謝蓬陽(yáng)龔天勇周鵬博王瑞晨李松林馬光同

1.西南交通大學(xué)牽引動(dòng)力國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,成都 610031;2.西南交通大學(xué)電氣工程學(xué)院,成都 610031

1 引言

超導(dǎo)材料憑借其獨(dú)特的零電阻和邁斯納效應(yīng)在醫(yī)療、交通運(yùn)輸、可控核聚變、前沿科學(xué)裝置等領(lǐng)域發(fā)揮著不可替代的作用[1-4].相較于低溫超導(dǎo)材料和一代高溫超導(dǎo)材料,以YBCO(YBa2Cu3O7-δ)為代表的二代高溫超導(dǎo)材料具有臨界磁場(chǎng)高、載流能力強(qiáng)、成本低等優(yōu)勢(shì),受到了極大的關(guān)注[5-7].近年來(lái),美國(guó)、韓國(guó)、日本、德國(guó)等發(fā)達(dá)國(guó)家先后突破了二代高溫超導(dǎo)帶材的長(zhǎng)線制備工藝瓶頸,公里級(jí)帶材的生產(chǎn)工藝日漸成熟.國(guó)內(nèi)方面,在國(guó)家的大力扶持下,上海超導(dǎo)科技股份有限公司、上海上創(chuàng)超導(dǎo)科技有限公司、蘇州新材料研究所等高新技術(shù)民營(yíng)企業(yè)也發(fā)展起來(lái),其帶材性能逐步逼近國(guó)際一流水準(zhǔn)[4].隨著超導(dǎo)帶材承載電流和外加磁場(chǎng)的不斷增大,其機(jī)械性能的重要性日益凸顯.在實(shí)際應(yīng)用中,超導(dǎo)帶材不可避免的要受到各種來(lái)源的外力作用,比如超導(dǎo)帶材繞制導(dǎo)致的預(yù)應(yīng)力、溫差導(dǎo)致的熱應(yīng)力、外磁場(chǎng)導(dǎo)致的電磁力等.YBCO材料本身是一種陶瓷氧化物,各向異性強(qiáng),韌性、延展性較差.這些外力作用于超導(dǎo)帶材時(shí)可能會(huì)使其微觀結(jié)構(gòu)產(chǎn)生變化,進(jìn)而影響超導(dǎo)帶材的載流能力,甚至對(duì)帶材造成不可逆的破壞.并且在實(shí)際工況中,上述各個(gè)外力往往都不是恒定的.例如:超導(dǎo)帶材會(huì)反復(fù)處于室溫和液氮溫區(qū)之間,受到變化的熱應(yīng)力、在交變磁場(chǎng)下受到的交變電磁力等.因此,只關(guān)注靜態(tài)下超導(dǎo)帶材的機(jī)械性能是具有局限性的,應(yīng)該對(duì)超導(dǎo)帶材的疲勞特性及其影響因素進(jìn)行綜合研究.

基于上述原因,本文將結(jié)合近年來(lái)的相關(guān)文獻(xiàn),基于超導(dǎo)帶材的軸向(axial)、橫向(transverse)、彎曲(bending)三個(gè)方向(圖1)探討超導(dǎo)帶材的靜態(tài)機(jī)械性能和疲勞性能.

圖1 超導(dǎo)帶材變形方向示意圖

2 軸向機(jī)械性能

2.1 軸向機(jī)械性能基本介紹

高溫超導(dǎo)帶材的軸向機(jī)械性能主要指軸向的拉伸性能.軸向拉伸也是超導(dǎo)帶材在工作過(guò)程中最常見(jiàn)的形變狀態(tài)之一.要探究第二代高溫超導(dǎo)帶材的軸向機(jī)械性能,首先要了解其基本的力學(xué)性質(zhì).比如,第二代高溫超導(dǎo)帶材受拉時(shí),其應(yīng)力-應(yīng)變曲線中沒(méi)有明顯的屈服極限.對(duì)于這種材料,一般以發(fā)生0.2%塑性變形時(shí)的應(yīng)力值作為其條件屈服極限.一般來(lái)說(shuō),在探究帶材的軸向機(jī)械性能前,都要進(jìn)行應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系的測(cè)量.具有代表性的,文獻(xiàn)[5,6]中分別測(cè)量了不同寬度帶材和不同溫區(qū)帶材的應(yīng)力-應(yīng)變曲線.其中,帶材的寬度對(duì)應(yīng)力-應(yīng)變曲線幾乎沒(méi)有影響,而液氮溫區(qū)超導(dǎo)帶材的屈服極限明顯優(yōu)于室溫溫區(qū).

高溫超導(dǎo)帶材軸向具有四種極限應(yīng)力強(qiáng)度,分別是:屈服極限、不可逆應(yīng)力極限、機(jī)械疲勞極限和電學(xué)疲勞極限.其中,屈服極限是超導(dǎo)帶材發(fā)生0.2%塑性變形時(shí)的應(yīng)力;不可逆應(yīng)力極限是卸載后超導(dǎo)帶材載流能力下降達(dá)到1%(或5%)的應(yīng)力;機(jī)械疲勞極限是在106次循環(huán)后帶材仍不出現(xiàn)機(jī)械斷裂的應(yīng)力;電學(xué)疲勞極限是在106次循環(huán)后帶材仍不出現(xiàn)電學(xué)失效的應(yīng)力.這四種應(yīng)力極限之間的關(guān)系是:屈服極限＞不可逆應(yīng)力極限＞機(jī)械疲勞極限＞電學(xué)疲勞極限[5].且?guī)Р牡碾妼W(xué)疲勞極限主要取決于超導(dǎo)層,機(jī)械疲勞極限主要取決于帶材基底.

