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Nov 03, 2023
La surveillance de la distribution de courant permet la détection de l'extinction et des dommages dans les aimants de fusion supraconducteurs
Rapports scientifiques volume 12,
Rapports scientifiques volume 12, Numéro d'article : 22503 (2022) Citer cet article
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Les aimants de fusion fabriqués à partir de câbles ReBCO CORC® supraconducteurs à haute température sont généralement protégés par des systèmes de détection de trempe qui utilisent des mesures de tension ou de température pour déclencher les processus d'extraction de courant. Bien que de petites bobines avec de faibles inductances aient été démontrées, la protection des aimants reste un défi et les aimants fonctionnent généralement avec peu de connaissances sur les paramètres de performance intrinsèques. Nous proposons un cadre de protection basé sur la surveillance de la distribution de courant dans les câbles de fusion avec un partage de courant inter-câbles limité. En utilisant des techniques Biot-Savart inverses pour répartir les réseaux de sondes Hall autour des terminaisons CORC® Cable-In-Conduit-Conductor (CICC), les courants de câble individuels sont recréés et utilisés pour extraire les paramètres d'un modèle prédictif. Ces paramètres s'avèrent utiles pour détecter les dommages aux conducteurs et définir les limites de fonctionnement sûres de l'aimant. Le modèle formé est ensuite utilisé pour prédire les distributions de courant de câble en temps réel, et les écarts entre les prédictions et les distributions de courant recréées inverses de Biot-Savart sont utilisés pour générer des déclencheurs d'extinction. La méthodologie est prometteuse pour le contrôle qualité, la planification opérationnelle et la détection de trempe en temps réel dans les câbles CORC® groupés pour les réacteurs de fusion compacts.
Les câbles ReBCO sont une technologie habilitante pour les réacteurs de fusion compacts1,2,3, en raison de la température critique élevée, du champ critique élevé et du potentiel de formation d'aimants démontables4. Commonwealth Fusion Systems développe des réacteurs de fusion compacts5 basés sur leur conception de câble VIPER ReBCO6. Tokamak Energy développe également des réacteurs de fusion compacts7 à base de conducteurs ReBCO. Un concept d'aimant pour le Fusion Nuclear Science Facility (FNSF) a été récemment proposé sur la base de CORC® Cable-In-Conduit-Conductors (CICC)8 qui consistent en des câbles CORC® transposés9 autour d'un ancien dans une structure de type 6 autour de 110 ,11. Un solénoïde CORC® a récemment été testé dans un champ de fond de 14 T12 dans le but de prouver les capacités de champ élevé du conducteur. Avec des objectifs de recherche similaires, un solénoïde de type CORC® séparé a été testé dans un champ de fond de 19 T pour le réacteur d'essai d'ingénierie de fusion de Chine (CFETR)13.
Bien que des progrès rapides soient réalisés vers les câbles ReBCO pour les réacteurs à fusion, la détection de quench et la protection des aimants restent un domaine de recherche actif2,14,15. Dans les tokamaks, les grandes inductances magnétiques et les taux de rampe rapides compliquent la protection avec les mesures de tension d'échantillon traditionnelles. Plusieurs efforts se sont déplacés vers la protection basée sur la température, y compris les fibres optiques16,17,18,19, la thermométrie acoustique active20 et les fils supraconducteurs co-enroulés optimisés pour agir comme un interrupteur thermique21,22,23. Marchevsky et al.24 ont démontré la détection d'extinction dans une bande ReBCO fendue basée sur les changements de champ magnétique associés à la redistribution du courant, qui a ensuite été démontrée entre les bandes d'un seul fil CORC®25 et entre les câbles d'un CORC® CICC26. Ces techniques basées sur des sondes à effet Hall peuvent être très sensibles aux événements qui précèdent l'emballement thermique ; cependant, les phénomènes sous-jacents aux mesures de champ magnétique doivent être résolus pour prendre des décisions éclairées en temps réel. Avec une motivation similaire, une étude récente a combiné des capteurs Hall et des tensions d'échantillonnage pour surveiller les bobines ReBCO transitoires non isolées en temps réel27.
