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The physical process of tokamak plasma spans a large space-time scale, and the main physical processes differ widely in different spatial regions (such as core, pedestal, scraping-off layer, divertor region), so it is necessary to adopt the integrated modeling method to analyze the physical problems on a global multi-space-time scale. In order to study in depth the transport and confinement during the steady-state or ramp-up of the tokamak discharging experiment, it is necessary to use a variety of physical programs to carry out integrated simulation research and physical analysis. Based on the OMFIT platform, in this paper the integrated simulation verification and analysis of the shot #37012 are conducted, which is a high-
β discharge experiment on HL-2A device and verifies the reliability and applicability of those programs. In this process, the experimental parameters are checked and supplemented by selecting appropriate models. The simulation results after evolution are consistent with the experimental results. On this basis, we use the TGLF model to analyze the linear electrostatic drift wave instability in the core region. The reason for the improvement of the H-mode confinement by NBI off-axis heating is that the ETG instability in the NBI power deposition region is suppressed. The transport is dominated by ITG instability in the internal transport barrier (ITB), and the transport is reduced to the level of neoclassical transport.-
Keywords:
- magnetic confinement fusion /
- HL-2A /
- High-β /
- H mode
1. 引 言
近几年, 全世界范围内卫星行业都发生了深刻的变革. 2005年以来, 随着微纳卫星技术逐渐成熟, 国际上出现大量微纳卫星[1]. 推广微纳卫星技术的关键因素之一是发展推进系统, 它可以使日益复杂的姿态控制和轨道控制任务成为可能[2,3]. 电推进比冲比冷气和化学推进的比冲大, 满足小卫星轨道定位和维护的任务需求. 但是电推进使用的传统工质氙气存在一些不足, 主要表现为两个方面: 一个是价格昂贵; 另一个是储存在超临界状态的加压储罐中[4]. 因此, 研究氙气的替代工质具有重要意义, 替代工质需要满足方便存储、易电离、无毒和价格低廉等要求. 固体碘易于实现高密度存储、价格低廉、易升华. 碘蒸汽以分子形式存在, 解离能非常低, 电离能和原子质量与氙原子大致接近. 国际上研究发现两种工质放电特性接近[5–9]. 因此, 碘工质是氙气的优良替代工质, 具有极大的研究价值.
由于碘工质电推进具有一系列优点, 欧美国家纷纷提出了在轨验证计划. 2020年末, 法国ThrustMe公司首次实现碘工质电推进系统在轨实验验证, NPT-30在34—66 W的功率下产生了0.25—1.25 mN推力, 并将在轨数据发表在Nature杂志上[10]. 意大利商业航天公司研制了REGULUS碘工质电推进系统, 采用磁增强等离子体推进器在50 W功率下产生了0.6 mN推力. REGULUS集成在UniSat-7上, 并于2021年3月在联盟–2运载火箭上发射[11–13]. 美国NASA, Busek公司和美国空军研究室实施了用于12 U小卫星的ISAT项目, 采用BHT-200碘霍尔推力器提供10 mN左右的推力[14,15]. Busek公司研制出碘工质BIT-3射频离子推进系统, 在56—80 W输入功率下, 产生0.66—1.24 mN推力. 该系统应用在6 U 立方体卫星项目, 搭载于NASA SLS EM-1, 并于2022年11月发射上天[16]. 中国纳飞公司研制的碘工质射频离子电推进系统在2022年2月成功入轨, 实现了0.3—12 mN推力范围覆盖[17]. 当前研究的推力器推力主要在mN量级, 缺少微纳卫星需要的μN级推力器. 基于碘工质微牛级电推力器日益迫切的需求, 需要针对性开展工作, 设计合理的碘工质等离子体放电装置, 验证方案可行性, 解决当前缺少小功率低成本微纳卫星推进系统的问题. 现有可以产生碘等离子体的装置主要有激光诱导碘等离子体源、碘辉光放电灯、碘射频感性耦合等离子体源、碘埃文森微波谐振腔等[18–21]. 电子回旋共振(electron cyclotron resonance, ECR)等离子体源以其无需内电极、低气压电离、等离子体密度较高和结构紧凑等优点广泛应用于电推进装置中[22–24]. 因此, ECR放电技术适用于μN级推进, 但未见小功率碘工质ECR等离子体源的报道.
