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In diesem Artikel wird eine 220-GHz-Breitband-Hochleistungs-Doppelblatt-Wanderfeldröhre entworfen und verifiziert. Erstens wird eine planare, gestaffelte Doppelblatt-Langsamwellenstruktur mit Doppelstrahl vorgeschlagen. Durch die Verwendung eines Dual-Mode-Betriebsschemas sind die Übertragungsleistung und Bandbreite fast doppelt so hoch wie im Einzelmodus. Zweitens wird ein doppeltes bleistiftförmiges elektronisches optisches System entworfen, um die Anforderungen einer hohen Ausgangsleistung zu erfüllen und die Stabilität der Wanderfeldröhre zu verbessern. Die Antriebsspannung beträgt 20 bis 21 k V, und der Strom beträgt 2 × 80 mA.Designziele.Durch die Verwendung des Maskenteils und der Steuerelektrode in der Doppelstrahlkanone können die beiden Bleistiftstrahlen entlang ihrer jeweiligen Zentren mit einem Kompressionsverhältnis von 7 fokussiert werden, der Fokussierungsabstand beträgt etwa 0,18 mm und die Stabilität ist gut.Das gleichmäßige magnetische Fokussierungssystem wurde ebenfalls optimiert.Der stabile Übertragungsabstand des planaren Doppelelektronenstrahls kann 45 mm erreichen, und das fokussierende Magnetfeld beträgt 0,6 T, was ausreicht, um das gesamte Hochfrequenzsystem (HFS) abzudecken. Um die Verwendbarkeit des elektronenoptischen Systems und die Leistung der langsamen Wellenstruktur zu überprüfen, wurden anschließend auch Partikelzellensimulationen (PIC) am gesamten HFS durchgeführt. Die Ergebnisse zeigen, dass das Strahlwechselwirkungssystem eine Spitzenausgangsleistung von nahezu 310 W bei 220 GHz erreichen kann, die optimierte Strahlspannung 20,6 kV beträgt, der Strahlstrom 2 × 80 mA beträgt, die Verstärkung 38 dB beträgt und die 3-dB-Bandbreite 35 dB um etwa 70 überschreitet GHz. Abschließend wird eine hochpräzise Mikrostrukturfertigung durchgeführt, um die Leistung des HFS zu überprüfen, und die Ergebnisse zeigen, dass die Bandbreite und Übertragungseigenschaften gut mit den Simulationsergebnissen übereinstimmen. Daher wird erwartet, dass das in diesem Dokument vorgeschlagene Schema leistungsstarke, ultrabreitbandige Terahertzband-Strahlungsquellen mit Potenzial für zukünftige Anwendungen entwickelt.
Als traditionelles elektronisches Vakuumgerät spielt die Wanderfeldröhre (TWT) eine unersetzliche Rolle in vielen Anwendungen wie hochauflösendem Radar, Satellitenkommunikationssystemen und der Weltraumforschung1,2,3. Mit dem Eintritt der Betriebsfrequenz in das Terahertz-Band konnten die herkömmliche TWT mit gekoppeltem Hohlraum und die spiralförmige TWT jedoch aufgrund der relativ geringen Ausgangsleistung, der schmalen Bandbreite und der schwierigen Herstellungsprozesse die Bedürfnisse der Menschen nicht erfüllen. Daher ist die Frage, wie die Leistung des THz-Bands umfassend verbessert werden kann, zu einem sehr besorgniserregenden Thema geworden Viele wissenschaftliche Forschungseinrichtungen. In den letzten Jahren haben neuartige Slow-Wave-Strukturen (SWSs), wie Staggered Dual-Blade (SDV)-Strukturen und Folded Waveguide (FW)-Strukturen, aufgrund ihrer natürlichen planaren Strukturen große Aufmerksamkeit erhalten, insbesondere die neuartigen SDV-SWSs mit vielversprechendem Potenzial. Diese Struktur wurde 2008 von UC-Davis vorgeschlagen4. Die planare Struktur kann leicht durch Mikro-Nano-Verarbeitungstechniken wie Computer Numerical Control (CNC) und UV-LIGA, die Ganzmetall-Paketstruktur, hergestellt werden bieten eine größere Wärmekapazität mit höherer Ausgangsleistung und Verstärkung, und die wellenleiterartige Struktur kann auch eine größere Arbeitsbandbreite bieten. Derzeit hat UC Davis 