陳忠勇 張維康 唐俊輝 李 峰 夏勝國

J-TEXT托卡馬克上電磁彈丸注入系統(tǒng)的X型電樞設計

陳忠勇1,2張維康1,2唐俊輝3李 峰1,2夏勝國3

（1. 磁約束聚變與等離子體國際合作聯(lián)合實驗室（華中科技大學電氣與電子工程學院） 武漢 430074 2. 強電磁工程與新技術國家重點實驗室（華中科技大學電氣與電子工程學院） 武漢 430074 3. 脈沖功率技術教育部重點實驗室（華中科技大學） 武漢 430074）

國際熱核聚變實驗堆（ITER）計劃是我國參與規(guī)模最大的國際科技合作項目，目標是驗證大型托卡馬克裝置實現(xiàn)聚變能的可行性。等離子體大破裂是ITER安全運行面臨的最大威脅，會對裝置造成嚴重的損壞，因此緩解破裂危害是ITER亟待解決的關鍵問題。目前緩解破裂危害的基本策略是主動注入大量粒子，但現(xiàn)有的破裂緩解系統(tǒng)尚不能完全滿足ITER的需求。該文通過分析現(xiàn)有破裂緩解系統(tǒng)的特點，介紹J-TEXT托卡馬克上新一代用于破裂緩解的電磁彈丸注入系統(tǒng)（EMI），該系統(tǒng)使用電磁力發(fā)射彈丸，可有效提高彈丸的注入速度并縮短響應時間，克服了其他系統(tǒng)的局限性。電樞是EMI的核心部件，在發(fā)射中起決定性作用，通過介紹尾翼接觸型電樞的結構及功能，說明這類電樞運用于EMI時在減速階段存在樞軌電接觸性能不足、運動穩(wěn)定性不夠高等局限性，由此根據(jù)EMI減速階段對電樞性能產(chǎn)生的特殊需求，設計了一款具有X型結構的新型固體電樞。仿真結果表明，電樞的電磁、機械性能滿足發(fā)射要求，電接觸特性良好。在發(fā)射性能試驗中，電樞完成了加速至520m/s后主動減速至0m/s；電樞-彈丸分離性能試驗中實現(xiàn)了電樞、彈丸的穩(wěn)定分離，彈丸的飛行速度為358m/s，且該速度能隨著加速能量的增加進一步提高。EMI為托卡馬克等離子體破裂緩解貢獻了一種高效注入雜質的先進方案，該文提出的X型電樞具有良好的發(fā)射性能，為EMI提供了一種優(yōu)良的新型固體電樞結構及設計方法。

托卡馬克 破裂緩解系統(tǒng) 電磁發(fā)射 軌道炮 固體電樞

0 引言

聚變能是被認為有可能從根本上解決能源問題的方式之一，它的研發(fā)是我國的戰(zhàn)略性重大科技問題，被美國工程院評為21世紀十四大科技挑戰(zhàn)之一。托卡馬克是一種使用磁約束等離子體實現(xiàn)核聚變的裝置，但由于其自身特性或工程技術因素，在放電過程中可能出現(xiàn)等離子體約束變差并導致放電終止的情況，即“大破裂”（以下簡稱為“破裂”）[1-2]。等離子體破裂的危害主要包括熱負荷、電磁負荷及逃逸電流三個方面[3-5]。

通過對等離子體的參數(shù)進行監(jiān)控能夠降低發(fā)生破裂的風險，但并不能完全避免破裂的發(fā)生，對于國際熱核聚變實驗堆（International Thermonuclear Experimental Reactor, ITER）而言，為了實現(xiàn)聚變反應需在高參數(shù)下運行[6]，此時發(fā)生破裂的可能性更大，一旦發(fā)生破裂而不加以緩解，裝置將會被嚴重地毀壞。因此一旦確定等離子體將發(fā)生破裂，必須通過破裂緩解系統(tǒng)主動將等離子體快速關斷從而保護裝置[7]?，F(xiàn)階段ITER破裂緩解系統(tǒng)的基本策略是主動注入大量的粒子，產(chǎn)生足夠高的輻射功率以耗散等離子體的能量，由此發(fā)展的系統(tǒng)包括大量雜質氣體注入（Massive Gas?Injection, MGI）、散裂彈丸注入（Shattered?cryogenic?Pellet?Injection, SPI）[8]、小型低溫彈丸注入（small?cryogenic?Pellet?Injection, PI）[9]等。

目前，ITER破裂緩解系統(tǒng)的設計研究主要集中在MGI和SPI。MGI的工作原理較為簡單，儲存在工作腔中的高壓氣體在快速閥門打開后，經(jīng)過氣路注入真空室內(nèi)[10]。SPI則將氣體降溫冷凍成彈丸，再用壓縮氣體將彈丸發(fā)射出去，經(jīng)過彎管破碎后形成碎片進入真空室[11]。

MGI由于本身較簡單的結構，可以在數(shù)ms內(nèi)開啟閥門并釋放較多的雜質氣體，但雜質粒子主要沉積在等離子體邊緣附近，與等離子體的混合效率并不理想，只能達到約20%[12]。與MGI相比，SPI雖然能實現(xiàn)更大的穿透深度，但是對于ITER尺度的裝置，SPI可能難以充分穿透等離子體[13]。同時，受推進氣體聲速的限制，MGI與SPI存在飛行速度上限，其中氖氣的飛行速度約為580m/s[14]；使用氦氣作為推進氣體的SPI彈丸最高飛行速度約為400m/s[15]。若將現(xiàn)有破裂緩解系統(tǒng)用于ITER，MGI、SPI的響應時間將超過約10ms的最佳破裂預警時間[6]。