2.2 軸向機(jī)械性能測(cè)試裝置

為了測(cè)量超導(dǎo)帶材在低溫下的靜態(tài)機(jī)械性能或疲勞性能,必須要進(jìn)行實(shí)驗(yàn)裝置的設(shè)計(jì).大部分論文中都基于疲勞機(jī)進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)裝置的設(shè)計(jì).其中具有代表性的,蘭州理工大學(xué)和中國(guó)科學(xué)院近代物理研究所聯(lián)合設(shè)計(jì)了高溫超導(dǎo)帶材低溫疲勞性能多場(chǎng)測(cè)試系統(tǒng),并使用該系統(tǒng)對(duì)高溫超導(dǎo)材料開(kāi)展低溫疲勞載荷環(huán)境下臨界特性的實(shí)驗(yàn)研究.系統(tǒng)由五大部分組成,分別為基于計(jì)算機(jī)控制的電子式疲勞試驗(yàn)機(jī)系統(tǒng)、基于非線性PID控制的低/變溫環(huán)境系統(tǒng)、強(qiáng)電流加載和控制系統(tǒng)、非接觸光學(xué)測(cè)量系統(tǒng)和強(qiáng)背景磁體系統(tǒng),整體系統(tǒng)設(shè)計(jì)如圖2所示[8].

圖2 高溫超導(dǎo)帶材低溫疲勞性能測(cè)試系統(tǒng)結(jié)構(gòu)示意圖[8]

2.3 軸向靜態(tài)機(jī)械性能

超導(dǎo)帶材的軸向靜態(tài)機(jī)械性能主要表現(xiàn)為超導(dǎo)帶材軸向的靜應(yīng)力/應(yīng)變對(duì)其載流能力(臨界電流)和超導(dǎo)特性(n值)的影響.圖3為超導(dǎo)帶材軸向應(yīng)變對(duì)歸一化臨界電流(施加應(yīng)力/應(yīng)變后的臨界電流與初始臨界電流的比值)的影響[9].可以看出,在超導(dǎo)帶材應(yīng)變達(dá)到一個(gè)閾值之前,其歸一化臨界電流基本為1,當(dāng)超過(guò)閾值后,歸一化臨界出現(xiàn)明顯下降.

圖3 77 K下YBCO超導(dǎo)帶材應(yīng)力應(yīng)變曲線與臨界電流隨應(yīng)變的變化關(guān)系[9]

超導(dǎo)帶材的軸向靜態(tài)機(jī)械性能與很多因素有關(guān).除了超導(dǎo)帶材的類型之外,還與生產(chǎn)帶材廠家的制造工藝、超導(dǎo)帶材的寬度、哈氏合金基底的厚度、超導(dǎo)層的厚度等因素有關(guān).

YBCO超導(dǎo)帶材作為一種應(yīng)用前景廣闊的導(dǎo)體,目前可以從多家工業(yè)制造商處獲得.由于制造工藝不同,這些制造商的帶材在性能方面會(huì)存在差異.為了便于磁體設(shè)計(jì)者根據(jù)實(shí)際情況選用合適的帶材,Barth C等人對(duì)不同廠家?guī)Р牡臋C(jī)械性能進(jìn)行了探究.圖4為不同廠家生產(chǎn)帶材歸一化臨界電流和n值隨應(yīng)變的變化曲線[10].可以看出,Super Power和Su NAM的帶材歸一化臨界電流變化曲線近乎重疊,并且它們的n值曲線具有相似的形狀.Bruker的帶材歸一化與臨界電流曲線較為圓滑,表明其臨界電流與n值受應(yīng)變影響較大.Fujikura和Super Ox的帶材則在可逆區(qū)與不可逆區(qū)之間有一個(gè)“階梯狀”轉(zhuǎn)變.

圖4 不同廠家生產(chǎn)的帶材(a)歸一化臨界電流(b)n值隨應(yīng)變的變化曲線[10]

超導(dǎo)帶材具有不同的寬度,其機(jī)械性能可能有差異.為了探究帶材寬度對(duì)其軸向靜態(tài)機(jī)械性能的影響,Shin H S等人使用光學(xué)顯微鏡、掃描電子顯微鏡等設(shè)備對(duì)其機(jī)械性能進(jìn)行表征,得出4 mm與12 mm寬帶材的不可逆應(yīng)力分別為660 MPa和689 MPa,無(wú)較大差別[5].4 mm寬超導(dǎo)帶材的不可逆應(yīng)力略低可能是因?yàn)橹圃爝^(guò)程中的切割環(huán)節(jié)引入了微裂紋.綜上,帶材寬度對(duì)其軸向靜態(tài)機(jī)械性能的影響較小.

由于基底層是超導(dǎo)帶材中最厚的層,因此,減小基底層的厚度可以顯著增大帶材電流密度.因此,研究不同基底厚度對(duì)超導(dǎo)帶材機(jī)械性能的影響十分重要.Fujita S等人通過(guò)實(shí)驗(yàn)得出基底厚度為75μm與50μm帶材的不可逆應(yīng)力分別為804 MPa和693 MPa[11].可以看出,基底厚度對(duì)帶材的軸向靜態(tài)機(jī)械性能影響較大,且基底厚的帶材不可逆應(yīng)力更高,靜態(tài)軸向機(jī)械性能更強(qiáng).

為了揭示超導(dǎo)層厚度與機(jī)械性能的影響,文獻(xiàn)[11,12]對(duì)超導(dǎo)層厚度與不可逆應(yīng)變的關(guān)系進(jìn)行了探究.可以看出,超導(dǎo)層厚度的增加會(huì)使帶材的不可逆應(yīng)變降低.原因可能是超導(dǎo)層厚度的增加使得帶材整體的脆性增加.

2.4 軸向疲勞性能

超導(dǎo)帶材的軸向疲勞性能主要表現(xiàn)為超導(dǎo)帶材軸向的循環(huán)應(yīng)力/應(yīng)變對(duì)其載流能力(臨界電流)和超導(dǎo)特性(n值)的影響.圖6為超導(dǎo)帶材在不同應(yīng)變循環(huán)下的歸一化臨界電流[9],可以看出隨著最大應(yīng)變的增加,超導(dǎo)帶材的疲勞性能逐漸降低.