ECR等离子体源种类有很多, 主要以氙气、氩气、氨气和水等作为工质, 因此很多结构不耐碘腐蚀. 4种典型结构如图1所示, 图1(a)的变压、闭腔碘微波放电灯是一种埃文森微波谐振腔[25]; 图1(b)中, 大气压微波等离子体炬是圆柱形和同轴谐振腔的组合[26]; 图1(c)中μ1型ECR放电腔为内径20 mm的圆柱形. 推力器底部装有两个环形永磁体, 产生4.20 GHz ECR所需的0.15 T磁场区域, 并形成抑制电子损失的磁镜. 推力器工作时将微波功率注入腔室产生等离子体, 等离子体阻抗与设计的微波传输网路阻抗接近, 不需另外安装匹配器[27].
![图 1 微波等离子体源原理图[25–28] (a)埃文森微波谐振腔; (b)常压微波等离子体炬; (c) μ1微型离子束源; (d) ECRA推进器\r\nFig. 1. Schematic diagram of the microwave plasma source[25–28]: (a) Evanson microwave resonant cavity; (b) atmospheric pressure microwave plasma torches; (c) μ1 miniature ion beam source; (d) ECRA thruster.](/fileWLXB/journal/article/wlxb/2023/22/PIC/22-20230785-1.png)
图1(d)是ONERA开发的一种磁喷嘴ECR推力器(electron cyclotron resonance thruster developed at ONERA, ECRA). 2.45 GHz微波通过同轴线注入, 同轴线终点是一个开放的同轴腔. 推进剂被注入到这个腔中, 并被微波功率电离. 所需磁场由位于腔体后部的环形永磁体产生, 2.45 GHz ECR层位于腔内[28]. 综合来看, 谐振腔结构导致碘只与耐腐蚀材料接触, 增强等离子体源耐腐蚀性. 会切型磁场可以控制等离子体空间分布, 减少结构材料溅射并形成ECR层以促进电离. 因此, 应用于电推进的碘工质ECR等离子体源需要在谐振腔结构和会切型磁场基础上开展设计.
等离子体源的设计基于当前技术相对成熟的ECRA 推力器, 采用会切型磁场和有利于低功率击穿的谐振腔结构以适应小功率工况. 储供系统采用多孔碳化硅材料提高碘块的导热性, 实现更均匀的温度分布和更快的启动时间, 并且改进流量标定方法, 提升流量数据精度. 实验结果表明, 碘工质储供系统具备均衡稳定的输出特定流量碘蒸汽的能力, 在国际上首次实现应用于电推进的碘工质ECR等离子体源放电, 并得到低流量和高流量下放电不稳定原因. 另外, 谐振腔结构提高了等离子体源耐腐蚀性, 延长了寿命. 第2节介绍碘工质等离子体源及储供系统的设计; 第3节介绍真空罐和探针等实验装置; 第4节介绍结果并讨论; 第5节是结论.
