郭富城 李翠 厲彥忠

(西安交通大學能源與動力工程學院, 西安 710049)

慣性約束核聚變成功的關(guān)鍵之一在于靶丸內(nèi)要形成均勻的燃料冰層, 靶丸外表面溫度特性對慣性約束聚變低溫靶內(nèi)形成均勻的燃料冰層有著決定性的影響.為使得靶丸外表面溫度場盡可能均勻, 需采用定向紅外的方式對靶丸外表面溫度進行局部調(diào)控.采用全三維低溫靶物理模型, 建立定向紅外光路追蹤與溫度場計算耦合計算的光熱耦合數(shù)值模型, 研究了定向紅外條件下光纖布置形式及光源參數(shù)對低溫靶溫度場的影響規(guī)律.結(jié)果表明: 在光纖總功率不變的前提下, 光纖數(shù)量越多, 靶丸外表面溫度場均勻性越好.光纖數(shù)量小于等于2時, 靶丸外表面溫度場無法得到明顯改善; 光纖數(shù)量大于2時, 靶丸外表面最大溫差和加權(quán)溫差降低幅值極限為61.94%和76.33%.光纖投射的光斑向南北兩極適量偏移可以改善靶丸外表面溫度場均勻性, 其他的偏移方式會惡化溫度場均勻性.

1 引 言

近年來, 煤、石油及天然氣等化石能源消耗巨大, 能源及環(huán)境等問題日漸彰顯[1-4].慣性約束核聚變(inertial confinement fusion, ICF)作為一種高效、清潔的能源形式愈發(fā)受到世界許多國家的重視[5,6].ICF是指依靠燒蝕層殘余質(zhì)量的慣性對高溫高密度的熱核燃料進行約束, 從而實現(xiàn)可控熱核聚變[7-16].ICF的核心部件為置于低溫靶中心的球形靶丸.為實現(xiàn)熱核聚變要求, 靶丸內(nèi)D2或DT燃料冰層厚度均勻性需大于99%, 燃料冰層內(nèi)表面均方根粗糙度需小于1 μm[17,18].燃料冰層粗糙度主要受靶丸周圍的溫度場所決定, 因此低溫靶溫度場控制的重要性尤為突出[19].

低溫靶熱核燃料主要有兩種選擇: D2或DT[5,6].DT作為熱核燃料時, 由于氚具有放射性, 固態(tài)DT燃料冰層會發(fā)生β衰變從而產(chǎn)生體熱效應(yīng), 靶丸內(nèi)較厚的DT燃料冰層熱效應(yīng)較強, 局部溫度較高, 從而該處的DT燃料冰層會發(fā)生升華, 在DT燃料冰層較薄的區(qū)域再度凝華, 靶丸內(nèi)燃料冰層均勻性得到改善, 此過程稱為β自均化過程.由于氘不具備放射性, 因此在D2作為燃料冰層時, 并無類似于DT燃料的β自均化過程.為了使靶丸內(nèi)D2燃料冰層質(zhì)量滿足熱核聚變要求, 需要通過添加外界激勵的方式使得D2產(chǎn)生類似于DT燃料的β自均化過程.現(xiàn)階段的主要手段為向低溫靶系統(tǒng)內(nèi)投射定向紅外光, 以加熱靶丸局部低溫區(qū)域,從而使得D2產(chǎn)生類似于DT燃料的β自均化過程, 改善冰層質(zhì)量.