圖5 77 K下不同厚度超導(dǎo)帶材歸一化臨界電流隨應(yīng)變的變化關(guān)系.

圖6 77 K下超導(dǎo)帶材的歸一化臨界電流隨應(yīng)變循環(huán)周數(shù)的變化關(guān)系[9]

除了最大應(yīng)力/應(yīng)變之外,超導(dǎo)帶材的軸向疲勞性能還與很多因素有關(guān),例如:疲勞循環(huán)的應(yīng)力/應(yīng)變比、超導(dǎo)帶材的寬度、是否有背景磁場(chǎng)、是否具有銅穩(wěn)定層和疲勞循環(huán)時(shí)的溫度等.

應(yīng)變比也是疲勞循環(huán)的重要參數(shù)之一.A.L.Mbaruku等人研究了液氮溫區(qū)下疲勞循環(huán)時(shí)不同應(yīng)變比對(duì)超導(dǎo)帶材疲勞性能的影響,并分別在應(yīng)力尺度和應(yīng)變尺度根據(jù)實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)研究超導(dǎo)帶材疲勞行為的影響因素[9].研究發(fā)現(xiàn),隨著應(yīng)變比的減小,超導(dǎo)帶材臨界電流隨循環(huán)次數(shù)降低的速度加快.這可能是疲勞循環(huán)時(shí)施加應(yīng)變的幅值增大導(dǎo)致的.

根據(jù)測(cè)量的數(shù)值,分別使用Basquin公式和Manson-Coffin公式進(jìn)行擬合后,得到結(jié)果如圖7,8所示.其中,Basquin公式可以通過(guò)應(yīng)力尺度來(lái)反映材料的疲勞性能,公式如下:

其中,σa為應(yīng)力幅值,2Nf為帶材電學(xué)失效時(shí)的循環(huán)次數(shù),σ′f為疲勞強(qiáng)度系數(shù),b為疲勞強(qiáng)度指數(shù).σ′f和b為材料的固有屬性.

Manson-Coffin公式則通過(guò)塑性應(yīng)變尺度反映材料的疲勞性能,公式如下:

其中,εa為塑性應(yīng)變幅值,2Nf為帶材電學(xué)失效時(shí)的循環(huán)次數(shù),ε′f為疲勞延性系數(shù),c為疲勞延性指數(shù).ε′f和c同樣為材料的固有屬性.

通過(guò)圖7和圖8的擬合結(jié)果可以看出:超導(dǎo)帶材電學(xué)失效的疲勞強(qiáng)度系數(shù)為417.7,疲勞強(qiáng)度系數(shù)與材料的真實(shí)斷裂強(qiáng)度大致相等[13-15],這意味著超導(dǎo)帶材在軸向應(yīng)力為417.7 MPa時(shí)會(huì)出現(xiàn)電學(xué)失效的情況;超導(dǎo)帶材電學(xué)失效的疲勞強(qiáng)度指數(shù)為-0.0855,金屬材料的疲勞強(qiáng)度指數(shù)位于-0.04和-0.15之間,超導(dǎo)帶材的疲勞強(qiáng)度指數(shù)位于金屬材料的范圍內(nèi),這意味著超導(dǎo)材料的疲勞強(qiáng)度指數(shù)主要由超導(dǎo)帶材中的金屬層決定;超導(dǎo)帶材電學(xué)失效的疲勞延性系數(shù)為0.0035,材料的疲勞延性系數(shù)與材料的斷裂韌性大致相等[13,14],斷裂韌性表征材料阻止裂紋擴(kuò)展的能力,一般韌性材料的斷裂韌度較高,脆性材料的斷裂韌度較低,這意味著超導(dǎo)帶材的延展性主要由超導(dǎo)帶材中的脆性材料決定;超導(dǎo)帶材電學(xué)失效的疲勞延性指數(shù)為-0.110,而金屬材料的疲勞延性指數(shù)一般位于-0.3和-1.0之間,這意味著超導(dǎo)帶材的延展性行為受其中金屬材料的影響較小.

圖8 循環(huán)次數(shù)與真塑性應(yīng)變的對(duì)數(shù)關(guān)系圖[9]

綜上所述,超導(dǎo)帶材的疲勞強(qiáng)度指數(shù)在金屬的常規(guī)范圍內(nèi),但疲勞延性指數(shù)和疲勞延性系數(shù)均表明材料是脆性的.因此,導(dǎo)致超導(dǎo)材料電學(xué)失效的疲勞行為受韌性金屬基底和脆性陶瓷材料超導(dǎo)層的共同影響.在應(yīng)力尺度下,超導(dǎo)帶材的絕大部分應(yīng)力都被金屬基底承擔(dān),金屬對(duì)超導(dǎo)帶材疲勞行為的貢獻(xiàn)較大.在應(yīng)變尺度下,超導(dǎo)帶材抵抗塑性變形的能力主要由脆性陶瓷超導(dǎo)層決定,陶瓷材料對(duì)超導(dǎo)帶材疲勞行為的貢獻(xiàn)較大.

超導(dǎo)帶材的寬度除了對(duì)靜態(tài)機(jī)械性能有影響,還會(huì)影響帶材的疲勞性能.H.S.Shin等人研究了液氮溫區(qū)超導(dǎo)帶材寬度對(duì)超導(dǎo)帶材軸向疲勞性能的影響[5].圖9為4 mm高溫超導(dǎo)帶材和12 mm高溫超導(dǎo)帶材的歸一化臨界電流與疲勞循環(huán)次數(shù)的關(guān)系.可以看出,4 mm高溫超導(dǎo)帶材在最大應(yīng)力為0.94σy時(shí)就在高周出現(xiàn)了明顯的臨界電流下降的現(xiàn)象,而12 mm高溫超導(dǎo)帶材在最大應(yīng)力為1.0σy時(shí)還沒(méi)有明顯的臨界電流下降現(xiàn)象.這說(shuō)明12 mm高溫超導(dǎo)帶材的軸向疲勞性能明顯優(yōu)于4 mm高溫超導(dǎo)帶材.

