения. По аналогии с ними порошковый мате-
риал контактных пластин имеет пластичную структурную состав-
ляющую в виде сплава на основе свинца, выполняющую роль твер-
221
дой смазки. Однако в структуре материала пластин есть и суще-
ственные отличия. Материал контактных пластин на основе железа
имеет более твердую матрицу, чем сплавы подшипников скольже-
ния (Си - Pb, Al - Sn). В то же время первые работают в паре с ме-
нее твердой медью провода, а вторые — с более твердой сталью или
чугуном вала. В связи с этим у каждой из рассмотренных пар трения
различен механизм подачи мягкой структурной составляющей на
трущиеся поверхности. В подшипниковых материалах в результате
пластической деформации матрицы происходит выдавливание плас-
тической структурной составляющей на поверхность трения. Матри-
ца железной основы порошкового материала пластин при взаимо-
действии с пластичной медью не претерпевает существенной плас-
тической деформации.
Металлографическими исследованиями приповерхностных слоев
подтверждено, что износ железной основы гетерогенной структуры
происходит по выступающим частям каркаса порошкового материала
без его значительной деформации, что могло бы послужить причиной
выдавливания мягкой структурной составляющей на поверхность тре-
ния. Появление пластичной структурной составляющей на поверх-
ности трения при низких температурах может быть связано с частич-
ным выделением ее в результате упругой деформации матрицы или
вытеснением из вкраплений твердой смазки в структуре порошкового
материала неровностями медного контакта. К этому приводит также
износ железной матрицы, а в некоторых случаях выкрашивание от-
дельных частиц железа, имеющих более низкую прочность взаимных
связей. Упругая деформация матрицы мала, и количество выделив-
шейся смазки недостаточно для обеспечения трения без повреждения
поверхностей.
Отсутствие значительного схватывания при наличии не менее 10 %
РЬ в порошковом материале указывает на иные механизмы поступле-
ния твердой смазки на поверхности трения. При неблагоприятном
стечении обстоятельств, связанном с жесткостью матрицы и малым
количеством твердой смазки, износ трущихся деталей не увеличивает-
ся в значительной степени благодаря гетерогенной структуре одной из
деталей контакта и практически неизменяющемуся механизму вза-
имодействия выступов каркаса с медным контактом при увеличении
твердости порошкового материала после пропитки. Многофазная
структура порошкового материала сама по себе уже препятствует ла-
винообразному процессу схватывания металлов поверхностей трения,
происходящему при гомогенной структуре.
Экспериментально было установлено, что если схватывание возни-
кает между какой-либо фазой гетерогенной структуры порошкового
материала и медным контактом, то образуется микрозадир, ограни-
ченный размером площади этой фазы: дальше задир не распростра-
няется. На приборе ПМТ-3 вместо алмазной пирамидки закрепляли
222
индентор из меди с сечением и заточкой контактной поверхности до
такой площади, которая была бы соизмерима с площадью отдельных
фаз гетерогенной структуры порошкового материала (100 - 200 мкм).
Под нагрузкой 1 Н индентор скользил по поверхности шлифа порош-
кового материала, состоящего из включений практически чистого же-
леза, меди, сплавов РЬ с Sn и пор, не заполненных при пропитке. При
увеличении х500 оценивалась повреждаемость поверхности отдель-
ных фаз. Наблюдались схватывание и повреждаемость медных вклю-
чений, а на железных включениях появлялось очень слабое омеднение.
Когда индентор проходил через включения твердой смазки, происхо-
дило ее вытеснение из-под индентора, что соответствует механизму
выделения свинца на поверхности трения в результате взаимо-
действия микронеровностей медного контакта с порошковым мате-
риалом. Такое защитное действие свинца, входящего в состав порош-
кового материала, проявляется при режимах работы, не сопровож-
дающихся сильным нагревом поверхностей трения.
Повышение скорости относительного скольжения трущихся дета-
лей, пропускание тока через скользящий контакт значительно влияют
на процессы в узле трения. Прежде всего сказывается влияние тепло-
вой энергии, выделяющейся в поверхностных слоях трущихся тел.
При высоких температурах идет процесс выделения свинца на поверх-
ности трения вследствие его расплавления.
11.10.1.	Совместимость трибосистемы контактов
в зависимости от прочности порошковых
токосъемных элементов и количества твердой
смазки в них
Работоспособность трущейся пары контактов определяется не
только количеством твердой смазки, но и прочностными характери-
стиками железного каркаса.
Исследованиями антифрикционных характеристик порошковых
материалов на основе железа с 15 % Си при различной пористости бы-
ло установлено, что чем выше после пропитки содержание в них твер-
дых смазок, тем значительнее улучшение износных характеристик
этих материалов (рис. 11.13). Аналогичная закономерность была уста-
новлена и для порошковых материалов, содержащих 5 % Си. Исполь-
зование порошковых материалов на основе железа с 5 и 15 % Си при
пористости 24 - 29 % приводит к меньшему износу пар трения, чем
применение тех же материалов, но с пористостью 16 - 18 %. У порош-
кового материала с 5 и 15 % Си при пористости 24 - 29 % количество
свинца после пропитки достигает соответственно 27 - 28 и 19 - 20 %.
Разное количество свинца в составе материалов при одинаковой их
пористости объясняется появлением закрытой пористости у материа-
лов с большим содержанием меди.
223
0,23
0,05
0,04
0,03
0,02
0,01
0,01
0,02
0,05
Рис. 11.13. Износ медного контакта и
контактных пластин из порошковых ма-
териалов в зависимости от их пористости
и дополнительного легирования:
1,2— материал 15 % Си, остальное Fe при по-
ристости соответственно 15,8 - 16,5 и 23,5 - 24 %
и содержании после пропитки 14,1 - 14,4 % РЬ
и 19,5 - 20 % РЬ; 3,4— материал 5 % Си,
остальное Fe при пористости соответственно
16 - 18 и 24 - 29 % и содержании после пропит-
ки 19,3 - 20 % РЬ и 27,4 - 27,8 % РЬ; 5- мате-
риал 5 % Си, 1% Р, остальное Fe при пористос-
ти 20,6 - 24,0 % и содержании после пропитки
24 - 26 % РЬ; 6 - 22 % Си, 1 % Ni, 7 % РЬ, 2 % BN,
остальное Fe
Несмотря на то что в порошковых материалах с 15 % Си содержит-
ся меньше твердых смазок, чем в материалах с 5 % Си, антифрикци-
онные свойства первых выше, чем вторых. Здесь проявляется влияние
прочности матрицы порошкового материала на износные характери-
стики пар трения (см. рис. 11.11). В этом случае продукты износа кар-
каса порошкового материала в меньшей степени повреждают абразив-
ным воздействием медный контакт. Увеличение прочности порошко-
вого материала, содержащего 5 % Си, вследствие легирования фосфо-
ром (1 %) позволяет уменьшить его износ практически в 2 раза при
увеличении износа медного контакта (см. рис. 11.13). Снижение проч-
ности матрицы порошкового материала даже при большом содержа-
нии меди в случае ввода в него твердых смазок через шихту приводит
к интенсивному износу пары трения (см. рис. 11.13, износ материала
контактных пластин марки ВЖ1).
Для более полного понимания процессов, происходящих в сколь-
зящем контакте, была исследована степень шероховатости поверхно-
стей трения у медных контактов, работавших с различными порошко-
выми материалами. Шероховатость определяли с помощью профило-
графа-профиломера модели 201; замер шероховатости проводили в
четырех местах поперек поверхности скольжения. Результаты измере-
ний были обработаны по ГОСТ 2.309. Данные исследований пред-
ставлены в табл. 11.4.
Наряду с пластической деформацией медного контакта при микро-
резании, вызываемом воздействием абразивов — выступов железного
каркаса и свободных частиц, отделившихся от тел трения, на его по-
верхности возникает одновременно еще ряд явлений, способствую-
щих деформации приповерхностных слоев и их разрушению. При
скольжении происходит пластическая деформация поверхностных
слоев металла под действием нормальных и тангенциальных сил. На-
блюдаются микросхватывание поверхностей, а также процессы, свя-
занные с выделением тепла при трении. В поверхностных слоях мед-
ного контакта в зависимости от интенсивного протекания указанных
224
процессов реализуется тот или иной характер распределения струк-
турных изменений по глубине приповерхностного слоя. На нагартов-
ку и разупрочнение металла при нагреве в значительной степени ока-
зывают влияние прочность и твердость железного каркаса порошко-
вого материала, а также наличие на поверхности защитного слоя смаз-
ки, обладающего той или иной несущей способностью. Для более глу-
бокого изучения наблюдаемых процессов, выявления природы со-
вместимости пар трения были проведены рентгеноструктурные иссле-
дования приповерхностных слоев медного контакта, работавшего с
различными порошковыми материалами. Оценивались структурные
изменения металла у поверхности трения. Съемку образцов, вырезан-
ных из медного контакта, подвергшегося испытаниям на износ, про-
водили на дифрактомере ДРОН-2,0 в КСо-излучении при послойном
стравливании металла с поверхности трения.
Необходимо отметить, что независимо от химического состава и
пористости порошковых материалов, а следовательно, и количества
твердой смазки (РЬ) в них величина слоя, подвергавшегося структур-
ным изменениям, в медном контакте одинакова и составляет 250 -
300 мкм (рис. 11.14, 11.15, 11.16). Независимо от всех перечисленных
факторов слои металла, находящиеся ближе всего к поверхности тре-
ния, наклепываются. Несмотря на присутствие твердой смазки, это
происходит в результате пластической деформации под воздействием
порошковых материалов. Глубина наклепанных слоев колеблется от
0,02 до 0,04 мм.
Таблица 11.4
Характеристики состояния поверхности медного контакта после работы в паре
с порошковыми материалами различного состава
Химический состав порошковых материалов		Характеристики шероховатости поверхности				
до пропитки	содержа- ние РЬ, %, после пропит- ки	Класс чистоты	Яа - сред- нее арифме- тическое от- клонение профиля, мкм	/?тах- наи- большая высота не- ровностей профиля, мкм	«Уш — средний шаг не- ровностей профиля, мкм	Протяженность широких, глубо- ких выемов в по- перечном сече- нии поверхности, мкм
5 %Cu. 1 % Ni, 1 % Р. остальное Fe	24-26	5	4,15	33,0	203	15,0
5 % Си, 1 % Ni. остальное Fe	27,7	6	2,3	15,5	150	-
5 % Си, 1 %Ni, остальное Fe	15,8- 16,6	4	7,8	42,3	193	30.5
15 % Си, 1 % Ni, остальное Fe	19,5- 20	6	2,2 .	20,0	107	10,0
15-1302
225
Рис. 11.14. Изменение физического уши-
рения 13 от плоскости (222) по глубине h
приповерхностных слоев медного контак-
та, работавшего в паре с порошковым ма-
териалом 5 % Си, 1 % Ni, 1 % Р, остальное
Fe с 24 — 26 % РЬ после пропитки:
а — резкое изменение нагартованного
состояния; б — постепенное изменение нагарто-
ванного состояния
Рис. 11.15. Изменение физического уши-
рения В от плоскости (222) по глубине h
поверхностных слоев медного контакта,
работавшего с порошковым материалом
5 % Си. 1 % Ni, остальное Fe, который
после пропитки содержал 27,7 % РЬ (о) и
19-20% РЬ (б)
Наиболее интенсивный наклеп наблюдается у самых поверхност-
ных слоев медного контакта при взаимодействии с порошковым мате-
риалом, содержащим 5 % Си и 1 % Р (уширение (8,5-f 10,5)-10рад).
За сильно наклепанным слоем на глубине 30 мкм расположен слой с
резким спадом наклепа (уширение (1,54-3,0)-10“’ рад) (см. рис. 11.14).
Гораздо меньше нагартовываются поверхностные слои медного кон-
такта при работе с таким же порошковым материалом, но не легиро-
ванным фосфором. Это наблюдается при практически одинаковом
содержании в них свинца (см. рис. 11.15). Здесь просматривается
Рис. 11.16. Изменение физического уширения В от плоскости (222) по глубине поверх-
ностных слоев медного контакта, работавшего с порошковым материалом 15 % Си, 1 %
Ni, остальное Fe, который после пропитки содержал 15,8 % РЬ (а) и 19,5 — 20 % РЬ (6)
226
влияние свойств матрицы порошкового материала на изменение
структуры медного контакта.
Влияние количества твердой смазки, присутствующей в порошко-
вом материале, также проявляется в структурных изменениях медного
контакта (см. рис. 11.16) [256]. Интенсивный наклеп приповерхност-
ных слоев медного контакта обусловлен более облегченным движени-
ем линейных дефектов кристаллической решетки в приповерхност-
ном слое, чем в его внутренних объемах. Слой с повышенной плот-
ностью дислокаций у поверхности тормозит развитие объемной де-
формации, и все изменения происходят в самых поверхностных слоях
[257]. К такому же эффекту по выходу дефектов кристаллической ре-
шетки на поверхность приводят окисные и гидроокисные пленки, от-
личающиеся по структуре от материалов пар трения [258]. Это особен-
но проявляется при динамическом нагружении, когда наблюдается
большая плотность дислокаций в поверхностном слое и меньшее их
распространение вглубь от нее [259].
Проведенными рентгеновскими исследованиями с использовани-
ем метода косого пучка [36] делалась попытка выявить состояние са-
мых поверхностных слоев медного контакта. Согласно работе [260], в
результате многократного взаимодействия пар трения происходит
аморфизация этих слоев. Разрыхление, большое количество вакансий
в поверхностном слое облегчают перемещение атомов, при этом в ре-
зультате различных перепадов концентраций коэффициенты диффу-
зии увеличиваются на несколько порядков по сравнению со значе-
ниями их в обычных условиях [261]. Кроме того, если учитывать, что
трение сопровождается импульсными нагружениями, этот процесс
должен характеризоваться массопереносом [262]. Диффузия легирую-
щих элементов из областей с неискаженной решеткой в напряженный
поверхностный слой приводит к его структурным изменениям [263,
2641. В связи с обеднением инородными атомами подповерхностного
слоя разупрочнение его при нагреве облегчается, что и было уста-
новлено исследованиями.
Поверхностные слои медного контакта интенсивно наклепываются
при взаимодействии с порошковым материалом (1 % Ni и 15 % Си,
остальное Fe), имеющим пористость 15,8 - 16,5 % и содержащим после
пропитки 14,3 % РЬ. Нагартовка поверхностных слоев медного контак-
та более чем в 2 раза меньше в случае увеличения пористости порошко-
вого материала до 23,3 - 24 % и соответственно ввода в его состав после
пропитки 19,5 - 20 % РЬ (см. рис. 11.15 и 11.16). Таким образом твердая
смазка предохраняет медный контакт от воздействия порошкового ма-
териала. В первом случае уровень нагартовки меди резко падает до глу-
бины 20 мкм, а затем плавно уменьшается до исходного в наклепанном
состоянии медного контакта, в то время как во втором — на глубине
6 мкм наблюдается разупрочнение (см. рис. 11.16). Такое же состоя-
ние металла наблюдалось в медном контакте и при взаимодействии его
227
с порошковым материалом, содержащим 5 % Си без фосфора, но с
большим количеством РЬ (19 - 27 %) (см. рис. 11.15).
Следовательно, разупрочнение медного контакта под поверхност-
ным, умеренно нагартованным слоем (уширение (4-^4,8)-10 ’ рад) про-
является только при достаточном количестве твердой смазки на поверх-
ности трения. В этом случае слой смазки предохраняет от интенсивного
наклепа более глубокие слои, которые разупрочняются под действием
тепла, выделяющегося в процессе трения. При малом количестве твер-
дой смазки разупрочненный слой медного контакта нагартовывается
под воздействием контакта из порошкового материала. В первом случае
при нарушении слоя смазки, если наступает схватывание, несмотря на
отрицательный градиент свойств [41] поверхностных слоев, поврежде-
ние распространяется на небольшую глубину (до 0,3 мм), и оно более
вероятно, так как возможно нарушение тонкого слоя смазки.
11.10.2.	Макротвердость порошковых контактов
и износ медного контакта
Пропитка порошковых материалов легкоплавкими сплавами значи-
тельно повышает их макротвердость (см. рис. 11.10). Известно, что с по-
вышением твердости одной из составляющих пары трения сопряженное
с ней тело подвергается большему износу [209]. Действительно, в этом
можно убедиться, рассмотрев рис. 11.13, на котором представлены изно-
сы пар трения с использованием порошкового материала на основе Fe с
5 % Си, легированного фосфором и не легированного им. Легирование
фосфором повышает твердость материала до пропитки на 300 МПа, по-
сле пропитки на 220 МПа, что приводит к увеличению износа медного
контакта и уменьшению износа порошковой композиции. Мик-
ротвердость железного каркаса при вводе фосфора повышается с 1600
до 2100 МПа, а макротвердость после пропитки достигает 1640 МПа.
Твердость по Бринеллю медного контактного провода находится в
пределах 1050 - 1200 МПа, а контактных пластин марки ВЖЗП, про-
питанных сплавом СО5, как правило, в пределах 1050 - 1600 МПа при
среднем значении 1230 МПа. Столь значительное повышение твер-
дости пластин при пропитке (твердость до пропитки 700 — 950 МПа)
вызвало необходимость определить влияние твердости пластин на из-
нос контактного провода.
Испытаниям на машине МИ в режиме сухого трения при нагрузке
0,7 МПа по ранее описанной методике подвергались порошковые
материалы пластин ВЖЗП, отличающиеся твердостью и содержани-
ем свинца.
Результаты испытаний на пути 2,5 км представлены на рис. 11.17 в
виде диаграмм износов. Приведены средние значения износов трех-
четырех образцов. Несмотря на то что твердость пластин при пропит-
ке значительно повышается, износ медного контакта и самих порош-
228
И Износ пластин □ Твердость
Рис. 11.17. Износ медного контакта и порошковых контактных пластин (15 % Си, 1 %
Ni, остальное Fe, пропитка сплавом СО5) в зависимости от твердости и количества
свинца в их составе
ковых материалов практически не изменяется, если Содержание свин-
ца в пластинах не ниже 10 %. В случае снижения содержания свинца
до 6 % износ пары трения резко возрастает. Износ медного контакта
практически не зависит от макротвердости контактных пластин, на
него влияет содержание в них свинца.
Повышение содержания свинца снижает схватывание. Потенци-
альные антифрикционные свойства пластин определяются увеличе-
нием (привесом) их массы после пропитки сплавом СО5, которое от-
ражает количество свинца, введенного пропиткой. Были проведены
исследования пластин с различным количеством введенного свинца с
целью определения его предельного значения, при котором обеспечи-
вается совместимость трибосистемы. Материал пластин с привесом
12 - 13,5 %, 14,5 - 15,5, 17 - 18, 18,5 - 21, 23 - 25 % и соответственно
с количеством свинца, определенным химическим анализом, — 11,2 —
11,63 %, 13 - 14,2, 14,5 - 15, 16 - 16,5, 19 - 21 % испытывали на износ
в режиме сухого трения на машине МИ в паре с медным контактом
при давлении 0,7 МПа по ранее описанной методике.
Результаты испытаний приведены на рис. 11.18, из которого видно,
что материал пластин с привесом 12 - 13,5 % имеет низкие антифрик-
ционные свойства. Увеличение привеса пластин после пропитки до
14,5 - 15,5 % значительно снижает процесс схватывания, и только по-
вышение привесов до 23 - 25 % (19 - 21 % РЬ) приводит к существен-
ному снижению износа трущейся пары.
Характер взаимодействия скользящих контактов с невысоким со-
держанием свинца (11 - 14 %) видоизменяется в зависимости от про-
должительности их работы. В начальный момент, в период приработ-
ки, трение при низком содержании РЬ в пластине сопровождается
229
Рис. 11.18. Износ
контактов при по-
рошковом материа-
ле, содержащем
15 % Си, 1 % Ni,
остальное Fe, в за-
висимости от его
привесов после
пропитки сплавом
СО5.
/ и 2 — износ на пути
соответственно 2,5 и
7,5 км
] В приработочный период
I ] При установившемся трении
схватыванием и повреждением медного контакта задирами. В даль-
нейшем износ медного контакта снижается вследствие уменьшения
схватывания из-за переноса твердой смазки на его поверхность.
При установившемся режиме трения износ пар трения с увеличе-
нием содержания РЬ от 11,4 до 13,6 % (привес — с 12,7 до 15 %) суще-
ственно снижается. В случае содержания в пластинах 11,4 % РЬ износ
в приработочный и установившийся периоды остается практически
на одном и том же уровне. С увеличением содержания свинца в по-
рошковом материале уменьшается износ обеих составляющих пары
трения как в приработочный, так и в установившийся период трения.
При этом наблюдается постепенное исчезновение различия износа
контактов в эти периоды работы. В случае привеса пластин 23 - 25 %
износ обеих составляющих пары трения уже неразличим как в прира-
боточном, так и установившемся режиме.
Таким образом, чем выше привес пластин после пропитки, тем
лучше их антифрикционные характеристики. Нижним пределом при-
веса, не вызывающим интенсивного износа, можно считать 17 %, так
как в случае привеса пластин 15 % в установившемся режиме уже зна-
чительно снижается износ пары трения. Наличие на контактном про-
230
воде политуры позволяет уменьшить опасность повреждаемости его
задирами при взаимодействии с пластинами, привес которых после
пропитки не ниже 17 %.
Отсутствие различия в износе в приработочный и установившийся
периоды работы трущейся пары с большим содержанием свинца в по-
рошковом материале позволяет сделать вывод о том, что в начале вза-
имодействия, когда давление в контакте из-за его дискретности велико,
схватывания не происходит благодаря обильному поступлению свинца
на поверхности трения. В этом случае особенно наглядно проявляется
способность свинца как твердой смазки образовывать защитные слои
на поверхностях трения. При малых количествах свинца (привес плас-
тин 12,7 -15 %) нормальный режим трения устанавливается только по-
сле достаточного поступления его из порошкового материала в процес-
се износа и равномерного покрытия им поверхности медного контакта.
11.10.3.	Электрофрикционная теплостойкость
контактных пластин, роль твердой смазки
при окислительном износе
Определялась возможность нормального токосъема при больших
скоростях скольжения и значительных нагревах пластин. Антифрик-
ционные свойства и контактные электрические характеристики по-
рошковых материалов (15 % Си, 1 % Ni, остальное Fe; 22 % Си, 1 %
Ni, 7 % РЬ, 2 % BN, остальное Fe) и медных монолитных пластин оце-
нивались по методу электрофрикционной теплостойкости на машине
трения МТТЭ-1 со схемой торцевого трения втулок. В этом случае
основные параметры (коэффициент трения, интенсивность изнаши-
вания, переходное сопротивление) анализировали в функции темпе-
ратуры. Использование температуры контакта в качестве определяю-
щего параметра при оценке фрикционных свойств материалов элек-
трических скользящих контактов обусловлено реальными условиями
эксплуатации, при которых максимальная температура на поверх-
ности трения может достигать в макрослое 400 - 500 °C. Испытания
материалов по данному методу осуществляли при различных скоро-
стях в режиме сухого трения, нагрузке 0,2 МПа в паре с медным кон-
тактом, имитирующим контактный провод. Через контакт пропускали
постоянный ток 75 А. Методика проведения испытаний предусматри-
вала кратковременное взаимодействие контактов (30 мин) при каждой
скорости. Результаты испытаний представлены на рис. 11.19, а и б.
Анализ приведенных данных показывает, что при постоянной
плотности тока для всех испытанных пар трения пропитка легкоплав-
кими сплавами способствует существенному снижению интенсив-
ности изнашивания контактов. Особенно это проявляется при низких
температурах (мала скорость скольжения), когда еще не развился
окислительный износ. При наличии в составе пластин твердой смазки,
231
Рис. 11.19. Зависимость интенсивности износа /от температуры скользящего контакта
при различных скоростях скольжения и постоянной плотности тока (25 А/см2):
1. Г - порошковый материал 15 % Си. I % Ni, остальное Fe соответственно без пропитки и с про-
питкой сплавом СО5; 2, 2' — медный контакт соответственно с порошковой пластиной непропитан-
ной и пропитанной; 3, /'—порошковый материал 22 % Си, 1 % Ni, 7 % РЬ, 2 % BN, остальное Fe со-
ответственно без и с пропиткой сплавом СО5
введенной в шихту, отмечается более низкий уровень интенсивности
изнашивания медного контакта, чем у непропитанного материала
пластины, в котором смазка полностью отсутствует. Ввод в материал
пластин твердой смазки через шихту с дополнительным вводом смазок
пропиткой мало изменяет износ медного контакта. Следовательно,
пропитка их нецелесообразна.
По мерс развития окислительного износа с повышением темпера-
туры контактов износ пар трения с пластинами на железной основе
падает [265, 266], роль твердых смазок при этом снижается.
Различие в изменении коэффициентов трения у пропитанных и
непропитанных порошковых материалов на основе железа обусловле-
но увеличением площади контакта у пропитанных материалов в связи
с размягчением легкоплавкого сплава пропитки по мере повышения
температуры. Испытания этих материалов в пропитанном состоянии
в более широком диапазоне температур (до 600 °C) показали, что для
них характерно наличие максимума коэффициента трения при
250 —300 “С, после чего наблюдается его снижение вследствие смазы-
вающего действия расплава смазки (температура плавления свинца
327 °C, а сплава РЬ - Sn еще ниже).
Контактное сопротивление у всех пар трения повышается с ростом
температуры; это связано с появлением на поверхности трения значи-
тельных по толщине окисных пленок (рис. 11.20, а, 6). При трении про-
исходит не только окисление металла поверхностных слоев контактов,
но и насыщение их диффундированными атомами газов [267, 2681. В
зависимости от состава порошковых материалов ввод в них твердых
232
смазок пропиткой различно влияет на контактное сопротивление. При
полном отсутствии в составе материала смазки ввод ее пропиткой по-
зволяет снизить переходное сопротивление контактов, поскольку уве-
личивается площадь контактирования в результате выделения из пор
сплава пропитки. Изолирующие прослойки окислов смазки разруша-
ются труднее при большем количестве твердых смазок, чем при мень-
шем, когда непосредственное контактирование затруднено лишь окис-
ными пленками материалов основы контактов. Этим объясняется раз-
личие контактных сопротивлений у материалов, пропитанных смазкой,
и материалов с твердыми смазками, введенными через шихту.
Следует отметить, что пропитка влияет также на тепловой режим ра-
боты скользящего контакта при одинаковых режимах нагружения (нор-
мальная нагрузка и плотность тока постоянны). При больших скоро-
стях скольжения в результате расхода тепла на нагрев и расплавления
мягкой структурной составляющей порошкового материала его темпе-
ратура понижается. Механизм действия твердой смазки видоизменяет-
ся, так как в узле трения появляется жидкая фаза (рис. 11.20, в, г).
Рис. 11.20. Зависимости контактного сопротивления /<,. (а. 6) от температуры скользя-
щего контакта и температуры (в, г) от скорости скольжения при постоянной плотности
тока (25 А/см2):
а, в— материал 15 % Си, 1 % Ni, остальное Fe без пропитки (кривые 2) и с пропиткой (кривые 2);
б, г — материал 22 % Си, 1 % Ni, 7 % РЬ, 2 % BN, остальное Fe без пропитки (Лис пропиткой (2)
233
В эксплуатации при больших скоростях скольжения токосъемных
элементов по контактному проводу и снятии больших токов
процессы, связанные с появлением твердой смазки (РЬ) в жидком со-
стоянии, будут благоприятно сказываться на износе контактов и сня-
тии тока. Благоприятное действие на снижение износа деталей кон-
тактов оказывает в этом случае и окисление их поверхностей, которое
нивелирует истощение твердой смазки, недостаточное ее поступление
из основы порошкового материала в случае обеднения приповерх-
ностных слоев смазкой.
Помимо оценки поведения контактов при кратковременном вза-
имодействии (30 мин), проводились длительные беспрерывные испы-
тания в течение 5 ч для выявления процессов на их поверхностях при
более тяжелых условиях контактирования. Скольжение осуществляли
без внешней смазки при скорости 0,625 и 1,875 м/с, токе 75 А, давле-
нии 0,2 МПа.
Замеры температуры пар трения по мере роста длительности их вза-
имодействия показали, что она постепенно повышается, а затем в про-
цессе установившегося теплового баланса становится постоянной
(рис. 11.21, а, б). Коэффициент трения и контактное сопротивление
имеют тенденцию к незначительному повышению с увеличением вре-
мени взаимодействия. В процессе скольжения со скоростью 1,875 м/с,
как только температура контактов приближается к 300 °C, наблюдается
резкое увеличение 7?к вследствие окисления поверхности трения по-
Длительность работы, мин
Рис. 11.21. Изменение темпера-
туры у поверхности трения кон-
тактов (а) и интенсивности из-
носа контактов при токе 75 А и
давлении 2 Па (б) в зависимос-
ти от длительности работы:
СПМ — спеченный порошковый
материал (15 % Си, 1 % Ni, осталь-
ное Fe, пропитка сплавом CO5);
Си - медный контакт
234
рошкового материала и свинца. Это же происходит и при скорости
0,625 м/с, но только в случае продолжительности скольжения 200 мин,
когда температура также достигает 300 °C. В дальнейшем вследствие
появления жидкой фазы расплава свинца контактирование улучшает-
ся и Лк снижается.
Повышение температуры контактов влияет на характер их износа
(рис. 11.21, б). При малой скорости скольжения температура в кон-
такте не вызывает разупрочнения нагартованной меди и износ мед-
ного контакта небольшой. Кроме того, этому процессу способствует
перенос в результате микросхватывания частиц железа на медь; они
защищают медный контакт от износа (связи между частицами желе-
за в порошковом материале слабее, чем с нагартованной медью).
Этим объясняется более высокий износ порошкового материала.
Увеличение скорости скольжения в 3 раза повышает температуру
контактов, приводит к разупрочнению медного контакта, вследст-
вие чего его износ увеличивается. Стабилизация износа наступает
после работы в течение 2 ч, когда устанавливается тепловой баланс
в контактном узле.
Износ порошкового материала при этом небольшой, так как в ре-
зультате микросхватывания образующиеся связи разрушаются по раз-
упрочненной меди. Анализ явлений, сопровождающих взаимодей-
ствие контактов, позволил установить предельные скорости скольже-
ния для режима их длительной работы (ниже 1,875 м/с). Роль твердой
смазки в порошковом материале при больших скоростях скольжения,
вызывающих разупрочнение медного контакта, в значительной степе-
ни снижается. В эксплуатации, если коэффициент перекрытия на-
много меньше единицы и контакт кратковременен, аналогичные яв-
ления не должны происходить.
Всестороннее изучение антифрикционных свойств пары контактов
медь — порошковый материал включало оценку влияния на эти
свойства давления в контакте при постоянном значении тока (/ = 75 А)
и без тока. Анализ коэффициентов трения, интенсивности износа, а
также температуры на контакте показал, что они существенно меняют-
ся при прохождении через контакт тока. Увеличение давления на кон-
такты в обоих случаях ведет к повышению интенсивности износа мате-
риалов контактной пары. Особенно он велик при прохождении тока
(рис. 11.22, а, б, в, г).
Абразивное воздействие железного каркаса пластин превалирует
над процессами, ведущими к улучшению электрического контакта с
ростом нормальной нагрузки. Механические повреждения усугубля-
ют эрозионные процессы, а они, в свою очередь, способствуют меха-
ническим повреждениям. Особенно интенсивность износа возрастает
при температуре контактов выше 200 °C, когда происходит обеднение
поверхностей трения смазкой и окисление железных частиц порош-
кового материала через освободившиеся поры.
235
Рис. 11.22. Изменение электрических и антифрикционных характеристик контактов
медь — порошковый материал в зависимости от давления и их температуры при про-
хождении через контакты электрического тока (сплошные кривые) и его отсутствии
(штриховые):
а — интенсивность износа порошкового материала; б — температура в контакте; в — коэффициент
трения; г - электрическое сопротивление; 1 - при давлении в контакте 0,1 МПа; 2 - 0,2 МПа; 3 -
0,4 МПа; 4— 0,6 МПа
Тепловыделение на скользящем электрическом контакте является
следствием суммарного воздействия фрикционных процессов и то-
косъема. Характер нарастания температуры в поверхностных слоях в
условиях различных удельных нагрузок по мере увеличения скорости
скольжения существенно различается при трении с током и без тока
(см. рис. 11.22, б). Температура контактов в случае одинакового давле-
ния выше, когда через них проходит ток. На кривых, соответствую-
щих давлениям 0,4 и 0,6 МПа, наблюдаются перегибы, что связано с
размягчением и выплавлением сплава пропитки, сопровождающими-
ся поглощением тепла (см. рис. 11.22, (5). Аналогичная картина в зоне
температур 210 -230 °C наблюдается также при отсутствии тока, одна-
ко эта зона смещена в сторону больших скоростей скольжения, и по-
следующего за спадом температуры разогрева здесь не наблюдается (в
заданном диапазоне скоростей).
236
Исследование продуктов износа подтверждает выплавление сплава
пропитки при давлении 0,4 и 0,6 МПа и отсутствие выплавления при
давлении 0,1 и 0,2 МПа.
Увеличение давления от 0,1 до 0,2 МПа приводит к повышению ко-
эффициента трения f и контактного сопротивления RK (см. рис. 11.22,
в, г). По мере дальнейшего повышения давления на контакты в резуль-
тате размягчения свинца и его плавления происходит снижение сил
трения при увеличении скорости скольжения. Одновременно умень-
шается и сопротивление RK, так как улучшается электрический контакт
(см. рис. 11.22, г) [269|. В эксплуатации подобные нагрузки не наблю-
даются, но по результатам испытаний можно определить, в каком на-
правлении следует действовать, чтобы снизить износ контактов.
Испытания позволили установить предельные граничные условия
нормальной работы скользящих контактов медь — порошковый мате-
риал пластин: при длительном взаимодействии необходимо, чтобы тем-
пература контактов была не выше 200 °C, давление не более 0,3 МПа;
при кратковременном взаимодействии допускается повышение темпе-
ратуры до 250 °C.
11.10.4.	Самосмазывающие свойства порошковых
токосъемных элементов
Работоспособность контактных пластин из порошкового материа-
ла, содержащего 15 % Си, остальное Fe, после пропитки сплавом СО5
при отсутствии и наличии внешней смазки, а также их самосмазываю-
щие свойства определяли на машине трения МТТЭ-1. В узел трения
подавалась сухая графитовая смазка (кумароновая смола с порошком
графита), используемая на полозах токоприемников [270]. Смазку
СГСО закладывали в образцы, имитирующие контактные пластины.
При испытаниях с истощением смазки (с ограниченным ее коли-
чеством) осуществляли обычное ее нанесение до момента повышения
коэффициента трения, а затем проводился эксперимент согласно об-
щей методике при всех скоростях скольжения. Результаты испытаний
приведены в табл. 11.5. Если скользящие контакты выполнены из од-
ноименных материалов, то нарушение подачи смазки в узел трения,
что часто бывает в эксплуатации, приводит к интенсивному схватыва-
нию и резкому повышению износа обоих контактов пары трения.
Пропитанный сплавом СО5 порошковый материал на железной осно-
ве с 15 % Си обладает самосмазывающими свойствами; об этом свиде-
тельствует то, что он не вызывает повреждения поверхностей трения и
сильного износа медного контакта при отсутствии смазки, подавае-
мой на скользящий контакт [241].
Токосъемные элементы из порошкового материала могут работать
фактически в трех режимах: до расплавления сплава пропитки (1 -е со-
стояние), в период интенсивного его выплавления— выпотевания
237
Т а б л и ц а 11.5
Антифрикционные и электрические характеристики контактов
Вид матери- ала пластин	Условия испытаний	Интенсивность износа		Температура по- верхности то- косъемного ма- териала, °C, при скорости		Падение на- пряжения в контакте, мВ, при скорости		Наиболь- шая высота неровно- стей про- филя, мм
		плас- тин Л-10е	медного контак- та ЛЮ8	0,12 м/с	5 м/с	0,12 м/с	5 м/с	
Медь марки Ml	Со смазкой СГСО	0,33	0,15	30	100	50	50	0,4
	Истощение смазки	19,8	9,7	40	180	30	30	0,9
ВЖЗП	Со смазкой СГСО	0,4	0,18	45	80	50	120	0,45
	Истощение смазки	1,2	0,24	50	100	45	80	0,6
	Без смазки	2,6	0,20	70	150	45	200	0,6
(2-е состояние) и после истощения смазки (3-е состояние). На желез-
ных дорогах при нормальном токосъеме пластины ВЖЗП работают,
как правило, в режиме, в котором не происходит интенсивного вы-
плавления сплава пропитки, т. е. смазка в них используется по назна-
чению. Для оценки поведения пластин во всех трех состояниях испы-
тания проводили в режиме сухого трения на стенде РСП при взаимо-
действии с медью, нагартованной со степенью деформации 60 %.
Стенд РСП позволяет осуществить скольжение контактов под током
75 А с напряжением 45 В при скорости до 350 км/ч и давлении 0,2 МПа.
Скольжение образцов благодаря конструкции стенда может произво-
диться по новому следу, т. е. по неприработанной поверхности. При
скоростях скольжения до 100 — 150 км/ч пластины работали в 1-м со-
стоянии. Температура контактов (до 200 °C) не вызывала выплавления
сплава пропитки, на поверхность порошкового материала наносился
еле заметный слой меди. В режиме сухого трения при скоростях сколь-
жения от 7 до 42 м/с (средних за цикл испытаний, 1-е состояние) ин-
тенсивность износа JK-10s медного контакта составила 3,62, а то-
косъемного элемента ВЖЗП — 0,14. В случае работы меди по меди в
тех же условиях, но с использованием ротапринтного способа подачи
смазки СГСО в узел трения интенсивность износа соответственно до-
стигла 4,9 и 0,24. Расплавление сплава пропитки наступило при ско-
рости 200 - 250 км/ч.
При 2-м состоянии токосъемных элементов наблюдался обратный
процесс — порошковый материал переносился на медный контакт. С
увеличением скорости скольжения наступало 3-е состояние, характе-
ризующееся повышением температуры и коэффициента трения в ре-
зультате покрытия меди железом и снижением этих параметров при
переходе на окислительный износ.
238
Подача внешней смазки в узел трения оказывает благоприятное
воздействие на износостойкость не только медных пластин, но и
пластин из порошкового материала. Предотвращая непосредствен-
ный контакт металлов, смазка способствует понижению температуры
деталей контактов. Однако из-за низкой проводимости смазки, в слу-
чае присутствия ее на поверхности контактов, падение напряжения
при прохождении тока значительно возрастает. Так как смазка обла-
дает диэлектрическими свойствами, она затрудняет электрический
контакт. Опыт эксплуатации порошковых пластин показал, что их
можно использовать без внешней смазки.
Самосмазывающие свойства порошковых пластин подтверждаются
их многолетней эксплуатацией в депо Ильича и Москва-Сортировоч-
ная Московской дороги на полозах электровозов ЧС2 без смазки
СГСО. На ряде дорог, перешедших на контактные порошковые пласти-
ны, в отличие от периода использования медных пластин со смазкой
СГСО, когда в осенне-весенний сезоны из-за смытия смазки на прово-
де образовывались задиры, схватывания контактов не наблюдалось.
11.10.5.	Влияние электрического тока
на антифрикционные и контактные
характеристики порошковых пластин
и медного контакта
Опыт эксплуатации убедительно показывает, что сильноточные
скользящие контакты подвергаются износу в результате как их меха-
нического взаимодействия, так и электрических процессов на поверх-
ностях при прохождении тока. Рассмотрено тепловое воздействие
электрического тока на контакты без явных электроразрядных явле-
ний, сопровождающих их работу в случае отрыва друг от друга. Сколь-
зящие электрические контакты работают в условиях одновременного
фрикционного и электрического нагревания. Суммарная температура
контакта влияет на фрикционное поведение материала.
На машине трения МТТЭ-1 порошковые пластины работали в па-
ре с медью при переменной плотности тока, постоянных скорости
скольжения и удельной нагрузке Ра. Постоянная температура скользя-
щего контакта, обусловленная только фрикционным разогревом (при
г = const, Ра = const), обеспечивалась с помощью принудительного
охлаждения контактодержателей. Результаты испытаний представле-
ны на рис. 11.23. Интенсивность износа обоих элементов пары повы-
шается по мере увеличения плотности тока при постоянной темпера-
туре скользящего контакта и уменьшается по мере повышения темпе-
ратуры в исследуемом диапазоне при трении без тока. Отмеченные за-
кономерности обусловлены процессами электроэрозии при прохож-
дении тока, несмотря на постоянное контактирование элементов па-
ры. Эрозионные процессы в этом случае проходят на микроуровне в
239
Рис. 11.23. Зависимость коэффициента
трения (а), интенсивности износа (6) и
контактного сопротивления (в) от плот-
ности тока при разной температуре сколь-
зящего контакта медь — порошковый ма-
териал (15 % Си, остальное Fe. пропитка
сплавом СО5)
результате электрических разрядов между вогнутыми неровностями
поверхности, окисления выпуклых точек контакта, а также под дей-
ствием электровзрывной эрозии.
При постоянной температуре в зоне трения наблюдается тенден-
ция к уменьшению коэффициента f с ростом плотности тока по срав-
нению с аналогичными условиями при отсутствии тока: проявляется
так называемое самосмазывающее действие тока 1271].
Контактное сопротивление по мере увеличения плотности тока в слу-
чае постоянной температуры в зоне контакта уменьшается при невысо-
кой плотности, а затем в интервале ее значений 20 - 50 А/см2 остается
практически постоянным. Такая зависимость обусловлена образованием
большого количества точек электрического контакта вследствие разруше-
ния слоев вторичных с труктур при повышении плотности тока [271].
Испытания пропитанных и непропитанных порошковых материа-
лов на износ сопровождались рентгенографическими исследованиями
продуктов износа и поверхностей трения. В результате было уста-
новлено некоторое увеличение количества окислов меди и железа
(СиС>2, РезСТ) по мере повышения плотности тока, а также интенси-
фикация процесса переноса меди на сопряженный элемент.
Влияние электрического тока на антифрикционные и электрокон-
тактные характеристики определяли не только при постоянстве тем-
ператур контактов, но и при непрерывном повышении скорости
скольжения. Взаимодействие контактов осуществлялось на машине
240
МТТЭ-1 в режиме сухого трения. При небольших токах (до 75 А) ко-
эффициент трения повышается с увеличением площади контактов; в
этом случае температура достигает 240 °C, если скорость скольжения
более 3 м/с. В этих условиях износ порошкового материала постепен-
но уменьшается (рис. 11.24, а, б, в, г). По мере увеличения тока с 90 до
150 А коэффициент трения снижается при увеличении скорости
скольжения, так как температура контактов повышается до 250 -
400 °C. При такой температуре свинец размягчается и плавится, со-
противление трению уменьшается, что приводит к снижению износа
и порошкового материала.
Кривые изменения температуры контактов (см. рис. 11.24, г) име-
ют экстремумы, причем в случае самого высокого тока (150 А) экстре-
мум достигается уже при скорости 1 м/с, а в случае более низких зна-
чений тока (120 А, 90 А) — при скорости 2 м/с. Следовательно, вклад
тока в повышение температуры контактов при увеличении скорости
скольжения от 2 до 3 м/с и выше связан со скрытой теплотой плавле-
ния свинца и переходом на окислительный износ. Это подтверждает-
ся и характером изменения сопротивлений R* по мере увеличения
Рис. 11.24. Изменение коэффициента трения (с), интенсивности износа (б), контактно-
го сопротивления (в) контакта медь — порошковый материал (15 % Си, 1 % Ni. осталь-
ное Fe, пропитка сплавом СО5) в зависимости от температуры их нагрева и температуры
контактов (г) от скорости скольжения при различных токах
16-1302
241
температуры. С повышением тока темп роста сопротивлений RK снижает-
ся вследствие появления в контакте жидкой фазы, улучшающей электро-
проводность. При температурах более 200 °C происходит более резкое
увеличение RK, обусловленное окислением поверхностей трения [269].
В условиях, близких к эксплуатационным, испытывали на стенде
натурные образцы контактного провода МФ-100 в паре с натурными
образцами токосъемных элементов из материала, содержащего 15 %
Си, остальное Fe, пропитанного сплавом СО5, и материала, состоя-
щего из 22 % Си, 1 % Ni, 7 % РЬ, 2 % BN, остальное Fe, в режиме сухо-
го трения при прохождении через скользящий контакт тока 400 А и
без него. Токосъемные элементы с пропиткой при работе на пути зре-
ния 6800 км изнашивают контактный медный провод в 2 раза меньше,
чем контактные пластины с твердыми смазками, введенными через
шихту. Контактные пластины из материала, в который твердые смаз-
ки вводились через шихту, позволили снизить износ контактного про-
вода в эксплуатации в 2 раза — с 1,29 до 0,606 мм2 на 104 проходов то-
коприемника. Следовательно, применение на электроподвижном со-
ставе пропитанных пластин обеспечит существенное снижение изно-
са контактного провода. Более значительное снижение износа при та-
ких токосъемных элементах, чем при пластинах, в материал которых
вводят через шихту твердые смазки, объясняется большим содержа-
нием в первых твердой смазки. Отсутствие повреждений, вызванных
схватыванием, при пропитанных пластинах связано с большим пере-
носом свинца с них на контактный провод. Это подтверждается ис-
следованиями, проведенными с помощью микроанализатора растро-
вого микроскопа JEOL JXA-50A на отдельных участках его поверх-
ности. Содержание свинца и его окислов на поверхностях трения про-
вода различается более чем в 2 раза.
Рентгенографические исследования слоев металла у поверхности
трения проводов, работавших с пластинами любого вида, показали,
что при прохождении тока через скользящий контакт металл у поверх-
ности трения претерпевает очень слабое разупрочнение, чего не на-
блюдается при испытаниях без тока (рис. 11.25, а, б, в). Глубина зоны
субструктурных изменений, определяемая по физическим уширениям
от поверхностей трения по мере их стравливания при пропитанных
пластинах, равна 0,2 - 0,24 мм, а при пластинах с вводом твердой
смазки через шихту — 0,64 - 0,68 мм, что объясняется повреждением
поверхности из-за недостатка твердой смазки. В процессе скольже-
ния токосъемных элементов по проводу при отсутствии тока припо-
верхностные слои нагартовываются (рис. 11.25, в). Таким образом бы-
ло определено влияние тока на субструктурные изменения металла
приповерхностных слоев контактного провода.
Контактное сопротивление в приграничных слоях вызывает выде-
ление значительной тепловой энергии, способной видоизменить со-
стояние металла, тем более если он интенсивно нагартовывается под
242
Рис. 11.25. Измене-
ние физического
уширения от плос-
кости (222) по глу-
бине приповерх-
ностных слоев зре-
ния медного прово-
да МФ-100 при ра-
боте с пластинами
из материала 22 %
Си, 1 % Ni, 7 % РЬ,
2 % BN, остальное
Fe (о) и из материа-
ла 15 % Си, осталь-
ное Fe, пропитка
сплавом СО5 (б, в)
воздействием другого контакта. Снятие наклепа и повышение плас-
тичности металла при воздействии повышенных температур делает
поверхностные слои металла провода более податливыми к воз-
действию контакта — сила трения понижается, проявляется эффект
смазывающего действия тока (см. рис. 11.23). Небольшая глубина раз-
упрочнения металла в поверхностном слое создает положительный
градиент свойств, обеспечивающий малую глубину повреждения по-
верхности при схватывании.