2017 erstmals gezeigt, dass SDV-TWT Hochleistungsausgänge über 100 W und Signale mit einer Bandbreite von fast 14 GHz im G-Band erzeugen kann5. Allerdings weisen diese Ergebnisse immer noch Lücken auf, die die damit verbundenen Anforderungen an hohe Leistung und große Bandbreite im Terahertz-Band nicht erfüllen können. Für das G-Band SDV von UC-Davis -TWT wurden Schichtelektronenstrahlen verwendet. Obwohl dieses Schema die Strombelastbarkeit des Strahls erheblich verbessern kann, ist es aufgrund der Instabilität des elektronenoptischen Systems (EOS) des Schichtstrahls schwierig, eine lange Übertragungsentfernung aufrechtzuerhalten, und es gibt einen Übermodus-Strahltunnel, der auch dazu führen kann, dass sich der Strahl selbst reguliert.– Anregung und Oszillation 6,7.Um die Anforderungen einer hohen Ausgangsleistung, einer großen Bandbreite und einer guten Stabilität der THz-TWT zu erfüllen, wird in diesem Artikel ein Zweistrahl-SDV-SWS mit Dual-Mode-Betrieb vorgeschlagen. Das heißt, um die Betriebsbandbreite zu erhöhen, wird ein Dual-Mode-Betrieb vorgeschlagen und in dieser Struktur eingeführt ist zu hoch, muss der Strahlstrom reduziert werden, was zu einer relativ niedrigen Ausgangsleistung führt. Um den Strahlstrom zu verbessern, ist ein planar verteiltes Mehrstrahl-EOS entstanden, das die laterale Größe des SWS ausnutzt. Aufgrund des unabhängigen Strahltunnelns kann der planar verteilte Mehrstrahl eine hohe Ausgangsleistung erzielen, indem ein hoher Gesamtstrahlstrom und ein kleiner Strom pro Strahl aufrechterhalten werden, wodurch ein Overmode-Strahltunneln im Vergleich zu Blattstrahlgeräten vermieden werden kann. Daher ist es vorteilhaft, die Stabilität der Wanderfeldröhre aufrechtzuerhalten. Auf der Grundlage früherer Arbeiten8 ,9, In ​​diesem Artikel wird ein G-Band-G-Band-Doppelstiftstrahl-EOS mit gleichmäßigem Magnetfeld zur Fokussierung vorgeschlagen, der den stabilen Übertragungsabstand des Strahls erheblich verbessern und die Strahlinteraktionsfläche weiter vergrößern kann, wodurch die Ausgangsleistung erheblich verbessert wird.
Der Aufbau dieser Arbeit ist wie folgt. Zuerst wird das SWS-Zelldesign mit Parametern, Dispersionseigenschaftenanalyse und Hochfrequenzsimulationsergebnissen beschrieben. Anschließend werden in dieser Arbeit entsprechend der Struktur der Elementarzelle ein Doppelstiftstrahl-EOS und ein Strahlinteraktionssystem entworfen. Außerdem werden intrazelluläre Partikelsimulationsergebnisse vorgestellt, um die Verwendbarkeit von EOS und die Leistung von SDV-TWT zu überprüfen. Darüber hinaus werden in der Arbeit kurz die Herstellungs- und Kältetestergebnisse vorgestellt, um die Richtigkeit des gesamten HFS zu überprüfen. Abschließend eine Zusammenfassung erstellen.
Als eine der wichtigsten Komponenten des TWT zeigen die dispersiven Eigenschaften der langsamen Wellenstruktur an, ob die Elektronengeschwindigkeit mit der Phasengeschwindigkeit des SWS übereinstimmt, und haben somit einen großen Einfluss auf die Strahl-Wellen-Wechselwirkung. Um die Leistung des gesamten TWT zu verbessern, wurde eine verbesserte Wechselwirkungsstruktur entworfen.Um die Arbeitsbandbreite zu erhöhen, wurde inzwischen ein Dualmodus für den SWS-Betrieb vorgeschlagen. Aufgrund der Symmetrie der SDV-Struktur kann die Lösung der elektromagnetischen Felddispersionsgleichung in ungerade und gerade Modi unterteilt werden. Gleichzeitig werden der ungerade Grundmodus des Niederfrequenzbands und der gerade Grundmodus des Hochfrequenzbands verwendet, um die Breitbandsynchronisation der Strahlwechselwirkung zu realisieren und dadurch die Arbeitsbandbreite weiter zu verbessern.