目前定向紅外輔助均化相關(guān)的國外研究主要來自于美國勞倫斯利弗莫爾國家實驗室.Kozioziemski等[20]通過TracePro軟件對紅外光路進行仿真, 計算出靶丸不同位置對紅外的吸收功率, 再將靶丸對紅外的吸收功率作為源項輸入至COSMOS軟件對低溫靶溫度場進行模擬, 該方式計算可靠性很大程度上依賴于不同軟件之間傳遞的數(shù)據(jù)精度,且模擬流程十分繁瑣, 但Kozioziemski等[20]提供了一個較為良好的定向紅外輔助均化的研究思路,為后人的工作奠定了基礎(chǔ).London等[21]在Kozioziemski等[20]的工作基礎(chǔ)上研究了二維低溫靶模型單側(cè)及雙側(cè)紅外注入形式下靶丸表面溫度場的分布規(guī)律, 文末簡要提及了光纖插入式定向紅外輔助的工作展望, 未發(fā)表研究成果, 并且由于采用二維低溫靶模型, 與實際三維物理模型依舊存在較大的差異.國內(nèi)針對定向紅外輔助均化方面的研究成果相對較少, 目前僅王凱等[22]通過TracePro計算了不同定向紅外工況下靶丸紅外吸收功率的變化情況,并未進行低溫靶溫度場的計算模擬.

為了避免軟件之間的數(shù)據(jù)傳遞的繁瑣及可能帶來的精度損失, 本文在Fluent軟件內(nèi)同時完成了光路及溫度場的模擬, 并且采用全三維低溫靶計算模型, 可以有效降低模型維度導致的計算失真.本文主要研究光纖插入式定向紅外注入形式, 分析不同光纖的布置形式、光源參數(shù)等因素對低溫靶溫度場的影響規(guī)律.

2 物理模型與數(shù)值方法

2.1 物理模型

本文的低溫靶結(jié)構(gòu)尺寸參考美國國家點火裝置(National Ignition Facility, NIF)低溫靶[23], 具體結(jié)構(gòu)尺寸如圖1所示.該模型為柱腔靶模型, 鋁套筒上下冷環(huán)位置與硅冷卻臂接觸, 為低溫靶系統(tǒng)提供冷量; 鋁套筒南北兩極各開設(shè)有激光入射孔(laser entrance hole, LEH), 為激光打靶提供激光投射路徑; 鋁套筒上下半腔存在一個夾縫, 夾縫的厚度為0.02 mm; 鋁套筒內(nèi)表面鍍金, 金層的厚度為0.02 mm; 鋁套筒內(nèi)表面和靶丸之間的空腔填充氦氣作為導熱介質(zhì), 用來傳遞冷量; 靶丸置于柱形鋁套筒的幾何中心, 靶丸具有三層結(jié)構(gòu), 最外側(cè)為燒蝕層, 中間層為D2燃料冰層, 最內(nèi)側(cè)為D2燃料氣體層; 整個低溫靶系統(tǒng)置于一個較大的低溫屏蔽罩內(nèi), 用于隔絕外界的環(huán)境輻射.由于本文重點關(guān)注定向紅外對靶丸溫度場的影響, 充氣管及夾持膜等部件暫不考慮.

圖1 低溫靶系統(tǒng)主要部件結(jié)構(gòu)尺寸 (a)套筒結(jié)構(gòu)尺寸;(b)靶丸結(jié)構(gòu)尺寸Fig.1.Schematic of cryogenic target system: (a) Hohlraum structure; (b) capsule structure.

2.2 數(shù)值方法

為研究定向紅外條件下的低溫靶溫度場特性,需要同一數(shù)值模型中包含定向紅外計算模型與低溫靶溫度場計算模型.由于光線與輻射線的性質(zhì)相同, 可以利用輻射傳導方程來計算定向紅外的傳播情形.同時, 輻射是傳熱的一種基本方式, 將定向紅外作為輻射來考慮, 能夠自然地做到光熱耦合計算, 避免了光與熱計算的割裂, 有效提高了計算可靠性.

鑒于定向紅外傳播的三維效應(yīng)較為顯著, 對物理模型過度簡化會造成計算結(jié)果失真, 故對全三維低溫靶模型剖分網(wǎng)格.采用ANSYS Gambit軟件對低溫靶柱腔模型進行網(wǎng)格劃分, 采用ANSYS Fluent 18.0進行模擬計算, 穩(wěn)態(tài)工況下連續(xù)性方程、動量方程及能量方程分別為[24]

其中ρ, u, p, T分別為密度、速度矢量、壓力和溫度; λ, μ, β, cp分別為導熱系數(shù)、動力粘度、熱膨脹系數(shù)和定壓比熱; Tref為參考溫度, g為重力加速度.在本模型中, 由于自然對流的存在, 氣體密度均采用Boussinesq假設(shè).

