J-TEXT托卡马克上电磁弹丸注入系统的X型电枢设计

陈忠勇 张维康 唐俊辉 李 峰 夏胜国

J-TEXT托卡马克上电磁弹丸注入系统的X型电枢设计

陈忠勇1,2张维康1,2唐俊辉3李 峰1,2夏胜国3

（1. 磁约束聚变与等离子体国际合作联合实验室（华中科技大学电气与电子工程学院） 武汉 430074 2. 强电磁工程与新技术国家重点实验室（华中科技大学电气与电子工程学院） 武汉 430074 3. 脉冲功率技术教育部重点实验室（华中科技大学） 武汉 430074）

国际热核聚变实验堆（ITER）计划是我国参与规模最大的国际科技合作项目，目标是验证大型托卡马克装置实现聚变能的可行性。等离子体大破裂是ITER安全运行面临的最大威胁，会对装置造成严重的损坏，因此缓解破裂危害是ITER亟待解决的关键问题。目前缓解破裂危害的基本策略是主动注入大量粒子，但现有的破裂缓解系统尚不能完全满足ITER的需求。该文通过分析现有破裂缓解系统的特点，介绍J-TEXT托卡马克上新一代用于破裂缓解的电磁弹丸注入系统（EMI），该系统使用电磁力发射弹丸，可有效提高弹丸的注入速度并缩短响应时间，克服了其他系统的局限性。电枢是EMI的核心部件，在发射中起决定性作用，通过介绍尾翼接触型电枢的结构及功能，说明这类电枢运用于EMI时在减速阶段存在枢轨电接触性能不足、运动稳定性不够高等局限性，由此根据EMI减速阶段对电枢性能产生的特殊需求，设计了一款具有X型结构的新型固体电枢。仿真结果表明，电枢的电磁、机械性能满足发射要求，电接触特性良好。在发射性能试验中，电枢完成了加速至520m/s后主动减速至0m/s；电枢-弹丸分离性能试验中实现了电枢、弹丸的稳定分离，弹丸的飞行速度为358m/s，且该速度能随着加速能量的增加进一步提高。EMI为托卡马克等离子体破裂缓解贡献了一种高效注入杂质的先进方案，该文提出的X型电枢具有良好的发射性能，为EMI提供了一种优良的新型固体电枢结构及设计方法。

托卡马克 破裂缓解系统 电磁发射 轨道炮 固体电枢

0 引言

聚变能是被认为有可能从根本上解决能源问题的方式之一，它的研发是我国的战略性重大科技问题，被美国工程院评为21世纪十四大科技挑战之一。托卡马克是一种使用磁约束等离子体实现核聚变的装置，但由于其自身特性或工程技术因素，在放电过程中可能出现等离子体约束变差并导致放电终止的情况，即“大破裂”（以下简称为“破裂”）[1-2]。等离子体破裂的危害主要包括热负荷、电磁负荷及逃逸电流三个方面[3-5]。

通过对等离子体的参数进行监控能够降低发生破裂的风险，但并不能完全避免破裂的发生，对于国际热核聚变实验堆（International Thermonuclear Experimental Reactor, ITER）而言，为了实现聚变反应需在高参数下运行[6]，此时发生破裂的可能性更大，一旦发生破裂而不加以缓解，装置将会被严重地毁坏。因此一旦确定等离子体将发生破裂，必须通过破裂缓解系统主动将等离子体快速关断从而保护装置[7]。现阶段ITER破裂缓解系统的基本策略是主动注入大量的粒子，产生足够高的辐射功率以耗散等离子体的能量，由此发展的系统包括大量杂质气体注入（Massive Gas Injection, MGI）、散裂弹丸注入（Shattered cryogenic Pellet Injection, SPI）[8]、小型低温弹丸注入（small cryogenic Pellet Injection, PI）[9]等。