2. 电推进系统
小功率碘工质谐振腔ECR等离子体源由去掉阳极的低功率会切场推力器和同轴谐振器组成, 同轴谐振器与推力器底部的放电通道连接, 如图2所示. 低功率会切场推力器通道直径为6 mm, 长度为15 mm. 会切型磁场由两块磁铁产生, 一块为内径、外径和高分别为8, 16和4 mm的空心圆柱. 另一块是外径和高分别为16 mm和8 mm的变内径空心圆柱. 内芯斜面一端内径为8 mm, 另一端为11 mm. 采用居里温度为250 ℃的SmCo磁体, 保证放电稳定性. 由FEMM计算得到的磁感应强度分布及拓扑如图3所示. 会切磁场的横向磁场具有降低带电粒子输运的约束作用, 减少了等离子体壁损失. 在通道中心附近和通道进出口两端出现多个磁感应强度为0.0875 T的区域, 形成ECR层以促进小功率工况放电. 同时, 在通道出口外形成典型的磁喷嘴, 陶瓷通道有一定倾角以匹配磁喷嘴. 选用微波频率2.45 GHz的同轴谐振器, 并使用了SMA连接器来接收来自同轴传输线的微波. 谐振腔一端短路, 另一端开路, 空腔的长度是1/4波长的奇数(本文中选λ/4). 1/4波长谐振腔内部空间为中空梯形圆柱, 下底直径为20 mm, 上底直径为13.1 mm, 中空内芯直径为7.2 mm, 高为26.8 mm. 谐振器的输入阻抗Zin取决于输入端口的位置, 由短路传输线和开路传输线的并联阻抗:
图 2 ECR等离子体源实物图(a)及原理图(b)Fig. 2. Photo of microwave plasma source (a) and schematic diagram (b).Zin=Z1∥Z2=Z0[1tanh(jkl1)+tanh(jkl2)]−1≈Z0{(αl1sin2(βl1)+αl2cos2(βl2))+j[−cot(βl1)+tan(βl2)]}−1, (1) 其中, Z0为同轴传输线的特性阻抗, j为虚数, l1为供给点到短路端口的距离, l2为从供给点到开口处的距离, α为衰减常数, β = 2π/λ是同轴线的相位常数, k = β – jα为复传播常数或波数. 本文中, l1, l2分别为6.8 mm和20 mm.
当微波功率为16 W、频率为2.45 GHz时, 由COMSOL计算的放电腔微波电场和磁感应强度分布如图4所示. 由图4中ECR层处微波电场垂直分量(E⊥)分布结果可知, 强电场区域刚好与会切场通道入口端0.0875 T磁场强度区域相交, 通道中存在约15000 V/m的微波电场垂直分量, 因此是击穿、低功率放电的电子加热区. 微波电场与磁场方向夹角为锐角, 存在寻常波(ordinary wave, O波)和非寻常波(extraordinary wave, X波), 从而会导致放电模式转变[29]. 本文也将在第4节结合实验结果针对此问题进行分析. 调整腔体的几何设计实现在所有工况下反射微波功率在1.5 W以内, 传输线的微波功率传输效率约为67.8%[30]. 在采用共振腔结构时, 天线不与碘接触, 由此解决了腐蚀问题.
图 4 ECR层中微波电场垂直分量(E⊥)的分布图. 图中白线表示磁场线, 黄色箭头表示微波电场线Fig. 4. Distribution diagram of microwave electric field vertical component (E⊥) in ECR layer. The white lines represent magnetic field lines and the yellow arrows represent microwave electric field lines.碘工质ECR等离子体源无法单独工作, 需要配备一个可以稳定输出特定流量的碘工质贮供系统. 因此, 碘工质等离子体源系统由小功率碘工质谐振腔ECR等离子体源和碘工质储供系统两部分组成, 如图5所示. 碘工质贮供系统的主要作用是提供均衡稳定的高精度碘蒸气流量, 如图6所示. 工作原理是通过控制碘罐以及节流装置温度控制碘单质的升华, 从而实现流量控制. 1U碘罐具有单独加热器实现精确独立温控, 同时配备3个测温点实时监控碘罐温度分布, 便于后续优化设计. 碘罐内部导热材料选用耐碘腐蚀、导热性高、孔隙率大并且强度适中的95%孔隙率多孔碳化硅材料. 碘罐上面的压力传感器测量碘罐内压力, 通过温度以及压力明确碘蒸气状态, 从而作为流量控制的反馈型号去调节流量. 电磁阀主要用于紧急开闭以及防止碘工质泄露, 过滤器清除杂质, 流量监测部分检测流量. 由于这3个部件对流量影响不大, 不需要精确温控, 只需温度高于碘罐10 ℃左右以避免碘冷凝沉积. 节流装置单独温控, 通过控制气体黏度实现流量精细控制. 压力测量装置、电磁阀、过滤装置均采用耐腐蚀材料. 加热器件选用聚酰亚胺加热膜, 测温器件采用热电偶, 温度控制采用PID控制器.
图 6 碘工质贮供系统实物图(a)和流量标定示意图(b)Fig. 6. Physical picture of iodine feed system (a) and schematic diagram of flow calibration (b).3. 实验装置
考虑到碘工质具有常温易沉积和腐蚀性强的特性, 针对这两点开展真空系统设计. 真空罐内径400 mm, 长度800 mm, 侧面采用耐腐蚀的石英玻璃. 抽气系统为扩散泵和机械泵组合抽气, 真空度可以达到10–3 Pa, 如图7所示.
