WO2019155655A1 - 電気接点およびそれを用いた真空バルブ - Google Patents

電気接点およびそれを用いた真空バルブ Download PDF

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康友 谷原
宏幸 千葉原
大樹 道念
越智　聡
糸谷　孝行
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三菱電機株式会社
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Definitions

  • the present invention relates to a vacuum valve used for a vacuum circuit breaker which is one of high voltage distribution facilities, and an electrical contact used therefor.
  • a vacuum circuit breaker one of the high-voltage distribution facilities, is used to cut off current when a high-voltage distribution facility fails or malfunctions.
  • the vacuum circuit breaker includes a vacuum valve having a function of cutting off current.
  • the vacuum valve has a structure in which a fixed electrode and a movable electrode are coaxially arranged in an insulating container kept at a high vacuum.
  • a large surge voltage called switching surge is generated, but if the device connected to the power distribution equipment is a capacitive or inductive device, the device may be damaged by the large surge voltage.
  • the cutting current can be reduced by maintaining the arc generated between the electrodes at the time of opening the electrode near the zero point of the alternating current.
  • the duration of the arc depends on the number of particles in the vacuum, and it is necessary to supply the particles to the vacuum when cutting.
  • a conventional electrical contact material having a low cutting current characteristic a mixture of Ag as a conductive component and a high melting point metal or a carbide thereof (WC or the like) is selected. This is because the heating of the electrode by the generated arc promotes the evaporation of the conductive component Ag and thermionic emission of the refractory metal and its carbide, thereby sustaining the arc.
  • JP 2007-332429 A page 3, FIG. 2
  • JP 2014-56784 A page 4, FIG. 2
  • low cutting current characteristics are realized by adding a low boiling point metal.
  • the selective evaporation of the low boiling point metal can be regarded as the material consumption of the electrical contact. For this reason, the low boiling point metal is consumed as the number of times of opening and closing increases, and the amount of metal vapor supplied to the space between the contacts is reduced to deteriorate the low cutting current characteristics.
  • the present invention has been made to solve the above-described problems, and an object of the present invention is to satisfy both a low cutting current characteristic and a mechanical strength at the same time in an electrical contact to which a low boiling point metal is added.
  • a base material in which Mn is greater than 0 atomic percent and 10 atomic percent or less with respect to 100 atomic percent of Cu metal particles dispersed in the base material, and the metal Including at least one refractory material particle of carbide particles, and an intermetallic compound containing X atoms (X is Te or Se) and dispersed in a base material, wherein the metal includes W, Ta, Cr , Mo, Nb, Ti and V are at least one metal selected from the group consisting of high melting point material particles having a particle size of 0.1 ⁇ m when the high melting point material particles have a Vickers hardness of 0 Hv or more and less than 200 Hv When the Vickers hardness of the refractory material particles is greater than or equal to 100 ⁇ m and greater than or equal to 200 Hv, it is greater than or equal to 0.1 ⁇ m and less than or equal to 10 ⁇ m.
  • the intermetallic compound includes MnX compound and Mn—Cu solid solution phase and X. Including the compound, the atomic weight ratio of Mn / (Mn + X) is 20 atomic% or more and 80 atomic% or less.
  • This invention relates to an MnX (X is Te or Se) and MnX compound, and a Mn—Cu solid solution phase and X in an electric contact including a base material, high melting point substance particles and an intermetallic compound.
  • the intermetallic compound including the above compound is dispersedly arranged, and the particle diameter of the high melting point substance particles is 0.1 ⁇ m or more and 100 ⁇ m or less when the Vickers hardness of the high melting point substance particles is greater than 0 HV and less than 200 Hv.
  • the melting point is set to 0.1 ⁇ m or more and 10 ⁇ m or less, and when the total is 100% by mass, the high melting point substance particles are set to 20% by mass or more and 80% by mass or less Since the atomic weight ratio of Mn / (Mn + X) is 20 atomic% or more and 80 atomic% or less, the low cutting current characteristic and the mechanical strength are simultaneously satisfied. It can be.
  • Embodiment 1 of this invention It is a schematic diagram of the vacuum valve which shows Embodiment 1 of this invention. It is a list which shows the composition and characteristic of an electrical contact in Embodiment 1 of this invention. It is a list which shows the composition and characteristic of an electrical contact in Embodiment 1 of this invention. It is a list which shows the composition and characteristic of an electrical contact in Embodiment 1 of this invention. It is a list which shows the composition and characteristic of an electrical contact in Embodiment 1 of this invention. It is a list which shows the composition and characteristic of an electrical contact in Embodiment 1 of this invention. It is a schematic diagram of the test piece in the strength test of Embodiment 1 of this invention. It is a schematic diagram of the strength test method of Embodiment 1 of this invention.
  • FIG. 3 is a state diagram of Mn—Te in Embodiment 1 of the present invention.
  • FIG. 3 is a state diagram of Cu—Te in Embodiment 1 of the present invention.
  • FIG. 1 is a schematic cross-sectional view of a vacuum valve according to Embodiment 1 for carrying out the present invention.
  • the vacuum valve 1 of the present embodiment includes a blocking chamber 2.
  • the shut-off chamber 2 includes a cylindrical insulating container 3 and metal lids 5a and 5b fixed at both ends by sealing metal fittings 4a and 4b, and the inside thereof is kept vacuum-tight.
  • a fixed electrode bar 6 and a movable electrode bar 7 are mounted in the blocking chamber 2 so as to face each other.
  • a fixed electrode 8 and a movable electrode 9 are attached to ends of the fixed electrode rod 6 and the movable electrode rod 7 by brazing, respectively.
  • a bellows 12 is attached to the movable electrode rod 7 so that the movable electrode 9 can be moved in the axial direction while keeping the inside of the blocking chamber 2 in a vacuum-tight state. Due to the movement of the movable electrode 9 in the axial direction, the movable electrode 9 contacts or moves away from the fixed electrode 8.
  • a fixed electrical contact 10 and a movable electrical contact 11 are attached to the contact portions of the fixed electrode 8 and the movable electrode 9 by brazing.
  • a metal bellows arc shield 13 is provided on the top of the bellows 12. The bellows arc shield 13 prevents arc vapor from adhering to the bellows 12.
  • a metal insulating container arc shield 14 is provided in the blocking chamber 2 so as to cover the fixed electrode 8 and the movable electrode 9.
  • the arc shield 14 for the insulating container prevents arc vapor from adhering to the inner wall of the insulating container 3.
  • the electrical contact according to the present embodiment is used for at least one of the fixed electrical contact 10 and the movable electrical contact 11 attached to the fixed electrode 8 and the movable electrode 9, respectively.
  • the fixed electrode 8 and the movable electrode 9, and the fixed electrical contact 10 and the movable electrical contact 11 have a disc shape.
  • the shape of the electrical contact according to the present embodiment will be described as a disc shape.
  • the electrical contact of the present embodiment includes a step of mixing raw material powders and pressing with a desired press mold to produce a molded body, a step of calcining the molded body to obtain a sintered body, It is manufactured through a process of obtaining an infiltrated body by infiltrating Cu into the bonded body and a process of obtaining an electrical contact by processing the obtained infiltrated body into a desired shape.
  • the manufacturing method of the electrical contact according to the present embodiment will be described in detail.
  • the average particle size of the WC powder is desirably 0.1 ⁇ m or more.
  • the average particle diameter in the particle size distribution measured with the laser diffraction type particle size distribution apparatus is employ
  • the Cu—WC—Mn—Te molded body is sintered at 500 to 950 ° C. in a hydrogen atmosphere or under a vacuum of 1 ⁇ 10 ⁇ 5 Pa or less.
  • This sintering temperature may be 30 ° C. or more lower than the boiling point of Te, 988 ° C.
  • a Cu disc or Cu square plate having a size equal to or smaller than that of the sintered body is placed directly under the sintered body, Alternatively, infiltration is performed at a temperature not lower than 1 ⁇ 10 ⁇ 5 Pa and lower than the melting point (1083 ° C.) of Cu and lower than 1130 ° C.
  • the infiltration temperature is 1130 ° C. or higher, the melting point of the low-boiling point metal intermetallic compound existing in the sintered body is exceeded, so that sublimation of Te starts and the sintered body expands to obtain a dense electrical contact. It may not be possible.
  • the contact material is ground as a fixed electrical contact for a vacuum valve or a movable electrical contact until the thickness and diameter required for the design are reached.
  • an electrical contact can be obtained by tapering the end or polishing the surface.
  • Example 1 A Cu powder having an average particle size of 10 ⁇ m, a WC powder having an average particle size of 6.3 ⁇ m, a Te powder having an average particle size of 40 ⁇ m, and a Mn powder having an average particle size of 30 ⁇ m are mixed for 30 minutes using a ball mill or the like to be uniform. A mixed powder was prepared. The obtained mixed powder was put into a die mold (made of steel) having an inner diameter of ⁇ 23 mm, and compression molded at a pressure of 400 MPa using a hydraulic press machine to produce a molded body having a thickness of 5 mm. The obtained molded body was sintered at 900 ° C.
  • Example 1 The composition of the electrical contact was adjusted by adjusting the mass ratio of Cu powder, WC powder, Te powder and Mn powder during the preparation of the mixed powder.
  • the composition of the electrical contact obtained in Example 1 is shown in FIG. 2 (Table 1).
  • Example 2 to 12 An electrical contact was produced in the same procedure as in Example 1. However, the mass ratio of each powder at the time of mixed powder preparation is adjusted, and the composition ratio of the electrical contacts is changed.
  • the composition of the electrical contacts obtained in Examples 2-4 is shown in FIG. 2 (Table 1)
  • the composition of the electrical contacts obtained in Examples 5-8 is shown in FIG. 3 (Table 2)
  • Examples 9-12 The compositions of the obtained electrical contacts are shown in FIG. 4 (Table 3).
  • Example 13 In Example 1, electrical contacts were produced in the same procedure as in Example 1 except that WC powder having an average particle size of 9 ⁇ m was used instead of WC powder having an average particle size of 6.3 ⁇ m. The composition of the electrical contact obtained in Example 13 is shown in FIG. 5 (Table 4).
  • Example 14 In Example 1, electrical contacts were prepared in the same procedure as in Example 1 except that WC powder having an average particle size of 3 ⁇ m was used instead of WC powder having an average particle size of 6.3 ⁇ m. The composition of the electrical contact obtained in Example 14 is shown in FIG. 5 (Table 4).
  • Example 15 In Example 1, electrical contacts were produced in the same procedure as in Example 1 except that WC powder having an average particle size of 1 ⁇ m was used instead of WC powder having an average particle size of 6.3 ⁇ m. The composition of the electrical contact obtained in Example 15 is shown in FIG. 5 (Table 4).