因此，為了克服現(xiàn)有破裂緩解系統(tǒng)的局限性，在發(fā)展MGI與SPI的同時，ITER也在鼓勵發(fā)展新型破裂緩解系統(tǒng)。R. Raman等提出了電磁粒子注入器（ElectromagneticParticleInjector, EPI）的概念：使用軌道炮發(fā)射攜帶彈丸的C型電樞，電樞處于兩導軌間，當導軌通以脈沖電流時，電流及產(chǎn)生的磁場形成洛倫茲力驅動電樞[16]。在平臺的實驗里，EPI證明了將軌道炮與電磁發(fā)射運用于托卡馬克的可行性，能在峰值24kA的脈沖電流作用下將4.1g的C型電樞及0.2g彈丸加速至約200m/s，通過撞擊阻攔靶板減速電樞并釋放彈丸，分離后的彈丸以200m/s速度沿原軌跡飛行，而電樞隨后撞擊前方的引導靶板并發(fā)生偏轉，最終落入下方沙箱中完成回收；在無攜帶彈丸實驗中將1.9g輕質C型電樞加速至600m/s[17]。

EPI使用的C型電樞通過撞擊靶板獲得沖擊力釋放彈丸并發(fā)生偏轉[17]，但碰撞位置的偏移會令彈丸獲得橫向速度分量，使飛行軌跡發(fā)散并降低可重復性，且這一過程損壞了電樞結構并產(chǎn)生較多碎片，碎片將跟隨彈丸進入托卡馬克，影響裝置正常運行。為了確保在ITER熱猝滅前將足夠多的雜質粒子注入等離子體，彈丸的飛行速度需達到約700m/s，雜質粒子數(shù)達到2×1023[6]，若將EPI運用于ITER需要提高其發(fā)射參數(shù)以增加電樞及彈丸的飛行速度，其攜帶動能也將極大增加，分離彈丸及偏轉方向的過程會變得更具風險，即撞擊靶板瞬間產(chǎn)生的巨大沖擊力可能會產(chǎn)生電樞碎裂、彈丸偏離預定軌道、碎片進入真空室等影響正常放電的嚴重后果。故為了克服現(xiàn)有系統(tǒng)的局限性，提高系統(tǒng)整體安全性及可靠性，實現(xiàn)電樞及彈丸的高發(fā)射動能，于J-TEXT托卡馬克上設計了電磁彈丸注入系統(tǒng)（Electromagnetic Pellet Injection system, EMI）。EMI配備有電磁軌道加速及減速功能，能在加速完成后通過主動電磁減速來平穩(wěn)分離電樞-彈丸，并在釋放彈丸后軟回收電樞。

EPI所使用的C型電樞是尾翼接觸型電樞的代表之一，根據(jù)縱截面形狀可將這類電樞劃分為C型、H型等。尾翼接觸型電樞的結構劃分如圖1和圖2所示，①～④分別代表頭部、喉部、肩部、尾翼四塊區(qū)域。

電樞頭部指代運動方向的前端區(qū)域，主要功能是調(diào)整質心并攜帶負載。C型電樞頭部不與軌道接觸，通過與前端非金屬材質的導引連接，減小運動時的橫向位移。H型電樞頭部起到導引的功能，用于提高運動穩(wěn)定性，由于無上翹面，此處接觸壓力很小，發(fā)射時幾乎不通過電流[18]。

圖1 C型電樞的主要結構劃分

圖2 H型電樞的主要結構劃分

電樞喉部指代電樞前端位于頭部后方的區(qū)域，是傳導電流的位置。電樞肩部指代喉部向后與尾部銜接的轉角區(qū)域，因此也是載流的關鍵位置。在發(fā)射中，尾翼與軌道保持過盈配合并受肩部拖動向前運動，故肩部為應力集中的區(qū)域。

電樞尾翼指代尾部與軌道直接接觸的區(qū)域。該處設置有一定過盈量，在裝填入膛后上翹面發(fā)生形變以產(chǎn)生初始接觸壓力。

C型電樞具有質量輕、通流能力強等優(yōu)點，雖然這類電樞的研究結果較為豐富，但以往的研究重點在于加速過程的特性，其受力減速后運動過程的研究較少，對于將EMI用于托卡馬克破裂緩解產(chǎn)生的減速及軟回收的特殊需求，現(xiàn)有的尾翼接觸型電樞尚不能很好地滿足，主要原因如下：EPI所使用的C型電樞為具有薄尾翼的輕質結構，但B探針信號波形的抖動表明電樞在加速時可能存在不良電接觸的情況，且過薄的尾翼會降低電樞整體強度，若該電樞直接運用于EMI可能發(fā)生尾翼磨損導致電接觸失效的情形。

