湯啟升 周巧根 吳騰馬 張繼東 樊 凱 丁 祎 文雍梅

1（中國科學院上海應用物理研究所 上海 201800）

2（中國科學院大學 北京 100049）

3（中國科學院上海高等研究院 上海 201204）

波蕩器是先進光源上的關鍵設備。根據其磁場的來源可分為永磁波蕩器和超導波蕩器（Superconducting Undulator，SCU）。相比于永磁波蕩器，SCU在相同的磁隙下能產生更高的峰值磁場和K值，從而提高同步輻射或自由電子激光的性能［1-2］。國內外一些單位對SCU研究投入了大量精力和時間，并取得了一系列成果，如德國的ANKA（ANgstrom Source KArlsruhe）、美 國 的APS（Advanced Photon Source）等光源上都已實現了SCU在電子儲存環(huán)上的運行［2-4］；俄羅斯的BINP（Budker Institute of Nuclear Physics）研制了峰值磁場 為1.2 T的SCU樣 機［5］；上 海 同 步 輻 射 光 源（Shanghai Synchrotron Radiation Facility，SSRF）也研制成功了SCU模型機并已安裝到電子儲存環(huán)上。SHINE將建設三條波蕩器線，其中一條線由40臺磁體長度為4 m、周期長度為16 mm的SCUs組成，且可產生能量為10～25 keV的光子。

為驗證技術的可行性，在批量生產之前進行了SCU樣機的研制。該樣機有兩套冷卻回路，其中一套冷卻介質為45 K低溫氦氣的回路，用來冷卻冷屏和二元電流引線等部件。另一套冷卻介質為4.2 K液氦的回路，用來冷卻超導磁體、束流通道。由常導銅引線段和HTS段組成的二元電流引線用來連接恒溫器外部電纜與內部低溫超導線圈，形成通電回路。由于HTS產生的焦耳熱非常小且其導熱系數小，較之于銅材引線可明顯降低由45 K溫區(qū)傳遞到4.2 K溫區(qū)的熱量。常導銅引線上有來自其熱端的漏熱以及通電后產生的焦耳熱，這些熱量如果沒有被有效傳遞走，會引起HTS升溫、失超。

目前，國際上研制、設計中的SCU都裝有制冷機且內部置有液氦槽，即制冷系統(tǒng)與主機集成在一起，結構上較為復雜［1-5］，其優(yōu)點是直接利用制冷機冷頭和液氦槽來冷卻電流引線［6-8］。在SHINE SCU樣機研制中，結合將來的工程條件將制冷系統(tǒng)與主機分開，即液氦和低溫氦氣都是經由冷卻管來冷卻低溫部件。這簡化了SCU恒溫器的結構，然而由于恒溫器內部沒有制冷機冷頭和液氦槽，冷卻管需要通過一系列導冷組件來冷卻電流引線。

1 超導波蕩器樣機主體結構

SCU樣機主要由磁體、電流引線組件、恒溫器（真空罐、冷屏、冷卻管）以及支撐臺等組成。目前，國際上光源裝置中無論是SCU還是超導扭擺器（Superconducting Wiggler，SCW）都采用了獨立的束流真空室，即束流真空與絕熱真空隔離［1，6-11］。為了實現1.58 T的峰值磁場，SHINE SCU的磁隙只有5 mm，無法放置獨立的束流真空室。兩條平行鋪設在磁體上的銅箔和夾在銅箔之間固定厚度的銅條組成了開放式束流室，即絕熱真空與束流真空連通。

真空罐中部有一個大法蘭接口用來連接冷卻管、電流引線等部件。冷卻管纏繞在冷屏和銅脖上并通過低溫傳輸管線連接到外部制冷系統(tǒng)形成冷卻回路。冷屏處于磁體與真空罐之間，采用4組（每組4根）對稱的不銹鋼空心拉桿固定在真空罐上，用來屏蔽真空罐的輻射熱，并冷卻磁體支撐桿中部、減少對磁體的漏熱。安裝在冷屏中部的銅脖用來固定并冷卻電流引線。

磁體處于恒溫器內部的中心位置，通過5對沿磁體長度方向可平移的不銹鋼空心桿支撐。4根液氦管對稱分布在磁體的背面和側面上，通過低溫傳輸管線連接到外部液氦槽形成冷卻回路。SCU樣機各主要部件及它們的位置關系如圖1所示。