  • Example 8 In Example 1, electrical contacts were produced in the same procedure as in Example 1 except that WC powder having an average particle size of 25 ⁇ m was used instead of WC powder having an average particle size of 6.3 ⁇ m. The composition of the electrical contact obtained in Comparative Example 8 is shown in FIG. 5 (Table 4).
  • Example 9 In Example 1, electrical contacts were produced in the same procedure as in Example 1 except that WC powder having an average particle size of 12 ⁇ m was used instead of WC powder having an average particle size of 6.3 ⁇ m. The composition of the electrical contact obtained in Comparative Example 9 is shown in FIG. 5 (Table 4).
  • Example 10 In Example 1, electrical contacts were prepared in the same procedure as in Example 1 except that WC powder having an average particle size of 0.08 ⁇ m was used instead of WC powder having an average particle size of 6.3 ⁇ m. The composition of the electrical contact obtained in Comparative Example 9 is shown in FIG. 5 (Table 4).
  • Example 16 In Example 1, the sintered body was placed on the Cu disk and infiltrated, and the sintered body was placed on the Cu disk and infiltrated. Otherwise, the same procedure as in Example 1 An electrical contact was made. The composition of the electrical contact obtained in Example 16 is shown in FIG. 6 (Table 5).
  • Example 17 In Example 1, the sintered body was placed on a Cu disk having a thickness of 2 mm and a diameter of ⁇ 20 mm and infiltrated, and infiltrated by sandwiching the sintered body with a Cu square plate having a thickness of 1 mm and a length and width of 18 mm. Other than that, an electrical contact was made in the same procedure as in Example 1. The composition of the electrical contact obtained in Example 17 is shown in FIG. 6 (Table 5).
  • FIG. 7 is a schematic diagram of a test piece in the strength test of the present embodiment.
  • the shape of the electrical contacts obtained in the examples and comparative examples is 5 mm thick and 23 mm in diameter.
  • four test pieces 21 having a width of 3.5 mm are cut out from the electrical contacts 20 obtained in the example and the comparative example.
  • FIG. 8 is a schematic diagram showing the strength test method of the present embodiment.
  • a load is applied in the thickness direction at a fulcrum distance of 15 mm, the load when the test piece breaks is measured, and the maximum bending Stress was calculated.
  • the average value of the maximum bending stress of the four test pieces was taken as the maximum bending stress of each example and comparative example.
  • the cutting current test a circuit in which a resistance of 20 ⁇ and a vacuum valve for evaluation are connected in series is assembled, a current of 10 A is applied using an AC 200 V power supply, and an arc current is generated when the vacuum valve is opened. The current immediately before the zero became zero was measured, and the current was taken as the cutting current.
  • the cutting current test was performed 1000 times using the same vacuum valve, and the average value was used as the cutting current value of each example and comparative example. Note that the cutting current value needs to be 1 A or less from the viewpoint of avoiding damage to the electrical equipment due to the surge voltage rise that occurs at the time of interruption.
  • FIGS. 2 to 6 show the cutting current as the cutting characteristic and the acceptance / rejection of the interruption test as the interruption characteristic.
  • FIG. 9 is a cross-sectional view showing the internal structure of the electrical contact fabricated in Example 1 of the present embodiment.
  • FIG. 9 is a cross-sectional photograph of an electrical contact observed using a scanning electron microscope (SEM).
  • SEM scanning electron microscope
  • the composition distribution of the internal structure was measured using a composition analysis function by wavelength dispersive X-ray spectroscopy or energy dispersive X-ray spectroscopy of a scanning electron microscope.
  • WC particles 32, Mn—Cu—Te intermetallic compounds 33, and MnO particles 34 which are high melting point material particles, are dispersed in a base material 31 containing Cu as a conductive component.
  • the composition of the Mn—Cu—Te intermetallic compound 33 was analyzed using an X-ray diffractometer (XRD). As a result, MnTe, Cu 2 Te, Mn and Cu were in solid solution, so that the original MnTe and Cu from each of 2 Te were peak shift (Mn, Cu) Te and (Mn, Cu) were found to 2 Te is formed.
  • XRD X-ray diffractometer
  • the particle size of the WC particles was calculated from a cross-sectional photograph of the electrical contact observed with a scanning electron microscope shown in FIG.
  • a straight line is arbitrarily drawn on the obtained cross-sectional photograph, and the number of WC particles on the straight line and the length on the WC particle are measured.
  • the average particle diameter of the WC particles can be obtained by dividing the length on the WC particles by the number of WC particles.
  • a plurality of straight lines are arbitrarily drawn, and the average value of the average particle diameters obtained from the plurality of straight lines is adopted as the particle diameter of the WC particles.
  • WC particles are obtained as a white image compared to other particles, it is possible to binarize a cross-sectional photograph and calculate the particle size distribution by image processing.
  • FIG. 10 is a characteristic diagram showing the composition and characteristics of the examples and comparative examples shown in FIG. 2 (Table 1).
  • Table 1 since the composition ratio of WC particles, the particle diameter of WC particles, and the composition ratio of Te are constant, the horizontal axis represents the Mn / (Mn + Te) ratio, and the vertical axis represents the maximum bending stress and cutting current value. It is said.
  • the maximum bending strength is required to be 200 MPa or more from the viewpoint of stably processing the electrical contact.
  • the electrical contact of 7 atomic% (Example 4) had maximum bending stresses of 358 MPa, 371 MPa, and 362 MPa, respectively, and the strength was improved as compared with Example 1. This is presumably because the formation of brittle Cu 2 Te was suppressed by the addition of Mn, and the electrical contact was prevented from becoming brittle due to the generation of NiAs-type MnTe with a crystal structure that did not induce cleavage fracture.
  • Mn and Te form a MnTe intermetallic compound bonded at an atomic weight ratio of 1: 1, when Mn / (Mn + Te) is 50 atomic% or less, the contact strength is increased by the amount of Mn added, and Mn / (Mn + Te) is It can be seen that the mechanical strength is saturated at 50 atomic% or more.
  • the cutting current values were all 1A or less, and it was found that the cutting current value was low. It was also found that Mn in the electrical contact reacted with a small amount of oxygen present during the heat treatment to produce MnO at 5 atomic% or less. Thus, it has been found that Mn works as a sacrificial material that suppresses Te, which is a low boiling point metal effective for the cutting value, from becoming TeO 2 .
  • the Mn / (Mn + Te) ratio needs to be 20 atomic% or more and 80 atomic% or less.
  • FIG. 11 is a characteristic diagram showing compositions and characteristics of the example and the comparative example shown in FIG. 3 (Table 2).
  • Table 2 since the composition ratio of WC particles, the particle diameter of WC particles, and the Mn / (Mn + Te) ratio are constant, the composition ratio (mass%) of Te is plotted on the horizontal axis and the maximum bending stress is plotted on the vertical axis. And the cutting current value.
  • the electrical contact with a Te composition ratio of 1.5 to 15.0 mass% had a cutting current value of 1 A or less and improved cutting performance.
  • the electrical contact with a Te composition ratio of 17.0% by mass (Comparative Example 5) improved the cutting performance with a cutting current value of 1 A or less, but failed the interruption test. The reason is considered to be that the arc could not be interrupted at a current value of 4 kA and re-ignition occurred because the amount of Te of low boiling point metal was large and the amount of generated metal vapor was increased.
  • Mn / (Mn + Te) was made constant at 53.7% by mass, it was possible to suppress the electrical contact from becoming brittle due to the formation of Cu 2 Te, and contact cracking did not occur.
  • Te composition ratio increases, the ratio of the interface with the base material increases because a MnTe compound is formed in the electrical contact. Therefore, the maximum bending stress tends to decrease, but there was no practical problem.
  • the composition ratio of Te needs to be 1.5 mass% or more and 15 mass% or less.
  • FIG. 12 is a characteristic diagram showing the composition and characteristics of the example and the comparative example shown in FIG. 4 (Table 3).
  • Table 3 Table 2
  • the electrical contacts having a WC particle composition ratio of 20 to 80% by mass had a cutting current value of 1 A or less, passed the interruption test, and had good electrical characteristics.
  • the electrical contact with a WC particle composition ratio of 15 mass% had a cutting current value of 1.3 A, and the cutting performance decreased. It is assumed that when the composition ratio of the WC particles is 15% by mass, the amount of thermionic emission is small.
  • the electrical contact with a WC particle composition ratio of 85% by mass has a relatively small amount of Cu that is relatively plastically deformed due to the presence of excessive hard WC particles in the mixed powder. Sometimes it was removed from the mold and crushed at the same time.
  • the composition ratio of the WC particles needs to be 20% by mass or more and 80% by mass or less.
  • FIG. 13 is a characteristic diagram showing the composition and characteristics of the examples and comparative examples shown in FIG. 5 (Table 4).
  • Table 2 since the composition ratio (mass%) of WC particles, the composition ratio of Mn, and the Mn / (Mn + Te) ratio are constant, the horizontal axis represents the particle diameter ( ⁇ m) of the WC particles, and the vertical axis represents Maximum bending stress and cutting current value.
  • the electrical contacts having a WC particle size of 1 to 9 ⁇ m had no problem in cutting performance and breaking performance. Further, neither cracking during processing nor destruction during the production of the molded body occurred.
  • the electrical contact with a WC particle size of 25 ⁇ m had a maximum bending stress of 103 MPa and cracked during the processing of the electrical contact to the contact, resulting in insufficient strength for practical use. became. This is considered to be because the interface between the base material of the electrical contact and the WC particle becomes coarse due to the coarse WC particles, and the breakage proceeds from this interface.
  • the electrical contact with a WC particle size of 12 ⁇ m had a maximum bending stress of 258 MPa and no problem in mechanical strength, but failed in the interruption test. This is probably because the surface irregularities of the electrical contacts increase as the WC particles become larger, and the arc generated at the time of interruption concentrates locally, and the arc cannot be interrupted at a current value of 4 kA and re-ignition occurs.
  • the electrical contact having a WC particle size of 0.08 ⁇ m (Comparative Example 10) cracked during the production of the molded body.
  • the powder that is hard and does not cause plastic deformation such as WC particles becomes fine, the specific surface area of the powder is large, so in the case of pressure molding, there are many voids near the contact point between the powders. Densification becomes difficult. Therefore, it is necessary to increase the molding pressure in order to obtain a desired molded body. It is considered that when molding pressure was applied more than necessary, distortion occurred and cracks occurred in the molded body.
  • the particle size of the WC particles needs to be 0.1 ⁇ m or more and 10 ⁇ m or less.
  • Examples 16 and 17 shown in FIG. 5 are obtained by infiltrating by placing a Cu disk below the molded body and Cu square plates above and below the molded body, respectively. Compared to Example 1 in which a Cu disk was placed on the molded body and infiltrated, there was no difference in mechanical strength, cutting characteristics and blocking characteristics.