目前，ITER破裂缓解系统的设计研究主要集中在MGI和SPI。MGI的工作原理较为简单，储存在工作腔中的高压气体在快速阀门打开后，经过气路注入真空室内[10]。SPI则将气体降温冷冻成弹丸，再用压缩气体将弹丸发射出去，经过弯管破碎后形成碎片进入真空室[11]。

MGI由于本身较简单的结构，可以在数ms内开启阀门并释放较多的杂质气体，但杂质粒子主要沉积在等离子体边缘附近，与等离子体的混合效率并不理想，只能达到约20%[12]。与MGI相比，SPI虽然能实现更大的穿透深度，但是对于ITER尺度的装置，SPI可能难以充分穿透等离子体[13]。同时，受推进气体声速的限制，MGI与SPI存在飞行速度上限，其中氖气的飞行速度约为580m/s[14]；使用氦气作为推进气体的SPI弹丸最高飞行速度约为400m/s[15]。若将现有破裂缓解系统用于ITER，MGI、SPI的响应时间将超过约10ms的最佳破裂预警时间[6]。

因此，为了克服现有破裂缓解系统的局限性，在发展MGI与SPI的同时，ITER也在鼓励发展新型破裂缓解系统。R. Raman等提出了电磁粒子注入器（ElectromagneticParticleInjector, EPI）的概念：使用轨道炮发射携带弹丸的C型电枢，电枢处于两导轨间，当导轨通以脉冲电流时，电流及产生的磁场形成洛伦兹力驱动电枢[16]。在平台的实验里，EPI证明了将轨道炮与电磁发射运用于托卡马克的可行性，能在峰值24kA的脉冲电流作用下将4.1g的C型电枢及0.2g弹丸加速至约200m/s，通过撞击阻拦靶板减速电枢并释放弹丸，分离后的弹丸以200m/s速度沿原轨迹飞行，而电枢随后撞击前方的引导靶板并发生偏转，最终落入下方沙箱中完成回收；在无携带弹丸实验中将1.9g轻质C型电枢加速至600m/s[17]。

EPI使用的C型电枢通过撞击靶板获得冲击力释放弹丸并发生偏转[17]，但碰撞位置的偏移会令弹丸获得横向速度分量，使飞行轨迹发散并降低可重复性，且这一过程损坏了电枢结构并产生较多碎片，碎片将跟随弹丸进入托卡马克，影响装置正常运行。为了确保在ITER热猝灭前将足够多的杂质粒子注入等离子体，弹丸的飞行速度需达到约700m/s，杂质粒子数达到2×1023[6]，若将EPI运用于ITER需要提高其发射参数以增加电枢及弹丸的飞行速度，其携带动能也将极大增加，分离弹丸及偏转方向的过程会变得更具风险，即撞击靶板瞬间产生的巨大冲击力可能会产生电枢碎裂、弹丸偏离预定轨道、碎片进入真空室等影响正常放电的严重后果。故为了克服现有系统的局限性，提高系统整体安全性及可靠性，实现电枢及弹丸的高发射动能，于J-TEXT托卡马克上设计了电磁弹丸注入系统（Electromagnetic Pellet Injection system, EMI）。EMI配备有电磁轨道加速及减速功能，能在加速完成后通过主动电磁减速来平稳分离电枢-弹丸，并在释放弹丸后软回收电枢。

EPI所使用的C型电枢是尾翼接触型电枢的代表之一，根据纵截面形状可将这类电枢划分为C型、H型等。尾翼接触型电枢的结构划分如图1和图2所示，①～④分别代表头部、喉部、肩部、尾翼四块区域。

电枢头部指代运动方向的前端区域，主要功能是调整质心并携带负载。C型电枢头部不与轨道接触，通过与前端非金属材质的导引连接，减小运动时的横向位移。H型电枢头部起到导引的功能，用于提高运动稳定性，由于无上翘面，此处接触压力很小，发射时几乎不通过电流[18]。