圖1 SHINE超導波蕩器樣機模型1-大法蘭接口，2-二元電流引線，3-銅脖，4-真空罐，5-冷屏，6-磁體，7-磁體支撐桿，8-支撐臺Fig.1 Model of SHINE SCU prototype1-Flange,2-Binary current leads,3-Copper neck,4-Vacuum chamber,5-Thermal shield,6-Magnet,7-Magnet support rods,8-Support platform

2 二元電流引線冷卻方案

SCU樣機共有5臺電源給超導磁體供電，這就需要5對（共10根）二元電流引線來連接磁體上的低溫超導線圈和大法蘭接口上的常溫電極法蘭。每根二元電流引線上都有一個連接銅塊固定在冷屏中部的銅脖上，用以電連接常導銅引線和HTS。HTS冷端連接在磁體上，由低溫磁體對其冷卻。常導銅引線上熱端傳導漏熱以及通電后的焦耳熱都要經連接銅塊后再傳遞到銅脖上。

由于在實際工藝中冷卻管纏繞銅脖時無法實現完全的理想接觸，因此需采用導冷組件來傳遞熱量。纏繞在銅脖上的兩根冷卻管均為低溫氦氣入口段，而出口段避開了銅脖，這樣避免了冷屏上其他熱負載對電流引線的影響。由于HTS的冷端與磁體在降溫過程中會有相對位置改變，采用柔性導冷帶將其冷端與磁體連接進行冷卻。二元電流引線的冷卻方案示意如圖2所示。

圖2 二元電流引線冷卻設計示意圖1-常導銅引線，2-連接銅塊，3-高溫超導引線，4-超導線圈引線，5-冷卻管（45 K），6-氮化鋁，7-銅脖，8-導冷銅塊，9-導冷帶，10-磁體固定框（4.2 K），11-磁體Fig.2 Schematic diagram of cooling design for binary current lead1-Normal conductive copper lead,2-Connecting block,3-HTS,4-Superconducting wire,5-Cooling tube(45 K),6-AlN block,7-Copper neck,8-Thermal conduction copper block,9-Thermal conduction belt,10-Magnets fixture(4.2 K),11-Magnet

導冷組件由導冷銅塊、銅脖以及氮化鋁片組成。銅脖通過對稱的4套螺栓組件固定在冷屏上、接觸面很小，這樣避免了冷屏與銅脖之間的相互熱影響；一系列不同規(guī)格的導冷銅塊填實銅脖和冷卻管之間的縫隙；氮化鋁片裝夾在銅脖和連接銅塊之間用以電絕緣，并且其導熱系數高［12］、導冷效果好。為了減少中間傳熱接觸面的數量，銅脖是在一個整塊無氧銅毛坯上切割而成的外壁圓形、內壁多邊形結構，這樣氮化鋁片可直接貼合在銅脖的內壁平面上。設計時將10根電流引線在滿足結構上位置要求的同時盡量均布在冷卻銅脖上以均散熱量。冷卻組件結構以及二元電流引線在恒溫器內的安裝情況如圖3所示。

圖3 電流引線的冷卻結構(a)導冷組件結構，(b)高溫超導引線（HTS）連接，(c)引線連接Fig.3 Cooling structure of current lead(a)Structure of thermal conduction assembly,(b)HTS connecting,(c)Copper leads connecting

3 二元電流引線熱負載及溫度仿真

對于45 K溫區(qū)，二元電流引線產生的熱負載主要包括：1）常導銅引線的熱端以熱傳導方式產生的漏熱；2）常導銅引線在通電流后產生的焦耳熱。由真空罐對電流引線產生的輻射熱相對很小，計算中不作考慮。

擬選用低溫氦氣的工作參數如表1所示。其中，密度、比熱容、導熱系數以及粘滯系數數值參考美國國家標準與技術研究院（National Institute of Standards and Technology，NIST）WebBook公布。氦氣冷卻管由Al5083材料拉制而成，其內徑為20 mm、壁厚3 mm。低溫氦氣與冷卻管之間的傳熱屬于單相強制對流換熱，且管內氦氣已處于充分發(fā)展的湍流狀態(tài)。參考式（1）～（3）［13］來估算管壁上的平均對流換熱系數：

表1 低溫氦氣的主要參數Table 1 Main parameters of low-temperature helium gas

式中：h為對流換熱系數；Nu為努塞爾數；Re為雷諾系數；Pr為普朗特數；λ為導熱系數；d為冷卻管內徑；u為氦氣流速；v為運動粘滯系數；μL為動力粘滯系數；ρL為氦氣密度；Cp為氦氣比熱容。最后算得冷卻管內壁上的平均對流換熱系數約為418 W·m-2·K-1。

