肖永川，歐陽(yáng)華甫，榮林艷，薛康佳，劉盛進(jìn)，曹秀霞，呂永佳，陳衛(wèi)東

(1.中國(guó)科學(xué)院 高能物理研究所 東莞研究部，廣東 東莞 523803；2.散裂中子源科學(xué)中心，廣東 東莞 523808)

東莞硼中子俘獲治療試驗(yàn)裝置A(BNCT_A)的加速器采用1臺(tái)四翼型RFQ加速器，加速腔頻率352.2 MHz，腔耗420 kW，加速器出口質(zhì)子能量3.5 MeV，脈沖流強(qiáng)40 mA，占空比最高可達(dá)50%。BNCT_A的RFQ加速腔采用4路功率耦合器完成高頻功率的饋送。功率耦合器隔離真空并將功率源發(fā)出的微波饋送到加速腔體中。功率耦合器傳輸高功率，而波導(dǎo)各部位，特別是陶瓷窗中的陶瓷片耐壓有限，從而限制了功率耦合器傳輸峰值功率。另外，高功率高占空比造成功率耦合器上的熱沉積非常大，同時(shí)功率耦合器兩側(cè)存在1個(gè)大氣壓差，會(huì)在陶瓷窗上產(chǎn)生很大應(yīng)力，對(duì)易損器件陶瓷窗而言，其上的應(yīng)力限制了功率耦合器的平均功率。另一方面，耦合環(huán)若溫度過(guò)高也會(huì)使功率耦合器耦合度變差，造成功率反射加大。本文結(jié)合微波、熱學(xué)、力學(xué)相關(guān)理論為BNCT_A的RFQ加速腔設(shè)計(jì)高功率高占空比功率耦合器，并進(jìn)行高功率實(shí)驗(yàn)。

1 功率耦合器的微波匹配

BNCT_A RFQ加速器速調(diào)管功率源出口波導(dǎo)為WR2300矩型半高波導(dǎo)，而RFQ入腔波導(dǎo)采用3-1/8英寸同軸波導(dǎo)。功率耦合器需完成矩型波導(dǎo)TE11模到同軸線的TEM模的模式轉(zhuǎn)換，隔離真空，將功率饋到腔體中去。因此從功能上可將功率耦合器劃分為WR2300矩型轉(zhuǎn)同軸波導(dǎo)、陶瓷窗波導(dǎo)、耦合環(huán)3段。耦合器結(jié)構(gòu)復(fù)雜，需調(diào)節(jié)的結(jié)構(gòu)參數(shù)多，整體匹配不易優(yōu)化。且普通計(jì)算機(jī)內(nèi)存資源有限，支撐不起太大計(jì)算模型。因此，分別對(duì)功率耦合器的3段波導(dǎo)進(jìn)行匹配優(yōu)化。3段波導(dǎo)的斷截處盡量選在場(chǎng)均勻傳輸?shù)奈恢?，這樣波導(dǎo)分開(kāi)匹配好后組合在一起，傳輸性能將無(wú)太大變化。

1.1 WR2300矩型轉(zhuǎn)同軸波導(dǎo)微波匹配

WR2300矩型轉(zhuǎn)同軸波導(dǎo)是以WR2300中的TE11模式去激勵(lì)3-1/8英寸同軸線中的TEM模式。一般是將同軸線從矩型波導(dǎo)的寬壁中間插入，其外導(dǎo)體與波導(dǎo)壁連接，而導(dǎo)體延長(zhǎng)伸入波導(dǎo)完成兩種模式的轉(zhuǎn)換。插入矩型波導(dǎo)的同軸線的內(nèi)導(dǎo)體不均勻，使得矩型波導(dǎo)中的TE11波反射。為消除反射，可改變插入內(nèi)導(dǎo)體的形狀或矩型波導(dǎo)短路面的位置。在WR2300矩型轉(zhuǎn)同軸波導(dǎo)中，通過(guò)在同軸內(nèi)導(dǎo)體上插入一門(mén)鈕結(jié)構(gòu)，優(yōu)化門(mén)鈕的半徑r和高度h以及短路面的位置d就可實(shí)現(xiàn)微波匹配[1]，如圖1所示。