Таким образом, значительное количество твердой смазки на по-
верхностях трения предотвращает их повреждение, а тепло, выделяю-
щееся при съеме тока, создает благоприятное распределение механи-
ческих свойств в поверхностных слоях. Процессы в поверхностных
слоях резко видоизменяются в случае использования токосъемных эле-
ментов, не обладающих самосмазывающими свойствами. На рис. 3.8
представлены субструктурные изменения в поверхностных слоях мед-
ного провода МФ-100, работавшего при медных монолитных кон-
тактных пластинах. При работе такой пары контактов поверхностные
слои металла интенсивно наклепываются, несмотря на снятие боль-
ших токов (800- 1500 А). Применение внешней смазки (СГСО) в
этом случае не предотвращает повреждения поверхностных слоев ме-
талла, и процессы от тепловыделения в контакте проявляются на не-
котором расстоянии (0,05 - 0,22 мм) от поверхности. Отрицательный
градиент свойств в поверхностных слоях провода, как показал опыг
эксплуатации, приводит к интенсивному износу контактов из однои-
менных металлов.
243
11.11.	Влияние пропитки легкоплавким сплавом
на свойства порошковых контактных пластин
Прочность контактных пластин. Механические испытания контакт-
ных пластин проводили для оценки их качества и установления при-
емлемого уровня свойств, необходимого для надежной эксплуатации
пластин. Пластины испытывали на разрыв для определения прочнос-
ти связи между частицами в порошковом материале, на изгиб, так как
при монтаже на полоз они подвергаются аналогичному нагружению,
на ударную вязкость в связи с ударами, воспринимаемыми пластина-
ми от жестких точек в контактной подвеске. Проводилось определе-
ние удельного электросопротивления пластин как параметра, необхо-
димого для характеристики электрических контактов и косвенно оце-
нивающего пористость материала. Определялась открытая пористость
пластин до пропитки, технологические параметры их изготовления,
обеспечивающие необходимый уровень свойств после прокатки и
спекания, позволяющий после пропитки получить приемлемые для
эксплуатации характеристики токосъемных элементов. Прочностные
свойства, за исключением макротвердости после пропитки, понижа-
ются. В состав порошкового материала вводится не менее 15 % РЬ
(привес после пропитки не менее 17 %). Пористость, необходимая для
ввода пропиткой большего количества твердой смазки, не может быть
беспредельно высокой, так как с увеличением ее прочностные харак-
теристики пластин снижаются.
Определялось влияние параметров технологии пропитки на
свойства пластин, на степень насыщения их твердыми смазками, так
как снижение давления в автоклаве позволяет снизить энергоемкость
процесса и уменьшить время его проведения. В процессе пропитки
изменялись давление в автоклаве (15, 30, 50, 80, 120 кгс/см2), темпера-
тура предварительного нагрева (450 и 500 °C) при постоянном давле-
нии, выдержка в автоклаве под давлением (15 и 40 мин). Испытания
показали, что механические свойства пластин и степень их насыще-
ния сплавом СО5 не зависят от изменения давления в автоклаве и
температуры предварительного нагрева.
Среднее значение прочности на растяжение у партий пластин до
пропитки составило 240 МПа, а прочность на изгиб — 410 МПа; после
пропитки под давлением 15 кгс/см2 (147-104 Н/м2) и 120 кгс/см2
(1176-104 Н/м2) прочность при растяжении составила соответственно
222 и 222,5 МПа, оизг — соответственно 400 и 406 МПа. Привесы плас-
тин колебались от 400 до 600 г. Уменьшение времени выдержки под
давлением снижало степень насыщения пластин сплавом СО5. При-
весы пластин после пропитки и связанные с ними антифрикционные
свойства зависят от исходной пористости порошкового материала.
Нижние пределы по привесу пластин после пропитки и по их порис-
тости в исходном состоянии обосновывались достижением антифрик-
244
Масса пластин, г
ционных свойств и приемлемым уровнем механических характери-
стик. Промышленная пропитка пластин осуществлялась в автоклаве
под давлением 100 кгс/см2 (980-104 Н/м2) с предварительным разряже-
нием. Для определения пористости пластины взвешивали до и после
пропитки. При этом получали их привесы и строили зависимость,
приведенную на рис. 11.26. Уменьшению исходной массы пластины с
560 до 470 г соответствует повышение открытой пористости с 10 до 15 %,
а общей пористости —с14до21%.В пределах общей пористости от
14 до 21 % привес пластин после пропитки колеблется от 16 до 28 %;
при открытой пористости от 10 до 16 % привес изменяется в тех же
пределах.
Установлено, что плотность материала пластин, а следовательно, и
их массу необходимо поддерживать на таком уровне, чтобы после
пропитки пластин привес был не ниже 17 %, так как в этом случае ко-
личество свинца в их составе (не менее 15 %) обеспечивает достаточно
высокие трибологические свойства.
Общую и открытую пористость оценивали в соответствии с ГОСТ
18898. Технологические режимы изготовления пластин должны обес-
печивать получение открытой пористости с определенными механиче-
скими свойствами, при понижении которых после пропитки времен-
ное сопротивление растяжению должно быть не менее 150 МПа, проч-
ность на изгиб — не менее 220 МПа. Такие значения механических ха-
245
Рис. 11.27. Кривые рас-
пределения значений
ударной вязкости кон-
тактных пластин (15 %
Си, 1 % Ni, остальное
Fe) до (7) и после (2)
пропитки сплавом СО5
рактеристик обеспечивают надежную работу пластин в эксплуатации.
Изменением сил прокатки была достигнута необходимая пористость
пластин. Установлено, что прочность на разрыв пластин отдельных
партий составляет в среднем 244 МПа, а после пропитки снижается в
среднем до 220 МПа. Прочность на изгиб пластин в среднем составила
423 МПа, а после пропитки — 406 МПа. Твердость до пропитки в
среднем достигала 850 МПа, а после пропитки — 1267 МПа.
Ударная вязкость— характеристика, чувствительная к структуре
материала, и изменение ее особенно ярко проявляется после пропитки
(рис. 11.27). При этом значение ударной вязкости материала снижает-
ся в 2 раза. Значительно влияет пропитка и на удельное электросопро-
тивление порошкового материала. Заполнение пор металлом пропит-
ки оказывает благоприятное действие на электропроводность материа-
ла (рис. 11.28).
Таким образом, ввод твердой смазки снижает прочностные харак-
теристики пластин (кроме макротвердости) и повышает их электриче-
ские характеристики.
246
Причины снижения прочности порошковых пластин после пропитки.
Пропитка легкоплавким сплавом СО5, как было показано (см. рис.
11.10), значительно повышает твердость порошкового материала. По
общим представлениям, повышение твердости одного из элементов
пары трения приводит к увеличению износа другого, что может нега-
тивно сказаться на долговечности контактного медного провода.
Влияние сплава пропитки на твердость пластин в результате возмож-
ного взаимодействия его составляющих с компонентами химического
состава пластин (Sn с Си и Fe) проверяли, измеряя микротвердость
железного каркаса и проводя металлографические исследования. На
приборе ПМТ-3 определяли микротвердость железного каркаса плас-
тин в исходном состоянии и после пропитки сплавом СО5. Уста-
новлено, что значения микротвердости железного каркаса образцов,
вырезанных из одних и тех же пластин, при всех их состояниях разли-
чаются незначительно.
Анализ результатов статистической обработки позволил сделать за-
ключение, что твердость железной основы каркаса не увеличивается
при пропитке сплавом СО5. Как установлено металлографическими
исследованиями на растровом микроскопе, при пропитке медные
включения в порошковом материале на железной основе насыщаются
оловом, поступающим из сплава пропитки. Легирование меди оловом
увеличивает ее твердость, что способствует повышению сопротивляе-
мости деформации всего материала. Макротвердость пластин после
пропитки увеличивается в результате заполнения пор легкоплавким
сплавом. В этом случае проявляется увеличение сопротивляемости
местной пластической деформации. Причиной, приводящей к пони-
жению прочностных характеристик порошкового материала, может
быть взаимодействие олова с железом основы. Во многих работах под-
тверждается возможность этого |272, 273]. Снижению прочности мо-
жет способствовать взаимодействие олова и меди в связи с образова-
нием в отдельных объемах его эвтектоидов с низкой пластичностью.
Это подтверждается не только постоянством, но даже и увеличением
прочности порошковых материалов в случае отсутствия в их структуре
медной фазы. Прочность на разрыв порошкового материала, содержа-
щего 5 % Си, повышается, а при наличии в нем 15 % Си после пропит-
ки снижается.
Различия в характере разрушения пропитанных и непропитанных
порошковых материалов выявлялись металлографическими исследова-
ниями поверхности полированных образцов, прошедших испытания на
ударную вязкость. При увеличении *(10(К500) анализировали повреж-
даемость железного каркаса материалов у поверхности магистральной
трещины, приведшей к разрушению образца. Трещины распространя-
ются по границам железных частиц в каркасе основы материала. Непро-
питанные порошковые материалы имеют гораздо большую плотность
распространения микротрещин, образующихся по границам железных
247
Расстояние от поверхности Расстояние от поверхности разрушения, мм
разрушения, мм
I
Рис. 11.29. Диаграммы распределения плотностей трещин — их количества на
площадях, удаленных от поверхности разрушения с интервалом 0,5 мм, для пропитан-
ного (о) и непропитанного (6) материала
частиц каркаса, чем пропитанные сплавом СО5 (рис. 11.29, а, б). На
пропитанных порошковых материалах повреждаемость железного кар-
каса микротрещинами распространяется от поверхности разрушения на
расстояние 1,2 мм, на непропитанных — до 15,6 мм. Проводилась ста-
тистическая обработка числа трещин на определенном расстоянии от
магистральной трещины. Различие в плотности расположения трещин
по глубине от зоны разрушения позволило сделать вывод, что в порош-
ковых пропитанных материалах разрушение охватывает малые объемы
композита (поверхность трещин мала); это связано с ослаблением связи
между частицами каркаса основы.
Увеличение поверхности трещин в непропитанных порошковых
материалах объясняется распределением прикладываемой силы раз-
рушения на больший объем каркаса основы вследствие большей
прочности связи между частицами. Увеличение числа микротрещин
показывает, что работа, затраченная на их появление, больше, чем в
случае их меньшего количества. Это согласуется с различием ударной
вязкости непропитанного (2,4 - 3,6 Дж/см2) и пропитанного (0,48 -
0,7 Дж/см2) порошкового материала.
Коррозионная стойкость пластин. При нахождении электровозов в
отстое контактные пластины во влажные периода года могут покры-
ваться продуктами коррозии. Переходное сопротивление в контакте
при этом может повыситься настолько, что наступит пережог контакт-
ного провода. Наблюдались случаи пережогов контактного провода,
когда в эксплуатации применялись непрочитанные пластины с твер-
дыми смазками, вводимыми через шихту, так как они имели значи-
тельную активную поверхность из-за открытой пористости. Влага по-
падала в поры, и процессы, связанные с коррозией, шли интенсивно.
248
После испытания на коррозионную стойкость (окунание в раствор
3 %-ного NaCl) было установлено, что среди образцов на железной
основе наилучшей сопротивляемостью коррозии обладают пластины,
пропитанные сплавом СО5.
Аналогичные результаты были получены при испытаниях в камере
дождя КД-04 с периодическим опрыскиванием водой и в атмосфер-
ных условиях. Коррозионная стойкость после пропитки увеличивает-
ся в 1,5 раза.
11.12.	Электроэрозия порошковых контактных пластин
каркасного типа и обоснованность их структурного
построения
Одним из показателей правильного в отношении построения
структуры выбора состава композиционного контактного материала
является обеспечение малого объема расплавленного металла в опор-
ной точке дуги, а также слабой повреждаемости композита по сравне-
нию с аналогичными явлениями в чистых металлах и их компактных
сплавах.
Состав порошковых композиционных материалов контактов опре-
деляли, выявляя вклад более легкоплавких фаз тугоплавкой матрицы
в уменьшение эрозионных повреждений. Стойкость материала к дуго-
вому ожогу оценивалась по его внешнему виду и размеру кратера. Фик-
сировался также характер горения дуги в течение 1 с при токе 650 А, на-
пряжении 17 В и размыкании контактов под током. Внешний вид кра-
теров от ожогов дугой представлен на рис. 11.30. Наиболее сильно
подвержены электроэрозии порошковые материалы с малым содер-
жанием легкоплавкой фазы — меди. При 10 % и особенно 5 % меди в
железной основе материала не содержится структурно-свободной ме-
ди. В виде самостоятельной фазы медь появляется при содержании ее
более 10 %, но влияет на эрозионную стойкость материала, только
когда количество ее составляет около 20 %.
В композициях на основе железа с 5, 10 и 15 % Си из-за отсутствия
или недостаточного количества легкоплавкой фазы наблюдалось по-
вышенное выбрасывание частиц материала. В этом случае от теплово-
го удара в результате плохого теплоотвода происходит разрушение же-
лезного каркаса. При увеличении в композиции содержания легко-
плавкой составляющей (меди до 20 % или свинца, вводимого пропит-
кой) эндотермический эффект обеспечивает более интенсивный от-
вод тепла и снижение электроэрозии. Введение в состав композита,
содержащего 22 % меди, неметаллических соединений (2 % BN) сни-
жает теплоотвод в материале, что приводит к увеличению кратеров.
Высокую сопротивляемость дуговому ожогу по сравнению с другими
композициями имеет пропитанный сплавом СО5 порошковый мате-
риал на основе железа с 15 % меди. По характеру повреждаемости ду-
249
Рис. 11.30. Кратеры от воздействия элек-
трической дуги на порошковый материал с
железной основой при различном содер-
жании более легкоплавкого компонента —
меди:
а - 10 % Си; б 22 % Си; в - 15 % Си, 18 % РЬ
гой такая композиция токосъемных элементов мало отличается от ком-
пактной меди.
Чтобы определить связь процессов эрозии рассматриваемых ком-
позиций с их микростроением, изучали воздействие единичного раз-
ряда на поверхность микрошлифа. Между неподвижными контактами
возбуждался единичный разряд длительностью 3-10 3 с при амплитуде
тока 5 А. На композиции порошкового материала с 5 % РЬ, 22 % Си,
остальное Fe дуговой ожог имел неопределенную форму с острыми
Рис. 11.31. Микроструктура контакта из
порошкового материала (22 % Си, 1 % Ni,
7 % РЬ, 2 % BN, остальное Fe. пропитка
сплавом СО5) в донной части кратера
250
краями и площадь 5,6 мм2. На по-
верхности ожога в местах распо-
ложения пор наметилось увеличе-
ние их размеров в диаметре и по
глубине.
На композициях 15 % Си, ос-
тальное Fe в результате увеличения
легкоплавкой фазы после пропитки
разрушения каркаса в результате
воздействия дуги не происходит.
Ожог представляет собой кратер
площадью 3,14 мм2 малой глуби-
ны. У места расположения крате-
ра на поверхности шлифа образо-
вались капли свинца от терми-
ческого воздействия электрическо-
го разряда. По характеру эрозион-
ных разрушений прослеживается
различный механизм процессов,
происходящих в композиционных
материалах с большим и малым ко-
Рис. 11.32. Выделение капель свинца около
края кратера порошкового контакта (15 %
Си, остальное Fe, пропитка сплавом СО5)
личеством легкоплавких фаз: разрушение каркаса при наличии неболь-
шого количества легкоплавких компонентов и сохранение каркаса в ре-
зультате расплавления и испарения легкоплавкой фазы при достаточном
ее количестве.
Таким образом, разработанный композиционный материал для то-
косъемных элементов, состоящий из 15 % Си, остальное Fe, и пропит-
ка его сплавом СО5 полностью отвечают требованиям по эрозионной
стойкости, предъявляемым к контактным материалам.
В случае воздействия значительных по интенсивности электриче-
ских дуг (200 - 600 А) и времени их горения 0,05 - 2 с донная часть
кратера как у токосъемных элементов со свинцом, вводимым через
шихту, так и у пластин с 15 % Си, пропитанных сплавом СО5, покры-
вается слоем оплавленного металла (рис. 11.31), представляющего со-
бой сплав железа, меди и свинца. На микроструктуре поверхностного
слоя материала видна зона оплавления, нередко проходящая по кор-
пусу частиц железа и меди. Вблизи краев кратера образуются капли
выплавившегося свинца (рис. 11.32).
Таким образом, при больших токах электрического разряда струк-
тура композиционного материала существенно изменяется. Материал,
имеющий такую структуру, уже при вторичном воздействии электри-
ческой дуги будет иначе воспринимать тепловой удар, чем при равно-
мерном и более рассредоточенном распределении легкоплавких со-
ставляющих. Вследствие этого, очевидно, будут изменяться и анти-
фрикционные свойства материала.
251
11.13.	Эффективность применения порошковых
контактных пластин
Испытания контактных пластин из порошковых материалов были
проведены на Львовской дороге (Украина), так как на нее не заходил
подвижной состав других дорог. Кроме того, горный профиль дороги
обеспечивал проведение испытаний токосъемных элементов в жестких
условиях, так как электроподвижным составом осуществлялся съем
больших токов в условиях повышенной влажности. На Львовской до-
роге применялись медные контактные пластины, которые вызывали
повышенный износ медного контактного провода. Удельный износ
двух контактных проводов при медных пластинах в среднем по дороге
по замерам за 3 года составил 1,28 мм2 на Ю4 проходов токоприемника,
а на горных участках — 1,8 мм2 на 104 проходов токоприемника при
снимаемых токах 2000 А.
Замеры непосредственно перед применением контактных пластин
из порошковых материалов показали, что удельный износ двух прово-
дов в среднем по дороге составил 1,82 мм2 на 104 проходов токоприем-
ника. Весь электроподвижной состав дороги был переведен на кон-
тактные пластины с твердыми смазками, вводимыми через шихту. Ис-
пользование таких токосъемных элементов позволило резко снизить
износ контактного провода на дороге (до 0,62 мм2 на 104 проходов).
Затем электроподвижной состав дороги был переведен на контактные
пластины, пропитанные легкоплавким сплавом СО5. Анализ износа
контактного провода спустя 5 лет позволил установить, что примене-
ние таких пластин привело к еще большему снижению износа. Удель-
ный износ обоих проводов в сумме составил на горных участках 0,46 мм2
на 104 проходов (против 0,92 мм2), на предгорных 0,45 мм2 на 104 про-
ходов (против 0,76 мм2).
Для подтверждения достоверности указанных данных износ тща-
тельно проверяли на контрольных анкерных участках, где он составил
в горной зоне 0,31 мм2, а в предгорных 0,37 мм2 на 104 проходов.
Общее число пережогов контактных проводов на дороге не изме-
нилось при переходе с медных пластин на пластины из порошковых
материалов. На рабочей поверхности контактного провода имеется
политура, поверхность его гладкая без следов задиров. Контактные
пластины имели гладкую поверхность, заполированную, слабо омед-
ненную, следов от схватывания с проводом не наблюдалось. Омед-
нение усиливалось в зимний период работы в результате электри-
ческих разрядов от нарушения контакта. Пробег полозов токопри-
емников электровозов ВЛ 10, оборудованных пропитанными плас-
тинами, от монтажа их на полоз до смены по износу повысился до
80 тыс. км при пробегах полозов с пластинами с твердыми смазка-
ми, вводимыми через шихту, равных 36 тыс. км, а при медных
пластинах — 24 тыс. км.
252
Рис. 11.33. Кривые распреде-
ления удельных износов кон-
тактных пластин (15% Си,
остальное Fe, пропитка спла-
вом СО5) в зимний (7) и лет-
ний (2) периоды
Поломки пластин в эксплуатации происходят редко (2 - 3 % по-
врежденных пластин), в основном пластины выводятся из эксплуата-
ции вследствие предельного износа. Положительный опыт примене-
ния пропитанных контактных пластин послужил основанием для рас-
ширения их применения. На Западно-Сибирской дороге они были
установлены на 80 полозах токоприемников электровозов ВЛ 10. В
процессе эксплуатации установлено, что наименьшая интенсивность
износа пластин составила 0,6 мм по высоте на 104 км пробега; при
этом максимальный пробег полоза достигал 140 гыс. км, а средний со-
ставил 70 - 80 тыс. км.
Испытаниями с 42 электровозами ВЛ 10 депо Москва-Сортировоч-
ная Московской дороги при вождении поездов массой 6000 т и сни-
маемом токе 2400 - 2700 А было установлено, что в летний период на-
блюдается малый износ пластин и малый разброс их удельных износов
(рис. 11.33). Зимний период эксплуатации характеризуется большими
износами контактных пластин и большим разбросом их удельных из-
носов. В летний период пробег полозов с пропитанными пластинами
может достигать 70 тыс. км, а в ряде случаев 165 тыс. км при удельном
износе соответственно 0,7 и 0,3 мм на 104 км пробега. В зимний период
пробеги полоза составляли 35 тыс. и 70 тыс. км при удельном износе
соответственно 1,5 и 0,7 мм на 104 км пробега. За весь период наблюде-
ния за пластинами на их контактной поверхности не отмечались зади-
ры от схватывания, пропилы от неравномерного износа, трещины.
Эксплуатация порошковых пластин на пассажирских электрово-
зах ЧС2 проводилась в депо Москва-3 Московской дороги. Удельный
износ контактных пластин на полозах 10 электровозов, которые нахо-
дились под наблюдением, был в пределах 0,14 - 0,5 мм на 104 км пробе-
га. Предельный пробег полозов токоприемников с порошковыми плас-
тинами при их износе от 7,4 до 3,0 мм составил от 90 до 200 тыс. км.
При медных пластинах он находился в пределах 20 - 28 тыс. км.
253
Анализ износа контактных пластин на полозах токоприемников
электровозов ЧС2 депо Москва-Курская-Пассажирская показал, что
на каждом из электровозов он составил 0,22 мм; 0,21; 0,48; 0,16; 0,18;
0,19; 0,32 мм на 104 км пробега.
На основании положительных результатов эксплуатации МПС бы-
ло принято решение о переводе электроподвижного состава (грузо-
вых восьмиосных электровозов и пассажирских) наиболее нагружен-
ных дорог постоянного тока с медных пластин на порошковые. При-
менение порошковых токосъемных пластин позволило снизить износ
медного контактного провода по всем дорогам в среднем на 50 %. Тех-
нико-экономический эффект от внедрения контактных порошковых
пластин показал их высокую эффективность (больше 100 руб. на одну
штуку в год, по отрасли более 20 млн. руб. в год). Контактные порош-
ковые пластины на основе железа успешно используются на электро-
подвижном составе постоянного тока уже более 30 лет.
254
Глава 12
ТОКОСЪЕМНЫЕ ЭЛЕМЕНТЫ
ИЗ ПОРОШКОВЫХ МАТЕРИАЛОВ
В БИМЕТАЛЛИЧЕСКОМ ИСПОЛНЕНИИ
12.1.	Предпосылки создания биметаллических
токосъемных элементов из порошковых материалов
Разработка и внедрение самосмазывающихся токосъемных эле-
ментов на металлической основе для дорог, электрифицированных на
постоянном токе, позволили существенно снизить износ контактного
провода. Однако уровень антифрикционных свойств монослойных
контактных пластин из порошкового материала остается недостаточ-
но высоким. Это связано с тем, что в материал таких пластин вводи-
лось предельное количество меди, равное 15 %, что позволяло одно-
временно достигнуть сочетания приемлемой прочности и пористости
порошкового материала. В связи с этим для создания токосъемных
элементов, обладающих более высокими прочностью и антифрикци-
онными свойствами, была изменена конструкция контактных плас-
тин, предложен биметаллический вариант их исполнения. Высокие
антифрикционные свойства обеспечивались вводом в порошковый
материал рабочего слоя повышенного количества твердых смазок, а
снижение прочности при росте концентраторов напряжения компен-
сировалось увеличением прочности всего токосъемного элемента в ре-
зультате выполнения несущего основания биметаллической конструк-
ции в виде стальной ленты. Большая ширина стальной ленты по срав-
нению с шириной порошкового слоя позволяет крепить токосъемный
элемент на полозе, не ослабляя его корпус отверстиями.
В мировой практике нет предложений по изготовлению контакт-
ных пластин из порошкового материала на основе железа в биметал-
лическом исполнении. Имеется несколько авторских свидетельств,
посвященных проблеме конструирования и получения биметалличе-
ских изделий для электрических контактов с применением метода по-
рошковой металлургии. Предложен способ поочередного размещения
различных порошков в пресс-форме [274], гальваническое нанесение
меди на порошковый материал [275], припайка подслоя [276]. В ряде
биметаллических электрических контактов в качестве несущего осно-
вания используется медь [277, 278]..
255
Для изготовления биметаллических контактных пластин разра-
батывалась технология прочного соединения слоев в биметалле, от-
рабатывались режимы кратковременного спекания порошкового
слоя, определялся оптимальный состав порошкового рабочего слоя
пластин с целью повышения их антифрикционных и эрозионных
характеристик.
।
12.2.	Технология соединения порошкового корпуса
токосъемных элементов с несущим основанием
Применение метода диффузионной сварки металлов [279] для до-
стижения прочного сцепления порошкового слоя со стальной лентой
не дало положительных результатов. Были сделаны попытки исполь-
зовать среду водорода для избежания окисления поверхностей соеди-
няемых металлов, применять давления, не вызывающие пластическо-
го деформирования соединяемых слоев, осуществлять различную
подготовку соединяемых поверхностей — очистку их бензином, ме-
таллическими щетками или восстановительным отжигом при 1000 'С
в среде водорода, а в ряде случаев наносить промежуточные слои из
активных при спекании порошков (карбонильного железа и никеля).
Однако получить прочное соединение спеченных и сырых порошко-
вых слоев со стальной лентой не удалось.
Оказалось невозможным достигнуть адгезии при накатке в диапа-
зоне давлений 400 - 1400 МПа порошка железа или шихты Fe - Си
состава пластин на стальную ленту, предварительно обработанную
металлическими щетками и обезжиренную отжигом в водороде при
температуре 800 - 850 °C в течение 0,5 ч. Для схватывания, учитывая,
что порошки достаточно окислены (0,1-1 % Кислорода) и подложка
покрыта окислами, в очаге деформации должны быть очень большие
давления. Однако при получении биметаллических изделий из по-
рошкового материала недопустима высокая степень деформации из-
за появления в таком материале больших растягивающих напряжений
и разрушения его.
Соединение слоев в процессе прокатки при обычных давлениях
возможно только в результате механического сцепления порошкового
слоя с несущим основанием. Это происходит вследствие внедрения
порошкового материала в макронеровности на поверхности подложки.
С этой целью на несущем основании — стальной ленте формировали
микрорельеф путем нанесения тонкого слоя порошка, который затем
припекался в проходной печи в среде водорода.
Такая технология предопределяет ограничение в выборе материала
основы промежуточного слоя. В этом случае необходимо использо-
вать мелкодисперсные порошки, имеющие большую удельную по-
верхность, а следовательно, активные при спекании, что важно для
ускорения этого процесса в промежуточном слое. Выбор материала
256
порошка должен предусматривать его высокое сродство с материалом
подложки, что позволит получть прочное сцепление между ними, в
случае соединения металлов с различными свойствами промежуточ-
ный слой предназначается для выравнивания различия их коэффици_
ентов линейного расширения, устранения на стыке металлов возмож-
ного появления интерметаллидов. В связи с этим для соединения по-
рошкового материала на железной основе с подложкой из низкоугле-
родистой стали в качестве основы промежуточного слоя был выбрац
порошок карбонильного железа марки РЮ по ГОСТ 13610 с размером
частиц 2 —3 мкм. Припекание порошка промежуточного слоя, сфор-
мированного свободной насыпкой на несущее основание при темпе-
ратуре 1150 °C в восстановительной среде, позволило при накатке по-
рошкового рабочего слоя достигнуть необходимого механического
сцепления уже при контактном нормальном давлении, равном при-
мерно 400 МПа.
Промежуточный слой из порошка карбонильного железа без цс_
кусственного рельефа не снижает прочности биметалла, если у него
направление впадин и гребней рельефа совпадает с направлением
прикладываемой нагрузки разрушения. Однако наибольшая проч-
ность сцепления в биметалле наблюдается, когда впадины и гребни
рельефа промежуточного подслоя расположены поперек направления
прикладываемой силы. Если в первом случае разрушение происходи-
ло по границе раздела промежуточного слоя у порошкового материала
(прочность около 150 МПа), то во втором — по порошковому матери-
алу (прочность около 165 МПа).
Для решения задачи частичной или полной замены карбонильного
железа при создании промежуточного слоя были проведены исследо-
вания по определению допустимых пределов замены карбонильного
железа другими порошками металлов, по использованию порошков
железа более крупных фракций и порошков, дополнительно легиро-
ванных с целью понижения температуры их спекания.
На модельных образцах бронза- сталь определяли возможность
частичной замены карбонильного железа медным порошком. С этой
целью в промежуточный слой на основе карбонильного железа вводи-
ли 10, 20 и 40 % Си (при среднем размере частиц 40 мкм). В качестве
несущего основания была выбрана полоса толщиной 0,8 мм из низко-
углеродистой стали марки 0,8Кп, на которой в проходной печи в среде
водорода при температуре 1050 °C за 3 мин напекался промежуточный
слой различного состава. На подложку с промежуточным подслоем
накатывался порошок бронзы (смесь порошков меди марки ПМС2 и
олова марки ПО1 в весовом соотношении 9:1); затем производился
предварительный нагрев до 600 —700 °C в течение 2,5 мин и спекание
в проходной печи в среде водорода при температуре 850 -870 °C в те-
чение 4 мин. Толщина промежуточного слоя после припекания со-
ставляла 0,8 мм, в спеченном биметалле — 0,2 - 0,3 мм.
257
17-1302
По мере увеличения в порошке карбонильного железа порошка
меди прочность сцепления слоев биметалла уменьшается:
Состав промежуточного слоя	Прочность сцепления, МПа
Порошок карбонильного железа 100 %... 120—160
То же 90 % + 10 % Си............ 126-147
Тоже 80 % + 20 % Си..............88-105
Тоже60% + 40% Си.................68-71
При анализе микроструктуры биметаллических соединений было
установлено, что граница раздела между материалами не имеет ло-
кальных расслоений и трещин.
Несмотря на малое время спекания, на границе стыка двух метал-
лов диффузионные процессы идут очень интенсивно, причем проис-
ходит в основном однонаправленная диффузия меди бронзы в железо
промежуточного подслоя. Наряду с диффузионными процессами,
определяющими насыщение подслоя медью и оловом, может прояв-
ляться и механизм, связанный с капиллярными явлениями, так как
подслой из порошка карбонильного железа обладает пористостью, а
согласно диаграмме состояния Си - Sn при неравновесных условиях
нагрева и охлаждения при температуре спекания вполне может обра-
зоваться жидкая фаза. Таким образом, несмотря на плотность стыка
металла, прочность сцепления слоев в биметалле снижается при заме-
не карбонильного железа на порошки металлов, менее активных при
спекании.
С целью замены в промежуточном подслое порошка карбонильно-
го железа, имеющего более высокую стоимость, на другие виды по-
рошков железа опробовалась возможность использования распылен-
ных железных порошков оптимального гранулометрического состава,
которые для интенсификации спекания легировали углеродом. Обра-
зование в системе Fe - С жидкой фазы в процессе спекания при тем-
пературе выше 1140 °C будет способствовать качественному спека-
нию подслоя. Был опробован промежуточный слой из порошка кар-
бонильного железа, содержащий различное количество порошка ПЖ4
с частицами размером менее 160 мкм. Припекание промежуточного
слоя и спекание биметаллических изделий осуществлялось при темпе-
ратуре 1150 °C в течение 200 с. Результаты испытаний на прочность
связи слоев в биметаллах представлены на рис. 12.1.
Ввод в порошок карбонильного железа промежуточного слоя по-
рошка ПЖ4 с частицами большого размера снижает прочность сцеп-
ления слоев, что связано с уменьшением активности спекания смеси.
Таким образом, размер частиц при кратковременном спекании про-
межуточного подслоя в биметаллах является определяющим.
Ввод в состав порошка ПЖ4 1 % коллоидного графита позволяет
повысить прочность сцепления (см. рис. 12.1). При уменьшении гра-
258
нулометрического состава порошка ПЖ4 прочность соединения слоев
увеличивается. Применение в промежуточном слое порошка ПЖ4, у
которого размеры частиц меньше 40 мкм, с 1 % С позволило в биме-
талле состава 15 % Си, остальное Fe достигнуть прочности сцепления
слоев 130 МПа, при размере частиц от 40 до 63 мкм — 90 МПа, а от
100 до 160 мкм — 30 МПа.
Прочность сцепления слоев в биметалле повышалась до 160 МПа в
случае использования для промежуточного подслоя порошка железа,
приготовленного из распыленного чугуна, а затем восстановленного
до содержания в нем уже в связанном состоянии 0,9 % С. Таким обра-
зом, в этом случае достигалась такая же прочность сцепления слоев,
как при формировании промежуточного слоя из порошка карбониль-
ного железа.
В рассмотренных биметаллах разрушение при испытаниях проис-
ходило в основном по границе порошковый рабочий слой — проме-
жуточный слой. Анализ микроструктуры биметаллических материа-
лов показал, что в приграничной зоне соединения стальной подложки
и порошкового материала участки с нарушением сплошности отсут-
ствуют. После спекания биметалла в промежуточном слое на основе
карбонильного железа сохраняется наследственная мелкозернистая
структура, а медь из состава порошка пластины насквозь пропитывает
промежуточный слой. Если проч! юсть связи слоев в биметалле превы-
шала 100 МПа, при механической обработке материала не происходи-
ло отслаивания.
Порошковые монослойные пластины, состоящие из одного по-
рошкового материала, при вертикальной прокатке порошков имеют
симметричную схему деформации. Прокатка биметаллических плас-
тин при таком же расположении валков стана приводит к их асиммет-
ричному формированию. Это является следствием отсутствия геомет-
рической и физической симметрии в исходной заготовке под прокат-
Рис. 12.1. Зависимость прочности сцеп-
ления слоев на срез в биметалле сталь —
железографит (1, 2) и биметалле сталь —
железо, легированном медью (3, 4), от
содержания в промежуточном слое кар-
бонильного железа, к которому добав-
лялся порошок ПЖ4 (2, 4) и порошок
ПЖ4 + 1 % С (1, 3)
Содержание карбонильного Fe % по массе
259
ку. При прокатке необходимо учитывать, что порошковый слой и мо-
нолитная подложка деформируются по-разному. Деформация моно-
литной подложки при достаточно больших силах прокатки облегчает
развитие продольной деформации в порошковом слое. Это позволяет
избежать появления трешин в порошковом слое при достижении его
высокой плотности (примерно 0,9) в связи с тем, что растягивающие
напряжения в этом слое, вызванные неравномерным распределением
вытяжки по ширине проката, не достигают предельного уровня. На-
личие подложки при прокатке порошков позволяет увеличить плот-
ность порошкового материала. Аналогично монослойным биметалли-
ческие пластины необходимо формировать в закрытом калибре, в ко-
торый по окружности валка подается подложка — стальная лента.
12.3.	Разработка порошкового материала для рабочего
слоя биметаллических контактных пластин
Чтобы повысить антифрикционные и электроэрозионные свойства
рабочего слоя биметаллических контактных пластин, необходимо бы-
ло разработать оптимальный состав порошкового материала. Для это-
го в материал вводилось большое количество твердых смазок и осу-
ществлялось дополнителы юе легирование основы с учетом того, что
достаточно высокие механические характеристики обеспечивались
при несущем основании, выполненном в виде монолитной стальной
ленты. В качестве основы рабочего порошкового слоя для биметалли-
ческих контактных пластин было выбрано железо, так как в моно-
слойных порошковых пропитанных контактных пластинах оно наря-
ду с другими факторами обеспечило их высокую работоспособность и
эффективность [241].
Повышение антифрикционных свойств порошкового материала
осуществлялось как путем его пропитки легкоплавким сплавом свин-
ца, так и вводом активных металлоидов в шихту. Для пропитки необ-
ходимо было создать порошковый материал с высокой открытой по-
ристостью, что достигалось соответствующим легированием железно-
го порошка. Согласно проведенным исследованиям в порошковое же-
лезо следует вводить 8,5 —10 % Си. В качестве активных твердых сма-
зок, способных устранять появление ювенильных поверхностей при
трении вследствие образования неметаллических соединений с метал-
лами обоих контактов, использовали фосфор, серу и сульфиды метал-
лов [221, 226, 228].
Эрозионная стойкость порошкового слоя пластин при дуговых раз-
рядах достигалась как увеличением содержания твердой смазки (в виде
сплава свинца), играющей роль «жертвенной составляющей», так и
вводом тугоплавких металлов в железную основу. Роль последних в со-
ставе порошковых материалов на медной и железной основе показана
японскими исследователями, использующими их для повышения со-
260
L
Рис. 12.2. Зависимость привеса монослойных (15 % Си,
остальное Fe) и биметаллических пластин от открытой
пористости материала
противляемости повреждению контактных
пластин электрическими дугами [57, 198].
С этой целью в состав порошковых мате-
риалов они вводили Ni, Сг, Мо. Повыше-
ние термостойкости каркаса порошкового
материала контактных пластин, достигае-
мое при вводе в их основу тугоплавких эле-
ментов, несомненно, должно дать положи-
тельный результат, так как конструирова-
ние композиционных материалов для
сильноточных контактов сводится к созда-
нию прочной тугоплавкой основы, в кото-
рой имеются вкрапления менее тугоплав-
кой составляющей. Легкоплавкие фазы в
гетерогенной структуре композита благода-
Открытая пористость, %
ря эндотермическому эффекту поглощают тепло в опорной точке дуги,
расходуемое на нагрев, плавление и испарение, защищая, таким обра-
зом, тугоплавкую основу.
Меньшая плотность порошкового материала биметаллических
пластин, чем монослойных, обусловила и их меньшую массу. При
объеме выборки п = 200 масса биметаллических пластин колеблется
от 450 до 525 г, а монослойных — от 440 до 570 г. После пропитки
сплавом СО5 привес у биметаллических пластин при той же выборке
составил 21 -36 % (среднее значение 27,8 %), а у монослойных —
11 -38 % (среднее значение 23,3 %).
Пористость материала рабочего слоя определялась гидростатиче-
ским взвешиванием по ГОСТ 18898. Как видно из зависимостей,
представленных на рис. 12.2, общая и соответственно открытая по-
ристость порошкового материала с 10 % Си выше, чем у материала
монослойных пластин с 15 % Си. Вследствие более высокой пористос-
ти рабочего слоя у биметаллических пластин привесы ниже 21 % со-
ставляют 2 -3 %. Это позволяет осуществить высокое насыщение их
твердой смазкой при пропитке, что гарантирует высокие антифрик-
ционные свойства. Испытания на износ порошкового материала би-
металлических пластин с различным содержанием твердой смазки
проводились на машине МИ в режиме сухого трения в паре с медным
контактом по ранее описанной методике. Результаты испытаний
представлены в табл. 12.1.
Пластины из порошкового материала на основе железа с повышен-
ной сопротивляемостью разрушению при воздействии электрических
дуг изготовляли из нержавеющей стали Х18Н15 или из порошка соста-
261
Таблица 12.1
Износ медного контакта и порошкового материала контактных пластин
Вид пластины	Химический состав порошкового материала пластин	Износ медного кон- такта, г, на пути		Износ порошкового материала, г, на пути	
		2,5 км	7,5 км	2,5 км	7,5 км
Биметалли- ческая	10 % Си, остальное Fe; 20,5 — 24,5 % РЬ пропитки	0,0130	0,0492	0,0487	0,1861
Монослой- ная	15 % Си, остальное Fe; 16 — 17,5 % РЬ пропитки	0,0286	0,1200	0,0443	0,1621
ва 10 % Си, остальное Fe, легированного феррохромом и ферронике-
лем, т. е. нержавеющей сталью той же марки. Контактные пластины из
порошкового материала состава 84 % Х18Н15, 15 % Си, 1 % Ni и 89 %
Х18Н15, 10 % Си, 1 % Ni получали прокаткой, спекали в среде водоро-
да при температуре 1150 °C в течение 3,5 ч в муфельной печи. По той
же технологии (для контроля свойств) и по технологии изготовления
пластин нового состава получали серийные пластины из порошкового
материала.
Установлено, что по сравнению с серийными у пластин из нержавею-
щей стали прочностные характеристики оказались очень низкими: у от-
дельных пластин значения составляли 22,4; 11,4; 24,7; 10,1; 2,3 МПа, а
аизг равнялись 88; 94; 123; 121; 130 МПа. Как показали исследования, это
связано с неспособностью восстановительной среды (Н2) устранить
окислы с частиц нержавеющей стали. Хром обладает большим срод-
ством к кислороду и имеет очень устойчивые окислы. Окислы не позво-
ляют консолидироваться отдельным частицам и, таким образом, приво-
дят к понижению механических свойств.
В связи с этим основа пластин из порошкового железа только ле-
гировалась нержавеющей сталью. Экспериментально было уста-
новлено положительное влияние такого легирования на механиче-
ские и эрозионные свойства порошкового железа. Металлографиче-
скими исследованиями ожогов, вызванных воздействием электри-
ческой дуги, установлено, что граница оплавления порошкового ма-
териала на поверхности кратера проходит по фронту расположения
частиц нержавеющей стали. Частицы этой стали как более тугоплав-
кая фаза композиционного материала предохраняют основу материа-
ла пластин от глубинного оплавления. Восстановление окислов хро-
ма на поверхности частиц нержавеющей стали достигалось вводом в
состав рабочего слоя пластин таких активных восстановителей, как
углерод и фосфор.
Определялось оптимальное количество нержавеющей стали, угле-
рода и фосфора в порошковом железе с медью; выявлялось влияние
отдельных легирующих компонентов на его свойства.
262
Легирование графитом порошкового материала проводили с уче-
том науглероживания железа и восстановления окислов на частицах
нержавеющей стали [280]. В шихту порошкового материала пластин,
состоящую из железного порошка, легированного медным порошком
с 5 % Х18Н15, вводили порошок графита марки С1 в количестве от 0,1
до 1,0 % с интервалом 0,1 %. Шихты порошков различного состава
прокатывали для получения заготовок контактных пластин, которые
затем спекались в среде водорода при температуре 1150 °C в течение
3,5 ч. Степень восстановления окисных пленок на частицах нержа-
веющей стали оценивали при механических испытаниях и металло-
графических исследованиях.
Если содержание углерода находится в пределах 0,5 -0,8 %, наблю-
дается повышение прочности на разрыв и изгиб. В этих же пределах
содержания углерода значения ударной вязкости остаются высокими
(рис. 12.3). При содержании углерода выше 0,9 % прочностные харак-
теристики падают, поскольку углерод остается несвязанным, присут-
ствует в материале в виде самостоятельной фазы, создавая при i iaгруз-
ке концентраторы напряжений.
Наиболее ощутимый прирост микротвердости наблюдается, если
содержание углерода превышает 0,4 %, так как в этом случае в желез-
ных частицах появляются включения цементита. Особенно больших
Рис. 12.3. Механические характеристики контактных пластин в зависимости от содер-
жания в них графита
263
Содержание графита, %
Рис. 12.4. Измене-
ние микротвердости
железной основы
порошковых мате-
риалов, легирован-
ных 5 % стали
Х18Н15, в зависи-
мости от содержа-
ния графита при
воздействии элек-
трической дуги:
1 — в зоне ожога; 2 —
на расстоянии 5 мм от
зоны ожога; 3 — до воз-
действия электри-
ческой дуги
значений достигает микротвердость железной основы материала при
содержании в нем более 0,7 % С.
Опасность науглероживания железа основы при больших коли-
чествах углерода и появление закалочных структур большей твердости
в результате воздействия электрических дуг в случае ненормального
токосъема выявляли по изменению микротвердости железной основы
порошкового материала после ожогов электрической дугой. Ожог
проводился электродом из нержавеющей стали с помощью сварочно-
го аппарата. Образцы порошкового материала для интенсивного отво-
да тепла размещали на массивной железной плите (толщиной 15 мм) и
подвергали воздействию электрической дуги с одной и той же вольт-
амперной характеристикой при постоянном зазоре между электрода-
ми и одинаковой продолжительности горения дуги.
На шлифах по месту ожога оценивалась структура порошкового
материала и определялась микротвердость (рис. 12.4). Участки по-
рошкового материала, подвергшиеся непосредственному воздействию
электрической дуги, отличаются высокой микротвердостью. Мик-
ротвердость повышается с 4050 до 7300 МПа при содержании углерода
соответственно 0,1 и 1,0 %.
Установлено, что при вводе 0,2 % С начинается заметное восстано-
вление окислов на частицах стали Х18Н15. По мере дальнейшего по-
вышения содержания углерода процесс восстановления окислов про-
ходит более интенсивно. Однако даже при содержании 0,8 % С на час-
тицах стали остаются окислы. Было установлено, что количество угле-
рода не должно превышать 0,4 %, так как в этом случае науглерожива-
264
ние железного порошкового материала незначительно, а окисли на
частицах Х18Н15 восстановились в достаточной степени.
Определялось влияние легирования порошкового материала фос-
фором — элементом, имеющим большее сродство к кислороду, чем
углерод. Металлографические исследования показали, что в при-
сутствии фосфора изменяется конфигурация пор в порошковом мате-
риале. В результате понижения поверхностного натяжения металла
основы при спекании поры приобретают округлую форму, концентра-
ция напряжений на них уменьшается. Одновременно сохраняется от-
крытость пор, что важно при дальнейшей пропитке порошкового ма-
териала. Ввод фосфора в состав порошкового материала играет поло-
жительную роль в восстановлении оторочки окислов на частицах фер-
рохрома.
Добавки фосфора оказывают благоприятное воздействие на анти-
фрикционные свойства порошкового материала, так как образующие-
ся при этом фосфиды металлов позволяют избежать появления юви-
нильных поверхностей на контактах. Были исследованы материалы
двух видов на машине трения МИ в режиме сухого трения в паре с
медным контактом по методике, описанной ранее. Испытывали по-
рошковый материал 5 % Си, 1 % Ni, остальное Fe с 0,4 %, 0,6 и 1 % Р и
материал 10 % Си, 1 % Ni, остальное Fe с 0,2 %; 0,4; 0,8 и 1,2 % Р. Все
материалы пропитывали сплавом СО5. При содержании 0,4 % Р в
первом материале износ медного контакта уменьшился в 1,8 раза, а
порошкового материала — в 1,2 раза; при 0,6 % Р — соответственно в
1,5 и 1,4 раза; в случае ввода 1 % Р износ медного контакта остается
таким же, как и при отсутствии фосфора.
Анализом свойств порошкового материала, содержащего 10 % Си,
установлено такое же поведение пар трения. При содержании 1,2 и
0,8 % Р в порошковом материале увеличивается износ медного кон-
такта более чем в 2 раза и на столько же уменьшается износ порошково-
го материала. Меньшее содержание фосфора (0,2 и 0,4 %) приводит к
уменьшению износа медного контакта, но увеличивается износ по-
рошкового материала. Это не связано с количеством твердой смазки в
составе элементов пары трения (количество сплава пропитки у мате-
риалов различного состава одинаково, так как привесы у них колеб-
лются от 21 до 23 %), а обусловлено появлением в структуре порошко-
вого материала фосфидов меди и железа, обладающих большой твер-
достью. С уменьшением содержания фосфора количество фосфидов в
структуре снижается, и при 0,2 % Р их включения практически не об-
1 гаруживаются.