Bien que ces références décrivent le développement technologique, il est toujours nécessaire de démontrer une protection robuste des aimants ReBCO dans les conditions exigeantes rencontrées dans les réacteurs à fusion ; cela peut nécessiter un portefeuille complémentaire de diagnostics. Dans ce travail, nous proposons et développons un cadre autour de la surveillance de la distribution de courant dans les câbles de fusion avec un partage de courant inter-câbles limité, tel que le 6-around-1 illustré à la Fig. 1, pour compléter la protection basée sur la tension et la température. Les mesures avec des réseaux de sondes Hall distribuées sont couplées à un procédé Biot-Savart inverse pour recréer en temps réel les courants des câbles individuels. Cela permet d'extraire les paramètres d'un modèle de réseau dynamique, y compris la distribution des résistances de terminaison et les courants critiques des câbles. Cela peut être utilisé pour identifier un mauvais joint ou un conducteur endommagé; ceci est important pour le contrôle de la qualité des aimants à fusion. En utilisant les données précédemment publiées de Weiss et al.26, le modèle formé est ensuite utilisé pour prédire les distributions de courant CICC, et les écarts entre les prédictions et les distributions de courant recréées inverses de Biot-Savart sont utilisés pour générer des déclencheurs d'extinction.
Le manuscrit est organisé comme suit. Tout d'abord, la méthodologie est exposée qui comprend une description des câbles de fusion CORC®, la modélisation dynamique du réseau, le calcul de la matrice d'inductance et la technique inverse de Biot-Savart. Le processus de combinaison de ces aspects dans un diagnostic basé sur les données pour la détection de quench est ensuite présenté. Ceci est suivi par la section des résultats qui décrit le processus d'extraction des paramètres suivi de simulations utilisant des paramètres de câbles réels. Enfin, les capacités de détection d'extinction sont présentées à l'aide du ruban CICC à trois câbles précédemment publié de Réf.26 à 2000 A/s.
La méthodologie repose sur la capacité de prédire les distributions de courant dans CICC avec un partage de courant inter-câble limité, qui s'applique aux concepts CORC® CICC tels que le ruban CICC26 et 6-autour de 110 illustrés à la Fig. 1. L'objectif de ce travail est le ruban CICC à trois câbles (c'est-à-dire le triplet) de la réf.26. Bien que le 6 autour de 1 soit symétrique, le ruban CICC présente des asymétries dans la matrice d'inductance qui peuvent entraîner une mauvaise répartition du courant pendant la montée en puissance. Le schéma de circuit du CORC® CICC à trois câbles de la réf.26 est illustré à la Fig. 2. Chaque câble est constitué d'une résistance de terminaison (les deux résistances terminales ensemble), d'un seul supraconducteur présentant une transition courant-tension longueur de toutes les bandes regroupées dans un seul supraconducteur) et une inductance qui est globalement connectée. Il n'y a pas de partage de courant entre les câbles et quatre sondes Hall sont illustrées près des terminaisons.
Ruban CICC (en bas) et 6 autour de 1 (en haut) enroulés avec des câbles CORC®. Les deux sont des câbles à courant élevé pertinents pour la fusion avec un partage de courant limité entre les sous-éléments.
Schéma électrique du triplet CORC® CICC de la Réf.26. Le positionnement de la sonde Hall et la distribution du champ sont illustrés à la Fig. 4. Les flèches et les cercles violets indiquent la direction du champ magnétique produit par le courant dans chaque branche du câble.
L'inductance est évaluée avec l'intégrale de Neumann, où chaque sous-élément supraconducteur est simplifié en tant que courant de ligne sans considération d'un modèle d'état critique ou de magnétisation.
L'inductance propre \(L_{ii}\) est calculée de manière similaire, mais l'intégrale entre tous les points plus proches que la moitié du rayon du câble n'est pas prise en compte et un terme de correction est ajouté de \(\mu _0 l_{cable} / 8\pi\)28,29. Bien qu'il s'agisse d'approximations simplificatrices de l'inductance CORC®, les comportements et sensibilités généraux sont capturés et les erreurs sont réduites à l'aide de l'approche semi-analytique décrite ci-dessous.