10根二元電流引線中，有8根大負載引線通400 A電流、2根小負載引線通50 A電流。根據冷屏與真空罐之間的結構設計關系設定常導銅引線的長度為400 mm，這樣其橫截面積就決定了由熱傳導和電阻產生的總熱負載。在穩(wěn)態(tài)熱平衡狀態(tài)下，銅引線上經過任一截面的總熱流量與內熱源應滿足式（4）［14］：

式中：k為銅的導熱系數；ρ為銅的電阻率；A為橫截面積；I為電流；T為溫度；x為任一橫截面以常導銅引線熱端為0點的長度坐標值。銅引線上任一橫截面的熱流量由式（5）［14］表示：

由于常導銅引線上的溫度沿著軸線方向上變化，而ρ、k又隨著溫度而變化，式（1）和式（2）很難直接求得解析解。利用ANSYS中的熱電耦合模塊來對銅引線熱負載進行仿真優(yōu)化。由于銅脖與冷屏之間熱傳遞量非常小，在仿真時只考慮常導銅引線、連接銅塊、銅脖、冷卻管以及低溫氦氣之間的傳熱。結合材料實際獲取的難易度，選擇了6組線徑分別為5 mm、6 mm、7 mm、8 mm、9 mm、10 mm的銅引線模型進行仿真。

仿真中將剩余電阻率比值（Residual Resistivity Ratio，RRR）為80的銅物性加載到銅引線、銅脖以及導冷銅塊模型上，利用CRYOCOMP軟件［15］得到導熱系數以及電阻率如圖4所示。冷卻管上各部分溫差很小，仿真中其導熱系數在50 K左右下選取定值為40 W·m-1·K-1（數值參考NIST公布）。

圖4 RRR=80銅的導熱系數和電阻率變化曲線Fig.4 Variation curve of thermal conductivity and resistivity of copper(RRR=80)

仿真中對引線冷卻結構模型進行了簡化：以弧面圓環(huán)替代銅脖一周的導冷銅塊，該圓環(huán)兩側的弧面分別與銅脖和冷卻管模型貼合，中心厚度選取為實際導冷銅塊中的最大值3 mm；兩個半圓管替代冷卻管，圓管截面尺寸與冷卻管一致。仿真模型上加載的邊界條件如圖5所示。最后仿真得到不同常導銅引線直徑下熱負載情況如圖6所示。

圖5 電流引線冷卻結構仿真邊界條件Fig.5 Simulation boundary conditions for cooling structure of current lead

圖6 不同直徑銅引線下的熱負載Fig.6 Heat load of copper leads with different diameter

通過仿真結果可以看出：1）在這6個規(guī)格中線徑7 mm的銅引線總熱負載最小，為212 W；2）線徑大于等于7 mm時銅引線上的漏熱比焦耳熱大，線徑小于等于6 mm時漏熱比焦耳熱小。結合以上兩點可知，理論上最優(yōu)的線徑介于6～7 mm之間，此線徑下漏熱和焦耳熱相同、總熱負載最小，并從圖6上可以推出最小熱負載應在200 W左右。由于線徑在6～8 mm區(qū)間的總熱負載相差并不大，考慮到項目的工程進度，最后選擇廠家現成的直徑8 mm無氧銅線作為SCU樣機的常導引線。仿真得該10根常導銅引線產生的總熱負載為228 W，其中漏熱175 W、焦耳熱53 W。二元電流引線、銅脖在無電流和滿電流情況下的溫度分布如圖7所示。為了清楚地顯示電流引線及銅脖上的溫度分布，圖7中隱藏了冷卻管的溫度。

圖7 引線冷卻結構溫度分布(a)無電流，(b)滿電流Fig.7 Temperature distribution of cooling structure of current leads(a)With no current,(b)With full current

從仿真中得到的幾個主要溫度數據統(tǒng)計如表2所示。從表2看出，滿電流下HTS熱端（常導銅引線與連接銅塊的接頭處）平均溫度與低溫氦氣之間的溫差近8 K。

表2 仿真得引線冷卻結構主要溫度Table 2 Main simulated temperature of cooling structure of current leads

4 二元電流引線降溫通電測試

為了檢驗二元電流引線的冷卻方案，在磁體正式裝入恒溫器之前，對二元電流引線進行了降溫通電測試。整套測試裝置主要由恒溫器、制冷系統(tǒng)、電源系統(tǒng)、溫度監(jiān)測以及失超保護系統(tǒng)組成。