圖1 WR2300矩型轉(zhuǎn)同軸波導(dǎo)Fig.1 WR2300 waveguide-coaxial transformer

速調(diào)管功率源輸出帶寬1 MHz，波導(dǎo)的功率傳輸帶寬須大于速調(diào)管功率源的帶寬，另外，盡量大的帶寬可容許結(jié)構(gòu)尺寸有較大的加工誤差，減輕機(jī)械加工的難度[2]。圖2為優(yōu)化后的WR2300矩型轉(zhuǎn)同軸波導(dǎo)的駐波比(SWR)曲線，在352.2 MHz處的駐波比為1.003 3，駐波比小于1.1的帶寬>±10 MHz，遠(yuǎn)小于速調(diào)管的帶寬。另外，WR2300矩型轉(zhuǎn)同軸波導(dǎo)加工主要是機(jī)加工，焊接較少，加工誤差可控，10 MHz的帶寬足以滿足要求。

圖2 WR2300矩型轉(zhuǎn)同軸波導(dǎo)駐波比Fig.2 SWR of WR2300 waveguide-coaxial transformer

1.2 陶瓷窗波導(dǎo)微波匹配

陶瓷窗波導(dǎo)主體選用3-1/8英寸同軸波導(dǎo)，腔體上預(yù)留功率耦合器饋口內(nèi)徑57 mm，將3-1/8英寸同軸波導(dǎo)經(jīng)喇叭口收縮為外徑32 mm、內(nèi)徑13.91 mm、特征阻抗50 Ω的同軸波導(dǎo)，如圖3所示。在3-1/8英寸同軸段插入陶瓷片，陶瓷片內(nèi)外圓周金屬化，焊接在同軸線的內(nèi)外導(dǎo)體上。陶瓷片通常為氧化鋁陶瓷，選用德國(guó)Wesgo公司AL-300 高純氧化鋁陶瓷，其相對(duì)介電常數(shù)9.7，損耗角正切0.000 5。同軸線在陶瓷片的位置處介電常數(shù)的不連續(xù)使得同軸線在陶瓷片位置阻抗不匹配，因此微波將在陶瓷片發(fā)生反射，其電壓反射系數(shù)[3]為：

圖3 陶瓷窗波導(dǎo)Fig.3 Ceramic window waveguide

(1)

式中：Γ為電壓反射系數(shù)；Z0為同軸線的特征阻抗，取50 Ω；Z為傳輸介質(zhì)為陶瓷的同軸線的特征阻抗，取15.9 Ω。式(1)表明，介質(zhì)的不連續(xù)性使功率反射。由于陶瓷片的相對(duì)介電常數(shù)高于大氣的，等于在同軸線上引入一容抗。可在該位置添加一感抗消除這一容抗。由同軸線單位長(zhǎng)度的電感可知，增加外導(dǎo)體半徑和縮減內(nèi)導(dǎo)體半徑均可引入感抗。陶瓷片的焊縫暴露在強(qiáng)電場(chǎng)下，強(qiáng)電場(chǎng)引起的二次電子轟擊焊縫，易導(dǎo)致焊縫真空泄漏。在陶瓷窗上引入扼流結(jié)構(gòu)以屏蔽陶瓷片焊縫位置的電場(chǎng)，可降低陶瓷片的焊縫被二次電子轟擊壞的風(fēng)險(xiǎn)。陶瓷窗的結(jié)構(gòu)示于圖3。

陶瓷片兩端存在1個(gè)大氣壓差，不宜太薄，以免被氣壓差壓破；陶瓷片選得太厚則在焊接時(shí)易破裂，加高功率時(shí)陶瓷片上熱沉積也較大，相應(yīng)有較大的熱應(yīng)力。陶瓷窗的主要加工工藝是焊接，焊接變形不好控制，陶瓷窗的帶寬足夠大則可容許較大的焊接變形。陶瓷片提供的容抗和附近波導(dǎo)提供的感抗構(gòu)成了1個(gè)腔體帶通濾波器，其帶寬反比于品質(zhì)因子。高頻損耗越大，品質(zhì)因子越低，帶寬越寬，因此增加陶瓷片厚度，能增加陶瓷片高頻損耗，有助于增加陶瓷窗波導(dǎo)的帶寬。綜合考慮，陶瓷片選為8～20 mm。陶瓷窗波導(dǎo)的匹配優(yōu)化，主要是優(yōu)化陶瓷片和扼流結(jié)構(gòu)的尺寸。