碘蒸气具有强腐蚀和易沉积的特点. 因此常用的分子泵不适合, 碘会沉积在管道以及叶片上, 脱落的碘粉末颗粒会对叶片造成很大的损伤, 甚至无法工作. 扩散泵具有特殊的抽气原理, 碘可以溶于扩散泵油, 腐蚀和沉积的特性不会对性能产生巨大的影响. 综合分析成本、性能和安全性发现油扩散泵是目前最佳选择. 根据真空罐尺寸以及真空度要求, 扩散泵选择了KT盘铜管泵, 型号K-200T.
一些电气参数, 包括探针收集到的离子电流, 储供各部位加热电流, 加热电压, 温度参数等, 由YOKOGAWA DL350 scope corder录波仪和温度记录仪(GRAPHTEC midi logger GL840)测量. 供电系统由一个2.45 GHz微波电源提供微波, 3个50 V/10 A Rainworm DC power supply提供偏置电压, 一个Kingrang KR-1000-01 1000 V/0.1 A可编程线性直流电源. LDC-0000/3000-025-NM-V30负载负责吸收反射功率, 搭配环绕器保证反射功率都流入负载而不是电源. Guan ge communication QOH-30-2.45/4.25-N耦合器的耦合度是30 dB. 100 mW量程的Ys11801功率计接在耦合器的耦合端口上, 读取功率计示数再乘以1000可以得到耦合器输出端口的功率.
采用法拉第探针和阻滞电势分析器(RPA)探针对羽流进行了测量. 法拉第探针的屏蔽外壳与离子接收端面齐平, 二者间隙小于此处等离子体的德拜长度. 由于具有相同的负偏置电压, 屏蔽外壳能够有效屏蔽接收极侧面的离子电流. 因此探针对离子电流的有效接收面积为探针内芯离子接收端面的面积. 为了得到足够大的接收极电流, 在外电路中接入198 kΩ的电阻, 通过测量采样电阻两端电压信号计算电流. 法拉第探针可以在羽流区沿预定轨迹运动, 得到羽流区的离子电流密度分布. RPA探针包含4层栅网: 第1层栅网处于悬浮状态, 其作用是降低等离子体振荡, 保持探针对离子电流的稳定接收; 第2层栅网处于负偏置状态, 它能够阻挡电子通过栅极, 只允许离子进入探针接收通道; 第3层栅网为离子阻滞栅, 偏置电压设置为从0 V线性增大到1.3倍阳极电压, 作用是滤除低于栅极电势对应能量的离子; 第4层栅网与第2层栅网处于同一负偏置状态, 其作用是消除二次电子给收集电流带来的干扰. 通过接收极的伏安特性曲线可得到离子能量分布的信息. 它们安装在15 cm长的摆臂上, 都有直径为5 mm的收集器. 两个探头的偏置电压为–30 V. 图8为探头诊断电路和探头位置示意图. 等离子体源的工质利用率为
图 8 探针诊断电路和探针位置示意图, 其中包括法拉第探针和RPAFig. 8. Probe diagnostic circuits and schematic view of the probe positions, including a Faraday probe and RPA.ηm=MiIi/(e˙ma), (2) 其中, Mi是离子质量, e是电子电荷,
˙ma 是质量流率. Ii是总离子电流:Ii=πR2∫π/2−π/2j(θ)|sin(θ)|dθ, (3) 其中, R是摆臂长度, θ是与推力器轴的角度, j(θ)是离子电流密度分布函数, 这是用法拉第探头测量的等离子体参数.
4. 结果与讨论
推力器成功点火的前提是具备可以输出特定稳定流量的贮供系统. 首先对储供系统的传热特性进行实验研究, 然后开展流量标定实验, 分析误差来源. 通过逐步迭代, 最终得到符合实验需求的流量参数范围. 在加热实验时加热片温度在100—200 ℃范围内波动, 但碘罐各关键部位能快速达到设定温度. 加热45 min各关键部位均达到设定100 ℃, 达到常用的60 ℃仅需20 min, 并且温度达到平衡后控温点温度波动小于0.3 ℃, 其余部位温度波动均在2 ℃以内. 实验验证发现, 这些局部温度差异导致的流量变化可以忽略不计. 标定方案优化后, 质量流量误差控制在5%以内. 图9给出了依据实验数据拟合出来的碘罐温度与质量流量关系拟合曲线.