Для достижения приемлемой структуры порошкового материала и
обеспечения наилучших антифрикционных характеристик количе-
ство фосфора рекомендуется поддерживать в приемлемых пределах.
Пределы по содержанию феррохрома и ферроникеля определяли
на модельном материале 15 % Си, 1 % Ni, 0,4 % С, остальное Fe, в со-
265
Рис. 12.5. Изменение износа медного
(1) и порошкового (2) контакта в зави-
симости от содержания в нем стали
Х18Н15
став которого вводили 5 %, 10, 20 и 30 % Х18Н15. Контактные пласти-
ны получали прокаткой порошков, спекали в течение 3,5 ч при темпе-
ратуре 1150 °C. После пропитки сплавом СО5 композиции порошко-
вых материалов содержали соответственно 18,4 %; 23,7; 29,2 и 30,7 %
РЬ. Металлографическими исследованиями было установлено умень-
шение содержания свободной меди в структуре материала по мере
увеличения в нем нержавеющей стали. Такое явление, очевидно, объ-
ясняется тем, что в у-железе (нержавеющей стали) медь растворяется
лучше, чем в a-железе (феррите). Так, растворимость меди в твердом
растворе у-железа составляет 5,9 % при 820 °C, а в а-железе — 3,5 %
при той же температуре [280]. Более высокая склонность к растворе-
нию в у-железе ухудшает процесс спекания из-за отсутствия жидкой
фазы. При этом происходит разбухание материала и увеличение его
пористости.
При содержании в порошковом материале 5 %, 10, 20 и 30 % ста-
ли прочность на разрыв составила 22,8 кгс/мм2; 18,3; 13,7; 12,6 и
10,7 кгс/мм2, а прочность на изгиб — соответственно 39,5 кгс/мм2;
32,6; 30,4; 25,2; 28,7 кгс/мм2. Пластины из порошкового материала, в
состав которого входит 5 и 10 % стали Х18Н15, обладают большей
прочностью, чем пластины без феррохрома и ферроникеля. С повы-
шением содержания стали Х18Н15 прочностные характеристики сни-
жаются, что связано с сохранением оторочки окислов на ее частицах и
большей пористостью порошкового материала.
Результаты испытаний на износ, проводившихся на машине МИ в
режиме сухого трения, по методике, описанной ранее, представлены
на рис. 12.5. Наилучшими антифрикционными свойствами в отноше-
нии износа медного контакта обладают порошковые материалы, со-
держащие не более 10 % стали Х18Н15. Дальнейшее увеличение в по-
рошковом материале феррохрома и ферроникеля приводит к резкому
повышению износа медного контакта вследствие абразивного воз-
действия оторочки окислов на их частицах. Износ порошкового мате-
риала при этом снижается.
266
12.4.	Комплексное легирование порошкового материала
рабочего слоя
12.4.1.	Исследование порошковых материалов контактных
пластин при низкой скорости
скольжения
Совместное влияние отдельных компонентов на порошковое железо,
легированное медью, может отличаться от влияния каждого из них
вследствие возможного взаимодействия компонентов, ослабляющего или
усиливающего воздействие на характеристики материала. Для соответ-
ствующих исследований использовались составы с изменяющимся коли-
чеством отдельных легирующих элементов при неизменном содержании
других. Для всех выбранных компонентов принимались более широкие
пределы с учетом их взаимодействия и взаимного влияния, а также иссле-
довались составы со средним количеством этих компонентов. Содержа-
ние меди в железной основе изменялось от 5 до 17 %, содержание стали
Х18Н15— от 5 до 15 %, содержание фосфора— от 0,2 до 0,8 %, среднее
значение содержания графита составляло 0,4 %. Пластины различного со-
става изготавливали методом прокатки порошков в промышленных усло-
виях на ВМЗ при одних и тех же скорости прокатки и давлении валков,
температуре спекания 1150 °C в среде водорода в течение 3,5 ч и пропитке
сплавом СО5 в автоклаве под давлением 100 кгс/см2.
Металлографический анализ структур порошковых материалов по-
казал, что пропитка их проходит равномерно по всему сечению кон-
тактных пластин. Включения свободной меди обнаруживаются в ком-
позициях, содержащих 17 % Си и 5 % стали Х18Н15. В структуре мате-
риала с 15 % стали Х18Н15 и Си свободная медь не обнаруживается,
что связано с различной растворимостью ее в у- и а-железе [280].
При сочетании верхних пределов таких легирующих присадок, как
медь и нержавеющая сталь, прочностные характеристики порошково-
го железа независимо от содержания фосфора оказываются наиболее
низкими. В то же время твердость этих материалов оказалась наиболь-
шей (по Бринеллю 1740 - 2830 МПа). В материалах с наиболее высо-
кими механическими характеристиками содержание стали Х18Н15
соответствует нижнему пределу (5 %).
Наименьшей ударной вязкостью (1,2-1,5 Дж/см2) обладают ком-
позиции, в которых содержание стали Х18Н15 соответствует верхнему
пределу; при нижнем пределе ее содержания ударная вязкость соот-
ветственно каждой из контактных пластин составляет 2,8 Дж/см2; 4,9;
2,3 и 2,9 Дж/см2. Таким образом, в порошковом железе должно содер-
жаться не более 10 % Х18Н15 и менее 17 % меди.
Оценка антифрикционных свойств исследуемых композиций осу-
ществлялась на машине МИ в режиме сухого трения по методике,
описанной ранее. Наилучшие составы порошковых материалов, обес-
печивающие малые износы медного, контакта и самих композицион-
267
ных материалов, соответствуют содержанию нержавеющей стали ме-
нее 10 % и меди менее 17 % при 24 -27 % сплава СО5.
Показательно, что абразивное действие стали Х18Н15 на износ ана-
логично действию большого количества фосфора в порошковом желе-
зе. Оба компонента повышают твердость порошкового материала. По
величинам износа содержание в порошковом материале фосфора
должно составлять не более 0,4 %.
Прослеживается следующая закономерность: чем выше твердость
порошкового материала, тем выше износ медного контакта и меньше
износ порошкового железа. Такая закономерность объясняется нали-
чием в порошковом материале отдельных включений нержавеющей
стали, покрытых окислами, и появлением фосфидов.
По своим антифрикционным свойствам композиции, содержащие
не более 5 % нержавеющей стали, не более 0,4 % Р и менее 17 % Си,
превосходя! материал широко применяемых на транспорте пропитан-
ных пластин, в состав которого входит 15 % Си. При первых на пути
2,5 км износ медного контакта составляет 0,0042 - 0,0069 г, износ по-
рошкового материала 0,017 - 0,0227 г, при вторых— соответственно
0,0122 и 0,0488 г.
В эксплуатации детали сильноточного скользящего контакта работа-
ют в жестких условиях: большие скорости скольжения, прохождение
значительных токов, высокие температуры на поверхностях контакта.
Оценка порошковых композиций проводилась в аналогичных условиях.
12.4.2.	Испытания порошковых материалов
на электрофрикционную теплостойкость
На машине МТТЭ в Институте машиноведения им. А. А. Благо-
нравова исследовались порошковые материалы по схеме торцевого
взаимодействия втулок в режиме сухого трения в паре с медным
контактом. Для определения антифрикционных свойств материа-
лов контактов рассматривали значения износа при скоростях
скольжения до 1,875 м/с, когда температура у поверхности трения
достигала 130-150 °C, что не приводило к снятию нагартовки у
медного контакта.
У обоих компонентов пары трения просматривалась одна и та же за-
кономерность — по мере увеличения скорости скольжения от 0,12 до
2,5 м/с интенсивность износа снижается. Аналогичные данные были
получены японскими исследователями, проводившими стендовые ис-
пытания порошковых материалов при разработке составов для контакт-
ных пластин [57]. Такая закономерность связана с проявлением окисли-
тельного износа: так как по мере увеличения скорости скольжения тем-
пература контакта повышается, возрастает и интенсивность окисления.
Во всем интервале исследуемых скоростей скольжения наимень-
ший износ медного контакта обеспечивают композиции из железно-
268
го порошка, содержащего не более 5 % Х18Н15, не более 0,4 % Р и
5 — 11 % Си; при этом и они подвергаются наименьшему износу. В
процессе трения в случае увеличения в составе порошкового железа
стали Х18Н15 наблюдаются повышенные износы обоих контактирую-
щих элементов. Наличие в этих композициях 0,2 % Р не позволяет
полностью восстановить оторочку окислов на частицах стали Х18Н15,
оказывающую абразивное воздействие при дальнейшем окислении ее
частиц в случае повыше] 1ия скорости скольжения. Значительное вос-
становление окислов на частицах нержавеющей стали в композициях
при наличии в них 0,8 % Р не приводит к подобным явлениям.
У самих композиций начиная со скорости скольжения 2,5 м/с на-
блюдается тенденция к повышению износа. При больших скоростях
скольжения это связано с более интенсивным окислением частиц ста-
ли и ослаблением их связи с основой.
Наиболее стабильным коэффициентом трения обладают компози-
ции, содержащие не более 5 % Х18Н15, не более 0,4 % Р, 5 -11 % Си.
Самые высокие значения коэффициента трения наблюдаются у ком-
позиций тех порошковых материалов, которые содержат или 10 - 15 %
стали, или 0,8 % фосфора. Практически все композиции при скоро-
стях менее 1,25 м/с (1000 об/мин) имеют низкий коэффициент
трения; при больших скоростях скольжения он возрастает. Низкие
значения коэффициента трения у большинства композиций при ма-
лых скоростях скольжения объясняются выделением в поверхностных
слоях порошковых материалов такого количества тепла, которое спо-
собствует выпотеванию свинца, что наблюдалось при испытаниях.
У всех порошковых материалов падение напряжения в контакте
увеличивается с ростом скорости скольжения, что объясняется интен-
сивным окислением поверхностей трения при повышении температу-
ры. На поверхности появляются слои вторичных структур значитель-
ной толщины. По контактным характеристикам порошковые мате-
риалы рассмотренных составов мало различаются.
Исследования показали, что соотношение антифрикционных ха-
рактеристик порошковых материалов, выявленных при испытаниях
на машине трения МИ, аналогично результатам, полученным на ма-
шине МТТЭ. Это убедительно подтверждает вывод о влиянии вы-
бранных легирующих компонентов на антифрикционные свойства
порошковых материалов.
12.4.3.	Влияние серы на антифрикционные свойства
порошковых материалов для контактных пластин
Дальнейшее повышение антифрикционных свойств порошкового
материала достигалось вводом в него серы (0,3 %; 0,6; 1,0; 1,4; 1,8; 2,5;
3,0 % количества серы в составе каждой композиции) или сульфидов
269
ZnS (0,6 %; 1,0; 2,0; 3,0; 4,0 %). Карбонильный никель добавляли для
активации процесса спекания. Несмотря на различный состав по-
рошковых материалов, полученных при одних и тех же условиях
формирования изделия, их плотность до спекания колебалась от 5,9
до 6,19 г/см3, а после спекания — от 7,42 до 7,83 г/см3. Пористость по-
рошковых материалов была в пределах 21,6 -27,9 %. Она уменьшалась
и достигала 23,6 % при вводе 0,8 % Р и 21,6 % при 1,2 % Р, а при до-
бавках серы (0,3 % и выше), наоборот, увеличивалась до 27 %.
После пропитки в автоклаве сплавом СО5 антифрикционные
свойства композиций оценивали, проводя испытания на машине МИ
в режиме сухого трения в паре с медным контактом при нагрузке 0,7;
1,4 и 3,18 МПа по методике, описанной ранее. Свинца в композициях
содержалось достаточно большое количество: привесы после пропит-
ки находились в пределах 26 -32,2 %. Несмотря на высокое содержа-
ние твердой смазки, композиции, в которых было более 0,4 % фосфо-
ра, вызывали, как показано ранее, повышенный износ медного кон-
такта. При содержании 0,2 -0,4 % Р износ медного контакта снижался
и был менее износа медного контакта при работе с пропитанным ма-
териалом пластин, содержащим 15 % Си, остальное Fe.
При небольших давлениях существенные изменения в износе мед-
ного контакта наступают, когда в порошковом материале содержится
0,6 % S. Дальнейшее увеличение серы приводит к незначительному
изменению износа при нагрузке 0,7 МПа. Однако большие нагрузки
(1,4 и 3,18 МПа) в случае увеличения содержания серы вызывают сни-
жение износа медного контакта. Ввод в порошковый материал суль-
фида ZnS позволяет снизить износ медного контакта до такого же
уровня. Одновременно становится меньше износ порошкового мате-
риала. Износ медного контакта на пути 2,5 км при давлении 3,18 МПа
составляет от 0,0283 до 0,0106 г, порошкового материала — от 0,115 до
0,0177 г. В случае пропитанного порошкового материала состава 15 %
Си, остальное Fe в тех же условиях износ составляет 0,15 г, а медного
контакта — 0,048 г.
Таким образом, введение в порошковый материал на основе же-
леза с дополнительным легированием и присадкой 2 — 3 % серы или
0,6 - 4 % сульфидов (ZnS) позволяет существенно повысить его ан-
тифрикционные свойства, а значит, снизить износ медного контакта
в 4 раза при высоких нагрузках. По антифрикционным характери-
стикам такой порошковый материал значительно превосходит мате-
риал монослойных пропитанных контактных пластин. Момент тре-
ния Л/1р порошкового материала исходного состава непостоянен и
меняется со строгой периодичностью (рис. 12.6, а). Амплитуда коле-
бания момента трения при давлении в контакте 0,7 МПа мала, а при
1,4 МПа достигает больших размеров. Минимальные значения Мгр
находятся всегда на одном уровне, а максимальные незначительно
изменяются. Характер колебаний момента трения не претерпевает
270
Рис. 12.6. Изменение моментов трения пары медный контакт — порошковый контакт в
зависимости от времени работы и пройденного расстояния:
а — порошковые пропитанные контакты (10 % Си, 1 % Ni. 0,4 % С, 5 % Х18Н15, остальное Fe) с ле-
гированием фосфором и без него; б — порошковый пропитанный контакт того же состава, дополни-
тельно легированный серой или сульфидами металлов
изменений при длительных испытаниях (длина пройденного рас-
стояния 17,5 км).
В случае прекращения испытаний на сутки и более характер изме-
нения момента трения не меняется. Если, например, эксперимент
прерывался в то время, когда момент трения возрастал, то и после
возобновления испытаний он продолжал увеличиваться до предель-
ного значения. Износы компонентов пар трения оказались наиболь-
шими в период работы при максимальных значениях и наимень-
шими в период, когда они были минимальными. Для медного контак-
та максимальный и минимальный износ различались в 2,5 -3 раза, а
для порошкового материала — в 2 -2,5 раза. Наблюдаемые явления
указывают на то, что в процессе трения состояние поверхностей тре-
ния периодически изменяется.
Ввод фосфора в порошковый материал не меняет наблюдаемой
картины, зато ввод серы или сульфидов (ZnS) стабилизирует момент
трения.
Для объяснения всех выявленных закономерностей был проведен
металлографический анализ состояния поверхностей трения обоих
взаимодействующих тел в период максимальных и минимальных зна-
чений моментов трения. Исследования проводились на растровом
микроскопе JEOL JXA-50A с использованием микроанализатора при
увеличениях в 50 - 10ОО раз. Анализ состояния поверхностей трения
порошковых материалов показал, что при максимальном моменте
трения плотность свинцовых включений в них является наименьшей,
а сами включения содержат небольшое количество свинца. При ми-
нимальном значении Л/тр плотность свинцовых включений, напротив,
велика, а сами включения плотно заполнены твердой смазкой —
271
Рис. 12.7. Поверхность трения медного контакта в период максимального момента тре-
ния при содержании в пропитанном порошковом контакте 10 % Си, 1 % Ni, 5 %
Х18Н15, остальное Fe с легированием фосфором (менее 1 %):
а — во вторичном излучении; б — в Карь-излучении
свинцом. Кроме того, в последнем случае в результате заполняемости
пор свинцом поверхность порошкового материала наиболее гладкая.
У композиции, в которой содержание серы более 2 %, при посто-
янной нагрузке в течение длительного времени момент трения прак-
тически не меняется, и на поверхности трения порошкового материа-
ла плотность включений свинца всегда высокая. Поверхность трения
остается все время гладкой вследствие заполненности пор свинцом.
Сера располагается по границам железных частиц в месте нахождения
медных и свинцовых включений, образуя, по-видимому, сульфиды
меди и свинца.
Анализ состояния поверхностей трения медных контактов, прора-
ботавших с композициями различных составов, выявил также ряд
особенностей, позволивших характеризовать тип износа и раскрыть
механизм процессов, происходящих на взаимодействующих поверх-
ностях.
Состояние поверхностей медных контактов, работавших в паре с
порошковыми материалами, содержание фосфора в которых состав-
ляло 0,4 и 1,2 %, резко различалось. В первом случае (при 0,4 % Р)
медный контакт покрывался слоем вторичных структур темно-серого,
272
почти черного цвета. По характеру повреждаемости поверхности мож-
но установить, что механизм износа сводится к абразивному воз-
действию и микросхватыванию с переносом свинца и железа на медь
/ с 12 7) Во втором случае (при 1,2 % Р) поверхность свободна от
вторичных структур. Высокая пластическая деформация поверхност-
ных слоев вызванная воздействием композиционного материала вы-
сокой твердости, приводит к их течению, перенагартовке и усталост-
ному разрушению (рис. 12.8).
Независимо от химического состава композиции и от характера
колебаний момента трения в период его максимальных значений на1
медном контакте всегда обнаруживаются компактные объемы свинца
или уже подвергшиеся деформации от воздействия композиционного
материала. При этом на сравнительно гладких, ровных участках по-
верхности представляющих собой объемы железа, перенесенные в
результате микросхватывания с порошкового материала, содержание
свинца минимально. Таких участков на поверхности медного контак-
та много Очевидно, частицы железа в порошковом материале слабее
связаны между собой, чем при схватывании их с медью. Таким обра-
зом на медном контакте образуется слой вторичных структур, обога-
щенный железом, защищающий контакт от износа. В этом случае вза-
имодействие контактов происходит по вкрапленным опорным, загла-
женным участкам, состоящим в основном из железа. Если такие опор-
ные участки обеднены свинцом, а перенесенный свинец в виде ком-
пактных участков еще не перераспределился по поверхности, сколь-
жение затруднено и момент трения велик. Свинец не растворяется в
меди в железе растворяется, но незначительно, и поэтому при высо-
ких температурах трения он в основном накапливается в железе.
При минимальном моменте трения ровные опорные поверхности
из железа гораздо более интенсивно насыщены свинцом. В таких
участках железа содержится в 2 - 5 раз больше, чем свинца в участках
ппи максимальном моменте трения. В этот период на поверхности
медного контакта уже нет компактных объемов свинца, перенесенных
с порошкового материала.
Явно прослеживается цикличность в состояниях поверхностей тре-
ния на основании чего можно представить механизм этих изменений.
В период максимального момента трения, когда происходит микрос-
хватывание и перенос железных частиц на медный контакт, на нем
появляются неровности; они внедряются во включения свинца в по-
рошковом материале и переносят («вычерпывают») его на медный кон-
такт Одновременно происходит перенос свинца и в результате схваты-
вания (рис 12.9). В процессе постепенного размазывания свинца и обо-
гащения им железа опорных участков сопротивление скольжению
уменьшается.
Когда этот процесс заканчивается, момент трения резко снижается,
и процесс стабилизируется. Минимальный момент трения сохраняет-
is- 1302
273

Рис. 12.8. Поверхность медного контакта Рис. 12.9. Размазывание включений свин-
после взаимодействия с порошковым ма- ца на поверхности медного контакта в пе-
териалом на железной основе, содержа- риод максимального момента трения при
щим 1,2 % фосфора (на усталостное разру- работе с пропитанным порошковым кон-
шсние)	тактом на основе железа
ся до тех лор, пока в порошковом материале на поверхности не исто-
щатся включения свинца и не износятся на медном контакте опорные
частицы железа, обогащенные свинцом. После этого процесс повто-
ряется. Вследствие схватывания частицы железа переносятся на мед-
ный контакт, и поверхностный слой порошкового материала начина-
ет обновляться, обнажая на более глубинном уровне включения свин-
ца. Этому способствует и усталостный износ поверхности порошково-
го материала.
При наличии в порошковом материале серы наблюдаемые процес-
сы происходят без резких колебаний момента трения, так как этот вид
твердой смазки немеханически защищает поверхности от поврежде-
ний. Сера при химическом взаимодействии со свинцом, медью и же-
лезом предотвращает появление ювенильных поверхностей. Истоще-
ние свинца на поверхности порошкового материала и износ железных
частиц, насыщенных свинцом, на медном контакте компенсируются
сульфидами Си, РЬ и Fe, что установлено с помощью микроанализа-
тора растрового микроскопа. Усталостным процессам в поверхност-
ных слоях не свойственна такая периодичность, они происходят рав-
номерно. Переход с больших нагрузок на меньшие сопровождается
274
увеличением сопротивления скольжению вследствие истощения
свинца во включениях порошкового материала при больших нагруз-
ках, чего не могут компенсировать даже сера и сульфид цинка.
Применение ротапринтного способа подачи смазки в узел трения
при размещении серы или свинца в пазе шириной 1,5 мм, располо-
женном в направлении, поперечном скольжению, на поверхности по-
рошкового материала, позволило стабилизировать момент трения.
12.5.	Спекание порошкового материала
на основе железа в проходных печах
При спекании в камерных печах порошковых контактных пластин
в виде крупных садок (0,3x0,5x1,5) м не обеспечивается равномерный
тепловой режим во всем объеме садки. Перепад температур составляет
50 °C, что вызывает неравномерную усадку порошковых изделий, не
позволяет достигнуть стабильной плотности и, следовательно, меха-
нических свойств. Выявлялась возможность спекания порошкового
материала монослойных и биметаллических пластин в проходных пе-
чах при существенно сокращенной длительности режимов этой опе-
рации (ориентировочно в 10 раз).
Структура и свойства изделий порошковой металлургии зависят от
процессов, происходящих при их формировании по той или иной схе-
ме термической обработки — твердофазное спекание, спекание с при-
сутствием жидкой фазы. Спекание рассматривается как термодина-
мический процесс, при котором система стремится перейти в состоя-
ние с минимальной свободной энергией. Твердофазному спеканию
присуще сближение частиц, упрочнение межчастичных контактов
вследствие процессов диффузии, пластического течения, рекристал-
лизации. Жидкофазному спеканию свойственно увеличение скорости
диффузии, перемещение массы материала в результате движения
жидкой фазы и перемещения твердых частиц в ней.
Это было подтверждено спеканием порошкового материала систе-
мы Си — Fe [281], в которую запрессовывалась стальная проволока с
гальванически нанесенной медью.
В процессе спекания при температуре 780 -800 °C диффузионные
процессы протекают слабо, так как отсутствует жидкая фаза; в струк-
туре видны первичные включения меди. После спекания при 1130 °C в
местах первоначального расположения меди образовались пустоты, а
медь перераспределилась, заполнив мелкие поры, как по границам,
так и внутри железных частичек. Вокруг проволоки на месте меди по-
явилось ничем не заполненное пространство.
Особенность спекания материалов на основе порошкового железа
с содержанием меди менее 20 % — увеличение первоначального объе-
ма формовок. Изменение объема связывают с процессами взаимной
диффузии [282|. Некоторые исследователи считают, что разным ста-
275
дням спекания присущи различные механизмы роста. Так, в случае
коротких выдержек времени спекания механизм расширения обус-
ловлен течением жидкости, которая заполняет внутренние микропо-
ры, межчастичные контакты, раздвигает межзеренные границы. При
длительном спекании необходимо учитывать и расширение, обус-
ловленное диффузией. Рост объема на ранних стадиях жидкофазного
спекания также связывают, главным образом, с распространением
жидкой меди по границам зерен. Диффузия меди в зерна железа весь-
ма незначительно влияет на увеличение объема: при длительном спе-
кании он увеличивается лишь на 1 % (при максимальном содержании
меди в железе). В то же время, по данным микрорентгеноспектраль-
ного анализа, содержание железа в медной фазе после спекания в те-
чение 3 мин при 1140 °C составляет 5,9 - 6,4 %. Влияние этого про-
цесса на изменение объема не рассматривалось.
Увеличение пористости при сохранении допустимого уровня рабо-
чих свойств исследованного материала является положительным яв-
лением, поскольку пропитка — окончательная технологическая опе-
рация. Вопросы, связанные с кинетикой изменения физико-механи-
ческих свойств в интервале выдержки, соответствующем ранним ста-
диям спекания (менее 20 мин), в литературе не освещены. Проводи-
лись исследования кинетики формирования физико-механических
свойств проката на основе железомедного псевдосплава в условиях
кратковременного спекания.
Принципиальную возможность реализации кратковременного спе-
кания материала контактных пластин проверяли на модельных образ-
цах, изготовленных в лабораторных и заводских условиях из шихты со-
става порошковых контактных пластин (15 % Си, 84 % Fe) и основных
компонентов состава биметаллических пластин (8-10 % Си, 1 % Ni,
остальное Fe). Толщина лабораторных образцов составляла 1 мм, по-
ристость до спекания— 15 — 17 %. Спекание осуществляли в трубча-
той печи СУОЛ в среде водорода при фиксированном времени вы-
держки (1 и 5; 7 и 10 мин с момента загрузки).
Образцы, изготовленные в заводских условиях из натурных кон-
тактных пластин толщиной 7,8 мм, спекали в лабораторной проход-
ной печи при времени выдержки 8 мин, 10, 12, 15 и 20 мин (время вы-
держки увеличивали для обеспечения равномерного прогрева образца
по сечению). Для сравнения лабораторные образцы спекали и в ка-
мерной печи в соответствии с регламентом.
Знать величину пористости, кинетику ее изменения в зависимости
от режимов спекания (время выдержки, температура) необходимо для
регулирования термической обработки, так как порошковый матери-
ал в дальнейшем подвергается пропитке. Удельное электрическое со-
противление материала является структурно-чувствительной характе-
ристикой, определяющей степень межчастичных контактов при спе-
кании и отражающей кинетику диффузионных процессов. Прочность
276
на разрыв характеризует качество спекания — прочность соединения
частиц друг с другом. Все характеристики определяли на образцах, по-
лученных при каждом режиме.
Статистическая обработка результатов выполнена по методике,
приведенной в работе [283]. Рентгеноструктурное исследование про-
ведено на поликристаллических образцах, площадь сечения которых
равна 1 мм2, вырезанных из пластин проката. Дифракционную карти-
ну определяли фотометодом с применением дебаевских камер (диа-
метр камеры 114,6 мм) и монохроматизированного Сгк-излучения. За-
водские образцы пропитывали сплавом СО5, а затем испытывали на
износ на машине МИ в паре с медным контактом в режиме сухого
трения по ранее описанной методике.
Результаты испытаний порошкового материала серийных пропи-
танных пластин представлены на рис. 12.10, а, б, в. В процессе жидко-
фазного спекания (Гсп = 1150 °C) в интервале от 1 до 4 мин относи-
тельная плотность уменьшается. В дальнейшем при времени выдерж-
ки 5 -10 мин она увеличивается. Длительное спекание в камерной пе-
чи вызывает увеличение плотности не более чем на 2,2 % Повышение
температуры спекания до 1200 °C не изменяет характера описанной за-
висимости. Минимум относительной плотности также достигается при
спекании в течение 4 мин. При твердофазном спекании (Гсп = 1050 ”С)
□ 1050‘С о 1150‘С Д 1200‘С	.
«2 m
См
с 350
s
S зоо
X
к
I—
а 250
а.
Рис. 12.10. Изменение относительной л
плотности (с), удельного электрического о 200
сопротивления (6), прочности при растя- J
женин (в) порошкового материала пластин Я
(15 % Си, остальное Fe) в зависимости от с '
Время выдержки, мин
времени спекания
277
относительная плотность с увеличением времени выдержки до 10 мин
изменяется незначительно.
Известно, что на изменение электросопротивления во время спе-
кания действующие факторы влияют по-разному: совершенствова-
ние межчастичных контактов вызывает снижение электросопротив-
ления; диффузионные процессы в случае образования твердых рас-
творов увеличивают его, а изменение плотности оказывает двоякое
влияние.
При твердофазном спекании удельное электросопротивление не-
сколько растет в течение 4 мин. Это, очевидно, связано с тем, что улучше-
ние межчастичных контактов влияет на него меньше, чем диффузионное
насыщение частиц железа медью, а меди — железом (образование
твердых растворов). Удельное сопротивление при температуре спека-
ния 1150 и 1200 °C достигает максимума, когда время выдержки равно
4 мин, что совпадает с изменением плотности материала при тех же
температурах.
Микроструктурные исследования позволяют дополнительно ин-
терпретировать изменение в зависимости от времени выдержки отно-
сительной плотности и удельного электросопротивления. На шлифах,
соответствующих малым интервалам времени, можно проследить эво-
люцию изменения пористости. С увеличением времени выдержки ин-
тенсивно протекают процессы, связанные с коалесценцией пор. При
спекании в течение 3 и 4 мин частицы железа приобретают в основ-
ном округлую форму, а при длительности спекания 150 мин в поле
шлифа преобладают крупные частицы железа, образующиеся в про-
цессе собирательной рекристаллизации.
Прочность порошкового материала при кратковременных режимах
резко увеличивается в процессе твердофазного спекания вследствие
образования сплава по периферии порошковых частиц.
Уменьшение содержания меди до 8 -10 % при жидкофазном спе-
кании материала Fe - Си обеспечивает максимальный рост образцов
[2811, что должно способствовать увеличению содержания сплава СО5
в процессе пропитки. Изменение относительной плотности материала,
содержащего 8 % Си, отличается при жидкофазном спекании от плот-
ности материала, исследованного выше, меньшей степенью разбуха-
ния образцов в начальный период длительностью менее 4 мин. Если
время выдержки более 4 мин, усадка материала происходит менее ин-
тенсивно, что связано с меньшим объемом жидкой фазы, а при дли-
тельном спекании абсолютное изменение плотности материала, со-
держащего 8 % Си, больше в 3 раза.
Анализ антифрикционных свойств порошковых материалов в за-
висимости от времени спекания показал, что износные характеристи-
ки зависят от длительности термообработки. Даже кратковременное
спекание в течение 8 мин не приводит к интенсивному выкрашива-
нию — высокому износу порошкового материала (табл. 12.2).
278
Таблица 12.2
Механические свойства Fe — Си каркаса после спекания при 1150 Си триботехнические
характеристики после пропитки сплавом СО5
Время спека- ния, мин	МПа	Ударная вяз- кость, кДж/м2	Износ, г, на пути 2512 м	
			медного контакта	порошкового материа- ла
8	144 - 190	14,2- 15,2	0,0137	0,0472
10	130-182	13,3- 18,4	0,0102	0,0430
12	148 - 230	13,8-17,0	0,0170	0,0452
15	130-228	12,5-17,7	0,0216	0,0482
20	124- 182	17.2-20,3	0,0276	0,0410
150	152-220	-	0,0320	0,0350
Твердость по Бринеллю у порошкового материала при времени
спекания 8-10 мин оказалась на 158 МПа меньше его твердости при
времени спекания 20 мин, что приводит к несколько большему износу
этого материала.
Металлографические исследования порошковых материалов позво-
лили установить, что при спекании в течение 8-10 мин консолидация
железных частиц незначительна. Подтверждением этому служит рас-
пределение свинца после пропитки между частицами (рис. 12.11, а и б).
С увеличением времени выдержки совершенствуются межчастичные
контакты. Включения меди и свинца выглядят более компактно в мате-
Рис. 12.11. Структура контактных пластин (15 % Си, 1 % Ni, остальное Fe, пропитка
сплавом СО5) после спекания при 1150 °C и времени спекания 8 мин (а) и 20 мин (б)
279
риале, спекавшемся 15 мин. Сильнее эта тенденция проявляется после
спекания в течение 20 мин (см. рис. 12.11, б), особенно при 150 мин.
Более равномерное распределение свинца в материале предопределило
меньший износ порошкового контакта.
Таким образом, зависимость физико-механических свойств при
кратковременном спекании Fe — Си композиций соответствует кине-
тике изменения плотности материала. Режимы кратковременного
спекания обеспечивают равномерное распределение РЬ - Sn сплава в
Fe — Си каркасе после пропитки. Следовательно, время спекания по-
рошкового материала пластин можно уменьшить и принять его соот-
ветствующим непрерывному технологическому циклу, включающему
прокатку порошков и спекание сырой заготовки в проходных печах.
В результате была разработана технология изготовления биметал-
лических контактных пластин и предложена непрерывная технологи-
ческая линия по их производству.
Биметаллические пластины, выпущенные по соответствующей тех-
нологии, обладают высокими механическими свойствами, имеют проч-
ное сцепление рабочего и несущих слоев. Формирование биметалли-
ческих пластин в прокатном стане в условиях всестороннего сжатия,
обусловленного наличием закрытого калибра, позволяет обеспечивать
равномерное распределение свойств по длине и ширине таких плас-
тин высотой до 12 мм, что дает возможность увеличить срок их служ-
бы более чем в 2 раза.
12.6.	Механические свойства и эксплуатационные
характеристики биметаллических контактных пластин
Механические характеристики определяли на пластинах из порош-
кового материала выбранного состава с несущим основанием в виде
полосы толщиной 0,8 мм из низкоуглеродистой стали, спеченных в ка-
мерных печах в среде водорода при температуре 1150 “С в течение 3,5 ч.
Биметаллические пластины изготовляли тремя способами:
непосредственной накаткой антифрикционного порошкового ма-
териала на несущую подложку из стали с промежуточным подслоем из
карбонильного железа;
соединением электроконтактной точечной сваркой стальной
подложки с предварительно полученной путем прокатки и после-
дующего спекания монометаллической контактной пластиной (ра-
бочим слоем);
накаткой порошка в прокатном стане на армирующую гофрирован-
но-перфорированную ленту.
По первому методу промежуточный слой припекался к стальной
полосе в проходной печи со скоростью протяжки 1-1,5 м/мин в среде
водорода при температуре 1150-1200 °C. Полоса несущего основания
с подслоем подавалась с натягом по ручью одного из валков стана в
280
зону формирования корпуса пластины из порошка. Прокатка осу-
ществлялась при скорости вращения валков стана 3,6 об/мин, так как
при больших значениях скорости вращения полоса получалась
очень пористой. Валки раздвигали на толщину несущего основания,
в результате толщина биметалла составила 8,2 -8,5 мм с порис-
тостью 23—25 %. После спекания пористость сохранялась на преж-
нем уровне, что позволяло при пропитке сплавом СО5 вводить от
20,6 до 26,1 % свинца.
Одной из основных характеристик биметаллического материала
является прочность сцепления его слоев, определяющая качество из-
делия. Прочность сцепления порошкового материала с подложкой
оценивалась косвенно путем металлографических исследований и
прямыми механическими испытаниями по отрыву одного слоя мате-
риала от другого. Четкой границы раздела между слоями различных
материалов в биметалле, полученном накаткой порошка, не наблюда-
ется. Отсутствуют на границах раздела несплошности и трещины. За
3 -3,5 ч спекания успевают в значительной степени пройти диффузи-
онные процессы, медь порошкового слоя сосредотачивается у грани-
цы раздела материалов и даже проникает по границам зерен низкоуг-
леродистой стали подложки.
Разрушения проходили не по границе раздела слоев, а по порош-
ковому материалу при 72,4-79,5 МПа.
В биметаллических пластинах, изготовленных вторым способом, не-
сущее основание крепилось точечной контактной электросваркой по
всему периметру, интервал между точками сварки составлял 5 -6 мм.
На рабочей части порошкового слоя пластин повреждения отсутство-
вали. Структура этого слоя в месте сварки на глубине 0,5 мм от по-
верхности не изменялась.
В случае отрыва подложки у биметаллических пластин, получен-
ных точечной сваркой, разрушается несущее основание или порошко-
вый материал. Испытания на изгиб и ударную вязкость осуществляли
так, чтобы прикладываемые силы приходились на порошковый мате-
риал, как это чаще всего случается в эксплуатации. Установлено бес-
спорное преимущество биметаллических пластин перед монослойны-
ми. Особенно четко это проявляется при испытаниях на изгиб и опре-
делении ударной вязкости (рис. 12.12, а, б). Значения ударной вязкос-
ти пропитанных монометаллических пластин оказались практически
в 3 раза меньше, чем у материала биметаллических пластин в том же
состоянии (соответственно 4 и 11,5 Дж/см2).
Если пластины одного состава (15 % Си, остальное Fe) после про-
питки имели более низкие механические характеристики, чем до про-
питки (см. рис. 12.12, а, б), то у биметаллических пластин с 10 % Си
этого не наблюдалось. Ввод в материал пластин фосфора позволяет
улучшить их механические свойства (рис. 12.13). Влияние сплава про-
281
Стат, пока- затель	Значение показателя для кривых				
	1	2	3	4	5
Рис. а					
п	47	43	30	20	19
X	542	445	108	1203	967,3
<5	64,8	7,5	90,6	97,5	93,0
Рис. б					
п	22	12	23	69	132
X	6,2	6,4	14,8	11,5	40
(У	1,5	3,9	8,0	6,25	1,1
Рис. 12.12. Кривые распре-
деления значений прочнос-
ти на изгиб (а) и ударной
вязкости (б) контактных
пластин одного состава
(15 % Си, остальное Fe) с
пропиткой (сплошные) и
без нее (штриховые):
1, 2 — пластины монослойные;
3. 6 — биметаллические
сварные; 4,5— биметалличе-
ские прокатанные
питки в этом случае снижается, так как в структуре отсутствуют вклю-
чения меди.
Использование накатки порошка на гофрированно-перфорированную
ленту (третий способ) толщиной 0,5 мм не дает существенного повы-
шения сопротивляемости разрушению при изгибе и ударе. Только
увеличение толщины такой ленты позволяет повысить прочность.
Эксплуатационные испытания биметаллических пластин проводи-
лись в депо Москва-Сортировочная на электровозах ВЛ 10. Испыта-
ния осуществлялись в течение одного года на 20 электровозах. Сталь-
ная подложка давала возможность эксплуатировать пластины по из-
носу до толщины 1,5 мм; с учетом этого пробег превысил 90 тыс. км.
Биметаллические пластины оказались высоконадежными в эксплуа-
тации, обеспечив нормальную работу электроподвижного состава в
течение всего периода их использования.
Линейные тепловые испытания проводили с целью определения
нагрузочной способности биметаллических контактных пластин.
282
Пластины монтировали на полозе в несколько рядов и испытывали
без смазки СГСО. Тепловые испытания осуществляли по ГОСТ 12058
«Токоприемники электроподвижного состава магистральных желез-
ных дорог» на электровозе ЧС7-016 с вагоном-лабораторией и соста-
вом грузовых вагонов массой 3000 т, ведомым двумя электровозами
ВЛ10. Грузовые электровозы ВЛ10 работали в рекуперативном режи-
ме, что создавало необходимую нагрузку на электровоз ЧС7. Движе-
ние поезда осуществлялось со скоростью 60 км/ч.
Анализ полученных данных с учетом снижения допустимой темпе-
ратуры нагрева пластин до 120 °C позволил сделать вывод, что при
двух рядах биметаллических пластин движущиеся токоприемники мо-
гут снимать ток 1500—1600 А, а при четырех рядах пластин— ток
2550 -2650 А.
Искрение 1 -го класса наблюдалось только в случае съема тока бо-
лее 1300 А двумя рядами пластин. При четырех рядах пластин отдель-
ные искры появлялись, когда снимаемый ток превышал 2400 А.
Осмотр пластин показал, что они находятся в хорошем состоянии.
Только при токах, выше указанных, происходило искрение, и поверх-
ность пластин омеднялась.
Таким образом, было установлено преимущество биметаллических
пластин по сравнению с монометаллическими серийными. Прочное
сцепление слоев в биметалле и выполнение подложки шириной боль-
шей, чем ширина корпуса, позволяют отказаться от крепления плас-
тин на полозе винтами, проходящими через их корпус.
Испытания на унифицированном полозе порошковых пластин,
которые занимали два крайних ряда токосъемных элементов (средний
ряд состоял из графитовых вставок, расположенных на платформе,
подпружиненной к корпусу), показали, что они имеют высокую рабо-
тоспособ ность.
Стат, по-
казатель
1
23
760
8,2
40
30
20
7В0 840 900 960 1020 1080
Прочность на изгиб. МПа
2
18
808
6,3
3
13
866
7,7
Значение показателя для
кривой
4
21
921
5,1
Рис. 12.13. Кривые рас-
пределения значений
прочности на изгиб биме-
таллических пластин из
порошкового материала
на основе железа с Си, Ni,
Х18Н15 и С с пропиткой
(сплошные) и без нее
(штриховые):
1, 2— без фосфора; 3.4 — с
фосфором
283
Эксплуатация в течение года унифицированного полоза на элек-
тровозах ЧС2 в условиях сильных снегопадов и понижения темпера-
туры до -30 °C позволила установить, что при первоначальной тол-
щине порошкового слоя биметаллических пластин 7,8 мм после про-
бега 60 тыс. км его толщина равнялась 5,1 -5,8 мм. Средний удель-
ный износ биметаллических контактных пластин составил 0,39 мм на
10 тыс. км. При годовом пробеге электровоза 120 тыс. км ожидается,
что до полного износа биметаллических контактных пластин на уни-
фицированном полозе пробег электровоза составит еще 120 тыс. км.
В зимний период во время дугового токосъема при работе на
электровозах ВЛ80 износ биметаллических пластин увеличивался до
3,2 мм на 104 км, в то время как монослойные порошковые пластины
имели износ 4,2 мм на 104 км, угольные вставки марки А — 13,5 мм, а
металлоуглеродные вставки фирмы Hoffman — 5,3 мм на тот же из-
меритель.
284
Глава 13
ЭЛЕКТРОКОНТАКТНЫЕ ХАРАКТЕРИСТИКИ
И ЭЛЕКТРОЭРОЗИЯ ДЕТАЛЕЙ СИЛЬНОТОЧНОГО
СКОЛЬЗЯЩЕГО КОНТАКТА
13.1.	Роль электроэрозии в повреждаемости
сильноточного скользящего контакта
Сильноточный скользящий контакт, образованный контактным
проводом и токосъемными элементами полозов токоприемников, ра-
ботает в атмосферных условиях, которые часто являются весьма не-
благоприятными и затрудняют контактирование. При этом токосъем
сопровождается появлением электрических дуг и маломощных искро-
вых разрядов, повреждающих контакты.
Значительное количество повреждений компонентов сильноточного
скользящего контакта электрическими разрядами, неизбежно возникаю-
щими при токосъеме, послужило основанием для исследований этого
процесса, выявления природы происходящих повреждений. Детального
изучения требуют достаточно сложные процессы, связанные с прохожде-
нием тока через скользящий контакт, а также процессы, сопровождаю-
щие эрозию. Необходимо раскрыть физическую сущность этих процес-
сов, определить закономерности их проявления. Чтобы обоснованно вы-
брать материалы для сильноточного контакта, требуется изучить и оце-
нить эксплуатационные повреждения и отказы существующих материа-
лов, исследовать явления, происходящие в материале контактов при воз-
действии электрических разрядов и прохождении через них тока.
Существуют различные представления о механизме эрозионных
процессов. В частности, считается, что ионы, являясь носителями за-
рядов при электрических разрядах, вызывают перенос материала и
последующее его выделение на электрических контактах [284]. В газо-
вой среде это сопровождается отложением выброшенного материала
на противоположном контакте в результате электрической эрозии
другого контакта [284, 285]. Положительно заряженные капельки ме-
талла анода при расплавлении и выбросе также переносятся на катод.
Положительный заряд капель обусловлен и термоэлектронной эмис-
сией с их поверхности.
Эрозия контактов объясняется вырыванием частиц под действием
струй металла с противоположного электрода, бомбардировкой иона-
ми и электронами, тепловыми процессами [286, 287|. В каждом случае
преобладает тот или иной механизм разрушения, зависящий от токо-
285
вой нагрузки и материала контакта, но действуют они, по нашему
мнению, совместно. Электрическая эрозия является результатом ком-
плекса процессов расплавления, разбрызгивания, испарения, а также
механического разрушения поверхности контакта под действием тер-
мических напряжений и электромеханических сил [288, 289, 2901.
В работе [291] рассматривается механический отрыв частиц в силь-
ном электрическом поле (механизм, предложенный Кренбергом). По
данным Мюллера, электрические поля соответствуют механическим
нагрузкам, близким к теоретическому пределу прочности идеального
кристалла. В указанных работах больше признается тепловой меха-
низм эрозии, причем источником тепла считают энергию бомбарди-
рующих электронов и ионов, газоразрядный столб либо воздействие
тока по закону Джоуля — Ленца |43, 286, 287, 291, 292J.
Представляет интерес теория катодных и анодных пятен, в кото-
рых эрозия электродов происходит вследствие образования паров их
материалов. Горение дуги поддерживается парами материалов контак-
тов, поступающих в межэлектронный промежуток [293, 294].
Степень и характер повреждаемости анода и катода различны. На
аноде опорная точка дуги перемещается со скоростью 4 м/с, и при этом
имеются следы локального и глубокого проплавления; на катоде ско-
рость ее перемещения достигает 40 м/с, происходит поверхностное рас-
средоточенное оплавление [295, 2961. В связи с этим опасность повреж-
дения контактного провода выше, чем токосъемных элементов; однако
повреждение его происходит в меньшей степени из-за бесконечно боль-
шой поверхности провода. Отмечается, что в зависимости от параметров
электрической дуги, материала контактов и среды возможна инверсия
эрозии, на что влияет и длина дуги, так как при малых промежутках пре-
имущественно разрушается анод, а при больших— катод |297]. Корот-
кие электрические дуги приводят к переносу материала анода на катод, а
длинные плазменные дуги сопровождаются переносом материала като-
да на анод.
Эрозия контактов возрастает при повышении длительности элек-
трического разряда [2881 и увеличении тока [298]. Несмотря на то что
большее признание получил тепловой механизм эрозии и более де-
тально проработаны его основы, еще слабо изучены причины выброса
металла, природа тепловой энергии, процессы в различных частях
электрического дугового разряда и многое другое.
13.2.	Эрозионная повреждаемость контактных материалов
в эксплуатации
С целью выявления принципов создания эрозионно-стойких кон-
тактных материалов проводились исследования повреждаемости су-
ществующих контактных материалов, используемых для токосъемных
элементов токоприемников.
286
Рис. 13.1. Порошковые токосъемные элементы, поврежденные электрическими разря-
дами:
а — оплавление; б — механическое отделение под действием электрического поля
В процессе затрудненного токосъема, когда при отложении на кон-
тактном проводе изморози или гололеда возникают электрические
разряды различной мощности, на краевых участках токосъемных эле-
ментов из металлов образуются кратеры. Оплавление металла в опор-
ной точке дуги сопровождается или образованием отдельных кратеров
значительного размера (диаметр 5-6 мм, глубина 2 -3 мм), или появ-
лением многочисленных оплавлений с образованием на нисходящей
кромке пластин рельефа пилообразной формы.