图1 C型电枢的主要结构划分

图2 H型电枢的主要结构划分

电枢喉部指代电枢前端位于头部后方的区域，是传导电流的位置。电枢肩部指代喉部向后与尾部衔接的转角区域，因此也是载流的关键位置。在发射中，尾翼与轨道保持过盈配合并受肩部拖动向前运动，故肩部为应力集中的区域。

电枢尾翼指代尾部与轨道直接接触的区域。该处设置有一定过盈量，在装填入膛后上翘面发生形变以产生初始接触压力。

C型电枢具有质量轻、通流能力强等优点，虽然这类电枢的研究结果较为丰富，但以往的研究重点在于加速过程的特性，其受力减速后运动过程的研究较少，对于将EMI用于托卡马克破裂缓解产生的减速及软回收的特殊需求，现有的尾翼接触型电枢尚不能很好地满足，主要原因如下：EPI所使用的C型电枢为具有薄尾翼的轻质结构，但B探针信号波形的抖动表明电枢在加速时可能存在不良电接触的情况，且过薄的尾翼会降低电枢整体强度，若该电枢直接运用于EMI可能发生尾翼磨损导致电接触失效的情形。

C型、H型等尾翼接触型电枢的结构功能相似，其中H型电枢的结构与功能本质上同安装了导引的C型电枢一致，均通过后端的尾翼馈入电流，由前端的头部/导引约束横向位移，故存在电磁减速时接触压力被削弱的问题，以下将以C型电枢为代表，讨论尾翼接触型电枢的局限性。减速阶段尾翼接触型电枢的电磁接触压力如图3所示，在导通减速电流后，尾翼流过的电流将与轨道电流部分反向，削弱原有同向电流时产生的电磁力，使尾翼与轨道贴合的电磁接触压力变小。同时在较长距离的运动后，尾翼已被较大幅度地磨损，机械过盈带来的初始接触压力大幅度减小，随着减速电流的提高，电磁接触压力进一步减小，导致枢轨接触变差，最终很可能发生转捩。

图3 减速阶段尾翼接触型电枢的电磁接触压力

EMI的电源输出电流及该电流作用下C型电枢的炮口电压典型波形如图4所示。炮口电压的主要组成是电枢处两端的电压，可以反映电枢转捩开始时刻，一般认为炮口电压幅值大于20V时开始发生转捩，该电压幅值越高表明电接触性能越差[19-20]。由图4可以看出在加速阶段，炮口电压幅值不超过10V，电枢与轨道能保持较好的电接触，在减速电源触发后，由于电枢前端的轨道通过电流，炮口电压的组成由电枢两端压降扩大为电枢压降与轨道压降之和，故此后转捩的发生时刻表征为信号的高频振荡时刻而非幅值单纯大于20V。当=3.5ms时减速电源触发，此时炮口电压幅值迅速爬升至350V并伴有约50V的高频振荡，表明电枢进入减速阶段后随即发生转捩；在随后的5ms内，随着减速电流上升沿的结束，炮口电压平均幅值逐渐减小，但转捩电弧持续存在。转捩电弧温度极高（超过3 000℃），将烧蚀组件并极大降低其寿命。产生的杂质以等离子体形态为主，若进入真空室则会引入非必要的杂质粒子，严重影响托卡马克装置正常放电。

图4 C型电枢的发射结果

另一方面，C型、H型电枢其自身结构的重心位于靠前端的位置，减速过程中很可能会产生偏转力矩使电枢发生横向偏移，导致弹丸与电枢分离后同样拥有横向速度分量[21]，最终沿着非预设路径飞行，与轨道炮内膛或真空室壁碰撞。

基于上述原因，现有C型、H型等尾翼接触型电枢尚不能完全满足EMI的发射需求，需要设计能同时适应加速及减速软回收过程的新型电枢。本文首先介绍J-TEXT（Joint Texas Experimental Tokamak）托卡马克装置及EMI系统；其次根据其实际需求及系统特点，设计了符合需求的X型电枢，对该电枢进行有限元仿真分析；最后装载于EMI实验平台上，测试其性能。

