大功率离子源反向电子吸收板结构优化设计

江云飞; 谢亚红; 顾玉明; 王昉; 李浩; 刘龙斌; 杨宇雯; 康振清; 杨立鑫; 胡纯栋

doi:10.12404/j.issn.1671-1815.2508586

科学技术与工程 ›› 2026, Vol. 26 ›› Issue (29) :12628-12635 DOI: 10.12404/j.issn.1671-1815.2508586

能源与动力工程

大功率离子源反向电子吸收板结构优化设计

江云飞 ¹^,² ,
谢亚红 ²^,³^,^* ,
顾玉明 ² ,
王昉 ²^,³ ,
李浩 ² ,
刘龙斌 ²^,³ ,
杨宇雯 ²^,³ ,
康振清 ² ,
杨立鑫 ²^,³ ,
胡纯栋 ²^,³

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Structural Optimization Design of Back Plate for High-power Ion Sources

JIANG Yun-fei ¹^,² ,
XIE Ya-hong ²^,³^,^* ,
GU Yu-ming ² ,
WANG Fang ²^,³ ,
LI Hao ² ,
LIU Long-bin ²^,³ ,
YANG Yu-wen ²^,³ ,
KANG Zhen-qing ² ,
YANG Li-xin ²^,³ ,
HU Chun-dong ²^,³

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摘要

为支持实验先进超导托卡马克装置(experimental advanced superconducting Tokamak,EAST)高功率、长脉冲的目标,对中性束注入(neutral beam injection,NBI)系统离子源进行了升级,将束功率从4 MW提升至6 MW。这一提升使得关键部件反向电子吸收板面临极端热负荷挑战,表面热流密度高达13.18 MW/m²。因此,针对该部件冷却性能开展评估,重点研究结构优化对其温度场分布与热应力特性的影响。结果表明:吸收板峰值表面温度从远超无氧铜软化阈值(300 ℃)的409.31 ℃降至远低于铬锆铜软化阈值(550 ℃)的298.71 ℃,规避了材料过热软化甚至失效的情况;优化后的热应力峰值为281.21 MPa,低于铬锆铜拉伸强度(520 MPa),热变形延伸率为0.433%(≪3%阈值),确保了力学安全和几何稳定性,为离子源在6 MW束功率下的长期稳定运行提供了关键技术支撑。

Abstract

To support the high-power and long-pulse operation goals of the experimental advanced superconducting Tokamak (EAST), an upgrade was carried out on the ion source of the neutral beam injection (NBI) system, increasing the beam power from 4 MW to 6 MW. This power enhancement exposes the back plate, a key component, to extreme thermal loads, with a surface heat flux reaching up to 13.18 MW/m². Accordingly, an evaluation was conducted on the cooling performance of this component, focusing on the effects of structural optimization on its temperature field distribution and thermal stress characteristics. The results show that the peak surface temperature of the back plate is reduced from 409.31 ℃-far exceeding the softening threshold of oxygen-free copper (300 ℃) to 298.71 ℃, well below the softening threshold of chromium-zirconium copper (550 ℃), thus avoiding overheating, softening, and even failure of the material. The optimized peak thermal stress is 281.21 MPa, lower than the tensile strength of chromium-zirconium copper (520 MPa), and the thermal deformation elongation is 0.433% (≪3% threshold), which guarantees mechanical safety and geometric stability. This work provides critical technical support for the long-term stable operation of the ion source at a beam power of 6 MW.

Graphical abstract

关键词

换热 / 热沉积 / 有限元分析 / 机械性能

Key words

heat exchange / thermal deposition / finite element analysis / mechanical property

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江云飞, 谢亚红, 顾玉明, 王昉, 李浩, 刘龙斌, 杨宇雯, 康振清, 杨立鑫, 胡纯栋. 大功率离子源反向电子吸收板结构优化设计[J]. 科学技术与工程, 2026, 26(29): 12628-12635 DOI:10.12404/j.issn.1671-1815.2508586