圖9 (a)4 mm寬度帶材和(b)12 mm寬度帶材歸一化臨界電流與疲勞循環(huán)次數(shù)的關(guān)系[5]

為了探究上述現(xiàn)象的機(jī)理,Shin對(duì)兩種寬度高溫超導(dǎo)帶材的超導(dǎo)層進(jìn)行了觀察.將帶材的銅層和銀層蝕刻后,使用SEM(掃描電子顯微鏡)進(jìn)行觀察,結(jié)果如圖10所示.可以看出,4 mm帶材的邊緣存在以大約45°角向內(nèi)傳播的微裂紋,其平均長(zhǎng)度為60μm,并且距邊緣20μm內(nèi)的超導(dǎo)層都已發(fā)生損壞.而12 mm帶材邊緣的超導(dǎo)層并無(wú)明顯破壞.隨后Shin對(duì)進(jìn)行了一定次數(shù)疲勞實(shí)驗(yàn)的兩種寬度帶材的超導(dǎo)層進(jìn)行觀察,發(fā)現(xiàn)同應(yīng)力水平下4 mm帶材超導(dǎo)層的破壞程度明顯高于12 mm的超導(dǎo)帶材.這說(shuō)明4 mm超導(dǎo)帶材的疲勞性能劣于12 mm帶材的疲勞性能,原因可能是制造過(guò)程中的切割過(guò)程在帶材邊緣引入了微裂紋,疲勞過(guò)程中微裂紋發(fā)生擴(kuò)展,導(dǎo)致臨界電流的快速下降.

圖10 (a)4 mm高溫超導(dǎo)帶材和(b)12 mm高溫超導(dǎo)帶材超導(dǎo)層的表面微結(jié)構(gòu)[5]

超導(dǎo)帶材的絕大部分工況都位于一定的磁場(chǎng)中,因此磁場(chǎng)對(duì)超導(dǎo)帶材機(jī)械性能的影響亟待研究.W.Chen等人研究了外加磁場(chǎng)對(duì)超導(dǎo)帶材疲勞性能的影響[6].圖11為R=0.7,σy=600 MPa加載時(shí)不同循環(huán)次數(shù)下歸一化臨界電流與外加磁感應(yīng)強(qiáng)度的關(guān)系.可以看出,高溫超導(dǎo)帶材的歸一化臨界電流隨著外磁場(chǎng)的增加而減小.當(dāng)外加磁感應(yīng)強(qiáng)度較小時(shí),高溫超導(dǎo)帶材的歸一化臨界電流隨循環(huán)次數(shù)的增加迅速減小;當(dāng)外加磁感應(yīng)強(qiáng)度較大時(shí),高溫超導(dǎo)帶材的歸一化臨界電流趨于平穩(wěn).并且隨著疲勞循環(huán)次數(shù)的增加,超導(dǎo)帶材的歸一化臨界電流對(duì)磁場(chǎng)的變化更不敏感.

圖11 不同循環(huán)次數(shù)下歸一化臨界電流與外加磁感應(yīng)強(qiáng)度的關(guān)系[6]

超導(dǎo)帶材中的銅穩(wěn)定層可以增加帶材運(yùn)行過(guò)程中的熱穩(wěn)定性以及電穩(wěn)定性,同時(shí),與不含銅穩(wěn)定層的帶材相比,額外的銅層還會(huì)對(duì)超導(dǎo)帶材的疲勞性能產(chǎn)生影響.Y.Yoshida等人研究了銅穩(wěn)定層對(duì)YBCO高溫超導(dǎo)帶材疲勞性能的影響[16,17].在對(duì)含銅穩(wěn)定層與不含銅穩(wěn)定層的YBCO高溫超導(dǎo)帶材進(jìn)行疲勞測(cè)試后,發(fā)現(xiàn)含銅穩(wěn)定層的YBCO帶材的疲勞極限增加了19%,而靜強(qiáng)度只增加了5%.這說(shuō)明銅穩(wěn)定層可以有效提升超導(dǎo)帶材的疲勞性能.在帶材斷裂后,使用SEM對(duì)兩種帶材的斷面進(jìn)行觀察,結(jié)果如圖12所示.可以看出,兩種帶材的裂紋都萌生于基底層,含銅穩(wěn)定層的YBCO帶材裂紋主要萌生于基底層的下表面,不含銅穩(wěn)定層的YBCO帶材裂紋則萌生于基底層的邊緣.特別的,當(dāng)疲勞循環(huán)的最大應(yīng)力接近于疲勞極限時(shí),銅層也會(huì)有裂紋的萌生.

圖12 (a)含銅層和(b)不含銅層的YBCO超導(dǎo)帶材斷裂面(箭頭代表裂紋擴(kuò)展方向)

溫度也是影響材料疲勞性能的重要因素之一.大部分高溫超導(dǎo)帶材的疲勞實(shí)驗(yàn)都是在液氮溫區(qū)進(jìn)行的,為了探究室溫下超導(dǎo)帶材的疲勞性能,Rogers S等人測(cè)量了在室溫下YBCO帶材歸一化臨界電流與循環(huán)次數(shù)的關(guān)系[18],并將實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)與文獻(xiàn)[9]中的實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行了對(duì)比,發(fā)現(xiàn)室溫下的疲勞測(cè)試與液氮溫區(qū)相比具有更強(qiáng)的保守性.理由可能是:1.對(duì)于相同的拉伸應(yīng)變,室溫下帶材的凈應(yīng)變要高于77 K下的應(yīng)變,因?yàn)?7 K下帶材會(huì)產(chǎn)生收縮.2.哈氏合金的疲勞壽命隨溫度的升高而降低,而哈氏合金中裂紋的產(chǎn)生會(huì)向超導(dǎo)層中傳遞,導(dǎo)致帶材臨界電流降低.