  • a base material in which Mn is more than 0 atomic% and 10 atomic% or less with respect to 100 atomic% of Cu WC particles dispersed in the base material, a MnTe compound, And an intermetallic compound containing a compound of Mn—Cu solid solution phase and Te, the particle diameter of the WC particles is 0.1 ⁇ m or more and 10 ⁇ m or less, and the whole is 100% by mass.
  • Te atoms are 1.5 mass% or more and 15 mass% or less
  • the balance is the base material
  • the atomic weight ratio of Mn / (Mn + Te) is 20 atomic% or more.
  • An electrical contact of 80 atomic% or less can satisfy both the low cutting current characteristics and the mechanical strength.
  • FIG. 14 is a state diagram of Mn—Te
  • FIG. 15 is a state diagram of Cu—Te.
  • the solid phase line of MnTe and the Cu 2 Te solid phase line are 1149 ° C. and 1129 ° C., respectively, and Te sublimates at higher temperatures. Since the boiling point of the intermetallic compound of MnTe and Cu 2 Te is close, there is no difference in Te vapor generation ability from the intermetallic compound. If the Te concentration is 1.5% by mass or more, low cutting characteristics are obtained.
  • the electrical conductivity of an electrical contact can be made low by adding Mn and dissolving Mn in Cu of an electroconductive component. Moderately low electrical conductivity can increase the electrical contact surface temperature when interrupted. As a result, the sublimation of Te from MnTe or Cu 2 Te and thermionic emission from the refractory metal of the WC particles are promoted, and low cutting characteristics are obtained.
  • Mn has a higher reactivity than Te, and prevents MnO from being formed by preventing the oxidation of Te at electrical contacts, which is inevitably generated during heat treatment.
  • Boiling point of TeO 2 is higher than the boiling point of MnTe and Cu 2 Te, TeO 2 is less likely to be generated, so that the evaporation of Te is prevented.
  • Mn added to the conductive component serves as a sacrificial material that prevents oxidation of Te.
  • examples and comparative examples have been described using WC particles as the high melting point material particles.
  • the melting point is a high melting point material having a melting point of 1600 ° C. or higher
  • the WC particles (melting point 3058 ° C.) are used. Can be used.
  • a high melting point material having a melting point of 1600 ° C. or more W (melting point 3407 ° C.), Ta (melting point 2985 ° C.), Cr (melting point 1857 ° C.), Mo (melting point 2623 ° C.), Nb (melting point 2477 ° C.), Ti (melting point 1666 ° C.) and V (melting point 1917 ° C.) can be used.
  • Te as a low-boiling point metal
  • Se can be used instead of Te, which is in the same family as Te and has a similar phase diagram of Mn and Cu. .
  • the mechanical strength of the electrical contact can be secured by setting the Mn / (Mn + Te) ratio to 25 to 80 atomic%.
  • the electrical contact having such a structure can suppress brittleness while having low cutting characteristics due to selective evaporation of low-boiling point metals.
  • the desired strength can be obtained.
  • the electric current contact can be produced, that is, the high current interruption characteristic is improved by controlling the welding and peeling force freely.
  • the contact material according to the present embodiment may contain a small amount of inevitable impurities (Ag, Al, Fe, Si, etc.) contained in the raw material.
  • Embodiment 2 In the electrical contact described in the first embodiment, Cu is infiltrated into a Cu—WC—Mn—Te sintered body using a Cu disk or a Cu square plate. In Embodiment 2, an electrical contact produced by infiltrating Mn and Te in addition to Cu to a Cu—WC sintered body will be described.
  • Example 18 Cu powder having an average particle diameter of 10 ⁇ m and WC powder having an average particle diameter of 6.3 ⁇ m were mixed for 30 minutes to prepare a uniform mixed powder.
  • This mixed powder was put in a die mold (made of steel) having an inner diameter of ⁇ 23 mm, and compression molded at a pressure of 400 MPa using a hydraulic press machine to produce a molded body having a thickness of 5 mm.
  • This mixed powder was put into a die mold (made of steel) having an inner diameter of ⁇ 20 mm and compression molded at a pressure of 200 MPa using a hydraulic press machine to produce a molded body having a thickness of 2.2 mm.
  • this Cu-WC molded body and Cu-Mn-Te molded body were individually sintered at 900 ° C. for 2 hours in a hydrogen atmosphere.
  • Example 18 a Cu—Mn—Te sintered body was placed under the Cu—WC sintered body obtained by sintering, and infiltrated at 1110 ° C. for 2 hours in a hydrogen atmosphere to obtain an electrical contact of Example 18. .
  • the composition of the electrical contact was adjusted by adjusting the mass ratio of Cu powder, WC powder, Te powder and Mn powder during mixed powder preparation. Further, the mechanical strength, cutting characteristics, and interruption characteristics of the produced electrical contacts were evaluated in the same manner as in the first embodiment.
  • Example 18 The composition and characteristics of the electrical contacts obtained in Example 18 are shown in FIG. 16 (Table 6).
  • the electrical contact of Example 18 had the same characteristics as the contacts of Examples 1 to 12 of the first embodiment.
  • Embodiment 1 shown in Examples 1 to 12 when the Cu—WC—Mn—Te compact is pre-sintered, the compact expands slightly. This is presumably because Cu, Te, and Mn react with each other in the molded body to cause volume expansion.
  • the Cu-WC molded body and the Cu-Mn-Te molded body of the infiltrated material are separately pre-sintered so that the volume expansion of the Cu-WC molded body is stable and stable.
  • an electrical contact can be manufactured.
  • Embodiment 3 In the first embodiment, Cu is infiltrated into a Cu—WC—Mn—Te sintered body to manufacture an electrical contact. In Embodiment 2, Cu—Mn—Te is infiltrated into a Cu—WC sintered body to produce an electrical contact. In the third embodiment, an electrical contact manufactured only by sintering without using infiltration will be described.
  • Example 19 Cu powder with an average particle size of 10 ⁇ m, WC powder with an average particle size of 6.3 ⁇ m, Mn powder with an average particle size of 30 ⁇ m, and Te powder with an average particle size of 40 ⁇ m were mixed for 30 minutes to produce a uniform mixed powder. .
  • This mixed powder was put into a die mold (made of steel) having an inner diameter of 23 mm and compression-molded at a pressure of 650 Mpa using a hydraulic press machine to produce a Cu-WC-Mn-Te compact having a thickness of 5 mm.
  • this Cu—WC—Mn—Te compact was sintered at 1110 ° C. for 2 hours in a hydrogen atmosphere.
  • the Cu—WC—Mn—Te sintered body obtained by sintering was recompressed at a pressure of 650 Mpa using a hydraulic press and re-sintered at 1110 ° C. for 2 hours in a hydrogen atmosphere. Nineteen electrical contacts were obtained.
  • the composition of the electrical contact was adjusted by adjusting the mass ratio of Cu powder, WC powder, Te powder and Mn powder during mixed powder preparation. Further, the mechanical strength, cutting characteristics, and interruption characteristics of the produced electrical contacts were evaluated in the same manner as in the first embodiment.
  • Example 19 The composition and characteristics of the electrical contact obtained in Example 19 are shown in FIG. 17 (Table 7).
  • the electrical contact of Example 19 had the same characteristics as the contacts of Examples 1 to 12 of the first embodiment.
  • the relative density of the electrical contacts obtained in Example 19 was 95.3%.
  • Embodiment 4 FIG.
  • WC particles are used as the high melting point material particles.
  • WC particles are used as the high melting point material particles.
  • an electrical contact using W particles having a lower Vickers hardness than WC instead of the WC particles used in Embodiment 1 will be described.
  • the electrical contact in the present embodiment is the same as that in the first embodiment except that W particles are used instead of WC particles, and the method of manufacturing the electrical contacts, the cutting characteristics of the electrical contacts, and the evaluation method of the interruption characteristics are also implemented. This is the same as the first embodiment.
  • FIG. 18 (Table 8) is a list showing compositions and characteristics of examples and comparative examples of the present embodiment.
  • FIG. 19 is a characteristic diagram showing compositions and characteristics of the example and the comparative example shown in FIG. 18 (Table 8).
  • the horizontal axis represents the particle size ( ⁇ m) of W particles, The maximum bending stress and cutting current value on the shaft.
  • W has a Vickers hardness of 360 Hv, which is a material with higher hardness among pure metals.
  • cracks occurred during machining when the particle size was 25 ⁇ m (Comparative Example 11), similar to the electrical contact using the WC particles of Embodiment 1.
  • the electric contact having a W particle size of 0.08 ⁇ m (Comparative Example 12) cracked during the production of the molded body.
  • the specific surface area of the powder is large when the powder that is hard and does not cause plastic deformation becomes fine, there is a void near the contact point between the powders in the case of pressure molding. Many of them are difficult to be densified. Therefore, it is necessary to increase the molding pressure in order to obtain a desired molded body. It is considered that when molding pressure was applied more than necessary, distortion occurred and cracks occurred in the molded body.
  • the Vickers hardness of WC used in Embodiment 1 is 690 Hv, and the Vickers hardness of W used in this embodiment is 360 Hv. From the results of the first embodiment and the present embodiment, in the case of high melting point material particles having a high melting point material particle having a Vickers hardness of 200 Hv or more, the particle size needs to be 0.1 ⁇ m or more and 10 ⁇ m or less.
  • Embodiment 5 when WC particles having a Vickers hardness of 690 Hv are used as refractory material particles in the fourth embodiment and W particles having a Vickers hardness of 360 Hv are used as high melting point material particles, the particle diameters of those particles are 0.1 ⁇ m or more and 10 ⁇ m. It was as follows. In the fifth embodiment, a case where a material having a relatively low hardness is used as the high melting point substance particles will be described.
  • the high-melting-point substance particles are relatively hard materials compared to conductive metals such as Cu and Ag. For this reason, a load is generated on the electrical contact by cutting a hard material during machining. As described in the first embodiment, since the base material strength is weak in the electrical contact using the one not added with Mn or the one having a large particle size, the electrical contact cannot withstand the load during machining, and the result As a crack occurs.
  • FIG. 20 is a characteristic table showing the Vickers hardness of the metal used for the high melting point material particles and the carbides thereof.
  • FIG. 20 (Table 9) describes Vickers hardness, Rockwell hardness or Brinell hardness may be used if a conversion table is used.
  • variation in the value of Vickers hardness occurs depending on the manufacturing method, the composition, or the hardness measurement method. Therefore, the values shown in FIG. 20 (Table 10) are merely examples, and even if the values are slightly different, it was determined that there is no problem in the following examples.
  • the metal shown in FIG. 20 (Table 9) it can be said that all the carbides are higher in hardness than pure metal.
  • an electrical contact using Mo particles or Cr particles having Vickers hardness smaller than WC instead of the WC particles used in Embodiment 1 will be described.