Je nach Leistungsbedarf wird die gesamte Röhre mit einer Antriebsspannung von 20 kV und einem Doppelstrahlstrom von 2 × 80 mA ausgelegt. Um die Spannung möglichst genau an die Betriebsbandbreite des SDV-SWS anzupassen, müssen wir die Länge der Periode p berechnen. Der Zusammenhang zwischen Strahlspannung und Periode ist in Gleichung (1)10 dargestellt:
Durch Einstellen der Phasenverschiebung auf 2,5π bei der Mittenfrequenz von 220 GHz kann die Periode p auf 0,46 mm berechnet werden. Abbildung 2a zeigt die Dispersionseigenschaften der SWS-Elementarzelle. Die 20-kV-Strahllinie passt sehr gut zur bimodalen Kurve. Passende Frequenzbänder können etwa 70 GHz in den Bereichen 210–265,3 GHz (ungerader Modus) und 265,4–280 GHz (gerader Modus) erreichen.Abbildung 2b zeigt die durchschnittliche Kopplungsimpedanz, die von 210 bis 290 GHz größer als 0,6 Ω ist, was darauf hindeutet, dass in der Betriebsbandbreite starke Wechselwirkungen auftreten können.
(a) Dispersionseigenschaften eines Dual-Mode-SDV-SWS mit einer 20-kV-Elektronenstrahllinie. (b) Wechselwirkungsimpedanz der SDV-Langsamwellenschaltung.
Es ist jedoch wichtig zu beachten, dass zwischen den ungeraden und geraden Modi eine Bandlücke besteht, und wir bezeichnen diese Bandlücke normalerweise als Stoppband, wie in Abbildung 2a dargestellt. Wenn der TWT in der Nähe dieses Frequenzbands betrieben wird, kann eine starke Strahlkopplungsstärke auftreten, die zu unerwünschten Schwingungen führt. In praktischen Anwendungen vermeiden wir im Allgemeinen die Verwendung von TWT in der Nähe des Stoppbands. Es ist jedoch ersichtlich, dass die Bandlücke dieser langsamen Wellenstruktur nur 0,1 GHz beträgt. Es ist schwierig zu bestimmen, ob diese kleine Bandlücke verursacht wird Daher wird im folgenden PIC-Simulationsabschnitt die Stabilität des Betriebs um das Stoppband herum untersucht, um zu analysieren, ob unerwünschte Oszillationen auftreten können.
Das Modell des gesamten HFS ist in Abbildung 3 dargestellt. Es besteht aus zwei SDV-SWS-Stufen, die durch Bragg-Reflektoren verbunden sind. Die Funktion des Reflektors besteht darin, die Signalübertragung zwischen den beiden Stufen zu unterbrechen und die Schwingung und Reflexion von Nicht-Arbeitsmodi wie Modi höherer Ordnung, die zwischen den oberen und unteren Lamellen erzeugt werden, zu unterdrücken, wodurch die Stabilität der gesamten Röhre erheblich verbessert wird Der Koeffizient der Zwei-Ebenen-Struktur wird durch einen Zeitbereichslöser in der 3D-Simulationssoftware gemessen. Unter Berücksichtigung der tatsächlichen Wirkung des Terahertz-Bandes auf das Material wird das Material der Vakuumhülle zunächst auf Kupfer eingestellt und die Leitfähigkeit auf 2,25×107 S/m12 reduziert.
Abbildung 4 zeigt die Übertragungsergebnisse für HFS mit und ohne lineare konische Koppler. Die Ergebnisse zeigen, dass der Koppler nur geringe Auswirkungen auf die Übertragungsleistung des gesamten HFS hat. Die Rückflussdämpfung (S11 < − 10 dB) und die Einfügungsdämpfung (S21 > − 5 dB) des gesamten Systems im 207–280 GHz-Breitband zeigen, dass HFS gute Übertragungseigenschaften aufweist.