运用研制好的碘工质储供系统与碘ECR等离子体源开展耦合放电实验. 等离子体源成功点火, 在国际上首次实现了应用于电推进的碘工质ECR等离子体源放电, 验证了碘工质ECR电推进的可行性, 推力器放电照片如图10所示. 在此基础上, 探究了推力器的点火范围, 并对等离子体源的电离加速特性进行研究.
图 10 碘工质ECR等离子体源放电图像Fig. 10. Image of iodine propellant microwave plasma source discharge.在碘工质放电实验探究中, 可变参数主要是质量流量和微波功率. 在变流量实验中发现, 碘罐温度低于65 ℃ (对应0.52 mg/s)时羽流闪烁, 即放电不稳定. 而碘罐温度高于75 ℃ (对应0.82 mg/s)时推力器性能急剧下降. 在变功率实验中发现, 微波功率低于6 W会导致放电不稳定甚至熄火, 高于10 W微波导线和推力器过热. 因此, 选择的实验研究参数区间为碘质量流量0.52—0.82 mg/s、微波功率6—10 W. 从图4磁场线(白线)和微波电场线(黄色箭头)分布可以看出, 大部分区域微波电场与磁场方向夹角为锐角, 因此同时存在O波电子等离子体共振加热和X波ECR加热两种模式[29]. 在低流量、低功率下, 通道中心部位微波电场与外磁场平行的分量较大, 等离子体主要由O波激发. 当等离子体密度到达O波截止密度时, 会产生O波电子等离子体共振层. 电子加热及微波功率吸收在电子等离子体共振层中均获得局部增强, 因此微波电场在该共振层中快速衰减, X波对应电离占比下降. 局部增强的电子加热和微波功率吸收也导致共振层气体工质温度上升, 中性粒子密度降低, 等离子体密度降低. 当等离子体密度低于O波截止密度时, X波对应电离占比再次提升, 等离子体密度增加, 羽流变亮. 振荡过程中微波电源增益不变, 气体温度、等离子体密度和等离子体阻抗变化, 微波功率变化. 法拉第探针与等离子体源轴线夹角为0°时, 收集到的离子电流密度振荡频率为50 Hz, 如图11(a)所示. 羽流闪烁过程的图像如图11(b)所示, 羽流大小和明亮程度都在周期性变化. 在高流量下, 闪烁消失是因为流量增大, 气压升高, 电子-中性粒子碰撞频率增大, O波吸收增加, 但X波吸收减弱, 放电由O波放电主导, 放电由此稳定.
图 11 在低流量低功率下, 等离子体源羽流闪烁过程 (a)离子电流密度随时间变化; (b)羽流闪烁过程的图像Fig. 11. Plasma source plume scintillation process at low flow and low power: (a) Change of ion current density with time; (b) image of plume scintillation process.为探究等离子体源的电离特性, 选择在微波功率10 W下开展变流量实验. 观察图12离子电流密度分布数据发现, 随着流量增加, 离子电流密度峰值越来越小, 各个角度下的离子电流密度也变小. 因此, 随着流量增大, 离子电流密度分布更加均匀的同时各角度数值也变小. 由图13流量与工质利用率关系可知, 随着流量从0.52 mg/s增加到0.82 mg/s, 工质利用率从5.2%降到了0.8%. 两组数据均说明随着流量增大, 碘工质电离率越来越低, 其原因主要有以下3点. 1) 随着流量的增大, 电子密度升高, 电子加热区靠近壁面. 从而电子损失增大, 等离子体产生效率降低. 2) 流量过大时, 电子与内壁面的碰撞损失会显著增加. 在强碰撞条件下, 带电粒子横越磁场的输运系数增大, 造成了高壁损失. 壁面损失的能量并未用来电离中性气体, 最终导致电离率下降. 3) 碘是双原子分子并存在电负性, 因此大流量下气压增大, 电子温度降低, 电子附着反应速率增高, 并且电离和加速过程中碘易发生离解和复合影响电离加速过程.