JIANG Yun-fei, XIE Ya-hong, GU Yu-ming, WANG Fang, LI Hao, LIU Long-bin, YANG Yu-wen, KANG Zhen-qing, YANG Li-xin, HU Chun-dong. Structural Optimization Design of Back Plate for High-power Ion Sources[J]. Science Technology and Engineering, 2026, 26(29): 12628-12635 DOI:10.12404/j.issn.1671-1815.2508586

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磁约束核聚变能源作为人类重要的能源布局,实现商业运行面临许多难题^[1]。中性束注入是核聚变研究中用于加热和驱动等离子体的关键技术,通过向等离子体中注入高能的中性粒子束,利用粒子间碰撞与电荷交换机制实现高效的等离子体加热^[2-4]。离子源作为中性束注入系统的核心部件,其性能直接影响整个加热系统的工作效率和稳定运行。国内外已有大量关于离子源的研究成果和经验,例如德国马克斯-普朗克等离子体物理研究所(Max Planck Institute for Plasma Physics,IPP)在长脉冲、高功率离子源技术等方面均取得了国际公认的领先成果,拥有多个大面积射频离子源的实验平台,包括巴伐利亚负离子测试装置(BATMAN)^[5]、多安培负离子测试单元(MANITU)^[6]、射频放电离子源测试台(RADI)^[7]和大面积离子源提取实验(ELISE)^[8],其射频离子源目前最接近ITER要求^[9],美国普林斯顿大学等离子体物理实验室(Princeton plasma physics laboratory,PPPL)托卡马克聚变实验堆装置和欧洲联合环JET装置等中性束注入(neutral beam injection,NBI)系统均已配备束能量大于100 keV的离子源^[10-11]。韩国原子能研究机构的KSTAR装置配备了两条NBI束线,每条束线配备3个长脉冲正离子源,通过2条束线汇聚注入超过14 MW的氘束功率,单个离子源束流强度能达到100 keV/64 A。国内像核工业西南物理研究院的HL-2M装置上NBI加热系统包含3条束线,每条束线均配置4套离子源,加热功率为5 MW,单个离子源参数指标是80 kV/45 A/5 s,其中两条束线起到正向电流驱动作用,一条束线起到平衡注入的作用,来实现等离子体注入^[12]。中国科学院合肥物质科学研究院等离子体物理研究所的EAST装置有两条NBI束线,每条束线配备两个80 keV/50 A热阴极桶式正离子源^[13]。为支持EAST装置高功率、长脉冲的运行要求,EAST-NBI离子源计划升级为120 keV/50 A,束功率为6 MW^[14]。

高功率离子源稳定运行的前提是换热部件有足够的换热能力,避免材料因软化、侵蚀、变形、热应力集中等因素导致换热失效。在EAST-NBI离子源运行的过程中,束引出系统工作时会产生显著的热负荷问题:当带正电荷的离子被加速电场引出时,伴随产生的反向电子流在强电场作用下被反向加速,最终以高能状态轰击在反向电子吸收板上。这一高热负荷不仅导致材料热应力集中,更严重制约了离子源的长脉冲运行能力^[15]。为了提高离子源性能参数,首先需要对热负荷最严重的部件反向电子吸收板进行结构优化设计,实现大功率离子源束功率从4 MW提升至6 MW的升级改造实践,为大功率离子源脉冲运行提供可靠保障。

1 反向电子吸收板设计

目前在役EAST-NBI离子源的结构示意图如图1所示。在束能量120 keV,流强48 A脉宽2 s的条件下进行了实验测试,束功率接近5.76 MW,反向电子吸收板上有明显的电子侵蚀现象,这一实验结果表明该结构随着束功率的提升,热量沉积显著增加。

当前的结构设计已达到其热移除能力的极限,无法满足更高功率离子源对极端热负荷耗散需求,如图2所示,基于以上实验结果,针对反向电子吸收板结构特征对换热效率造成影响,开展优化。

1.1 冷却水路设计

离子源的反向电子吸收板冷却水回路采用深孔钻工艺设计,如图3所示,材料为无氧铜,其结构特征为:沿板长边方向布设两根直径24.6 mm的主水管(分置进/出水端),通过柔性连接管路与4根支路冷却水路实现循环回路。其中板中部并排两根内径10 mm管道,两侧各设一根内径6.35 mm管道,冷却水经主进水管分流至支路后汇入主出水管。