У монолитных медных пластин и пластин из графитизированной
стали кратеры имеют округлую форму с гладкой поверхностью, что сви-
детельствует о механизме разрушения расплавлением и разбрызгивани-
ем. У токосъемных элементов из порошковых металлических материа-
лов в этих же местах наблюдаются мелкие и крупные (до 2x5 мм) углуб-
ления с рваными краями (рис. 13.1, б). Крупные и мелкие вырывы с раз-
ветвленной формой границ возникают, по всей вероятности, вследст-
вие электродугового взрыва и вырыва отдельных частиц и целых кон-
гломератов под действием электродинамических сил (рис. 13.2). Таким
повреждениям подвергаются и токосъемные элементы из углеродных
материалов, которые в этом случае имеют хрупкий характер разрушения
в виде сколов.
В результате взрывной эрозии от термических ударов поверхность
угольных вставок марок А и Б покрывается крупными раковина-
ми (6~И2)х(8~Н2) мм с глубиной до 10 мм. У металлических порошко-
вых токосъемных элементов в прилегающей зоне опорной точки дуги
Рис. 13.2. Микроструктура пластин в месте
образования термических трещин и отде-
ление по ним частиц материала порошко-
вой пластины при воздействии электри-
ческой дуги
287
Рис. 13.3. Поверхность токосъемного эле-
мента с отделением частиц порошкового
материала
Рис. 13.4. Прожог поверхности контактной
порошковой пластины вследствие высо-
кой плотности тока на стоянке
под действием термических напряжений часто образуется сетка тре-
щин, что приводит к выкрашиванию довольно крупных объемов ма-
териала без оплавления (рис. 13.3). Повреждения от электрических дуг
и у порошковых токосъемных элементов часто имеют вид кратеров
округлой формы с гладкими краями.
Несколько иной характер повреждаемости при снятии больших
токов имеют порошковые токосъемные элементы в случае обеспече-
ния постоянного контактирования (рис. 13.4). В результате больших
плотностей тока тепловыделение происходит настолько интенсивно,
что оплавляются и испаряются отдельные объемы металла в точках
контакта с корпусом провода (образуется желобообразный прожог по
всей ширине пластины). При нормальном токосъеме поверхность
пластин из порошкового материала имеет гладкую полированную по-
верхность (рис. 13.5).
Металлографическими исследованиями установлена повреждае-
мость поверхности трения графитизированной стали и порошковых
материалов мелкими трещинами. Обнаружение меди в трещинах гра-
фитизированной стали, перенесенной с провода в процессе токосъема,
подтверждает ее роль в разрушении стали как поверхностно-активного
элемента. У графитизированной стали в зоне поражения дугой образу-
ется зона со структурой закалки, имеющая высокую твердость — до
6600 МПа [59], что обусловлено науглероживанием железа.
Рис. 13.5. Контактная поверхность
порошковой пластины при нор-
мальном токосъеме
288
В порошковых материалах токосъемных элементов на железной
основе, в составе которых имеется медь, в этом случае также образу-
ются закалочные структуры вследствие быстрого отвода тепла из
опорной точки дуги в тело их корпуса. Твердость таких участков ниже
(4400 МПа), так как в составе токосъемных элементов отсутствует гра-
фит и образуются перенасыщенные твердые растворы железо — медь.
При погодных условиях, затрудняющих электрический контакт,
наблюдается перенос меди с анодно-поляризованного контактного
провода на катодно-поляризованные токосъемные элементы. В связи
с хорошей смачиваемостью металлических токосъемных элементов
медью происходит их покрытие этим металлом. Графит не смачивает-
ся медью, поэтому перенесенная на угольные вставки медь снимается
с них контактным проводом. Следы переноса ее наблюдаются только
на передней (по направлению движения электроподвижного состава)
боковой поверхности вставки в виде слоя, состоящего из отдельных
корольков застывшего металла.
Слои перенесенной меди на контактной поверхности токосъемно-
го элемента при длительной непогоде могут иметь значительную тол-
щину (0,3 -1,5 мм), что затрудняет токосъем, поскольку они содержат
многочисленные неметаллические включения, пронизаны несплош-
ностями, порами (рис. 13.6).
Исследованиями было установлено, что при разработке токосъем-
ных элементов из порошковых материалов на основе железа необхо-
димо исключить применение в качестве твердой смазки графита. Зна-
чительная повреждаемость электрическими разрядами предопредели-
ла необходимость повысить теп-
лопроводность токосъемных эле-
ментов путем снижения порис-
тости порошковых материалов и
ввода в их состав более легкоплав-
ких составляющих, чем их основа.
Необходимо при разработке то-
косъемных элементов усилить
связь частиц в порошковом мате-
риале, повысить его прочность,
снизить способность материала
смачиваться медью.
В контактной подвеске имеют-
ся шарнирно-соединенные дета-
Рис. 13.6. Микроструктура поверхностных
слоев токосъемных элементов из порош-
кового материала (2) на основе железа с
перенесенной электрическими разрядами
медью (/) с контактного провода при за-
трудненном токосъеме
19-1302
289
ли. При прохождении через них электрического тока происходят элек-
троэрозионные повреждения несмотря на то, что между контактным
проводом и несущим тросом для перераспределения тока устанавлива-
ют поперечные электрические соединители и струны. Хотя при элек-
трических расчетах контактных подвесок сечение звеньевых струн в
пролетах не учитывают, полагая, что распределение тока между несу-
щим тросом и контактным проводом происходит через поперечные
электросоединители, он все же перетекает по звеньевым струнам и по
всем шарнирно-соединенным элементам подвески. Величина тока за-
висит от электрического сопротивления сочленения.
В узлах соединений звеньевых струн может наблюдаться чистый
механический износ, если через струну ток не проходит. Более распро-
страненным для сочленений отдельных звеньев проволочных струн яв-
ляется совместный — механический и электрический — износ, приво-
дящий к уменьшению сечений звеньев проволоки струн и их разруше-
нию. Чтобы устранить это, необходимо правильно устанавливать элек-
тросоединения, использовать изолирующие втулки в узлах звеньевых
струн, применять капроновые струны.
Полностью исключить электроэрозию звеньев струн можно, вы-
полняя их в виде одного отрезка медного многожильного тросика и
закрепляя концы такой струны под гайками струновых зажимов, т. е.
устанавливая электрические шунты.
Механическому и электрическому износу подвергаются и другие
шарнирные соединения в конструкции консоли с обратным сочле-
ненным фиксатором. Полосовые фиксаторы и фиксаторные стойки
изготавливают штамповкой из полос или листов стали. Шарнирные
соединения ушка дополнительного фиксатора с ушком фиксаторной
стойки подвергаются механическому и электрическому износу. При
больших растягивающих нагрузках в результате взаимодействия ушка
дополнительного стержня и ушка фиксаторной стойки происходит их
механический износ. Так, на одном из перегонов Горьковской дороги
(переменный ток) с компенсированной подвеской после 2,5 года экс-
плуатации было установлено, что диаметр ушка фиксатора увеличил-
ся на 0,5 - 1 мм.
Повреждение деталей фиксатора в месте контакта происходи!’ и
вследствие электрической эрозии их материалов. Причина этого —
перетекание уравнительных токов, вызванных разностью потенциа-
лов, при отсутствии или недостаточном количестве электросоедине-
ний в местах больших тяговых нагрузок. Ток перетекает по дополни-
тельным стержням сочлененных фиксаторов, закрепленных на фик-
саторной стойке.
Электроэрозионному износу подвергается также зажим КС-040
для крепления фиксатора на нижнем фиксирующем тросе, что вызва-
но перетеканием тока между несущим тросом и контактным прово-
дом, особенно в случаях перетекания его между подвесками разных
путей. Иногда отсутствие междупутных электросоединителей вблизи
места трогания поезда приводит даже к сквозному электроэрозионно-
му износу ушка зажима КС-040.
Как на постоянном, так и на переменном токе в случае контакта с
полосовым фиксатором происходил пережог детали КС-040 (или уш-
ка фиксаторной стойки) и ушка полосового фиксатора. Несмотря на
количество электросоединений, соответствующих проекту, в эксплуа-
тации на Московской, Приволжской, Северо-Кавказской и других
дорогах в результате перетекания токов между проводами через поло-
совые фиксаторы и стойку происходил пережог ушка.
Чтобы предотвратить такое повреждение, необходимо обеспечить
надежные электрические контакты на кратчайшем пути перетекания
тока от несущего троса к контактному проводу. Устранить электро-
эрозию шарнирных соединений можно путем их шунтирования.
13.3.	Образование контакта при прохождении тока
и изменение контактного сопротивления
Как известно, значительная доля повреждений контактных прово-
дов вызвана термическими воздействиями на них, что приводит к раз-
упрочнению и повышенному эрозионному износу в местах потребле-
ния электроподвижным составом максимальных токов. Особенно это
проявляется при низких скоростях движения во время трогания и ко-
ротких замыканиях на электровозах.
При определении допустимых токов, снимаемых с контактного про-
вода, считалось, что разупрочнение его материала наступает вследствие
нагрева, вызванного транзитными токами; в расчет не принимались
термические воздействия, возникающие в процессе контактирования
провода с токосъемными элементами. Кроме того, согласно ГОСТ
12058 предельная нагрузочная способность по току оценивается не для
отдельного токосъемного элемента с учетом свойств его материала, а
для всего полоза, оборудованного этими элементами. Использование в
качестве критерия допустимого нагрева токосъемных элементов до
максимальной температуры одного из рядов на полозе, имеющего три
ряда таких элементов, усредненной по объему и времени испытаний,
приводит к получению необъективной информации о колебании тем-
пературы вблизи контактной поверхности.
Проводилась оценка элекгроконтактных характеристик различ-
ных токосъемных элементов полозов токоприемников в паре с мед-
ным контактным проводом.
Сравнительным испытаниям подвергали токосъемные элементы
отечественного изготовления — медные контактные пластины, плас-
тины из порошковых материалов соответственно на основе железа и
меди, угольные вставки марок А и Б, а также зарубежные металлоугле-
родные вставки фирм Morganite (Великобритания) и Ringsdorf (Герма-
291
Рис. 13.7, Изменение переходного сопро-
тивления медного нового контактного
провода МФ-100 при контакте с порошко-
вой контактной пластиной на основе же-
леза с пропиткой сплавом СО5 в зависи-
мости от тока и нагрузки
по прошествии 0,5 с (сплошные кривые) и
большего времени (штриховые):
1,2 — пластины со строганой поверхностью
при нагрузке соответственно 20 и 40 Н; 3 — плас-
тины со шлифованной поверхностью при на-
ния). Испытывали и токосъемные
Рис. 13.8. Изменение переходного сопро-
тивления медного нового контактного
провода МФ-100 при контакте с различ-
ными токосъемными элементами в зави-
симости оттока в начальный (сплошные
кривые) и конечный (штриховые) периоды
его прохождения:
1,2,3— контактные порошковые пластины на
основе железа, содержащие соответственно 0,16
и 22 % свинца; 4,5— порошковый материал на
основе меди, содержащий соответственно 10 -
12 и 3 % неметаллической твердой смазки; 6—
монолитные медные пластины
лементы из модельных и опытных
композиционных материалов, на которых оценивалась роль легко-
плавкой фазы, вводимой в состав композита пропиткой.
По данным испытаний строились зависимости RK(I), так как со-
противление определяет выделение в контакте тепловой энергии.
Для всех токосъемных элементов характерно снижение значений RK с
увеличением силы тока I.
Объемная температура контактов практически не влияет на вели-
чину RK, зато значительно зависит от состояния поверхностей элемен-
тов контакта и давления в нем. С увеличением сил прижатия и часто-
ты обработки поверхности сопротивление RK может существенно по-
нижаться — в 2,5 раза (рис. 13.7).
292
Зависимость RK от тока I, прохо-
дящего через контакт, в значитель-
ной степени определяется материа-
лом токосъемного элемента. Удель-
ное электросопротивление мате-
риала, прочность окисных пленок
на нем, возможность увеличить
действительную площадь контакта,
проводящего ток, в результате вы-
потевания при нагреве легкоплав-
кой фазы из токосъемного элемента
каркасного типа существенно влия-
ют на исходное значение Лк и его
изменение при увеличении тока /.
Порошковые материалы в отличие
от монолитной меди имеют много-
фазную структуру, содержащую
плохо проводящие включения, по-
ры и легкоплавкие составляющие.
Первые повышают сопротивление
Rv, а вторые понижают его при од-
ной и той же силе 40 Н, действую-
щей на контакты (рис. 13.8). Наи-
большие значения Rr свойственны
порошковым материалам на основе
железа (ВЖЗ) без легкоплавкой фа-
зы; ввод в этот материал 14 - 18 %
легкоплавкой фазы значительно
(в 4 раза) снижает RK (материал
ВЖЗП), а большее ее количество
(более 20 %) снижает Лк еще су-
Рис. 13.9. Изменение переходного сопро-
тивления нового провода МФ-100 при
контакте с различными углеродными
вставками в зависимости от тока при про-
хождении его в течение 0,07; 1,5 и 4,5 с:
1,2— вставки угольные соответственно марки А
и Б; 3, 4 — вставки металлоуглеродные соответ-
ственно фирмы Morganite и Ringsdorf
щественнее (в 11 раз) (материал ВЖСО). Присутствие в меди основы
порошкового материала (контактные пластины марки Р8) менее
электропроводных включений графита и MoS2, напротив, приводит к
повышению Лк в 1,3 - 2,1 раза (см. рис. 13.8).
При испытаниях, проведенных на углеродных токосъемных эле-
ментах, были получены аналогичные результаты (рис. 13.9). Ввод про-
питкой металла в углеродную основу зарубежных вставок позволяет
резко снизить Лк (до 5 раз). Необходимо отметить одинаковые интен-
сивности падения Лк с увеличением / для металлизированных графи-
тов и контактных материалов с металлической матрицей. Это, очевид-
но, связано с тем, что формирование действительной площади кон-
такта осуществляется в углеродометаллизированных композитах за
счет металлической составляющей.
293
Вклад металлизации углеродной основы оценивали на модельных
материалах с одинаковой графитовой основой. Металлизация графи-
та Эг-141 различными легкоплавкими сплавами обеспечивает сниже-
ние Ак. Наиболее низкие значения /?, были получены при пропитке
графита Эг-141 сплавом с низкой темперазурой плавления, в резуль-
тате чего тепловые воздействия приводят к резкому увеличению пло-
щади контакта.
Но мере нагрева участков контакта при прохождении тока истин-
ная площадь их увеличивалась и сопротивление К уменьшалось.
Сравнивая RK в различные промежутки времени, установили, что вы-
сокие температуры в контакте с формированием проводящих пятен
достигаются за миллисекунды в первом полупериоде переменного то-
ка частотой 50 Гц (10 мс). В связи с этим зависимости RK(T) построены
в основном для контактов, сформировавшихся за 0,07 с и за 1,5 с про-
текания тока.
Механизм формирования контакта при прохождении тока через
контактный провод на токосъемные элементы косвенно определяли
по искажениям синусоид тока и напряжения в различные моменты
времени. Эти синусоиды строились процессором SF-920 для начально-
Рис. 13.10. Искажения кривых падения напряжения (в первые моменты прохождения тока:
токосъемными
а и б— медными при окисных пленках соответственно атмосферного и термического происхождения;
под действием нормальной нагрузки; г — то же, с пропиткой сплавом СО5 при пробое окисных
294
го момента прохождения тока через контакт и по истечении некоторо-
го времени. Анализ изменений падения напряжений на контакте К и
тока / во времени позволил установить различие механизмов образова-
ния пятен проводимости для пар контактов из различных материалов.
Участки, проводящие ток, возникают у контактов медь — медь в
результате механического разрушения окисных пленок, если они об-
разовались в а тмосферных условиях.
В начальный период через 2,5 мс при мгновенном значении тока
1300 А начинается размягчение микровыступов, а через 10 мс оно
происходит более интен-
сивно, увеличивая дей-
ствительную площадь кон-
такта, что проявляется в
значительном искажении
кривой С увеличени-
ем этой площади контакта
ток возрастает за 12 мс до
2150 А, за 21 мс до 3150 А
(рис. 13.10, а).
22,5 мс — левые рисунки; после 22,5 мс — правые) на контакте медного провода МФ-100с
пластинами:
в — с порошковыми на железной основе без пропитки.сплавом СО5 при разрушении окисных пленок
пленок; д—то же, с пропиткой сплавом СО5 и подплавлением сплава пропитки
295
При пленках, образующихся в результате термического воздействия
на контакты, пятна проводимости появляются от их фритгинга, пробоя
пленок. Происходит пробой пленки при напряжении 40 мВ, и пло-
щадь контакта увеличивается в результате размягчения микровысту-
пов. Формирование контакта при токе с амплитудой 2250 А заверша-
ется в течение первых 30 мс. По истечении 35 мс процесс контактиро-
вания полностью стабилизируется (рис. 13.10, б).
В контактах медь — порошковые токосъемные элементы на желез-
ной основе без пропитки пятна проводимости образуются вследствие
механического разрушения окисных пленок на контактных поверхно-
стях под действием твердого композита. Размягчение микровыступов
и увеличение площади контакта происходит при токе 1600 А за 4,5 мс,
падение напряжения при этом уменьшается с 490 до 235 мВ. В даль-
нейшем из-за образования металлического контакта величины UK и 1с
течением времени не изменяются (рис. 13.10, в).
В случае пропитки порошкового материала в точках контакта про-
исходит выпотевание легкоплавкой структурной составляющей. По
участкам легкоплавкой фазы 'проходит электрический ток. В первый
момент протекания тока мгновенные значения I и U¥ изменяются из-за
неустановившегося количества легкоплавкой составляющей в пятнах
проводимости. После снижения плотности тока 1 благодаря повыше-
нию количества легкоплавкой составляющей падение напряжения Uk
уменьшается и стабилизируется. Механическая нагрузка на контакт,
равная 20 Н, вызывает электрический пробой пленки при UK = 580 мВ.
В случае увеличения нагрузки до 40 Н формирование действитель-
ной площади контакта осушествляется в результате выплавления лег-
коплавкого сплава пропитки (рис. 13.10, г, д).
Влияние ле1коплавкой структурной составляющей просматривается и
при взаимодействии контактов медь — металлоуглеродный материал. В
первый момент при металлизированных углеродных вставках образуется
пятно проводимости на месте выхода на поверхность металлической фа-
зы в углеродной основе. Объем выплавленного металла увеличивается, и
вследствие высокой плотности тока через 4 мс происходит расплавление,
разбрызгивание и испарение металла. В этот момент мгновенные значе-
ния I и UK изменяются. Затем осуществляется контакт медь — углерод-
ный материал, и значение 64 увеличивается. Спустя 20 - 30 мс выделяет-
ся столько тепловой энергии, что в зону контакта поступает легкоплавкая
фаза, количество которой обеспечивает металлический контакт. При
этом величины /и 64 стабилизируются.
13.4.	Нагрев контактов проходящим через них током
Применяемые в настоящее время материалы для токосъемных эле-
ментов обладают меньшей теплопроводностью и большим удельным со-
противлением, чем медь. В связи с этим кратковременные превышения
296
током предельных значений могут приводить к отжигу и разупрочнению
приповерхностных слоев медного контактного провода и вызывать де-
структивные процессы в обеих контактных деталях. Необходимо было
выявить тепловое воздействие этих процессов на провод и обусловлен-
ные ими возможные изменения прочностных характеристик провода, а
также установить для различных пар контактов допустимые токи. Ис-
следования выполняли на специальном стенде, где испытываемый то-
косъемный элемент размещали на типовом полозе. Новый контактный
провод МФ-100 прижимали к токосъемному элементу с различными
усилиями; с провода на контактный элемент подавался ток. В теле кон-
тактного провода по его оси симметрии были расположены хромель-ко-
пелевые термопары на расстоянии 2 мм одна от другой.
В рассматриваемой паре контактов лимитирующим по нагреву яв-
ляется медный контактный провод. Высокая степень нагартовки
(примерно 60 %) и чистота металла провода создают опасность его
разупрочнения в случае нагрева выше допустимой температуры [82,
87]. В связи с этим фиксировали изменения температуры в различных
точках поперечного сечения контактного провода в зависимости от
длительности прохождения тока через контакт (рис. 13.11). Из
кривых, записанных самописцем М-306, следует, что температура на-
грева в разных точках сечения провода в случае его контактирования с
токосъемными элементами медными, угольными и порошковыми на
железной основе различна. Контактные пластины из порошковогр
материала с самосмазывающими свойствами, широко применяемые в
настоящее время на электроподвижном составе десяти наиболее гру-
зонапряженных железных дорог, приближаются по тепловому воз-
действию на контактный провод к медным и резко отличаются от
угол ьных вставок.
Рис. 13.11. Изменение температуры нагрева участков поперечного сечения нового про-
вода МФ-100 на различном расстоянии / от поверхности контакта в зависимости от дли-
тельности протекания тока /при контакте с токосъемными элементами из меди (сплош-
ные кривые), порошкового пропитанного материала на железной основе (штриховые) и
углеродного материала — вставка марки А (штрихпунктирные)
297
(ДЛЯ КП)
2000 1600 1200 800 400 /, А
(для ТЭ)
Рис. 13.12. Изменение в течение времени протекания тока 0,5 с (а) и 1 с (б) темпера-
туры контактных вставок Т,„ (штриховые кривые) и температуры Тпг нового провода
М-100 (сплошные) в зависимости от снимаемого тока и материала токосъемных эле-
ментов (ТЭ):
1, 2 — угольные вставки соответственно марок А и Б; 3, 4— металлоуглеродные вставки соответ-
ственно фирм Morganite и Ringsdorf; 5— углеродный материал Эг-141; 6,7,8— углеродный матери-
ал Эг-141, пропитанный легкоплавкими сплавами
Для оценки нагрева наиболее опасных участков сечения провода
снимаемым током строили при различных токосъемных элементах за-
висимости температуры от тока (рис. 13.12). При этом в проводе тер-
мопара была расположена на расстоянии 2 мм от контактной поверх-
ности, а в токосъемном элементе — на расстоянии 3 мм. Наиболее вы-
соким был темп нарастания температуры Т в зависимости от тока у
чисто углеродных токосъемных элементов. Ввод металла в углеродную
основу пропиткой позволил резко снизить темп роста температуры
при увеличении тока. При этом, чем ниже температура плавления
сплава пропитки и выше его электропроводность, тем более суще-
ственно он влияет на снижение температуры провода при одном и том
же значении тока. Это связано с тем, что в каждом случае различна
298
способность формирования большей действительной площади кон-
такта за счет металлической фазы (сплава пропитки), а также обеспе-
чения благодаря ей лучшей электро- и теплопроводности.
Характер взаимного расположения кривых Т(7) для исследуемых
материалов не зависит от времени нахождения контактов под током.
Однако, чем больше длительность протекания тока, тем значительнее
повышение температуры контактного провода.
Нагрев токосъемных элементов при прохождении через контакт
тока соответствующим образом влияет на температуру контактного
провода (табл. 13.1). Материалы на чисто углеродной основе оказыва-
ют особенно сильное влияние на температуру контактного провода.
Повышение тепло- и электропроводности углеродных материалов за
счет их металлизации пропиткой позволяет снизить температуру на-
грева токосъемных элементов, уменьшить их влияние на нагрев про-
вода. Особенно это проявляется при использовании для токосъемных
элементов композитов на металлической основе или монолитной ме-
ди. Ввод в порошковые материалы неэлектропроводных твердых сма-
зок или использование в них в качестве основы железа повышает их
термическое сопротивление в контакте.
Токи от 800 до 1000 Адля углеродных материалов являются предель-
ными, так как при них поверхностные слои контактного провода нагре-
ваются до 250 —300 °C в течение 1 с, а поверхности самих вставок — до
600 -700 °C. Ввод металла пропиткой в углеродную основу позволяет
увеличить допустимые на один ряд токосъемных элементов токи до
1500 А при нагреве соответствующих контактов до температуры
80 -200 °C и 100 -250 °C. При уменьшении времени прохождения тока
до 0,5 с температура нагрева контактов остается достаточно высокой.
Гораздо большую нагрузку по току выдерживают токосъемные эле-
менты на металлической основе (рис. 13.13). Нагрев провода зависит
Таблица 13.1
Изменение температуры токосъемных элементов и нового провода МФ-100 в 2 мм
от поверхности контакта
Контакти- рующие элементы	Температура, °C, в зависимости от тока и времени его прохождения при использовании токосъемных элементов							
	марки А	марки Б	фирмы Morganite	фирмы Ringsdorf	медная пласти- на	пласти- на вжз	пласти- на ВЖЗП	пласти- на Р8
	Время 1 с, ток 800 А				Время 2 с, ток 1200 А			
Токосъем- ный эле- мент	650	600	150	100	3	35	30	3
Контакт- ный провод	125	118	32	30	3	25	20	5
299
50
25
°C
Рис. 13.13. Изменение в зависимости от тока в
течение 1 с температуры нового провода МФ-
100 на расстоянии 2 мм от контактирующей
поверхности (сплошные кривые) и токосъем-
ных элементов (штриховые) на расстоянии
3 мм от поверхности контакта:
0 — медь; 1,2,3 — порошковые контактные пластины
на основе железа соответственно без свинца и с со-
держанием свинца 0.16 и 0,22 %; 4, 5— порошковые
пластины на основе меди
(ДЛЯ КП)
2400 2000 1600 1200 800 I, А(дляТЭ)
от вида его металлической основы, наличия легкоплавких составляю-
щих. Наилучшими контактными свойствами обладают медные плас-
тины (ток 2000 -2400 А, перегрев провода относительно окружающей
температуры 25 - 30 °C), но отсутствие у них антифрикционных свойств
при работе в паре с медным контактным проводом вызывает интен-
сивный износ последнего. Несколько уступает меди по контактным
характеристикам порошковый материал на ее основе из-за неметал-
лических твердых смазок. Ввод в порошковый материал на основе же-
леза легкоплавкого свинца позволяет токосъемному элементу снимать
большие токи. С увеличением содержания легкоплавкого сплава в со-
ставе порошкового материала на основе железа его нагрузочная спо-
собность по току возрастает: ток 1600 2000 А, перегрев провода отно-
сительно окружающей температуры 15 —35 °C (см. рис. 13.13).
Аналогичные результаты по термическому воздействию на кон-
тактный провод были получены японскими исследователями [57].
Измеренное ими падение напряжения на контакте составляло 2 В
при порошковых токосъемных элементах на медной основе и 7,5 В
при угольных вставках в случае движения электровоза со скоростью
65 км/ч и тока 710 А. Температура провода без его пережога в непо-
движном контакте с порошковыми токосъемными элементами со-
ставляла 260 °C после протекания тока 2050 А в течение 76 с, а в кон-
такте с пластинами из литой меди — 168 °C. Испытания угольных
вставок сопровождались пережогом провода при его нагреве до темпе-
ратуры 425 °C после протекания тока 1300 А в течение 5,5 с [57].
13.5.	Эрозия деталей сильноточного контакта
в зависимости от состава их материала
Износ токосъемных элементов и контактного провода, как известно,
происходит под действием электрических разрядов в процессе их разъ-
единения, а также при наличии изолирующих прослоек на поверхностях
300
контактирующих элементов. В зависимости от расстояния между этими
элементами при их расхождении, от диэлектрических свойств инород-
ных пленок, влажности воздуха, ионизации воздушных зазоров, связан-
ной с химическим составом обоих контактов, мощность электрических
разрядов и их длительность могут изменяться в широких пределах.
Были проведены исследования по определению электрической
эрозии контактного провода и работающих в паре с ним токосъемных
элементов, выполненных из различных композиционных материалов
на металлической и углеродной основах. Для сравнения уровня
свойств в состав выборки объектов были включены как модельные
(экспериментальные) составы, так и материалы широко известных то-
косъемных элементов, применяемых на электроподвижном составе.
При исследованиях оценивалась роль пропитки композиционных ма-
териалов более легкоплавкими сплавами и металлами. Натурные об-
разцы контактных проводов и токосъемных элементов испытывали на
специальной установке, позволяющей отводить токосъемный элемент
от провода, прерывая контакт при токах 5, 10, 15, 25 А и напряжении
250 В. Время горения дуги при размыкании составляло 140 мс. Коли-
чество дуговых импульсов доводилось до 1000. Электроэрозию опре-
деляли по убыли массы контактов. Результаты испытаний токосъем-
ных элементов на металлической основе в паре с медным и алюми-
ниевым проводом представлены на рис. 13.14 в виде гистограмм зна-
чений эрозии (Ат-10 6, г/имп).
На гистограммах различные виды токосъемных элементов располо-
жены по оси абсцисс в соответствии с возрастанием значений их эро-
зии. При взаимодействии с медными проводами (рис. 13.14, а и б)
наименьшее значение эрозии имеет чистая медь (материал 1), хотя в
свою очередь, в отличие от всех других токосъемных элементов, она
вызывает эрозию медного провода. Наибольшей эрозии подвергается
порошковый материал на железной основе, не содержащий легко-
плавких фаз.
Все испытанные материалы по размерам эрозии условно можно
разделить на три группы. По взаимодействию с медным контактным
проводом к стойким в отношении эрозии относятся токосъемные эле-
менты, выполненные из меди (/), из порошковых материалов на
основе меди (2), на основе железа с умеренным количеством легко-
плавкой структурной составляющей ВЖЗП (5). Они имеют высокую
теплопроводность (7, 2) или легкоплавкую фазу на основе свинца (5),
что позволяет в первом случае отводить тепло из зоны воздействия
электрического разряда через матрицу композиционного материала, а
во втором оно отводится благодаря нагреву, расплавлению и испаре-
нию легкоплавкой фазы.
К токосъемным элементам с удовлетворительной эрозионной стой-
костью можно отнести порошковые материалы на основе алюми-
ния МА (5).
301
Рис. 13.14. Гистограммы величин электрической эрозии контактных проводов (штрихо-
вая огибающая) из меди (а, б) и из алюминия (в, г), а также эрозии токосъемных элемен-
тов (сплошная огибающая) на металлической (а, в) и на углеродной (б, г) основе:
1 — медь; 2 — порошковый материал на медной основе (Р8); 3 — порошковый материал
на основе железа с 15 % Си, 1 % Ni, пропитанный сплавом СО5; 4, 6, 7—tm же матери-
ал с 10 % Си, 1 % Ni, пропитанный цинковыми сплавами; 5 — порошковый материал
МЛ (40 % Си, 3 % С, остальное А1); 8— тот же, пропитанный сплавом СО5; 9 — тот же,
без пропитки; 10, 12, 17, 18, 21 — угольные материалы соответственно Аг-1500, Эг-141,
угольные вставки А и Б, обожженный материал «О» состава 60 % кокса, 30 % сажи, 5 %
графита, 5 % кокса в виде геля; 11,14, 16— Эг-141, пропитанный легкоплавким
сплавом; 13, 15 — металлоуглеродные вставки соответственно фирм Morganite и
Ringsdorf; 19, 2d— материал «О», пропитанный легкоплавким сплавом
Низкую эрозионную стойкость имеют порошковые материалы на
основе железа ВЖСО (8) при больших количествах легкоплавкой состав-
ляющей на основе свинца либо при полном ее отсутствии — материал
ВЖЗ (9). Таким образом, эрозионная стойкость композиций на основе
железа зависит от состава и количества легкоплавкой составляющей; при
полном отсутствии ее эрозия материала резко возрастает (ВЖЗ).
302
Анализ полученных результатов показывает, что состав материа-
лов токосъемных элементов влияет на эрозию и токосъемных элемен-
тов, и контактного провода (см. рис. 13.14, а). Эрозия медного прово-
да возникает только при использовании для токосъемных элементов
меди, в остальных случаях она отсутствует, так как Ада имеет положи-
тельное значение, т. е. происходит перенос массы с токосъемного эле-
мента на провод. В целом наблюдается тенденция повышения перено-
са материала на медный провод при увеличении износа токосъемных
элементов.
Эрозия металлов токосъемных элементов на металлической основе
при взаимодействии с алюминиевым контактным проводом каче-
ственно не отличается от их эрозии при медном проводе (см. рис.
13.14, в). У медного токосъемного элемента (У) наблюдается даже не-
значительное увеличение массы вследствие переноса ее с алюминие-
вого провода (Ада = +1,5-10 6 г/цикл). Наиболее высокую эрозионную
стойкость при работе в паре с алюминиевым проводом, как и с мед-
ным, имеют материалы М, Р8 и ВЖЗП. Эрозия алюминиевого прово-
да происходит как раз при работе с этими более стойкими к эрозии
токосъемными элементами (см. рис. 13.14, в), а при взаимодействии с
другими элементами она отсутствует. Как и при медном проводе, при
алюминиевом заметна тенденция к увеличению переноса материала
на контактный провод по мере увеличения эрозии токосъемного эле-
мента.
Таким образом, эксплуатационные характеристики контактных
пар могут быть повышены путем оптимизации металлической основы
материала токосъемного элемента, а также регулированием коли-
чества легкоплавкой составляющей в композиционном материале.
Из токосъемных элементов на углеродной основе, работающих в па-
ре с медным проводом (см. 13.14, б), наибольшей эрозионной стой-
костью обладают материалы АГ-1500, Эг-141, вставки фирмы
Ringsdorf, материал Эг-141, пропитанный металлом. Значительные
эрозионные повреждения имеют углеродные материалы токосъемных
элементов, вставки марок А и Б, прошедшие обжиг (нагрев до темпе-
ратуры 1200 °C). Ввод металла в углеродную основу позволяет снизить
эрозию.
При рассмотрении электроэрозии углеродного материала Эг-141
до и после пропитки необходимо учитывать не только потерю массы,
но и объем повреждения. В большинстве случаев степень эрозионных
повреждений связана не столько с разрушением матрицы материала,
сколько с удалением из него сплава пропитки, обладающего большей
плотностью, чем углеродная основа композиционного материала.
Анализ эрозии медного провода позволил установить, что она
происходит в случае использования токосъемных элементов из угле-
родного материала, не содержащего металл (вставки А и Б, материал
Эг-141). При наличии в углеродной основе металла, введенного про-
303
питкой, когда в теле токосъемного элемента образуются каналы элек-
тро- и теплопроводности, эрозии медного провода не наблюдается
(см. рис. 13.14, в). В этом случае при электрических разрядах масса про-
вода растст вследствие переноса материала с токосъемных элементов.
В случае использования алюминиевого контактного провода
эрозия токосъемных элементов на углеродной основе мало меня-
ется! Практически сохраняется такое же их распределение по ин-
тенсивности электрических повреждений, как и при медном прово-
де (см. рис. 13.14, г).
Эрозия алюминиевого провода проявляется, как и у медного, при
взаимодействии с токосъемными элементами из углеродного материа-
ла Эг-141, а также при использовании вставок марок А и Б. В осталь-
ных случаях наблюдается перенос массы с токосъемных элементов на
провод. Таким образом, эрозии алюминиевого провода не происходит
при насыщении углеродных материалов металлом. Наибольший пере-
нос материала на алюминиевый провод, как и на медный, наблюдает-
ся при работе в паре с углеродным материалом, пропитанным легко-
плавким сплавом.
Физические характеристики материалов определяют их склон-
ность к эрозии и влияют на условия, способствующие или затрудняю-
щие образование и поддержание электрического разряда. Необходимо
учитывать, что образование электрических разрядов определяется сте-
пенью ионизации воздушных промежутков между контактами, а вре-
мя их действия — способностью материалов поддерживать эту иони-
зацию по мере расхождения контактов. По длительности действия
электрических разрядов оценивалась способность конкретного мате-
риала токосъемного элемента ионизировать воздушный промежуток,
насыщать его электронами и ионами, так как вторым контактом по-
стоянно являлся или медный, или алюминиевый контактный провод.
Как и в эксплуатации, контактный провод был анодно-поляризо-
ванным и располагался поперек токосъемного элемента. При посто-
янных значениях тока и напряжения расстояние, на которое растяги-
вается дуга, или время ее горения в случае постоянной скорости раз-
мыкания контактов является характеристикой материала.
Наибольшую длительность электрических разрядов поддерживает
контактная пластина из порошкового материала на основе железа
(ВЖЗ), не содержащая легкоплавких составляющих. Вообще просмат-
ривается тенденция увеличения длительности электрических разрядов
у контактных материалов, не содержащих легкоплавких сплавов
(медь, алюминий с графитом — МА) либо содержащих их в неболь-
ших количествах (7 % в Р8). Соответственно насыщение порошковых
металлических материалов легкоплавкими сплавами позволяет сни-
зить время действия электрического разряда.
Аналогичные зависимости были получены и при контактировании
этих же токосъемных элементов с алюминиевым контактным прово-
304
дом. Однако наибольшая длительность действия электрического раз-
ряда в этом случае проявилась, особенно при токах 15 и 25 А, у то-
косъемных элементов на алюминиевой и медной основах.
Иначе ведут себя токосъемные элементы на углеродной основе.
При взаимодействии с медным контактным проводом углеродных ма-
териалов, в которые введены пропиткой металлы, увеличивается вре-
мя электрических разрядов, а при отсутствии металлов оно уменьша-
ется. Из всех неметаллизированных углеродных токосъемных элемен-
тов наибольшая длительность электрических разрядов наблюдалась
при вставках марки А, имеющих коксовую основу.
Практически такие же зависимости были выявлены при анализе
длительности действия электрических разрядов между токосъемными
элементами на углеродной основе и алюминиевым контактным про-
водом.
Ввод в порошковые материалы на металлической основе достаточ-
но большого количества (более 15 %) легкоплавкой фазы приводит к
снижению длительности электрических разрядов, что связано с ее ис-
парением под действием тепла, выделяемого электрическим разрядом.
Появление в промежутке между контактами паров легкоплавких спла-
вов вызывает повышение давления в этом месте и «выдувание» — на-
рушение целостности цепи тока через воздушный промежуток. Если в
состав углеродных материалов входят металлы, наблюдается противо-
положный эффект. Вследствие значительно более низкой, чем у метал-
лов, теплопроводности углеродной основы токосъемные материалы в
опорной точке электрического разряда сильно нагреваются. Это при-
водит к настолько сильному нагреву паров легкоплавкой фазы, что
атомы металла ионизируют и способствуют переносу электрических
зарядов через воздушный промежуток.
13.6.	Допустимый ток и его плотность в контакте
медный контактный провод — токосъемный элемент
У медных контактных проводов в эксплуатации наблюдалось сни-
жение механических характеристик при использовании для токосъема
медных контактных пластин [83], тепловое воздействие которых на
провод, как показали настоящие исследования, очень мало.
По мнению некоторых специалистов, разупрочнение провода про-
исходит под действием продольных токов, и поэтому для снижения
нагрева контактного провода осуществляли мероприятия только по
увеличению площади сечения контактной подвески. Однако опыт
эксплуатации токосъемных элементов из материалов с большим
удельным электрическим сопротивлением, а также эксперименталь-
ные исследования убедительно показали, что следует учитывать не
только продольные, но и поперечные токи, а также тепловые потоки,
возникающие в теле провода, при токосъеме в зоне контактирования.
305
20-1302
Необходимость учета этих тепловых потоков возникла после обнару-
жения отжига приповерхностных слоев медного провода в случае вза-
имодействия с угольными вставками марок А и Б. В связи с этим оце-
нивалось распределение температур по сечению контактного провода
при взаимодействии его с различными токосъемными элементами и
на основании этого выявлялись допустимые токи для каждой пары
контактов.
Тепловая энергия, выделяющаяся в сильноточном скользящем
контакте, обусловлена процессами трения и прохождением электри-
ческого тока.
Некоторые специалисты полагают, что весь тепловой поток из
участка контактирования поступает в контактный провод; при этом
используется понятие эффективной глубины проникновения тепло-
вого потока [299]. В работе [300] предложено рассматривать контакт-
ный провод как полупространство, по которому движется источник
тепла, и считать, что тепловой поток распространяется исключитель-
но перпендикулярно к поверхности контакта.
Время взаимодействия каждой точки провода с токосъемным эле-
ментом при скорости движения I -30 м/с составляет 0,12—0,004 с.
Можно считать, чго в течение этого интервала времени вся энергия,
выделяющаяся при прохождении тока через контакт, сосредотачива-
ется в проводе. Снимая токи с провода токосъемным элементом в те-
чение 0,12 -0,004 с (и даже при больших промежутках времени, ког-
да эффективная глубина проникновения тепла меньше высоты сече-
ния провода 11,8-10-3 м), возможно воспроизвести самые опасные
режимы токосъема, соответствующие троганию электроподвижного
состава.
Распределение температуры по сечению провода в зависимости
от тока и времени его прохождения было получено с помощью тер-
мопар, размещенных в проводе на различных расстояниях от плос-
кости контакта. Перепад температуры от контактной до противо-
положной поверхности провода при малых токах практически про-
исходит по прямой, увеличиваясь по мере приближения к поверх-
ности взаимодействия (рис. 13.15, см. рис. 10.9). При больших то-
ках вследствие выделения значительной тепловой энергии в кон-
такте и передачи тепла от токосъемных элементов в провод наблю-
дается более значительное повышение температуры его поверх-
ностных слоев, и кривая, характеризующая перепад температур по
сечению, приобретает вид гиперболы. Особенно это проявляется
при использовании в токосъемных элементах углеродных материа-
лов. Время прохождения тока через контакт практически не изме-
няет характер перепада температур по сечению провода. Увеличе-
ние тока и времени приводит к росту теплового воздействия на
контактный провод.
306
400
300
200
а)
Т,°С
100
Л, мм
Рис. 13.15. Изменение температуры нагрева нового контактного провода МФ-100 на
различных участках его сечения при контактировании с токосъемными элементами раз-
ных составов:
а — угольные вставки марок А и Б; б — порошковые контактные пластины на металлической
основе
При повышении электро- и теплопроводности токосъемных эле-
ментов на углеродной основе в результате их металлизации токи,
при которых происходит изменение характера перепада температур
по сечению провода, повышаются (рис. 13.15, а, в). Так, в случае то-
ка 1200 А за время 1 с перепад температур по сечению контактного
провода при угольных вставках марки Б составил 310—150 °C, а за
то же время в случае тока 1700 А при вставках фирмы Morganite он
был равен 175 —82 °C. Такой же результат получен при углеродном
материале Эг-141 после его пропитки легкоплавкими сплавами
(рис. 13.15, г).
Опасность перегрева контактного провода в процессе токосъема
значительно снижается, если используются токосъемные элементы на
металлической основе (рис. 13.15, б), так как из зоны контакта более
интенсивно отводится тепло в их тело и вследствие низкого переход-
ного сопротивления выделяется меньше тепловой энергии.
Таким образом, опасность разупрочнения контактирующих слоев
провода возрастае т при токосъемных элементах на углеродной основе.
В результате кратковременных, но многократных подъемов темпера-
307
туры выше порога рекристаллизации меди в нагартованной металле
провода происходят необратимые процессы [62].
Испытания контактных проводов при силе натяжения 10 кН, как
и ранее проведенные исследования [88], показали, что растягиваю-
щие напряжения существенно влияют на разупрочнение проводов
при нагреве. Токосъемный элемент на полозе прижимался к проводу
с силбй 40 Н. Ток через контактный провод поступал на токосъем-
ный элемент полоза в течение малых (0,27 -0,21 с) промежутков вре-
мени, импульсно. Импульсы группировались с паузами длитель-
ностью 0,13 -0,1 с в серии (по 20 импульсов) с перерывами между
пропусканием тока, т е. между сериями импульсов, температура
провода понижалась до +30 ... +40 °C. Это соответствовало теплово-
му воздействию на провод при прохождении электроподвижного со-
става группами с небольшим интервалом или нескольких электрово-
зов, используемых для движения тяжеловесного состава. Увеличивая
количество импульсов в серии, ужесточали условия эксперимента с
целью сокращения трудоемкости его проведения, так как требова-
лось дать сравнительную оценку влиянию различных материалов то-
косъемных элементов на провод.
Было установлено, что контактные провода при взаимодействии
с угольной (марки Б) и металлоуглеродной вставками разрушаются
по месту контактирования с ними, а при контакте с порошковыми
пластинами на железной основе (ВЖЗП) — вне зоны соприкосно-
вения, в произвольном месте. Это объясняется следующим. При
токах 1110 -1305 А, десяти сериях, в каждой из которых было во-
семь импульсов, провод с угольными вставками марки Б нагревает-
ся до 154 — 165 °C, что приводит к ощутимому снижению его проч-
ности (с 370 до 358 МПа). При этом в зоне контакта, как показали
металлографические исследования, происходят структурные изме-
нения. Зона рекристаллизованного металла в сечении провода, про-
ходящем через центр контакта перпендикулярно плоскости взаимо-
действия его с токосъемными элементами, имеет протяженность по
поверхности провода 6,74 -7,84 мм, а от нее в глубь тела провода
распространяется на 1,71 -2,27 мм. Даже при снижении тока до 535 А,
десяти сериях импульсов (по восемь в каждой) размеры зоны ме-
талла с рекристаллизованной структурой составляют соответствен-
но 1,17 и 0,44 мм.
У металлизированных углеродных вставок фирмы Ringsdorf токи
1266-1329 А вызывают нагрев провода до 100-132 °C и снижение
прочности, например, провода МФ-100 до 357 МПа; размеры рекри-
сталлизованной зоны практически те же.
Иначе действуют на провод МФ-100 контактные пластины
ВЖЗП из порошкового материала на металлической основе. Про-
хождение в этом случае через контакт токов 1595 —3055 А вызывает
нагрев провода до 52 -89 °C при 20 сериях (по восемь импульсов в
308
каждой). Провод разрушается вне места контакта, а прочность его
не снижается, хотя в зоне взаимодействия контактов происходит ре-
кристаллизация меди. Участок с изменившейся структурой по ана-
логии с ранее представленными имеет размеры соответственно
1,08-2,14 и 0,17-0,39 мм. В эксплуатации при использовании
пластин ВЖЗП зоны разупрочнения у поверхности трения провода
не наблюдается.
Испытания проводились в более жестких условиях и позволили
показать, что прочность провода снижается только при взаимо-
действии с угольными и металлоуглеродными токосъемными эле-
ментами.
Из полученных данных следует, что разупрочнение металла у по-
верхности трения контактного провода влияет на его прочность,
снижая ее тем больше, чем больше зона рекристаллизации металла,
чем интенсивнее нагрев проводов при прохождении тока, а следова-
тельно, больше его воздействие на субструктурные изменения метал-
ла по сечению провода (явление возврата со снижением прочности
до 340 МПа) [61].
Анализ процессов, происходящих в токосъемных элементах после
снятия ими с контактного провода различных токов, и состояния их
поверхностей позволил установить предельные токи для исследуемых
контактных элементов. На контактирующих участках порошковых
пластин без пропитки (ВЖЗ) при токах 1085 А, 1110, 1538 и 1990 А,
проходящих через контакты в течение соответственно 1,33 с; 4,5; 0,75
и 1,33 с, оплавление пластин и термические трещины на них отсут-
ствовали. Повышение же токов и времени их прохождения вызывало
оплавление контактов и повреждение их термическими трещинами
(рис. 13.16, а).