穩(wěn)態(tài)工況下, 輻射傳導方程為[25]

其中I為輻射強度, 是位置矢量r和方向矢量s的函數(shù); Ka和Ks分別表示吸收系數(shù)和散射系數(shù);T為溫度, Ω為立體角, S為輻射強度源項, Φ為散射相位函數(shù), 用來表征材料的散射特性.采用蒙特卡洛光線追蹤方法對輻射傳導方程進行求解, 為保證蒙特卡洛方法的計算精度, 光線歷史記錄數(shù)需至少達到2000萬.

邊界條件如下:

1)柱腔外低溫屏蔽罩的溫度為120 K, 屏蔽罩發(fā)射率設(shè)為1.0;

2)鋁套筒上下冷環(huán)溫度為18 K, 鋁套筒外表面發(fā)射率為0.05;

3)鋁套管南北兩極封口膜透射率為0.05;

4)金腔內(nèi)表面發(fā)射率為0.03, 且金腔內(nèi)表面認為是朗伯散射體, 即漫反射系數(shù)為1.0;

計算中所使用的材料物性參數(shù)列于表1.

表1 不同材料在18 K環(huán)境下的物性參數(shù)Table 1.Physical properties of different materials at 18 K.

以靶丸外表面最大溫差作為表征參數(shù), 采用56萬、89萬、124萬、233萬和314萬網(wǎng)格對無定向紅外工況進行計算, 網(wǎng)格無關(guān)性驗證結(jié)果如圖2所示, 最終采用124萬網(wǎng)格數(shù)計算模型進行研究.

圖2 網(wǎng)格無關(guān)性驗證Fig.2.Gird-independence validation result.

3 結(jié)果討論與分析

靶丸內(nèi)冰層均勻性表征方式有兩種[26]: 一是冰層隨著靶丸溫度場的變化而變化, 不均勻的溫度場會導致不均勻的冰層, 在進行模擬時需要不斷地根據(jù)溫度場的分布情況手動修改冰層內(nèi)表面輪廓,直至冰層內(nèi)表面溫差為0, 此時的冰層輪廓對應(yīng)于溫度場的分布, 但此法較為繁瑣, 應(yīng)用不便; 二是將靶丸內(nèi)冰層固定為均勻冰層, 研究不同工況條件下靶丸外表面的溫度特性, 由于靶丸外表面溫度均勻性正比于靶丸內(nèi)冰層均勻性, 通過研究分析靶丸外表面溫度場均勻性的變化規(guī)律即可得出靶丸內(nèi)冰層均勻性的變化規(guī)律, 但此法無法精確得出冰層內(nèi)表面均勻度, 只能反應(yīng)出其變化趨勢.本文采用第二種表征形式進行研究.

本文主要研究定向紅外為光纖插入式下的光纖布置及光源參數(shù)對低溫靶溫度場的影響規(guī)律, 分別研究了光纖數(shù)量、光源功率密度及光斑位置等影響因素.結(jié)果表明定向紅外的添加能夠改善靶丸表面溫度均勻性, 該結(jié)果可以為實驗提供理論指導.

3.1 無定向紅外典型工況

無紅外典型工況下紅外光纖功率為0，其他邊界條件如2.2小節(jié)所述, 計算所用材料物性參數(shù)同表1.靶丸外表面溫度云圖如圖3所示, 其中g(shù)為重力方向.靶丸外表面溫度呈南北兩極高, 赤道溫度低的分布規(guī)律, 這是由于靶丸赤道平面距離鋁套筒內(nèi)表面最近, 換熱效果最好, 導致靶丸外表面赤道區(qū)域局部溫度較低, 并且由于靶丸南北兩極會受到兩側(cè)LEH透射來的環(huán)境輻射, 使得靶丸外表面南北兩極區(qū)域局部溫度進一步抬升.