Les configurations CORC® CICC présentent un partage de courant limité, forçant la majorité du courant à être redistribué via des terminaisons qui peuvent être surveillées avec des réseaux de sondes Hall. Contrairement aux câbles individuels qui sont électromagnétiquement complexes, les configurations de fusion câble-câble sont bien approchées en tant que courants de ligne qui réduisent le nombre d'inconnues dans un processus inverse pour recréer les distributions de courant. Un processus de recréation actuel est développé ici pour les expériences de triplet de la Réf.26, montrées dans les Figs. 3 et 4, constitués de trois câbles CORC® non transposés de 0,5 mètre de long (x = − 10, 0 et 10 mm, y = 0 mm) et de quatre sondes GaAs Hall commerciales à un axe (x = − 15, − 5, 5 et 15 mm, y = 0 mm) orienté verticalement selon l'axe y. Plus de détails sur l'échantillon, l'instrumentation de la sonde Hall, les mesures et les protocoles de test peuvent être trouvés dans la Réf.26.
Configuration expérimentale de Weiss et al.26 avec des étiquettes de câble et de sonde Hall correspondant à la Fig. 4.
Géométrie et calcul champ Biot-Savart des données CORC® triplet CICC en Réf.26 avec 1 kA dans chaque câble. La configuration CICC correspond au schéma de réseau de la Fig. 2.
Si un courant de ligne au niveau du câble i dans la direction z (c'est-à-dire hors page) s'étend suffisamment loin de chaque côté d'une sonde à effet Hall k à axe unique idéale, le champ mesuré est :
c'est-à-dire la projection du familier \(B=\mu _0I/2\pi r\) sur l'axe de mesure de la sonde Hall \(
Réécriture Eq. 3 pour chacun des capteurs \(n_k\) donne un système matriciel avec une ligne pour chaque capteur Hall et une colonne pour chaque courant de câble ; chaque entrée de la matrice A est constituée d'un couple câble-capteur.
S'il y a plus de capteurs à effet Hall que de courants de câble, comme c'est le cas pour les données du triplet de la réf.26 (quatre capteurs pour trois courants, voir Fig. 4), la forme des moindres carrés est considérée :
Ce système linéaire \(A^TAx=A^Tb\) peut être résolu pour obtenir la répartition du courant du câble, et la réf.30 décrit plusieurs techniques pour améliorer la stabilité du système dense et mal conditionné. Auparavant, une technique similaire basée sur la décomposition en valeurs singulières (SVD) était utilisée pour étudier les distributions de courant dans les câbles ITER31, mais les niveaux élevés de partage de courant ne permettaient pas la méthodologie employée ici. Il est possible de résoudre le problème des moindres carrés avec une contrainte de courant de transport net (voir Ref.30), mais cela n'était pas nécessaire ici.
Si le comportement d'un CORC® CICC peut être prédit avec un modèle de réseau dynamique et que les distributions de courant expérimentales peuvent être recréées à l'aide du processus inverse de Biot-Savart, il est alors possible de détecter les zones normales et de protéger les aimants de fusion en surveillant les distributions de courant. La méthodologie proposée dans ce manuscrit est décrite à la Fig. 5, qui exploite la capacité de surveiller les distributions de courant aux terminaisons de câble. La première phase repose sur l'extraction des paramètres du circuit électrique illustrés à la Fig. 2. La première étape de la première phase consiste à effectuer une courbe IV avec des mesures de sonde Hall distribuées à la température de fonctionnement de l'aimant, où le test est effectué de manière conservatrice. En recréant les distributions de courant, la distribution des résistances de terminaison et des courants critiques dans chaque câble peut être extraite. Pour les aimants particulièrement dangereux, le test IV peut être effectué d'abord à 77 K et la méthodologie peut informer la protection pendant les premières courbes IV à basse température. La capacité d'extraire la distribution des résistances de terminaison et des courants critiques joue un rôle dans le contrôle de la qualité, comme indiqué en orange sur la gauche de la Fig. 5, où un mauvais joint ou un conducteur endommagé peut être traité avant un fonctionnement plus intense de l'aimant.