匹配后的陶瓷窗波導(dǎo)的陶瓷片厚度12 mm，外徑168 mm，內(nèi)徑40 mm。圖4為陶瓷窗波導(dǎo)的駐波比曲線，在352.2 MHz處的駐波比1.000 9，駐波比小于1.1的帶寬>±58 MHz，在這個(gè)帶寬下，4個(gè)功率耦合器焊接好后，后面的實(shí)驗(yàn)表明高頻傳輸性合格率為100%。

圖4 陶瓷窗波導(dǎo)駐波比Fig.4 SWR of ceramic window waveguide

1.3 磁耦合環(huán)微波設(shè)計(jì)

僅當(dāng)加速腔與功率耦合器之間為臨界耦合，即耦合度β=1時(shí)，腔才能得到最大功率。腔中有束流比腔中無(wú)束流多了1個(gè)束耗，束耗的增加會(huì)拉低功率耦合器的耦合度。因此不能將功率耦合器與空腔的耦合度計(jì)為1。需將功率耦合器與空腔的耦合度設(shè)置大些，這樣出束時(shí)，功率耦合器會(huì)自動(dòng)過(guò)渡到接近匹配的狀態(tài)，功率耦合器的耦合度設(shè)置由束耗與腔耗的比值確定。BNCT_A RFQ的射頻參數(shù)列于表1。加速腔腔耗Pc為420 kW，束耗Pb為140 kW，腔體無(wú)束流時(shí)的功率耦合器整體的耦合度β為：

(2)

為確定耦合環(huán)的尺寸，將耦合環(huán)安置在一截長(zhǎng)110 mm的模型腔上進(jìn)行計(jì)算，為在冷測(cè)時(shí)有調(diào)節(jié)余量，將耦合環(huán)的平面與腔截面設(shè)置了30°的偏角，如圖5所示。用電磁計(jì)算軟件Microwave Studio(MWS)無(wú)法直接得到耦合環(huán)的耦合度卻可直接得到耦合環(huán)的外部品質(zhì)因子。實(shí)際腔為4個(gè)端口，每個(gè)端口平均分配耦合系統(tǒng)的外部損耗，結(jié)合模型腔與實(shí)際腔射頻參量的比例換算，可知要使得4個(gè)耦合器整體的β為1.33，模型腔上的耦合環(huán)的外部損耗因子Qe應(yīng)為1 378。

圖5 磁耦合環(huán)Fig.5 Magnetic loop

采用能量衰減法可得到耦合環(huán)端口的外部損耗因子。圖6所示為耦合環(huán)端口上的Qe隨耦合環(huán)插入腔體的深度h的變化關(guān)系。耦合環(huán)端口上的外部損耗因子隨著環(huán)插入腔體的深度基本線性下降，表明耦合環(huán)的耦合度隨著環(huán)插入腔體的深度線性增加。由圖6可知，當(dāng)環(huán)入腔深度為11.7 mm時(shí)，耦合環(huán)端口上的Qe為1 374，與外部損耗因子理論值1 378接近，并且在機(jī)械設(shè)計(jì)上，耦合環(huán)與腔之間是用活套法蘭連接的，耦合環(huán)與腔之間的耦合度還有上下調(diào)節(jié)余量，因此11.7 mm的環(huán)入腔深度為合適的深度。

圖6 磁耦合環(huán)外部品質(zhì)因子 隨耦合環(huán)入腔深度的變化關(guān)系Fig.6 External factor of magnetic loop vs depth of magnetic loop

2 功率耦合器的熱分析

功率耦合器中陶瓷窗波導(dǎo)的應(yīng)力和形變限制了功率耦合器的平均功率。陶瓷片上的應(yīng)力極值出現(xiàn)在陶瓷與同軸壁焊接的位置。陶瓷片的真空密封一般采用薄壁密封形式，薄壁與陶瓷焊接如圖7所示。薄壁的材料可選無(wú)氧銅或可伐。在加高功率時(shí)，陶瓷焊接點(diǎn)處的熱梯度和大氣壓差產(chǎn)生的綜合應(yīng)力應(yīng)小于薄壁焊接處的屈服強(qiáng)度和陶瓷的屈服強(qiáng)度。陶瓷焊接處的綜合應(yīng)力不僅與功率有關(guān)，還與薄壁的厚度d及長(zhǎng)度L有關(guān)。計(jì)算表明在輸入功率140 kW、占空比50%、帶水冷條件下薄壁厚度d從0.6 mm到1.3 mm之間變化時(shí)，陶瓷窗與薄壁焊接處的應(yīng)力從21 MPa增加到21.9 MPa，陶瓷窗與薄壁的形變從5.7 μm減小到5.16 μm。隨著薄壁厚度的增加，應(yīng)力增加不明顯，但陶瓷窗與薄壁的形變減小更明顯。綜合考慮取薄壁厚度1.0 mm較合理。