C型、H型等尾翼接觸型電樞的結構功能相似，其中H型電樞的結構與功能本質上同安裝了導引的C型電樞一致，均通過后端的尾翼饋入電流，由前端的頭部/導引約束橫向位移，故存在電磁減速時接觸壓力被削弱的問題，以下將以C型電樞為代表，討論尾翼接觸型電樞的局限性。減速階段尾翼接觸型電樞的電磁接觸壓力如圖3所示，在導通減速電流后，尾翼流過的電流將與軌道電流部分反向，削弱原有同向電流時產(chǎn)生的電磁力，使尾翼與軌道貼合的電磁接觸壓力變小。同時在較長距離的運動后，尾翼已被較大幅度地磨損，機械過盈帶來的初始接觸壓力大幅度減小，隨著減速電流的提高，電磁接觸壓力進一步減小，導致樞軌接觸變差，最終很可能發(fā)生轉捩。

圖3 減速階段尾翼接觸型電樞的電磁接觸壓力

EMI的電源輸出電流及該電流作用下C型電樞的炮口電壓典型波形如圖4所示。炮口電壓的主要組成是電樞處兩端的電壓，可以反映電樞轉捩開始時刻，一般認為炮口電壓幅值大于20V時開始發(fā)生轉捩，該電壓幅值越高表明電接觸性能越差[19-20]。由圖4可以看出在加速階段，炮口電壓幅值不超過10V，電樞與軌道能保持較好的電接觸，在減速電源觸發(fā)后，由于電樞前端的軌道通過電流，炮口電壓的組成由電樞兩端壓降擴大為電樞壓降與軌道壓降之和，故此后轉捩的發(fā)生時刻表征為信號的高頻振蕩時刻而非幅值單純大于20V。當=3.5ms時減速電源觸發(fā)，此時炮口電壓幅值迅速爬升至350V并伴有約50V的高頻振蕩，表明電樞進入減速階段后隨即發(fā)生轉捩；在隨后的5ms內(nèi)，隨著減速電流上升沿的結束，炮口電壓平均幅值逐漸減小，但轉捩電弧持續(xù)存在。轉捩電弧溫度極高（超過3 000℃），將燒蝕組件并極大降低其壽命。產(chǎn)生的雜質以等離子體形態(tài)為主，若進入真空室則會引入非必要的雜質粒子，嚴重影響托卡馬克裝置正常放電。

圖4 C型電樞的發(fā)射結果

另一方面，C型、H型電樞其自身結構的重心位于靠前端的位置，減速過程中很可能會產(chǎn)生偏轉力矩使電樞發(fā)生橫向偏移，導致彈丸與電樞分離后同樣擁有橫向速度分量[21]，最終沿著非預設路徑飛行，與軌道炮內(nèi)膛或真空室壁碰撞。

基于上述原因，現(xiàn)有C型、H型等尾翼接觸型電樞尚不能完全滿足EMI的發(fā)射需求，需要設計能同時適應加速及減速軟回收過程的新型電樞。本文首先介紹J-TEXT（Joint Texas Experimental Tokamak）托卡馬克裝置及EMI系統(tǒng)；其次根據(jù)其實際需求及系統(tǒng)特點，設計了符合需求的X型電樞，對該電樞進行有限元仿真分析；最后裝載于EMI實驗平臺上，測試其性能。

1 J-TEXT托卡馬克及EMI系統(tǒng)

1.1 J-TEXT托卡馬克裝置

J-TEXT托卡馬克是典型的圓截面鐵心托卡馬克裝置，裝置實物如圖5所示。J-TEXT 托卡馬克的前身是美國德克薩斯大學奧斯汀分校聚變研究中心的TEXT-U裝置，后來由美國的能源部批準贈與了華中科技大學。J-TEXT是當前教育部所有高校中唯一的中型托卡馬克裝置，主要以歐姆加熱為主，2019年實現(xiàn)了電子回旋加熱[22]，裝置的主要運行參數(shù)見表1。

圖5 J-TEXT托卡馬克裝置

表1 J-TEXT托卡馬克運行參數(shù)

Tab.1 The operating parameters of J-TEXT Tokamak

1.2 J-TEXT托卡馬克上的EMI

軌道炮是電磁炮的一種，利用電磁力在短時間內(nèi)將物體加速到高速度，結構簡單可靠，容易實現(xiàn)數(shù)km/s的超高發(fā)射速度。EMI以軌道炮為設計基礎，具有高發(fā)射速度、低響應時間、注入量大等優(yōu)點。常規(guī)軌道炮發(fā)射時利用空氣動力分離電樞及載荷，并使用打擊靶板的方式將電樞轉向或減速[23-25]，而EMI將運行至托卡馬克的高真空內(nèi)，無法實現(xiàn)氣動分離與減速，且擊打靶板很可能產(chǎn)生電樞碎片，這些碎片若進入真空室會嚴重影響放電，故EMI通過主動減速環(huán)節(jié)達到分離載荷并軟回收電樞的目的。

EMI的工作原理如圖6所示，由加速脈沖電源、減速脈沖電源、導軌、攜帶彈丸載荷的電樞組成。其中，為電源饋入電流，為電樞受到電磁力，為電場強度，為磁感應強度。發(fā)射時導通加速脈沖電源，電樞經(jīng)過加速達到速度峰值，隨即觸發(fā)減速脈沖電源，使電樞受到減速力作用而釋放彈丸，彈丸脫離電樞后保持原速度飛行至托卡馬克真空室，而電樞被進一步減速直至軟回收，避免進入真空室損害裝置。為J-TEXT搭建的EMI試驗平臺如圖7所示，部分參數(shù)見表2。