3 橫向機(jī)械性能

3.1 橫向機(jī)械性能基本介紹

高溫超導(dǎo)帶材的橫向機(jī)械性能包括超導(dǎo)帶材的橫向拉壓性能.在超導(dǎo)帶材工作過(guò)程中,由于約束或者匝與匝之間的相互作用,帶材會(huì)受到橫向的拉壓載荷,且超導(dǎo)帶材的橫向拉應(yīng)力極限明顯小于橫向壓應(yīng)力極限[19,20].為了探究橫向拉壓載荷對(duì)超導(dǎo)帶材臨界電流的影響,各個(gè)研究機(jī)構(gòu)對(duì)超導(dǎo)帶材的靜態(tài)橫向拉壓特性及橫向拉壓疲勞特性進(jìn)行了深入研究.

3.2 橫向機(jī)械性能測(cè)試裝置

超導(dǎo)帶材橫向機(jī)械性能的測(cè)試裝置主要分為兩類:超導(dǎo)帶材的橫向壓縮測(cè)試裝置和橫向拉伸測(cè)試裝置.其中,橫向壓縮的測(cè)試裝置大致相同,其結(jié)構(gòu)如圖13所示.該裝置由頂部和底部組成,底部在支撐試樣的同時(shí)限制了其側(cè)向移動(dòng),頂部對(duì)尖銳的邊角區(qū)域進(jìn)行了平滑處理,使壓力更加均勻,垂直的施加在樣品表面.橫向拉伸的測(cè)試裝置根據(jù)夾具的不同,可分為砧式夾具和銷(xiāo)式夾具,其結(jié)構(gòu)如圖14所示.砧式夾具由銅制的上下砧座組成,使用時(shí)將帶材基底面向下砧座進(jìn)行焊接,并且在冷卻至室溫后將阻焊劑涂至上砧側(cè)面和上砧周?chē)膸Р奶幰苑篮噶狭鞒?銷(xiāo)式夾具是Quad Group Inc公司的市售夾具[21],由鋁合金制成的螺柱銷(xiāo)和涂有半固化環(huán)氧涂層的陶瓷背板組成.使用時(shí)將帶材的基底面向下放置在背板上,螺栓銷(xiāo)放置在帶材中心,然后通過(guò)熱處理將環(huán)氧樹(shù)脂固化.由于這兩種測(cè)試裝置接觸帶材的面積不同,根據(jù)材料的尺寸效應(yīng),測(cè)試出的疲勞強(qiáng)度可能會(huì)有所不同[22].

圖13 橫向壓縮測(cè)試裝置示意圖[23]

圖14 橫向拉伸測(cè)試夾具(a)砧式夾具(b)銷(xiāo)式夾具[23]

3.3 橫向靜態(tài)機(jī)械性能

橫向靜態(tài)機(jī)械性能主要分為橫向壓縮機(jī)械性能和橫向拉伸機(jī)械性能.其中,影響橫向壓縮機(jī)械性能的因素主要有:橫向壓應(yīng)力、帶材基底、壓頭寬度、壓頭接觸的金屬層、銅穩(wěn)定層的厚度等.而橫向拉伸機(jī)械性能(即分層強(qiáng)度)主要由組成層之間的粘合強(qiáng)度決定.

Ekin J W等人早在2002年就進(jìn)行了超導(dǎo)帶材橫向壓縮機(jī)械性能的研究[25].結(jié)果表明,帶材的臨界電流密度對(duì)橫向壓應(yīng)力不敏感,在橫向壓應(yīng)力為120 MPa時(shí)衰減小于1%.Cheggour N等人研究了橫向壓應(yīng)力對(duì)具有磁性基底(例如:純鎳軋制雙軸織構(gòu)基底)的帶材臨界電流密度的影響[27][28].但結(jié)果表明,具有磁性基底帶材的臨界電流密度受橫向壓應(yīng)力影響十分顯著.

考慮到帶材的尺寸效應(yīng),T.Takao等人于2007年研究了不同寬度壓頭和壓頭接觸的金屬層對(duì)超導(dǎo)帶材橫向壓縮機(jī)械性能的影響[26].圖15為使用不同寬度壓頭時(shí)超導(dǎo)帶材歸一化臨界電流與壓應(yīng)力的關(guān)系,其中白色圓圈代表壓頭與銀層接觸,黑色圓圈代表壓頭與哈氏合金接觸.可以看出,當(dāng)壓頭寬度為0.5 mm時(shí),帶材從銀層進(jìn)行壓縮的機(jī)械性能要明顯好于從哈氏合金層進(jìn)行壓縮.當(dāng)壓頭寬度為1 mm時(shí),此現(xiàn)象明顯改善,但趨勢(shì)仍然存在.

圖15 使用不同寬度壓頭時(shí)超導(dǎo)帶材歸一化臨界電流與壓應(yīng)力的關(guān)系(a)0.5 mm(b)1 mm[26]

L.Shen等人使用一種大面積加載裝置研究了不同厚度的銅穩(wěn)定層對(duì)YBCO超導(dǎo)帶材橫向壓縮機(jī)械性能的影響,以避免因?yàn)閼?yīng)力集中造成的誤差.實(shí)驗(yàn)結(jié)果如圖16所示[24].可以看出,在施加的壓力較小時(shí),大部分帶材的臨界電流均有所上升.這可能是因?yàn)樾毫虞d可能會(huì)使帶材中的電流密度分布更均勻.當(dāng)壓縮應(yīng)力超過(guò)21.25 MPa時(shí),Bi2223帶材首先發(fā)生臨界電流退化.帶材的銅保護(hù)層厚度為40μm,50μm,115μm時(shí),臨界電流下降的橫向壓應(yīng)力分別為131.21 MPa,100 MPa,137.57 MPa.綜上所述,銅穩(wěn)定層厚度與帶材的臨界橫向壓應(yīng)力之間并不是一個(gè)單調(diào)的關(guān)系,并且部分含有銅穩(wěn)定層厚度的帶材臨界電流并非先上升再下降.關(guān)于不同厚度銅保護(hù)層的超導(dǎo)帶材在橫向壓力加載下行為差異的根源還需要進(jìn)一步研究.