1 J-TEXT托卡马克及EMI系统

1.1 J-TEXT托卡马克装置

J-TEXT托卡马克是典型的圆截面铁心托卡马克装置，装置实物如图5所示。J-TEXT 托卡马克的前身是美国德克萨斯大学奥斯汀分校聚变研究中心的TEXT-U装置，后来由美国的能源部批准赠与了华中科技大学。J-TEXT是当前教育部所有高校中唯一的中型托卡马克装置，主要以欧姆加热为主，2019年实现了电子回旋加热[22]，装置的主要运行参数见表1。

图5 J-TEXT托卡马克装置

表1 J-TEXT托卡马克运行参数

Tab.1 The operating parameters of J-TEXT Tokamak

1.2 J-TEXT托卡马克上的EMI

轨道炮是电磁炮的一种，利用电磁力在短时间内将物体加速到高速度，结构简单可靠，容易实现数km/s的超高发射速度。EMI以轨道炮为设计基础，具有高发射速度、低响应时间、注入量大等优点。常规轨道炮发射时利用空气动力分离电枢及载荷，并使用打击靶板的方式将电枢转向或减速[23-25]，而EMI将运行至托卡马克的高真空内，无法实现气动分离与减速，且击打靶板很可能产生电枢碎片，这些碎片若进入真空室会严重影响放电，故EMI通过主动减速环节达到分离载荷并软回收电枢的目的。

EMI的工作原理如图6所示，由加速脉冲电源、减速脉冲电源、导轨、携带弹丸载荷的电枢组成。其中，为电源馈入电流，为电枢受到电磁力，为电场强度，为磁感应强度。发射时导通加速脉冲电源，电枢经过加速达到速度峰值，随即触发减速脉冲电源，使电枢受到减速力作用而释放弹丸，弹丸脱离电枢后保持原速度飞行至托卡马克真空室，而电枢被进一步减速直至软回收，避免进入真空室损害装置。为J-TEXT搭建的EMI试验平台如图7所示，部分参数见表2。

图6 EMI的工作原理

不计阻力时，电枢受到电磁力及运动方程为[26-28]

图7 EMI的试验平台

Fig.7 The core component of the EMI

表2 EMI试验平台的主要参数

Tab.2 The main parameters of the EMI experimental platform

2 X型电枢的设计

电枢是EMI的核心部件，是电能-动能转换的枢纽，在发射过程中需承受数百kA脉冲电流、数百MPa应力的作用，整体温度也将升高至数百℃，其设计的优劣决定EMI发射性能及破裂缓解效果的好坏，故需要设计匹配EMI的电枢。

电枢需要在强电流、大电磁力、高温升下保持与轨道的良好电接触、通流能力和机械强度，故设计要求主要有三点：①需具备良好的发射性能，能在恶劣环境下保持足够的机械强度，发射过程中保证结构的完整性，同时电枢与轨道配合能提供良好的滑动电接触性能；②电枢要满足射向需求，控制结构对称度；③电枢要满足内膛寿命技术要求，能够抑制和消除转捩电弧，并控制材料的熔化磨损和沉积[17]。

2.1 X型电枢各部分的参数设计

X型电枢以现有典型固体电枢为基础，具有前翼、尾翼两处接触区域，提供了更强大的枢轨电接触性能及运动稳定性，其参数分布如图9所示，电枢材料选用高熔化载流特征量的6061Al，以下为X型电枢主要结构参数设计。

图9 X型电枢的主要参数分布

1）肩部厚度0设计

以电流在肩部处产生的电阻热恰好熔化电枢材料为依据，根据电流作用积分方法可以确定尾翼肩部厚度0值[29]。

式中，为裕度系数，0＜＜1；为6061Al的熔化载流特征量，=2.524×1016(A/m2)2·s；为绝缘间距，=12mm。裕度系数可以在0.5～0.9的范围内取值。结合电流波形，取峰值电流200kA、上升沿0.5ms，可计算出最小肩部厚度为4.37mm。