圖6 EMI的工作原理

不計阻力時，電樞受到電磁力及運動方程為[26-28]

圖7 EMI的試驗平臺

Fig.7 The core component of the EMI

表2 EMI試驗平臺的主要參數(shù)

Tab.2 The main parameters of the EMI experimental platform

2 X型電樞的設計

電樞是EMI的核心部件，是電能-動能轉換的樞紐，在發(fā)射過程中需承受數(shù)百kA脈沖電流、數(shù)百MPa應力的作用，整體溫度也將升高至數(shù)百℃，其設計的優(yōu)劣決定EMI發(fā)射性能及破裂緩解效果的好壞，故需要設計匹配EMI的電樞。

電樞需要在強電流、大電磁力、高溫升下保持與軌道的良好電接觸、通流能力和機械強度，故設計要求主要有三點：①需具備良好的發(fā)射性能，能在惡劣環(huán)境下保持足夠的機械強度，發(fā)射過程中保證結構的完整性，同時電樞與軌道配合能提供良好的滑動電接觸性能；②電樞要滿足射向需求，控制結構對稱度；③電樞要滿足內(nèi)膛壽命技術要求，能夠抑制和消除轉捩電弧，并控制材料的熔化磨損和沉積[17]。

2.1 X型電樞各部分的參數(shù)設計

X型電樞以現(xiàn)有典型固體電樞為基礎，具有前翼、尾翼兩處接觸區(qū)域，提供了更強大的樞軌電接觸性能及運動穩(wěn)定性，其參數(shù)分布如圖9所示，電樞材料選用高熔化載流特征量的6061Al，以下為X型電樞主要結構參數(shù)設計。

圖9 X型電樞的主要參數(shù)分布

1）肩部厚度0設計

以電流在肩部處產(chǎn)生的電阻熱恰好熔化電樞材料為依據(jù)，根據(jù)電流作用積分方法可以確定尾翼肩部厚度0值[29]。

式中，為裕度系數(shù)，0＜＜1；為6061Al的熔化載流特征量，=2.524×1016(A/m2)2·s；為絕緣間距，=12mm。裕度系數(shù)可以在0.5～0.9的范圍內(nèi)取值。結合電流波形，取峰值電流200kA、上升沿0.5ms，可計算出最小肩部厚度為4.37mm。

2）前翼、尾翼長度1設計

以往的尾翼接觸型電樞，其尾翼長度可與軌道間距保持一致，并根據(jù)接觸壓力分布的結果對1進行微調(diào)，使接觸壓力達到要求，而且壓力分布的面積要大，分布位置居于尾翼接觸面中心，由于X型電樞具有前后兩端尾翼，考慮到需要控制電樞的質量及總長度，1設置為12mm。

3）喉部厚度2設計

考慮到減速階段存在加速電流、減速電源的電流同時饋入電樞的情形，喉部厚度2應大于尾翼肩部厚度0，同時為了盡量降低電樞整體質量，2可取1.3～1.7倍0。

4）過盈量3設計

過盈量決定了初始接觸壓力的大小，初始接觸壓力的基本要求是大于0.01N/A。根據(jù)200kA的峰值電流可得到最小接觸壓力為2 000N，通過仿真接觸壓力分布、接觸面積大小，最終確定3為0.3mm。

5）前翼、尾翼末端厚度4設計

前翼、尾翼末端厚度4的取值主要考慮兩個方面的問題。一是尾翼熔化磨損速度，約0.5mm/m，要求電樞出膛時翼的末端仍然有一定厚度剩余，且機械強度能夠承受發(fā)射過程中樞軌界面的接觸壓力。EMI的軌道長3m，故熔化磨損厚度約1.5mm，根據(jù)接觸壓力的仿真結果調(diào)整4，可確定4為3mm。

2.2 X型電樞的有限元仿真結果

綜合考慮計算與設計經(jīng)驗，得到X型電樞的主要參數(shù)見表3，使用有限元軟件的固體力學模塊仿真無電流饋入電樞時的初始應力及接觸壓力分布，取電樞單邊過盈量為0.3mm，假設發(fā)生線彈性形變及塑性形變；使用電流模塊仿真其瞬態(tài)電流密度分布，其接觸壓力使用固體力學模塊仿真結果，仿真加速階段單獨饋入200kA加速電流、減速階段剩余50kA加速電流及150kA減速電流共同饋入電樞的情形。

表3 X型電樞主要參數(shù)的設計結果

Tab.3 Design results of the main parameters of the X-type armature

電樞的初始應力分布云圖如圖10所示，可以看到應力集中在肩部、喉部及翼的前端，對于該材質的電樞，當應力超過350MPa時將發(fā)生塑性形變，而結果顯示最大應力值約為440MPa，故肩部、喉部及翼的表面出現(xiàn)少部分塑性形變，電樞主要區(qū)域仍處于線彈性形變的范圍內(nèi)，且通過對電樞應力分布進行體積積分，除以電樞體積后獲得平均值可得出其平均應力值約為230MPa。初始應力分布表明電樞結構設計合理，整體機械強度滿足發(fā)射要求，不會發(fā)生大范圍的塑性形變以減弱電接觸。