Повреждаемость снижается при вводе в порошковый материал
(ВЖЗ) легкоплавкой составляющей, которая принимает на себя зна-
чительный поток тепловой энергии, затрачиваемой на ее нагрев, рас-
плавление и испарение, что дает возможность повысить допустимый
ток и время его прохождения. Термические трещины отсутствуют
(рис. 13.16, б), а после превышения определенных значений токов и
времени их прохождения через контакт происходит только выпотева-
ние легкоплавкого сплава. Появление в местах соприкосновения кон-
тактов жидкого сплава пропитки (рис. 13.17) улучшает условия кон-
тактирования: переходное сопротивление снижается.
При анализе состояния поверхностей углеродных элементов
было установлено, что нагрузочная способность по току опреде-
ляется в этом случае уже не по повреждаемости этих элементов
(они повреждаются при больших токах), а по тепловому воз-
действию их на контактный провод. На угольных вставках марки А
термические трещины были обнаружены при токе 870 А и времени
его действия 4 с.
309
Рис. 13.16. Области повреждаемости контактных порошковых пластин на основе
железа, не пропитанных (а) и пропитанных (б) сплавом СО5 в зависимости от тока
и времени его прохождения через контакт с проводом МФ-100
Металлизированные углеродные материалы, обладающие лучши-
ми теплофизическими и электрическими характеристиками, меньше
нагревают контактный провод; нагрузочная способность по току в
этом случае определяется уже не столько их воздействием на контакт-
ный провод, сколько собственной повреждаемостью.
При токах выше 1700 А и времени их прохождения от 0,7 до 3 с и
более на контактной поверхности вставок фирмы Morganite появля-
ются капельки меди, фактическая площадь контактирования увели-
чивается. То же самое у вставок фирмы Ringsdorf происходит при токе
1500 А и времени его воздействия на контакт более 0,7 с, причем тер-
мические трещины в зоне контакта у этих вставок отсутствуют. Разли-
чие в повреждаемости вставок фирм Morganite и Ringsdorf связано с
их неодинаковой углеродной основой и составом сплава пропитки.
Пропитка сплавом более легкоплавким, чем медь, позволяет получить
вследствие его выпотевания лучший электрический контакт.
Рис. 13.17. Выход на поверхность легко-
плавкого сплава в месте контакта порош-
ковой пропитанной пластины на железной
основе с проводом МФ-100
310
Таблица 13.2
Характер повреждаемости токосъемных элементов и температура нагрева контактного провода в зависимости от плотности тока в контакте
	в и а S S & Е	। минимальная плотность тока, А/мм2			•D	О		ОС СЧ	217		о ID еп	400
Плотность тока для контактирующих уча- стков, претерпевших повреждения, А/мм2			39 75	75 153	95 116 140	66 157 170 181 280 392		283 1000	217 336	265 300 - 400	JD	470
	а 3 I 5 s X 2 а	контактного провода ^чис- литель) и время прохожде- ния тока (знаменатель)	138/1	374/5 183/1 	450/5	170/1	389/5 250/1	515/5	180/1 129/1	276/5 267/1	65/1 69/1 81/1	208/4,5 80/1 103/1 139/1	334/4,5		156/1	362/4,7 271/1	54/1 129/0, 75	51/1 56/1	220/1	80/5 112/5 136/5	80/5 119/5
р	и 1 а 1 1	1 легкоплавких составляю- щих	1 1	1 1	cd cd cd	Нет Нет Да (слабо) Нет Да (слабо) Да		1 1	О о а д	О о Д Д	О О О О ж ж ж ж	О о ж ж
Оплавле- I		I нне мате- риала контакта	О си ж ж	О о ж ж	ООО ЕДЕ	о О О О & О ЕЕДЕХХ		О о ж ж	о о д д	о о ж ж	cd cd cd cd ЧЧЧЧ	о о жж
	1 )	чеикие трещи- ны	о « St ч	о о К Д	ООО ж ж ж	о о о о о о ж ж ж ж ж ж		о о д Д	Нет	о о ж ж	cd cd cd cd ЧЧЧЧ	о о ж ж
С	S 5 2	вследствие окисления и сублимации	cd cd чч	cd cd	cd cd cd ччч	cd cd cd cd cd cd цццччч		cd cd	cd ГЧ	cd cd	Illi	1 1
Токосъемные вставки			Марки А	Марки Б	Фирмы Ringsdorf	* *	L> з d ЭХ) 0 г a g i 3	Из материала Эг-141	Из материала Эг, пропитан- ного легкоплавким сплавом не на основе свинца	То же, таким же сплавом другого состава	ВЖЗ	вжзп
Примечание. Приведена температура нагрева контактного провода на глубине 2 мм от поверхности контактирования.
311
Рис. 13.18. Оплавление и выброс алюми-
ниевого сплава на периферии контакта в
случае взаимодействия токосъемного эле-
мента из сплава А1 — 40 % Си с проводом
МФ-100 (ток 1100 А; время 6 с)
Совершенно другой характер повреждаемости наблюдается у кон-
тактного материала на основе алюминия (40 % Си, 3 % графита, осталь-
ное А1). На участке контактирования наблюдаются расплавление алю-
миниевого сплава и выброс его из очага поражения (рис. 13.18). При
значительных токах по пятнам контактирования металл выплавляет-
ся и испаряется, что приводит к появлению раковин значительной
величины.
Предельную плотность токов устанавливали с учетом площадей
контактов, определяемых по участкам на токосъемных элементах,
повреждаемым при прохождении через них тока. Площади этих
участков, приближающиеся к фактическим площадям контакта,
определяли с помощью установки МОР-03 и по фотографиям по-
верхностей, снятым с увеличением х10. В табл. 13.2 представлены
электроконтактные характеристики различных токосъемных эле-
ментов.
13.7.	Снижение электроэрозионной повреждаемости
токосъемных элементов и повышение
их работоспособности
Широко применяемые в настоящее время токосъемные элементы
марки ВЖЗП на полозах токоприемников электроподвижного состава
(ЭПС) постоянного тока и угольные вставки марок А и Б на ЭПС не
только переменного, но и постоянного тока не обеспечивают надеж-
ный токосъем. Особенно осложняется токосъем при использовании
угольных вставок на токоприемниках ЭПС постоянного тока. Их ре-
сурс катастрофически снижается вследствие нарушения электрическо-
312
го контакта между проводом и токосъемными элементами, вызванного
воздействием электрических дуг. Такой характер имеют повреждения в
случае использования порошковых металлических пластин, которые
оплавляют ся при высоких температурах электрических дуг.
В зимний период срок службы токосъемных элементов резко сни-
жается и их повреждаемость повышается, что вызвало необходимость
проведения мероприятий по их защите от электроэрозии.
Опыт эксплуатации позволил установить определенные законо-
мерности в повреждаемости токосъемных элементов, связанные с ви-
дом тока в контактной сети, процессом возникновения электрических
дуг, а также перемещением их по полозу токоприемника при движе-
нии ЭПС.
Электродуговая и электровзрывная эрозия сопровождаются оплав-
лением и разбрызгиванием меди контактного провода, а при постоян-
ном токе — также и осаждением ее на токосъемном элементе.
При угольных вставках электроэрозия протекает более интенсивно.
Потери металла у контактного провода значительно больше; однако
из-за того, что углерод не смачивается медью, угольные вставки по-
крываются ею только по боковым поверхностям, не контактирующим
с проводом. С контактных поверхностей токосъемных элементов
осажденная медь механически удаляется в процессе взаимодействия с
проводом.
При съеме переменного тока в сильноточном скользящем кон-
такте медь на токосъемные элементы не переносится. При возник-
новении электрических дуг в процессе токосъема порошковые кон-
тактные пластины на основе как железа, так и меди не покрываются
медью контактного провода. Однако в этих условиях оплавление то-
косъемных элементов происходит независимо от вида тока в кон-
тактной сети.
В зимний период при возникновении дуги одна из ее опорных то-
чек фиксируется на поверхности контактного провода, освободив-
шейся от слоя изморози или гололеда при взаимодействии с полозом,
а другая располагается на токосъемном элементе.
По мере движения электроподвижного состава электрическая ду-
га растягивается. Перемещение опорной точки дуги на проводе за-
труднено из-за того, что рядом с ней находятся участки, покрытые
изморозью. Опорная точка дуги на токосъемных элементах полоза
свободно перемещается в сторону, противоположную движению
электроподвижного состава. Возникнув на первом или втором по
направлению движения ряду токосъемных элементов, она переме-
щается на последний ряд. По мере растягивания дуги ее опорная
точка перемещается на нисходящий ряд токосъемных элементов.
Как бы дуга ни растягивалась, опорной точке уже некуда переме-
щаться, и в течение наибольшего времени до момента разрыва дуги
она находится на крае последнего по направлению движения ряда
313
токосъемных элементов. Это подтверждается наибольшей повреж-
даемостью кромки токосъемных элементов нисходящего ряда: она
сильно оплавляется, что приводит к уменьшению ширины токосъем-
ного элемента и, следовательно, контактной поверхности, а значит —
к увеличению плотности тока.
Для устранения таких повреждений токосъемных элементов, повы-
шения их срока службы и срока службы контактного провода изменяли
конструкцию полоза токоприемника, разрабатывали новые токосъем-
ные элементы с учетом последних достижений науки и техники.
Серийные полозы электроподвижного состава всех видов не удо-
влетворяют современным требованиям, предъявляемым к скользя-
щему токосъемному узлу. Они имеют достаточно большую инерци-
онную массу и поэтому не обеспечивают в полной мере постоянный
контакт с проводом, что приводит к возникновению электрических
разрядов.
Все серийные полозы оборудуют токосъемными элементами како-
го-либо одного вида, а это не позволяет в полной мере реализовать их
преимушества и нивелировать недостатки. Каждый токосъемный эле-
мент, был ли он изготовлен из порошкового самосмазывающегося ма-
териала на металлической основе или из углеродного, не обладает со-
вокупностью необходимых свойств. Так, одни из них имеют высокие
электроконтактные характеристики, но недостаточные антифрикци-
онные свойства.
Конструкция серийных полозов не позволяет повысить надеж-
ность токосъема, увеличить их пробег, снизить износ и повреждае-
мость контактного провода. Сравнительно низкая прочность уголь-
ных вставок и монослойных самосмазывающихся порошковых кон-
тактных пластин приводит к их разрушению, что вызывает поврежде-
ния токоприемников и обрыв контактного провода. Болтовое крепле-
ние монослойных порошковых пластин не позволяет использовать их
полностью, так как невозможно подвергать износу весь порошковый
слой контактной пластины. В этом случае недоиспользуется до 50 %
толщины контактных пластин.
Порошковые самосмазывающиеся контактные пластины, как пра-
вило, эксплуатируются на серийных полозах с сухой графитовой смаз-
кой. Такая ротапринтная смазка весьма несовершенна из-за высоких
диэлектрических свойств, что служит причиной пережога контактно-
го провода и его эрозионного повреждения. При размещении смазки
на полозе ее слой очень часто либо выступает за контактную поверх-
ность пластин, либо не достигает ее. Это приводит к отсутствию пода-
чи смазки в узел трения или пережогу провода.
Эксплуатировать на одном участке контактной сети электропод-
вижной состав с полозами, оборудованными порошковыми самосма-
зывающимися контактными пластинами на металлической основе, и
полозами с угольными вставками весьма нежелательно. Угольные
314
Рис. 13.19. Поперечное сечение полоза токоприемника
с подпружиненной платформой среднего ряда графи-
товых токосъемных элементов:
1 — самосмазывающаяся контактная пластина; 2 — графито-
вая вставка; 3 — корпус полоза; 4 — подпружиненная плат-
форма
вставки из-за низких электроконтактных свойств нагреваются и от-
жигают поверхностные слои металла контактного провода, а металли-
ческие пластины, как более твердые, оказывают абразивное воздей-
ствие на разупрочненную медь провода и схватываются с ней.
С целью устранения указанных негативных факторов был разрабо-
тан унифицированный полоз для электроподвижного состава всех видов.
В зависимости от мощности ЭПС и снимаемых им токов используется
один или два полоза на одном токоприемнике; на них в зависимости
от нагрузки монтируют токосъемные элементы с необходимыми элек-
трическими характеристиками.
Унифицированный полоз по конструкции отличается от серийных
тем, что на нем одновременно используются токосъемные элементы из
различных материалов, дополняющих друг друга по своим свойствам.
Например, совместно применяют токосъемные элементы из порош-
кового самосмазывающегося материала на металлической основе и из
углеродного материала в графитизированном состоянии. Ряд то-
косъемных элементов из углеродного материала подпружинен в кор-
пусе полоза к контактному проводу (рис. 13.19). Подпружиненная
платформа с такими элементами имеет гораздо меньшую инерцион-
ную массу, чем весь полоз, что позволяет унифицированному полозу
постоянно осуществлять контакт с проводом. Опасность образования
электрических разрядов резко снижается.
В отличие от серийных на унифицированном полозе возможен
монтаж как контактных пластин из самосмазывающегося порошко-
вого материала на металлической основе в биметаллическом испол-
нении, так и композиционных токосъемных элементов с высокими
электроконтактными и антифрикционными свойствами. Несущее
основание биметаллической конструкции и Т-образный металличе-
ский профиль корпуса полоза позволяют монтировать на полозе пе-
речисленные токосъемные элементы без крепежных болтов. Несу-
щее основание, выступающее за их рабочий антифрикционный кор-
пус, завальцовывается на горизонтальной полке Т-образного профи-
ля полоза.
315
При этом может использоваться вся толщина рабочего антифрик-
ционного корпуса пластин в процессе износа, что позволяет увели-
чить пробег полоза в 2 раза. Высокие антифрикционные свойства би-
металлических порошковых контактных пластин по сравнению с мо-
нослойными и наличие ротапринтной смазки в виде подпружиненно-
го ряда графитизированных токосъемных элементов обеспечивают
снижение износа контактного провода.
Установка на одном полозе токосъемных элементов из углеродного
материала и из порошкового на металлической основе не увеличивает
износ контактного провода [301], что происходит в случае их приме-
нения на разных полозах. Исследование распределения тока по рядам
токосъемных элементов на унифицированном полозе показало, что
только 8 % токовой нагрузки приходится на подпружиненный ряд
графитизированных элементов. Это не вызывает теплового поврежде-
ния провода.
Конструкция унифицированного полоза допускает как симмет-
ричное расположение рядов токосъемных элементов, так и асиммет-
ричное. В первом случае подпружиненный ряд графитизированных
токосъемных элементов размещается в центре между двумя крайними,
жестко закрепленными рядами элементов на металлической основе.
Во втором случае подпружиненный ряд графитизированных элементов
располагается с нисходящей стороны полоза. При симметричной кон-
струкции полоза ряд углеродных токосъемных элементов с обеих сто-
рон зашишен более прочными токосъемными элементами в биметал-
лическом исполнении от повреждений, вызываемых ударами. Полоз
асимметричной конструкции защищен от ударов только с одной сто-
роны, и, соответственно, его следует использовать только с рядом би-
металлических токосъемных элементов на металлической основе. В
последнем случае повреждение полоза электрическими разрядами
будет наименьшим, так как графитизированный материал лучше
противостоит электрическим дугам, чем порошковый на металли-
ческой основе.
Стендовые испытания унифицированного полоза с порошковыми
контактными пластинами в биметаллическом исполнении, изготов-
ляемыми Выксунским металлургическим заводом, показали, что на
стоянке летом полоз снимает ток 300 А, зимой — 450 А, а в движе-
нии — 2400 А. Следовательно, унифицированный полоз можно мон-
тировать на токоприемниках тяжелой серии.
Эксплуатационными испытаниями унифицированного полоза на
электровозах серии ЧС2 Московской дороги установлено, что при ис-
пользовании таких полозов в течение года удельный износ контакт-
ных порошковых биметаллических пластин на постоянном токе со-
ставил 0,35 - 0,54 мм на 104 км, а угольных вставок марки Б — 0,6 -
0,87 мм на тот же измеритель. При таких удельных износах пробег би-
металлических порошковых пластин в зависимости от погодных усло-
316
вий будет находиться в пределах от 105 до 188 тыс. км, а графитовых
вставок — от 59 до 69 тыс. км. Столь высокий пробег угольных вставок
объясняется меньшей нормальной нагрузкой на них со стороны кон-
тактного провода, а порошковых контактных пластин — их большим
допустимым износом и более высоким содержанием в них твердых
смазок.
Испытания унифицированного полоза на переменном токе в депо
Кандалакша Октябрьской дороги с использованием электровозов
ВЛ80с показали, что в летне-осенний период удельный износ порош-
ковых пластин составил в среднем 0,35 мм на 104 км. Это позволяет
предположить, что пробег полоза достигнет примерно 200 тыс. км.
Серийные полозы с угольными вставками в летне-осенний период
имели пробеги от 4,9 до 5,1 тыс. км.
В зимний период эксплуатации, когда токосъем сопровождается
электрическими дугами, удельный износ порошковых контактных
пластин в биметаллическом исполнении на унифицированном полозе
значительно повысился и достиг 3,2 мм на 104 км. Контактные плас-
тины в нисходящем ряду сильно повреждались в результате оплавле-
ния электрическими дугами.
Повышение электроэрозионной стойкости токосъемных элементов
осуществлялось на основе положительного опыта работы металлоуг-
леродных вставок при дуговом токосъеме; по работоспособности они
превосходили угольные в 2,5 раза.
Композиты металл — углерод с углеродной матрицей изготавлива-
ют пропиткой основы медными сплавами с оловом и свинцом, при
этом композит содержит до 25 % металла. Данный материал обладает
высокими антифрикционными и электроэрозионными свойствами,
но при удельном электросопротивлении 5-8 мкОм-м не может обес-
печить снятие больших токов. Стендовые испытания двухрядного по-
лоза с шириной таких токосъемных элементов 60 мм показали, что
при движении он может снимать ток 1500 А. Этого явно недостаточно
для мошных электровозов постоянного тока.
Высокие электроэрозионные свойства металлоуглеродных то-
косъемных элементов связаны с высокой термической стойкостью уг-
лерода. Благодаря совершенно другой природе и гексагональной кри-
сталлической решетке графит в сильноточном скользящем контакте
создает предпосылки для малого износа медного контакта.
Опыт эксплуатации и проведенные исследования позволили опре-
делить направление работ по совершенствованию токосъемных эле-
ментов. При разработке токосъемных элементов, обладающих высо-
кими электроэрозионными свойствами, использовался принцип
структурного построения металлоуглеродных вставок, когда в ре-
зультате пропитки углеродная матрица пронизывается металличе-
скими каналами, обеспечивающими, тепло- и электропроводность.
Технологии пропитки и изготовления углеродной матрицы с откры-
317
той и взаимосвязанной пористостью не могут гарантировать необхо-
димое расположение и содержание в композите металлической струк-
турной составляющей. По этой причине в металлоуглеродных встав-
ках невозможно обеспечить стабильность структурного построения
и содержания металлической фазы, а следовательно, и стабильность
свойств.
Кроме того, по такой технологии при увеличении металлической
фазы в композите не удается получить необходимые свойства у мате-
риала токосъемных элементов, так как металл в них находится в ли-
том состоянии.
Таким образом, для создания токосъемных элементов с высокой
электроэрозионной стойкостью и токовой нагрузкой предусматрива-
лась разработка такого композита, в построении которого участвовал
бы углеродный материал с высокими антифрикционными свойствами
и металлическая фаза, обладающая высокой термостойкостью. Как
металлическая, так и металлоидная структурные составляющие долж-
ны, с одной стороны (в определенном соотношении), участвовать в
формировании контактной поверхности токосъемного элемента, а с
другой — располагаться в его корпусе таким образом, чтобы обеспечи-
валась механическая прочность и дугостойкость токосъемного эле-
мента.
Построение композита сводилось к чередованию медного материа-
ла, обладающего высокой твердостью, электропроводностью и жаро-
прочностью, с углеродным материалом, прошедшим графитизацию.
Локальные участки из углеродного материала в композите обеспечи-
вают ротапринтный принцип подачи твердой смазки в узел трения
скользящего контакта (см. рис. 13.20).
Композит токосъемного элемента состоит из чередующихся плас-
тин металлических и металлоидных, которые располагаются в его
корпусе параллельно по длине токосъемного элемента, соприкасаясь
друг с другом наибольшими площадями поверхностей. Ребра пластин
формируют контактную поверхность токосъемного элемента. Кон-
тактный провод при токосъеме одновременно соприкасается с ребра-
ми пластин из обоих материалов. Металлические пластины берут на
себя основную токовую и механическую нагрузку, предотвращая ин-
тенсивный износ пластин из углеродного материала.
В зависимости от назначения токосъемных элементов доля кон-
тактной поверхности, формируемой металлическим и углеродным ма-
териалом, может быть различной. При постоянном токе площадь ме-
таллической поверхности к площади углеродной должна относиться
как 3:2, а при переменном токе, когда снимаются меньшие токи, —
как 1:1 или 2:3.
Подбор состава медного материала для пластин композита то-
косъемного элемента сопровождался изучением и анализом работы
порошковых контактных пластин на медной основе японского, чеш-
318
ского и отечественного изготовления. В нормальных условиях то-
косъема материал таких пластин имел высокие антифрикционные и
электроконтактные характеристики. Однако, несмотря на то что их
медная основа была легирована оловом, никелем, железом при содер-
жании около 5 % графита, они сильно повреждались в случае действия
электрических разрядов. При постоянном токе их поверхность покры-
валась слоями окисленной меди, что затрудняло токосъем, уменьшало
пробег полозов (до 40 тыс. км).
Изучение различных бронз для контактных проводов позволило
установить, что наилучшими по электропроводности и термостойкос-
ти являются дисперсионно-твердеющие сплавы меди, легированные
цирконием, цирконием и хромом, цирконием и магнием. Температу-
ра рекристаллизации таких сплавов составляет 500 -540 °C, а электро-
проводность — 80 -90 % электропроводности меди. В связи с этим
для токосъемных элементов из композиционного материала, пред-
ставляющего собой пакет из чередующихся пластин металла и угле-
родного материала, в качестве металлической структурной составляю-
щей был выбран дисперсионно-упрочненный материал на медной
основе [31, 32]. Упрочняющей фазой медной матрицы таких материа-
лов являются мелкодисперсные включения окислов алюминия и тита-
на, мелкодисперсные включения карбидов этих металлов. Изготовле-
ние такого материала осуществляется с использованием технологии
механического легирования. Дисперсионно-упрочненные материалы
отличаются от дисперсионно-твердеющих медных сплавов более вы-
сокой термостойкостью (Грекр = 800^-900 °C) и более высокой электро-
проводностью (около 90 % электропроводности меди).
Конструктивно корпус токосъемного элемента из дисперсионно
упрочненного материала выполнялся в виде Ш-образного профиля, в
пазах которого крепились вставки из углеродного материала в графи-
тизированном состоянии. В этой конструкции крайние пластины вы-
полняли металлическими, чтобы защитить от ударов следующие за
ними пластины из углеродного материала. Несмотря на достаточно
высокие прочностные свойства дисперсионно-упрочненного матери-
ала Ш-образного профиля, крайние ряды токосъемного элемента по-
вреждались при ударах по полозу. Даже при ротапринтной подаче
смазки в узел трения для снижения износа контактного провода и то-
косъемных элементов необходимо придать металлической части паке-
та пластин самосмазывающие свойства.
В летний период эксплуатации композиционные токосъемные эле-
менты шириной 30 мм на двухрядном полозе токоприемников элек-
тровозов переменного тока ВЛ80 (локомотивное депо Кандалакша)
показали хорошую работоспособность. Удельный износ их составил
0,15 мм на 104 км, что давало возможность прогнозировать пробег по-
лозов выше 500 тыс. км. Однако в зимний период при дуговом токосъе-
ме удельный износ повысился и составил от 3,4 до 3,8 мм на 104 км, что
319
Рис. 13.20. Поперечное сечение токосъемного
элемента из пакета чередующихся пластин раз-
личных материалов:
/ — контактный провод; 2 — порошковая металличе-
ская пластина; 3 — графитовая пластина; 4 — накладка
из пветного металла; 5— Т-образный профиль корпуса
полоза; 6— шпилька из меди; 7— кронштейн; 8— угле-
родная пластина
обеспечивало пробег полоза до 30 тыс. км. Эксплуатация в этот же пе-
риод трехрядных полозов с угольными вставками показала чрезвычай-
но низкую их работоспособность: удельный износ составил 13,5 мм на
104 км. Сравнительно низкой была и износостойкость при дуговом то-
косъеме металлоуглеродных вставок фирмы Hoffman на двухряд-
ных полозах. Удельный износ их при ширине вставок 60 мм соста-
вил 5,3 мм на 104 км.
Токосъемные элементы с корпусом из Ш-образного профиля не-
смотря на то, что по краям их размещались пластины из термостойкого
дисперсионно-упрочненного медного материала, повреждались элек-
трическими дугами. Размещение на краевых участках токосъемного
элемента пластин углеродного материала в виде композита углерод -
углерод позволило избежать таких повреждений. Углеродный материал,
армированный графитовой тканью, достаточно хорошо противостоит
ударам и меньше подвержен электроэрозии.
Эксплуатация такого токосъемного элемента на участке постоян-
ного тока в зимний период при дуговом токосъеме (локомотивное де-
по Мурманск) показала, что возможно значительно повысить надеж-
ность токосъема. При снятии больших токов токосъемные элементы
на ЭПС постоянного тока подвержены большему износу. Замена
крайних металлических пластин на композит углерод - углерод по-
зволила практически устранить повреждения, вызываемые электриче-
скими дугами. Контактная поверхность токосъемного элемента не по-
вреждается кавернами от воздействия электрических разрядов и имеет
равномерный износ по всей длине его корпуса.
Удельный износ таких токосъемных элементов на постоянном токе
резко увеличился по сравнению с их износом на переменном токе. В
зависимости от интенсивности дугового воздействия удельный износ
составил от 1,67 до 6,7 мм на 103 км.
Угольные вставки в таких условиях токосъема катастрофически
изнашиваются. Удельный износ их составляет от 8,9 до 17,8 мм на
103 км, в результате чего надежность токосъема резко снижается. На
320
расстоянии, равном 10 тыс. км, приходится заменять угольные встав-
ки от 4 до 9 раз.
Удельный износ металлоуглеродных вставок фирмы Ringsdorf при
этих же условиях эксплуатации составил 8 мм на 103 км.
В случае расположения по краям токосъемного элемента металли-
ческих пластин в его корпусе с нисходящей стороны должен быть
предусмотрен кронштейн в виде металлической пластины (рис. 13.20).
Он располагается по всей длине корпуса токосъемного элемента у его
основания и по толщине не превосходит оставшуюся часть корпуса
токосъемного элемента в случае предельного износа.
Кронштейн предотвращает повреждения крайнего ряда металличе-
ских пластин электрическими дугами.
Опорная точка дуги при ее растяжении во время движения ЭПС не
фиксируется на нисходящем ряду металлических пластин, а перехо-
дит на кронштейн, который и повреждается электрическими разряда-
ми. Кронштейн, выступая за габариты корпуса полоза, предотвращает
и его повреждения. Облицовка кронштейна углеродным материалом
защищает сам кронштейн от повреждений.
Проведенные изменения конструкции токосъемных элементов по-
зволяют повысить надежность токосъема, снизить эксплуатационные
расходы по их замене на полозах, получить экономию средств, расхо-
дуемых на приобретение токосъемных элементов, в связи со снижени-
ем потребности в них.
Использование токосъемных элементов, состоящих из пакета
пластин, дает возможность снизить износ контактного провода в ре-
зультате применения ротапринтной системы смазки и высоких элек-
трических свойств металлической структурной составляющей.
321
21-1302
Глава 14
СКОЛЬЗЯЩИЙ КОНТАКТ
В ЭЛЕКТРИЧЕСКИХ МАШИНАХ
।
14.1.	Материалы скользящих контактов и их свойства
К сильноточным скользящим контактам относятся узлы, через ко-
торые проходит электрический ток по взаимно перемещающимся час-
тям электрических машин. В этих узлах, как и в любом другом сколь-
зящем контакте, происходят процессы, связанные с прохождением
тока, трением и изнашиванием, нагревом и химическим взаимодей-
ствием с окружающей средой. При анализе этих явлений необходимо
учитывать конструктивные особенности электрических машин. В
скользящем контакте коллектор — электрощетка щетки разной по-
лярности перемещаются по коллектору по одному следу. В токосъем-
ных узлах электрических машин, имеющих контактные кольца, элек-
трощетки разной полярности скользят по разным следам.
На основании опыта эксплуатации электрических машин к дета-
лям скользящего контакта предъявляются следующие требования:
материал коллектора и контактных колец должен обладать достаточ-
ной механической прочностью, твердостью, сопротивляемостью раз-
упрочнению при нагреве, износостойкостью, электропроводностью;
материал электрических щеток должен иметь достаточно высокую
износостойкость, электроэрозионную стойкость, обладать притироч-
ной способностью к контртслу, механической прочностью, обеспечи-
вать минимально возможные потери электроэнергии и надежную
коммутацию скользящего контакта.
Материалы коллекторов. Коллекторы и электрощетки непрерывно
совершенствовались, одновременно повышался уровень свойств ма-
териалов, из которых изготавливали токосъемные узлы. Сначала кол-
лекторы и контактные кольца изготавливали из меди, затем стали
применять сплавы Си - Ag, Си - Cd, Си - Sn, Си - Zr, Си - Mg.
Сплавы меди с серебром содержали 0,07 - 0,1 % Ag, в кадмиевую
бронзу вводили 1 % Cd, в магниевую бронзу 0,2 % и 0,3 % Mg, цирко-
ниевая бронза содержала 0,4 % Zr. Сплав Си - Zr не подвергался тер-
мообработке. Свойства этих сплавов представлены в табл. 14.1 (по
данным института Гипроцветметобработка).
Для коллекторов из меди и ее сплавов установлены допустимые
температуры нагрева (табл. 14.2).
322
Таблица 14.1
Усредненные значения прочности и электропроводности сплавов
при различных температурах (не менее)
Материал коллекторов	Значения показателей при различной температуре														
	20 "С			100'С			200 “С			300 "С			400'С		
	Св	8	Y	Св	8	Y	Св	8	Y	Си	8	Y	Св	8	Y
Медь Ml	250	16	98	240	10	75	230	10	55	180	8	45	150	7	35
Порошковая медь	250	10	86	240	10	-	230	9	-	200	8	-	160	7	-
Сплав Си — 1 % Ag	250	10	96	240	10	72	230	9	55	200	8	45	160	7	35
Сплав Си 0,2 % Mg	270	10	80	250	10	60	230	9	50	200	9	40	180	7	35
Сплав Си - 1 % Cd	270	12	80	250	10	60	230	10	50	200	9	40	180	8	35
Сплав Си — 0,4 % Zr	350	9	85	350	10	55	330	9	55	320	9	40	300	7	35
Примечание. В таблице о„ — прочность при растяжении, МПа; 6 — относитель-
ное удлинение, %; у — электропроводность, % от электропроводности меди высокой
чистоты.
Проведенные исследования материалов коллекторов позволили
дать следующие рекомендации:
в электрических машинах с длительными рабочими температурами
до 130 °C допустимо применение коллекторной меди или труб марки
М1. При пайке обмоток к такому коллектору необходимо избегать на-
грева «петушков» выше температуры 200 °C;
при длительных температурах до 155 °C необходимо применять для
коллекторов сплав Си - 0,1 % Ag или порошковую медь;
при рабочих температурах до 230 °C и технологических до 350 °C
необходимо использовать для коллекторов сплав Си - 0,2 % Mg или
Си — 1 % Cd; следует учитывать, что стабильность вольт-амперных ха-
рактеристик в функции рабочих температур у коллекторов из магние-
вой бронзы выше, чем из меди марки Ml и кадмиевой бронзы;
Таблица 14.2
Допустимые температуры нагрева коллекторов из разных материалов
Материал коллекторов	Температура начала раз- упрочнения, °C	Рабочая темпе- ратура в тече- ние не более 100 ч, °C	Длительная рабочая тем- пература, °C	Температура сушки после пропитки, не более,“С	Температу- ра пайки в ванне, °C
Медь Ml	155	190	160	190	200
Порошковая медь	250	240	180	200	300
Сплав Си — 1 % Ag	240	240	220	220	300
Сплав Си — 0,2 % Mg	260	260	235	230	310
Сплав Си — 1 % Cd	250	250	230	230	300
Сплав Си — 0,4 % Zr	360	350	250	250	400
323
сплав Си - 0,4 % Zr следует применять для коллекторов, когда ра-
бочие температуры достигают 300 °C при длительной работе и 450 °C
при кратковременной. Контактные характеристики этого сплава
близки к характеристикам сплава Си - 0,2 % Mg.
К контактным кольцам предъявляются более высокие требования
по механической прочности, поэтому для их изготовления использу-
ют как медь, так и ее сплавы (латуни, бронзы с алюминием и свин-
цом, бронза Бр АЖ 9-4). Применяют также черные металлы и их
сплавы.
Наиболее широкое распространение в тяговых двигателях отече-
ственных электровозов получили коллекторы с пластинами из сплава
Си - Ag, так как уже при 0,1 % Ag этот сплав превосходит медь по со-
противляемости разупрочнению при нагреве.
Чтобы выявить преимущества того или иного медного сплава,
ВЭлНИИ были проведены широкие эксплуатационные испытания
коллекторной меди, легированной кадмием, цирконием и хромом.
Испытания проводились на тяговых двигателях НБ-418К6 электрово-
зов серии ВЛ80т и ВЛ80р, а также на тяговых двигателях ТК-2К1 элек-
тровозов ВЛ10у, оборудованных элекгрощетками марок ЭГ-61 и ЭГ-
61 А. Для сравнения на этих же тяговых двигателях одновременно при-
менялись коллекторы с пластинами из сплава Cu-Ag. При этом 116
тяговых двигателей были оборудованы коллекторами с пластинами из
сплава Си - Cd и 92 двигателя — из сплава Си - Ag.
Испытания проводились с поездами массой 2500 - 3800 т, макси-
мальная скорость движения составляла 90 км/ч, техническая
скорость — 51,0 км/ч. При пробеге электровозов от 50 до ПО тыс. км
износ щеток при коллекторных пластинах из сплава Cu-Ag находил-
ся в пределах от 1,5 до 2,9 мм на 10 тыс км, самого коллектора — от
0,01 до 0,1 мм на 100 тыс. км, а при коллекторе из сплава Си - Cd соот-
ветственно 1,24 -2,3 мм на 10 тыс. км и 0,009 -0,09 мм на 100 тыс. км
(среднее значение — 0,032 мм на тот же измеритель). Преимущество
коллекторов из сплава Си — Cd проявляется и в меньшей их повреж-
даемости по затяжке межламельного пространства. При щетках ЭГ-61
такие повреждения имели 7,7 % двигателей с коллектором из сплава
Си -Ag и при щетках ЭГ-61А — 9,2 %. На двигателях с коллектором из
сплава Си - Cd число указанных повреждений со щетками ЭГ-61 до-
стигло 4,3 %, а при щетках ЭГ-61 А затяжка межламельного про-
странства не обнаружена. Кроме того, на 20 двигателях с коллектором
из сплава Cu-Ag были обнаружены случаи электрических перебро-
сов по коллектору, а у двигателей с коллектором из сплава Си - Cd
они отсутствовали.
Из приведенных данных следует, что применение коллекторных
пластин из сплава Си - Cd позволяет увеличить пробы электровозов
без смены электрощеток на 10- 29 % и без обточки коллекторов на
50 - 80 %. Аналогичные данные о преимуществе коллекторов из спла-
324
Рис. 14.1. Зависимость коэффициента трения f щеток ЭГ-61 от частоты вращения п кол-
лектора с пластинами из меди, легированной кадмием (сплошные кривые) и серебром
(штриховые), при разных значениях плотности тока
ва Си - Cd по сравнению с коллекторами из сплава Cu-Ag были по-
лучены по трем локомотивным депо (Пенза III, Боготол, Знаменка).
Что касается такой важной характеристики скользящего контакта,
как коэффициент трения, то на тяговом двигателе НБ-418К6 в режи-
ме, соответствующем номинальному (плотность тока 12 А/см2, линей-
ная скорость коллектора 25 м/с), при щетках ЭГ-61 на коллекторе из
сплава Си - Ag он составил 0,109, при щетках ЭГ-61А - 0,12, а на
коллекторе из сплава Си - Cd — соответственно 0,1 и 0,105. Разница в
коэффициентах трения наблюдается в большей степени (10-16 %)
при малой частоте вращения (200 - 400 об/мин) и значительно сни-
жается при ее больших значениях (1200-1500 об/мин). Необходимо
отметить, что с увеличением плотности тока под щетками коэффици-
ент трения снижается (рис. 14.1), т. е. проявляется эффект «смазываю-
щего действия» электрического тока. Максимальный коэффициент
трения наблюдается при работе без токовой нагрузки (/н = 0).
Испытания по определению коэффициента трения на коллекторах
из сплавов Си - Cd, Си - Mg, Си - Zr и Си - Ag в паре со щеткой ЭГ-61
при частоте вращения двигателя 1500 об/мин без токовой нагрузки по-
казали, что его значения составляют соответственно 0,106; 0,173; 0,188
и 0,173, при токе 880 А— соответственно 0,10; 0,17; 0,16 и 0,138, а при
1200 А — соответственно 0,098; 0,145; 0,136 и 0,126.
Было установлено, что наилучшие антифрикционные свойства
имеют коллекторы с пластинами из сплава Си - Cd. Необходимо от-
метить, что и в ходе этих испытаний при увеличении тока нагрузки от
0 до 1200 А коэффициент трения уменьшался на 7 -17 % (рис. 14.2).
Исследования коллекторов с пластинами из сплавов Си - Zr — Сг—
Sn и Си — Cd — Fe на тяговом двигателе НБ-418К6 со щетками ЭГ-61 по-
325
100 200 300 400 500 600 700 800 900 1000 /Н,А
Рис. 14.2. Зависимость коэффициента трения/от тока нагрузки/при щетках ЭГ-61 и
коллекторах с пластинами из меди, легированной кадмием (кривая /). серебром (2),
цирконием (3) и магнием (4)
зволили установить, что в случае увеличения частоты вращения якоря с
200 до 2000 об/мин коэффициент трения при использовании первого
сплава уменьшился с 0,179 до 0,134, второго сплава — с 0,173 до 0,139.
Преимущество коллекторов из сплава меди с кадмием было выяв-
лено и по падениям напряжения в скользящем контакте. В интервале
рабочих температур от 40 до 105 °C падение напряжения 2 А Су коллек-
тора с пластинами из сплава Си - Zr - Сг— Sn изменяется от 1,5 до
2,15 В, а из сплава Cu - Cd - Fe — от 1,47 до 1,97 В (рис. 14.3).
Таким образом, коллекторы, пластины которых выполнены из
сплавов меди с кадмием, превосходят по всем показателям коллекто-
ры с пластинами из других медных сплавов. Однако, так как техноло-
гия изготовления кадмиевой бронзы неэкологична, этот сплав до на-
стоящего времени не используется широко в коллекторах тяговых
двигателей. Применение других сплавов меди не дает существенных
преимуществ по сравнению со сплавами Си - Ag. В связи с этим в на-
стоящее время в коллекторах тяговых двигателей локомотивов ис-
пользуется сплав меди с присадкой серебра.
Применение медных сплавов для пластин коллекторов оправданно в
связи с возможными нагревами деталей токосъемного узла в эксплуата-
ции. При длительном воздействии высоких температур на коллектор мо-
гут происходить распайка петушков коллекторных пластин, размягчение
его поверхностного слоя с пластическим течением, приводящим к заво-
лакиванию межламельного промежутка, а также ухудшение коммутации
и выделение вредных летучих из изоляционных материалов [302].
На тяговых двигателях постоянного тока тепловозов с использо-
ванием расчетных методов и прямых экспериментов были определе-
ны температуры деталей скользящего контакта [302], в частности
2Д/4 в
Рис. 14.3. Зависимость падения на-
пряжения в щеточном контакте 2ДЦ
от температуры коллектора тягового
двигателя НБ-418К6 (при плотности
тока 12 А/см2) с пластинами из меди,
легированной цирконием, хромом и
оловом (кривая 7) и кадмием и желе-
зом (кривая 2)
326
Рис. 14.4. Зависимость средней температу-
ры поверхности трения при токовой нагруз-
ке от скорости скольжения при различных
коэффициентах трения
коллекторно-щеточного узла, при прохождении тока и без него. Из-
мерениями микротвердости и металлографическими исследования-
ми оценивалось состояние металла коллекторных пластин. Для мед-
ного коллектора с диаметром 0,4 м номинальной площадью 0,001 м2
и щеток марки ЭГ при скорости скольжения 5-50 м/с, скорости
охлаждающего потока 17 м/с, плотности тока под щеткой от 7,67 до
18,3 А/см2, нормальной силе нажатия на щетки 4,5 кге получены за-
висимости средней температуры Т поверхности трения от скорости
скольжения г для различных коэффициентов трения/(рис. 14.4).
В рабочем слое пластин коллектора происходит рекристаллизация
меди на глубину 10 мкм. Разупрочнение поверхностного слоя повы-
шает склонность материала к адгезии и пластической деформации.
Представляет интерес использование коллекторов, изготовленных
из порошковой меди. Отзывы о применении таких коллекторов про-
тиворечивы. Результаты одних исследований свидетельствуют о том,
что износостойкость таких коллекторов превосходит износостойкость
коллекторов с пластинами из монолитной меди в несколько раз и
приближается к износостойкости коллекторов из кадмиевой бронзы;
другие исследования такого преимущества не выявили. Отмечается,
что износ электрощеток при использовании коллекторов с пластина-
ми из порошковой меди значительно снижается [303].
Материалы электрощеток. Щетки электродвигателей также подвер-
гались существенной модернизации. Для улучшения их свойств велся
поиск материалов для изготовления щеток: от литой меди и ее спла-
вов до медных сплавов, полученных по технологии порошковой ме-
таллургии. Во всех вариантах щетки не имели антифрикционных
свойств, что приводило к интенсивному износу как коллектора, так и
самих щеток. Ввод в щетки на медной основе углерода путем исполь-
зования смеси порошков этих элементов, получаемой с применением
технологии порошковой металлургии, позволил резко повысить анти-
фрикционные свойства щеток.
Несмотря на достигнутые успехи в улучшении свойств щеточных
материалов на основе металлов, появилась необходимость изготавли-
327
вать щетки на основе углеродного материала без ввода в него металла.
При этом использовали природные графиты, кокс и сажу, формируя
корпуса щеток на связующих в виде нефтяного или каменноугольно-
го пеков, а также ряда смол.
В зависимости от наличия в графитовой основе кокса и сажи изме-
нялись электропроводность, твердость и прочность щеток, а также их
антифрикционные свойства. Такие изменения свойств прежде всего
связаны с кристаллической структурой каждого вида углеродного ма-
териала. Графит имеет гексагональную кристаллическую решетку и
характеризуется объемной, трехмерной упорядоченностью располо-
жения атомов в пространстве. При таком строении кристаллической
решетки атомы углерода в плоскости оснований отдельных ячеек в
виде шестигранных призм расположены на малом расстоянии а друг
от друга; в результате образуется ковалентная связь. Плоскости с та-
ким расположением атомов удалены друг от друга на большие рас-
стояния (высота призмы с = 1,633а), из-за чего связь между удаленны-
ми друг от друга атомами оказывается более слабой. Силы, действую-
щие в этом случае между атомами, приравниваются по величине к си-
лам Ван-дер-Ваальса, что дает возможность основаниям призм ячеек
кристаллической решетки графита легко перемещаться одним отно-
сительно других. Этим и объясняются высокие антифрикционные
свойства графита.
Электрические свойства графита определяются тем, что атомы уг-
лерода, обладая ковалентной связью, не имеют свободных электронов
между узлами кристаллической решетки. Электроны прочно закреп-
лены за атомами, связь между которыми они осуществляют. В связи с
этим в условиях низких температур электропроводность графита низ-
кая. При нагреве атомы начинают колебаться с более высокой часто-
той, и по мере повышения температуры увеличивается вероятность
ухода электронов от атомов, с которыми они были связаны. В случае
появления таких свободных электронов графит становится проводни-
ком, что подтверждается повышением его электропроводности при
нагреве.
Совершенно другую структуру имеют коксы и сажа — турбустрат-
ную, для которой характерна только плоская упорядоченность. В такой
структуре слои или сетки могут состоять из шестигранников, в верши-
нах которых расположены атомы углерода в одной плоскости. Углерод
такого вида имеет специфические физико-механические свойства; так,
его электропроводность ниже, чем графита, но зато коксы имеют более
высокую твердость.
Поскольку медь, графит, кокс и сажа составляют основу щеточных
материалов, были исследованы различные порошковые композиции с
медной матрицей, содержащие графит, кокс и сажу.
Углерод не взаимодействует с медью, и поэтому графит является
наиболее перспективной твердой смазкой в материалах с медной
328
основой. В различных литературных источниках сообщается о воз-
можности применения углерода в качестве твердой смазки, но его фи-
зико-механические свойства, режимы термообработки, природа не
оговариваются. В связи с этим проводилась оценка различных видов
углеродных материалов, используемых в составе спеченных компози-
ций, работающих с медным контактом.
Углеродные материалы различаются дисперсностью, совершенством
кристаллического строения, зольностью, способностью к сдвигообразо-
ванию по плоскостям скольжения. Известны, например, ламповая сажа,
прокаленные коксы КНПС и КН ПЭ, графитовая пыль (смесь графитов
КМЗ, ПЛГ, АГ-1), искусственный графит, сырой кокс КНПЭ, природ-
ные 1рафиты Тайгинского и Боготольского месторождений. Все эти ма-
териалы используются в электродной и электротехнической промыш-
ленности. Перечисленные разновидности углерода имеют различную
степень графитапии. Наиболее совершенной структурой обладают тай-
гинский и боготольский графиты, несколько худшей— графитовая
пыль, искусственный графит (термическая обработка при 2600 °C) и
наименее совершенной — прокаленные коксы КНПС, КНПЭ (темпера-
тура термической обработки 1200 °C), сырой кокс КНПЭ (температура
термообработки 600 °C) и ламповая сажа. По крупности зерен углерод-
ные материалы всех видов состояли на 95 % из частиц, проходящих че-
рез сито с ячейками 0,09 мм. Зольность искусственных графитов оцени-
валась в 0,3 %, природных — 0,5 %.
Порошковые композиты с перечисленными углеродными матери-
алами изготавливались прессованием из порошка меди марки ПМ2 с
последующим спеканием в среде эндогаза при 1020 °C.
В медную основу вводилось от 2 до 5 % углеродных материалов, так
как большее их количество снижало возможность получения прессо-
ванного изделия и композита с необходимыми механическими
свойствами. Твердость по Бринеллю порошковых материалов со все-
ми видами углерода колеблется от 100 до 350 МПа. При одном и том
же количестве углеродных материалов в меди наименьшую твердость
имели композиции с ламповой сажей, а наибольшую — с сырым кок-
сом КНПЭ.
Антифрикционные свойства определялись на машине трения МИ
при нагрузке 0,7 МПа в парс с медным контактом в режиме сухого
трения с тщательным обезжириванием пар трения. Результаты износ-
ных испытаний представлены на рис. 14.5. Коэффициент трения из-
менялся от 0,2 до 0,3. Наилучшими антифрикционными свойствами
обладают материалы, содержащие в общем объеме 5 % графитов или
графитовой пыли. При наличии в порошковом материале 3 или 2 %
графитов этого вида или 5 % углерода других видов на медном контак-
те наблюдаются задиры, износ контактов увеличивается. При содер-
жании 3 и 2 % наилучших графитов в порошковом материале создаст-
ся явный дефицит смазки на поверхности трения [304].