为满足高功率离子源的热处理需求,亟须通过流道重构优化和更换耐高温材料来提升背板高热流承载的换热能力,将背板上最高温度降低至材料安全运行温度阈值以下,以保障高功率离子源的稳定运行。

由于优化反向电子吸收板冷却性能需要兼容现有离子源装配约束,在保持原始外形尺寸(698.5 mm × 238 mm × 46.81 mm)不变的前提下,开展冷却水路的优化设计。

(1)工艺革新:采用真空钎焊工艺将带凹槽的半板与平板焊接成整体结构^[16],消除传统深孔钻与外接软管导致的流阻损失与泄漏风险。焊接形成的内部流道显著提升结构完整性^[17]。

(2)流道拓扑优化:在热沉积背面开设双Φ16 mm进出口,通过CFD仿真确定最佳质量流率阈值(规避湍流噪声与杂质沉积风险)。创新设计15路/13路分支矩形截面水道(壁厚4 mm,热流面距离4 mm),其拓扑结构如图4所示。

(3)流体动力学增强:在支流汇合区实施斜边倒角与圆角过渡设计,有效均衡多路水道流量分配,消除中间水道流场集中现象,实现分支流量均匀性,同时降低局部压损。

(4)选择耐高温材料:铬锆铜相比较无氧铜,通过多元合金化与晶粒细化能够在高温下获得优异表现,这一特性使其能够有效抑制热变形与蠕变,同时具有高温抗塑性变形优势。

1.2 进气设计

当前反向电子吸收板采用双Φ11.5 mm实验进气孔设计(孔心距板中心分别为127 mm与31.75 mm),如图5所示,配套可控进气管实现进气精准调控,满足基本进气需求,但是进气孔位置处于热流负载区域,冷却水路设计需要避开,影响背板表面热沉积和热移除,导致换热不均匀。为此开展进气结构优化:改进后采用双Φ7.2 mm实验进气孔,工作气体经进气孔导入,连通进气仓,再由10组间距60 mm、Φ1.5 mm出气孔均匀流出,如图6所示;该设计通过将气体通道与出气孔集成于吸收板两侧,既有效规避冷却水路空间干涉,又通过多孔均流结构提升工作气体分布均匀性,为等离子体参数调控提供了更优的气体输入条件^[18-19]。

最终优化后的反向电子吸收板结构如图7所示。

2 FLUENT仿真分析

2.1 模型设置

使用有限元分析进行模拟计算。稳态模拟使用共轭传热模型进行,在所有区域同时求解传热。在流体区域,采用雷诺平均(Reynolds-averaged Navier-Stokes,RANS)方法对质量、动量、能量守恒方程进行求解。在固体区域中,使用三维热传导方程求解。

基于有限元分析方法开展多物理场耦合仿真。计算采用稳态共轭传热模型(conjugate heat transfer, CHT),实现流体域与固体域的同步能量传递求解。

2.1.1 流体域控制方程

应用雷诺平均Navier-Stokes方程(RANS)求解质量、动量及能量守恒方程,湍流模型选用RNG k-ε模型以精确捕捉湍流输运效应,表达式为

(1)$\frac{\partial \left(\mathit{\rho }{\mathit{u}}_{\mathit{i}}\right)}{\partial \mathit{t}}$+▽·(ρu_iu)=- ▽ p+▽·(μ▽u_i)+S_i

(2)$\frac{\partial \left(\mathit{\rho }{\mathit{u}}_{\mathit{i}}\right)}{\partial \mathit{t}}$+▽·(ρc_pTu)= ▽·( λ▽T)+∅_v

式中:ρ为流体密度;u_i为速度矢量在i方向的分量; ▽·(ρu_iu)为流体运动导致的动量输运对流项;μ为动力黏度; ▽·(μ▽u_i)为黏性扩散项;t为时间;S_i为除压力和黏性力外的其他体积力;T为温度;c_p为定压比热容; ▽·(λ▽T)为温度梯度引起的热传导项;∅_v为黏性耗散项;λ为导热系数。