圖10 初始應力分布云圖

電樞的初始接觸壓力分布云圖如圖11所示，可以看到接觸壓力主要分布在樞軌接觸面的中央，主要接觸面呈“沙漏形”。在橫向方向上，壓強由中心向兩側逐漸增大，在邊沿位置取得最大值，約為150MPa；在縱向方向上，接觸面中央存在壓強最大值，約為80MPa。由于越靠近翼的末端形變程度越大，但越靠近末端其厚度也在減少，導致相同形變下的接觸壓力減少，最終在縱向方向上的中央部位存在最大接觸壓強。另一方面，在橫向方向上，越靠近邊沿電樞形變量越大，故在邊沿處取得最大壓強。翼的總接觸壓力為4 465N，滿足接觸壓力設計指標中初始機械過盈接觸壓力不小于2 000N的要求，且單邊過盈量0.3mm的取值能夠保證翼在經(jīng)運動磨損后仍與軌道有較大的機械接觸壓力，若取值過大則會增加接觸壓力，使得電樞與軌道間的摩擦力增加，導致發(fā)射效率降低、磨損增大。

圖11 初始接觸壓力分布云圖

電樞的電流密度分布云圖如圖12所示。由于電流將沿著電阻值最小的路徑通過，在加速階段電流主要經(jīng)過路徑更短的電樞尾翼，其電流密度與接觸壓力分布基本一致，電流主要通過接觸面的中央?yún)^(qū)域[30]，最高值為4.07×109A/m2，此時電樞的前翼有少量電流通過，最高電流密度為2.23×109A/m2；在減速階段，由于加速電源仍有部分殘余能量，電樞的尾翼仍有較大電流通過，其電流密度最高值為3.52×109A/m2，而由于加速及減速電源的電流同時饋入電樞前翼，其最高值較加速階段尾翼的最高值稍有增加，為4.43×109A/m2。仿真表明電流密度分布合理，通流面積較大，滿足加速及減速階段的通流能力要求。

3 X型電樞的發(fā)射試驗

攜帶彈丸的X型電樞實物如圖13所示，電樞頭部通過楔形結構與聚碳酸酯材質的導引連接，導引用于攜帶彈丸載荷并進一步改善電樞運動軌跡，彈丸設計為子彈形以減少飛行時的空氣阻力。為了測試X型電樞的性能，使用液壓油缸驅動推桿將電樞裝填入EMI的尾端，試驗使用的主要測量手段見表4，分別開展電樞發(fā)射性能試驗、電樞-彈丸分離性能試驗。

圖13 X型電樞及攜帶彈丸的實物

表4 測量手段的設置

Tab.4 The measurement method settings

3.1 電樞的發(fā)射性能試驗

在加速電源饋入EMI后延時觸發(fā)減速電源，使電樞先加速至預定速度再減速軟回收，驗證其在加速及減速階段的電接觸性與運動穩(wěn)定性，試驗參數(shù)的設置見表5，本次試驗結果如圖14所示，軟回收后的電樞實物如圖15所示。

表5 試驗參數(shù)的設置

Tab.5 The experimental parameter settings

圖14 X型電樞的發(fā)射性能試驗結果

圖15 軟回收后的電樞

從電源輸出波形可以看到加速電源的輸出電流峰值達到了165kA，經(jīng)過4ms延時后觸發(fā)減速電源，其輸出電流的峰值約170kA。

炮口電壓表征樞軌界面的電接觸狀態(tài)，當電壓超過約20V時開始發(fā)生轉捩，樞軌界面間產(chǎn)生電弧[19]。本試驗的加速階段中，炮口電壓低于10V，電樞與軌道能保持較好的電接觸，當=4.0ms時減速電源觸發(fā)，炮口電壓幅值迅速爬升至300V，除觸發(fā)瞬間外其幅值無高頻振蕩，表明電樞進入減速階段后沒有發(fā)生轉捩；在隨后的3ms內(nèi)，炮口電壓平均幅值由峰值逐漸減小到20V以下，且電壓峰值持續(xù)時間僅為1ms，遠低于C型電樞約2ms的持續(xù)時間。炮口電壓信號表明與C型等尾翼接觸型電樞相比，在減速階段，X型電樞的樞軌電接觸性能更為良好，僅在減速電源觸發(fā)瞬間有電弧產(chǎn)生[31]。

B探針通過感應電樞電流產(chǎn)生的磁場變化來測量電樞在膛內(nèi)的速度變化，且探針信號正負尖峰之間的過零點時刻為電流脈沖到達探針正對位置的時刻[32]，故從圖14可以分析出電樞的位置-時間關系曲線，求導后得到電樞的速度-時間關系曲線，可以看到電樞經(jīng)過2.8ms的加速后達到速度峰值，最高速度約520m/s，隨后由于加速電源電流衰減及空氣阻力的提高，電樞速度有所降低，在=4.0ms時減速電源觸發(fā)開始主動減速，最終在=6.6ms時電樞減速至0m/s。圖15電樞的實物表明經(jīng)過軟回收后的電樞能夠保持完整形貌，各結構清晰、完整表明電樞各參數(shù)設計較合理，但其表面覆蓋有較多熔鋁層，說明電樞經(jīng)加速及減速兩次電流饋入受到了較大的熱負荷。

