在高功率微波（HPM）应用推广中，HPM器件工作的稳定性是一个重要的研究课题。在多种HPM器件研究中^[1-3]，由于相对论速调管（RKA）具有输出微波的幅度和相位可控、输出功率和效率高等优点，得到了大力发展^[4-13]。RKA研究中遇到的主要技术障碍是脉冲缩短、杂频振荡、相位抖动和重复频率运行不稳定等问题，为此，研究人员进行了广泛研究，提出了多种解决措施^{[5, 7, 12, 14-16]}，作者在RKA研究中遇到了同样的问题^[17-18]。作者在S波段高增益高功率长脉冲RKA研究中发现^[18]，输出腔位置的电子反射和输出腔中激励的高次杂模在漂移管中传输是造成RKA杂频振荡和脉冲缩短的主要根源，为此提出了选择参差模式设置的谐振腔和在漂移管中加载石墨挡环的措施，使该问题得到明显减轻，采用6 GW/190 ns的电子束得到了功率1.73 GW/110 ns的输出微波，相位抖动极差±20°。显然，该器件中的脉冲缩短问题没有得到完全抑制，根据粒子模拟，输出微波脉宽应该不小于150 ns。而且，该RKA在重复频率运行中发现，低重复频率（如5 Hz）运行稳定，但是当运行频率提高后，输出微波幅度和脉宽变得非常不稳定。为此，作者开展了更深入的分析和实验研究，对现有的S波段的高频系统、引导磁场和阴极材料进行了较大程度的改进，使器件中的脉冲缩短和重复频率运行不稳定性等问题得到了较大程度的解决。

1 RKA重复频率运行的不稳定性现象

在S波段高增益高功率RKA研究中发现^[18]（实验中驱动RKA的电子束电压为850 kV、束流7.6 kA，RKA的腔体材料为无磁不锈钢，实验系统的动态真空度为5×10⁻³ Pa），输出腔的电子反射和输出腔中激励的高次杂模在漂移管中传输造成了RKA的杂频振荡和脉冲缩短，为此提出了选择参差模式设置的谐振腔和在漂移管中加载石墨挡环的措施，使自激振荡和脉冲缩短得到减轻，单次和低重复频率5 Hz运行稳定。但是，重复频率10 Hz运行时，后续的脉冲工作变得不稳定，末尾两个脉冲出现了辐射终止，如图1所示。而且，由于每次安装的差异和束流传输的不稳定性问题，漂移管中的阻挡环使得RKA工作的重复性降低。另外，由于器件功率较高，电子束密度很高（约3.2 kA/cm²），在RKA第二个中间腔和输出腔的间隙电场很高（约550 kV/cm），已高度群聚的电子束密度更高（≥7 kA/cm²），这样，在腔体间隙电子束的空间电位降增大，电子动能降低^[19]。还有，由于RKA输入腔的输入波导的插入，使引导磁场线包分为纵向间隔4 cm的两节，使得轴向引导磁场的均匀性只有约82%，而且使得前后两节磁场线包与RKA漂移管及环形电子束的同心难度增大。综合这些因素，很容易导致电子反射和散焦，轰击输出腔和中间腔间隙，诱发二次电子发射和射频击穿，从而导致输出微波脉宽和后沿变化，严重时导致输出微波脉冲终止。由于中间腔和输出腔间隙被强流电子束严重轰击而烧蚀，器件的寿命非常短，一般不超过1000炮。

图 1. RKA重复频率不稳定运行波形

Fig. 1. Unstable repetitive operation of RKA（C1—detected waveform of output microwave，C2—radio waveform of output microwave）

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2 RKA的优化设计

显然，腔体间隙电场和电子束密度太高造成的电子反射和散焦轰击间隙及其诱发的射频击穿是导致RKA脉冲缩短、重复频率工作不稳定的根本原因。这自然表明，如果适当增大漂移管和腔体的径向尺寸，选择较大截面的环形电子束，可以降低电子束密度和间隙电场，从而可以减小电子反射、散焦和射频击穿的风险，进而有利于提高RKA重复频率工作的稳定性。同时，提高引导磁场的轴向均匀性，加强电子束收集极结构优化设计和冷却设计，可以进一步改善RKA重复频率工作稳定性和寿命。基于此，下面开展这些方面的优化设计。

2.1 总体参数设计

对速调管而言，腔与腔间的漂移管起到隔离腔间的微波场，以及让受到速度调制的电子束在其中得到密度调制而群聚。为了截止腔中的TM₀₁模，应使漂移管的半径r_w满足 ${r_{\rm{w}}} < 0.383\lambda $；截止腔中的TM₁₁模，应使漂移管的半径r_w满足 ${r_{\rm{w}}} < 0.293\lambda $，式中λ为器件工作波长。对于工作于频率2.88 GHz的S波段RKA，可截止腔间微波场的漂移管半径最大可选为3.0 cm。