2.1.2 固体域控制方程

通过三维热传导方程求解温度场分布,表达式为

(3)▽·(λ_S▽T)+q_v=0

式(3)中:λ_S为固体导热率;q_v为体积热源项。

2.1.3 数值求解策略

(1)采用SIMPLE算法处理压力-速度耦合。

(2)二阶迎风格式离散对流项。

(3)收敛残差设定为能量方程和动量方程的残差。

该建模方法通过全耦合求解机制,精确表征了电子吸收板内部流固耦合传热行为,为冷却结构优化提供了高置信度数值依据。

2.2 材料特性

反向电子吸收板的主体材料选用无氧铜和铬锆铜,相关性质取自ITER容器内组件的结构设计标准(SDC-IC),附录A,材料设计极限数据。冷却液体选择水,温度相关的水性质取自国际水和蒸汽性质协会(International Association for the Properties of Water and Steam,IAPWS)^[21]。

2.3 边界条件

2.3.1 热负载

基于PG电极板束引出物理过程的热流空间非均匀分布特征^[22],对反向电子吸收板热负荷区域进行精细化建模:依据束流通过PG电极的几何约束,将热流承载面划分为52个5.4 mm×120 mm矩形区域(总面积A为33 696 mm²)。在6 MW束功率工况下,根据正离子源反向电子流功率占比理论值(占引出束功率7.4%^[23]),推导出电子沉积功率P_e为0.444 MW^[24]。经热通量公式计算^[25]可得

q=$\frac{\mathit{P}\mathit{e}}{\mathit{A}}$=$\frac{0.444}{33696\times {10}^{-6}}$=13.18 MW/m²

2.3.2 流体边界条件

在FLUENT多工况仿真中,冷却水入口温度统一设定为293 K(20 ℃),通过参数化分析系统研究不同入口水压(0.4、0.6、0.8、1.0 MPa)对换热性能的影响。

2.3.3 温度要求

查询到无氧铜和铬锆铜的材料软化温度阈值分别为300 ℃和550 ℃(以保证高强度和高导热性,同时防止热变形)。

2.3.4 网格无关性验证

为确保数值模拟结果的准确性并兼顾计算经济性,严格执行网格收敛性验证:通过构建四级网格模型(网格单元数量分别为10⁵、4.9×10⁵、1.5×10⁶、5×10⁶),系统分析网格密度对温度场预测的影响规律。计算数据表明:10⁵网格模型因分辨率不足,最高温度预测值较基准解偏高9.7%,当网格量提升至4.9×10⁵时,关键监测点温度在1.5×10⁶和5×10⁶两种网格解的相对偏差<0.3%,综合考量计算精度与资源消耗,1.5×10⁶网格模型在温度场预测中实现收敛(残差<10^-6),同时将单工况计算时长控制在合理范围内(<4.5 h),该验证流程确立了网格划分方案的可靠性,为后续多参数优化研究提供了高置信度数值基础。

3 模拟分析和实验验证

在反向电子吸收板结构优化研究中,采用版本化命名策略(如结构c与结构d),其中,结构a、结构b选用的是无氧铜材料,结构b、结构c选用的是铬锆铜材料;以束功率6 MW为核心工况,设置冷却水入口温度为20 ℃,参数化分析入口水压(0.4、0.6、0.8、1.0 MPa)对表面最高温度的影响^[26]。依据热沉积理论计算,结构a、结构b、结构c上热通量密度设置为7.7 MW/m²,结构d是在结构c基础上精细化热流面区域划分,热沉积面积进一步缩小,从而热通量密度设置为13.18 MW/m²。

3.1 结构设计对反向电子吸收板温度分布影响

通过计算流体力学(computational fluid dynamics,CFD)方法,开展多参数流体仿真。仿真结果发现:结构a、结构b选用的是无氧铜材料,其表面最高温度均超出其安全阈值,进而更换耐高温材料铬锆铜,结构a、结构b数据比较表明水道尺寸优化可小幅度提升换热效率;结构b、结构c数据比较表明更换材料后,尽管铬锆铜的导热系数约为无氧铜的80%,但通过水路结构优化再次提升了换热效率;重点对比结构c与结构d,尽管热通量密度由7.7 MW/m²显著增至13.18 MW/m²,通过冷却水路拓扑优化(如流道截面重构与支流均衡设计),表面最高温度没有明显上升。该现象归因于流固耦合换热强化机制,结构优化对热管理效率的提升作用如表1所示。