在高場(chǎng)磁體中,脫層是一種常見(jiàn)的帶材破壞形式.蘭州大學(xué)張興義等人研究了室溫和液氮溫區(qū)下超導(dǎo)帶材的分層強(qiáng)度,即超導(dǎo)帶材的橫向拉伸機(jī)械性能[29].文獻(xiàn)中對(duì)機(jī)械分層強(qiáng)度和機(jī)電分層強(qiáng)度進(jìn)行了定義,前者是帶材在橫向拉伸力下出現(xiàn)物理分層的應(yīng)力值,后者是帶材在橫向拉伸力下臨界電流下降5%時(shí)的應(yīng)力值.圖17(a)為YBCO帶材的分層強(qiáng)度結(jié)果,其中每組包含30個(gè)數(shù)據(jù),星號(hào)表示其平均值.可以看出,機(jī)械分層強(qiáng)度范圍在77 K時(shí)為22.5 MPa至54.8 MPa,平均值為35.3 MPa.在室溫下為24.7 MPa至54.3 MPa,平均值為36.0 MPa.電學(xué)分層強(qiáng)度最大值為68.1 MPa,最小值為20.6 MPa,平均值為35.5 MPa.從平均值來(lái)看,三組實(shí)驗(yàn)結(jié)果并沒(méi)有顯著差異.圖17(b)(c)(d)所表示的概率密度分布不能很好的用正態(tài)分布來(lái)描述,這并不是因?yàn)閷?shí)驗(yàn)誤差或者樣品的非均勻性,而是超導(dǎo)層陶瓷材料的脆性斷裂特性導(dǎo)致的.綜上所述,超導(dǎo)帶材機(jī)械分層強(qiáng)度和電學(xué)分層強(qiáng)度相差不大,并且在液氮溫區(qū)使用時(shí)分層強(qiáng)度不會(huì)降低,這對(duì)于具有較小分層強(qiáng)度裕度的YBCO帶材來(lái)說(shuō)是一個(gè)積極的結(jié)果.

圖17 (a)YBCO帶材不同情況下的分層強(qiáng)度(b)室溫機(jī)械分層時(shí)不同分層強(qiáng)度的概率密度分布(c)77 K機(jī)械分層時(shí)不同分層強(qiáng)度的概率密度分布(d)77 K機(jī)電分層時(shí)不同分層強(qiáng)度的概率密度分布.

3.4 橫向疲勞性能

J.W.Ekin等人對(duì)超導(dǎo)帶材的橫向壓縮疲勞特性進(jìn)行了研究[25].文章主要針對(duì)超導(dǎo)帶材的橫向低周疲勞,這種疲勞主要是由于設(shè)備開(kāi)啟關(guān)閉等因素導(dǎo)致的.圖18為122 MPa壓應(yīng)力下兩個(gè)YBCO短樣臨界電流密度與疲勞循環(huán)次數(shù)的關(guān)系.從圖中可以看出,在2000個(gè)循環(huán)內(nèi)兩個(gè)樣品的臨界電流分別下降了1%和2%,這說(shuō)明超導(dǎo)帶材橫向壓縮疲勞特性較為優(yōu)秀.

圖18 橫向壓應(yīng)力下YBCO超導(dǎo)帶材電流密度于疲勞循環(huán)次數(shù)的關(guān)系

Shogo Muto等人研究了超導(dǎo)帶材的分層疲勞特性,即超導(dǎo)帶材的橫向拉伸疲勞特性[23].文中進(jìn)行了超導(dǎo)帶材的靜態(tài)疲勞和動(dòng)態(tài)疲勞實(shí)驗(yàn).其中,靜態(tài)疲勞實(shí)驗(yàn)是指在持續(xù)載荷的作用下,測(cè)試發(fā)生斷裂破壞的最短時(shí)間,再通過(guò)所得時(shí)間計(jì)算出疲勞壽命.動(dòng)態(tài)疲勞測(cè)試是指在恒定的應(yīng)力加載率下,測(cè)試斷裂時(shí)的斷裂強(qiáng)度,再通過(guò)應(yīng)力加載率和斷裂強(qiáng)度計(jì)算出疲勞壽命.圖19為室溫下靜態(tài)疲勞測(cè)試的實(shí)驗(yàn)結(jié)果.從圖中可以看出,最短的斷裂失效時(shí)間為30分鐘,而最長(zhǎng)斷裂失效時(shí)間長(zhǎng)達(dá)18天.這使得施加的靜應(yīng)力與斷裂時(shí)間關(guān)系的變化趨勢(shì)不易被發(fā)現(xiàn).因此,文章對(duì)結(jié)果進(jìn)行了weibull統(tǒng)計(jì)處理[30],最后得出結(jié)論:室溫下由靜態(tài)疲勞測(cè)試得出的N值為20,且施加的靜應(yīng)力越高,在較短時(shí)間內(nèi)斷裂的可能性越大,其中,N值是一個(gè)表征疲勞壽命的無(wú)量綱值,且N值越大,疲勞壽命越長(zhǎng).圖20為室溫下和液氮溫區(qū)下動(dòng)態(tài)疲勞測(cè)試的實(shí)驗(yàn)結(jié)果.由中值可以看出,在室溫下,斷裂強(qiáng)度隨加載速率α的增加而增加,而在液氮溫區(qū)下,斷裂強(qiáng)度幾乎不發(fā)生變化.在進(jìn)行weibull統(tǒng)計(jì)處理后,得到室溫下和液氮溫區(qū)下的N值分別為20和153.