为探究等离子体源加速特性, 选择在微波功率10 W下开展变流量对比实验. RPA置于等离子体源轴线上测量, 得到离子能量分布(图14), 并且在流量0.52 mg/s下开展变微波功率实验, 得到离子能量分布(图15). 分析数据发现, 改变流量和微波功率对离子能量分布影响不大, 离子能量分布峰值在18—24 eV之间. 对比发现, 碘离子能量峰值远低于ONERA的ECRA的离子加速结果. 原因是高气压下会切场入口端的O波截止层吸收微波, 减少从谐振腔传播到会切型磁场ECR区域的微波, 从而导致会切场区域ECR层电离很弱, O波电子等离子体共振加热占据主导地位. 后续研究将重新设计结构, 减少O波截止层对放电的影响, 导致放电主要由ECR维持.
为获得全面的离子能量分布特性, 对RPA探针与推力器出口夹角0°—90°范围内开展间隔5°的测量. 在微波功率为10 W、流量为0.52 mg/s的情况下, 得到0°—90°内的时间平均离子能量角分布如图16所示. 分析实验数据发现, 离子能量分布峰值在25 eV左右. 这种现象是由磁喷嘴在通道出口处加速离子产生的. 原理是当上游产生的等离子体在下游磁性喷嘴区域膨胀时, 会形成双极性电场, 确保正离子和电子的等量电流离开推力器, 这些电场加速离子产生推力. 另外, 观察数据发现羽流区很大的角度范围内均存在高能离子, 并且实际放电图像显示等离子体源在碘工质条件下的羽流是个椭球形. 因此磁喷嘴在碘工质下的聚焦效果不好, 将来需要提升束流效果以满足电推进设计需求.
图 16 在微波功率为10 W、质量流量为0.52 mg/s的条件下, 0°—90°内的时间平均离子能量角分布图Fig. 16. Contour maps of the time-averaged ion energy angle distribution from 0 to 90° with a 10 W MW power, and 0.52 mg/s mass flow rate.谐振腔和会切型磁场的搭配设计导致碘与天线等易被腐蚀部件隔绝, 并且减少了等离子体与推力器壁面之间的碰撞, 从而大大延长了推力器的寿命. 经过累计20 h的放电实验后, 发现推力器没有明显损伤. 因此碘工质等离子体源具有很大的研究价值, 将来有望研制出适用于微纳卫星的小功率碘工质ECR电推进系统.
5. 结 论
本文首次实现电推进等离子体源利用ECR电离碘工质, 证实了小功率碘工质ECR电推进系统的可行性. 微波通过同轴谐振腔引入通道, 促进了碘工质点火的同时也提高了耐腐蚀性. 会切型磁场扩大了ECR区域, 导致微波被更加充分地吸收. 储供系统采用多孔碳化硅促进碘块导热, 并优化了标定方法提升了流量精度. 进行了储供系统的传热和标定实验, 并对等离子体源的羽流进行了诊断, 得出了以下结论.
1)碘罐内填充碳化硅多孔材料后, 不添加碘工质的情况下20 min就可以达到60 ℃, 并且各部位温度分布相对均匀. 标定方案优化后, 质量流量误差控制在5%以内.
2)放电区间探究实验发现, 碘质量流量0.52—0.82 mg/s、微波功率6—10 W的范围内等离子体源可以稳定放电. 小功率低流量下羽流闪烁是由寻常波电子等离子体共振加热和非寻常波ECR加热模式之间的转化引起. 高流量下性能变差是由电子损失、壁面损失和碘工质电负性引起. 后续研究应着重于减少O波截止层对放电的影响, 使放电主要由ECR维持.
3)同轴谐振腔和会切型磁场搭配的设计, 导致碘蒸气全程只与石英玻璃管和陶瓷通道接触, 从而能保护铜制天线、永磁铁和不锈钢等易被腐蚀材料. 经过累计20 h的放电实验后, 发现推力器没有明显损伤.