圖3 靶丸外表面溫度云圖Fig.3.Temperature contour of capsule outside surface.

為表征靶丸外表面溫度均勻性, 引入最大溫差和加權(quán)溫差兩種統(tǒng)計方式, 其表達式為

其中

式中, ΔTmax, ΔTw分別表示最大溫差和加權(quán)溫差;Tmax, Tmin分別表示溫度最高值和溫度最低值; Ti,Ai分別表示每個網(wǎng)格區(qū)域的溫度值和網(wǎng)格面積; i,n分別表示網(wǎng)格索引和網(wǎng)格總個數(shù);為平均溫度.通過(5)式、(6)式可以計算得出無紅外典型工況下靶丸外表面最大溫差為ΔTmax= 0.252 mK, 加權(quán)溫差為ΔTw= 0.0608 mK.

3.2 光纖數(shù)量影響分析

由典型工況結(jié)果可知, 為提升靶丸表面溫度均勻性, 需要抬升靶丸赤道平面溫度.因此設(shè)定定向紅外投射的光斑位于鋁套筒赤道平面處, 紅外光線經(jīng)過反射后輻照至靶丸赤道區(qū)域, 從而加熱靶丸赤道區(qū)域, 以提高靶丸外表面溫度均勻性.

為了將紅外光纖引入低溫靶系統(tǒng)中, 需要在鋁套筒上開設(shè)通孔, 紅外光纖穿過鋁套筒上的通孔固定在系統(tǒng)中, 如圖4所示.光纖出射紅外為準直平行光, 為了使光斑能夠打在鋁套筒赤道區(qū)域, 需要對光纖的高度及方位進行限制.光纖入射口直徑為0.3 mm; 光纖入射口距套筒赤道平面2.72 mm;光纖入射口同重力及徑向方向的夾角均為45°, 避免光線直接輻照至靶丸表面.

圖4 紅外光纖布置示意圖Fig.4.Schematic of infrared(IR) optical fiber layout.

不同光纖數(shù)量的配置形式如圖5所示, 定義光纖數(shù)量為m, 分別研究了m = 1, 2, 4, 6和8的工況.光纖呈上下對稱, 周向均勻布置.圖5中紅色光帶為上半腔體光纖出射的光線, 黃色光帶為下半腔體光纖出射的光線.為保證定向紅外入射的總功率一致, 不同光纖數(shù)量下的每根光纖出射功率密度不同, 其他邊界條件如2.2小節(jié)所述.不同光纖數(shù)量下的每根光纖出射功率密度見表2.

圖5 不同光纖數(shù)量下光纖布置形式Fig.5.The layout of optical fiber corresponding to optical fiber numbers.

表2 不同光纖數(shù)量下的每根光纖出射功率密度Table 2.The power density of each optical fiber corresponding to optical fiber numbers.

圖6展示了不同光纖數(shù)量下靶丸外表面溫度云圖.對比m = 0和1結(jié)果可以看出, 增加了定向紅外后, 靶丸外表面赤道正對光斑的區(qū)域溫度會有明顯的抬升.隨著光纖數(shù)量的增加, 靶丸外表面赤道處的溫度逐漸變得均勻.

圖6 不同光纖數(shù)量下的靶丸外表面溫度云圖Fig.6.Temperature contour of capsule outside surface corresponding to optical fiber numbers.

為進一步展示靶丸外表面溫度分布情況, 定義靶丸外表面水平特征線與靶丸外表面豎直特征線,如圖7所示, 其中藍線為靶丸外表面水平特征線,綠線為靶丸外表面豎直特征線.不同光纖數(shù)量下靶丸外表面水平及豎直特征線上的溫度分布如圖8所示, 對于靶丸外表面水平特征線而言, 由于模型周向均勻性較高, 其極坐標的角度定義不作特殊限制; 對于靶丸外表面豎直特征線而言, 其極坐標角度中90°為靶丸北極點, 270°為靶丸南極點, 0°與180°為靶丸赤道.從圖8可以看出, 在水平方向上,增加定向紅外后靶丸外表面整體溫度有一明顯上升, 且隨著光纖數(shù)量的增加, 靶丸外表面水平特征線上的溫度越來越均勻; 在豎直方向上, 不同工況下靶丸外表面溫度均呈現(xiàn)“南北兩極高, 赤道區(qū)域低”的分布規(guī)律, 增加定向紅外后靶丸外表面豎直特征線上溫度均勻性有所改善.