電流引線安裝在恒溫器內的銅脖上，通過電極法蘭與外電纜連通。HTS上布置了電壓監(jiān)測，一旦HTS失超其兩端便會產生電壓，繼而引起失超保護系統(tǒng)響應并自動關閉電源。由于恒溫器內還沒有裝入磁體、HTS的冷端沒有連接低溫超導磁體的引線，為此制作了5根輔助超導件將10根HTS的冷端成對連接起來以形成電流回路。每根輔助超導件由4根超導帶材焊接在一個4面有凹槽的銅條上制得。利用輔助超導件來連接HTS可降低通電中產生的焦耳熱。導冷銅帶將HTS冷端與冷屏連接起來以冷卻輔助超導件與HTS的接頭。HTS冷端在測試中的連接情況如圖8所示。

圖8 HTS冷端在測試狀態(tài)時的電連接Fig.8 Electric connection of HTS cold end in the cryostat test

制冷系統(tǒng)由1臺斯特林制冷機、1個氦氣閥箱和若干低溫傳輸管線組成。閥箱與制冷機之間有1道回路進行氦氣循環(huán)制冷。從閥箱引出4根低溫傳輸管線連接到恒溫器冷屏上的兩根冷卻管上，形成兩道氦氣冷卻回路。在測試中制冷系統(tǒng)提供的低溫氦氣溫度為45 K、流量19～20 g·s-1、壓力0.4 MPa。降溫通電的測試現場情況如圖9所示。

圖9 電流引線降溫通電測試Fig.9 Cooling and powering test for current leads

測試中選用了Lake Shore公司型號分別為CX-1030-CU和PT-103-AM的兩種溫度傳感器。其中，CX-1030-CU傳感器的測量范圍為2～325 K，布置在靠近10根HTS熱端處以及銅脖內、外壁上；PT-103-AM傳感器的測量范圍為14～873 K，安裝在兩根冷卻管的進、出口以及冷屏上。銅脖內、外壁在周向上各等間隔地布置了3個傳感器，每個傳感器處于兩根引線連接銅塊之間。在45 K溫區(qū)下這兩種型號的傳感器校準精度都好于±30 mK，然而安裝表面的潔凈度和平面度、安裝壓力大小以及螺釘材料等因素都會影響到最終的測量精度。

測試中10根電流引線的編號設定為從HTS1到HTS10。連接成通電回路的HTS依次為：HTS1-HTS2、HTS3-HTS4、HTS5-HTS6、HTS7-HTS8、HTS9-HTS10，其中前4對加載400 A大電流，最后一對加載50 A小電流。測試中電流引線在銅脖上的分布如圖10所示。

圖10 測試中10根電流引線在銅脖上的分布Fig.10 Layout of 10 current leads on the copper neck in test

5 測試結果及分析

降溫過程中10根HTS熱端的溫度變化曲線如圖11（a）所示。HTS熱端平均溫度與冷卻管入口處溫度、銅脖平均溫度對比曲線如圖11（b）所示。

通電過程中10根HTS熱端的溫度變化曲線如圖12（a）所示。HTS熱端平均溫度與冷卻管入口處溫度、銅脖平均溫度對比曲線如圖12（b）所示。

從圖11（a）的降溫曲線中看出，10根HTS在降溫5 h后溫度已基本穩(wěn)定。其中HTS2熱端溫度71 K、HTS6熱端溫度78.4 K，其他HTS熱端測得溫度分布在56.4～62.4 K。不計HTS6算得其他9個HTS熱端溫度平均值為61.8 K。從圖11（b）溫度對比曲線中看出，銅脖與冷卻管入口處之間平均溫差ΔT1為5.2 K、HTS熱端與銅脖之間平均溫差ΔT2為11.6 K。出現這樣情況原因如下：銅脖外壁一圈布滿了導冷銅塊并與冷卻管接觸，導熱面積大；又因為銅的導熱系數大，由引線連接銅塊傳遞到銅脖上的熱量很快散開，溫度分布比較均勻。而引線的連接銅塊離散分布在銅脖內壁上，并且熱量只是通過連接銅塊與銅脖之間一層導熱系數相對較低的氮化鋁片傳遞。因此在傳遞熱量相同的情況下ΔT1要比ΔT2小了很多。

圖11 降溫過程中HTS熱端溫度變化(a)，HTS熱端平均溫度、冷卻管入口處溫度以及銅脖平均溫度對比(b)Fig.11 Temperature curves of HTS hot end during cooling down(a),average temperature comparison of HTS hot end,cooling tube entrance and copper neck(b)