综上所述, 小功率碘工质ECR电推进方案是可行的. 为了改善电离加速特性以及寿命, 我们将在未来的工作中对磁拓扑结构、几何参数和谐振腔结构进行优化.
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图 1 OMFIT芯部等离子体剖面集成模拟流程图
Figure 1. The integrated simulation workflow of core plasma with OMFIT.
图 2 第37012炮放电参数 (a) 等离子体电流
Ip ; (b) 等离子体储能WE ; (c) 归一化比压βN 和极向比压βp ; (d) 线平均电子密度¯ne ; (e) NBI加热功率; (f)Dα Figure 2. The dischargement parameters of the shot #37012: (a) Plasma current
Ip ; (b) stored energyWE ; (c) normalized betaβN and poloidal betaβp ; (d)line-averaged electron density−ne ; (e) NBI heating powerPNBI ; (f)Dα .
图 3 第37012炮在1020 ms时的(a)离子温度和(b)旋转速度剖面
Figure 3. The ion temperature profile (a) and rotation profile (b) of the shot #37012 at the 1020 ms.
图 4 第37012炮在1020 ms时的电子密度剖面处理
Figure 4. The treatment of electron density profile of the shot #37012 at the 1020 ms.
图 5 第37012炮在1020 ms时得到的电子温度剖面
Figure 5. The profile of electron temperature of the shot #37012 at the 1020 ms.
图 6 集成模拟计算中各物理量的多次迭代收敛性 (a1), (b1), (c1) 迭代前后对比; (a2), (b2), (c2) TGYRO计算点的收敛过程
Figure 6. The astringency of each physical quantity in the integrated simulation: (a1), (b1), (c1) The comparison between before and after the iteration; (a2), (b2), (c2) the convergence process of the TGYRO calculating points.
图 7 第37012炮在1020 ms时刻的各成分电流剖面
Figure 7. The current profiles of each composition of the shot #37012 at the 1020 ms.
图 8 第37012炮在1020 ms时刻剖面的模拟结果与实验结果对照 (a) 压强剖面; (b) 电子密度剖面; (c) 离子温度剖面; (d) 安全因子
q 剖面Figure 8. The experiment and simulation profiles comparation of the shot #37012 at the 1020 ms: (a) Pressure; (b) electron density; (c) ion temperature; (d) safety factor
q .
图 9 NBI能量密度沉积分布
Figure 9. The distribution of NBI deposed energy density.
图 10 第37012炮放电在1020 ms时刻模拟后得到 (a) 离子能量通量; (b) 电子能量通量
Figure 10. The ion energy flux (a) and electron energy flux (b) of the shot #37012 at the 1020 ms.
图 11 0.2—0.8区域内两支最不稳定的本征模式的频谱
Figure 11. The spectrum of two most unstable eigenmode in the 0.2–0.8 region.
图 12
ρ=0.3,0.5,0.8 处线性不稳定性的增长率与波数的关系(蓝色为电子抗磁漂移方向, 红色为离子抗磁漂移方向)Figure 12. The relationship between the growth-rate and wavenumber of the linear instabilities in the
ρ=0.3,0.5,0.8 (the blue points represent the electron diamagnetic drift direction and the red points represent the ion diamagnetic drift direction).表 1 第37012炮在1020 ms时的参数
Table 1. The parameters of the shot #37012 at the 1020 ms
物理量 值 Ip/kA 175 Bt/T 1.26 q95 4 PNBI/kW 750+680 βN 1.98 ˉne/1019 m−3 2.4 WE/kJ 33.3 芯部离子温度/keV 2.07 
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[1] Ida K, Fujita T 2018 Plasma Phys. Controlled Fusion 60 033001
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![图 1 微波等离子体源原理图[25–28] (a)埃文森微波谐振腔; (b)常压微波等离子体炬; (c) μ1微型离子束源; (d) ECRA推进器\r\nFig. 1. Schematic diagram of the microwave plasma source[25–28]: (a) Evanson microwave resonant cavity; (b) atmospheric pressure microwave plasma torches; (c) μ1 miniature ion beam source; (d) ECRA thruster.](/fileWLXB/journal/article/wlxb/2023/22/PIC/22-20230785-1.jpg)
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