3.2 電樞-彈丸分離性能試驗

在驗證X型電樞加速、減速過程的良好電接觸性及受力驅動性能后，需要進一步開展電樞-彈丸分離試驗，測試其受力減速后能否穩(wěn)定釋放所攜帶的彈丸。

考慮到過大的減速電源電流及轉捩電弧產(chǎn)生的熱負荷可能會熔化導引、燒蝕彈丸結構，進而阻礙彈丸釋放，故在本次試驗中采用了較低的減速電源參數(shù)，圖16為本試驗的電源輸出電流波形及電樞速度-時間曲線。加速電源的輸出電流峰值達到175kA，經(jīng)過4.5ms延時后觸發(fā)減速電源，其輸出電流的峰值約75kA。電樞經(jīng)過2.9ms的加速后達到405m/s的速度峰值；在=4.5ms時減速電源觸發(fā)對電樞進行主動減速，隨著減速電流的增大，電樞受到的減速電磁力增加；當=4.7ms時減速電磁力超過分離臨界值使得電樞釋放彈丸，此時電樞、彈丸速度為358m/s；隨后彈丸保持該速度飛行至出膛，而電樞進一步減速至239m/s。

圖16 X型電樞-彈丸分離性能試驗結果

電樞及彈丸出膛后的飛行畫面如圖17所示，彈丸結構完整、清晰，射向的準直性良好，能夠在將來的托卡馬克破裂緩解試驗中實現(xiàn)精準注入粒子；出膛畫面顯示電樞結構完整，未產(chǎn)生嚴重的轉捩電弧燒蝕，進一步說明X型電樞的樞軌界面電接觸良好；電樞出膛后，由于電源的能量未被完全耗盡，殘余電流以炮口電弧的形式釋放，在電樞的尾部產(chǎn)生較大電弧光及雜質等離子體。炮口電弧會燒蝕軌道，降低軌道預期壽命，并產(chǎn)生非必要的雜質等離子體，因此需要探索抑制炮口電弧的手段。

圖17 高速相機拍攝的電樞、彈丸出膛后的飛行軌跡

4 結論

托卡馬克作為磁約束聚變的裝置，在運行過程中可能發(fā)生等離子體破裂的問題，而破裂所釋放的巨大能量會對裝置造成嚴重破壞。為了抑制等離子體破裂的負面影響，保障人員及裝置的安全，為ITER及J-TEXT托卡馬克設計了新一代的破裂緩解系統(tǒng)EMI，與以往的破裂緩解系統(tǒng)MGI和SPI相比，EMI具有低響應時間、高注入速度、注入量大等優(yōu)點。

本文通過分析C型、H型等尾翼接觸型固體電樞的結構與功能，結合EMI對電樞發(fā)射性能的需求，設計了具有更強運動穩(wěn)定性、在加速及減速過程均能保持良好電接觸的X型電樞，克服了常規(guī)固體電樞在減速過程中接觸壓力減小、電接觸性能變差的局限性。

仿真結果顯示，X型電樞的接觸壓力達到要求、壓強分布均勻，在尾翼中部達到最大值且接觸面較大；電流密度與接觸壓力分布基本一致，主要通流區(qū)域為接觸面中央?yún)^(qū)域，滿足通流能力要求；電樞應力集中在肩部及喉部，滿足發(fā)射過程的機械性能要求。

EMI的發(fā)射性能試驗結果表明，在峰值165kA的脈沖電流作用下，X型電樞能加速至約520m/s，經(jīng)過4ms延時后觸發(fā)減速電源，其電流峰值約170kA，在=6.6ms時減速至0m/s。本試驗的炮口電壓表明，僅在減速電源觸發(fā)瞬間有轉捩電弧產(chǎn)生，樞軌界面電接觸性能良好，且經(jīng)過軟回收后的電樞能夠保持完整形貌，各結構清晰、完整。EMI的X型電樞-彈丸分離性能試驗表明，減速電源觸發(fā)后，電樞能與彈丸穩(wěn)定分離，釋放后的彈丸速度達358m/s，且該速度能在提高加速電流后進一步增加。

EMI為下一代大型托卡馬克裝置上的破裂緩解提供了新型高效雜質注入緩解系統(tǒng)，本文提出的X型電樞具有良好的發(fā)射性能，為EMI貢獻了一種優(yōu)良的新型電樞結構及設計方法。EMI在發(fā)射過程中仍有部分炮口電弧及額外雜質產(chǎn)生，這會對組件壽命及托卡馬克正常放電產(chǎn)生影響，故未來將針對炮口電弧抑制及雜質控制展開研究。

[1] 石秉仁. 磁約束聚變原理與實踐[M]. 北京: 原子能出版社, 1999.

[2] 何開輝, 潘傳紅, 馮開明. 托卡馬克等離子體大破裂及防治綜述[J]. 中國核科技報告, 2002, 12: 117-129.

He Kaihui, Pan Chuanhong, Feng Kaiming. An overview on plasma disruption mitigation and avoidance in Tokamak[J]. China Nuclear Science and Technology Report, 2002, 12: 117-129.