Méthodologie de ce travail. Les courants de câble sont recréés à partir d'expériences utilisant des techniques inverses de Biot-Savart, qui sont utilisées pour extraire les paramètres du circuit électrique. Ces paramètres peuvent être utilisés pour le contrôle qualité et la planification des tests. La deuxième phase compare les prédictions du modèle formé des courants de câble avec les courants de câble recréés inverses de Biot-Savart pour la détection de quench.
Vient ensuite une deuxième série d'expériences visant à caractériser le comportement dynamique, où les distributions de courant du câble sont recréées lors d'une rampe rapide. Ces tests de vitesse de rampe sont effectués de manière prudente à des courants faibles, ce qui suppose une relation inductance-courant linéaire. Une extraction purement basée sur les données de la matrice d'inductance est difficile, et le traitement du courant de ligne des câbles CORC® rend une approche analytique moins robuste. En tant que tel, une procédure semi-analytique est mise en œuvre où la matrice d'inductance analytique (Eq. 1) est polie pour s'adapter aux données de formation. Dans ce processus, de petites variations dans l'espacement des câbles et les longueurs de câbles individuelles sont utilisées comme variables d'optimisation dans un ajustement des moindres carrés pour faire correspondre les simulations d'épices à des études de taux de rampe de courant faible sélectionnées. En faisant varier à la fois l'espacement des câbles et les longueurs des câbles, les inductances propres et mutuelles peuvent être réglées. Bien qu'un grand nombre d'intégrations d'inductance soient nécessaires, perturber la géométrie au lieu des entrées de matrice résultantes évite les problèmes potentiels de conservation d'énergie. Il convient de souligner que les données d'apprentissage (données utilisées dans l'extraction des paramètres) sont séparées des données de test (résultats de détection de quench présentés ci-dessous) ; nous n'adaptons le modèle à aucun test utilisé pour démontrer la détection de trempe.
Le résultat est un modèle de réseau basé sur les données qui a été adapté à l'aimant protégé. Ce modèle peut ensuite être utilisé pour exécuter des cas de planification et identifier les conditions de fonctionnement dangereuses. Ce modèle formé sert également de base pour la phase de protection de l'aimant (phase 2 sur la Fig. 5). Le schéma de détection d'extinction est basé sur les différences en temps réel entre les courants de câble recréés et prédits par le modèle pour chaque mesure entrante. L'ampleur de l'erreur et le taux de variation de l'erreur sont surveillés. Les résultats présentés ici utilisent des seuils d'erreur de 50 A et 250 A/s, mais ceux-ci seront spécifiques à l'aimant et au profil de courant testés. Bien que des erreurs de prédiction existent toujours, un écart rapide de la précision du modèle (c'est-à-dire le taux d'erreur en A/s) est caractéristique de la redistribution du courant résultant d'une coupure de câble. En plus d'un courant de câble décroissant jusqu'à ce que le seuil d'erreur soit atteint, il doit y avoir une augmentation de courant dans les câbles restants. Ce critère diminue considérablement les signaux d'extinction de faux positifs, tout en exigeant que les seuils soient violés pour un nombre défini de mesures (cinq ici).
Le processus de la Fig. 5 de formation d'un modèle est présenté ici en utilisant les données précédemment publiées de Weiss et al.26. L'échantillon est constitué de trois câbles non transposés en formation ruban CICC, avec un espacement des câbles de 10 mm et une longueur totale CICC de 0,5 m (voir Fig. 3). L'ensemble de données expérimentales comprend des courbes IV, des mesures à différentes vitesses de rampe et des trempes induites par le chauffage à 76 K (bain d'azote liquide à Boulder, Colorado). Le tracé supérieur de la Fig. 6 montre une mesure IV, où la tension totale de l'échantillon et quatre sondes Hall de la Fig. 4 sont mesurées en fonction du courant de transport. Cette tension d'échantillonnage totale est en amont des câbles et consiste en une tension résistive du bus en cuivre.