Als Stromversorgung vakuumelektronischer Geräte bestimmt die Elektronenkanone direkt, ob das Gerät genügend Ausgangsleistung erzeugen kann. In Kombination mit der Analyse von HFS in Abschnitt II muss ein Zweistrahl-EOS entworfen werden, um ausreichend Leistung bereitzustellen. In diesem Teil wird basierend auf früheren Arbeiten im W-Band8,9 eine Doppelstift-Elektronenkanone unter Verwendung eines planaren Maskenteils und Steuerelektroden entworfen.In 2 ist die Antriebsspannung Ua der Elektronenstrahlen zunächst auf 20 kV eingestellt, die Ströme I der beiden Elektronenstrahlen betragen beide 80 mA und der Strahldurchmesser dw der Elektronenstrahlen beträgt 0,13 mm. Gleichzeitig wird, um sicherzustellen, dass die Stromdichte des Elektronenstrahls und der Kathode erreicht werden kann, das Kompressionsverhältnis des Elektronenstrahls auf 7 eingestellt, sodass die Stromdichte des Elektronenstrahls 603 A/cm2 beträgt, und die Stromdichte von Die Kathode beträgt 86 A/cm2, was durch die Verwendung neuer Kathodenmaterialien erreicht werden kann. Gemäß der Designtheorie 14, 15, 16, 17 kann eine typische Pierce-Elektronenkanone eindeutig identifiziert werden.
Abbildung 5 zeigt die horizontalen bzw. vertikalen schematischen Diagramme der Kanone. Es ist ersichtlich, dass das Profil der Elektronenkanone in x-Richtung nahezu identisch mit dem einer typischen plattenförmigen Elektronenkanone ist, während in y-Richtung die beiden Elektronenstrahlen teilweise durch die Maske getrennt sind. Die Positionen der beiden Kathoden liegen bei x = – 0,155 mm, y = 0 mm bzw. x = 0,155 mm, y = 0 mm. Je nach Design Aufgrund der Anforderungen an das Kompressionsverhältnis und die Elektroneninjektionsgröße werden die Abmessungen der beiden Kathodenoberflächen auf 0,91 mm × 0,13 mm festgelegt.
Um das von jedem Elektronenstrahl in x-Richtung empfangene fokussierte elektrische Feld symmetrisch um sein eigenes Zentrum zu machen, wird in diesem Artikel eine Steuerelektrode an der Elektronenkanone angebracht. Indem wir die Spannung der Fokussierungselektrode und der Steuerelektrode auf –20 kV und die Spannung der Anode auf 0 V einstellen, können wir die Flugbahnverteilung der Doppelstrahlkanone erhalten, wie in Abb. 6 dargestellt. Es ist ersichtlich, dass die emittierten Elektronen in y-Richtung eine gute Kompressibilität aufweisen und jeder Elektronenstrahl in Richtung konvergiert die x-Richtung entlang ihres eigenen Symmetriezentrums, was darauf hinweist, dass die Steuerelektrode das von der Fokussierungselektrode erzeugte ungleiche elektrische Feld ausgleicht.
Abbildung 7 zeigt die Strahlhüllkurve in x- und y-Richtung. Die Ergebnisse zeigen, dass sich die Projektionsentfernung des Elektronenstrahls in x-Richtung von der in y-Richtung unterscheidet. Die Wurfweite in x-Richtung beträgt etwa 4 mm und die Wurfweite in y-Richtung liegt nahe bei 7 mm. Daher sollte die tatsächliche Wurfweite zwischen 4 und 7 mm gewählt werden. Abbildung 8 zeigt den Querschnitt des Elektronenstrahls bei 4,6 mm von der Kathodenoberfläche. Wir können sehen, dass die Die Form des Querschnitts kommt einem standardmäßigen kreisförmigen Elektronenstrahl am nächsten. Der Abstand zwischen den beiden Elektronenstrahlen liegt nahe bei den geplanten 0,31 mm und der Radius beträgt etwa 0,13 mm, was den Designanforderungen entspricht. Abbildung 9 zeigt die Simulationsergebnisse des Strahlstroms. Es ist ersichtlich, dass die beiden Strahlströme 76 mA betragen, was gut mit den geplanten 80 mA übereinstimmt.
Angesichts der Schwankungen der Antriebsspannung in praktischen Anwendungen ist es notwendig, die Spannungsempfindlichkeit dieses Modells zu untersuchen. Im Spannungsbereich von 19,8 bis 20,6 kV werden die Strom- und Strahlstromhüllkurven erhalten, wie in Abbildung 1 und Abbildung 1.10 und 11 dargestellt. Aus den Ergebnissen ist ersichtlich, dass die Änderung der Antriebsspannung keinen Einfluss auf die Elektronenstrahlhüllkurve hat und sich der Elektronenstrahlstrom nur von 0,74 auf 0,78 A ändert. Daher kann dies der Fall sein Ich ging davon aus, dass die in diesem Artikel entworfene Elektronenkanone eine gute Spannungsempfindlichkeit aufweist.
