微管可控充氣技術(shù)研究

余銘銘，李海容，夏立東，陳紹華，陳曉華，尹 劍，溫成偉，王偉偉，張小安，周曉松

(中國(guó)工程物理研究院 核物理與化學(xué)研究所，四川 綿陽(yáng) 621900)

目前慣性約束聚變(ICF)靶丸燃料注入主要采用兩種方式：高壓滲透式和直接注入式。高壓滲透式充氣是利用球殼材料對(duì)氫同位素氣體良好的滲透性能在常溫或高溫下以及高壓環(huán)境(約150 MPa)中擴(kuò)散進(jìn)入靶球[1]，實(shí)現(xiàn)燃料的注入。直接注入式通常采用內(nèi)徑5～10 μm充氣微管在低溫(約20 K)下將燃料以液態(tài)形式直接注入靶球內(nèi)，這種方法也稱為微管充氣法。該方法具有充氣時(shí)間短、充氣壓力低、氚操作量小、安全性高[2]等優(yōu)點(diǎn)，因而在ICF制靶領(lǐng)域備受關(guān)注。

微管充氣法通常采用壓力梯度法[3]和溫度梯度法兩種方式控制燃料注入量和注入速率。壓力梯度法通過(guò)控制氣源端和靶球端壓力差，將燃料液化后注入靶球內(nèi)。隨著燃料的液化和注入，充氣管道內(nèi)壓力梯度將下降，為了維持燃料液化、流動(dòng)所需的壓力梯度，必須不斷補(bǔ)充氣體，因此難以實(shí)現(xiàn)燃料的精確計(jì)量和注入。

本工作采用基于靶室和燃料室溫度控制的溫度梯度法對(duì)燃料注入速率和注入量進(jìn)行控制，實(shí)現(xiàn)燃料的可控注入。并通過(guò)調(diào)整燃料室和靶室溫度，研究溫度梯度對(duì)靶丸內(nèi)燃料注入量的影響規(guī)律。

1 實(shí)驗(yàn)

1.1 實(shí)驗(yàn)裝置

溫度梯度充氣法與壓力梯度充氣法的不同之處在于，前者在充氣管路中增加一燃料室，體積為1.3 mL，燃料室和靶室分別與冷源耦合，結(jié)構(gòu)如圖1所示。

圖1 微管充氣單元裝配示意圖(a)及實(shí)物圖(b)

燃料室布置兩根管路，其中一根管路采用外徑3.2 mm銅管，與系統(tǒng)充氘管路連接；另一根管路采用外徑1.5 mm銅管與靶球充氣管連接。靶室布置兩個(gè)通道，一個(gè)通道用于裝靶，另一個(gè)通道用于靶室充氦以加強(qiáng)靶球與靶室內(nèi)壁換熱。

1.2 實(shí)驗(yàn)條件

充氣前在常溫下將一定量的燃料氣體注入燃料室內(nèi)，并關(guān)閉氣源閥門(mén)，使燃料室、管路和靶球形成封閉體系。充入燃料室的燃料量可根據(jù)燃料室體積、靶球內(nèi)徑(800 μm)、目標(biāo)冰層厚度(400 μm)、氣液平衡壓計(jì)算得出。由于靶球體積、燃料室與靶球之間管路體積之和僅為燃料室體積的5%，因此可忽略充氣管內(nèi)和靶球內(nèi)的燃料氣體，僅考慮靶丸內(nèi)氘冰和充氣前后燃料室內(nèi)氣體量。燃料在常溫下注入燃料室后，由于氣體壓力不高，可根據(jù)理想氣體狀態(tài)方程計(jì)算出燃料的初始注入量；根據(jù)冰層體積和冰層密度可計(jì)算出靶球內(nèi)注入的燃料量(V/ρ)；根據(jù)充氣結(jié)束時(shí)燃料室溫度以及靶球所處溫度的氘平衡壓，可查得氘在此條件下的壓縮系數(shù)Z=pV/RT≈1[4]，因此通過(guò)理想氣體狀態(tài)方程結(jié)合燃料室體積可計(jì)算出燃料室內(nèi)剩余燃料量。根據(jù)充氣前后物料平衡可得：

(1)

式中：pf為燃料室內(nèi)初始氘氣壓力，MPa；Tf為燃料室內(nèi)初始氘氣溫度，300 K；Vre為燃料室體積，1.3 mL；Vl為靶球內(nèi)氘冰體積，0.27 μL；ρs為三相點(diǎn)附近氘冰密度，20.44 mL/mol[5]；pr為燃料室內(nèi)最終氘氣壓力，2.40×104Pa[4]；Tr為燃料室內(nèi)最終氘氣溫度，75 K。

根據(jù)式(1)可算出燃料室中初始充氣壓力為：

(2)