Les données du tracé supérieur de la figure 6 sont transformées en données du tracé inférieur; la tension totale de l'échantillon (identique sur trois câbles parallèles) est indiquée sur l'axe y en fonction du courant recréé dans chaque câble sur l'axe x. Cela désagrège les caractéristiques individuelles du câble IV de la mesure CICC globale et permet d'extraire toutes les résistances de terminaison et les courants critiques du câble à partir d'une seule mesure. L'ajustement de la courbe est représenté en noir derrière les lignes colorées et est résumé dans les tableaux 1, 2. Un ajustement de la résistance terminale linéaire par morceaux (c'est-à-dire bilinéaire) a amélioré la précision de prédiction de ces expériences. À partir d'une seule courbe IV et de la méthodologie présentée jusqu'à présent, les dommages au câble causés par l'enroulement peuvent être reconnus et la mauvaise distribution de la résistance aux bornes peut être identifiée. Ces informations peuvent être utilisées pour motiver les réparations, et l'extraction des paramètres peut être répétée sur un calendrier de maintenance pour suivre les changements de performances dans le temps. Bien que la formation du modèle doive être effectuée avec des expériences à la même température d'aimant que l'opération prévue, ces informations de contrôle de qualité peuvent être obtenues à partir d'une seule courbe de 77 K IV.
Traitement de la courbe IV avec des mesures de sonde Hall (tracé du haut, voir Fig. 4) en courants de câble recréés avec des ajustements de modèle (tracé du bas).
L'étape suivante consiste à caractériser le comportement dynamique en utilisant le traitement semi-analytique décrit précédemment. Le polissage de la matrice d'inductance est effectué ici à l'aide d'une seule rampe ascendante et descendante à faible courant de 5000 A/s, et la matrice d'inductance résultante est indiquée dans le tableau 3. Pour l'échantillon droit court étudié ici, le calcul analytique était acceptable et le polissage n'a apporté qu'une amélioration marginale ; cependant, un polissage devrait être nécessaire avec des géométries d'enroulement plus longues et plus complexes. Le processus de polissage d'inductance ne considère ici que les distributions de courant et non la tension d'échantillon mesurée, car la tension d'échantillon mesurée utilisée dans l'ajustement de la résistance de terminaison ci-dessus ne tient pas compte de la résistance intégrée à travers les câbles et à travers les barres omnibus en cuivre. En d'autres termes, les boucles de courant induites qui traversent les terminaisons et les barres omnibus en cuivre, puis reviennent à travers les câbles CORC® ne sont pas parfaitement capturées par la mesure de tension de l'échantillon CICC, et donc la performance dynamique des câbles individuels dans le CICC ne peut être capturée que en ajustant les distributions courantes.
Les performances dynamiques du triplet CORC® sont simulées sur la Fig. 7 à l'aide des paramètres extraits des Tableaux 1, 2, 3. Une rampe trapézoïdale à 3 900 A est simulée avec une vitesse de rampe rapide de 10 000 A/s. Le tracé supérieur montre le courant, le deuxième tracé montre la tension de terminaison, le troisième tracé montre la tension du supraconducteur et le tracé inférieur montre la tension inductive de chaque câble. Avec ce taux de rampe rapide, les tensions inductives entraînent un courant surcritique qui peut endommager les câbles. La figure 7 montre une décroissance L / R au sommet plat à courant constant (0, 39 à 0, 78 s) et la région de courant nul à la fin de la rampe (1, 17 à 1, 56 s). Dans la région de courant nul (1,17–1,56 s), le courant est induit dans les câbles extérieurs qui s'opposent à la direction du courant de transport; ce courant entraîné par induction est un effet de magnétisation qui est analogue aux bandes ReBCO simples32,33. Au sommet plat à courant constant (0,39–0,78 s), le R dans la décroissance L / R se compose à la fois de la tension résistive du flux de flux du supraconducteur et des résistances de terminaison et, par conséquent, la décroissance est assez rapide. À faible courant (1,17 à 1,56 s), seules les résistances de terminaison provoquent la décroissance du courant induit et une constante de temps plus longue est observée.