Die Auswirkung von Antriebsspannungsschwankungen auf die Strahlhüllkurven in x- und y-Richtung.
Ein einheitliches magnetisches Fokussierungsfeld ist ein übliches Permanentmagnet-Fokussierungssystem. Aufgrund der gleichmäßigen Magnetfeldverteilung im gesamten Strahlkanal eignet es sich sehr gut für achsensymmetrische Elektronenstrahlen. In diesem Abschnitt wird ein einheitliches magnetisches Fokussierungssystem zur Aufrechterhaltung der Fernübertragung von Doppelstiftstrahlen vorgeschlagen. Durch Analyse des erzeugten Magnetfelds und der Strahlhülle wird das Designschema des Fokussiersystems vorgeschlagen und das Empfindlichkeitsproblem untersucht. Gemäß der stabilen Übertragungstheorie eines einzelnen Bleistiftstrahls18,19 kann der Brillouin-Magnetfeldwert berechnet werden durch Gleichung (2). In dieser Arbeit verwenden wir diese Äquivalenz auch, um das Magnetfeld eines seitlich verteilten Doppelstiftstrahls abzuschätzen. In Kombination mit der in dieser Arbeit entwickelten Elektronenkanone beträgt der berechnete Magnetfeldwert etwa 4000 Gs. Gemäß Ref.20, das 1,5- bis 2-fache des berechneten Wertes, wird in der Praxis üblicherweise gewählt.
Abbildung 12 zeigt den Aufbau eines einheitlichen Magnetfeldfokussierungsfeldsystems. Der blaue Teil ist der in axialer Richtung magnetisierte Permanentmagnet. Die Materialauswahl ist NdFeB oder FeCoNi ist einheitlich, was erfordert, dass die Größe in x-Richtung nicht zu klein sein darf. Gleichzeitig sollte die Größe des Magneten angesichts der Kosten und des Gewichts der gesamten Röhre nicht zu groß sein. Daher sind die Magnete zunächst auf 150 mm × 150 mm × 70 mm eingestellt. Um sicherzustellen, dass der gesamte Slow-Wave-Schaltkreis im Fokussiersystem platziert werden kann, wird der Abstand zwischen den Magneten auf 20 mm eingestellt.
Im Jahr 2015 schlug Purna Chandra Panda21 ein Polstück mit einem neuen Stufenloch in einem einheitlichen magnetischen Fokussierungssystem vor, das die Größe des Streuflusses zur Kathode und das am Polstückloch erzeugte transversale Magnetfeld weiter reduzieren kann. In diesem Artikel fügen wir dem Polstück des Fokussiersystems eine Stufenstruktur hinzu. Die Dicke des Polstücks ist zunächst auf 1,5 mm eingestellt, die Höhe und Breite der drei Stufen betragen 0,5 mm und der Abstand zwischen den Polstücklöchern beträgt 2 mm, wie in Abbildung dargestellt 13.
Abbildung 14a zeigt die axiale Magnetfeldverteilung entlang der Mittellinien der beiden Elektronenstrahlen. Es ist ersichtlich, dass die Magnetfeldkräfte entlang der beiden Elektronenstrahlen gleich sind. Der Magnetfeldwert beträgt etwa 6000 Gs, was dem 1,5-fachen des theoretischen Brillouin-Feldes entspricht, um die Übertragungs- und Fokussierungsleistung zu erhöhen. Gleichzeitig ist das Magnetfeld an der Kathode nahezu 0, was darauf hinweist, dass das Polstück einen guten Effekt auf die Verhinderung von Magnetflussverlusten hat. Abbildung 14b zeigt die transversale Magnetfeldverteilung By in der z-Richtung am oberen Rand der beiden Elektronenstrahlen. Es ist ersichtlich, dass das transversale Magnetfeld nur am Polstückloch weniger als 200 Gs beträgt, während im langsamen Wellenkreis das transversale Magnetfeld nahezu Null ist, was beweist, dass der Einfluss des transversalen Magnetfelds auf den Elektronenstrahl vernachlässigbar ist. Um eine magnetische Sättigung der Polstücke zu verhindern, ist es notwendig, die magnetische Feldstärke innerhalb der Polstücke zu untersuchen. Abbildung 14c zeigt den Absolutwert der Magnetfeldverteilung innerhalb des Polstücks. Es ist zu sehen dass der Absolutwert der magnetischen Feldstärke weniger als 1,2 T beträgt, was darauf hinweist, dass die magnetische Sättigung des Polschuhs nicht auftritt.