圖19 室溫下靜態(tài)疲勞測(cè)試結(jié)果圖

圖20 (a)室溫下和(b)液氮溫區(qū)下動(dòng)態(tài)疲勞測(cè)試結(jié)果圖

綜上所述,無(wú)論使用哪種疲勞測(cè)試方法,室溫下測(cè)出的帶材N值都為20.這在驗(yàn)證了兩種疲勞實(shí)驗(yàn)方法一致性的同時(shí),證明了超導(dǎo)帶材的橫向拉伸疲勞行為是陶瓷材料的亞臨界裂紋擴(kuò)展導(dǎo)致的.這是因?yàn)橥ㄟ^(guò)疲勞實(shí)驗(yàn)測(cè)試出的N值與普通的陶瓷材料的N值相當(dāng)[30].此外,液氮溫區(qū)超導(dǎo)帶材的N值高達(dá)153,這意味著超導(dǎo)帶材在液氮溫區(qū)幾乎可以不考慮橫向拉伸疲勞,這無(wú)疑是一個(gè)積極的結(jié)果.

4 彎曲機(jī)械性能

4.1 彎曲機(jī)械性能基本介紹

超導(dǎo)帶材的彎曲機(jī)械性能主要指超導(dǎo)帶材在不同彎曲模式下,臨界電流與超導(dǎo)層彎曲應(yīng)變的關(guān)系.超導(dǎo)帶材的彎曲模式主要分兩種:面內(nèi)彎曲和面外彎曲.其中,面內(nèi)彎曲是沿帶材寬度側(cè)彎曲的一種彎曲模式,面外彎曲是沿帶材厚度側(cè)彎曲的一種彎曲模式.圖21為兩種彎曲模式的示意圖.這兩種彎曲模式在使用超導(dǎo)帶材繞制磁體時(shí)較為常見(jiàn).在繞制單餅線圈時(shí),帶材沿內(nèi)徑的常規(guī)繞制方式為面外彎曲.在繞制雙餅線圈時(shí),上下餅之間連接處的超導(dǎo)帶材在面外彎曲的同時(shí)會(huì)沿寬度方向彎曲[35].因此,研究面內(nèi)、面外彎曲特性對(duì)磁體的繞制有重要的指導(dǎo)意義.

圖21 超導(dǎo)帶材的兩種彎曲模式(a)面外彎曲(b)面內(nèi)彎曲[32]

4.2 彎曲機(jī)械性能測(cè)試裝置

超導(dǎo)帶材彎曲機(jī)械性能的測(cè)試裝置大致分為兩種,分別針對(duì)面外彎曲和面內(nèi)彎曲進(jìn)行測(cè)試.針對(duì)帶材面外彎曲的測(cè)試裝置如圖22所示.該裝置環(huán)氧圓柱體和空心圓柱體的內(nèi)徑相同,但外徑不同.進(jìn)行實(shí)驗(yàn)時(shí)可以通過(guò)安裝不同外徑的空心圓柱體來(lái)改變超導(dǎo)帶材的彎曲半徑.針對(duì)帶材面內(nèi)彎曲的測(cè)試裝置如圖23所示.該裝置可以通過(guò)安裝不同曲率半徑的樣品夾來(lái)控制超導(dǎo)帶材的彎曲應(yīng)變及彎曲半徑.除了上述兩種測(cè)試裝置之外,也有很多研究機(jī)構(gòu)為了滿足特殊的測(cè)量需求設(shè)計(jì)了較為特別的實(shí)驗(yàn)裝置[33,34].

圖22 超導(dǎo)帶材面外彎曲測(cè)試裝置[31]

圖23 超導(dǎo)帶材面內(nèi)彎曲測(cè)試裝置[32]

4.3 靜態(tài)彎曲機(jī)械性能

超導(dǎo)帶材的靜態(tài)彎曲機(jī)械性能是彎曲機(jī)械性能的主要部分.由于超導(dǎo)帶材的彎曲應(yīng)變主要發(fā)生于線圈或磁體的繞制階段,且在繞制完成后不會(huì)進(jìn)行反復(fù)的拆裝,所以大部分研究機(jī)構(gòu)都以超導(dǎo)帶材的靜態(tài)彎曲機(jī)械性能作為研究重點(diǎn).

Shin H S等人通過(guò)實(shí)驗(yàn)研究了兩種彎曲模式下帶材彎曲應(yīng)變與臨界電流的關(guān)系[32].在相同的彎曲應(yīng)變下,面外彎曲的臨界電流衰減小于面內(nèi)彎曲,且面外彎曲的臨界電流恢復(fù)性也強(qiáng)于面內(nèi)彎曲.這可能是因?yàn)槊鎯?nèi)彎曲造成了帶材的永久變形.除此之外,在總應(yīng)變相同的情況下,面內(nèi)彎曲應(yīng)變與拉伸應(yīng)變的組合加載比軸向拉應(yīng)變更容易使帶材電學(xué)失效[39].綜上所述,超導(dǎo)帶材的面外彎曲機(jī)械性能優(yōu)于面內(nèi)彎曲.