[3] Arnoux G, Loarte A, Riccardo V, et al. Heat loads on plasma facing components during disruptions on JET[J]. Nuclear Fusion, 2009, 49(8): 5038-5046.

[4] Arnoux G, Bazylev B, Lehnen M, et al. Heat load measurements on the JET first wall during disruptions[J]. Journal of Nuclear Materials, 2011, 415(1): S817-S820.

[5] Matthews G F, Bazylev B, Baron-Wiechec A, et al. Melt damage to the JET ITER-like wall and divertor[J]. Physica Scripta, 2016, 167(1): 4070-4078.

[6] Lehnen M, Campbell D J, Maruyama S, et al. Control, detection and mitigation of disruptions on ITER[C]//2015 IEEE 26th Symposium on Fusion Engineering, Austin, TX, USA, 2015: 1-8.

[7] Hollmann E M, Aleynikov P B, Fül?p T, et al. Status of research toward the ITER disruption mitigation system[J]. Physics of Plasmas, 2014, 22(2): 1802-1819.

[8] Taylor P L, Kellman A G, Evans T E, et al. Disruption mitigation studies in DIII-D[J]. Physics of Plasmas, 1999, 6(5): 1872-1879.

[9] Pautasso G, Buchl K, Fuchs J C, et al. Use of impurity pellets to control energy dissipation during disruption[J]. Nuclear Fusion, 1996, 36(10): 1291-1297.

[10] Yu Yaowei, Kim Y O, Kim H K, et al. First results on disruption mitigation by massive gas injection in Korea superconducting Tokamak advanced research[J]. Review of Scientific Instruments, 2012, 83(12): 3509-3515.

[11] Combs S K, Baylor L R, Fisher P W, et al. ORNL mock-up tests of inside launch pellet injection on JET and LHD[J]. Fusion Engineering and Design, 2001, 58(11): 343-347.

[12] Hollmann E M, Jernigan T C, Parks P B, et al. Measurements of injected impurity assimilation during massive gas injection experiments in DIII-D[J]. Nuclear Fusion, 2008, 48(11): 5007-5019.

[13] Raman R, Lay W S, Jarboe T R, et al. Electromagnetic particle injector for fast time response disruption mitigation in tokamaks[J]. Nuclear Fusion, 2019, 59(1): 6021-6032.

[14] 湯熠. J-TEXT上基于高速相機研究MGI產(chǎn)生的冷前鋒傳播過程[M]. 武漢: 華中科技大學, 2015.

[15] Baylor L R, Barbier C C, Carmichael J R, et al. Disruption mitigation system developments and design for ITER[J]. Fusion Science and Technology, 2015, 68(2): 211-215.

[16] Raman R, Jarboe T R, Menard J E, et al. Fast time response electromagnetic disruption mitigation concept[J]. Fusion Science and Technology, 2015, 68(4): 797-805.

[17] Raman R, Lunsford R, Clauser C F, et al. Prototype tests of the electromagnetic particle injector-2 for fast time response disruption mitigation in tokamaks[J]. Nuclear Fusion, 2021, 61(12): 6034-6048.

[18] 黨晟罡. 幾種典型固體電樞的形狀設計與接觸特性研究[D]. 秦皇島: 燕山大學, 2016.

[19] (美)理查德·埃斯特里·馬歇爾. 電磁軌道炮的科學與技術[M]. 北京: 兵器工業(yè)出版社, 2006.

[20] 李湘平, 魯軍勇, 馮軍紅, 等. 電磁發(fā)射彈丸飛行彈道仿真[J]. 國防科技大學學報, 2019, 41(4): 25-32.

Li Xiangping, Lu Junyong, Feng Junhong, et al. Simulation of flight ballistic of electromagnetic launch projectile[J]. Journal of National University of Defense Technology, 2019, 41(4): 25-32.

[21] 錢杏芳. 導彈飛行力學[M]. 北京: 北京工業(yè)學院出版社, 1987.

[22] 佟瑞海. J-TEXT托卡馬克基于大量雜質氣體注入的破裂緩解實驗研究[D]. 武漢: 華中科技大學, 2019.

[23] 楊啟仁, 徐直軍. 脫殼動力學[M]. 北京: 國防工業(yè)出版社, 1996.

[24] 古剛, 李宣. 一體化彈丸彈體和彈托分離特性研究[J]. 艦船科學技術, 2020, 42(15): 32-37.

Gu Gang, Li Xuan. Research on separation characteristic of intergration launch projectile's body[J]. Ship Science and Technology, 2020, 42(15): 32-37.

[25] Holcomb C T, Jarboe T R, Mattick A T, et al. Nonperturbing field profile measurements of a sustained spheromak[J]. Review of Scientific Instruments, 2001, 72(1): 1054-1058.

[26] 唐波, 徐英桃, 栗保明. 電磁軌道炮被動式炮口消弧裝置的理論分析與優(yōu)化設計[J]. 彈道學報, 2016, 28(4): 62-67.

Tang Bo, Xu Yingtao, Li Baoming. Theoretical analysis and optimization design of passive muzzle arc suppression device in a railgun[J]. Journal of Ballistics, 2016, 28(4): 62-67.

[27] 劉旭堃, 于歆杰, 劉秀成. 電容儲能型脈沖電源分時分段觸發(fā)策略自動計算方法[J]. 電工技術學報, 2016, 31(11): 186-193.