圖7 靶丸外表面特征線Fig.7.Characteristic line of capsule outside surface.

圖8 靶丸外表面特征線溫度分布 (a)靶丸外表面水平特征線溫度分布曲線; (b)靶丸外表面豎直特征線溫度分布曲線Fig.8.Temperature distribution of characteristic line of capsule outside surface: (a)Horizontal characteristic line; (b) vertical characteristic line.

圖9 展示了不同光纖數(shù)量下, 靶丸外表面最大溫差ΔTmax, 加權(quán)溫差ΔTw和平均溫度的變化規(guī)律.在入射總功率一定的前提下, 光纖數(shù)量較少的時候(m = 1, 2), 由于靶丸周向受到的紅外輻照均勻性較差, 靶丸表面的最大溫差和加權(quán)溫差較于無紅外工況均有較為明顯的增大, 說明靶丸外表面溫度均勻性變差; 當m = 4時, 由于靶丸受到的紅外輻照周向均勻性得到提升, 與無紅外工況相比,靶丸外表面最大溫差和加權(quán)溫差分別降低了7.66%和11.83%, 溫度場均勻性得到改善; 在m ≥ 6時,靶丸外表面最大溫差及加權(quán)溫差降低率基本維持在12.94%和11.83%, 可認為在總?cè)肷涔β什蛔兊那闆r下, m = 6時即可達到較優(yōu)的靶丸溫度場均勻性改善效果, 繼續(xù)增設(shè)光纖性價比較低.與無紅外工況相比, 增設(shè)光纖后靶丸外表面平均溫度有明顯上升, 隨著光纖數(shù)量的增加, 靶丸外表面平均溫度會逐漸降低, 這是由于光纖數(shù)量增加會使得靶丸受到的紅外輻照的周向均勻性得到改善, 從而改善了靶丸與外界環(huán)境的換熱.

圖9 不同光纖數(shù)量下靶丸外表面最大溫差、加權(quán)溫差及平均溫度變化Fig.9.ΔTmax, ΔTw and variations of capsule outside surface responding to optical fiber numbers.

3.3 光源功率密度影響分析

3.2 小節(jié)研究的內(nèi)容以所有光纖入口總功率保持不變?yōu)榍疤? 每種光纖數(shù)量下的溫度結(jié)果不能代表該工況下所能達到的極優(yōu)值.本節(jié)解除了對光纖入口功率的限制, 研究每種光纖數(shù)量下靶丸表面均勻性可達到的極優(yōu)值, 從而選出最優(yōu)的光纖配置數(shù)量, 為實驗提供理論參考.

以m = 1為例, 研究不同光源功率密度下靶丸外表面溫度特性.圖10展示了m = 1不同光源功率密度下靶丸外表面溫度云圖.可以看出, 隨著光源功率不斷增大, 靶丸外表面赤道區(qū)域溫度逐漸抬升, 直至成為全場溫度最高點.在此過程中, 應(yīng)當存在某一特定功率, 使得靶丸外表面溫度均勻性達到極優(yōu)值.

圖10 不同光源功率密度下靶丸表面溫度云圖 (a) 0 W·m-2; (b) 1 W·m-2; (c) 4 W·m-2; (d) 10 W·m-2Fig.10.Temperature contours of capsule outside surface under different optical fiber power densities: (a) 0 W·m-2; (b) 1 W·m-2;(c) 4 W·m-2; (d) 10 W·m-2.