面外彎曲機(jī)械性能的影響因素有很多,例如:銀層厚度,超導(dǎo)層厚度,有無(wú)銅層,哈氏合金厚度等.Y.Sutoh等人通過(guò)實(shí)驗(yàn)探究了不同銀層厚度和超導(dǎo)層厚度對(duì)面彎曲性能的影響[36].實(shí)驗(yàn)發(fā)現(xiàn)銀層為20μm和30μm時(shí),其拉壓彎曲性能要明顯好于銀層為10μm時(shí),并且當(dāng)超導(dǎo)層厚度低于1μm時(shí),不同超導(dǎo)層厚度的帶材彎曲性能無(wú)較大差別.J.W.Ekin等人研究了銅層對(duì)面外彎曲機(jī)械性能的影響[34].實(shí)驗(yàn)發(fā)現(xiàn),無(wú)銅層超導(dǎo)帶材臨界電流對(duì)彎曲半徑的依賴性要強(qiáng)于有銅層的超導(dǎo)帶材.Ekin認(rèn)為這種現(xiàn)象是因?yàn)殂~層改變了超導(dǎo)帶材中性軸的位置,使得相同彎曲半徑下含銅層超導(dǎo)帶材的超導(dǎo)層應(yīng)變較小.Fujita S等人研究了哈氏合金厚度對(duì)超導(dǎo)帶材面外彎曲機(jī)械性能的影響[11].實(shí)驗(yàn)表明,哈氏合金厚度較小帶材的臨界彎曲半徑較小,彎曲機(jī)械性能較好.除了上述超導(dǎo)帶材結(jié)構(gòu)方面的影響因素之外,超導(dǎo)帶材廠家的制造工藝也會(huì)影響超導(dǎo)帶材的面外彎曲機(jī)械性能[38,11].例如,Bruker公司生產(chǎn)的帶材具有很強(qiáng)的可逆效應(yīng),而Super Power、Super Ox、和Su NAM等公司的帶材中,這種可逆效應(yīng)要弱得多,而Fujikura公司的帶材幾乎沒(méi)有可逆效應(yīng).綜上所述,超導(dǎo)帶材的面外彎曲機(jī)械性能與超導(dǎo)帶材各個(gè)層的厚度和制造工藝有關(guān).其中,銅層、銀層厚度的增加會(huì)使中性軸更靠近超導(dǎo)層,使帶材的機(jī)械性能得到提升;哈氏合金層厚度的減小同樣會(huì)改變中性軸的位置,并且會(huì)提升帶材的彎曲靈活性,從而提升帶材的機(jī)械性能.

文獻(xiàn)[37]中研究了傳輸電纜及雙餅線圈工況下面內(nèi)彎曲的影響因素.文章對(duì)不同超導(dǎo)層厚度的帶材和有無(wú)銅層的帶材進(jìn)行了機(jī)械性能研究.結(jié)果表明不同超導(dǎo)層厚度的帶材臨界電流與彎曲半徑的關(guān)系大致相同,并且有銅層和無(wú)銅層超導(dǎo)帶材的面內(nèi)彎曲機(jī)械性能也幾乎一致.并且通過(guò)提出一種超導(dǎo)帶材臨界電流密度對(duì)面內(nèi)彎曲的依賴性模型,得出了超導(dǎo)帶材的面內(nèi)彎曲性能僅取決于臨界電流對(duì)軸向應(yīng)變和樣品寬度依賴性的結(jié)論.

4.4 彎曲疲勞性能

超導(dǎo)帶材在實(shí)際應(yīng)用中很少出現(xiàn)疲勞彎曲的現(xiàn)象,因此關(guān)于疲勞彎曲機(jī)械性能的研究較少.文獻(xiàn)[40]對(duì)超導(dǎo)帶材的疲勞彎曲機(jī)械性能作了初步的探討.圖24為超導(dǎo)層循環(huán)拉伸狀態(tài)下和循環(huán)拉壓狀態(tài)下超導(dǎo)帶材的疲勞彎曲機(jī)械性能.可以看出,在循環(huán)拉伸疲勞狀態(tài)下,超導(dǎo)帶材可在彎曲直徑15 mm時(shí)進(jìn)行100次循環(huán)后臨界電流都不會(huì)下降.而循環(huán)拉壓疲勞狀態(tài)下超導(dǎo)帶材在彎曲直徑20 mm僅進(jìn)行五次循環(huán)就出現(xiàn)了臨界電流下降的現(xiàn)象.綜上所述,超導(dǎo)層循環(huán)拉伸狀態(tài)比循環(huán)拉壓狀態(tài)具有更好的疲勞性能.

圖24 (a)循環(huán)拉伸狀態(tài)下和(b)循環(huán)拉壓狀態(tài)下歸一化臨界電流與不同彎曲直徑的關(guān)系[40]

5 總 結(jié)

文中對(duì)二代高溫超導(dǎo)帶材的軸向、橫向、彎曲狀態(tài)下機(jī)械性能的測(cè)試方法及其影響因素進(jìn)行了總結(jié).超導(dǎo)帶材某一參數(shù)的改變有可能會(huì)導(dǎo)致多個(gè)方向機(jī)械性能的改變,并且目前大部分機(jī)械性能的研究都基于超導(dǎo)帶材單一方向的應(yīng)力或應(yīng)變,關(guān)于帶材的多維度機(jī)械性能的研究較少.

高溫超導(dǎo)帶材的機(jī)械性能在實(shí)際應(yīng)用過(guò)程中具有復(fù)雜性,需要結(jié)合實(shí)際工況進(jìn)行具體分析.例如,在高場(chǎng)磁體應(yīng)用中,超導(dǎo)帶材會(huì)受到繞制、冷卻、運(yùn)行過(guò)程中不同來(lái)源的外力,并且磁體的繞制方式及浸漬情況會(huì)影響帶材的應(yīng)力分布.由于超導(dǎo)帶材的銀層、銅層、哈氏合金層的厚度等因素會(huì)同時(shí)影響多個(gè)方向的機(jī)械性能,所以在實(shí)際應(yīng)用中要進(jìn)行各個(gè)方向的強(qiáng)度校核并選擇合適的帶材.在未來(lái),隨著二代高溫超導(dǎo)帶材制造工藝的完善,帶材的機(jī)械性能也將不斷得到提升,進(jìn)一步推動(dòng)高溫超導(dǎo)技術(shù)在高場(chǎng)磁體、磁懸浮技術(shù)、儲(chǔ)能系統(tǒng)等領(lǐng)域的應(yīng)用.