  • the electrical contacts in the present embodiment are the same as those in the first embodiment except that Mo particles or Cr particles are used instead of the WC particles, and the electrical contact manufacturing method, the electrical contact cutting characteristics, and the interruption characteristics evaluation method Is the same as that of the first embodiment.
  • FIG. 21 is a list showing compositions and characteristics of examples and comparative examples when Mo particles are used in the present embodiment.
  • FIG. 22 (Table 11) is a list showing compositions and characteristics of examples and comparative examples when Cr particles are used in the present embodiment.
  • FIG. 23 and FIG. 24 are characteristic diagrams showing compositions and characteristics of the examples and comparative examples shown in FIG. 21 (Table 10) and FIG. 22 (Table 11), respectively.
  • the composition ratio (% by mass) of Mo particles or Cr particles, the composition ratio of Mn, and the Mn / (Mn + Te) ratio are constant.
  • the horizontal axis represents the particle size ( ⁇ m) of Mo particles or Cr particles, and the vertical axis represents the maximum bending stress and cutting current value.
  • the mechanical strength by the three-point bending test was less than 100 MPa when the particle size was 100 ⁇ m, but no cracking occurred during machining. It can be said that the cracks that occur during machining depend on the hardness of the high melting point material particles. In machining, the harder a material is cut, the more load is applied to the electrical contact that is the workpiece. Therefore, since WC described in Embodiment 1 is harder than pure metal, the lower limit of the strength at which machining can be performed without breaking as an electrical contact was 200 MPa.
  • the blocking test failed. It is considered that even though the high melting point material particles themselves were cut and the surface irregularities were reduced, the arc remained in the part of the high melting point material particles because of the large particle size of the cut high melting point material particles. It should be noted that Mo and Cr are soft particles even when the particle size is small, and thus are easily plastically deformed, and can be formed even at 0.5 ⁇ m.

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Abstract

母材（３１）と高融点物質粒子（３２）と金属間化合物（３３）とを含んだ電気接点（１０、１１）において、母材中にＭｎＸ化合物（Ｘは、ＴｅまたはＳｅ）およびＭｎ－Ｃｕ固溶相とＸとの化合物を含む金属間化合物を分散配置しており、高融点物質粒子の粒径を当該高融点物質粒子のビッカース硬さが０Ｈｖより大きく２００Ｈｖ未満の場合は０．１μｍ以上１００μｍ以下、当該高融点物質粒子のビッカース硬さが２００Ｈｖ以上の場合は０．１μｍ以上１０μｍ以下とし、Ｘ原子を１．５質量％以上１５質量％以下とし、Ｍｎ／（Ｍｎ＋Ｘ）の原子量比は、２０原子％以上８０原子％以下としている。

Description

電気接点およびそれを用いた真空バルブ
　この発明は、高電圧配電設備のひとつである真空遮断器に用いられる真空バルブおよびそれに用いられる電気接点に関する。
　高電圧配電設備のひとつである真空遮断器は、高電圧配電設備の故障や異常時に電流を遮断するために用いられている。真空遮断器は、電流を遮断する機能を有する真空バルブを備えている。真空バルブは、高真空に保たれた絶縁容器内部で、固定電極と可動電極とが同軸対向配置された構造を有している。
　配電設備に過負荷電流または短絡電流が発生した際には、これらの電極が瞬時に開極されて電流が遮断される。しかし、電極間にアークが発生するため瞬時に電流が遮断されることはない。交流電流を遮断する際には、交流電流が小さくなるにつれアークが弱くなり、アークが消滅することで遮断が成立する。このように、交流電流がゼロとなる前の時点で瞬間的に電流が遮断される現象が起こる。この現象は裁断と呼ばれている。
　裁断時には開閉サージと呼ばれる大きなサージ電圧が発生するが、配電設備に接続されている機器が容量性または誘導性の機器である場合、その大きなサージ電圧でその機器が損傷する場合がある。このサージ電圧を低くするためには、裁断が発生する時点の電流（裁断電流）を小さくする必要がある。裁断電流を小さくするには、開極時に電極間に発生するアークを交流電流のゼロ点近くまで持続させることによって実現できる。
　アークの持続は真空中にある粒子数に依存しており、裁断時に真空中への粒子の供給が必要となる。供給される粒子としては金属粒子と熱電子との二つがある。従来の低裁断電流特性を有する電気接点材料には、導電成分のＡｇと高融点の金属やその炭化物（ＷＣなど）との混合物が選定されている。これは、発生するアークによる電極加熱によって、導電成分のＡｇの蒸発と高融点金属やその炭化物の熱電子放出とが促進されアークが持続されるためである。
　熱電子放出能を電流密度で示したリチャードソン・ダッシュマンの式によれば、熱電子放出能は、材料の仕事関数と温度とに依存することが知られている。とくに温度の寄与率は大きい。そのため、高融点金属やその炭化物は融点が高いために広く用いられている。以上の観点から、優れた低裁断電流特性を発揮するＡｇ－ＷＣ電気接点を用いた真空バルブが開発され実用化されている。
　従来の真空バルブにおいては、低コストの観点からＡｇに替えてＣｕを導電成分とした電気接点材料において、ＴｅやＳｅなどを添加することで安定した低裁断特性が得られている（例えば、特許文献１、２参照）。これは、ＴｅやＳｅの沸点が金属の中で非常に低く、アーク照射による電極加熱によってこの低沸点金属が多量に蒸発することでアークの持続を可能としている。
特開２００７－３３２４２９号公報（３頁、図２） 特開２０１４－５６７８４号公報（４頁、図２）
　従来のＣｕを導電成分とした電気接点においては、低沸点金属の添加により低裁断電流特性を実現している。しかしながら、低沸点金属の選択的蒸発は、電気接点の材料消耗とも捉えることができる。そのため、開閉回数の増大と共に低沸点金属が消耗し、接点間の空間への金属蒸気の供給量が減少して低裁断電流特性が劣化する。
　この問題に対して、低沸点金属の添加量を多くすることが考えられるが、低沸点金属の過剰な添加は電気接点が脆くなる。そのため、低沸点金属の過剰な添加は、電気接点の加工時や開極時に割れが発生するという問題がある。したがって、低沸点金属を添加した従来の電気接点では、低裁断電流特性と機械強度の確保とを同時に満足することができなかった。
　この発明は、上述の課題を解決するためになされたもので、低沸点金属を添加した電気接点において、低裁断電流特性と機械強度の確保とを同時に満足することを目的とする。