圖7 陶瓷窗波導(dǎo)結(jié)構(gòu)圖Fig.7 Schematic draw of ceramic window

圖8所示為140 kW、占空比50%、帶水冷條件下，陶瓷與薄壁焊接處的應(yīng)力和波導(dǎo)形變隨薄壁長(zhǎng)度L的變化關(guān)系。從圖8可知，薄壁長(zhǎng)度從15 mm增加到65 mm時(shí)應(yīng)力急劇減小，在45 mm到65 mm之間時(shí)應(yīng)力基本不變，而形變急劇增加，在45～65 mm之間時(shí)形變?cè)黾幼兙?。為兼顧波?dǎo)窗有較小的熱應(yīng)力和形變，薄壁長(zhǎng)度選為30 mm較合適。

圖8 薄壁焊接處的應(yīng)力 和波導(dǎo)形變隨薄壁長(zhǎng)度的變化關(guān)系Fig.8 Stress and waveguide deformation of thin wall vs length of thin wall

隨著耦合器功率的增加，波導(dǎo)窗上的應(yīng)力和形變會(huì)隨之增加，圖9為陶瓷焊接處形變與應(yīng)力隨功率的變化關(guān)系。應(yīng)力和形變與功率呈線性關(guān)系，當(dāng)功率從40 kW增加到420 kW時(shí)應(yīng)力從7.1 MPa增加到63 MPa，形變從2.48 μm增加到15 μm。高純鋁陶瓷片金屬化層的強(qiáng)度約為79 MPa[4]。取2倍的安全系數(shù)，陶瓷焊接處的許用應(yīng)力為39.5 MPa。從圖7可知，功率耦合器在50%的占空比下，最高可用的峰值功率為260 kW。RFQ腔上配4路功率耦合器，采用該耦合器，在50%占空比下，進(jìn)腔峰值功率可達(dá)1 MW，滿足了BNCT_A的RFQ加速腔的功率需求。

圖9 陶瓷焊接處形變與應(yīng)力隨功率的變化關(guān)系Fig.9 Deform and stress of ceramic joint vs RF power

3 射頻高功率老練

考慮到功率耦合器安裝到RFQ腔體上會(huì)導(dǎo)致腔場(chǎng)平整度變化，在RFQ腔場(chǎng)平整度調(diào)到4%以后安裝。由于RFQ采用4路功率耦合器饋送功率，每路功率耦合器互相影響，但耦合器的耦合度只能分別測(cè)量。單端口的耦合度β1與端口的整體耦合度β可按下式換算[5]。

(3)

β=1.33，可得到單個(gè)耦合器的耦合度為β1=0.266 5，由于耦合器處于欠耦合，耦合器的駐波比是耦合度的倒數(shù)。因此，每個(gè)耦合器的駐波比應(yīng)調(diào)為3.75。耦合器耦合度的調(diào)節(jié)可通過(guò)旋轉(zhuǎn)安裝耦合器的活套法蘭實(shí)現(xiàn)。為保證空腔老練時(shí)功率能進(jìn)腔，在出束時(shí)功率反射又較小，實(shí)際上每個(gè)耦合器的駐波比調(diào)到了3.9。