329
Рис. 14.5. Износ медного контртела и по-
рошкового материала в случае применения
в нем различных углеродных материалов:
1 — Си + 5 % графитовой пыли (задиров нет);
2 — Си + 3 % графитовой пыли; 3 — Си + 2 %
графитовой пыли; 4 — Си + 5 % искусственного
графита (задиров нет); 5— Си + 3 % искусствен-
ного графита; 6 — Си + 5 % кокса КНПС прока-
ленного; 7— Си + 5 % сырого кокса; 8— Си + 5 %
прокаленного кокса КНПЭ; 9— Си + 5 % сырого
кокса КНПЭ; 10 — Си + 5 % тайгинского графи-
та (задиров нет); 11 — Си + 5 % боготольского
графита (задиров нет)
Благодаря легированию медной основы удалось значительно повы-
сить прочность порошковых материалов. Однако и в этом случае про-
явилось влияние вида и количества углерода на механические и анти-
фрикционные свойства. Содержание графита от 2 до 3 % не предот-
вращает образования задиров. Исследования на растровом микроско-
пе показали, что при 5 % графита в композите поверхность медного
контакта сравнительно ровная, имеет отдельные, но часто встречаю-
щиеся участки перенесенного графита. Перенесенный графит на по-
верхности располагается неравномерно в виде отдельных включений,
сосредоточенных в углублениях поверхности медного контакта.
Влияние углерода различных видов на металл поверхностных слоев
медного контакта выявляли рентгеноструктурным анализом, используя
дифрактометр УРС-50И. Исследовали поверхностные слои при послой-
ном стравливании металла на 0,02 мм.
Наличие природных графитов и графитовой пыли в композициях
на основе меди приводило у всех медных контактов, работавших в па-
ре с ними, к разупрочнению поверхностных слоев. Более глубокие
слои меди упрочнялись, а затем наклеп уменьшался, и металл контак-
та приходил в исходное состояние (рис. 14.6, а).
Совершенно другим было состояние металла медного контакта при
работе в паре с композитами, в состав которых углерод входил в ином
виде. Поверхностные слои медного контакта упрочнялись. Глубина
сильно нагартованного (наклепанного) слоя достигала 0,02 -0,04 мм.
Иногда под упрочненным слоем располагались разупрочненные слои,
а затем состояние металла приближалось к исходному, наклепанному
(рис. 14.6, б).
Использование метода «косого пучка» при рентгеноструктурном
анализе позволило на глубине 0,8 - 4,5 мкм от поверхности устано-
вить, что при переносе на поверхность трения медного контакта при-
330
родных графитов, графитовой пыли и искусственных графитов в его
слое толщиной 1,6-5 мкм уширение линии (222) не меняется, оста-
ваясь равным 7-10"3 рад. В случае применения углерода с менее совер-
шенной структурой оно возрастает с 610'3 рад на глубине 1,0 мкм до
1510 3 рад на глубине 5 мкм.
Таким образом, при использовании графитов в поверхностных
слоях медного контакта создается положительный градиент механиче-
ских свойств, благоприятствующий малым износам контактов.
Изменение состояния приповерхностных слоев медного контакта,
по-видимому, связано с кристаллической структурой углерода, входя-
щего в состав порошкового материала. У графита вследствие объем-
ной упорядоченности кристаллической решетки наблюдается умень-
шение механической прочности связи между слоями, что облегчает
сдвиг в кристалле. Наряду с механической анизотропией слоистых
структур в процесс смазывания поверхностей трения большую роль
играет и дислокационный механизм сдвига, обусловленный прохож-
дением вдоль плоскостей скольжения большого количества одинако-
вых дислокаций, генерируемых в процессе пластической деформации
под влиянием внешних сил [305]. У кокса и сажи эти процессы проте-
кают в гораздо меньшей степени вследствие их специфического
строения, что и обусловливает их худшие смазывающие свойства. Не-
посредственное взаимодействие трущихся контактов приводит к зна-
чительной нагартовке приповерхностных слоев трения медного кон-
такта.
Таким образом, установлено влияние каждого из представленных
видов углерода на медный контакт, имитирующий коллектор электро-
двигателя.
В практике в щетках приходится использовать углеродные материа-
лы в различных сочетаниях в связи с тем, что режимы эксплуатации
скользящего контакта электрических машин разнообразны. Щеточные
материалы с медной матрицей мщут содержать гораздо большее коли-
Рис. 14.6. Изменение уширения рентгеновских интерференционных линий (222) в при-
поверхностных слоях медного контртела при использовании в порошковом материале
графита (а) и кокса (б):
1 — тайгинский графит; 2 — ботогольский графит; 3 — графитовая пыль; 4 прокаленный кокс
КНПС; 5 сырой кокс КНПЭ
331
чество углерода благодаря применению различных связующих при их
изготовлении. Так, в щетках, помимо углерода, может содержаться
50-60 % Си (материал марки Ml), 52,6 % Си (МГС5), 52,6 % Си
(МГС51), 70 % Си (МГ4), 76 % Си (МГСО), 76 % Си (МГСОЦ1,
МГСОЦ2, МГСОЦЗ). Большая разница плотностей меди и углерода в
щетках, содержащих более 70 % меди, обусловливает непрерывную
взаимосвязь частиц Си, а при меньшем содержании меди ее нет и час-
тицы меди полностью окружены углеродным материалом.
Испытания на эрозионную стойкость при воздействии электри-
ческой дуги показали, что в случае разъединения медных частиц угле-
родным материалом интенсивность повреждения щеточного материала
повышается (см. рис. 10.6). Разобщенность частичек металла не позво-
ляет защитить углеродный материал от термического удара — происхо-
дит разрушение. При образовании сплошного металлического каркаса с
внедренными частицами углеродного материала улучшается отвод тепла
из поражаемого дугой участка щетки, что приводит к повышению ее
стойкости к эрозии.
Однако имеет смысл создавать композит на углеродной основе с
сеткой взаимосвязанной металлической структурной составляющей,
так как углеродный материал более стоек к воздействию высоких тем-
ператур, чем металл, а каналы из металла с высокой электро- и тепло-
проводностью уменьшают негативные последствия термических воз-
действий.
Изготовление щеток на основе меди и графита сводится к спека-
нию прессовок (полуфабрикат корпуса щеток) при температуре ниже
1000 °C. В таких щетках электропроводность понижается по мере уве-
личения в них содержания графита, одновременно снижаются их
твердость и прочность.
Широкое разнообразие электрических машин и условий их экс-
плуатации приводит к необходимости иметь щетки, свойства которых
изменяются в широких пределах. В связи с этим промышленность
производит щетки не только с различным количеством графита, меди
и других металлов в их составе, но и содержащих один углерод. В по-
следнем случае в состав щеток входит графит или графит в сочетании
с сажей и коксом. Прессование осуществляется при наличии связую-
щих (пеков), спекание производится при температуре выше 1000 °C.
По мере увеличения содержания в щетках сажи и кокса их сопроти-
вление повышается, увеличиваются прочность и твердость. Для чисто
графитовых щеток в качестве связующих используют смолу и бакелит,
а спекание осуществляют при небольших температурах (200 - 500 °C).
Изготовляют щетки из углеродных материалов, прошедших элек-
трографитирование. В зависимости от необходимой твердости щетки
можно изготавливать только из графита, из графита с добавками кок-
са и сажи, на основе кокса и сажи с добавлением фафита. Соответ-
ственно перечисленным материалам твердость и прочность щеток по-
332
вышаются. Материал таких щеток подвергается электрографитирова-
нию при температуре 2600 - 2700 °C. Термическая обработка в этих
условиях способствует перестройке кристаллической структуры угле-
родных материалов. При этом наблюдается трехмерное расположение
атомов углерода.
Коммутационный процесс у электрических машин переменного
тока сложнее, чем у машин постоянного тока. Для обеспечения их
нормальной работы изготавливают электрощетки из специального
материала, состоящего в большинстве случаев из графита, графита и
сажи, кокса и сажи. В связи с этим щетки имеют достаточно большое
удельное электросопротивление (от 15 до 230 Ом-мм2/м). Электрощет-
ки рассчитаны на плотность тока от 5 до 12 А/см2 и коэффициент тре-
ния от 0,15 до 0,3. Их высокое удельное электросопротивление позво-
ляет обеспечить нормальные условия коммутации электромашин.
Щетки для машин переменного тока выпускают более узкими, чем
для машин постоянного тока.
Оценка эрозионной стойкости различных электрических щеток на
основе углерода показала, что эта характеристика в значительной сте-
пени связана с видами их пористости. Наиболее высокой эрозионной
стойкостью обладают материалы электрощеток с мономодальным
распределением размеров пор (см. п. 10.2.3.).
14.2.	Политура на поверхностях контактов
При взаимодействии щеток с коллектором на поверхности медного
контакта образуются слои вторичных структур — политуры. Особенно
интенсивно идет этот процесс при работе щеток на графитовой осно-
ве, так как графит в виде отдельных фрагментов переносится на кол-
лектор (рис. 14 7). В состав политуры входит закись меди Си2О, угле-
родный материал щетки, примеси, поступающие из окружающей сре-
ды в виде А120з, CaO, Fe2O3, SiO2, сульфидов и других веществ. Мате-
риалы обоих скользящих контактов вместе с примесями образуют
слой политуры толщиной до 1000 А, состоящий в основном из слоя
закиси меди, прилегающего к материалу коллектора, и более толстого
наружного слоя из углеродного материала [51 ].
Отмечается, что под анодно-поляризованной щеткой слой закиси
меди в политуре меньше, чем под катодно-поляризованной. Это раз-
Рис. 14.7. Блоки графита на поверхности
трения медного контакта, вытянутые
вдоль направления скольжения
333
личие связано с тем, что под катодно-поляризованной щеткой на по-
верхности коллектора происходит ориентировочное размещение от-
рицательно заряженных ионов кислорода, которые и окисляют его
медь. При разогреве коллектора во время работы процесс окисления
меди активизируется. Благодаря диффузии кислорода воздуха через
вторичные структуры к меди коллектора устанавливается равновесие
между процессом износа политуры и ее образованием. Поверхност-
ный слой политуры, состоящий из углеродного материала, формиру-
ется из продуктов износа щетки. На построение политуры идет мате-
риал электрощеток в результате их механического износа и электро-
эрозии.
В двигателях с контактными кольцами электрощетки различной
полярности перемешаются по разным поверхностям. Часть поверх-
ности контактного кольца, контактирующая с положительно заря-
женной щеткой, становится гладкой и от перенесенных на нее частиц
углеродного материала приобретает черно-серый оттенок. Поверх-
ность контактного кольца под щеткой другой полярности, напротив,
становится шероховатой и более светлой, так как на ней оседает мень-
шее количество углеродных частиц. Это также связано с тем, что слои
закиси меди, образующиеся на поверхности кольца, в результате раз-
рушения внедряются в щетку, оказывая абразивное воздействие на
поверхности скользящего контакта.
Благоприятные условия для получения защитных слоев вторичных
структур можно создать путем насыщения окружающей атмосферы
необходимыми веществами, подбором соответствующего материала
для коллектора или контактных колец и вводом в состав щеток ком-
понентов, которые создают слой, защищающий контакты от непо-
средственного взаимодействия механически или благодаря хими-
ческому взаимодействию с материалами контактов.
В зависимости от содержания кислорода, водяных паров и сернис-
тых газов в воздухе изменяется кинетика образования вторичных
структур на контактах. Наименьший износ электрощеток наблюдается
в случае образования защитных слоев политуры при относительной
влажности от 20 до 40 % [51]. На кадмиевых бронзах при достаточно
высоких температурах, способствующих их окислению, образуются
прочные слои окислов, подобных эмалям, что обеспечивает защиту
контактов от истирания. Ввод в щетки, содержащие медь, таких легко-
плавких металлов, как олово и свинец, позволяет получить их слои на
поверхностях скользящих контактов. Благодаря низкой температуре
рекристаллизации и высокой пластичности этих металлов из них обра-
зуются защитные слои. Аналогичные образования появляются на по-
верхностях трения в случае пропитки электрощеток химически актив-
ными смолами.
Образование политуры соответствует нормальной, устойчивой ра-
боте скользящего контакта. В случае же разрушения политуры работа
334
электродвигателя сопровождается интенсивным износом обоих кон-
тактов. В связи с этим необходимо создавать условия, при которых на
коллекторе и контактных кольцах образуется политура.
14.3.	факторы, влияющие на падение напряжения
в скользящем контакте
Затраты энергии, связанные с работой электрических машин, в
значительной степени определяются падением напряжения в скользя-
щем контакте коллектор— электрощетки. Падение напряжения в
скользящем контакте складывается из падения напряжений под щет-
ками различной полярности и обозначается как 2Л6/. Эта характери-
стика электрических машин зависит от многих факторов, важнейши-
ми из которых являются материал как коллектора и колец, так и элек-
трощеток, нажатие на электрощетки, частота вращения двигателя,
значение тока, проходящего через скользящий контакт, наличие или
отсутствие политуры на контактах.
Экспериментально показано, что с увеличением плотности тока на
электрощетках падение напряжения 2Л6/ повышается, причем при не-
подвижном коллекторе оно меньше, чем при вращении коллектора
[306]. По мере повышения скорости скольжения падение напряжения
увеличивается и после достижения ею определенного значения оста-
ется практически постоянным [307]. Большое влияние на падение на-
пряжения в скользящем контакте оказывает политура на коллекторе и
контактном кольце.
Если сравнить значение 2Л6/ у коллекторов с пластинами из се-
ребра и золота, из меди без слоев политуры и у коллектора из меди,
поверхность которого покрыта политурой, то видно явное влияние
вторичных структур на падение напряжения в контакте. Установлено,
что только на коллекторе из меди образуются слои политуры, поэтому
на коллекторах с пластинами из других металлов падение напряжения
имеет небольшое значение. Значения его гораздо ниже на медном
коллекторе без слоев политуры. При увеличении плотности тока на
щетках падение напряжения у коллекторов без слоев политуры изме-
няется линейно. У медного коллектора с политурой при достижении
определенной плотности тока на щетках оно практически не изме-
няется. В случае отсутствия политуры падения напряжения под щет-
ками различной полярности равны [308], а при ее наличии могут быть
неодинаковыми. Это связано с различными условиями формирова-
ния политуры под щетками разной полярности.
Состав материала электрощеток, а следовательно, их физико-меха-
нические характеристики оказывают влияние на кинетику формиро-
вания слоев политуры и на их свойства. Как уже было показано, паде-
ние напряжения в контакте в значительной степени определяется так-
же электрическими свойствами самйх щеток. Их удельные электросо-
335
противления оказывают большое влияние на падение напряжения в
контакте с медным коллектором.
Анализируя, как меняется падение напряжения под электрически-
ми щетками различного состава, установили, что наименьшее его зна-
чение наблюдается у щеток состава медь- графит. При этом, чем
меньше меди, тем выше падение напряжения. Из чисто углеродных
щеток наименьшие падения напряжения наблюдаются при выполне-
нии их из графита. С увеличением в графитовых щетках содержания
сажи и кокса падение напряжения в контакте с коллектором повыша-
ется. Наибольшие его значения наблюдаются при щетках, основу ко-
торых составляют кокс и сажа, подвергнутых электрографитированию.
Значительное влияние на падение напряжения оказывает пропитка уг-
леродной основы щеток различными смолами.
HaipeB токосъемного узла во время работы также сказывается
на падении напряжения [309]. При воздействии тока на скользя-
щий контакт происходит более интенсивное окисление меди кол-
лектора, более активное взаимодействие материалов контактов с
элементами окружающей среды, что в свою очередь отражается на
процессе образования вторичных структур (ВС). Интенсификация
образования политуры, ускорение ее воспроизводства во время из-
носа контактов приводят к повышению падения напряжения. Од-
нако возможен и другой эффект, так как увеличение температуры
нагрева вызывает повышение электрической проводимости полу-
проводникового слоя политуры, состоящей в основном из СщО.
Превалирование последнего факта над остальными приводит к по-
нижению переходного сопротивления по мере увеличения нагрева
скользящего контакта.
На падение напряжения в контакте влияет и нормальная нагрузка,
действующая на электрические щетки. С увеличением нажатия щеток
на коллектор возрастает вероятность повреждения и износа политуры.
Кроме того, увеличивается площадь фактического контакта. Все это
способствует снижению падения напряжения в скользящем контакте.
14.4.	Износ деталей скользящего контакта
и условия, влияющие на него
Одна из важнейших эксплуатационных характеристик скользяще-
го контакта — работоспособность, связанная с долговечностью его де-
талей. Срок службы контактов определяется их износом, который
проявляется в изменении размеров и массы деталей. Износ опреде-
ляется следующими процессами:
механическим сцеплением неровностей поверхности;
абразивным воздействием более твердых и выступающих участков
поверхности одного контакта над поверхностью другого или твердых
продуктов износа на сопряженных поверхностях;
336
микросхватыванием медной структурной составляющей электро-
щеток с металлом коллектора или кольца;
упругим взаимодействием участков поверхности контактов и их
пластической деформацией;
химическим взаимодействием с элементами окружающей среды;
электроэрозионными процессами, вызванными прохождением элек-
трического тока.
В результате механического сцепления происходит отрыв частиц по
ослабленным связям в материале контактов. Абразивное воздействие
сопровождается пластическим оттеснением материалов контактов, их
резанием с отделением стружки. Микросхватывание приводит к пере-
носу материала одного контакта на другой, в результате чего на поверх-
ностях образуются задиры. Упругая деформация и многократная плас-
тическая деформация, сопровождающиеся потерей пластичности, вы-
зывают усталостное повреждение контактов и отделение частиц их ма-
териалов по микротрещинам. Химическое взаимодействие сводится к
появлению на поверхностях контактов слоев с низкой пластичностью и
хрупкому их отделению от материала контакта. Электроэрозия сопро-
вождается повреждением материала контактов электрическими разря-
дами, оплавлением их поверхности и разбрызгиванием металла, что
приводит к поджогу и образованию термических трещин на углеродном
материале.
Износ контактов, вызванный прохождением электрического тока,
происходит и при безыскровом режиме работы. Он обусловлен целе-
направленным движением заряженных частиц — ионов материалов
контактов. Так, положительно заряженные ионы перемещаются от
коллектора на отрицательно заряженную электрическую щетку.
На контактных кольцах электродвигателей, работающих под раз-
личными потенциалами, обычно проявляется действие электрическо-
го тока. При отрицательном заряде кольца и положительном — элек-
трощетки на кольце быстро образуется слой из углеродного материала,
что приводит к снижению износа скользящих контактов. Напротив,
при положительном заряде кольца и отрицательном — щетки поверх-
ность кольца обеднена углеродным материалом; она становится шеро-
ховатой, что приводит к большому износу [51].
Во всех случаях работы электрических машин проявляется влияние
тока на износ деталей сильноточного скользящего контакта. По мере
увеличения плотности тока на электрических щетках износ как поло-
жительно, так и отрицательно заряженных щеток повышается. Причем
в большинстве случаев износ электрощеток положительной полярно-
сти происходит более интенсивно, что связано с переносом материала
на коллектор.
Однако перемещение материала контактов путем направленного
движения заряженных частиц обусловливает малую часть в общем из-
носе контактов.
337
22-1302
В зависимости от условий работы скользящего контакта, от мате-
риала его деталей будет проявляться тот или иной механизм износа.
При электрических щетках, содержащих большое количество меди,
износ происходит преимущественно в результате микросхватывания в
том случае, если на поверхности коллектора или контактных колец
отсутствуют вторичные структуры. В случае щеток на основе кокса и
сажи с достаточно высокой твердостью преобладает абразивный износ
и разрушение поверхности, вызванное усталостными явлениями. В
связи с этим при таких щетках износ контактов наиболее высок. Бо-
лее благополучное положение наблюдается, если в скользящем кон-
такте применяются щетки из графита. В этом случае создаются благо-
приятные условия для образования защитного слоя вторичных струк-
тур, являющихся третьим телом между двумя контактами.
Электрический износ проявляется и вследствие низкой электропро-
водности политуры. Ток проходит через слои вторичных структур в ре-
зультате их электрического пробоя (фретгинга), сопровождающегося рас-
плавлением меди коллектора и заполнением канала пробоя металлом.
Любой вид электрического разряда, связанный с нарушением кон-
такта или высокой плотностью тока, приводит к повреждению и изно-
су коллектора и электрических щеток. Однако в зависимости от вида
разряда наблюдается инверсность износа контактов, имеющих раз-
личную полярность. Так, износ контакта с отрицательной полярно-
стью проявляется в наименьшей степени при тлеющем и дуговом раз-
рядах, а в случае искрового разряда наиболее интенсивно изнашива-
ется положительно заряженный контакт [51].
Электровзрывная эрозия вызывает повреждения контакта, матери-
ал которого имеет наименьшую термостойкость. В основном появ-
ляется именно такая закономерность, но на практике иногда она на-
рушается, если действуют несколько других факторов.
В зависимости от качества коммутации износ щеток может значи-
тельно изменяться. Так, при искрении значительной интенсивности
возможно его увеличение в 3 раза и более по сравнению с износом в
условиях нормальной коммутации [310].
Все перечисленные механизмы износа в зависимости от преобла-
дания каждого из них сказываются на состоянии взаимодействующих
поверхностей скользящего контакта. Происходит нарушение макро-
геометрии этих поверхностей. Степень таких повреждений опреде-
ляется свойствами материала как коллектора, так и электрощетки.
Изменение состояния поверхности связано с условиями работы и за-
висит от силы нажатия щетки, снимаемого тока, частоты вращения,
химического состава окружающей среды.
Повреждаемость контактов усиливается при отсутствии предпосы-
лок к образованию вторичных структур. Как только поверхность кон-
тактов покрывается слоями политуры, степень их повреждаемости сни-
жается, устанавливается период нормальной работы электромашины.
338
14.5.	Характеристики, определяющие взаимодействие
деталей скользящего контакта
Коэффициент трения. Важным показателем для пары скользящих
контактов, определяющим их антифрикционные свойства, является
коэффициент трения, который в значительной степени характеризует
совместимость пар трения трибосистемы, а следовательно, и их изно-
состойкость. Сопротивление скольжению определяется условиями ме-
ханического взаимодействия поверхностей трения контактов и взаимо-
действия их материалов на молекулярном уровне. В первом случае — это
неровности на поверхности, абразивное воздействие, упругая и пласти-
ческая деформация поверхностных слоев контактов, во втором — силы
связи атомов кристаллической решетки материалов контактов. В ре-
зультате действия этих факторов создается сопротивление скольже-
нию контактов, что вызывает их износ и энергетические потери в ма-
шинах. В связи с этим на указанный параметр трибосистем обращает-
ся большое внимание.
У электрических машин, работающих при номинальных токах и
силе нажатия электрощеток на коллектор, независимо от использова-
ния щеток разного состава (графитовых, металлографитовых, из гра-
фитового материала) коэффициент трения мало изменяется. Как пра-
вило, при увеличении скорости скольжения он снижается. При малых
скоростях значения коэффициентов не превышают 0,2, а при скорос-
ти 40 м/с достигают 0,1, что связано с подъемом температуры то-
косъемного узла.
Исследованиями [311], проведенными с различными видами элек-
трощеток на контактных кольцах одного типа при скорости 10 м/с,
было установлено, что повышение токовой нагрузки при электрощет-
ках на основе меди и графита, а также графитовых не сказывается на
коэффициенте трения. В случае использования при одной какой-либо
нормальной нагрузке электрощеток из графита, сажи и кокса повы-
шение токовой нагрузки приводит к понижению коэффициента тре-
ния в 1,3 — 1,4 раза, а при щетках из сажи и кокса, подвергнутых элек-
трографитированию, он снижается практически в 2 раза, т. е. наблю-
дается эффект смазывающего действия тока.
Что касается влияния на коэффициент трения нормальной нагруз-
ки, то с повышением ее при использовании электрощеток чисто гра-
фитовых, металлографитовых и графитовых, содержащих сажу и кокс,
коэффициент трения понижается.
Эти изменения коэффициента трения связаны с тепловой нагруз-
кой на скользящий электрический контакт, которая способствует вос-
производству и увеличению защитных слоев вторичных структур
[311]. Имеется и другое объяснение отмеченного явления: при увели-
чении токовой нагрузки и нормальной силы нажатия щеток износ их
увеличивается; в результате появления на поверхностях трения боль-
339
I
шого количества продуктов износа происходит замена трения сколь-
жения на трение качения [312].
Установлено влияние на коэффициент трения и направления тока
от одного контакта к другому. В случае прохождения тока от электро-
щетки к коллектору или контактному кольцу коэффициент трения
имеет меньшие значения, чем при противоположном направлении то-
ка'. Это объясняется различным состоянием поверхности коллектора
или контактного кольца под анодно- и катодно-поляризованными
щетками. Медный контакт под отрицательно заряженной электро-
щеткой имеет более шероховатую поверхность с меньшим коли-
чеством углеродного материала, перенесенного со щетки.
Процесс коммутации. Работа электрических машин проходит в нор-
мальном режиме, когда скольжение щеток по поверхности коллектора
или контактным кольцам не сопровождается искрением. При наличии
искрения, т. е. при неудовлетворительном процессе коммутации, дли-
тельность безаварийной работы электрической машины резко сокра-
щается.
На процесс коммутации электрических машин влияют многие
факторы: одни из них связаны с материалами контактов, другие с экс-
плуатационными параметрами, третьи с конструкцией машин.
Материал щеток оказывает значительное влияние на процесс комму-
тации. Исследованиями было подтверждено, что падение напряжения,
зависящее во многом от удельного электрического сопротивления мате-
риала щеток, определяет качество коммутации. Качество коммутации по-
вышается с ростом величины 2А(/ [312], в связи с чем наилучшими ком-
мутационными характеристиками обладают электрощетки, материал ко-
торых изготовлен на основе кокса и сажи. Коммутирующая способность
электрощетки определяется и вольт-амперной характеристикой ее мате-
риала [313]. Другими исследованиями было установлено, что коммути-
рующую способность электрощетки можно характеризовать критическим
током, вызывающим искрение в скользящем контакте [314].
Исследования П. С. Лившица [51] больших электрических машин,
оборудованных щетками различных марок, позволили установить зави-
симость изменения коммутации от токовой нагрузки для каждого вида
щеток. Для различных машин такие зависимости оказались идентичны-
ми и характеризовались при построении определенным расположением
и конфигурацией зон безыскровой работы скользящего контакта.
Электрические щетки каждого вида, в свою очередь, имели область
безыскрового токосъема, определяемую границами перехода от тем-
ной коммутации к искровой при изменении тока. С увеличением тока
в скользящем контакте область безыскрового токосъема уменьшается,
т. е. вероятность искрообразования повышается.
Была определена зависимость коммутирующей способности щетки
от удельного электросопротивления ее материала и падения напряже-
ния в контакте. У щеток из материала с наиболее высокими значения-
340
ми удельного электросопротивления и падения напряжения 2Д{/ в кон-
такте наблюдается наиболее высокая коммутирующая способность.
Следовательно, необходимо выполнять щетки из наименее электро-
проводных углеродных материалов — кокса и сажи. Эти виды углерод-
ных материалов по сравнению с графитом имеют наименее упорядо-
ченную структуру и, как следствие, низкую электропроводность. Дви-
жение электронов в таких материалах затруднено.
Образование и поддержание электрического разряда опреде-
ляется степенью ионизации воздушных промежутков между кон-
тактами, которая в свою очередь зависит от возможности выхода
электронов из материала в межконтактное пространство. У щеток
из кокса и сажи прохождение этого процесса затруднено, так как от-
сутствует достаточное количество свободных электронов. Таким об-
разом, коммутирующие свойства электрощеток тем выше, чем боль-
ше в их материале кокса и сажи и чем хуже материал подвергается
графитированию.
Качество коммутации в электрических машинах определяется и
эксплуатационными параметрами их работы. Чем выше частота враще-
ния якоря, тем больше предпосылок для нарушения плотности сопри-
косновения щеток с коллектором, что вызывает появление искровых
разрядов.С повышением сил нажатия электрощеток на коллектор, на-
против, снижается вероятность нарушения плотности соприкоснове-
ния в скользящем контакте, т. е. улучшается коммутация. Частота то-
ка также оказывает влияние на коммутирующую способность сколь-
зящего контакта [315]. Увеличение частоты переменного тока снижает
коммутационные характеристики электрических машин. У электриче-
ских машин постоянного тока коммутационные свойства выше, чем у
машин переменного тока.
Исследования влияния температуры окружающей среды на комму-
тацию электрических машин [309] позволили установить, что нагрев
скользящего контакта до 100 °C и выше улучшает ее. Эта закономер-
ность объясняется повышением падения напряжения при увеличении
температуры токосъемного узла.
Качество коммутации определяется и химическим составом окружаю-
щей среды. Опытом эксплуатации установлено, что чрезмерное насыще-
ние атмосферы воздуха сероводородом или сернистым газом отрицатель-
но сказывается на коммутации электрической машины. Это связывают с
появлением во вторичных структурах сульфида меди. Влияет на качество
коммутации и попадание в атмосферу газообразных углеводородов. Медь
коллектора играет роль катализатора, и на его поверхности выделяется
углерод, который в результате пиролиза (расщепления) образует плохо
проводящие пленки. Отрицательно влияют на коммутацию и химиче-
ские соединения, содержащие кремний. Кремнийорганическая изоля-
ция в электрических машинах может вызывать или нарушение коммута-
ции, или повышенный износ электрощеток [316].
341
Искровые разряды при работе электрических машин могут появ-
ляться вследствие плохого качества сборки коллекторов, приводящего
к выходу за габарит отдельных коллекторных пластин. Отрыв щеток
от коллектора возможен при его биении, обусловленном эксцентри-
ситетом вращения коллектора, неровностями на контактной поверх-
ности, вибрацией всей системы скользящего контакта. Для устране-
ния последствий этих неисправностей необходимо прилагать нор-
мальные усилия к щеткам, которые должны сводить к минимуму по-
следствия возможного биения в токосъемном узле. Изменяя силу на-
жатия на щетки, можно добиться расширения безыскровых зон.
В связи с опасностью биения и нарушения коммутации с увеличени-
ем частоты вращения предъявляют более строгие требования к качеству
сборки коллектора. Так, если в электромашинах с частотой вращения
3000 об/мин допускается выступание коллекторных пластин до 6 мкм,
то при 20 000 об/мин — всего на 1 мкм. Динамические нагрузки на щет-
ки снижаются при снятии фасок на коллекторных пластинах.
На коммутацию влияет также конструкция электрощеток и их распо-
ложение на коллекторе. Применение на одном и том же двигателе щеток
со сплошной контактной частью и с прорезями на ней позволило устано-
вить, что при щетках из двух и четырех частей коммутация улучшается
соответственно в 1,4 и 1,9 раза [51]. Искровые разряды возникают реже и
при изменении прямоугольной формы контактной поверхности щетки
на полукруг, круг и равносторонний |реугольник, что связывается с воз-
растанием переходного сопротивления при токосъеме [317].
Влиять на коммутацию возможно и изменяя размеры щёток таким
образом, чтобы перекрывалось наибольшее возможное число коллек-
торных пластин, т. е. увеличивалось число секций, участвующих в
процессе коммутации. Улучшить коммутацию удается и размещени-
ем щеток не на одной линии, а со смещением, ступенчато. В этом слу-
чае щетки перекрывают сразу несколько коллекторных пластин —
семь и более, что позволяет обеспечить нормальную работу электри-
ческой машины [77].
Потери электроэнергии при работе электрической машины связаны
с процессами, протекающими в сильноточном скользящем контакте.
Энергия тратится на преодоление сил трения, происходят ее потери
при токосъеме. Эти потери энергии определяются силой нажатия на
электрощетки, скоростью скольжения и плотностью тока в контакте
[318]. Для снижения потерь энергии необходимо стремиться к выбору
возможно меньших значений нажатия на шетки. Что касается элек-
трических параметров, то увеличение плотности тока на щетках при-
водит к повышению потерь в скользящем контакте. Достаточно высо-
кая плотность тока при уменьшении площади сечения щетки вызыва-
ет искровые разряды.
Улучшить коммутацию возможно при тщательной притирке поверх-
ностей коллектора и щеток. Гладкая поверхность контактного кольца по-
342
зволяет без искре! iия снимать ток плотностью 500 А/см2. Медно-графито-
вые щетки с большей надежностью позволяют без искрения снимать токи
такой же плотности. Однако при некоторых составах материала щеток,
подвергнутого электрографитированию, увеличение плотности тока не
приводит к ухудшению коммутации [51].
Направления повышения надежности. Изложенные выше сведения о
свойствах и материалах коллекторов и щеток электрических машин по-
зволяют получи ть представления о химическом составе и свойствах по-
литуры на поверхностях контактов, об ее влиянии на работу токосъем-
ного узла. Выявленные механизмы износа контактов, повреждения,
вызванные ими, причины износа позволяют оценить работоспособ-
ность скользящего контакта и наметить мероприятия по повышению
надежности работы и увеличению его срока службы.
Такие важные характеристики скользящего контакта, как падение
напряжения в контакте, коэффициент трения, надежность коммута-
ции, позволяют оценить качество работы электрических машин. Зави-
симости износостойкости, падения напряжения, коэффициента тре-
ния и коммутации от изменения материалов скользящего контакта,
токовой нагрузки, скорости скольжения, сил нажатия и плотности то-
ка на электрических щетках дают возможность найти наиболее рацио-
нальное решение по обеспечению нормальной работы электродвига-
теля. Однако, поскольку' на практике не осуществляется должного об-
служивания электрических машин, установленные зависимости для
нормально работающих машин не будут соответствовать наблюдае-
мым в действительности.
343
Глава 15
ВТОРИЧНЫЕ СТРУКТУРЫ
НА РАБОЧИХ ПОВЕРХНОСТЯХ СИЛЬНОТОЧНЫХ
•	СКОЛЬЗЯЩИХ КОНТАКТОВ
i
15.1.	Условия нормальной работы скользящих контактов,
образование на них вторичных структур
Опыт эксплуатации сильноточных скользящих контактов показал,
что возможны два режима их работы.
Первый, нормальный режим характеризуется отсутствием схваты-
вания материалов контактов и повреждаемости поверхностей трения
(задиры и каверны), возникающих при электрических разрядах. Такие
условия обеспечиваются вторичными структурами (ВС), которые об-
разуются на поверхностях контактов, — политурой, предотвращаю-
щей непосредственное взаимодействие материалов деталей контакта.
В этом режиме, характерном для разноименных материалов, происхо-
дит скольжение с малыми коэффициентами трения и износами.
Второй режим работы скользящих контактов возникает при по-
вреждении ВС и отсутствии условий для их восстановления. При та-
ком состоянии поверхностей, характерном для одноименных или
близких по своей природе материалов, происходят интенсивные по-
вреждения поверхностей трения в результате схватывания, резкое уве-
личение коэффициента трения и износ материалов.
Образование устойчивых вторичных структур, создание условий,
способствующих их быстрому восстановлению в случае повреждения,
позволяют обеспечить надежную работу электрического контакта, по-
высить его долговечность.
Сильноточный контакт, состоящий из контактного провода — то-
косъемных элементов токоприемников, эксплуатируется на открытом
воздухе в любых климатических условиях в режиме, для которого ха-
рактерны граничное трение без смазки, удары, колебания, нормальные
давления до 0,2 МПа и более высокие, скорости движения до 250 км/ч,
плотность тока выше 106 А/м2. Не удается охарактеризовать работу та-
кой пары контактов исходя только из механо-молекулярной теории
трения, включающей взаимодействие неровностей поверхности,
пластическое оттеснение металла (деформационная составляющая),
молекулярное взаимодействие в точках соприкосновения (адгезион-
ная составляющая).
344
Положения, выдвинутые И. В. Крагельским [41], закон трения
Амонтона, впоследствии развитый Б. В. Дерягиным [3] 9] не позволя-
ют учесть все многообразие явлений, происходящих в поверхностных
слоях трения при высоких скоростях скольжения и нагрузках про-
хождении тока, агрессивности окружающей среды, прцводящих’к рез_
кому изменению структуры и свойств этих слоев. Вцдоизменения в
поверхностных слоях могут так влиять на взаимодействие трущихся тел,
что процессы, рассмотренные в работах [41, 319], перестают оказывать
существенное влияние на трение и на первый план высгупают явления
связанные с резким изменением свойств приповерхностных слоев Эти
слои материала в процессе трения изменяются в результате преобразо-
вания внешней механической энергии воздействия одного тела на дру-
гое в энергию внутренних процессов, сводящихся к образованию де-
формированной структуры, выделению тепловой энергии и ускорению
химических реакций при взаимодействии с окружающей средой
Такие явления позволяют считать трибологическую СИСТему тер-
модинамически открытой, так как она обменивается с окружающей
средой и энергией, и веществом. Изменения, происходЯщ11е в припо-
верхностных слоях, следует рассматривать с позиции термодинамики
необратимых процессов. Основой этого является самоорганизация
тел, взаимодействующих друг с другом и окружающей средой прояв-
ление при этом их структурно-энергетической приспосабливаемое™ в
результате коренных изменений приповерхностных слоев. Б И Костсц-
кий [320, 321], предложивший понятие структурно-энергетическОй при-
спосабливаемое™ пар трения, сводит его к двум процессам- трибоакти-
вированию и пассивированию материалов трибосистемы, в зависимос-
ти от сое гояния, в котором находятся поверхностные слои что связано с
условиями работы контакта, они могут работать в устойчивом режиме
трения (мало изнашиваться) или, наоборот, в аварийном режиме (силь-
но изнашиваться).
Трибоактивирование осуществляется при интенсивной деформа-
ции приповерхностных слоев, нагреве в результате треНИя и прохож-
дения тока, взаимодействии с компонентами контакта и окружающей
среды и сопровождается образованием неметаллических соединений
разъединяющих пары трения. Для нормальной, устойчивой работы
трибосистемы необходимо динамическое равновесие Процессов акти-
вирования и пассивирования, т. е. равенство условий, способствую-
щих активному взаимодействию материалов пары трения со средой и
получению соединений, снижающих активность материалов Дина-
мическое равновесие между этими процессами может Нарушиться ес-
ли изменяются нормальная нагрузка на контакты, скорость скольже-
ния, ток, проходящий через них, а также состав окру^ающе^ Среды.
Снизить активирование и таким образом управлять трибосистемой
возможно, увеличив твердость и уменьшив пластичность материалов
контакта, т. е. изменив механические свойства матери^ его легир0-
345
ванием. С другой стороны, процесс пассивирования можно ускорить,
введя в один из контактов активные элементы. Все это необходимо
учитывать при разработке материалов для контактов и подборе соот-
ветствующих режимов, обеспечивающих нормальную работу.
Ранее было показано, как изменяются приповерхностные слои
трущихся тел, их структура, свойства, раскрыт механизм образования
окисных пленок на поверхностях контактов, отмечена роль в их фор-
мировании прохождения электрического тока.
Оценим совокупное влияние на эти явления всех факторов. Обра-
зование вторичных структур осуществляется при кооперативном си-
нергетическом действии процессов деформации, диффузии и нагрева.
Из-за структурных изменений, выделения тепловой энергии скорость
диффузии и химических реакций увеличивается на несколько поряд-
ков по сравнению с существующими при обычном нагреве [229, 322],
растворимость в поверхностных слоях газов возрастает на 3 - 5 поряд-
ков [229, 323], что приводит к резко выраженной нестехиометрии хи-
мических соединений.
Процессами окисления металлов и процессами образования ВС на
поверхностях трения можно управлять не только изменяя параметр pv
(где р — давление, v — скорость), но и направленным легированием.
Окисление поверхностей металлов усиливается в результате ввода в
них таких легирующих элементов, которые имеют большее сродство к
кислороду, чем основной металл, тем более что этот процесс ускоря-
ется при увеличении концентрации легирующих элементов в припо-
верхностных слоях трения в результате направленной диффузии [3241.
Образование окислов на поверхностях стимулируется легирующими
элементами уже на стадии адсорбции кислорода, так как повышенная
концентрация этих элементов на поверхности существует в пределах
одного атомного слоя. Сегрегация легирующих элементов к поверх-
ности обусловлена наибольшей разницей в атомных радиусах компо-
нентов сплава, приводящей к значительным микроискажениям в
твердом растворе [325, 326], а также искажением кристаллической ре-
шетки при деформации поверхностных слоев трения [322], наличием
высокой концентрации вакансий в поверхностном слое [327].
Легирующие элементы оказывают влияние на состав окисных пле-
нок, а следовательно, и на их свойства. Так, на сталях, содержащих
хром и алюминий, в окисных пленках находилось их повышенное ко-
личество по сравнению с элементом основы —железом [328]. Анало-
гичные результаты были получены на алюминиевой бронзе. Обладая
высокой твердостью, окислы А12Оз и Сг2О3 могут значительно влиять
на свойства вторичных структур. Окислы, входящие в эти структуры,
способны устранять их отслаивание от основы материала [328], пони-
жать скорость окисления [329] матрицы.
Несомненно, прохождение тока через контакты приводит к особым
изменениям их поверхности, не наблюдаемым в обесточенном состоя-
346
нии. В слаботочных контактах образование пленок политуры отмечено
даже на таких благородных металлах, как платина и золото [330].
В литературе нет сведений о политуре на поверхностях контактных
проводов, за исключением утверждения, что ее присутствие обеспечи-
вает нормальные, установившиеся параметры работы сильноточного
скользящего контакта. Более полные сведения имеются о вторичных
структурах на поверхностях слаботочных скользящих контактов и
коллекторах электрических машин.
Установлено, что основными составляющими политуры на медном
коллекторе является слой Си2О, а также расположенный непосред-
ственно над ним неоднородный слой перенесенного щеточного мате-
риала [331, 332, 51] .
В зависимости от условий образования и состояния окружающей
среды толщина политуры может изменяться в пределах от 50 до 1 000 А.
Влияние окружающей среды на образование вторичных структур на
скользящих контактах из меди при токах до 100 мА [333, 334| под-
тверждается тем, что схватывание их наблюдалось в вакууме, а в атмо-
сфере влажного СО2 оно отсутствовало. Оже-спектроскопией было
установлено присутствие на поверхностях трения мономолекулярных
пленок СО2 - Н2. Отмечено также присутствие серы в политуре в го-
раздо большем количестве, чем в окружающей среде, поскольку сера
является сильным поверхностно-активным элементом для меди [335].
Отрицательное влияние присутствия H2S в атмосфере отмечено в
работе [511, где нарушение коммутации в слаботочных контактах свя-
зывается с появлением в политуре CuS. Электропроводность CuS вы-
ше, чем Си2О, и более толстые слои первого соединения во вторичных
структурах должны не ухудшать, а улучшать работу сильноточного
контакта.
Методом оже-электронной спектроскопии был исследован [336]
состав политуры коллектора с пластинами из кадмиевой бронзы, ко-
торый работал в паре с графитовыми электрощетками. Политура со-
стояла из Cu2O, Си, CdO, Cd, Cl, Fe, С. Концентрация меди в политу-
ре толщиной 2000 А повышалась, а углерода понижалась по мерс уда-
ления от поверхности контакта к металлу коллектора.
В случае обычного окисления обесточенного коллектора при на-
греве во время работы до 160 °C в состав окислов на его поверхности
входили только Си2О и СиО. Следовательно, составы политуры и
обычной окисной пленки резко различаются. В состав политуры вхо-
дит легирующий элемент и его окислы, свободная медь и графит, ко-
торые не содержатся в обычных окислах того же коллектора.
Подтверждено [337] влияние прохождения тока через контакты на
состав формирующихся слоев политуры, а также на поведение окис-
ных пленок, полученных предварительно обычным нагревом коллек-
тора. В результате скольжения по ним электрощеток под током окис-
ная пленка разрушилась и на свободной поверхности образовалась
347
политура. Таким образом, политура не только составом, но и
свойствами отличается от обычных окисных пленок, являясь, по-ви-
димому, единственным устойчивым образованием на поверхности
скользящих контактов в определенных условиях эксплуатации для
данных материалов контактов.
Значительный интерес представляют исследования [338], позволив-
шие оценить, как влияет на интенсивность изнашивания скользящих
контактов частота последовательных взаимодействий определенных
участков контактного провода с токосъемными элементами и опреде-
ленных участков в контакте коллектор— электрощетки. Поверхности
контактного провода между последовательными контактами с токопри-
емником успевают вступить во взаимодействие с окружающей средой,
это приводит к видоизменению политуры на контактном проводе, нара-
ботанной в процессе контактирования. Происходит частичное разруше-
ние политуры, в связи с тем что состав ее изменяется. Появление допол-
нительных потоков вещества вызывает увеличение износа провода.
15.2.	Строение и состав вторичных структур
на контактных проводах
На практике токосъем с медных контактных проводов электропод-
вижным составом постоянного тока осуществляется токосъемными
элементами из различных материалов. Проводилось изучение вторич-
ных структур, образующихся на поверхностях трения контактных
проводов при работе различных токосъемных элементов.
Для исследований были выбраны три группы контактных проводов,
проработавшие по 3 — 10 лет на линиях постоянного тока с токосъемны-
ми элементами соответственно из меди, композиционных порошковых
материалов на железной основе, пропитанных сплавом РЬ - 5 % Sn, и
из углеродных материалов.
Поверхность неразрушенного слоя ВС является гладкой блестящей
или матовой, как правило, имеет черный цвет.
Осмотр рабочей поверхности ВС при увеличении от х100 до х500
показал, что на ней имеется частая сетка трещин, по которым проис-
ходит ее разрушение в результате отслоения от тела провода. Эти тре-
щины имеют термическое происхождение (рис. 15.1), не только рас-
полагаются на поверхности, но и распространяются в более глубокие
слои, необязательно повторяя при этом рисунок поверхностных тре-
щин. Можно предположить, что деформация и разрушение политуры
происходят послойно. При механическом воздействии движущегося
индентора прибора ПМТ-3 возникает отслоение участков ее поверх-
ности, ограниченных микротрещинами. Создается впечатление, что
такие слои имеют низкую пластичность.
Микроструктурные исследования показали, что независимо от ма-
териала токосъемных элементов политура на контактных проводах
348
Рис. 15.1. Термические трещины у места
повреждения политуры электрическим
разрядом на медном контактном прово-
де, взаимодействующем с угольными
вставками
представляет собой слои темно-серого цвета, имеющие четкую грани-
цу раздела с металлом провода. Толщина ВС равна 5—15 мкм, т. е. на
контактных проводах она на несколько порядков больше, чем на мед-
ных коллекторах электродвигателей, где достигает 1000 А [51].
Вторичные структуры на контактном проводе, работавшем в паре с
порошковым материалом на железной основе, состоят из слоя темно-
го цвета, такого же по строению и размерам, что и при работе с угле-
графитовыми и медными материалами, за которым располагается слой
темно- или светло-серого цвета, в несколько раз больший по толщине.
Слои ВС по толщине неравномерны, не имеют зернистого строения.
На проводах, работавших в паре с порошковым материалом, политура
имеет серый цвет, носит слоистый характер (рис. 15.2), ее микротвер-
дость в 4 - 6 раз выше, чем у металла провода.