　この発明に係る電気接点においては、Ｃｕ１００原子％に対してＭｎが０原子％より多く１０原子％以下固溶した母材と、母材中に分散して配置された金属の粒子および当該金属の炭化物粒子の少なくとも一方の高融点物質粒子と、Ｘ原子（Ｘは、ＴｅまたはＳｅ）を含み母材中に分散して配置された金属間化合物とを含み、前記金属は、Ｗ、Ｔａ、Ｃｒ、Ｍｏ、Ｎｂ、ＴｉおよびＶの中から選ばれた少なくとも１つの金属であり、高融点物質粒子の粒径は、当該高融点物質粒子のビッカース硬さが０Ｈｖ以上２００Ｈｖ未満の場合は０．１μｍより大きく１００μｍ以下、当該高融点物質粒子のビッカース硬さが２００Ｈｖ以上の場合は０．１μｍ以上１０μｍ以下であり、全体を１００質量％とした場合、高融点物質粒子は２０質量％以上８０質量％以下であり、Ｘ原子は１．５質量％以上１５質量％以下であり、残部は前記母材であると共に、金属間化合物は、ＭｎＸ化合物およびＭｎ－Ｃｕ固溶相とＸとの化合物を含み、Ｍｎ／（Ｍｎ＋Ｘ）の原子量比は、２０原子％以上８０原子％以下としたものである。
　この発明は、母材と高融点物質粒子と金属間化合物とを含んだ電気接点において、母材中にＭｎＸ（Ｘは、ＴｅまたはＳｅ）およびＭｎＸ化合物、およびＭｎ－Ｃｕ固溶相とＸとの化合物を含む金属間化合物を分散配置しており、高融点物質粒子の粒径を、当該高融点物質粒子のビッカース硬さが０ＨＶより大きく２００Ｈｖ未満の場合は０．１μｍ以上１００μｍ以下、当該高融点物質粒子のビッカース硬さが２００Ｈｖ以上の場合は０．１μｍ以上１０μｍ以下とし、全体を１００質量％とした場合、高融点物質粒子を２０質量％以上８０質量％以下とし、Ｘ原子を１．５質量％以上１５質量％以下とし、Ｍｎ／（Ｍｎ＋Ｘ）の原子量比は、２０原子％以上８０原子％以下としているので、低裁断電流特性と機械強度の確保とを同時に満足することができる。
この発明の実施の形態１を示す真空バルブの模式図である。 この発明の実施の形態１における電気接点の組成および特性を示す一覧表である。 この発明の実施の形態１における電気接点の組成および特性を示す一覧表である。 この発明の実施の形態１における電気接点の組成および特性を示す一覧表である。 この発明の実施の形態１における電気接点の組成および特性を示す一覧表である。 この発明の実施の形態１における電気接点の組成および特性を示す一覧表である。 この発明の実施の形態１の強度試験における試験片の模式図である。 この発明の実施の形態１の強度試験方法の模式図である。 この発明の実施の形態１における電気接点の断面図である。 この発明の実施の形態１における電気接点の特性図である。 この発明の実施の形態１における電気接点の特性図である。 この発明の実施の形態１における電気接点の特性図である。 この発明の実施の形態１における電気接点の特性図である。 この発明の実施の形態１におけるＭｎ－Ｔｅの状態図である。 この発明の実施の形態１におけるＣｕ－Ｔｅの状態図である。 この発明の実施の形態２における電気接点の特性図である。 この発明の実施の形態３における電気接点の特性図である。 この発明の実施の形態４における電気接点の組成および特性を示す一覧表である。 この発明の実施の形態４における電気接点の特性図である。 この発明の実施の形態５における高融点物質粒子のビッカース硬さを示す特性表である。 この発明の実施の形態５における電気接点の組成および特性を示す一覧表である。 この発明の実施の形態５における電気接点の組成および特性を示す一覧表である。 この発明の実施の形態５における電気接点の特性図である。 この発明の実施の形態５における電気接点の特性図である。
実施の形態１．
　図１は、この発明を実施するための実施の形態１に係る真空バルブの断面模式図である。本実施の形態の真空バルブ１は、遮断室２を備えている。この遮断室２は、円筒状の絶縁容器３と、その両端に封止金具４ａ、４ｂにより固定された金属蓋５ａ、５ｂとで構成されており、その内部は真空気密に保たれている。遮断室２内には、固定電極棒６と可動電極棒７とが対向して取り付けられている。固定電極棒６および可動電極棒７の端部には、固定電極８および可動電極９がロウ付によりそれぞれ取り付けられている。可動電極棒７には、ベローズ１２が取り付けられ、遮断室２の内部を真空気密に保持しながら可動電極９の軸方向の移動を可能にしている。可動電極９の軸方向の移動によって、可動電極９が固定電極８に接触したり離れたりする。固定電極８および可動電極９の接触部には、固定電気接点１０および可動電気接点１１がロウ付によりそれぞれ取り付けられている。ベローズ１２の上部には、金属製のベローズ用アークシールド１３が設けられている。このベローズ用アークシールド１３は、ベローズ１２にアーク蒸気が付着することを防止している。また、固定電極８および可動電極９を覆うように、遮断室２内に金属製の絶縁容器用アークシールド１４が設けられている。この絶縁容器用アークシールド１４は、絶縁容器３の内壁にアーク蒸気が付着することを防止している。固定電極８および可動電極９にそれぞれ取り付けられた固定電気接点１０および可動電気接点１１の少なくとも一方には、本実施の形態による電気接点が使用されている。
　一般的に、固定電極８および可動電極９並びに固定電気接点１０および可動電気接点１１は、円盤状の形状を有する。以下、本実施の形態の電気接点の形状は、円盤状であるとして説明する。
　始めに、本実施の形態の電気接点の製造方法について説明する。本実施の形態の電気接点は、原料粉末を混合して所望のプレス金型でプレスして成形体を作製する工程と、この成形体を仮焼きして焼結体を得る工程と、この焼結体にＣｕを溶浸させて溶浸体を得る工程と、得られた溶浸体を所望の形状に加工して電気接点を得る工程とを経て製造される。以下、本実施の形態の電気接点の製造方法について詳細に説明する。
　原料粉末を混合して所望のプレス金型でプレスして成形体を作製する工程においては、Ｃｕ粉末とＷＣ粉末とＭｎ粉末とＴｅ粉末とを混合し、この混合粉末をプレス機によって圧縮成形することでＣｕ-ＷＣ-Ｍｎ-Ｔｅ成形体を得る。混合粉末の質量を１００質量％としたとき、WC粉末の質量は２０～８０質量％、Ｔｅ粉末の質量は１．５～１５質量％、残部がＣｕ粉末およびＭｎ粉末の質量となるように調整する。このとき、Ｍｎ粉末の質量は、Ｍｎ／（Ｍｎ＋Ｔｅ）の原子量比が２５以上８０以下となるように調整する。
　一般に、ＷＣ粒子のような硬質で塑性変形を起こさない粉体が細かくなると粉体の比表面積が大きいために、加圧成型の場合には粉体同士の接触点近傍に空隙が多数存在して緻密化が困難となる。そのため、粒径が細かいと所望の密度を有する成形体を得るためのプレス成形圧が高くなり過ぎ成形時に割れが発生する場合がある。そのため、ＷＣ粉末の平均粒径は０．１μｍ以上であることが望ましい。
　なお、原料粉末の平均粒径は、例えばレーザ回折式粒度分布装置で測定した粒度分布における平均粒径を採用する。
　成形体を仮焼きして焼結体を得る工程においては、Ｃｕ-ＷＣ-Ｍｎ-Ｔｅ成形体を水素雰囲気下または１×１０－５Ｐａ以下の真空下で５００～９５０℃で焼結する。この焼結温度はＴｅの沸点の９８８℃よりも３０℃以上低ければよい。
　焼結体にＣｕを溶浸させて溶浸体を得る工程においては、大きさが焼結体と同等もしくはそれより小さいＣｕ円板またはＣｕ角板を焼結体の直下に置き、水素雰囲気下または１×１０－５Ｐａ以下の真空下でＣｕの融点（１０８３℃）以上１１３０℃未満の温度で溶浸する。溶浸の温度が１１３０℃以上であると、焼結体中に存在する低沸点金属の金属間化合物の融点を超えるため、Ｔｅの昇華が始まり焼結体が膨張して緻密な電気接点が得られない場合がある。なお、Ｃｕ円板またはＣｕ角板と焼結体との配置は、どちらが上であってもよい。また、２枚のＣｕ円板で焼結体を上下から挟んで配置してもよい。
　溶浸体を所望の形状に加工して電気接点を得る工程においては、真空バルブ用の固定電気接点あるいは可動電気接点として、設計上の必要な厚さおよび直径となるまで接点材料を研削する。最後に、端部にテーパー加工あるいは表面を研磨することで電気接点を得ることができる。
　次に、実施例および比較例を挙げてより詳細に説明する。
［実施例１］
　平均粒径１０μｍのＣｕ粉末と、平均粒径６．３μｍのＷＣ粉末と、平均粒径４０μｍのＴｅ粉末と、平均粒径３０μｍのＭｎ粉末とをボールミルなどを用いて３０分間混合して均一な混合粉末を作製した。得られた混合粉末を内径φ２３ｍｍのダイス金型（鋼製）に入れ、油圧プレス機を用いて４００Ｍｐａの圧力で圧縮成形し、厚さ５ｍｍの成形体を作製した。得られた成形体を水素雰囲気下９００℃で２時間焼結し、焼結体を作製した。得られた焼結体を厚さ２ｍｍ直径φ２０ｍｍのＣｕ円板の上に置き、水素雰囲気下１１１０℃で２時間溶浸して実施例１の電気接点を得た。混合粉末作製時のＣｕ粉末、ＷＣ粉末、Ｔｅ粉末およびＭｎ粉末の質量比を調整して電気接点の組成を調整した。実施例１で得られた電気接点の組成を図２（表１）に示す。
［実施例２～１２］
　実施例１と同じ手順で電気接点を作製した。ただし、混合粉末作製時の各粉末の質量比を調整し、電気接点の組成比を変えている。実施例２～４で得られた電気接点の組成を図２（表１）に、実施例５～８で得られた電気接点の組成を図３（表２）に、実施例９～１２で得られた電気接点の組成を図４（表３）にそれぞれ示す。
［比較例１～７］
　実施例１と同じ手順で電気接点を作製した。ただし、混合粉末作製時の各粉末の質量比を調整し、電気接点の組成比を変えている。比較例１～３で得られた電気接点の組成を図２（表１）に、比較例４～５で得られた電気接点の組成を図３（表２）に、比較例６～７で得られた電気接点の組成を図４（表３）にそれぞれ示す。
［実施例１３］
　実施例１において、平均粒径６．３μｍのＷＣ粉末に替えて平均粒径が９μｍのＷＣ粉末を用いて、それ以外は実施例１と同じ手順で電気接点を作製した。実施例１３で得られた電気接点の組成を図５（表４）に示す。
［実施例１４］
　実施例１において、平均粒径６．３μｍのＷＣ粉末に替えて平均粒径が３μｍのＷＣ粉末を用いて、それ以外は実施例１と同じ手順で電気接点を作製した。実施例１４で得られた電気接点の組成を図５（表４）に示す。
［実施例１５］
　実施例１において、平均粒径６．３μｍのＷＣ粉末に替えて平均粒径が１μｍのＷＣ粉末を用いて、それ以外は実施例１と同じ手順で電気接点を作製した。実施例１５で得られた電気接点の組成を図５（表４）に示す。
［比較例８］
　実施例１において、平均粒径６．３μｍのＷＣ粉末に替えて平均粒径が２５μｍのＷＣ粉末を用いて、それ以外は実施例１と同じ手順で電気接点を作製した。比較例８で得られた電気接点の組成を図５（表４）に示す。