Performances simulées du câble triplet lors d'une rampe trapézoïdale rapide jusqu'à 3 900 A à 10 000 A/s à l'aide des paramètres extraits dans les tableaux 1, 2, 3. Le tracé supérieur montre le courant, le deuxième tracé montre la tension de terminaison, le troisième tracé montre la tension du supraconducteur, et le tracé du bas montre la tension inductive de chaque câble (voir Fig. 2).
Le schéma de détection d'extinction de la Fig. 5 est illustré dans cette section, qui est basé sur les différences en temps réel entre les courants de câble recréés et prédits par le modèle pour chaque mesure entrante. L'ampleur de l'erreur et le taux de variation de l'erreur sont surveillés à l'aide de seuils d'erreur fixes de 50 A et 250 A/s. Comme mentionné ci-dessus, le nombre de signaux d'extinction faux positifs est fortement réduit en recherchant des signes de redistribution ; en plus d'un courant de câble décroissant jusqu'à ce que le seuil d'erreur soit atteint, il doit y avoir une augmentation de courant dans les câbles restants.
La figure 8 montre l'échantillon triplet sans quench pendant une rampe dynamique de 2000 A/s à 3900 A où les méthodologies de protection existantes sont moins robustes. Toutes les expériences sont réalisées à 76 K. Le tracé en haut à gauche (deux courbes bleues) montre le courant recréé inverse de Biot-Savart et le courant prédit par le modèle dans le câble 0 (voir Fig. 4), et les deux tracés ci-dessous montrent le câble central 1 (deux courbes jaunes) et câble droit 2 (deux courbes rouges). La colonne de droite affiche l'erreur de recréation (noir) et le taux d'erreur de recréation (bleu) pour chaque câble. Le tracé du bas montre la tension mesurée de l'échantillon (noir) et le réchauffeur de trempe (rouge). Les taux d'erreur dépassent les seuils définis par les lignes bleues horizontales, même si aucun déclenchement de quench (pas de ligne verticale bleue ou noire) n'est produit ; cela démontre l'efficacité d'un algorithme d'identification de redistribution actuel, car toutes les erreurs vont dans le même sens.
Détection de quench basée sur la redistribution du courant dans le test triplet CORC® avec rampe dynamique de 2000 A/s. Aucune trempe n'est induite dans ce cas ; celui-ci est correctement identifié.
Les figures 9 et 10 montrent une rampe de courant similaire de 3 900 A à 2 000 A/s, mais avec des coupures induites par le chauffage sur C1 (câble du milieu) et C2 (câble de droite), respectivement. L'écart entre les courants de câble expérimentaux et simulés après l'allumage du réchauffeur de trempe est indiqué dans la colonne de droite, et le déclencheur de trempe simulé (lignes verticales noires, bleues) est généré lorsque les erreurs franchissent les seuils (lignes horizontales) et satisfont aux critères de redistribution pour cinq mesures consécutives. Notez que les câbles d'extinction ont un sens d'erreur différent, c'est une signature de redistribution du courant.
Détection de quench basée sur la redistribution du courant dans le test triplet CORC® avec rampe dynamique de 2000 A/s. Le réchauffeur sur C1 (câble du milieu) induit une trempe correctement identifiée.
Détection de quench basée sur la redistribution du courant dans le test triplet CORC® avec rampe dynamique de 2000 A/s. Le réchauffeur sur C2 (câble de droite) induit une trempe correctement identifiée.
La méthodologie proposée appliquée à l'échantillon triplet dans la Réf.26 s'avère être un diagnostic prometteur pour le contrôle de la qualité, la planification des tests et la détection de l'extinction. Il y a des inconvénients, comme pour toute technique de protection, et la surveillance de la distribution de courant compléterait probablement les méthodologies de détection alternatives telles que la surveillance de la tension et de la température. Dans la limite des très gros aimants avec des taux de rampe très rapides, les tensions inductives domineront les tensions résistives des câbles CORC® en transition et la redistribution du courant sera minimale. Dans cette limite, la surveillance de la température peut être une technologie de détection d'extinction plus viable34, mais la méthodologie actuelle de surveillance de la distribution peut encore apporter de la valeur dans les étapes de contrôle de la qualité et de planification des tests discutées précédemment (Fig. 5). Cela dit, les bobines de champ toroïdal (TF) avec joints démontables4 seront constituées de segments de bobine plus courts avec une inductance réduite qui faciliteront la surveillance de la distribution de courant.