Liu Xukun, Yu Xinjie, Liu Xiucheng. An automatic calculation method for the triggering strategy of the capacitive pulsed-power supply[J]. Transactions of China Electrotechnical Society, 2016, 31(11): 186-193.

[28] 龔晨, 于歆杰, 劉秀成. 電容儲能型軌道炮連續(xù)發(fā)射系統(tǒng)設計與仿真[J]. 電工技術學報, 2013, 28(S2): 111-115, 121.

Gong Chen, Yu Xinjie, Liu Xiucheng. Continuous emission scheme and its simulation for capacitor-based railgun system[J]. Transactions of China Electrotechnical Society, 2013, 28(S2): 111-115, 121.

[29] Chen Lixue, He Junjia, Xia Shengguo, et al. Some key parameters of monolithic C-type armature in rectangular caliber railgun[J]. IEEE Transactions on Plasma Science, 2017, 45(7): 1465-1469.

[30] 阮景煇, 陳立學, 夏勝國, 等. 電磁軌道炮電流分布特性研究綜述[J]. 電工技術學報, 2020, 35(21): 4423-4431.

Ruan Jinghui, Chen Lixue, Xia Shengguo, et al. A review of current distribution in electromagnetic railguns[J]. Transactions of China Electrotechnical Society, 2020, 35(21): 4423-4431.

[31] 王振春, 鮑志勇, 曹海要, 等. 增強型電磁軌道炮電樞軌道接觸特性研究[J]. 兵工學報, 2018, 39(3): 451-456.

Wang Zhenchun, Bao Zhiyong, Cao Haiyao, et al. Research on contact characteristics of armature and rail in augmented electromagnetic railgun[J]. Acta Armamentarii, 2018, 39(3): 451-456.

[32] 劉福才, 李歡, 王大正, 等. 基于B探針的膛內(nèi)電樞速度測量系統(tǒng)研究[J]. 兵工學報, 2014, 35(6): 762-768.

Liu Fucai, Li Huan, Wang Dazheng, et al. Research on velocity measurement of solid armature in electromagnetic launch based on B-dot probes[J]. Acta Armamentarii, 2014, 35(6): 762-768.

Design of X-Type Armature of Electromagnetic Pellet Injection System on J-TEXT Tokamak

Chen Zhongyong1,2Zhang Weikang1,2Tang Junhui3Li Feng1,2Xia Shengguo3

（1. International Joint Research Laboratory of Magnetic Confinement Fusion and Plasma Physics School of Electrical and Electronic Engineering Huazhong University of Science and Technology Wuhan 430074 China 2. State Key Laboratory of Advanced Electromagnetic Engineering and Technology School of Electrical and Electronic Engineering Huazhong University of Science and Technology Wuhan 430074 China 3. Key Laboratory of Pulsed Power Technology Ministry of Education Huazhong University of Science and Technology Wuhan 430074 China）

The International Thermonuclear Experimental Reactor (ITER) program is the largest international scientific and technological cooperation project that China has participated in, which goal is to verify the scientific and technical feasibility of using large tokamak devices to obtain fusion energy. The major plasma disruption is the biggest threat to the safe operation of ITER, resulting in the damage of the device. Therefore, the disruption mitigation is a key scientific and technical problem to be solved urgently. At present, the basic strategy for disruption mitigation is to actively inject a large number of particles, but the existing disruption mitigation systems cannot fully meet the requirements of ITER. By analyzing the characteristics of existing systems, this paper introduces a new generation of Electromagnetic Pellet Injection system (EMI) for disruption mitigation on J-TEXT tokamak. The system uses electromagnetic force to launch pellets, which can effectively improve the injection speed and reduced response time, overcoming the limitations of other systems. The armature is the core component of EMI. By introducing the structure and function of the tail contact armature, it is shown that when this type of armature is used in EMI, there are insufficient armature-rail electrical contact performance and motion stability in the deceleration stage. According to the special requirements of the armature performance in the EMI deceleration stage, a new solid armature with an X-shaped structure is designed. The simulation results show that the electromagnetic and mechanical properties of the armature meet the launch requirements, and the electrical contact characteristics are brilliant. In the launch performance test, the armature is accelerated to 520m/s and then actively decelerated to 0m/s; in the armature-pellet separation test, the stable separation of the armature and pellet is achieved, and the flight velocity of pellet is 358m/s, and this velocity can be further increased with the increase of acceleration energy. EMI provides an advanced scheme for efficient disruption mitigation on tokamak, and the X-type armature proposed in this paper has good launch performance which provides an excellent new type of armature structure and design method for EMI.

Tokamak, disruption mitigation system, electromagnetic launch, railgun, solid armature

10.19595/j.cnki.1000-6753.tces.221242

TM33; TL67

國家重點研發(fā)計劃（2019YFE03010004）和國家自然科學基金（51821005）資助項目。

2022-06-29

2022-08-08

陳忠勇 男，1978年生，教授，博士生導師，研究方向為托卡馬克等離子體破裂及破裂緩解。E-mail：zychen@hust.edu.cn（通信作者）

張維康 男，1998年生，碩士研究生，研究方向為托卡馬克破裂緩解及電磁發(fā)射。E-mail：m202071656@hust.edu.cn

（編輯 赫蕾）