圖11展示了m = 1時不同光源功率密度下靶丸外表面最大溫差和加權(quán)溫差的變化曲線, 可以看出, 隨著光源功率密度的增大, 靶丸外表面最大溫差持續(xù)增大, 并不存在極小值, 這是由于靶丸最高溫度點位于南北兩極, 最低溫度點位于光斑輻照區(qū)域的對側(cè)赤道區(qū)域, 南北兩極點受光斑輻射的影響要比光斑對側(cè)赤道區(qū)域更大, 因此隨著光源功率密度的增大, 靶丸南北兩極升溫要比光斑對側(cè)赤道區(qū)域處更為劇烈, 靶丸外表面最大溫差持續(xù)增大;隨著光源功率密度的增大, 靶丸外表面加權(quán)溫差先減小后增大, 存在極小值, 此時對應(yīng)的光源功率密度約為1.25 W·m-2.

圖11 m = 1時靶丸外表面最大溫差和加權(quán)溫差隨單根光源功率密度變化曲線Fig.11.ΔTmax and ΔTw variations of capsule outside surface responding to optical fiber power densities with m = 1.

與m = 1研究方法相同, 分別研究了m = 2,4, 6, 8不同光源功率密度下靶丸外表面溫度特性,結(jié)果如圖12所示.對于m = 2 (圖12(a)所示), 其計算結(jié)果與m = 1基本一致, 隨著單根光源功率密度的增大, 靶丸外表面最大溫差持續(xù)增大, 并不存在極小值, 靶丸外表面加權(quán)溫差先減小后增大,在單根光源功率密度為3 W·m-2取得極小值; 對于m = 4, 6, 8 (如圖12(b)-(d)所示), 隨著單根光源功率密度的增大, 靶丸外表面最大溫差和加權(quán)溫差都呈先減小后增大的趨勢, 分別于單根光源功率密度為8, 5.25 W·m-2和4.25 W·m-2時取得極小值.

圖13 展示了不同光纖數(shù)量下, 靶丸外表面最大溫差的極小值(ΔTmax)min和加權(quán)溫差的極小值(ΔTw)min及其對應(yīng)的單根光源功率密度的變化曲線.從圖13(a)可以看出, 在m = 4時, 靶丸外表面最大溫差明顯降低, 較于無紅外工況降幅37.94%;在m = 6, 8時, 最大溫差變化趨平, 此時較于無紅外工況降幅61.94%.隨著m的增加, 靶丸外表面最大溫差的極小值對應(yīng)的單根光源功率密度逐漸降低.由于m = 1, 2時隨著單根光源功率密度的增加, 靶丸外表面最大溫差無法降低, 因此靶丸外表面最大溫差的極小值取為無紅外工況下靶丸外表面最大溫差, 對應(yīng)光源功率密度為0.

圖13(b)展示了靶丸外表面加權(quán)溫差的極小值(ΔTw)min及其對應(yīng)的單根光源功率密度同光纖數(shù)量的變化曲線.同圖13(a)的曲線趨勢一致, 隨著m的增加, 靶丸外表面加權(quán)溫差的極小值逐漸降低, 靶丸外表面溫度所能達到的均勻性越高, 在m = 4時, 靶丸外表面加權(quán)溫差明顯降低, 較于無紅外工況降幅62.13%; 在m = 6, 8時, 加權(quán)溫差變化趨平, 此時較于無紅外工況降幅76.33%.隨著m的增加, 靶丸外表面加權(quán)溫差的極小值對應(yīng)的單根光源功率密度先增大后減小, 這是由于當m = 1, 2時, 靶丸受到的紅外輻照周向均勻性很差, 很小的光纖光源功率密度就會引起很劇烈的溫度場變化, 靶丸無法承受較為強烈的紅外輻照, 此時靶丸達到的均勻性極小值點無參考價值.

圖13 不同光纖數(shù)量下, 靶丸外表面最大溫差極小值和加權(quán)溫差的極小值及其對應(yīng)的光源功率密度的變化曲線 (a)最大溫差極小值; (b)加權(quán)溫差的極小值Fig.13.(ΔTmax)min and (ΔTw)min variations of capsule outside surface responding to optical fiber numbers: (a) (ΔTmax)min;(b) (ΔTw)min.