［比較例９］
　実施例１において、平均粒径６．３μｍのＷＣ粉末に替えて平均粒径が１２μｍのＷＣ粉末を用いて、それ以外は実施例１と同じ手順で電気接点を作製した。比較例９で得られた電気接点の組成を図５（表４）に示す。
［比較例１０］
　実施例１において、平均粒径６．３μｍのＷＣ粉末に替えて平均粒径が０．０８μｍのＷＣ粉末を用いて、それ以外は実施例１と同じ手順で電気接点を作製した。比較例９で得られた電気接点の組成を図５（表４）に示す。
［実施例１６］
　実施例１において、焼結体をＣｕ円板の上に置いて溶浸したことに替えて、焼結体をＣｕ円板の下に置いて溶浸して、それ以外は実施例１と同じ手順で電気接点を作製した。実施例１６で得られた電気接点の組成を図６（表５）に示す。
［実施例１７］
　実施例１において、焼結体を厚さ２ｍｍ直径φ２０ｍｍのＣｕ円板の上に置いて溶浸したことに替えて、厚さ１ｍｍ縦横１８ｍｍのＣｕ角板で焼結体を挟んで溶浸して、それ以外は実施例１と同じ手順で電気接点を作製した。実施例１７で得られた電気接点の組成を図６（表５）に示す。
　次に、電気接点の機械強度の評価について説明する。図７は、本実施の形態の強度試験における試験片の模式図である。実施例および比較例で得られた電気接点の形状は、厚さ５ｍｍ直径φ２３ｍｍである。図７に示すように、実施例および比較例で得られた電気接点２０から幅３．５ｍｍの試験片２１を４本切り出す。図８は、本実施の形態の強度試験の方法を示す模式図である。幅３．５ｍｍ、厚さ５ｍｍ、長さが約２３ｍｍの試験片２１に対して、支点間距離１５ｍｍで厚さ方向に荷重を印加し、試験片が破断したときの荷重を測定し、最大曲げ応力を算出した。４本の試験片の最大曲げ応力の平均値を各実施例および比較例の最大曲げ応力とした。
　次に、電気接点の裁断特性および遮断特性の評価について説明する。実施例および比較例で得られた厚さ５ｍｍ直径φ２３ｍｍの電気接点を機械加工して、厚さ３ｍｍ直径φ２０ｍｍの試験接点を作製した。さらに、試験接点の端部から内側２ｍｍまでの部分には表面に対して約１５°のテーパー加工を施した。この試験接点を２つ作製して、それぞれを固定接点および可動接点とする評価用真空バルブを組み立てた。この評価用真空バルブを用いて裁断電流試験および遮断電流試験を行い、各実施例および比較例の裁断特性および遮断特性を評価した。
　裁断電流試験は、２０Ωの抵抗と評価用真空バルブとを直列接続した回路を組み、ＡＣ２００Ｖ電源を用いて１０Ａの電流で通電し、真空バルブを閉極した状態からを開極したときにアーク電流がゼロになる直前の電流を測定し、その電流を裁断電流とした。裁断電流試験は、同じ真空バルブを用いて１０００回実施し、その平均値を各実施例および比較例の裁断電流値とした。なお、遮断時に発生するサージ電圧上昇による電気機器の損傷を避ける観点から裁断電流値が１Ａ以下である必要がある。
　遮断試験は、サイリスタと評価用真空バルブとを直列接続した回路を組み、真空バルブを閉極した状態でコンデンサバンクからの放電を利用した通電電流を流し、真空バルブを開極したときに、正常に遮断できるか否かで遮断試験の合否を判定した。コンデンサバンクは外部電源で充電される。通電電流を２ｋＡから１ｋＡずつ上げて遮断試験を行い、４ｋＡで遮断試験が成功した時点で遮断試験の合否を判定した。なお、遮断試験の成功とは、真空バルブを開極したときに、再点弧やアークの継続が発生しない場合をいう。裁断特性としての裁断電流および遮断特性としての遮断試験の合否を、図２～６（表１～５）に示す。
　図９は、本実施の形態の実施例１で作製した電気接点の内部組織構造を示す断面図である。図９は、走査型電子顕微鏡（ＳＥＭ）を用いて観察された電気接点の断面写真である。走査型電子顕微鏡の波長分散型Ｘ線分光またはエネルギー分散型Ｘ線分光による組成分析機能を用いて内部構造の組成分布を測定した。図９に示すように、Ｃｕを導電成分とした母材３１中に、高融点物質粒子であるＷＣ粒子３２、Ｍｎ－Ｃｕ－Ｔｅ金属間化合物３３およびＭｎＯ粒子３４が分散している。また、Ｘ線回折装置（ＸＲＤ）を用いてＭｎ－Ｃｕ－Ｔｅ金属間化合物３３の組成を分析したところ、ＭｎＴｅ、Ｃｕ２Ｔｅ、ＭｎおよびＣｕが固溶しあうことで、本来のＭｎＴｅおよびＣｕ２Ｔｅからそれぞれピークシフトした（Ｍｎ,Ｃｕ）Ｔｅおよび（Ｍｎ,Ｃｕ）２Ｔｅが形成されていることがわかった。
　なお、ＷＣ粒子の粒径は、図９に示す走査型電子顕微鏡で観察された電気接点の断面写真から算出した。例えば、得られた断面写真上に任意に直線を引き、その直線上にあるＷＣ粒子の数とＷＣ粒子上の長さを測定する。ＷＣ粒子上の長さをＷＣ粒子数で除することでＷＣ粒子の平均粒径が得られる。本実施の形態においては、任意に複数の直線を引き、その複数の直線から得られる平均粒径の平均値をＷＣ粒子の粒径に採用した。また、ＷＣ粒子はその他の粒子に比べ白色な画像で得られるため、断面写真の二値化し画像処理により粒度分布を算出することも可能である。
　図１０は、図２（表１）に示した実施例および比較例の組成および特性を示す特性図である。図２（表１）において、ＷＣ粒子の組成比、ＷＣ粒子の粒径およびＴｅの組成比は一定であるので、横軸にＭｎ／（Ｍｎ＋Ｔｅ）比、縦軸に最大曲げ応力および裁断電流値としている。
　実施例１のＭｎ／（Ｍｎ＋Ｔｅ）＝２３．６原子％（ａｔ％）の電気接点は、最大曲げ応力が２６９ＭＰａとなり、電気接点加工時に割れが発生することなく、電気接点の加工が可能であった。一方で、Ｍｎ／（Ｍｎ＋Ｔｅ）＝０原子％（比較例１）およびＭｎ／（Ｍｎ＋Ｔｅ）＝１３．４原子％（比較例２）の電気接点は、最大曲げ応力がそれぞれ１２４ＭＰａおよび１５６ＭＰａであり強度不十分であった。そのため、電気接点加工時に割れが発生した。そのため、裁断試験および遮断試験を行うことができなかった。なお、最大曲げ強度は、電気接点を安定して加工することができる観点から２００ＭＰａ以上が必要である。
　Ｍｎの組成比を増加させたＭｎ／（Ｍｎ＋Ｔｅ）＝５３．７原子％（実施例２）、Ｍｎ／（Ｍｎ＋Ｔｅ）＝６９．９原子％（実施例３）およびＭｎ／（Ｍｎ＋Ｔｅ）＝７７．７原子％（実施例４）の電気接点は、最大曲げ応力がそれぞれ３５８ＭＰａ、３７１ＭＰａ、および３６２ＭＰａであり、実施例１よりも強度が向上した。これは、Ｍｎ添加によって脆弱なＣｕ２Ｔｅの生成を抑え、劈開破壊を誘発しない結晶構造がＮｉＡｓ型のＭｎＴｅが生成したことで電気接点が脆くなることを抑制できたためと考えられる。ＭｎとＴｅとは原子量比が１：１で結合したＭｎＴｅ金属間化合物を生成するため、Ｍｎ／（Ｍｎ＋Ｔｅ）が５０原子％以下ではＭｎ添加量によって接点強度が上昇し、Ｍｎ／（Ｍｎ＋Ｔｅ）が５０原子％以上では機械強度が飽和していることがわかる。裁断電流値はすべて１Ａ以下となっており、低裁断特性を有していることがわかった。また電気接点中のＭｎは、熱処理中に存在する微量な酸素と反応してＭｎＯが５原子％以下で生成していることがわかった。これにより、Ｍｎは裁断値に有効な低沸点金属であるＴｅがＴｅＯ２となることを抑制する犠牲材として働いていることが判明した。
　一方、Ｍｎ／（Ｍｎ＋Ｔｅ）＝８２．３原子％（比較例３）の電気接点は、遮断試験は不合格となり、電流値４ｋＡでの遮断の失敗が散見された。これは、Ｍｎ組成比が過剰となり、Ｃｕ中に固溶するＭｎ量が増加して電気接点の導電率が低下し、遮断時に発生する熱が放熱しにくくなったことでアークが遮断できず再点弧が発生したためと考えられる。
　以上の結果から、Ｍｎ／（Ｍｎ＋Ｔｅ）比は、２０原子％以上８０原子％以下である必要がある。
　図１１は、図３（表２）に示した実施例および比較例の組成および特性を示す特性図である。図３（表２）において、ＷＣ粒子の組成比、ＷＣ粒子の粒径およびＭｎ／（Ｍｎ＋Ｔｅ）比は一定であるので、横軸にＴｅの組成比（質量％）、縦軸に最大曲げ応力および裁断電流値としている。
　Ｔｅの組成比を１．０質量％（ｗｔ％）（比較例４）とした電気接点は、裁断電流値が１．５２Ａとなり裁断性能が低下した。これは、低沸点金属のＴｅ量が少なくなったためアークを持続するだけの金属蒸気の発生が不足したためと考えられる。
　Ｔｅの組成比を１．５～１５．０質量％（実施例５～８）とした電気接点は、裁断電流値が１Ａ以下となり裁断性能が向上した。
一方、Ｔｅの組成比を１７．０質量％（比較例５）とした電気接点は、裁断電流値が１Ａ以下で裁断性能は向上するが、遮断試験は不合格となった。その理由は、低沸点金属のＴｅ量が多く金属蒸気の発生量が増加することで電流値４ｋＡではアークが遮断できず再点弧が発生したためと考えられる。
　なお、Ｍｎ／（Ｍｎ＋Ｔｅ）を５３．７質量％と一定としているため、Ｃｕ２Ｔｅの生成により電気接点が脆くなることを抑制でき接点割れは発生しなかった。Ｔｅの組成比が増加すると電気接点内にＭｎＴｅ化合物ができるため母材との界面の割合が増える。そのため、最大曲げ応力が低下傾向であるが実用上問題はなかった。
　以上の結果から、Ｔｅの組成比は、１．５質量％以上１５質量％以下である必要がある。
　図１２は、図４（表３）に示した実施例および比較例の組成および特性を示す特性図である。図３（表２）において、ＷＣ粒子の粒径、Ｍｎの組成比およびＭｎ／（Ｍｎ＋Ｔｅ）比は一定であるので、横軸にＷＣ粒子の組成比（質量％）、縦軸に最大曲げ応力および裁断電流値としている。
　ＷＣ粒子の組成比を２０～８０質量％（実施例９～１２）とした電気接点は、裁断電流値は１Ａ以下であると共に遮断試験も合格であり、電気特性は良好であった。
　一方、ＷＣ粒子の組成比を１５質量％（比較例６）とした電気接点は、裁断電流値が１．３Ａと裁断性能が低下した。ＷＣ粒子の組成比を１５質量％では、熱電子放出量が少なかったためと想定される。また、ＷＣ粒子の組成比を８５質量％（比較例７）とした電気接点は、混合粉末中に硬質なＷＣ粒子が過剰に存在するため相対的に塑性変形するＣｕが少なくなり、成形体作製時に金型から取り出すと同時に砕ける結果となった。
　以上の結果から、ＷＣ粒子の組成比は、２０質量％以上８０質量％以下である必要がある。
　図１３は、図５（表４）に示した実施例および比較例の組成および特性を示す特性図である。図３（表２）において、ＷＣ粒子の組成比（質量％）、Ｍｎの組成比およびＭｎ／（Ｍｎ＋Ｔｅ）比は一定であるので、横軸にＷＣ粒子の粒径（μｍ）、縦軸に最大曲げ応力および裁断電流値としている。