La procédure inverse de Biot-Savart est au cœur des techniques d'extraction de paramètres et de surveillance en temps réel, mais cela nécessite que les distributions de courant de câble soient invariantes de la longueur du câble. Cela s'applique aux CICC avec un partage de courant limité, comme le CORC® 6-environ-110,11 où le partage de courant entre les brins est un paramètre de conception libre qui peut être contrôlé en soudant des câbles CORC® à une structure de support conductrice ou en isolant Câbles CORC® les uns des autres. Des précautions doivent être prises pour positionner les sondes Hall de telle sorte que l'approximation du courant de ligne soit valide et que les effets de bande unique soient minimisés. Il convient de mentionner que des techniques alternatives de détection de courant sont disponibles. Bien que la redistribution du courant entre les bandes puisse être détectée dans des câbles CORC® individuels25, il est plus difficile d'extraire des paramètres et d'utiliser un modèle pour prédire les distributions de courant globales sur la base des mesures aux bornes.
Un modèle de circuit électrique simplifié peut être nécessaire pour protéger les aimants en temps réel sans formes d'onde de courant prédéfinies (c'est-à-dire que les courants de bobine sont la sortie d'une boucle de contrôle35,36, qui ne peut pas être simulée à l'avance). Si la limite de fonctionnement de l'aimant est redéfinie comme l'apparition de la tension supraconductrice dans n'importe quel câble, le comportement du supraconducteur et de la loi de puissance qui en résulte peut être supprimé de la simulation du circuit (voir Fig. 2). Cela peut ensuite être résolu efficacement en tant que système matriciel en utilisant des approximations aux différences finies et des mesures du courant de transport du câble. Nous avons prototypé cette simulation de réseau dynamique simplifiée sur un microcontrôleur peu coûteux avec un processeur ARM Cortex M7, et le processus de simulation (pas de temps unique) a pris une fraction de milliseconde pour le câble de la Fig. 4. Les travaux futurs exploreront l'accélération de la simulation complète du réseau. . Le processus inverse de Biot-Savart a également été prototypé avec la même configuration de microcontrôleur et de câble, et le processus de recréation actuel s'est avéré prendre une fraction de milliseconde. Cela a été activé en calculant à l'avance l'inverse \(A^TA^{'}\) (Eq. 5).
Toutes les données générées ou analysées au cours de cette étude sont incluses dans les fichiers d'informations supplémentaires de ce manuscrit.
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Laboratoire national Lawrence Berkeley, Berkeley, Californie, 94720, États-Unis
Reed Teyber, Maxim Marchevsky et Soren Prestemon
Advanced Conductor Technologies, Boulder, CO, 80309, États-Unis
Jeremy Weiss et Danko van der Laan
Département de physique, Université du Colorado, Boulder, CO, 80309, États-Unis
Jeremy Weiss et Danko van der Laan
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RT et MM ont conçu la méthodologie, JW et DL ont réalisé les expériences. Tous les auteurs ont rédigé et révisé le manuscrit.
Correspondance avec Reed Teyber.
Les auteurs ne déclarent aucun intérêt concurrent.
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Réimpressions et autorisations
Teyber, R., Weiss, J., Marchevsky, M. et al. La surveillance de la distribution de courant permet la détection de l'extinction et des dommages dans les aimants de fusion supraconducteurs. Sci Rep 12, 22503 (2022). https://doi.org/10.1038/s41598-022-26592-2
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Reçu : 26 juillet 2022
Accepté : 16 décembre 2022
Publié: 28 décembre 2022
DOI : https://doi.org/10.1038/s41598-022-26592-2
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