根據(jù)計(jì)算結(jié)果，于常溫下向燃料室內(nèi)注入0.13 MPa氘氣，關(guān)閉氣源閥門(mén)，充氣過(guò)程為：1) 燃料室和靶室溫度同時(shí)降溫至19.5 K；2) 保持靶球恒溫，加熱燃料室至70 K；3) 燃料室在70 K保持恒溫；4) 將靶球快速降溫至三相點(diǎn)下1.5 K封堵充氣管。

靶室和燃料室溫度降至30 K后開(kāi)啟背光成像檢測(cè)裝置，獲取靶球及充氣管末端圖像。

2 結(jié)果與分析

2.1 初始充氣壓力對(duì)燃料注入過(guò)程的影響

由于初始燃料注入壓力采用燃料室體積(1.3 mL)通過(guò)式(1)計(jì)算得出，系統(tǒng)中存在管路、接頭等死體積(2.3 mL)，此外常溫壓力測(cè)量部分體積為5.3 mL，導(dǎo)致燃料實(shí)際注入量大于理論注入量。

根據(jù)理論計(jì)算值可知需向燃料室中充入氘氣0.13 MPa，當(dāng)溫度降至19.5 K時(shí)，氘氣壓力為8.5 kPa，而此溫度下氘氣飽和蒸汽壓為24 kPa，因此靶室和燃料室內(nèi)不會(huì)出現(xiàn)液氘，即燃料不會(huì)注入。實(shí)驗(yàn)中，靶室溫度降至19.5 K時(shí)，氘氣壓力為32 kPa，靶球充氣管內(nèi)出現(xiàn)液氘，并注入靶球內(nèi)，說(shuō)明燃料室內(nèi)初始燃料注入過(guò)量。靶室和燃料室一旦出現(xiàn)液氘，在燃料室升溫過(guò)程中，將發(fā)生相變，壓力變化速率增大，難以實(shí)現(xiàn)可控注入。

為了實(shí)現(xiàn)燃料的可控注入，需降低燃料初始注入量，即降低充氣壓力。避免燃料室和靶室溫度降至19.5 K時(shí)，由于氘氣壓力高于飽和蒸汽壓而出現(xiàn)液氘。為了降低系統(tǒng)死體積對(duì)充氣過(guò)程的影響，以理論計(jì)算值為基準(zhǔn)降低初始充氣壓力，不同初始?jí)毫Φ碾畾庠诮禍剡^(guò)程中的壓力變化曲線如圖2所示。

圖2 氘氣壓力隨燃料室溫度的變化

由圖2可知，當(dāng)氘氣降至相同溫度時(shí)，其壓力隨初始?jí)毫Φ慕档投档?。?dāng)初始?jí)毫?6 kPa、溫度降至19.5 K時(shí)，氘氣壓力為23 kPa，低于飽和蒸汽壓，滿足充氣條件；當(dāng)初始?jí)毫?9 kPa、溫度降至19.5 K時(shí)，氘氣壓力為18 kPa，由于受系統(tǒng)死體積影響，當(dāng)燃料室加熱至75 K時(shí)，氘氣壓力也無(wú)法達(dá)到飽和蒸汽壓，即初始?xì)怏w壓力太低，無(wú)法將氘氣液化。因此在本實(shí)驗(yàn)裝置上，向燃料室內(nèi)注入滿足實(shí)驗(yàn)要求的氘氣初始?jí)毫?6 kPa。

2.2 靶室溫度對(duì)注入過(guò)程的影響

由式(2)可知，燃料注入量與靶室溫度密切相關(guān)，因?yàn)榘惺覝囟葲Q定氘氣液化溫度，氘氣液化溫度決定液化時(shí)的氣體壓力，而氣體壓力直接由燃料室溫度決定。因此研究了相同條件下靶室溫度對(duì)燃料注入過(guò)程的影響。燃料開(kāi)始以液態(tài)注入時(shí)和注滿時(shí)對(duì)應(yīng)的燃料室溫度隨靶室溫度的變化如圖3所示。

圖3 燃料室溫度隨靶室溫度的變化

由圖3可知，隨靶室溫度的升高，燃料注入時(shí)和注滿時(shí)對(duì)應(yīng)的燃料室溫度均升高，同時(shí)開(kāi)始注入時(shí)和注滿時(shí)對(duì)應(yīng)的燃料室溫差也逐漸增大；當(dāng)靶室溫度升至20.5 K和21.0 K時(shí)，燃料室溫度升至45 K，未觀察到燃料的液化以及注入。說(shuō)明靶室溫度顯著影響燃料的注入過(guò)程，靶室溫度越低，氘氣液化壓力越低，液氘開(kāi)始注入及注滿時(shí)相應(yīng)燃料室溫度越低，相同升溫速率下，氘氣液化越快，即注入越快；靶室溫度越高，液氘開(kāi)始注入時(shí)和注滿時(shí)相應(yīng)燃料室溫度越高，氘氣液化越困難。