綜合靶丸外表面最大溫差極小值和加權(quán)溫差極小值來看, 選取6根光纖布置形式即可有效改善靶丸外表面溫度場均勻性, 繼續(xù)增加光纖數(shù)量性價比很低.

3.4 光斑位置影響分析

前文中假定紅外光纖投射的紅外光斑都位于金腔內(nèi)表面赤道區(qū)域, 實際操作中由于加工及裝配工藝的限制, 紅外光斑無法嚴格照射在金腔內(nèi)表面赤道區(qū)域.為研究紅外光斑位置對靶丸溫度場的影響, 以m = 6為基礎(chǔ), 研究了3種紅外光斑偏移方式如圖14所示, 其中方式1: 北半腔3根光纖投射光斑固定于金腔內(nèi)表面赤道處, 南半腔3根光纖投射光斑向北或者向南偏移; 方式2: 6根光纖投射光斑統(tǒng)一向北或者向南偏移; 方式3: 北半腔3根光纖投射光斑向南偏移, 南半腔3根光纖投射光斑向北偏移同樣的距離.

圖14 3種紅外光斑偏移方式Fig.14.Schematic of 3 kinds of IR spots offsets.

由3.3小節(jié)中圖13的結(jié)果可以看出, 在m =6光源功率密度為5.25 W·m-2時靶丸外表面最大溫差和加權(quán)溫差都基本達到極小值, 故取5.25 W·m-2為研究光斑位置影響時的光源功率密度.圖15分別展示了3種紅外光斑偏移方式下靶丸表面溫度云圖.圖中, 正號“+”表示南半腔3根光纖投射光斑向北偏移, 負號“-”表示南半腔3根光纖投射光斑向南偏移, 正負后的數(shù)值表示偏移的距離.

圖15 3種光纖光斑偏移方式下的靶丸外表面溫度云圖 (a)方式1; (b)方式2; (c)方式3Fig.15.Temperature contour of capsule outer surface corresponding to 3 kinds of IR spots offsets: (a) Mode1; (b) mode2; (c) mode3.

從圖15(a)可以看出, 在方案1下(即北半腔3根光纖投射光斑固定在赤道, 南半腔3根光纖投射光斑位置偏移), 南半腔光纖投射光斑向南偏移,靶丸南半球溫度會明顯太高, 向北偏移亦然.南半球光纖的投射光斑會劇烈影響靶丸外表面溫度分布, 造成明顯的溫度不均勻.從圖15(b)可以看出,同方案1靶丸外表面溫度場展現(xiàn)出來的規(guī)律, 方案2下(即6根光纖同時向南或者向北偏移)光斑的位置也會相應(yīng)影響到靶丸外表面溫度場分布, 由于南北兩半腔的光纖同時偏移, 因此光斑的對置對靶丸外表面溫度場的影響會更加劇烈.圖15(c)展示了方案3(即北半腔光纖光斑向南, 南半腔光纖光斑向北對稱偏移)下靶丸表面溫度云圖, 由于南北兩半腔的光纖光斑對稱偏移, 因此僅討論南半腔光纖光斑向北偏移的情況.可以看出, 隨著光纖投射的光斑逐漸向南北兩極偏移, 靶丸外表面的低溫區(qū)域逐漸向赤道處靠攏, 高溫區(qū)域始終處于南北兩極點保持不變.