Поэлементный состав поверхности трения и более глубоких слоев
ВС контактных проводов определяли с помощью оже-спектроскопии.
Спектры снимались послойно через 25 Адо глубины 1000 А. Результа-
ты оже-спектроскопии (табл. 15.1) показали, что химический состав
Таблица 15.1
Результаты оже-спектроскопии
Материал токосъемных элементов	Количество, %, элементов, входящих в состав вторич- ных структур				
	Си	С	О	S	Fe
Медь	45/73	20/5	20/9	15/13	-
Углеграфит	25/59	50/23	15/6	10/12	-
Порошковый материал на основе железа, пропитанный сплавом РЬ — 5 % Sn (ВЖЗП)	30/49	10/4	25/11	15/7	30/29
Примечание. В числителе: % по массе; в знаменателе —% по атомному соотно-
шению.
349
Рис. 15.2. Строение и состав политуры проводов, работавших с порошковыми контакт-
ными пластинами на основе железа (1 — интенсивно деформированные слои с переме-
шиванием меди провода и железа контактной пластины):
а — во вторичных электронах; б — в характеристическом рентгеновском излучении К4;ге
ВС практически не менялся на исследуемой глубине и вторичные
структуры всех исследуемых проводов содержат элементы Си, О, S, С.
У проводов, работавших в паре с порошковым материалом, в ВС к
перечисленным элементам добавляется железо. Присутствие углерода
в политуре проводов, работавших с медью и порошковым материалом
на основе железа, объясняется тем, что он входит в состав сухой гра-
фитовой смазки СГС-0 (61 - 65 % графита, 35 - 39 % кумароновой
смолы), используемой на полозах для снижения износа контактов.
Химический состав ВС определяется составом токосъемных эле-
ментов. Однако основой всех вторичных структур является медь, по-
скольку контактом для токосъемных элементов каждого типа служит
медный контактный провод. Таким образом, химический состав по-
литуры зависит от химического состава обоих контактов.
Распределение элементов по глубине ВС определяли с помощью
установки Comebax на косых поперечных шлифах контактных прово-
дов, на которых ВС были как бы растянуты по глубине в 10 раз. Рас-
пределение элементов по глубине ВС, полученное с помощью харак-
теристик K„.S, K„cu, Каре, Карь и Kasn-излучений, показано на рис. 15.3.
Данные о концентрациях элементов оже-спектроскопии соответству-
ют данным, полученным на установке Comebax, но с помощью по-
следней обнаружено 1 —2 % свинца и следы олова на проводах, рабо-
350
тавших с токосъемными элементами из порошкового материала. Это свя-
зано с тем, что перенос свинца как мягкой структурной составляющей на
поверхность медного провода из порошкового материала происходит в
начальный период приработки, когда отсутствуют устойчивые ВС.
Подобный перенос материала токосъемного элемента на медный
контактный провод наблюдали в начальный период приработки во
время стендовых испытаний натурных образцов в условиях, близких к
эксплуатационным (ток 500 А, скорость движения 35 км/ч). При по-
явлении ВС, вызванных полировкой и пассивацией поверхности,
вследствие взаимодействия сильно нагартованного металла (под воз-
действием выделяемого тепла) с окружающей средой и материалом
контакта прекращается интенсивный перенос свинца на поверхность
контактного провода. Таким образом, свинец выполняет функции
смазки в процессе приработки при отсутствии вторичных структур и
поэтому имеется в сравнительно глубоких слоях политуры в малых
количествах. Понятно, что в поверхностных слоях (1000 А) с по-
мощью оже-спектроскопии свинец не был обнаружен.
Элементы в слоях ВС на проводах, работавших в паре с медью и
порошковым материалом, распределены по глубине в среднем равно-
мерно (см. рис. 15.3). На всех этих проводах отсутствуют промежуточ-
Рис. 15.3. Распределение эле-
ментов по толщине слоя ВС на
проводах, работавших в паре с
порошковыми, пропитанными
сплавом СО5, контактными
пластинами на основе железа ( /,
2, J), с углеродным материалом
вставок марок А и Б (4), с мед-
ными пластинами (5)
Толщина слоя
351
ные зоны концентрации между телом провода и ВС. Концентрацион-
ный переход от меди провода к ВС проходит резко даже при «растянутос-
ти» вторичных структур на косых шлифах. Очевидно, диффузия элемен-
тов ВС в тело провода незначительна, а следовательно, они находятся в
связанном состоянии, т. е. входят в состав химических соединений.
Во вторичных структурах проводов, работавших в паре с порошко-
вым материалом, распределение серы и железа в основном совпадает,
это же относится и к распределению свинца и серы (см. рис. 15.3). Сле-
довательно, можно предположить, что ВС содержат сульфиды железа,
свинца и, кроме того, углерод, поступающий из сухой графитовой смаз-
ки СГС-0. У таких проводов ВС, по-видимому, состоят главным обра-
зом из окислов и сульфидов меди, железа, свинца и углерода.
В состав ВС провода, работавшего в паре с медью, входят также, по
всей вероятности, окислы и сульфиды меди и углерод из сухой графи-
товой смазки.
ВС проводов, работавших в паре с медью и углеграфитовым материа-
лом, состоят из одинаковых элементов. Однако из распределения меди и
серы (см. рис. 15.3) во втором случае следует, что состав ВС по глубине
непостоянен, как при работе с медными и порошковыми токосъемными
элементами. В этом случае наблюдается сравнительно большой градиент
концентраций, проявляющийся в постоянном снижении содержания ме-
ди и повышении содержания серы от тела провода в направлении к по-
верхности. Из табл. 15.1 следует, что в данном слое ВС много углерода
(50 % ат.), который при рабочих температурах мог восстановить оксиды
меди, т. е. в этом слое сравнительно много меди находится в свободном
состоянии, следовательно, она могла диффундировать по слою. Углегра-
фитовый материал не смачивается медью, а значит, на таких токосъемных
элементах не образуется свой слой ВС, что способствует переносу утле-
графитового материала на поверхность контактного провода. Эти факто-
ры могли быть причиной значительного градиента концентрации меди.
Исходя из термодинамических свойств и стабильности соединений
при высоких температурах, можно считать, что в состав ВС входят сле-
дующие химические соединения: окислы и сульфиды железа, имею-
щие достаточно высокие температуры плавления и разложения —
1193 — 1700 °C; меди Си2О и Cu2S — температура плавления соответствен-
но 1242 и 1535 °C; PbS— температура плавления 1077 °C. Соединения
CuO, CuS, FC.O4, РЬО2, по-видимому, не входят в состав ВС вследствие их
низких температур плавления и разложения: 280 - 800 °C. Фазовый ана-
лиз ВС проводился на установке УРС-2,0 в медном излучении.
Рентгеновский фазовый анализ показал наличие следующих хими-
ческих соединений и элементов во вторичных структурах на проводах,
работавших в паре с различными материалами:
с медью — Cu2O, Cu2S, Си;
со спеченным материалом — Си, Си2О, FeS, FeS2, PbS, FeO;
с углеграфитовым материалом — Cu2O, Си, Cu2S.
352
Углерод в ВС мог присутствовать в составе органических соедине-
ний или иметь турбостратную структуру. Наличие во вторичных струк-
турах только тугоплавких сульфидов и окислов Fe, РЬ, Си говорит о
сравнительно высоких температурах в контактной зоне. Косвенным
подтверждением достижения высоких температур на контактирующих
поверхностях проводов служит присутствие в политуре только окисла
меди Си2О и отсутствие СиО. Известно, что окисел Си2О устойчив при
температурах выше 950 °C. В интервале температур 200 -300 °C устой-
чив окисел СиО или смесь СиО и Си2О [339].
Анализ состава ВС проводился на контактных проводах с различ-
ными сроками эксплуатации. Химический и фазовый составы ВС
контактных проводов, имевших различные сроки службы, но работав-
ших в паре с токосъемными элементами из одинакового материала,
были идентичны. Состав ВС на контактном проводе не менялся в
процессе эксплуатации при условии применения на данном участке
электрифицированной железной дороги у ЭПС токосъемных элемен-
тов из одного материала. Таким образом, каждый токосъемный мате-
риал создает на контактном проводе ВС определенного состава.
В состав ВС входят главным образом сульфиды и окислы металлов,
содержащиеся в токосъемных элементах и контактном проводе. Если
предположить, что такой же состав имеют продукты износа контакт-
ного провода при нормальном режиме работы (наличие политуры), к
составу ВС в отношении снижения износа провода можно предъявить
требование минимально возможного содержания в них меди. Учиты-
вая защитные функции ВС, в состав токосъемных элементов следует
вводить серу и металлы, образующие термостойкие сульфиды и окис-
лы с высокой электропроводностью при высоких температурах. Наи-
более интенсивно будут проходить те химические реакции образова-
ния оксидов и сульфидов, для которых ювенильная медная поверх-
ность служит катализатором. В случае сильноточных скользящих кон-
тактов из-за высокой плотности тока и температуры в контакте элек-
тросопротивление политуры, содержащей сульфиды, может значи-
тельно упасть. В связи с этим нарушения контакта здесь не происхо-
дит, а большая толщина и хорошая связь такой политуры с медью спо-
собствуют более значительному снижению износа контактного прово-
да по сравнению с политурой без сернистой меди.
15.3.	Свойства вторичных структур при прохождении
электрического тока
При нормальных условиях работы сильноточного скользящего
контакта токосъем осуществляется через ВС, на состав и свойства ко-
торых прохождение тока оказывает большое влияние. В свою очередь,
беспрепятственный токосъем в электрическом контакте обусловлен
электрическими свойствами ВС. Прохождение тока, особенно в силь-
353
23-1302
неточных скользящих контактах, в значительной степени влияет на
механизм образования ВС и износ контактных проводов. В связи с
этим были рассмотрены процессы во вторичных структурах при про-
хождении электрического тока.
Исследовали образцы тех же контактных проводов, на которых
определяли состав и строение политуры, для сравнения использовали
контактный провод со снятыми ВС. Вольт-амперные характеристики
и напряжения пробоя ВС определяли по четырехточечной схеме на пе-
ременном токе, эффективное значение которого меняли от 0 до 300 А.
Ток подводили с помощью двух полусферических медных электродов
диаметром 8 мм, расположенных на расстоянии 20 мм друг от друга и
прижатых к ВС с силой 30 Н. Кроме эффективных значений тока и
напряжения, фиксировали периодические кривые падения напряже-
ния. Потенциальные электроды располагали между токовыми. Таким об-
разом оценивали электрические свойства контакта медные стержни —
ВС - медь контактного провода. Электрические свойства такого контакта
определяются свойствами вторичных структур.
Ток через ВС начинает проходить, когда напряжение достигает опре-
деленных значений при данной механической нагрузке. Это позволяет
предположить, что происходит электрический пробой изолирующих
прослоек во вторичной структуре.
В табл. 15.2 приведены амплитудные значения напряжения пробоя
изолирующих прослоек. Для ВС на контактных проводах, работавших
в паре с углеграфитовым токосъемным материалом, пробой этих про-
слоек происходил только после увеличения нагрузки в несколько
раз — до 300 Н, что свидетельствует о больших электрических потерях
при пробое в данном контакте. После пробоя изолирующих прослоек
ток начинает проходить через ВС в случае приложении к ним напря-
жений. Вольт-амперные характеристики ВС нелинейны (рис. 15.4).
Возрастая при низких токах, напряжение при токах 60 -100 А стаби-
лизируется и дальше при увеличении эффективного значения тока до
300 А практически не меняется, что объясняется изменением электро-
проводности ВС с увеличением тока. Такая вольт-амперная характе-
ристика согласуется с вольт-амперной характеристикой контакта
электрошетки — медный коллектор электрических машин |51]. Вид
Таблица 15.2
Напряжения электрического пробоя изолирующих прослоек вторичных структур и силы
прижатия для контактных проводов, работавших в паре с токосъемными элементами
из различных материалов
Материал токосъемных элементов	Напряжение пробоя, В	Сила прижатия, Н
Медь	1 ±0,2	30
Порошковый	2,5 ±0,3	30
Углеграфит	11,3	100-300
354
Рис. 15.4. Вольт-амперные
характеристики ВС на кон-
тактных проводах, работав-
ших с углеграфитовыми ма-
териалами токосъемных
элементов (7), с порошко-
выми пластинами на основе
железа (2), с медными плас-
тинами (.?), и провода без
ВС (4), а также в случае об-
разования медных мостиков
при углеграфитовых (7) и
медных (.?') пластинах
этих вольт-амперных характеристик обусловлен лавинным пробоем
вторичных структур, обладающих свойствами полупроводников. Про-
бой сопровождается искажениями синусоидальной формы кривых
временной зависимости падения напряжения на ВС.
Таким образом, благодаря свойствам ВС, в частности их лавинно-
му пробою, контакты различных токосъемных элементов с контакт-
ным проводом являются саморегулирующими: при токе выше опреде-
ленного значения падение напряжения в контакте практически от не-
го не зависит. Необходимо отметить, что вольт-амперная характери-
стика контакта между медными электродами и контактными провода-
ми, с которых сняты ВС, остается линейной во всем диапазоне изме-
нения тока (рис. 15.4).
Эффективное значение падения напряжения при токе 200 А на ВС
контактных проводов, работавших в паре с токосъемными элемента-
ми из меди, порошкового материала и углеграфита, составило соот-
ветственно 0,15 ± 0,02; 0,19 ±0 ,01; 0,27 ± 0,03 В.
Вольт-амперные характеристики определяли на проводах, имею-
щих различный износ. При этом напряжения пробоя изолирующих
прослоек, вольт-амперные характеристики ВС контактных проводов,
имеющих различные сроки службы, но работавших в паре с токосъем-
ными элементами одинакового состава, были идентичны. Таким обра-
зом, электрические свойства ВС, как и их состав, не меняются в про-
цессе эксплуатации, что подтверждает вывод о стабильности состава и
свойств вторичных структур, их устойчивости на контактном проводе.
Несмотря на то что напряжения насыщения различных ВС имеют
значения одного порядка, в разных ВС могут протекать качественно
355
Рис. 15.5. Характерные искажения периодической кривой временной зависимости паде-
ния напряжения Ди на ВС контактных проводов, работавших в паре с порошковыми то-
косъемными элементами на основе железа (а, в, г, д), с медными пластинами (е, ж) и с
углеродными вставками марок А и Б (б)
разные процессы, сопровождающиеся выделением различного коли-
чества тепла. При переменном токе промышленной частоты (50 Гц)
длительность одного полупериода равна 0,01 с, что больше времени
взаимодействия токосъемного элемента с каждой точкой рабочей по-
верхности контактного провода, которое в диапазоне скоростей дви-
жения 10 -100 км/ч равно 0,01 -0,001 с. Поэтому процессы во вторич-
ных структурах при прохождении через них тока определяются не
только эффективными значениями падения напряжения и тока, но и
их мгновенными значениями.
В. В. Кончиц и В. Г. Савкин [340] пытались оценить прохождение
тока через слои политуры в зависимости от их структуры. К сожале-
нию, используемое ими понятие структуры слоев политуры ошибочно.
Они считают, что структура слоев определяется возможными вариан-
тами контакта графита щеток с различными составляющими политуры
на поверхности, и объясняют результаты своих экспериментов, опира-
ясь на понятия, предложенные Р. Хольмом [3], не высказывая соб-
ственной точки зрения на прохождение тока через слой политуры.
Процессы, протекающие во вторичных структурах при прохожде-
нии через них переменного тока, определяли, используя временную
зависимость падения напряжения на ВС (периодическую кривую),
которая фиксировалась с помощью электронно-лучевого осциллогра-
фа. Синусоидальную форму кривая во всем интервале изменения тока
имела только в случае контакта медных электродов с поверхностью
контактного провода, с которого предварительно была снята политура.
Характерные виды искажений на периодических кривых показаны на
рис. 15.5. Наиболее значительными отклонения от синусоидальной
формы были при ВС на контактных проводах, работавших в паре с уг-
леграфитовыми материалами (рис. 15.5, б). Для ВС контактных про-
водов, работавших в паре с порошковым материалом, их искажения
были меньше (рис. 15.5, а); самые слабые отклонения от синусоидаль-
356
ной формы кривой характерны для ВС контактных проводов, рабо-
тавших в паре с медными токосъемными элементами (рис. 15.5, е, ж).
Наблюдаемые искажения периодических кривых, характеризующих
изменение во времени падения напряжения на вторичных структурах, а
также их вольт-амперные характеристики можно объяснить тем, что суль-
фиды и оксиды, из которых, как показано выше, состоят в основном ВС,
обладают полупроводниковыми или диэлектрическими свойствами. Сле-
довательно, и сами ВС при прохождении через них электрического тока
должны обладать полупроводниковыми свойствами.
При увеличении тока, проходящего через вторичные структуры, па-
дение напряжения на них растет согласно наклонным участкам кривых
1, 2 и 3 (см. рис. 15.4). Затем, начиная с определенного значения, для
каждого типа ВС падение напряжения стабилизируется и практически
не меняется с увеличением тока. Это происходит вследствие изменения
электропроводности ВС при напряженности электрического поля вы-
ше критической. Следовательно, происходит обратимый лавинный
пробой полупроводникового соединения, входящего в состав ВС (воз-
можно СшО); пробой сопровождается искажениями синусоидальной
формы кривых временной зависимости падения напряжения.
Возникновением лавинного пробоя можно объяснить пики на вос-
ходящей и нисходящей ветвях кривой на рис. 15.5, а и разновидности
этих искажений кривых на рис. 15.5, в, г, е. Вследствие лавинного
пробоя при напряжении, соответствующем пику на восходящей ветви
кривой рис. 15.5, а, происходит резкое увеличение тока и снижение
напряжения. Однако, так как входное напряжение растет по синусои-
дальному закону, напряжение на ВС после небольшого снижения так-
же начинает расти, переходя через максимум. Искажения на нисходя-
щих ветвях периодических кривых (см. рис. 15.5) свидетельствуют о
том, что при снижении напряжения этот процесс происходит в обрат-
ном порядке. Характер этих искажений (см. рис. 15.5, в, г, ж), по-ви-
димому, зависит от количества, состава и распределения полупровод-
никовых и металлических составляющих во вторичных структурах.
Различное количество полупроводниковой составляющей и ее раз-
личный химический состав приводят к тому, что напряжения лавин-
ного пробоя различаются. Это выражается в смещении пиков по вер-
тикали на периодической кривой (кривые на рис. 15.5, а и д).
Присутствие различных соединений в полупроводниковой состав-
ляющей приводит к растягиванию процесса лавинного пробоя во вре-
мени из-за того, что разные полупроводниковые составляющие «про-
биваются» при различных напряжениях. Это выражается в сглажива-
нии пиков на периодической кривой и появлении на ней перегибов
(см. рис. 15.5, в, г). Для ВС с большим количеством металлической со-
ставляющей (меди) при увеличении тока вследствие лавинного про-
боя падение напряжения на металлической составляющей растет,
компенсируя снижение его на полупроводниковой составляющей. Это
357
приводит к сглаживанию периодической кривой (см. рис. 15.5, е, ж).
Такое поведение ВС, содержащих большое количество металла, под-
тверждается тем, что кривые рис. 15.5, е и ж характерны для ВС кон-
тактных проводов, работавших в паре с медными токосъемными эле-
ментами. Эти ВС содержат более 70 % меди [341].
Искажения в виде острых пиков, например, на кривой рис. 15.5, б
характерны для ВС контактных проводов, работавших в паре с угле-
графитовыми токосъемными элементами. Такие искажения сопро-
вождаются значительным акустическим эффектом в зоне контакта
электродов с ВС. В эти моменты проходят искровые разряды, сопро-
вождающиеся переносом частиц меди с контактного провода на элек-
троды. При этом выделяется большое количество тепла. Таким обра-
зом, данные ВС склонны к разрушению с взрывной эрозией. Вследст-
вие прохождения тока и сильного разогрева медные частицы расплав-
ляются и испаряются, осаждаясь на противоположном электроде
(расплавляются и испаряются также участки меди под ВС).
Чтобы подтвердить интенсивный перенос меди с контактного про-
вода на противоположный электрод, помещали никелевую фольгу
(толщина 100 мкм) между электродами и ВС. В момент появления ис-
кажений на кривых изменения падения напряжения никелевая фоль-
га с характерным щелчком проплавлялась насквозь или (при меньших
токах) частично оплавлялась.
Оплавленную никелевую фольгу в зоне контакта с ВС контактных
проводов, работавших в паре с углеграфитовыми токосъемными эле-
ментами, исследовали, используя растровый электронный микроскоп
JEOL JXA-50 А с микроанализатором. Перенесенную на никелевую
фольгу медь наблюдали при съемке оплавленной зоны в характери-
стическом Коси-излучении (рис. 15.6). На поверхности ВС наблюдали
кратеры, на дне которых находилась медь контактного провода. По-
добные кратеры возникали на проводах, бывших в эксплуатации. На
ВС контактных проводов, работавших в паре с токосъемными элемен-
тами из порошкового материала или из меди, явления, характерные
для взрывной эрозии (искажения на периодических кривых, акусти-
ческий эффект, перенос меди, нестабильность в показаниях тока и
напряжения), не наблюдались.
Часто после начала взрывной эрозии или вместе с ней эффект ивное
падение напряжения на ВС проводов, работавших в паре с углеграфи-
товыми материалами, резко снижалось, достигая значений, соответ-
ствующих падению напряжения в контакте между медными электрода-
ми и проводом со снятыми ВС. Дальнейший рост падения напряжения
с увеличением тока происходит по линейному закону, что характерно
для контакта электродов с проводом без ВС (кривая /'на рис. 15.4). По-
добный эффект характерен и для ВС контактных проводов, работавших
в паре с медными токосъемными элементами (кривая 3' на рис. 15.4).
После снижения падения напряжения кривые временной зависимости
358
Рис. 15.6. Оплавленная поверхность никелевой фольги:
а — во вторичных электронах; б — в характеристическом излучении Као,
падения напряжения приобретали синусоидальную форму. Очевидно, в
соответствующих ВС образовывались медные мостики между телом
контактного провода и проводящими электродами, т. е. происходила
мостиковая эрозия. При мостиковой эрозии, как и при взрывной, про-
исходил интенсивный перенос меди на никелевую фольгу.
В эксплуатации наблюдаются аналогичные явления, которые про-
являются особенно интенсивно вследствие высоких значений токов.
Мостиковая эрозия проявляется на поверхности контактного провода
в виде оплавленных локальных участков с возвышением застывшего
металла над поверхностью ВС. На рис. 15.7 показан попавший в плос-
кость шлифа медный мостик во вторичных структурах контактных
проводов, работавших в паре с углеграфитовыми материалами. В по-
литуре контактных проводов, работавших в паре с порошковым мате-
риалом, медных мостиков не наблюдалось.
Таким образом, образование металлических мостиков, токосъем
в режиме пробоя, взрывная эрозия, а следовательно, повышенный
эрозионный износ характерны для контактных проводов, работав-
ших в паре с углеграфитовыми материалами. Однако перенесенная
с провода медь из-за плохой смачиваемости графита и сравнитель-
но интенсивного износа углеграфитового материала не остается на
его поверхности. Для контактных проводов, работавших в паре с по-
рошковым материалом, обладающим сравнительно высокой твер-
359
Рис. 15.7. Мостик проводимости в политуре
контактного провода, работавшего в паре с
токосъемным элементом из углеродного
материала
достью и прочностью, характерен
повышенный механический износ.
Следовательно, применение того
или иного токосъемного материала
должно определяться снимаемым
током. При выборе токосъемных
элементов исходя из снижения из-
носа контактного провода необходи-
мо учитывать повышенное выделе-
ние тепла в контакте, обусловленное
углеродным материалом токосъем-
ных элементов, что приводит к ре-
кристаллизации приповерхност-
ных слоев провода.
Согласно вариационному принципу электродинамики, электриче-
ский ток распределяется в среде таким образом, что скорость, с кото-
рой генерируется в ней тепло, становится наименее возможной. Это
соответствует принципу минимума производства энтропии. В случае
прохождения тока через вторичные структуры скорость генерирова-
ния тепла может уменьшиться в результате изменения состава вторич-
ных структур, что и происходит при образовании в них медных мости-
ков. Во вторичных структурах контактных проводов, работавших в па-
ре с порошковым материалом, медные мостики не образовывались.
Следовательно, ВС контактных проводов, работавших в паре с угле-
графитовыми или медными токосъемными элементами, менее устой-
чивы к воздействию электрического тока по сравнению с ВС контакт-
ных проводов, работавших в паре с порошковым материалом.
Несмотря на различные процессы, происходящие в контактах
разных токосъемных элементов с контактным проводом, необходи-
мо отметить, что все эти контакты благодаря свойствам ВС, в част-
ности их лавинному пробою, являются саморегулирующимися. Са-
морегулирование проявляется в том, что выше определенного значе-
ния тока падение напряжения в контакте практически не зависит от
силы тока.
В заключение необходимо отметить термическую стойкость ВС.
Термический нагрев до 700 °C не изменил их внешний вид и состав, в
то время как окисные пленки на медных поверхностях провода обра-
зовывались и разрушались в процессе нагрева и охлаждения. Влияние
нагрева на электрические свойства выразилось в незначительном (на
10 %) снижении напряжения лавинного пробоя.
360
15.4.	Механизмы появления, роста и разрушения
вторичных структур
Механизм образования ВС на поверхности сильноточных скользящих
контактов определяется в основном двумя видами воздействий, кото-
рым подвергаются поверхности: электрическим и механическим.
Обычно эти воздействия рассматривают раздельно [330], однако необ-
ходимо учитывать и их взаимное влияние.
При одновременном механическом воздействии и интенсивном
импульсном, оказываемом электрическим током, могут возникнуть
значительные пластические деформации поверхностей трения
вследствие электропластического эффекта [45, 46]. Под действием то-
ка, проходящего через контакты, на их рабочих поверхностях образу-
ются слои политуры, отличающиеся по своим свойствам от слоев, по-
являющихся на поверхности трения в результате только термического
воздействия — при так называемом окислительном износе [51, 229].
Начальный период эксплуатации сильноточного скользящего кон-
такта — период приработки связан с появлением и ростом вторичных
структур. В процессе взаимодействия данной контактной пары зарож-
дению ВС в большинстве случаев предшествует полное разрушение
окисных пленок и появление ювенильной поверхности на контакт-
ном проводе.
Как показали имеющиеся материалы по процессам, происходя-
щим в поверхностных слоях контактов, и металлографические иссле-
дования контактных проводов, работавших в паре с токосъемными
элементами из порошкового материала на основе железа или меди,
непосредственное взаимодействие трущихся тел приводит к высокому
наклепу поверхностных слоев в период, предшествующий образова-
нию ВС. При этом степень деформации поверхностных слоев, опре-
деленная по изменению линейных размеров зерен меди, достигает
200 -300 %. Высокая степень наклепа в сочетании с нагревом от тре-
ния и электрического тока повышает термодинамическую неустойчи-
вость ювенильной поверхности. Металл поверхностных слоев прихо-
дит в сильно неравновесное состояние, уровень свободной энергии
значительно повышается. В связи с этим создаются условия для ак-
тивного взаимодействия поверхностных слоев металла с компонента-
ми окружающей среды и материалом контакта.
Благодаря развитому рельефу при образовании ювенильных по-
верхностей в процессе пластической деформации адсорбционная спо-
собность поверхности резко возрастает. Все это способствует зарожде-
нию ВС на поверхности трения [342].
Чтобы получить более полное представление о механизме и кине-
тике появления и развития ВС на поверхностях трения, необходимо
учитывать проявление этих же процессов при окислении поверхно-
стей металлов. Окисление металлов представляет собой пример роста
361
зародышей в трехфазной системе: металл - окисел - газ. Существу-
ют предположения [343], что поверхностный слой представляет собой
твердый раствор кислорода в металле, а образование зародышей окис-
ла — процесс выделения фазы из перенасыщенного раствора. Образо-
вание зародышей вызвано появлением в отдельных точках наивысше-
го химического потенциала. Теорет ически частицы окислов зарожда-
ются в точках выхода дислокаций на поверхность. Толщина зароды-
шей окислов составляет менее 200 А, а их диаметр достигает несколь-
ких сотен ангстрем [344]. Окисление меди при 700 °C приводит к бо-
ковому росту тонких пленок окислов Си2О. Между кристаллами Сп2О
поверхность меди не окисляется.
Исследованиями [345] влияния различных легирующих присадок
на характер окисления металлов установлено, что отдельные дисперс-
ные окислы активных металлов являются центрами образования
основного окисла материала матрицы. В результате поверхностной
миграции кластеров отдельные островки новой фазы растут, границы
их перемещаются вследствие захвата мигрирующих атомов или в со-
ответствии с механизмом, по которому коалесценция происходит бла-
годаря перемещению и слиянию целых кластеров.
Опыт эксплуатации и стендовых испытаний контактных проводов
показывает, что зарождение вторичных структур происходит согласно
островковой модели, т. е. они появляются на поверхности в виде ост-
ровков (рис. 15.8). Это вызвано неравномерностью пластической де-
формации на поверхности провода, неравномерностью плотности вы-
шедших на поверхность дефектов, различием полей упругих напряже-
ний в кристаллической решетке и появлением в связи с этим энерге-
тического и электрического рельефа на поверхности. Все это усугуб-
ляется локальным прохождением электрического тока и тепловыделе-
нием в точках контакта.
Энергетическая неэквивалентность различных областей поверх-
ности обусловливает ряд эффектов избирательности при образовании
зародышей ВС. На начальных стадиях деформирования во вторичных
структурах, как и в тонких пленках, возможны кооперативные явления,
в результате которых на несколько порядков возрастают кинетические
коэффициенты [346]. Кинетика взаимодействия характеризуется высо-
кими скоростями процессов, так как на поверхностях в условиях трения
и одновременного токосъема осуществляется конвективный перенос
энергии и вещества; происходит даже перемешивание материалов кон-
тактов между собой и с продуктами их реакций с компонентами окру-
жающей среды.
Зародыши ВС образуются в основном в точках преимущественно-
го контактирования. Полное покрытие рабочей поверхности провода
вторичными структурами обусловлено постоянной сменой мест кон-
тактирования (участков с наибольшей деформацией и тепловыделе-
нием) при повторных проходах токосъемных элементов и последую-
362
Рис. 15.8. Островки вторичных структур на поверхности медного контакта
щем взаимодействии с окружающей средой. На контактном проводе
ВС образуются быстро. Так, в течение всего срока службы (15 лет)
каждый участок его поверхности непосредственно взаимодействует с
токосъемными элементами в течение 1,5 ч, а ВС образуются при появ-
лении на рабочей поверхности провода плоской площадки, т. е. в те-
чение первых минут взаимодействия.
Некоторые исследователи [347] подразделяют пленки химических
соединений, образующихся на поверхностях контактов, на два вида.
Продукты статической коррозии — пленки окислов и сульфидов об-
разуются на неподвижных контактах крайне медленно, и только при
длительном процессе могут возникнуть пленки потускнения, влияю-
щие на контактные характеристики. Продукты фрикционной корро-
зии — пленки окислов и сульфидов образуются в пластически Де-
формируемых объемах вследствие диффузии внешнего и растворен-
ного в металле кислорода. При скольжении окислы и сульфиды по-
являются за доли секунды там, где при его отсутствии на их образо-
вание потребовались бы дни и недели. Это явление оказалось одним
из основных факторов, регулирующих износостойкость скользящих
контактов.
Механизм образования ВС на поверхностях трения сводится к мас-
сопереносу материала одного контакта на другой, а также поступле-
нию элементов из окружающей среды и преобразованию их в политу-
ру. Массоперенос в триботехнической системе может происходить в
результате механических, химических и электрических процессов.
Обогащение поверхностных слоев провода материалом токосъемного
элемента осуществляется при микросхватывании и искровых разрядах
(рис. 15.9, 15.10). В процессе микросхватывания в местах контактиро-
вания ювенильных поверхностей происходит перенос частиц порош-
кового материала на основе железа на медную поверхность провода.
Так как площадь контакта может достигать 0,1 - 0,3 мм2, плотность
тока на ней составляет несколько килоампер на I мм2. Электрический
363
Рис. 15.9. Микросхватывание порошкового материала контактных пластин на основе
железа с медью контактного провода:
с — во вторичных электронах; б — в характеристическом рентгеновском излучении KaFe
ток вызывает локальное оплавление поверхности провода и перенос
материала токосъемного элемента.
На поверхности трения адсорбируются отдельные элементы из
окружающей среды. В результате химического взаимодействия с мате-
риалом контакта образуются сульфиды и окислы меди и железа, со-
ставляющие их основу. Этим, по-видимому, объясняется сравнитель-
но большое содержание серы (4 -9 %) во вторичных структурах кон-
тактных проводов, значительно превышающее ее содержание в атмо-
сфере, токосъемных элементах и смазке. Общеизвестно благоприят-
ное влияние серы на триботехнические характеристики, поэтому рас-
смотрим механизм насыщения ею поверхностей металла.
При содержании в атмосфере H2S на меди адсорбируется серосо-
держащий слой [348]. Установлено, что при малых концентрациях
H2S сера адсорбируется преимущественно на местах стыка поверхно-
стей (100) и (ПО), а при больших адсорбция происходит равномерно
Рис. 15.10. Оплавленный участок приповерхностных слоев металла провода:
а - во вторичных электронах; б — в характеристическом рентгеновском излучении KaFe; / - поверх-
ность трения
364
по всей поверхности. При комнатной температуре адсорбция серы на
меди из атмосферы, содержащей H2S, в значительной степени проис-
ходит уже через несколько минут и заканчивается через 2 ч, а при
300 °C проходит за несколько секунд. Существует мнение (349], что
двойная окалина на поверхности чистого металла в атмосфере, содер-
жащей кислород и серу, образуется вследствие изменения состава га-
зовой фазы в граничном слое у окалины и взаимодействия с этими
двумя элементами [349]. Величина двойной окалины зависит от ло-
кального значения парциального давления окисла SO2. Скорость
сульфидирования значительно превышает скорость окисления
вследствие большой концентрации дефектов в сульфидах по сравне-
нию с окислами. На меди образуется однофазный слой сульфида за
счет внешней направленной наружу диффузии меди [350]. Сера, диф-
фундируя через окалину, достигает основного металла, взаимодей-
ствует с ним и его легирующими элементами [351]. Увеличение содер-
жания серы в атмосфере повышает ее количество в окалине и особен-
но на границе окалины с матрицей. Обладая большим объемом по
сравнению с окислами, сульфиды вспучивают окисную пленку. Воз-
никшие напряжения способствуют ее растрескиванию.
На принципе активного взаимодействия серы с поверхностью ме-
таллов через газовую фазу основаны процессы газовой сульфидизации
[352]. Насыщение меди серой приводит к уменьшению коэффициента
трения в 1,5—3 раза [353]. Постоянство эффекта сульфидирования со-
храняется в течение некоторого времени независимо от износа по-
верхности.
Установлено, что водород и пары легких насыщенных органиче-
ских фракций не образуют прослойку, предотвращающую схватыва-
ние поверхностей, в то время как кислород и сера, образуя соедине-
ния с металлами, уменьшают коэффициент трения и схватывание по-
верхностей. Слой сульфидов выполняет роль сухой смазки. При тре-
нии этот слой уменьшает сопротивление сдвигу [354]. Пластическая
деформация поверхностных слоев не распространяется вглубь, не
происходит глубинного вырывания металла, что повышает противоза-
дирные свойства и износостойкость. Таким образом, сера способству-
ет самоорганизации взаимодействующих при трении тел, облегчает их
структурно-энергетическую приспособляемость.
В связи с этим необходимо учитывать, что преднамеренный ввод
серы в состав материалов контактов будет способствовать формирова-
нию на них ВС и снижению их износа.
Преобразование адсорбированных и химосорбированных слоев ор-
ганических веществ на поверхностях контактов в ВС осуществляется в
результате следующих двух процессов [347]:
статической полимеризации органических веществ [355], проте-
кающей самопроизвольно без каких-либо механических или электри-
ческих воздействий под влиянием только времени;
365
I
фрикционной полимеризации как продукта процесса трения, про-
текающей в сотни тысяч раз быстрее под воздействием тепловой энер-
гии и каталитического действия металла, освобождающегося от пле-
нок при трении [3].
Аналогичный процесс происходил при испытаниях на износ в паре
с медным контактом самосмазывающегося порошкового материала на
основе железа, содержащего до 6 % S. Продукты износа в этом случае
представляли собой мелкодисперсный черный порошок, а поверх-
ность медного контакта покрывалась слоем черного цвета, отполиро-
ванным до блеска.
Помимо полимеризации органических веществ, в построении ВС
большую роль играет и процесс пиролиза. Продуктом его является
выделившийся углерод в виде черного отложения на поверхности тре-
ния. Обусловлен этот процесс не столько тепловой энергией трения,
сколько энергией электрического тока [356].
Пиролитический углерод имеет достаточно высокую твердость
(500 Н/мм2) и сопротивление порядка 102 Ом-см. Помимо пиролиза
[355], органические вещества на поверхности могут подвергаться кок-
сованию. Преобразование органических веществ на поверхностях тре-
ния контактов в соответствующие пленки затрудняет прохождение че-
рез них электрического тока.
При работе в паре с порошковыми на основе железа токосъемными
элементами, пропитанными свинцом, обогащенные железом участки
поверхности провода, а также участки, покрытые окислами, сульфи-
дами и полимеризационными пленками, интенсивно перемешива-
ются при высоких температурах с металлом провода от очередного
контактирования. Происходит механохимическое легирование ими
меди. У поверхности контактного провода появляются слои, обога-
щенные железом, представляющие собой композиции медь — желе-
зо, находящиеся в неравновесном состоянии (рис. 15.11). При пе-
риодичности контактирования поверхностные слои металла провода
(рис. 15.12) перенасыщаются кислородом и усредняются по хими-
ческому составу.
Токовое воздействие способствует дополнительному разогреву, что
облегчает пластическое деформирование, интенсифицирует хими-
ческое взаимодействие, ускоряет диффузионные процессы. Под воз-
действием контактирующего элемента может проходить перемешива-
ние металла провода с образующимися на поверхности окислами в
твердофазном и жидкофазном состоянии в зависимости от интенсив-
ности термического эффекта тока. Прохождение электрического тока
высокой плотности способствует образованию ВС в результате спека-
ния оксидов, сульфидов и металлов, при этом образуются металлоке-
рамические композиции. При протекании тока через видоизменен-
ные поверхностные слои контактов происходит формирование их
определенной структуры. Это связано с тем, что направленный поток
366
Рис. 15.12. Вторичные структуры повышен-
ной твердости (7) в приповерхностных слоях
контактного провода, работавшего в паре с
медными пластинами, образовавшиеся
вследствие насыщения меди кислородом,
окислами, а также интенсивной деформации
Рис. 15.11. Механическое легирование
медного контакта материалом порошко-
вых контактных пластин на основе железа
с интенсивным перемешиванием и упроч-
нением:
1 слой ВС
электронов имеет неравномерную плотность по площадям электри-
ческого контакта и происходит спекание составляющих ВС в этих
слоях по отдельным каналам, что обусловлено стремлением любого
процесса протекать с минимальной диссипацией энергии. Избира-
тельное прохождение тока обусловливается неравномерностью хими-
ческого состава слоев, различным распределением в них структурно-
свободных металлов и различной плотностью слоев.
Дальнейший рост и восстановление слоев ВС после того, как поверх-
ность медного провода покроется ими, будут происходить в результате
переноса в них материалов контактов и окружающей среды. Различия
в свойствах, строении и повреждаемости ВС и приповерхностных
слоев контактных проводов, работавших в паре с различными то-
косъемными элементами, указывают на неодинаковость основных
механизмов попадания в них материалов контактов.
При работе в паре с порошковым материалом это происходит по-
сле интенсивной пластической деформации, в результате конвектив-
ного перераспределения под воздействием нагрузки, прикладываемой
к ВС, а также предпочтительного окисления наиболее нагартованных
участков металла. Кислород, как и другие компоненты окружающей
367
Рис. 15.13. Вторичные структуры (/) с
включениями меди на медном контакте
(2) при взаимодействии его с порошковым
материалом контактных пластин
среды, поступает к ним через мно-
гочисленные несплошности в слое.
Слой малопластичен и покрыт
частой сеткой трещин термическо-
го происхождения.
На стадии роста вторичные
структуры имеют по длине прово-
да различную толщину, обладают
неоднородными механическими и
демпфирующими свойствами. В
отдельных местах они могут внед-
ряться в медь, так как по твер-
дости превосходят ее, и отделять
локальные объемы меди от осталь-
ной массы, вовлекая ее в слои по-
литуры (рис. 15.13). Включения
меди в ВС были обнаружены и другими исследователями [357]. По ме-
ре износа ВС и приближения поверхности трения к медным частицам
Cu-частицы окисляются или соединяются с серой, переходя в неме-
таллическое состояние.
15.5.	Кинетика образования ВС и их состав
при различных режимах работы
скользящего контакта
В процессе стендовых испытаний в паре с самосмазывающимся
порошковым контактом на основе железа при токе 75 А и скоростях
скольжения 0,8 и 1,9 м/с на медном контакте за 1 ч образуются
тонкие, толщиной соответственно 0,01 и 0,018 мм, прерывистые,
несплошные слои ВС. По мере увеличения времени взаимодействия
толщина вторичных структур на медном контакте повышается, их не-
прерывные слои после работы в течение 3 ч достигают толщины 0,32 мм
при скорости скольжения 0,8 м/с и 0,054 мм при скорости 1,9 м/с. При
такой длительности работы контактов в случае наработки достаточной
толщины ВС в них появляются включения меди сферической формы,
что указывает на их оплавление при прохождении тока (см. рис. 15.13).
С увеличением времени работы контактов до 5 ч толщина ВС на
медном контакте увеличивается до 0,061 мм, а медные сферические
включения у поверхности трения оказываются в значительной степе-
ни насыщены неметаллическими включениями.
368
Таблица 15 3
Фазовый состав продуктов изнашивания при взаимодействии с медью
Температура. °C. в период изменения скорости скольжения	Порошковый материал пластин	
	без пропитки	с пропиткой
Приработка	а — Fe, Си	а - Fe, Си, Pb, Sn (следы)
40-50	а - Fe, Си	а - Fe, Си, Pb, Sn (следы)
60-70	а — Fe, Си	а — Fe, Си, РЬ
75-85	а - Fe, Си	а — Fe, Си, РЬ
90 - 105	а — Fe, Си, Си2О	а — Fe, Си, РЬ (следы)
НО - 130	а — Fe, Си, Си2О, Гс2О4	а — Fe, Си, РЬ (следы)
140 - 150	а - Fe, Си, Си2О, Fe2O4, Fe2O3	а — Fe, Си, Fe3O4, РЬ
160-180	а - Fe, Си, Си2О, Fe2O4, Fe2O3	а - Fe, Си, Fe3O4, РЬ (следы)
230 - 250	а - Fe, Си, Си2О, Fe2O3, Fe3O4	а — Fe, Си, Fe2O3, РЬ, РЬО
Примечание: а — рентгеновское излучение.
Помимо выявления кинетики наработки и изучения структуры ВС,
проводились также исследования химического состава продуктов из-
носа и ВС на обоих контактах [271]. Осуществлялось рентгенографи-
ческое исследование продуктов износа, собранных при разных режи-
мах испытания (разные скорости, а следовательно, и температуры)
при кратковременных контактах (не более 30 мин). Химический со-
став продуктов износа дает представление о составе ВС, подвергшихся
разрушению при трении.
В табл. 15.3 приведен фазовый состав продуктов изнашивания па-
ры трения, которую составляют материал контактных порошковых
пластин на железной основе без пропитки сплавом свинца и медный
контакт, а также пары трения порошковый материал с пропиткой
сплавом свинца - медный контакт. В состав продуктов изнашивания
и соответственно ВС входят компоненты материала основы (Си, Fe),
окислы, которые образуются по мере повышения температуры по-
верхностей трения, а в случае пропитанного материала, помимо этого,
компоненты пропитки, а также их окислы.
При этом наблюдается качественная зависимость между фазовым
составом продуктов износа и характером изнашивания, заключаю-
щаяся в снижении интенсивности износа по мере появления и усиле-
ния линий оксидов в продуктах износа для непропитанного порошко-
вого материала пластин на железной основе в связи с переходом на
окислительный износ.
Следует отметить, что в процессе трения наряду с изменением фа-
зового состава продуктов износа наблюдается перераспределение ин-
тенсивности рентгеновских линий, связанное с изменением относи-
24-1302
369
тельного количества материала основы (Fe, Си) и пропитки (РЬ) в
продуктах изнашивания при различных температурах поверхностей
трения. В частности, в диапазоне температур 50-130 °C интенсив-
ность линий Fe и Си меньше, чем линий РЬ. По мере дальнейшего
увеличения температуры контакта отмечается возрастание интенсив-
ностей линий основы, т. е. меди и железа. Однако при температурах
выше 200 °C вновь происходит усиление интенсивности линий метал-
ла пропитки, связанное с процессом его выплавления на поверхности
трения.
Наблюдаемое изменение соотношения интенсивностей рентгенов-
ских интерференционных линий материалов пропитки и основы по
мере изменения условий работы контактов явно указывает на химиче-
ские преобразования состава ВС на их поверхностях, на процессы
разрушения (износа) и регенерации рабочей пленки (политуры) с
участием материала пропитки. Эти процессы определяются большим
количеством факторов, причем существуют определенные темпера-
турный и скоростной интервалы устойчивого воспроизводства ста-
бильных пленок ВС. Что касается влияния электрического тока, то
при повышении его плотности во вторичных структурах увеличивает-
ся количество окислов Cu2O, Fe(Cb и меди, переносимой на сопря-
женный элемент.
Кинетика изменения состава ВС как на порошковом материале
(контактной пластине), так и на медном контакте прослеживается по
мере увеличения длительности работы контактов при различных ско-
ростях скольжения. Так, рентгеновские интерференционные линии,
снятые с ВС медного контакта при скорости скольжения 0,625 м/с,
токе 75 А, нагрузке 0,2 МПа, показывают, что после 1 ч работы ВС со-
стоят в основном из окислов меди (СиО) и железа, после 3 ч в их со-
ставе появляются, кроме железа, его окислы (Fe2O3), а после 5 ч, по-
мимо СиО и Си2О, — еще и свинец. На порошковом материале ВС со-
ответственно содержат после работы в течение 1 ч Си, СиО, Си2О,
Fe2O3, РЬ, после 3 ч работы — те же компоненты, но большее количе-
ство Fe2O3 и РЬ, а после 5 ч в их составе уменьшается количество СиО
и увеличивается Си2О.
Повышение скорости скольжения в 3 раза (1,875 м/с) при тех же
условиях приводит к появлению в ВС медного контакта свинца уже
после работы в течение 1 ч и большему содержанию в них Си2О, а по-
сле 5 ч — к еще большему содержанию в них свинца и Fe2O3. Во вто-
ричных структурах порошкового материала по мере увеличения дли-
тельности взаимодействия (1 -5 ч) с медным контактом увеличивается
содержание РЬ, Си2О, Си и Fe2O3. Повышение содержания окислов же-
леза связано не только с непосредственным окислением его при перено-
се на медное контртело, но и с взаимодействием Си2О вторичных струк-
тур с железом. В слое ВС на поверхности медного контакта вследствие
нагрева отдельных участков до высоких температур (800 -1500 °C) про-
370
исходит реакция замещения между Fe и Си2О, в результате которой мо-
гут образовываться FeO, РезО4 и твердая медь [3581.