2）前翼、尾翼长度1设计

以往的尾翼接触型电枢，其尾翼长度可与轨道间距保持一致，并根据接触压力分布的结果对1进行微调，使接触压力达到要求，而且压力分布的面积要大，分布位置居于尾翼接触面中心，由于X型电枢具有前后两端尾翼，考虑到需要控制电枢的质量及总长度，1设置为12mm。

3）喉部厚度2设计

考虑到减速阶段存在加速电流、减速电源的电流同时馈入电枢的情形，喉部厚度2应大于尾翼肩部厚度0，同时为了尽量降低电枢整体质量，2可取1.3～1.7倍0。

4）过盈量3设计

过盈量决定了初始接触压力的大小，初始接触压力的基本要求是大于0.01N/A。根据200kA的峰值电流可得到最小接触压力为2 000N，通过仿真接触压力分布、接触面积大小，最终确定3为0.3mm。

5）前翼、尾翼末端厚度4设计

前翼、尾翼末端厚度4的取值主要考虑两个方面的问题。一是尾翼熔化磨损速度，约0.5mm/m，要求电枢出膛时翼的末端仍然有一定厚度剩余，且机械强度能够承受发射过程中枢轨界面的接触压力。EMI的轨道长3m，故熔化磨损厚度约1.5mm，根据接触压力的仿真结果调整4，可确定4为3mm。

2.2 X型电枢的有限元仿真结果

综合考虑计算与设计经验，得到X型电枢的主要参数见表3，使用有限元软件的固体力学模块仿真无电流馈入电枢时的初始应力及接触压力分布，取电枢单边过盈量为0.3mm，假设发生线弹性形变及塑性形变；使用电流模块仿真其瞬态电流密度分布，其接触压力使用固体力学模块仿真结果，仿真加速阶段单独馈入200kA加速电流、减速阶段剩余50kA加速电流及150kA减速电流共同馈入电枢的情形。

表3 X型电枢主要参数的设计结果

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

电枢的初始应力分布云图如图10所示，可以看到应力集中在肩部、喉部及翼的前端，对于该材质的电枢，当应力超过350MPa时将发生塑性形变，而结果显示最大应力值约为440MPa，故肩部、喉部及翼的表面出现少部分塑性形变，电枢主要区域仍处于线弹性形变的范围内，且通过对电枢应力分布进行体积积分，除以电枢体积后获得平均值可得出其平均应力值约为230MPa。初始应力分布表明电枢结构设计合理，整体机械强度满足发射要求，不会发生大范围的塑性形变以减弱电接触。

图10 初始应力分布云图

电枢的初始接触压力分布云图如图11所示，可以看到接触压力主要分布在枢轨接触面的中央，主要接触面呈“沙漏形”。在横向方向上，压强由中心向两侧逐渐增大，在边沿位置取得最大值，约为150MPa；在纵向方向上，接触面中央存在压强最大值，约为80MPa。由于越靠近翼的末端形变程度越大，但越靠近末端其厚度也在减少，导致相同形变下的接触压力减少，最终在纵向方向上的中央部位存在最大接触压强。另一方面，在横向方向上，越靠近边沿电枢形变量越大，故在边沿处取得最大压强。翼的总接触压力为4 465N，满足接触压力设计指标中初始机械过盈接触压力不小于2 000N的要求，且单边过盈量0.3mm的取值能够保证翼在经运动磨损后仍与轨道有较大的机械接触压力，若取值过大则会增加接触压力，使得电枢与轨道间的摩擦力增加，导致发射效率降低、磨损增大。