　ＷＣ粒子の粒径を１～９μｍ（実施例１３～２５）とした電気接点は、裁断性能および遮断性能に問題はなかった。また、加工時の割れや成形体作製時の破壊も発生しなかった。
　一方、ＷＣ粒子の粒径を２５μｍ（比較例８）とした電気接点は、最大曲げ応力が１０３ＭＰａと低く接点への電気接点の加工時に割れが発生し、実用に対して強度が足りない結果となった。これは粗大なＷＣ粒子に起因して電気接点の母材とＷＣ粒子との界面が粗大となりこの界面から破壊が進んだと考えられる。また、ＷＣ粒子の粒径を１２μｍ（比較例９）とした電気接点は、最大曲げ応力が２５８ＭＰａと機械強度上問題はなかったが、遮断試験では不合格となった。これは、ＷＣ粒子が大きくなると電気接点の表面凹凸が増えることで、遮断時に発生するアークが局所的に集中し、電流値４ｋＡではアークが遮断できず再点弧が発生したためと考えられる。
　さらに、ＷＣ粒子の粒径を０．０８μｍ（比較例１０）とした電気接点は、成形体の作製時に割れが発生した。一般に、ＷＣ粒子のような硬質で塑性変形を起こさない粉体が細かくなると粉体の比表面積が大きいために、加圧成型の場合には粉体同士の接触点近傍に空隙が多数存在して緻密化が困難となる。そのため所望の成形体を得るには成形圧が高くする必要がある。必要以上に成形圧を加えると歪みが発生し、成形体に割れが発生したと考えられる。
　以上の結果から、ＷＣ粒子の粒径は、０．１μｍ以上１０μｍ以下である必要がある。
　図５（表４）に示した実施例１６、１７は、それぞれＣｕ円板を成形体の下、およびＣｕ角板を成形体の上下に配置して溶浸したものである。Ｃｕ円板を成形体の上に配置して溶浸した実施例１と比較して、機械強度、裁断特性および遮断特性に差異は見られなかった。
　これらの実施例および比較例から、Ｃｕ１００原子％に対してＭｎが０原子％より多く１０原子％以下固溶した母材と、母材中に分散して配置されたＷＣ粒子と、ＭｎＴｅ化合物、およびＭｎ－Ｃｕ固溶相とＴｅとの化合物を含む金属間化合物とを含み、ＷＣ粒子の粒径を、０．１μｍ以上１０μｍ以下とし、全体を１００質量％とした場合、ＷＣ粒子は、２０質量％以上８０質量％以下であり、Ｔｅ原子は、１．５質量％以上１５質量％以下であり、残部は前記母材であると共に、Ｍｎ／（Ｍｎ＋Ｔｅ）の原子量比を、２０原子％以上８０原子％以下とした電気接点は、低裁断電流特性と機械強度の確保とを同時に満足することができる。
　このような構成された電気接点において、低裁断特性を有するために必要なＴｅの蒸発は、ＭｎＴｅの固相線またはＣｕ２Ｔｅ固相線以上の温度まで電極がアークによって熱せられることにより得られる。図１４はＭｎ－Ｔｅの状態図、図１５はＣｕ－Ｔｅの状態図である。図１４および図１５に示すように、ＭｎＴｅの固相線およびＣｕ２Ｔｅ固相線はそれぞれ１１４９℃および１１２９℃であり、それ以上の温度ではＴｅは昇華する。ＭｎＴｅおよびＣｕ２Ｔｅの金属間化合物の沸点が近いため、金属間化合物からのＴｅ蒸気発生能に差異はなく、Ｔｅ濃度は１．５質量％以上であれば、低裁断特性が得られる。
　また、Ｍｎを添加して導電成分のＣｕ中にＭｎを固溶させることで、電気接点の導電率を低くすることができる。適度な低導電率は、遮断時に電気接点表面温度を上昇させることができる。その結果、ＭｎＴｅやＣｕ２ＴｅからのＴｅの昇華およびＷＣ粒子の高融点金属からの熱電子放出が促進され、低裁断特性が得られる。
　さらに、ＭｎはＴｅよりも反応性が高く、熱処理において不可避的に発生する電気接点のＴｅの酸化を防ぎＭｎＯを形成する。ＴｅＯ２の沸点は、ＭｎＴｅやＣｕ２Ｔｅの沸点よりも高いため、ＴｅＯ２は生成されにくくなり、Ｔｅの蒸発が妨げられることになる。その結果、導電成分に添加されたＭｎは、Ｔｅの酸化を防ぐ犠牲材として働いている。
　なお、本実施の形態において、高融点物質粒子としてＷＣ粒子を用いて実施例および比較例を説明したが、融点が１６００℃以上の高融点材料であれば、ＷＣ粒子（融点３０５８℃）に替えて用いることができる。融点が１６００℃以上の高融点材料として、金属であればＷ（融点３４０７℃）、Ｔａ（融点２９８５℃）、Ｃｒ（融点１８５７℃）、Ｍｏ（融点２６２３℃）、Ｎｂ（融点２４７７℃）、Ｔｉ（融点１６６６℃）およびＶ（融点１９１７℃）を用いることができる。また、それらの炭化物ＴａＣ（融点４２５８℃）、Ｃｒ３Ｃ２（融点２１６８℃）、Ｍｏ２Ｃ（融点２７９５℃）、ＮｂＣ（融点３８８６℃）、ＴｉＣ（融点３５３０℃）およびＶＣ（融点２９２１℃）を用いることもできる。　
　また、本実施の形態において、低沸点金属としてＴｅを用いて実施例および比較例を説明したが、Ｔｅに替えてＴｅと同族でＭｎおよびＣｕとの状態図が類似するＳｅを用いることもできる。
　これまでに本発明者らは、従来の低裁断特性を有する電気接点の問題点である、Ｔｅ（またはＳｅ）を添加した電気接点が脆くなる要因を究明してきた。三点曲げ試験によって破断した電気接点において、ＳＥＭによる破断面観察から検討したところ、電気接点に添加したＴｅ（またはＳｅ）が、Ｃｕと金属間化合物Ｃｕ２Ｔｅ（またはＣｕ２Ｓｅ）を形成していることを確認した。さらに、その金属間化合物は、層状に剥離した跡が見られたことから、Ｃｕ２Ｔｅ（またはＣｕ２Ｓｅ）が劈開破壊して粒内破壊の原因となることを見出した。
　本実施の形態の電気接点であれば、脆くなる要因であるＣｕ２Ｔｅ（またはＣｕ２Ｓｅ）の形成が抑制されており、ＭｎとＴｅとはＭｎ：Ｔｅ＝１：１の金属間化合物を形成し、結晶構造のプロトタイプはＮｉＡｓ型であることから層状剥離を抑制することができることがわかった。
　さらに、Ｍｎ／（Ｍｎ＋Ｔｅ）比を、２５～８０原子％とすることで電気接点の機械強度を確保できる。
　このような構造の電気接点は、低沸点金属の選択的蒸発による低裁断特性を有したまま、脆くなることを抑制することができ、とくにＭｎに対するＭｎ＋Ｔｅ濃度を規定することで、所望の強度を有する電気接点が作製できる、つまりは、溶着引きはがし力を自由に制御することができることにより大電流遮断特性が改善する。
　なお、本実施の形態による接点材料には、原料に含まれる微量の不可避的不純物（Ａｇ、Ａｌ、Ｆｅ、Ｓｉなど）が含まれてもよい。
実施の形態２．
　実施の形態１で説明した電気接点は、Ｃｕ-ＷＣ-Ｍｎ-Ｔｅ焼結体にＣｕ円板またはＣｕ角板を用いてＣｕを溶浸させていた。実施の形態２においては、Ｃｕ-ＷＣ焼結体にＣｕに加えてＭｎおよびＴｅを溶浸させて製造した電気接点について説明する。
［実施例１８］
　始めに、平均粒径１０μｍのＣｕ粉末と平均粒径６．３μｍのＷＣ粉末を３０分間混合して均一な混合粉末を作製した。この混合粉末を内径φ２３ｍｍのダイス金型（鋼製）に入れ、油圧プレス機を用いて４００Ｍｐａの圧力で圧縮成形し、厚さ５ｍｍの成形体を作製した。これとは別に、平均粒径１０μｍのＣｕ粉末と平均粒径３０μｍのＭｎ粉末と平均粒径４０μｍのＴｅ粉末とを３０分間混合し均一な混合粉末を作製した。この混合粉末を内径φ２０ｍｍのダイス金型（鋼製）に入れ、油圧プレス機を用いて２００ＭＰａの圧力で圧縮成形し、厚さ２．２ｍｍの成形体を作製した。
　次に、このＣｕ-ＷＣ成形体およびＣｕ-Ｍｎ-Ｔｅ成形体を水素雰囲気下９００℃で２時間それぞれ個別に焼結した。
　次に、焼結して得られたＣｕ-ＷＣ焼結体の下にＣｕ-Ｍｎ-Ｔｅ焼結体を置き、水素雰囲気下１１１０℃で２時間溶浸して実施例１８の電気接点を得た。
　本実施例において、混合粉末作製時のＣｕ粉末、ＷＣ粉末、Ｔｅ粉末およびＭｎ粉末の質量比を調整して電気接点の組成を調整した。また、作製した電気接点の機械強度、裁断特性および遮断特性は実施の形態１と同様に評価した。
　実施例１８で得られた電気接点の組成および特性を図１６（表６）に示す。実施例１８の電気接点は、実施の形態１の実施例１～１２の接点と同様な特性が得られた。
　実施例１～１２に示す実施の形態１では、Ｃｕ－ＷＣ－Ｍｎ－Ｔｅ成形体を仮焼結するときに成形体が僅かに膨張する。これは、成形体内でＣｕとＴｅとＭｎとが反応して体積膨張するためと考えられる。
　一方、本実施の形態のように、Ｃｕ－ＷＣ成形体と被溶浸材のＣｕ－Ｍｎ－Ｔｅ成形体とを別々に仮焼結することで、Ｃｕ－ＷＣ成形体の体積膨張がなく安定して電気接点を製造することができる。
実施の形態３．
　実施の形態１では、Ｃｕ-ＷＣ-Ｍｎ-Ｔｅ焼結体にＣｕを溶浸させて電気接点を製造していた。また、実施の形態２では、Ｃｕ-ＷＣ焼結体にＣｕ－Ｍｎ－Ｔｅを溶浸させて電気接点を製造していた。実施の形態３においては、溶浸を用いずに焼結のみで製造した電気接点について説明する。
［実施例１９］
　始めに、平均粒径１０μｍのＣｕ粉末と平均粒径６．３μｍのＷＣ粉末と、平均粒径３０μｍのＭｎ粉末と平均粒径４０μｍのＴｅ粉末とを３０分間混合し均一な混合粉末を作製した。この混合粉末を内径φ２３ｍｍのダイス金型（鋼製）に入れ、油圧プレス機を用いて６５０Ｍｐａの圧力で圧縮成形し、厚さ５ｍｍのＣｕ-ＷＣ-Ｍｎ-Ｔｅ成形体を作製した。
　次に、このＣｕ-ＷＣ-Ｍｎ-Ｔｅ成形体を水素雰囲気下１１１０℃で２時間焼結した。
　次に、焼結して得られたＣｕ-ＷＣ-Ｍｎ-Ｔｅ焼結体を油圧プレス機を用いて６５０Ｍｐａの圧力で再圧縮し、水素雰囲気下１１１０℃で２時間再焼結して実施例１９の電気接点を得た。
　本実施例において、混合粉末作製時のＣｕ粉末、ＷＣ粉末、Ｔｅ粉末およびＭｎ粉末の質量比を調整して電気接点の組成を調整した。また、作製した電気接点の機械強度、裁断特性および遮断特性は実施の形態１と同様に評価した。
　実施例１９で得られた電気接点の組成および特性を図１７（表７）に示す。実施例１９の電気接点は、実施の形態１の実施例１～１２の接点と同様な特性が得られた。また、実施例１９で得られた電気接点の相対密度は９５．３％であった。ここで、相対密度とは、相対密度（％）＝（電気接点材料の測定密度／組成分析値から求めた電気接点材料の理論密度）×１００で求められる。もし、相対密度が９５％以下となった場合は、再圧縮および再焼結を繰り返すことで、相対密度を９５％以上とすることができる。