Magnetische Feldstärkeverteilung für Br = 1,3 T.(a) Axiale Feldverteilung.(b) Laterale Feldverteilung By in z-Richtung.(c) Absoluter Wert der Feldverteilung innerhalb des Polstücks.
Basierend auf dem CST PS-Modul wird die axiale relative Position der Doppelstrahlkanone und des Fokussiersystems optimiert. Gemäß Ref.Wie aus 9 und Simulationen hervorgeht, ist die optimale Position dort, wo das Anodenstück das Polstück vom Magneten entfernt überlappt. Es wurde jedoch festgestellt, dass bei einer Einstellung der Remanenz auf 1,3 T die Durchlässigkeit des Elektronenstrahls nicht 99 % erreichen konnte. Durch Erhöhen der Remanenz auf 1,4 T wird das fokussierende Magnetfeld auf 6500 Gs erhöht. Die Strahlbahnen auf der xoz- und yoz-Ebene sind in Abbildung 15 dargestellt hat eine gute Übertragung, geringe Schwankungen und einen Übertragungsabstand von mehr als 45 mm.
Flugbahnen von Doppelbündelstrahlen unter einem homogenen Magnetsystem mit Br = 1,4 T.(a) xoz-Ebene.(b) yoz-Flugzeuge.
Abbildung 16 zeigt den Querschnitt des Strahls an verschiedenen Positionen entfernt von der Kathode. Es ist ersichtlich, dass die Form des Strahlabschnitts im Fokussierungssystem gut erhalten bleibt und sich der Abschnittsdurchmesser nicht wesentlich ändert. Abbildung 17 zeigt die Strahlhüllkurven in x- bzw. y-Richtung. Es ist ersichtlich, dass die Schwankung des Strahls in beide Richtungen sehr gering ist. Abbildung 18 zeigt die Simulationsergebnisse des Strahlstroms. Die Ergebnisse zeigen, dass der Strom etwa 2 × 80 mA beträgt, was mit dem berechneten Wert übereinstimmt im Elektronenkanonendesign.
Elektronenstrahlquerschnitt (mit Fokussierungssystem) an verschiedenen Positionen von der Kathode entfernt.
Angesichts einer Reihe von Problemen wie Montagefehlern, Spannungsschwankungen und Änderungen der Magnetfeldstärke in praktischen Verarbeitungsanwendungen ist es notwendig, die Empfindlichkeit des Fokussiersystems zu analysieren. Da bei der tatsächlichen Verarbeitung ein Spalt zwischen dem Anodenstück und dem Polstück besteht, muss dieser Spalt in der Simulation eingestellt werden. Der Spaltwert wurde auf 0,2 mm eingestellt und Abbildung 19a zeigt die Strahlhülle und den Strahlstrom in y-Richtung. Dieses Ergebnis zeigt, dass die Änderung der Strahlhülle nicht signifikant ist und sich der Strahlstrom kaum ändert. Daher Das System ist unempfindlich gegenüber Montagefehlern. Für die Schwankung der Antriebsspannung ist der Fehlerbereich auf ±0,5 kV eingestellt. Abbildung 19b zeigt die Vergleichsergebnisse. Es ist zu erkennen, dass die Spannungsänderung kaum Auswirkungen auf die Strahlhüllkurve hat. Für Änderungen der Magnetfeldstärke ist der Fehlerbereich auf -0,02 bis +0,03 T eingestellt. Die Vergleichsergebnisse sind in Abbildung 20 dargestellt. Es ist zu erkennen, dass sich die Strahlhüllkurve kaum ändert, was bedeutet, dass das gesamte EOS unempfindlich gegenüber Änderungen der Magnetfeldstärke ist.
Strahlhüllkurve und Strom ergeben sich unter einem einheitlichen magnetischen Fokussierungssystem. (a) Die Montagetoleranz beträgt 0,2 mm. (b) Die Schwankung der Antriebsspannung beträgt ±0,5 kV.