图11 初始接触压力分布云图

电枢的电流密度分布云图如图12所示。由于电流将沿着电阻值最小的路径通过，在加速阶段电流主要经过路径更短的电枢尾翼，其电流密度与接触压力分布基本一致，电流主要通过接触面的中央区域[30]，最高值为4.07×109A/m2，此时电枢的前翼有少量电流通过，最高电流密度为2.23×109A/m2；在减速阶段，由于加速电源仍有部分残余能量，电枢的尾翼仍有较大电流通过，其电流密度最高值为3.52×109A/m2，而由于加速及减速电源的电流同时馈入电枢前翼，其最高值较加速阶段尾翼的最高值稍有增加，为4.43×109A/m2。仿真表明电流密度分布合理，通流面积较大，满足加速及减速阶段的通流能力要求。

3 X型电枢的发射试验

携带弹丸的X型电枢实物如图13所示，电枢头部通过楔形结构与聚碳酸酯材质的导引连接，导引用于携带弹丸载荷并进一步改善电枢运动轨迹，弹丸设计为子弹形以减少飞行时的空气阻力。为了测试X型电枢的性能，使用液压油缸驱动推杆将电枢装填入EMI的尾端，试验使用的主要测量手段见表4，分别开展电枢发射性能试验、电枢-弹丸分离性能试验。

图13 X型电枢及携带弹丸的实物

表4 测量手段的设置

Tab.4 The measurement method settings

3.1 电枢的发射性能试验

在加速电源馈入EMI后延时触发减速电源，使电枢先加速至预定速度再减速软回收，验证其在加速及减速阶段的电接触性与运动稳定性，试验参数的设置见表5，本次试验结果如图14所示，软回收后的电枢实物如图15所示。

表5 试验参数的设置

Tab.5 The experimental parameter settings

图14 X型电枢的发射性能试验结果

图15 软回收后的电枢

从电源输出波形可以看到加速电源的输出电流峰值达到了165kA，经过4ms延时后触发减速电源，其输出电流的峰值约170kA。

炮口电压表征枢轨界面的电接触状态，当电压超过约20V时开始发生转捩，枢轨界面间产生电弧[19]。本试验的加速阶段中，炮口电压低于10V，电枢与轨道能保持较好的电接触，当=4.0ms时减速电源触发，炮口电压幅值迅速爬升至300V，除触发瞬间外其幅值无高频振荡，表明电枢进入减速阶段后没有发生转捩；在随后的3ms内，炮口电压平均幅值由峰值逐渐减小到20V以下，且电压峰值持续时间仅为1ms，远低于C型电枢约2ms的持续时间。炮口电压信号表明与C型等尾翼接触型电枢相比，在减速阶段，X型电枢的枢轨电接触性能更为良好，仅在减速电源触发瞬间有电弧产生[31]。

B探针通过感应电枢电流产生的磁场变化来测量电枢在膛内的速度变化，且探针信号正负尖峰之间的过零点时刻为电流脉冲到达探针正对位置的时刻[32]，故从图14可以分析出电枢的位置-时间关系曲线，求导后得到电枢的速度-时间关系曲线，可以看到电枢经过2.8ms的加速后达到速度峰值，最高速度约520m/s，随后由于加速电源电流衰减及空气阻力的提高，电枢速度有所降低，在=4.0ms时减速电源触发开始主动减速，最终在=6.6ms时电枢减速至0m/s。图15电枢的实物表明经过软回收后的电枢能够保持完整形貌，各结构清晰、完整表明电枢各参数设计较合理，但其表面覆盖有较多熔铝层，说明电枢经加速及减速两次电流馈入受到了较大的热负荷。

3.2 电枢-弹丸分离性能试验

在验证X型电枢加速、减速过程的良好电接触性及受力驱动性能后，需要进一步开展电枢-弹丸分离试验，测试其受力减速后能否稳定释放所携带的弹丸。

考虑到过大的减速电源电流及转捩电弧产生的热负荷可能会熔化导引、烧蚀弹丸结构，进而阻碍弹丸释放，故在本次试验中采用了较低的减速电源参数，图16为本试验的电源输出电流波形及电枢速度-时间曲线。加速电源的输出电流峰值达到175kA，经过4.5ms延时后触发减速电源，其输出电流的峰值约75kA。电枢经过2.9ms的加速后达到405m/s的速度峰值；在=4.5ms时减速电源触发对电枢进行主动减速，随着减速电流的增大，电枢受到的减速电磁力增加；当=4.7ms时减速电磁力超过分离临界值使得电枢释放弹丸，此时电枢、弹丸速度为358m/s；随后弹丸保持该速度飞行至出膛，而电枢进一步减速至239m/s。