RFQ安裝后，對(duì)RFQ進(jìn)行高功率射頻老練。高功率射頻老練的目的是去除腔內(nèi)表面毛刺、污跡和減少腔體表面出氣，減小及最終消除RFQ腔體及功率耦合器高功率狀態(tài)下的打火次數(shù)。高功率要求高真空，當(dāng)RFQ腔體靜態(tài)真空達(dá)1.7×10-5Pa時(shí)開(kāi)始饋送功率。此前，由于RFQ的準(zhǔn)直安裝和RF冷測(cè)，RFQ腔體長(zhǎng)時(shí)間暴露在大氣下，內(nèi)表面吸附了大量氣體。腔體升溫可除卻腔體內(nèi)表面吸附的氣體，腔體升溫的簡(jiǎn)單方法是采用微波功率來(lái)給腔體升溫[6]。在腔體不通冷卻水的情況下，選擇射頻脈沖寬度500 μs，重復(fù)頻率25 Hz，進(jìn)腔峰值功率113 kW，將腔體溫度從室溫慢慢升到45 ℃然后維持不變。RFQ腔體溫度上升過(guò)程中真空增大到3.2×10-4Pa，但隨著保溫時(shí)間增長(zhǎng)，RFQ腔體出氣越來(lái)越少，最后真空慢慢恢復(fù)到1.4×10-5Pa。除氣結(jié)束后，在通冷卻水的情況下，繼續(xù)增加功率進(jìn)行RF高功率老練。為提高老練效率，編制了自動(dòng)老練程序。根據(jù)腔體打火情況自動(dòng)增加或減少功率。自動(dòng)老練程序中采用功率自動(dòng)升降模式，當(dāng)功率在某區(qū)間打火較多時(shí)，則這一區(qū)間多次掃描。一旦長(zhǎng)時(shí)間不打火則提高功率掃描區(qū)間，直至達(dá)到所需功率。采用打火停脈沖保護(hù)駐波比，當(dāng)駐波比超過(guò)門(mén)限時(shí)，低電平關(guān)掉射頻輸出，在幾個(gè)射頻脈沖后恢復(fù)射頻輸出。以便于真空泵及時(shí)抽走打火產(chǎn)生的氣體，防止加功率時(shí)產(chǎn)生二次打火。實(shí)際老練過(guò)程中發(fā)現(xiàn)，隨著占空比的提高，必須縮短駐波比保護(hù)時(shí)關(guān)停的脈沖數(shù)。這是因?yàn)榍惑w占空比提高，腔發(fā)熱嚴(yán)重。長(zhǎng)時(shí)間關(guān)停射頻功率時(shí)，腔體很快冷卻到室溫。腔體在熱腔狀態(tài)時(shí)的諧振頻率與腔體在熱腔狀態(tài)時(shí)的諧振頻率相差太大。低電平的頻率跟蹤跟不上腔體的頻率變化。使得低電平找不到腔諧振點(diǎn)，導(dǎo)致腔體打火嚴(yán)重。經(jīng)過(guò)幾天的老練，最終在射頻脈沖寬度2 000 ms、重復(fù)頻率為50 Hz的情況下，入腔功率達(dá)430 kW，反射功率60 kW。RFQ打火次數(shù)控制在12 h內(nèi)1～3次。

4 結(jié)論

BNCT_A的RFQ功率耦合器包括WR2300矩型轉(zhuǎn)同軸波導(dǎo)、陶瓷窗波導(dǎo)、耦合環(huán)，矩型轉(zhuǎn)同軸波導(dǎo)帶寬大于10 MHz，陶瓷窗波導(dǎo)帶寬大于58 MHz，各自滿足相應(yīng)的加工變形要求。耦合環(huán)放置在一截模型腔上進(jìn)行仿真，通過(guò)多端口換算，由耦合裝置的耦合度得到單個(gè)耦合環(huán)的外部品質(zhì)因子，在MWS中采用能量衰減法可取得耦合環(huán)的外部品質(zhì)因子。陶瓷窗波導(dǎo)上的熱應(yīng)力表明，在占空比為50%時(shí)，單個(gè)功率耦合器的峰值功率可達(dá)260 kW。RFQ腔體上裝4只功率耦合器，每只功率耦合器峰值功率140 kW，在容許的峰值范圍內(nèi)。4只功率耦合器的整體耦合度為1.33，根據(jù)多端口理論，每只功率耦合器駐波比均調(diào)到3.9以兼顧RFQ空腔老練和RFQ出束。RFQ腔的老練采用了自動(dòng)老練程序，配合低電平的駐波比保護(hù)，提高了老練效率。RFQ高功率RF老練，射頻脈沖寬度2 000 ms，重復(fù)頻率為50 Hz的情況下，入腔功率達(dá)484 kW，反射功率34 kW，保持連續(xù)12 h不打火，且入腔功率和占空比還有提升空間。