從圖12（a）中看出：1）電流在40 min時間內從0 A到滿載（4對400 A、1對50 A）過程中，HTS熱端溫度成近似拋物線趨勢升高。滿載下維持30 min后，溫度基本上都已達到平衡，且電流引線均正常工作。2）兩根小負載引線HTS9、HTS10熱端較之于通電之前溫升分別為1.6 K、2 K；8根大負載引線HTS中，熱端最小和最大溫升分別為1.6 K、4.8 K，可見，大、小負載引線上的熱端溫度在加滿電流后依然差別不大。從圖12（b）中看出，9根HTS（不計讀數偏大的HTS6）的熱端平均溫升2.9 K，這說明引線的焦耳熱相對較小，主要熱量來源于常導銅引線段的漏熱；通電后ΔT1、ΔT2分別為6.9 K、12.1 K，較通電前提升量分別為1.7 K、0.5 K。ΔT1比ΔT2提升量大說明通電對冷卻管入口處溫度影響很小。另外，通電前測量值較高的HTS2、HTS6熱端溫度分別從71 K、78.5 K提升到75.8 K、80.5 K。這兩根大負載HTS在滿載情況下均沒有失超，且溫度讀數隨電流變化的響應正常，推斷這兩個測量值偏高的原因是溫度探頭沒有安裝好導致。

圖12 通電過程中HTS熱端溫度變化(a)，HTS熱端平均溫度、冷卻管入口處溫度以及銅脖平均溫度對比(b)Fig.12 Temperature curves of HTS hot end during powering up(a),comparison of average temperature of HTS hot end,temperature in cooling tube entrance,and temperature in copper neck(b)

在仿真與測試兩種情況下銅脖溫度相近，而實測的HTS熱端溫度比仿真時高了近11 K，主要因為仿真時忽略了氮化鋁片兩側接觸面熱阻影響，實際中相關導冷部件接觸面的加工、裝配質量并沒有達到理想要求；另外仿真與實際使用材料的物性差別、測量誤差等也起到影響。

由于測量誤差、測量點有限等因素影響，很難獲得銅脖上準確的熱負載，在此進行了估算：測試中得到閥箱上氦氣進、出口溫差為2.4 K，據此將纏繞銅脖上的冷卻管內氦氣平均溫度視作（實際低于）47.4 K。另外，纏繞在銅脖一周的冷卻管段與銅脖之間利用中心壁厚僅1～3 mm的弧面銅塊連接，傳熱面積大、距離短，因此銅脖與纏繞其上的冷卻管段之間溫差很小。將該段管內壁溫度近似于銅脖平均溫度52.6 K，這樣氦氣與管壁之間平均溫差ΔT為5.2 K。利用氦氣與管壁之間的換熱系數、冷卻管內表面面積以及氣、壁之間溫差，根據式（6）［13］可推算熱負載值。

式中：h為冷卻管內壁換熱系數418 W·m-2·K-1；S為兩根冷卻管纏繞銅脖一周的總內壁面積0.086 m2。最后算得銅脖上的熱負載P為187 W。

顯然上述方法推算的熱負載偏低。另外利用閥箱上氦氣的進、出口2.4 K溫差、20 g·s-1流量，不計低溫傳輸管線的漏熱，根據比熱容公式可推算出在銅脖和冷屏上產生的總熱負載約為251 W，由此可知，銅脖上的熱負載應低于此值。

6 結語

不同于目前國際上其他SCU利用制冷機冷頭冷卻電流引線的形式，針對SHINE SCU樣機結構特點設計了低溫氦氣冷卻管對二元電流引線進行集中導冷式冷卻方案；利用安裝在冷屏中部的導冷組件來傳導銅引線上產生的熱量；通過仿真優(yōu)化了銅引線的熱負載，結合工程實況選定常導銅引線直徑為8 mm并算得銅脖上產生的總熱負載為228 W。該SCU樣機的恒溫器研制出來后進行了降溫通電測試。從測試結果看，加滿電流后所有二元電流引線均能正常工作。實測HTS熱端與低溫氦氣之間低于20 K的溫差符合工程預期效果，并根據測試數據推算電流引線熱負載值范圍在187～251 W。測試結果表明：電流引線的冷卻方案可行，在現有的制冷條件下足以保證該SCU樣機上的二元電流引線正常運行。

作者貢獻聲明湯啟升：負責整體方案設計和優(yōu)化、試驗部件的制造、數據的整理和分析、文章起草和最終版本的修訂；周巧根：負責整體方案設計校核、文章校核；吳騰馬：負責試驗條件的準備；張繼東：負責試驗數據的采集；樊凱：負責加工圖紙的繪制、試驗現場管理；丁祎：負責試驗部件的制造；文雍梅：負責加工圖紙的繪制。