图16 X型电枢-弹丸分离性能试验结果

电枢及弹丸出膛后的飞行画面如图17所示，弹丸结构完整、清晰，射向的准直性良好，能够在将来的托卡马克破裂缓解试验中实现精准注入粒子；出膛画面显示电枢结构完整，未产生严重的转捩电弧烧蚀，进一步说明X型电枢的枢轨界面电接触良好；电枢出膛后，由于电源的能量未被完全耗尽，残余电流以炮口电弧的形式释放，在电枢的尾部产生较大电弧光及杂质等离子体。炮口电弧会烧蚀轨道，降低轨道预期寿命，并产生非必要的杂质等离子体，因此需要探索抑制炮口电弧的手段。

图17 高速相机拍摄的电枢、弹丸出膛后的飞行轨迹

4 结论

托卡马克作为磁约束聚变的装置，在运行过程中可能发生等离子体破裂的问题，而破裂所释放的巨大能量会对装置造成严重破坏。为了抑制等离子体破裂的负面影响，保障人员及装置的安全，为ITER及J-TEXT托卡马克设计了新一代的破裂缓解系统EMI，与以往的破裂缓解系统MGI和SPI相比，EMI具有低响应时间、高注入速度、注入量大等优点。

本文通过分析C型、H型等尾翼接触型固体电枢的结构与功能，结合EMI对电枢发射性能的需求，设计了具有更强运动稳定性、在加速及减速过程均能保持良好电接触的X型电枢，克服了常规固体电枢在减速过程中接触压力减小、电接触性能变差的局限性。

仿真结果显示，X型电枢的接触压力达到要求、压强分布均匀，在尾翼中部达到最大值且接触面较大；电流密度与接触压力分布基本一致，主要通流区域为接触面中央区域，满足通流能力要求；电枢应力集中在肩部及喉部，满足发射过程的机械性能要求。

EMI的发射性能试验结果表明，在峰值165kA的脉冲电流作用下，X型电枢能加速至约520m/s，经过4ms延时后触发减速电源，其电流峰值约170kA，在=6.6ms时减速至0m/s。本试验的炮口电压表明，仅在减速电源触发瞬间有转捩电弧产生，枢轨界面电接触性能良好，且经过软回收后的电枢能够保持完整形貌，各结构清晰、完整。EMI的X型电枢-弹丸分离性能试验表明，减速电源触发后，电枢能与弹丸稳定分离，释放后的弹丸速度达358m/s，且该速度能在提高加速电流后进一步增加。

EMI为下一代大型托卡马克装置上的破裂缓解提供了新型高效杂质注入缓解系统，本文提出的X型电枢具有良好的发射性能，为EMI贡献了一种优良的新型电枢结构及设计方法。EMI在发射过程中仍有部分炮口电弧及额外杂质产生，这会对组件寿命及托卡马克正常放电产生影响，故未来将针对炮口电弧抑制及杂质控制展开研究。

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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

国家重点研发计划（2019YFE03010004）和国家自然科学基金（51821005）资助项目。

2022-06-29

2022-08-08

陈忠勇 男，1978年生，教授，博士生导师，研究方向为托卡马克等离子体破裂及破裂缓解。E-mail：zychen@hust.edu.cn（通信作者）

张维康 男，1998年生，硕士研究生，研究方向为托卡马克破裂缓解及电磁发射。E-mail：m202071656@hust.edu.cn

（编辑 赫蕾）