优化后结构在6 MW束功率工况下,热流面温度梯度由409.31 ℃(图8)显著降低至298.71 ℃(图9),最高温度稳定在安全阈值内,显著提升换热均匀性与系统可靠性。

3.2 反向电子吸收板热应力、热变形分析

为确保反向电子吸收板热负载冷却过程的稳定性,需评估其热应力承载能力^[27]。基于热流面稳态温度分布场,通过静应力结构模块开展热应力耦合分析。仿真中充分考虑实际装配约束(选用螺纹通孔固定支撑),设置对应边界条件以模拟热流面负载行为。分析结果表明:热流面区域等效应力峰值达281.21 MPa(图10);经查询铬锆铜材料在室温下拉伸极限强度为520 MPa,尝试通过验证该结构在热负载下的等效应力低于其材料强度阈值,判断是否满足工程强度要求。

工程设计中采取关键策略:以拉伸极限强度为适配标准(考虑使背板承受载荷有足够的安全储备,设置其安全系数S=1.5,经计算许用应力[σ]=346.7 MPa),材料的等效应力最大值低于其许用应力,满足热机械承载裕度。

通过热结构耦合分析,获得了反向电子吸收板在热负载过程中的热变形特性(图11)^[28]。热平衡状态下,其厚度方向上最大总变形量为0.144 mm,X轴上热应变的形变延伸率为0.433%;对比铬锆铜C18150材料的延伸率安全阈值(≤3%),该变形量远低于材料塑性变形临界值,处于正常形变范围内,验证了结构设计的热机械可靠性^[29-31]。

3.3 实验验证

为了表征离子源反向电子吸收板的热负载性能,基于中性束测试平台(图12),通过水流量热方法(冷却水流量与温度曲线积分计算)对离子源在束引出模式下的能量沉积进行分析,并选用其中一炮为例,该炮的实验参数波形如图13所示,依次按照时序,首先通过加热灯丝发射初始电子,然后在弧压的施加下,灯丝外产生电场,初始电子被引出并加速,与弧室内气体碰撞电离,产生等离子体;然后电极之间加载高压,电极内产生强静电场,引出等离子体中离子,形成离子束并加速到一定能量,最后通过中性化室形成高能中性束^[32]。

流经反向电子吸收板的冷却水温升如图14所示;根据温升对时间的积分,结合冷却水流量计算出反向电子吸收板上的沉积热量137 660 J,通过波形图参数显示的束能量和流强再结合束引出时间可以获得束引出的热量为

Q=Ult=90.2×16.08×1.5=2 175. 624 J

实验结果显示,反向电子吸收板的换热热量占束引出能量的比例为6.33%,低于理论值7.4%。这一结果验证了在仿真模拟中,将热沉积输入设定为7.4%是合理的,确保了安全冗余。

4 结论

针对6 MW高束功率工况下在役离子源冷却结构存在的散热效率低(表面最高温度409.31 ℃)、热流面温度梯度大等瓶颈问题,通过对反向电子吸收板结构进行优化,实现热-流协同解耦,在13.18 MW/m²热负荷下最高温度稳定于298.71 ℃,低于铬锆铜软化温度550 ℃。热应力峰值281.21 MPa低于屈服极限466 MPa,同时达到铬锆铜拉伸极限强度520MPa的54.1%,热变形延伸率0.433%(≪3%阈值),为大功率离子源长脉冲运行提供可靠保障。

该设计通过对换热评估和热应力分析,在维持入口水压(1.0 MPa)常温条件下实现反向电子吸收板性能指标,确保在6 MW束功率工况下长脉冲稳态运行。

参考文献

原文顺序 | 出版日期 | 本文引用

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基金资助

国家自然科学基金(11975261)

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Received	Published	Revised
2025-12-15	2026-10-18	2026-03-25
Online Date
2026-10-30

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