　実施の形態１および実施の形態２で説明した溶浸を用いた電気接点の製造方法においては、溶浸のときに液化したＣｕやＣｕ－Ｍｎ－Ｔｅを成形体へ流し込むため、成形体の気孔率のばらつきによって製造時に組成ばらつきが発生しやすい。
　一方、本実施の形態のように、焼結のみで作製された電気接点は、成形体を焼き固める工程のみであるため、成形時の気孔率の違いによる組成ばらつきが小さい。
実施の形態４．
　実施の形態１では高融点物質粒子としてＷＣ粒子を用いていたが、実施の形態４では高融点物質粒子としてＷＣ粒子を用いた。
　本実施の形態では、実施の形態１で用いたＷＣ粒子に替えて、ＷＣに比べてビッカース硬さが低いＷ粒子を用いた電気接点について説明する。本実施の形態における電気接点は、ＷＣ粒子に替えてＷ粒子を用いた以外は実施の形態１と同様であり、電気接点の製造方法および電気接点の裁断特性並びに遮断特性の評価方法も実施の形態１と同様である。
　図１８（表８）は、本実施の形態の実施例および比較例の組成および特性を示す一覧表である。また、図１９は、図１８（表８）に示した実施例および比較例の組成および特性を示す特性図である。図１８（表８）においてＷ粒子の組成比（質量％）、Ｍｎの組成比およびＭｎ／（Ｍｎ＋Ｔｅ）比は一定であるので、図１９では横軸にＷ粒子の粒径（μｍ）、縦軸に最大曲げ応力および裁断電流値としている。
　Ｗのビッカース硬さは３６０Ｈｖであり純金属の中ではもっと硬度の高い材料である。本実施の形態では、実施の形態１のＷＣ粒子を用いた電気接点と同様に、粒径が２５μｍ（比較例１１）では機械加工時に割れが発生した。また、Ｗ粒子の粒径を０．０８μｍ（比較例１２）とした電気接点は、成形体の作製時に割れが発生した。実施の形態１のＷＣ粒子と同様に、硬質で塑性変形を起こさない粉体が細かくなると粉体の比表面積が大きいために、加圧成型の場合には粉体同士の接触点近傍に空隙が多数存在して緻密化が困難となる。そのため所望の成形体を得るには成形圧が高くする必要がある。必要以上に成形圧を加えると歪みが発生し、成形体に割れが発生したと考えられる。
　実施の形態１で用いたＷＣのビッカース硬さは６９０Ｈｖであり、本実施の形態で用いたＷのビッカース硬さは３６０Ｈｖである。実施の形態１および本実施の形態の結果から、高融点物質粒子のビッカース硬さ２００Ｈｖ以上の高融点物質粒子の場合、その粒径は０．１μｍ以上１０μｍ以下である必要がある。
実施の形態５．
　実施の形態１ではビッカース硬さが６９０ＨｖのＷＣ粒子を、実施の形態４ではビッカース硬さが３６０ＨｖのＷ粒子を高融点物質粒子として用いた場合、それらの粒子の粒径は０．１μｍ以上１０μｍ以下としていた。実施の形態５では、硬度が比較的小さい材料を高融点物質粒子として用いた場合について説明する。
　始めに、高融点物質粒子の硬度について説明する。高融点物質粒子は、金属の中でＣｕやＡｇなどの導電性金属に比べて比較的硬い材料である。そのため、機械加工時に硬い材質を削ることによって電気接点に負荷が発生する。実施の形態１で述べたように、Ｍｎを添加していないものや粒径が大きいものを使用した電気接点では母材強度が弱いため、電気接点が機械加工時の負荷に耐えられず、結果として割れが発生する。
　以上の観点から電気接点材料を機械加工するときに発生する負荷は、電気接点材料に含まれる高融点物質粒子の硬度に関係していると言える。図２０（表９）は、高融点物質粒子に用いられる金属およびその炭化物のビッカース硬さを示した特性表である。図２０（表９）は、ビッカース硬さで記載しているが、換算表を用いればロックウェル硬さやブリネル硬さでもよい。なお、炭化物は製法や組成または硬度の測定方法によってビッカース硬さの値にばらつきが発生する。そのため、図２０（表１０）に示した値は一例を示すものであって多少値が異なったとしても、以下の実施例においては問題ないと判断した。また、図２０（表９）に示す金属においては、全ての炭化物は純金属に比べて硬度が高いといえる。
　本実施の形態では、実施の形態１で用いたＷＣ粒子に替えて、ＷＣに比べてビッカース硬さが小さいＭｏ粒子またはＣｒ粒子を用いた電気接点について説明する。本実施の形態における電気接点は、ＷＣ粒子に替えてＭｏ粒子またはＣｒ粒子を用いた以外は実施の形態１と同様であり、電気接点の製造方法および電気接点の裁断特性並びに遮断特性の評価方法も実施の形態１と同様である。
　図２１（表１０）は、本実施の形態におけるＭｏ粒子を用いた場合の実施例および比較例の組成および特性を示す一覧表である。また、図２２（表１１）は、本実施の形態におけるＣｒ粒子を用いた場合の実施例および比較例の組成および特性を示す一覧表である。
さらに、図２３および図２４は、それぞれ図２１（表１０）および図２２（表１１）に示した実施例および比較例の組成および特性を示す特性図である。図２１（表１０）および図２２（表１１）において、Ｍｏ粒子あるいはＣｒ粒子の組成比（質量％）、Ｍｎの組成比およびＭｎ／（Ｍｎ＋Ｔｅ）比は一定であるので、図２３および図２４では横軸にＭｏ粒子あるいはＣｒ粒子の粒径（μｍ）、縦軸に最大曲げ応力および裁断電流値としている。
　図２３および図２４から、ビッカース硬さが１６０ＨｖのＭｏや、ビッカース硬さが１２０ＨｖのＣｒを高融点物質粒子として用いた場合、粒径が２５μｍであっても機械加工時に割れは発生せず、粒径が１００μｍでも遮断試験にも合格であった。ビッカース硬さが２００Ｈｖ以下の場合、高融点物質粒子の粒径が０．１μｍ以上１００μｍ以下の範囲であれば、裁断性能および遮断性能に問題はなかった。また、加工時の割れや成形体作製時の破壊も発生しなかった。
　ビッカース硬さが２００Ｈｖ以下の材料を高融点物質粒子として用いた場合、粒径が１００μｍのときに三点曲げ試験による機械強度は１００ＭＰａを下回っているが、機械加工時に割れが発生しなかった。これは、機械加工時に発生する割れは高融点物質粒子の硬さに依存しているといえる。機械加工は硬い材質を削るほど被切削品である電気接点に大きな負荷がかかる。そのため実施の形態１で述べたＷＣは純金属に比べて硬いため、電気接点として割れることなく機械加工ができる強度の下限は２００ＭＰａであった。一方、ＷＣに比べて軟質なＭｏやＣｒは機械加工時の負荷がＷＣの場合に比べて少ないことから、強度が１００ＭＰａ以下でも割れることなく機械加工ができたものと考えられる。このように、ＷＣやＷよりも軟質な高融点物質粒子を用いた場合、電気接点の機械強度は低くなるが粒径が２５μｍでも割れが発生せず、１００μｍまでは実用上問題はなかった。
　実施の形態１では、ＷＣの粒径が大きくなるにつれ機械加工時に割れが発生するのに加えて遮断不可がみられていたが、ＭｏやＣｒでは粒径が１０μｍ以上であっても遮断不可が見られなかった。ＷＣでは粒径が大きくなるにつれて表面凹凸が大きくなるため、アークが集中することで遮断不可となったと推測した。一方、ＭｏやＣｒはＷＣに比べて軟質な材料であるため、機械加工時に高融点物質粒子それ自身が削られて表面凹凸があまり大きくならなかったことで遮断が安定したと推定される。
　本実施の形態においては、高融点物質粒子の粒径が１００μｍより大きい場合は遮断試験では不合格となった。高融点物質粒子それ自身が削られて表面凹凸が小さくなってはいても、削られた高融点物質粒子の粒径が大きいため、アークが高融点物質粒子の部分に留まったためと考えられる。なお、ＭｏやＣｒでは粒径が小さい場合でも柔らかい粒子であるため塑性変形しやすく、０．５μｍでも成形可能であった。
　以上のことから、高融点物質粒子のビッカース硬さが２００Ｈｖ以下であれば、その粒径は０．１μｍ以上１００μｍであっても問題ないことがわかる。
１　真空バルブ、　２　遮断室、　３　絶縁容器、　４ａ、４ｂ　封止金具、　５ａ、５ｂ　金属蓋、　６　固定電極棒、　７　可動電極棒、８　固定電極、　９　可動電極、　１０　固定電気接点、　１１　可動電気接点、　１２　ベローズ、　１３　ベローズ用アークシールド、　１４　絶縁容器用アークシールド、　２０　電気接点、　２１　試験片、　３１　母材、３２　ＷＣ粒子、　３３　Ｍｎ－Ｃｕ－Ｔｅ金属間化合物、　３４　ＭｎＯ粒子

Claims (4)

  1. Ｃｕ１００原子％に対してＭｎが０原子％より多く１０原子％以下固溶した母材と、
    前記母材中に分散して配置された金属の粒子および当該金属の炭化物粒子の少なくとも一方の高融点物質粒子と、
    Ｘ原子（Ｘは、ＴｅまたはＳｅ）を含み前記母材中に分散して配置された金属間化合物と
    を含む電気接点であって、
    前記金属は、Ｗ、Ｔａ、Ｃｒ、Ｍｏ、Ｎｂ、ＴｉおよびＶの中から選ばれた少なくとも１つの金属であり、
    前記高融点物質粒子の粒径は、当該高融点物質粒子のビッカース硬さが０ＨＶ以上２００ＨＶ以下の場合は０．１μｍ以上１００μｍ以下、当該高融点物質粒子のビッカース硬さが２００ＨＶ以上の場合は０．１μｍ以上１０μｍ以下であり、
    全体を１００質量％とした場合、
    前記高融点物質粒子は２０質量％以上８０質量％以下であり、
    前記Ｘ原子は１．５質量％以上１５質量％以下であり、
    残部は前記母材であると共に、
    前記金属間化合物は、ＭｎＸ化合物およびＭｎ－Ｃｕ固溶相とＸとの化合物を含み、
    Ｍｎ／（Ｍｎ＋Ｘ）の原子量比は、２０原子％以上８０原子％以下である
    ことを特徴とする電気接点。
  2. 前記Ｍｎ－Ｃｕ固溶相とＸとの化合物は、
    （Ｍｎ，Ｃｕ）Ｘおよび（Ｍｎ，Ｃｕ）２Ｘの少なくとも一方の組成である
    ことを特徴とする請求項１に記載の電気接点。
  3. 前記母材は、
    さらにＭｎＯが５原子％含まれている
    ことを特徴とする請求項１または２に記載の電気接点。
  4. 固定電極と、
    この固定電極に接触したり離れたりする可動電極と、
    前記固定電極および前記可動電極を真空中に保持する遮断室と
    を備えた真空バルブであって、
    前記固定電極および前記可動電極の接触部にそれぞれ設けられた固定電気接点および可動電気接点の少なくとも一方は、請求項１～３のいずれか１項に記載された電気接点が用いられた
    ことを特徴とする真空バルブ。
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