Strahlhülle unter einem einheitlichen magnetischen Fokussierungssystem mit axialen Magnetfeldstärkeschwankungen im Bereich von 0,63 bis 0,68 T.
Um sicherzustellen, dass das in dieser Arbeit entworfene Fokussiersystem mit dem HFS übereinstimmt, ist es für Forschungszwecke erforderlich, das Fokussiersystem und das HFS zu kombinieren. Abbildung 21 zeigt einen Vergleich der Strahlhüllkurven mit und ohne geladenem HFS. Die Ergebnisse zeigen, dass sich die Strahlhüllkurve nicht wesentlich ändert, wenn das gesamte HFS geladen ist. Daher ist das Fokussierungssystem für die Wanderfeldröhre HFS des oben genannten Designs geeignet.
Um die Richtigkeit des in Abschnitt III vorgeschlagenen EOS zu überprüfen und die Leistung des 220-GHz-SDV-TWT zu untersuchen, wird eine 3D-PIC-Simulation der Strahl-Wellen-Wechselwirkung durchgeführt. Aufgrund von Einschränkungen der Simulationssoftware konnten wir nicht das gesamte EOS zu HFS hinzufügen. Daher wurde die Elektronenkanone durch eine äquivalente emittierende Oberfläche mit einem Durchmesser von 0,13 mm und einem Abstand zwischen den beiden Oberflächen von 0,31 mm ersetzt, was denselben Parametern wie die oben entworfene Elektronenkanone entspricht. Aufgrund der in Empfindlichkeit und gute Stabilität von EOS kann die Antriebsspannung richtig optimiert werden, um die beste Ausgangsleistung in der PIC-Simulation zu erreichen. Die Simulationsergebnisse zeigen, dass die gesättigte Ausgangsleistung und Verstärkung bei einer Antriebsspannung von 20,6 kV, einem Strahlstrom von 2 × 80 mA (603 A/cm2) und einer Eingangsleistung von 0,05 W erreicht werden kann.
Um das beste Ausgangssignal zu erhalten, muss auch die Anzahl der Zyklen optimiert werden. Die beste Ausgangsleistung wird erhalten, wenn die Anzahl der zwei Stufen 42 + 48 Zyklen beträgt, wie in Abbildung 22a dargestellt. Ein 0,05-W-Eingangssignal wird mit einer Verstärkung von 38 dB auf 314 W verstärkt. Das durch die schnelle Fourier-Transformation (FFT) erhaltene Ausgangsleistungsspektrum ist rein und erreicht seinen Höhepunkt bei 220 GHz. Abbildung 22b zeigt die axiale Positionsverteilung der Elektronenenergie in SWS, wobei die meisten Elektronen Energie verlieren. Dieses Ergebnis zeigt, dass das SDV-SWS die kinetische Energie von Elektronen in HF-Signale umwandeln und so eine Signalverstärkung realisieren kann.
SDV-SWS-Ausgangssignal bei 220 GHz. (a) Ausgangsleistung mit eingeschlossenem Spektrum. (b) Energieverteilung der Elektronen mit dem Elektronenstrahl am Ende des SWS-Einschubs.
Abbildung 23 zeigt die Ausgangsleistungsbandbreite und die Verstärkung eines Dual-Mode-Dual-Beam-SDV-TWT. Die Ausgangsleistung kann durch Wobbelfrequenzen von 200 bis 275 GHz und Optimierung der Antriebsspannung weiter verbessert werden. Dieses Ergebnis zeigt, dass die 3-dB-Bandbreite 205 bis 275 GHz abdecken kann, was bedeutet, dass der Dual-Mode-Betrieb die Betriebsbandbreite erheblich erweitern kann.
Aus Abb. 2a wissen wir jedoch, dass es zwischen den ungeraden und geraden Modi ein Stoppband gibt, das zu unerwünschten Schwingungen führen kann. Daher muss die Arbeitsstabilität um die Stopps herum untersucht werden. Die Abbildungen 24a und c sind die 20-ns-Simulationsergebnisse bei 265,3 GHz, 265,35 GHz bzw. 265,4 GHz. Es ist ersichtlich, dass die Simulationsergebnisse zwar einige Schwankungen aufweisen, die Ausgangsleistung jedoch relativ stabil ist. Das Spektrum ist auch Wie in Abbildung 24 dargestellt, ist das Spektrum rein. Diese Ergebnisse zeigen, dass es in der Nähe des Sperrbandes keine Selbstoszillation gibt.