Таким образом, в зависимости от температуры поверхности трения
(скорости скольжения) меняется химический состав ВС. С повыше-
нием температуры и длительности ее воздействия во вторичных
структурах образуется более высокая концентрация окислов и более
устойчивая их модификация. Содержание твердой смазки в этих
структурах возрастает при мягких режимах работы, когда роль смазки
особенно велика, и при особо жестких режимах, когда она выпотевает
при нагреве.
Для исследования кинетики образования ВС на поверхностях тре-
ния скользящего электрического контакта и определения роли в этом
процессе электрического тока использовали метод непрерывного рент-
генографирования, позволяющий исследовать вторичные структуры
непосредственно в процессе трения. Получаемая информация о дина-
мике формирования ВС более полная, чем определяемая после раз-
личного времени эксплуатации трущихся деталей. Кроме того, эта ин-
формация не содержит артефактов, которые могут быть внесены в ре-
зультате понижения температуры поверхности трения до значений
объемной температуры деталей контакта при прекращении скольже-
ния. Таким образом, этот метод позволяет фиксировать метастабиль-
ные фазы и соединения, распадающиеся после прекращения трения.
Испытания проводились на установке М1Р-2 по схеме ролик — ко-
лодка. К контактам подводили постоянный ток 22 А при напряжении
220 В. Порошковый контакт прижимался к медному контакту с давле-
нием до 106 Па. Съемка производилась с использованием выносной
трубки БСВ-2 аппарата УРС-60. Расположение точки съемки на по-
верхности медного контакта и точки контакта с порошковым материа-
лом зависело от угла наклона рентгеновского пучка. При угле наклона
350° отставание момента съемки от момента контакта для v = 0,56 м/с
составляет 0,08 с. Исследовали образование вторичных структур у па-
ры контактов медь - порошковый материал на основе железа, пропи-
танный сплавом СО5 (95 % РЬ, 5 % Sn). Порошковые контактные ма-
териалы обозначали как композиции 3 и 8. Первая из них содержала
10 % Си, 1 % Ni, 5 % Х18Н15, 0,3 % С, остальное Fe, вторая, помимо
этого, — еще 0,4 % Р и 2,4 % S.
Композиция 3 в приработочный период уже при v = 0,56 м/с и вре-
мени 100-120 мин вызывает образование ВС на поверхности трения
медного контакта и частичный отпуск его поверхностных слоев. ВС
при малой скорости скольжения и отсутствии тока в контакте очень
несовершенны. На медном контакте они имеют две структуры: основ-
ная пленка темно-серого цвета с очень развитым рельефом и на ее фо-
не отдельные более светлые, блестящие островки-раскаты (рис. 15.14).
Несмотря на то что слои ВС не всегда покрывают всю поверхность
медного контакта, на оставшихся металлических поверхностях не об-
371
Рис. 15.14. Островки ВС на поверхности
трения медного контакта после работы с
порошковым материалом контактных
пластин на железной основе:
с во вторичных электронах; б — в характери-
стическом излучении KaFe; в — в характеристи-
ческом излучении Каси
наруживается следов схватывания. На поверхности порошкового ма-
териала образуются идентичные структуры ВС с дополнительными
следами перенесенной меди. Рентгенографически было установлено,
что ВС содержат мелкодисперсный окисел меди Сн2О.
При переходе на более высокую скорость скольжения (с 0,56 на 1,1
и 2,2 м/с) ВС образуются на поверхности медного контакта за мень-
шие промежутки времени (вместо 100 за 25 и 15 мин соответственно).
Металлографическими исследованиями было установлено, что повы-
шение скорости скольжения сопровождается дальнейшим увеличени-
372
ем площади поверхности трения, занятой структурной составляющей
с гладким рельефом. При этом поверхность покрывается серой и
блестящей пленкой ВС. Необходимо отметить, что металлографиче-
ские исследования не обнаружили развития процессов схватывания и
переноса меди даже при наибольшей из исследованных скоростей
скольжения.
Рентгеноструктурный анализ подтвердил, что появившиеся ВС со-
стоят в основном из Си2О. Однако при увеличении времени взаимо-
действия контактов до 60 мин при скорости скольжения 1,1 м/с и 45 мин
при 2,2 м/с в составе ВС появляется окисел СиО. В процессе дальней-
шей работы контактов состав ВС не изменяется, но структура их ста-
новится более совершенной (дифракционные линии более четкие),
при этом происходит более полный отпуск меди в поверхностных сло-
ях (рис. 15.15). После проведенных экспериментов при скоростях 1,1
и 2,2 м/с и остывания образцов рентгенографически было установле-
но, что состав ВС не изменяется.
Исследованиями влияния электрического тока на процесс форми-
рования ВС было установлено, что описанные выше процессы разви-
ваются при меньших значениях скорости скольжения. Так, уже при
v = 0,56 м/с на поверхности медного контакта образуется пленка вто-
ричных структур с более гладкой поверхностью, чем при той же ско-
рости скольжения, но без пропускания тока. После работы в течение
60 мин вся поверхность медного контакта становится темно-серой, а в
течение 120 мин — серой с блеском. После 30 мин трения на рентге-
нограмме обнаруживается дифракционная линия ((23°г23,5°) Q), при-
надлежащая окислу Си2О и широкая линия свинца (20° Q). Появление на
медном контакте других компонентов, помимо окислов меди и свинца,
очевидно, связано с более высоким тепловыделением в узле трения при
прохождении тока. Это подтверждается менее четким изображением
дифракционных линий меди на
рентгенограммах, чем при отсут-
ствии электрического тока. Оказа-
лось, что такое явление связано с
рекристаллизацией поверхностных
слоев медного контакта. Появив-
шиеся отдельные рефлексы при
съемке в неподвижном состоянии
приводили к уширению линий на
рентгенограммах в процессе дви-
жения контактов.
Рис 15.15. Распределение интенсивностей
дифракционных линий слоя ВС медного
контакта при трении с композицией 3 в
интервале 165 — 180 мин при г = 2,2 м/с
без пропускания электрического тока
373
Рис. 15 16. Распределение интенсивностей
дифракционных линий слоя ВС медного
контакта при трении с композицией 3 на
основе железа в интервале 165— 180 мин в
случае v = 1,1 м/с и пропускания электри-
ческого тока
Несмотря на белее интенсив-
ное тепловыделение при пропус-
кании тока через контакт, особых
изменений на рентгенограммах до
времени работы, равного 120 мин,
не наблюдается. Постепенно диф-
ракционные линии усиливаются и
становятся более четкими. Толь-
ко после длительности трения
170 мин дифракционная линия 22,6°С настолько усиливается, что ста-
новится интенсивнее линии 23,3eQ, соответствующей Си2О. Во вто-
ричных структурах появляется новый окисел — Fe3O4.
Увеличение скорости скольжения в 2 раза (1,1 м/с) приводит при
прохождении тока к повышению в несколько раз скорости формиро-
вания ВС на поверхности медного контакта. Поверхность его уже че-
рез 30 мин покрывается блестящей пленкой темно-серого цвета. Про-
хождение тока способствует более полной комплектации состава вто-
ричных структур, в которых уже спустя 15 мин после начала взаимо-
действия контактов обнаруживаются окислы Fe3O4, Cu2O и свинец. Из
дифракционных линий рентгенограмм следует, что во вторичных
структурах уже после 60 мин контактирования линия окисла Fe3O4
становится интенсивнее линии окисла Си2О. Однако после 130 мин
работы интенсивности линий обоих окислов выравниваются и в даль-
нейшем не изменяются (рис. 15.16).
Рентгенографически, т. е. интегрально, можно наблюдать измене-
ние ширины линий соответствующих ВС, что свидетельствует об уве-
личении степени их совершенствования. На рентгенограмме непо-
движного образца после трения видны следы рекристаллизации меди.
Из этого, очевидно, следует, что ВС, получаемым экспериментально,
по сравнению с существующими в реальных условиях эксплуатации
соответствуют более высокие скорости и температуры согласно сни-
маемым токам, так как коэффициент перекрытия поверхностей кон-
тактов в опытах намного больше, чем на практике.
Нагрев, вызванный пропусканием тока, является более мощным,
чем фрикционный. Так, если при скольжении 2,2 м/с происходит
только отпуск поверхностных слоев медного контакта, то при 0,56 м/с
и пропускании тока возникает частичная их рекристаллизация. Элек-
трический ток стимулирует появление в составе ВС окислов железа,
374
Таблица 15 4
Фазовый состав поверхностей трения контактов и продуктов изнашивания
Состав по- рошкового токосъемно- го элемента	Скорость скольжения, м/с	Состав ВС при прохождении тока			Состав ВС без тока	
		порошкового токосъемного элемента	медного контакта	продуктов ИХ износа	порошкового токосъемно- го элемента	медного контакта
Компози- ция 3	0,56	Fe, Pb, Cu2O	Си, Cu2O	Си, Fe, Си2О	Fe, Си, Си2О, Fe3O4	Си, РЬ, Си2О, Fe3O4
	1,1	Fe, Cu2O	Си, Cu2O, СиО	Си, Си2О	Fe, Си, Си2О, Fe3O4	Си, РЬ, Си2О, Fe3O4
	2,2	Fe, Cu2O, CuO	Си, Си2О, СиО	Си, Си2О, СиО	—	—
Компози- ция 8	1,1	Fe, Fe3O4	Си, РЬ, Fe3O4, Fe2O3	Си, Fe, Fe3O4	Fe, Си, Fe3O4, Fe2O3	Си, РЬ, Fe3O4, Fe2O3
образование окислов, имеющих более высокую температуру форми-
рования (табл. 15.4).
Введение 2,4 % S в материал токосъемного элемента приводит к
резкому изменению фазового состава ВС. В этом случае пропускание
электрического тока оказывает меньшее влияние на фазовый состав
ВС. Уже без тока после взаимодействия контактов в течение 30 мин во
вторичных структурах появляется окисел Fe3O4, количество которого
с продолжительностью работы увеличивается, а после 120 мин появ-
ляется окисел Fe2O3 (рис. 15.17).
Прохождение электрического тока через контакт приводит к появ-
лению на рентгенограмме дифракционной линии 100 %-ной интен-
сивности Fe2O3 (21,1О°(2), Fe3O4 (22,6О"0 и линии РЬ. К 60-й минуте
взаимодействия контактов на рентгенограмме с ВС медного контакта
появляются дополнительные линии Fe2O4 (37”(9) и Fe2O3 (26, IO°Q,
31,40°Q, 34°0. Интенсивность линий указывает на преобладание
окисла Fe2O3 в ВС (рис. 15.18) [359].
Съемки после окончания эксперимента показали, что состав ВС
остается неизменным. Все фазы во вторичных структурах сохраняют-
ся в одинаковом количестве и состоянии и, следовательно, являются
равновесными.
Отсутствие окислов меди в ВС обоих контактов значительно влияет
на их износостойкость. Наличие серы в составе порошкового материа-
ла снижает износ медного контакта, что, очевидно, связано с отсутстви-
375
Рис. 15.17. Распределение интенсивно-
стей дифракционных линий слоя ВС мед-
ного контакта при трении скольжения с
порошковой композицией 8 на основе
железа в интервале 165 — 180 мин в случае
v = 1,1 м/с без пропускания электри-
ческого тока
Рис. 15.18. Распределение интенсивно-
стей дифракционных линий слоя ВС мед-
ного контакта при трении с композицией 8
на основе железа в интервале 165 — 180 мин
в случае v = 1,1 м/с и пропускания электри-
ческого тока
ем окислов меди в продуктах износа. Процессы, развивающиеся при
этом, предотвращают переход меди в окислы, а следовательно, и потери
ее в виде продуктов износа, представляющих собой частички ВС. При
отсутствии тока через контакт замена в ВС окислов меди на окислы же-
леза, перенесенного из порошкового материала, позволяет снизить из-
нос медного контакта практически в 2 раза (/=0,0122 г/км при компо-
зиции 3 и / = 0,00614 г/км при композиции 8). Некоторое увеличение
износа порошкового материала на основе железа (/ = 0,00406 г/км при
композиции 3 и /= 0,00448 г/км при композиции 8) вследствие образе-
Рис. 15.19. Интенсивность изнашива-
ния скользящих электрических контак-
тов в зависимости от состава порошко-
вого материала токосъемного элемента
при v= 1,1 м/с:
а — без тока; б — с током
вания ВС, состоящих из окислов железа, компенсируется уменьшением
износа медного контакта (рис. 15.19).
При прохождении электрического тока через контакт более интен-
сивное образование ВС, содержащих окислы железа, приводит к зна-
чительному снижению износа медного контакта (до J = 0,0082 г/км
для композиции 3) и соответственно к повышению износа порошко-
вого материала (J= 0,0084 г/км для композиции 3).
Присутствие серы в составе порошкового материала стимулирует
при прохождении тока через контакт активное образование ВС, со-
держащих только окислы железа. В этом случае износ такого порош-
кового материала увеличивается (/= 0,0056 г/км для композиции 8), а
медного контакта снижается (/= 0,0043 г/км).
Таким образом, выявлена природа влияния тока на износ контак-
тов, установлено стимулирующее воздействие серы на состав ВС, ме-
ханизм износа контактов в зависимости от процессов, формирующих
состав ВС [359].
15.6.	Стадийность образования вторичных структур
и природа их разрушения
Поддержание слоев ВС на контактном проводе при работе в паре с
токосъемными элементами из углеграфитовых материалов произво-
дится в результате поступления меди провода в слои политуры путем
диффузии и электропереноса. Пластическая деформация в этом слу-
чае играет второстепенную роль, так как следы ее при металлографи-
ческих исследованиях не обнаружены, а металл приповерхностных
слоев провода отжигается. Действительно, по глубине ВС наблюдает-
ся значительный градиент концентрации меди и серы, а слои металла
под ними рекристаллизованы. При повышенных плотностях тока
медь попадает во вторичные структуры в результате мостиковой и
взрывной эрозии, чего не наблюдается при использовании порошко-
вого материала.
В первом случае по разрушенным участкам ВС, как по капиллярам,
поднимается к поверхности трения расплавленная медь, во втором про-
исходит оседание частиц меди на ВС. Так как на углеграфитовых мате-
риалах не образуются слои ВС достаточной толщины из-за плохой сма-
чиваемости их металлами, то в результате беспрепятственного механи-
ческого переноса углеграфита происходит рост и поддержание ВС.
Образование устойчивых ВС завершается не только после дости-
жения ими определенной толщины, но и по окончании перераспреде-
ления элементов внутри слоя ВС, так как стационарное состояние при
минимальном износе характеризуется отсутствием потока вещества
согласно принципу Ле Шателье — Брауна.
Формирование ВС завершается полированием их поверхности в
результате стремления к снижению поверхностной энергии, коэффи-
377
циента трения, тепловыделений, а также неравномерности распреде-
ления зарядов по поверхности. Эти процессы приводят к уменьшению
производства энтропии.
В результате проведенного анализа можно выделить следующие
этапы появления и роста ВС:
1.	Активирование поверхностей материалов контактов (пластиче-
ская деформация, снятие окисных пленок при старых ВС с образова-
нием ювенильных поверхностей и их разогрев);
2.	Появление зародышей ВС (адсорбция на поверхности, массопе-
ренос с контакта в результате микросхватывания или механического
сцепления, электроперенос, диффузия, перемешивание в жидком или
твердофазном состоянии, пластическая деформация, химические ре-
акции);
3.	Рост зародышей ВС, увеличение их толщины и площади (плас-
тическая деформация, блокирование участков и поступление мате-
риалов контактов в слои ВС, спекание продуктов износа и неметалли-
ческих частиц, химическое взаимодействие, адсорбция, диффузия,
электроперенос, установление характерного концентрационного гра-
диента), формирование вторичных структур под воздействием прохо-
дящего через них электрического тока;
4.	Приспособление поверхностей ВС к контртелу (полировка по-
верхностей).
Достигнув определенной толщины, ВС под влиянием внешних воз-
действий подвергаются разрушению с одновременным восстановлени-
ем. Механическое разрушение ВС происходит послойно, причем от-
слаиваются участки поверхностного слоя ВС, ограниченного поверх-
ностными трещинами. Вторичным структурам контактных проводов,
работавшим в паре с порошковым материалом, свойственны механи-
ческие разрушения, а работавшим в паре с углеграфитовыми материа-
лами — электрические.
Предложена термоусталостная модель изнашивания, согласно ко-
торой причиной разрушения ВС являются структурные напряжения,
возникающие на трущихся поверхностях в результате различия коэф-
фициентов и химико-термических процессов в них, сопровождаю-
щихся образованием соединений, различающихся объемом.
15.7.	Влияние вторичных структур на работу
скользящих контактов в эксплуатации
В определенных условиях и при установленных интервалах значе-
ний внешних параметров системы (тип токосъемного элемента, тем-
пература, скорость скольжения, снимаемые токи и т. д.) во вторичных
структурах, как и в пленочных системах, обычно имеется единствен-
ная стабильная модификация, свободная энергия которой минималь-
на. Изменение внешних параметров приводит к тому, что стабильной
оказывается иная модификация, т. е. появляется энергетический сти-
мул для начала фазового превращения. В связи с этим при смене ти-
пов токосъемных элементов появлению новых ВС на поверхности
контактных проводов предшествует полное снятие старых. Подобный
эффект наблюдался на ряде железных дорог при смене токосъемных
материалов или при переходе на эксплуатацию порошкового материа-
ла без подачи сухой графитовой смазки.
Таким образом, поверхность контактного провода (по аналогии с
химическими процессами) между начальным и конечным устойчивы-
ми состояниями (соответственно со старыми и новыми ВС) проходит
через состояние неустойчивости при повышенной по сравнению с ко-
нечным состоянием энергией, которому соответствует ювенильная по-
верхность.
Следовательно, при постоянной смене одного токосъемного мате-
риала на другой на участке контактной сети каждый раз контактный
провод будет стремиться приспособить свою поверхность к новым спе-
цифическим условиям взаимодействия — будут разрушаться старые и
создаваться новые, характерные для провода вторичные структуры. Это
приводит к неустановившемуся составу промежуточных слоев и их ин-
тенсивному износу. Эксплуатация скользящего контакта в этом случае
осуществляется постоянно в режиме приработки, что вызывает интен-
сивный износ контактного провода. Подобный эффект наблюдался на
ряде железных дорог (Южной, Октябрьской, Западно-Сибирской, Куй-
бышевской) при затянувшемся переводе электроподвижного состава с
одного материала токосъемных элементов на другой. Например, при
замене медных токосъемных пластин на самосмазывающиеся из по-
рошкового материала, пропитанного сплавом свинца, на основной час-
ти ЭПС Западно-Сибирской дороги износ провода снизился за 2 года
на 25 - 27 %, а при полной замене через год — на 50 - 75 %.
Для снижения износа контактной пары необходимо создавать усло-
вия, позволяющие снизить временной промежуток между разрушени-
ем старой ВС и появлением (наработкой) новой.
Процесс структурной приспособляемости состоит в образовании
ВС [229]. Однако необходимо учитывать основные механизмы по-
падания материалов контактов во вторичные структуры при их
формировании и восстановлении. Так, для снижения износа кон-
тактного провода, работающего в паре с порошковым материалом,
необходимо замедлить пластическую деформацию его поверхност-
ных слоев в процессе эксплуатации. Для этого следует повысить у
контактного провода степень деформационного упрочнения и тем-
пературу рекристаллизации, что достигается легированием меди
компонентами, снижающими энергию ее дефектов упаковки и об-
разующими при дисперсионном твердении по границам зерен и
субзерен мелкие выделения, имеющие гексагональную кристалли-
ческую решетку.
379
15.8.	Положения термодинамики необратимых процессов
применительно к образованию вторичных структур на
деталях сильноточного скользящего контакта
Для сильноточных скользящих контактов, как и для всех трибо-
систем, характерен переход в них упорядоченной механической энер-
гии движения в другие, неупорядоченные формы энергии, связанные
с выделением тепла, упругопластической деформацией слоев металла
у поверхности трения, изменением их структуры. Такое преобразова-
ние энергии характеризует скользящие контакты как диссипативные
системы, так как прохождение электрического тока через них сопро-
вождается тепловыделением. Все это приводит к термической не-
устойчивости поверхностных слоев контактов.
Термодинамическое состояние скользящего контакта определяет-
ся коэффициентом трения, током, нормальной нагрузкой, скоростью
скольжения и т. д. Скорость химических реакций и диффузионных
процессов на поверхностях контактов из-за высокой деформации ме-
талла контактов и нагрева возрастает на несколько порядков. Посто-
янство образования на поверхностях контактов вторичных структур
свидетельствует о самоорганизующем принципе взаимодействия кон-
тактов, проявлении их структурно-энергетической приспособляемос-
ти. Образование устойчивых ВС на поверхностях трения контактов
определяется нормальным характером их взаимодействия, щадящими
условиями работы [321]. В этом случае структурная приспособляе-
мость сводится к тому, что все взаимодействие контактов реализуется
в третьем теле — вторичных структурах, которые воспринимают все
внешние воздействия, приходящиеся на трущиеся тела. Таким обра-
зом, ВС являются демпфирующим телом, воспринимающим все виды
воздействия и разрушающимся от них [229].
В зависимости от динамического равновесия между разрушением и
образованием (восстановлением) ВС проявляется полнота структур-
но-энергетической приспособляемости трибосистемы контактов.
Вторичные структуры на контактном проводе при работе с одним и
тем же материалом токосъемных элементов обладают устойчивостью,
стабильностью состава, строения, толщины и свойств, несмотря на
изменение таких эксплуатационных факторов, как скорость скольже-
ния, климатические условия, нормальные нагрузки, снимаемые токи
ит. д. [360,361].
Устойчивое состояние ВС, стремление контактов к структурно-
энергетической приспособляемости приводят к неудовлетворитель-
ной работе скользящего контакта в начальный период их взаимо-
действия, когда на поверхности его деталей отсутствуют ВС. В началь-
ный период работы скользящий контакт неустойчив к внешним воз-
мущениям и только после появления ВС становится устойчивым к
ним. Вторичные структуры, являясь устойчивым образованием, нахо-
380
дятся в динамическом равновесии разрушения и восстановления, т. е.
им не свойственно равновесное состояние, когда в системе отсутству-
ют какие-либо потоки. Устойчивое состояние ВС обусловлено бес-
прерывным обменом потоков с внешней средой и контртелом, и, сле-
довательно, для ВС характерно неравновесное состояние.
К вторичным структурам поступает тепловая энергия, материалы
из внешней среды и контртела; в то же время происходит убыль ВС от
износа. При этом ВС приобретают стационарное состояние, когда нм
присущ обмен потоками энергии и вещества; параметры ВС не меня-
ются вследствие равенства потоков, обусловливающих их износ и вос-
становление. Стабильность состава, строения и свойств вторичных
структур доказывает, что стационарное, неравновесное состояние
трибосистемы контактный провод — токосъемный элемент является
устойчивым по отношению к внешним воздействиям. Это соответ-
ствует принципу Ле Шательс — Брауна, распространенному на нерав-
новесные состояния [361, 362], т. е. для скользящих контактов право-
мерно то, что они проявляют устойчивость к внешнему воздействию,
стремясь его снизить.
В связи с установленными закономерностями обеспечения нор-
мальной работы трибосистемы необходимо выяснить, в каких услови-
ях ВС будут обеспечивать устойчивое стационарное состояние при
минимальном износе сильноточного контакта.
Составляя энергетический баланс сильноточного скользящего кон-
такта, учитывали, что в контакте энергия выделяется в результате
действия сил трения и прохождения электрического тока. В связи с
этим выделившуюся энергию можно представить как
Q — &р + Сэл.
Составляющие можно выразить как
&р =fpv и Сэл =?R,
где/ — коэффициент трения; р — давление; v — скорость скольжения;
j — плотность тока; R — сопротивление в контакте [363, 364].
Выделяющаяся в контакте энергия может идти в контактный про-
вод, токосъемные элементы, рассеиваться во вторичных структурах и
поступать в окружающую среду. Токосъемные элементы нагреты
сильнее контактного провода, так как их электро- и теплопроводность
значительно ниже, чем у контактного провода, а время контактирова-
ния существенно больше. Обмен тепловой энергией в данном сечении
провода со средой за время его взаимодействия с токосъемными эле-
ментами определяют, используя понятие эффективной глубины про-
никновения тепла [300]. Значения эффективной глубины проникно-
вения тепла при различных скоростях скольжения для контактного
провода определены в работе [299]. При скоростях от 3,6 до 108 км/ч
эффективная глубина проникновения тепла меньше толщины кон-
381
тактного провода (11,8 мм), и, следовательно, возможно пренебречь
обменом тепловой энергией контактного провода со средой.
В связи с этим практически вся выделившаяся в контакте энергия
Q в течение взаимодействия контактного провода с токосъемными
элементами во время движения электроподвижного состава идет на
увеличение внутренней энергии приповерхностных слоев контактно-
го провода (АС/) и расходуется при переносе энергии из зоны контак-
тирования в контактный провод, т. е. рассеивается в ВС (№). Тогда
энергетический баланс в контакте можно выразить как
G = ALZ+ W,
а при учете изменения энтропии контактного провода [363]
Q = AU(s)+ W.
В условиях нормального трения и износа соотношение между основ-
ными составляющими энергии, выделяемой при трении и при прохож-
дении электрического тока [229], должно выглядеть следующим образом:
kU/Q —> min, т. е. внутренняя энергия приповерхностных слоев должна
быть наименьшей при одном и том же количестве энергии, выделившей-
ся в контакте, вследствие большего рассеивания ее во вторичных струк-
турах (W). Из приведенного уравнения получим
Ж= Q - A(Z(s).
При непосредственном контакте токосъемных элементов с кон-
тактным проводом имеем A U/Q -> max, т. е. рассеяние энергии W в
этом случае минимально. Процесс трения происходит в аварийном
режиме возникновения и развития повреждений согласно классифи-
кации, предложенной в работе [229]. Отсюда следует, что для возмож-
но меньшего увеличения износа контактного провода при контакти-
ровании необходимо ввести в систему дополнительное промежуточ-
ное тело, в котором происходило бы рассеяние энергии. Таким телом
в скользящих контактах является ВС. Поскольку Q = const при посто-
янных j, р, v и в трибосистеме для снижения износа выгодно повы-
шать величину W, то в ней должен протекать процесс наименьшего
возрастания энтропии. В соответствии со вторым законом термодина-
мики увеличение энтропии системы при переходе тепла от более на-
гретого тела к менее нагретому возможно в закрытой системе, обыч-
ные же трибосистемы являются открытыми.
И. Пригожиным [363] предложено считать, что энтропия открытой
системы dS состоит из двух частей: потока энтропии dSmxuA, обусловлен-
ной взаимодействием с окружающей средой, и части энтропии dSKtvr,
обусловленной изменениями внутри системы. Отсюда следует, что из-
менение энтропии системы
dS dSeHeui 3" dSfifiy;.
Для необратимых процессов, при которых в системе энтропия са-
мопроизвольно растет, ^Авнуг > 0. В скользящем контакте обмен энтро-
382
пией ВС со средой происходит вследствие притока из зоны контакта
вещества и энергии, что приводит к возрастанию энтропии ВС (dSBX), а
в результате передачи тепла в контактный провод и износа происходит
ее уменьшение (—dSKf,,y). Баланс энтропии определится выражением:
dS dSBK dSBBix “Ь dSBHyY.
Скорость роста энтропии ВС можно выразить как
dS/dt = dSBX/dt - dSUkl>,/dt + dSBHyy/dt,
где dSKI,yi/dt — производство энтропии.
Нормальная работа сильноточного скользящего контакта сопро-
вождается малыми износами, а следовательно, небольшим оттоком
энтропии системы с продуктами износа и, в свою очередь, постоян-
ным количеством тепла, обусловленным фиксированным прохожде-
нием электрического тока и установившимся механическим взаимо-
действием контактов. Процесс возобновления ВС при их износе, об-
условленный взаимодействием с компонентами окружающей среды,
будет постоянным и умеренно активным. В этом случае ВС характе-
ризуются устойчивостью и стабильностью структуры и химического
состава, равновесием притока к ним и оттока от них энергии и ве-
щества. Так как в процессе взаимодействия с токосъемными элемен-
тами ВС находятся в стационарном состоянии, т. е., несмотря на по-
ступление и отвод вещества и энергии, их параметры состояния и эн-
тропия не меняются со временем, то
dS/dt = dSBX/dt - dSBBJdt + dSBByi/dt = О,
откуда
dSBBy/ dt dSBm/ dt dSBX/ dt.
В режиме нормального трения и износа величина dSBBX/dt должна
быть минимальной, так как в этом случае объем продуктов износа на
несколько порядков меньше объема ВС и при постоянных внешних
параметрах для восстановления ВС в них поступает малое количество
вещества из окружающей среды. Величина dSBX/dt мало меняется при
постоянных параметрах эксплуатации (v, Р, Г). Из всего этого следует,
что энтропия системы при внешнем воздействии будет изменяться
мало. То же самое будет происходить и при изменении энтропии во
времени, т. е. при стационарном состоянии вторичных структур си-
стема будет характеризоваться минимумом производства энтропии:
dSBWfI/dt-> min [363, 364].
Экспериментально установлено, что только при наличии ВС на
поверхности контактов наблюдается снижение коэффициента трения
с увеличением тока, т. е. самосмазываюшее действие электрического
тока.
Испытания натурных образцов контактного провода и токосъемных
элементов проводились на стенде при взаимодействии контактов —
383
вращающегося обруча из контактного провода, который соприкасался
с возвратно-поступательно двигающимися токосъемными элемента-
ми. Было обнаружено, что при увеличении тока, снимаемого с кон-
тактного провода элементами из порошкового материала на металли-
ческой основе с самосмазывающими свойствами, скорость вращения
обруча с контактным проводом увеличивалась. Ток в контакте изме-
нялся от 10 до 720 А.
При росте тока от 0 до 100 А коэффициент трения незначительно
снижался. Это связано с тем, что для достижения и поддержания
устойчивого неравновесного стационарного состояния необходима
определенная интенсивность взаимодействия с окружающей средой.
По мере увеличения тока повышалась температура, а следовательно,
усиливались окислительные процессы, влияющие на состояние ВС.
Для вторичных структур на контактах в рассмотренном примере
необходимая пороговая интенсивность взаимодействия проявлялась
при токе более 100 А.
Следует отметить, что на контактном проводе со снятыми ВС эф-
фект «связывающего действия тока» не наблюдается. Поведение
скользящего контакта в этом случае соответствует обобщенному
принципу Ле Шателье — Брауна. Система проявляет устойчивость к
внешнему воздействию, стремясь его снизить. Увеличение тока при
минимуме производства энтропии приводит к снижению износа кон-
тактов, несмотря на тенденцию его увеличения вследствие электро-
эрозионных явлений.
384
СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
I.	Бойченко В. И., Дзекцер Н. Н. Контактные соединения токоведуших шин.
Л.: Энергия, 1978. 1143 с.
2.	Белоусов А. К., Савченко В. С. Электрические разъемные контакты в радио-
электронной литературе. М.: Энергия, 1967. 232 с.
3.	Хольм Р. Электрические контакты. М.: Иностранная литература, 1961.464 с.
4.	Копытин Ф. А. К вопросу о переходных сопротивлениях электрических контак-
тов реле и контакторов постоянного тока — В кн.: Математические и теоретические
проблемы в контактной технике. Алма-Ата: Ин-т экономики АН Каз. ССР, 1970.
С. 102-109.
5.	Melsom S. W., Booth Н. С. The efficiency of overlapping joints in coppe and
aluminium busbars // ЛЕЕ. 1922. V. 60. № 8. P. 120.
6.	Усов В. В., Займовский А. С. Проводниковые реостатные и контактные мате-
риалы. М.: Госэнергоиздат, 1959. С. 100— 101.
7.	Авременко Г. Ю., Дзекцер Н. Н., Канчел В. А. Электропроводящая смазка
для электрических контактов / Тез. международной конференции «Электрические кон-
такты и электроды. ЭК-2000» . Крым, Кацивели, 2000. 104 с.
8.	Калашников Е. А., Берент В. Я., Буштед Ю. П. Особенности пластической
деформации при сварке взрывом монометаллических и биметаллических многопрово-
лочных проводов. — В кн.: Применение энергии взрыва в сварочной технике. Киев: АН
УССР, Институт электросварки им. Е. О. Патона. 1977. С. 123 - 127.
9.	Ягудеев А. М., Негейбеков Р. Н. Электрические контакты М.: Энергия, 1967.
85 с.
10.	Брон О. Б. Проблемы электрических контактов в сильноточных аппаратах.—
В сб.: Электрические контакты. М.: Наука, 1973. С. 7 — 15.
11.	Фурсей Г. Н. Физические процессы на электродах при пробое в различных сре-
дах / Лекции Всесоюзной школы по электрическим контактам и электродам. Часть 1.
Киев: АН УССР, ИПМ, 1969. С. 94 - 105.
12.	Раховский В. И. Современные представления о механизме эмиссии катода дуги
низкого давления / Лекции Всесоюзной школы по электрическим контактам и электро-
дам. Часть 1. Киев: АН УССР, ИПМ, 1969. С. 38 - 69.
13.	Гутько А. Д. Эрозия электродов из благородных металлов в дуговом разряде. —
В сб.: Электрические контакты. М. — Л.: Энергия, 1964. С. 53 - 71.
14.	Афанас ье в Н. В. Об эрозионной устойчивости контактных материалов. — В сб.:
Электрические контакты. М. — Л.: Госэнергоиздат, 1958. С. 50 — 63.
15.	Правоверов Н. Л., Стручков А. И. Эрозия чистоты металлов в электрической
дуге И Электротехника. 1976. № 1. С. 53 — 54.
16.	3 ол отых Б. Н. О природе передачи энергии электродам в импульсивном разряде
при малых промежутках. — В сб.: Электрические контакты. М. - Л.: Энергия, 1964.186 с.
17.	Бабич И. Л., Веклич А. Н., Осидач В. Н. Влияние вторичных структур рабо-
чего слоя композиционных электродов на температуру плазмы электрической дуги/
25-1302
385
ОГЛАВЛЕНИЕ
От автора..............................................................3
Введение.............................................................. 5
1.	НЕПОДВИЖНЫЕ КОНТАКТЫ
1.1.	Виды неподвижных контактов.....................................   7
1.2.	Влияние состояния контактных поверхностей, сил сжатия, материалов
контактов на их электрические свойства................................ 9
1.3.	Влияние на переходное сопрот ивление контактов пленок
с диэлектрическими свойствами........................................   10
1.4.	Влияние механической обработки контактных поверхностей
на электрические свойства контактов...................................15
1.5.	Требования, предъявляемые к арматуре контактной сети и линий
электропередачи из цветных металлов.................................. 17
1.6.	Материалы контактов и технологии их изготовления................ 19
1.7.	Конструкция плашечных зажимных контактов.........................21
1.8.	Соединение проводов сваркой взрывом..............................22
1.9.	Безболтовые обжимные зажимы......................................32
2.	КОММУТАЦИОННЫЕ КОНТАКТЫ
2.1.	Виды контактов и явления, протекающие в них..................... 34
2.2.	Механизмы износа и повреждаемости контактов......................35
2.3.	Характеристики материалов, влияющие на образование электрических
разрядов..............................................................37
2	4. Эрозия контактов и свойства их материалов........................38
2.5.	Эрозия и условия работы контактов............................... 41
2.6.	Материалы электрических контактов................................41
3.	СКОЛЬЗЯЩИЕ КОНТАКТЫ
3.1.	Виды контактов и пути их совершенствования...................... 51
3.2.	Процессы в поверхностных слоях сильноточного скользящего контакта.54
3.3.	Явления, обусловленные воздействием внешних факторов..............58
3.4.	Повреждаемость контактного провода и токосъемных элементов...... 62
4. ТЕХНОЛОГИЯ ИЗГОТОВЛЕНИЯ БЕССТЫКОВЫХ
МЕДНЫХ КОНТАКТНЫХ ПРОВОДОВ
4.1. Совершенствование технологии изготовления катанки для контактных
проводов................................................................. 69
4.2.	Режимы плавки и литья меди на установках НЛП........................ 71
4.3.	Прокатка горячей медной литой заготовки на непрерывных станах........77
4.4.	Свойства катанки в зависимости от технологии изготовления............80
4.5.	Свойства медных контактных проводов, изготовленных волочением....... 84
4.6.	Свойства медных контактных проводов, изготовленных прокаткой.........88
4.7.	Текстура катанки и контактного провода.............................. 91
404
5.	ПРЕДПОСЫЛКИ СОЗДАНИЯ ЛЕГИРОВАННЫХ
МЕДНЫХ КОНТАКТНЫХ ПРОВОДОВ
5.1.	Свойства меди при нагартовке и ее разупрочнение при нагреве......96
5.2.	Разупрочнение медных контактных проводов........................ 97
5.3.	Требования к материалу контактного провода......................103
5.4.	Легирующие элементы и их влияние на температуру рекристаллизации меди.... 104
5.5.	Легирующие элементы меди и ее износостойкость...................108
5.6.	Противозадирные свойства медных сплавов при трении скольжении.. 109
5.7.	Практика применения контактных проводов из различных материалов... 115
6.	МЕДНЫЕ НИЗКОЛЕГИРОВАННЫЕ КОНТАКТНЫЕ ПРОВОДА
6.1.	Технология изготовления бесстыковых медных низколегированных
контактных проводов..................................................119
6.2.	Свойства медных низколегированных бесстыковых контактных проводов. 126
7.	БРОНЗОВЫЕ КОНТАКТНЫЕ ПРОВОДА
7.1.	Технология изготовления бронзовых контактных проводов.......... 130
7.2.	Выбор состава бронзовых контактных проводов.....................130
7.3.	Изготовление проводов из слитков малой массы................... 138
7.4.	Изготовление бронзовых проводов на установках непрерывного литья
и прокатки.......................................................... 141
7.4.1.	Изготовление легированной медной катанки.................. 141
7.4.2.	Технология изготовления проводов, упрочняемых нагартовкой. 145
8.	ТЕРМООБРАБАТЫВАЕМЫЕ БРОНЗОВЫЕ КО11ТАКТНЫЕ ПРОВОДА
8.1.	Технология изготовления термообрабатываемых бронзовых контактных
проводов............................................................ 147
8.2.	Медные сплавы, технологичные в условиях литья на установке НЛП. 150
8.3.	Медные сплавы, легированные фосфидами и силицидами переходных
металлов.............................................................151
8.4.	Медный угол диаграммы состояния сплавов Си — Fe — Р.............152
8.5.	Медные сплавы системы Си - Fe - Р для изготовления контактных
проводов............................................................ 154
8.6.	Износостойкость сплавов системы Си - Fe - Р. .................. 156
8.7.	Технология изготовления контактных проводов с фосфидами железа
на установке НЛП.....................................................157
9.	СЛУЖЕБНЫЕ СВОЙСТВА МЕДНЫХ ЛЕГИРОВАННЫХ
КОНТАКТНЫХ ПРОВОДОВ
9.1.	Влияние теплового воздействия на свойства медных легированных
контактных проводов................................................  159
9.2.	Износостойкость медных легированных контактных проводов
поданным эксплуатации............................................... 171
10.	ТОКОСЪЕМНЫЕ ЭЛЕМЕНТЫ НА УГЛЕРОДНОЙ ОСНОВЕ
ДЛЯ ТОКОПРИЕМНИКОВ ЭЛЕКТРОПОДВИЖНОГО СОСТАВА
10.1.	Направления разработки материалов для токосъемных элементов... 174
10.2.	Токосъемные элементы из углеродных материалов................. 175
405
10.2.1.	Свойства токосъемных элементов из углеродных материалов.. 175
10.2.2.	Эксплуатационные характеристики токосъемных элементов
из углеродных материалов..........................................176
10.2.3.	Электроэрозионная стойкость углеродных материалов........ 178
10.2.4.	Влияние электроэрозионных процессов на работоспособность
контактного провода.............................................. 182
10.3.	Металлоуглеродные токосъемные материалы....................... 183
10.3.1.	Снижение элекгропотерь в контактах при вводе металла
в углеродный материал.............................................183
10.3.2.	Свойства металлоуглеродных вставок....................... 185
10.3.3.	Медные сплавы для пропитки углеродных материалов......... 186
10.3.4.	Электроэрозионная стойкость и работоспособность
металлоуглеродных вставок........................................ 188
10.3.5.	Электроконтактные свойства маталлоуглеродных вставок..... 189
11.	МОНОСЛОЙНЫЕ ПОРОШКОВЫЕ ТОКОСЪЕМНЫЕ ЭЛЕМЕНТЫ
НА МЕТАЛЛИЧЕСКОЙ ОСНОВЕ С САМОСМАЗЫВАЮЩИМИ СВОЙСТВАМИ
11.1.	Преимущества токосъемных элементов из порошковых материалов
на металлической основе............................................. 193
11.2.	Построение материала токосъемного элемента на металлической основе. 194
11.3.	Свойства порошкового железа при его легировании............... 197
11.4.	Свойства порошковой меди при ее легировании....................199
11.5.	Различные виды твердых смазок в порошковых материалах..........200
11.6.	Порошковые токосъемные элементы с вводом твердых смазок в шихту
перед формированием их корпуса.......................................201
11.7.	Прокатка порошков при изготовлении токосъемных элементов.......203
11.8.	Свойства прессованных и прокатанных токосъемных элементов..... 206
11.9.	Порошковые токосъемные элементы с вводом твердой смазки пропиткой..209
11.9.1.	Процесс пропитки......................................... 209
11.9.2.	Твердые смазки, вводимые пропиткой....................... 210
11.9.3.	Порошковый материал токосъемных элементов под пропитку
легкоплавким сплавом..............................................212
11.9.4.	Повышение антифрикционных свойств путем ввода активных
вердых смазок.....................................................218
11.10.	Антифрикционные свойства порошковых пластин и их характеристики...221
11.10.1.	Совместимость трибосистемы контактов в зависимости
от прочности порошковых токосъемных элементов и количества
твердой смазки в них............................................. 223
11.10.2.	Макротвердость порошковых контактов и износ медного
контакта..........................................................228
11.10.3.	Электрофрикционная теплостойкость контактных пластин,
роль твердой смазки при окислительном износе......................231
11.10.4.	Самосмазывающие свойства порошковых токосъемных
элементов.............................................................237
11.10.5.	Влияние электрического тока на антифрикционные и контактные
характеристики порошковых пластин и медного контакта............. 239
406
11.11.	Влияние пропитки легкоплавким сплавом на свойства порошковых
контактных пластин...................................................244
11.12.	Электроэрозия порошковых контактных пластин каркасного типа
и обоснованность их структурного построения..........................249
11.13.	Эффективность применения порошковых контактных пластин........252
12.	ТОКОСЪЕМНЫЕ ЭЛЕМЕНТЫ ИЗ ПОРОШКОВЫХ МАТЕРИАЛОВ
В БИМЕ1АЛЛИЧЕСКОМ ИСПОЛНЕНИИ
12.1.	Предпосылки создания биметаллических токосъемных элементов
из порошковых материалов.............................................255
12.2.	Технология соединения порошкового корпуса токосъемных элементов
с несущим основанием................................................ 256
12.3.	Разработка порошкового материала для рабочего слоя биметаллических
контактных пластин...................................................260
12.4.	Комплексное легирование порошкового материала рабочего слоя... 267
12.4.1.	Исследование порошковых материалов контактных пластин
при низкой скорости скольжения................................... 267
12.4.2.	Испытания порошковых материалов на электрофрикционную
теплостойкость....................................................268
12.4.3.	Влияние серы на антифрикционные свойства порошковых
материалов для контактных пластин.................................269
12.5.	Спекание порошкового материала на основе железа в проходных печах.275
12.6.	Механические свойства и эксплуатационные характеристики
биметаллических контактных пластин...................................280
13.	ЭЛЕКТРЫ КОНТАКТНЫЕ ХАРАКТЕРИСТИКИ И ЭЛЕКТРОЭРОЗИЯ
ДЕТАЛЕЙ СИЛЬНОТОЧНОГО СКОЛЬЗЯЩЕГО КОНТАКТА
13.1.	Роль электроэрозии в повреждаемости сильноточного скользящего
контакта.............................................................285
13.2.	Эрозионная повреждаемость контактных материалов в эксплуатации.... 286
13.3.	Образование контакта при прохождении тока и изменение контактного
сопротивления........................................................291
13.4.	Нагрев контактов проходящим через них током....................296
13.5.	Эрозия деталей сильноточного контакта в зависимости от состава
их материала........................................................ 300
13.6.	Допустимый ток и его плотность в контакте медный контактный провод —
токосъемный элемент................................................. 305
13.7.	Снижение электроэрозионной повреждаемости токосъемных элементов
и повышение их работоспособности........................................312
14.	СКОЛЬЗЯЩИЙ КОНТАКТ В ЭЛЕКТРИЧЕСКИХ МАШИНАХ
14.1.	Материалы скользящих контактов и их свойства.................. 322
14.2.	Политура на поверхностях контактов.............................333
14.3.	Факторы, влияющие на падение напряжения в скользящем контакте..335
14.4.	Износ деталей скользящего контакта и условия, влияющие на него.336
14.5.	Характеристики, определяющие взаимодействие деталей скользящего
контакта............................................................ 339
407
15.	ВТОРИЧНЫЕ СТРУКТУРЫ НА РАБОЧИХ ПОВЕРХНОСТЯХ
СИЛЬНОТОЧНЫХ СКОЛЬЗЯЩИХ КОНТАКТОВ
15.1.	Условия нормальной работы скользяших контактов, образование на них
вторичных структур..................................................... 344
15.2.	Строение и состав вторичных структур на контактных проводах.......348
15.3.	Свойства вторичных структур при прохождении электрического тока.... 353
15.4.	Механизм появления, роста и разрушения вторичных структур........ 361
15.5.	Кинетика образования ВС и их состав при различных
режимах работы скользящего контакта.................................... 368
15.6.	Стадийность образования вторичных структур и природа их разрушения. 377
15.7.	Влияние вторичных структур на работу скользящих контактов
в эксплуатации......................................................... 378
15.8.	Положения термодинамики необратимых процессов применительно
к образованию вторичных структур на деталях сильноточного
скользящего контакта................................................... 380
Список литературы........................................................385
Научно-техническое издание
Валентин Янович Берент
МАТЕРИАЛЫ И СВОЙСТВА ЭЛЕКТРИЧЕСКИХ КОНТАКТОВ
В УСТРОЙСТВАХ ЖЕЛЕЗНОДОРОЖНОГО ТРАНСПОРТА
Набор Н. Б. Власова,
верстка Н. Д. Муравьева,
компьютерная графика О. А. Гужновская,
корректор Л. А. Шарапова.
Подписано к печати 30.10.2005.
Формат 60x90 ’/it. Усл печ. л. 25,5.
Уч.-изд. л. 28. Тираж 1000 экз. Заказ 1302
ИД №03864 от 30.01.2001
ООО «Интекст». 117556, Москва,
ул. Болотниковская, дом 5,
корп. 3, офис 2
Отпечатано
в ОАО «Типография № 9».
109033, Москва, Волочаевская ул.. 40.
408