靶室溫度過(guò)低，氘氣液化較快，燃料注入難以控制；靶室溫度過(guò)高，燃料難以液化。在本實(shí)驗(yàn)條件下，燃料注入時(shí)靶室控溫至19.5 K較適宜。

2.3 燃料室溫度對(duì)注入過(guò)程的影響

當(dāng)靶室溫度和燃料室溫度降至19.5 K時(shí)，此時(shí)氘氣壓力為23 kPa，低于飽和蒸汽壓，未出現(xiàn)液氘。靶室恒溫，且以0.5 K/min加熱燃料室至19.8 K時(shí)，氣體壓力升高達(dá)到飽和蒸氣壓，在靶室與充氣管接觸處出現(xiàn)液氘，隨著溫度進(jìn)一步升高，壓力繼續(xù)增大，在壓力梯度的推動(dòng)下將燃料注入靶球內(nèi)；當(dāng)燃料室溫度升至27.0 K時(shí)，靶球注滿。注入過(guò)程背光成像照片如圖4所示。

圖4 燃料注入過(guò)程背光成像照片

通過(guò)式(1)可得冰層體積為：

(3)

由幾何關(guān)系可得冰層體積為：

(4)

式中：rc為靶球內(nèi)半徑；Lthk為冰層厚度。聯(lián)立式(3)和(4)可得：

(5)

根據(jù)式(5)可獲得充氣過(guò)程中燃料注入量(等效冰層厚度)隨燃料室溫度的變化關(guān)系(圖5)。

由圖5可知，當(dāng)靶室溫度恒定時(shí)，燃料注入量與燃料室溫度存在一一對(duì)應(yīng)關(guān)系，即通過(guò)控制燃料室溫度可準(zhǔn)確控制燃料注入量。實(shí)驗(yàn)證明，在充氣過(guò)程中，當(dāng)燃料室加熱至某溫度且恒溫時(shí)，燃料停止注入，氣體壓力先升高后降低，最后穩(wěn)定于24 kPa，即靶球所處溫度下的飽和蒸汽壓。

圖5 燃料注入量隨溫度的變化

3 結(jié)論

采用基于燃料室和靶室獨(dú)立控溫的溫度梯度法實(shí)現(xiàn)了燃料的可控注入，并研究了燃料初始注入量、靶室溫度和燃料室溫度對(duì)燃料注入過(guò)程的影響。結(jié)果表明：

1) 受系統(tǒng)死體積影響，為防止氘氣在燃料室內(nèi)液化需降低初始充氣壓力，當(dāng)氘氣壓力由理論計(jì)算值降至86 kPa時(shí)，溫度降至19.5 K，氘氣壓力恰好低于飽和蒸汽壓，有利于控制燃料注入。

2) 靶室溫度過(guò)低，氘氣液化較快，燃料注入難以控制；靶室溫度過(guò)高，燃料難以液化。本實(shí)驗(yàn)條件下，燃料注入時(shí)靶室控溫至19.5 K較適宜。

3) 靶室恒溫后，燃料注入量與燃料室溫度存在一一對(duì)應(yīng)關(guān)系，燃料室溫度直接決定燃料注入量，因此采用該方法可提高燃料注入精度。

參考文獻(xiàn)：

[1] SANGSTER T C, BETTI R, CRAXTON R S. Cryogenic DT and D2targets for inertial confinement fusion[J]. Physics of Plasmas, 2007, 14: 058101.1-058101.10.

[2] SANCHEZ J J. Conceptual design of low pressure, 300 K fill system for ignition target capsules with micron size fill tubes,UCRL-TR-155608[R]. Livermore, CA: LLNL, 2003.

[3] 謝端,畢鵬,王凱,等. 紅外光熱效應(yīng)在球形冷凍靶燃料冰層均化中的應(yīng)用[J]. 強(qiáng)激光與粒子束,2013,25(S0):77-80.

XIE Duan, BI Peng, WANG Kai, et al. Application of thermal effect of infrared light to forming uniform DD layers in spherical cryotarget[J]. High Power Laser and Particle Beams, 2013, 25(S0): 77-80(in Chinese).

[4] 陳國(guó)邦，包銳，黃永華. 低溫工程技術(shù)數(shù)據(jù)[M]. 北京：化學(xué)工業(yè)出版社，2006.

[5] MARTIN M, GAUVIN C, CHOUX A, et al. The cryogenic target for ignition on the LMJ: Useful tools to achieve nominal temperature and roughness conditions of the DT solid layer[J]. Fusion Sci Technol, 2006, 49: 600-607.