Herstellung und Messung sind erforderlich, um die Korrektheit des gesamten HFS zu überprüfen. In diesem Teil wird das HFS mithilfe der CNC-Technologie (Computer Numerical Control) mit einem Werkzeugdurchmesser von 0,1 mm und einer Bearbeitungsgenauigkeit von 10 μm hergestellt. Das Material für die Hochfrequenzstruktur wird durch sauerstofffreies Kupfer mit hoher Leitfähigkeit (OFHC) bereitgestellt. Abbildung 25a zeigt die hergestellte Struktur. Die gesamte Struktur hat eine Länge von 66,00 mm, eine Breite von 20,00 mm und eine Höhe von 8,66 mm. Acht Nadellöcher sind rund um die Struktur verteilt. Abbildung 25b zeigt die Struktur mittels Rasterelektronenmikroskopie (REM). Die Schaufeln dieser Struktur werden gleichmäßig hergestellt und weisen eine gute Oberflächenrauheit auf. Nach genauer Messung beträgt der Gesamtbearbeitungsfehler weniger als 5 %, und die Oberflächenrauheit beträgt etwa 0,4 μm. Die Bearbeitungsstruktur entspricht den Design- und Präzisionsanforderungen.
Abbildung 26 zeigt den Vergleich zwischen tatsächlichen Testergebnissen und Simulationen der Übertragungsleistung. Port 1 und Port 2 in Abbildung 26a entsprechen den Eingangs- bzw. Ausgangsports des HFS und entsprechen Port 1 und Port 4 in Abbildung 3. Die tatsächlichen Messergebnisse von S11 sind etwas besser als die Simulationsergebnisse. Gleichzeitig sind die Messergebnisse von S21 etwas schlechter. Der Grund kann darin liegen, dass die in der Simulation eingestellte Materialleitfähigkeit zu hoch ist und die Oberflächenrauheit nach der tatsächlichen Bearbeitung schlecht ist. Insgesamt Die gemessenen Ergebnisse stimmen gut mit den Simulationsergebnissen überein und die Übertragungsbandbreite erfüllt die Anforderung von 70 GHz, was die Machbarkeit und Korrektheit des vorgeschlagenen Dual-Mode-SDV-TWT bestätigt. Daher kann das in diesem Dokument vorgeschlagene ultrabreitbandige Dual-Beam-SDV-TWT-Design in Kombination mit dem tatsächlichen Herstellungsprozess und den Testergebnissen für nachfolgende Herstellung und Anwendungen verwendet werden.
In diesem Artikel wird ein detaillierter Entwurf eines 220-GHz-Zweistrahl-SDV-TWT mit planarer Verteilung vorgestellt. Die Kombination aus Dual-Mode-Betrieb und Dual-Beam-Anregung erhöht die Betriebsbandbreite und Ausgangsleistung weiter. Die Herstellung und der Kalttest werden ebenfalls durchgeführt, um die Korrektheit des gesamten HFS zu überprüfen.Die tatsächlichen Messergebnisse stimmen gut mit den Simulationsergebnissen überein. Für das entworfene Zweistrahl-EOS wurden ein Maskenabschnitt und Steuerelektroden zusammen verwendet, um einen Zwei-Bleistift-Strahl zu erzeugen. Unter dem entworfenen gleichmäßigen Fokussierungsmagnetfeld kann der Elektronenstrahl stabil über große Entfernungen mit guter Form übertragen werden. In Zukunft wird die Produktion und Prüfung von EOS durchgeführt, und der thermische Test des gesamten TWT wird ebenfalls durchgeführt. Dieses in diesem Dokument vorgeschlagene SDV-TWT-Entwurfsschema kombiniert vollständig die derzeit ausgereifte Ebenenverarbeitungstechnologie und zeigt großes Potenzial bei Leistungsindikatoren sowie Verarbeitung und Montage. Daher geht dieser Artikel davon aus, dass die planare Struktur am wahrscheinlichsten zum Entwicklungstrend vakuumelektronischer Geräte im Terahertz-Band wird.
Die meisten Rohdaten und Analysemodelle dieser Studie wurden in dieses Papier aufgenommen. Weitere relevante Informationen können auf begründete Anfrage vom jeweiligen Autor eingeholt werden.
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