圖16分別展示了3種光纖光斑偏移方式下靶丸外表面最大溫差, 加權(quán)溫差和平均溫度的變化規(guī)律.結(jié)合圖16(a)(b), 可以看出在方式1及方式2的光纖光斑偏移形式下, 靶丸外表面最大溫差和加權(quán)溫差均隨著偏移距離的增大而增大, 平均溫度隨著偏移距離的增大而降低.對于方式1而言,ΔTmax, ΔTw和隨 偏 移 距 離 的 變 化 率 約0.267 mK/mm, 0.075 mK/mm和-0.034 mK/mm.對于方式2而言, ΔTmax, ΔTw和隨偏移距離的 變 化 率 約0.490 mK/mm, 0.158 mK/mm和-0.096 mK/mm.由此可以看出, 在相同的南半腔光纖光斑偏移距離下, 方式2對于靶丸外表面溫度均勻性的破壞程度要遠高于方式1, 在實際操作中應(yīng)當盡量避免方式2的光纖裝配.從圖16(c)可以看出, 在方式3下, 光纖光斑在偏移0.25 mm時可以降低靶丸外表面最大溫差及加權(quán)溫差, 降幅分別為9.17%和4.98%, 靶丸外表面溫度均勻性得到改善, 原因在于當所有的光斑均位于赤道區(qū)域時, 靶丸外表面的低溫區(qū)域向南北兩極偏移, 此時光纖光斑向兩極適量偏移, 會抬升靶丸外表面低溫區(qū)域的溫度, 從而提高溫度均勻性; 光纖光斑繼續(xù)偏移會使得靶丸外表面最大溫差及加權(quán)溫差不斷增大, 變化 率 約0.168 mK/mm和0.055 mK/mm.方 式3下靶丸外表面平均溫度隨偏移距離的變化率約-0.052 mK/mm, 其值介于方式1與方式3之間.

圖16 3種方案下靶丸外表面最大溫差、加權(quán)溫差和平均溫度隨南半腔光纖光斑偏移距離變化曲線 (a)方式1;(b)方式2; (c)方式3Fig.16.ΔTmax, ΔTuni and variations with migration distance of southern half hohlraum IR spots corresponding to 3 kinds of IR spots offsets: (a) Mode1; (b) mode2; (c)mode3.

綜上所述, 隨著光纖光斑位置的偏移, 3種方式下靶丸外表面平均溫度均逐漸降低; 在方式3下光纖光斑偏移適當?shù)木嚯x可以降低靶丸外表面最大溫差和加權(quán)溫差, 改善溫度場均勻性, 其他2種方式下光纖光斑偏移會惡化靶丸外表面溫度場均勻性, 其中方式2的惡化程度最為劇烈.

4 結(jié) 論

本文建立了光熱耦合的數(shù)值模型, 研究了定向紅外條件下光纖布置形式及光源參數(shù)對低溫靶溫度場影響規(guī)律, 結(jié)論如下:

1)在光纖總功率不變的前提下, 對于光纖數(shù)量m ≤ 2, 靶丸外表面溫度場均勻性較無紅外工況沒有明顯改善; 對于m ＞ 2, 隨著m的增加, 靶丸外表面平均溫度, 最大溫差及加權(quán)溫差均有所降低, 在m = 4時靶丸溫度均勻性得到明顯改善, 最大溫差及加權(quán)溫差較無紅外工況降幅7.66%和11.83 %.

2)對于m ＞ 2, 在同一種光纖布置形式下, 隨著光源功率密度的增加, 靶丸外表面最大溫差及加權(quán)溫差先降低后升高, 存在極小值.隨著m的增加, 靶丸外表面最大溫差及加權(quán)溫差取得極小值對應(yīng)的光源功率密度逐漸降低; 綜合靶丸外表面最大溫差及加權(quán)溫差的結(jié)果, 靶丸外表面最大溫差和加權(quán)溫差的優(yōu)化極限降幅為61.94%和76.33%.

3)在本文研究的方式3下光纖投射光斑偏移0.25 mm時靶丸外表面最大溫差和加權(quán)溫差較無偏移工況降幅9.17%和4.98%, 溫度場均勻性得到改善, 其他的偏移方式均會惡化靶丸表面溫度場均勻性.

定向紅外對于低溫靶靶丸溫度場均勻性調(diào)控有著至關(guān)重要的作用, 然而相關(guān)方面的研究都較為初步, 下一步可繼續(xù)研究低溫靶部件材料物性、表面特性等因素對定向紅外的影響, 以為實驗提供指導.