根据RKA的设计理论^[20-21]，以及S波段RKA脉冲缩短及杂频振荡的抑制措施^[17-18]，选择3腔参差模式设置的RKA结构，其中输入腔和输出腔采用工作模式为腔长 $3\lambda /4$的单重入腔结构，中间腔采用腔长 $\lambda /4$的单重入腔结构，漂移管半径由原来的2.4 cm增大为3.0 cm，环形电子束内外半径分别为2.5 cm和2.8 cm，3个谐振腔的间隙渡越角保持不变。根据谐振腔的频率要求可以大致确定谐振腔的其它尺寸和特性阻抗，三个谐振腔的特性阻抗和匹配要求的冷测有载Q值如表1所示，表中同时给出了小漂移管尺寸RKA的三个谐振腔参数，其中电子束参数选择为860 kV/7.5 kA。从表1可以看出，采用大尺寸的RKA，谐振腔的特性阻抗明显降低，几乎降低了一半，从而引起输入腔和输出腔要求设计的匹配冷测有载Q值——Q_LCi和Q_LCo分别提高了45%和134%，进而有利于提高输入输出腔的谐振特性，便于谐振腔的测试和杂模抑制。同时，需要的引导磁场强度也降低了0.1 T（12%），漂移管的空间电荷限制流增大了27%，从而降低了RKA对系统磁场强度的要求，有利于降低强流负载效应以及电子反射的风险，进而有益于抑制杂频振荡。

2.2 束波互作用的模拟

2.2.1 强流相对论电子束的调制

采用CST微波工作室模块和2.5维的PIC软件——CHIPIC，对输入腔、中间腔的谐振频率、有载Q值等参数以及电子束经过输入腔、中间腔间隙后的束流调制情况先后进行了计算和模拟。设置驱动RKA的电子束参数为：电压860 kV、束流7.5 kA、环形束厚度3 mm、引导磁场强度0.9 T。当注入RKA的微波功率约136 kW时，电子束经过输入腔间隙后51 cm处可以产生近6.7%的基波调制深度，在该位置放置中间腔间隙，继续模拟强流相对论电子束（IREB）经过RKA中间腔间隙后的调制，同时对中间腔的谐振频率、输入腔与中间腔之间的漂移管长度（称为第一段漂移管长度L₁₂）等参数进行了调试。模拟结果（如图2所示）发现，漂移管长度L₁₂从20 cm增加到50 cm，电子束群聚产生的基波调制束流的最大幅度基本不变，约6.6 kA，只是电子束经过中间腔间隙后调制束流增长更迅速，达到最大基波调制束流的群聚距离L₂₃缩短，从41 cm缩短到24 cm。因此，通过适当缩短漂移管长度L₁₂，可以优化得到产生最大群聚束流的最短总漂移管长度L₁₃（L₁₃＝L₁₂＋L₂₃），有利于缩短器件长度。

图 2. 电子束经过一个输入腔和一个中间腔后的束流调制

Fig. 2. Beam modulation results with one input cavity and one idler cavity

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2.2.2 微波提取

在中间腔间隙后束流群聚的最大位置附近放置输出腔间隙，开展RKA整管的束波互作用模拟分析与优化。模拟中发现，采用相似的电子束和引导磁场等参数，大尺寸漂移管RKA的输出微波波形包络振荡、频谱纯度和反射电子等问题得到了明显改善^[18]，部分结果如图3所示，微波包络平坦度从81%提高到95%，相应的输出微波频谱也几乎不存在杂频，非常有利于提高RKA输出微波相位的稳定性，其根本原因是器件内反射电子数量大幅度减少。另外，输出腔间隙射频电压幅度为也由原来的800 kV降为650 kV。

图 3. RKA优化后的输出微波相关波形

Fig. 3. Output microwave relative waveforms of RKA after optimization

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为了进一步优化RKA的性能，对RKA的电子束阻抗、中间腔的谐振频率、腔间的漂移长度和引导磁场强度等参数进行了调节。优化模拟结果发现：（ⅰ）中间腔谐振频率高于工作频率约40 MHz时输出微波功率最大、波形包络越平坦，此时中间腔间隙成感性阻抗；（ⅱ）通过对中间腔前后两段漂移管长度优化模拟发现，在适当减小第一段长度L₁₂、增大第二段长度L₂₃（即把输出腔间隙放置在电子束最大群聚位置的后端），可以进一步提高微波提取效率、改善波形的平坦度，该研究结果与Carlsten博士研究的L波段长脉冲RKA结论相反^[19]，作者推测可能是两者的谐振腔模式（L波段输入输出腔腔长为λ/4）及相关高频参数（包括特性阻抗、有载Q值，如L波段输出腔有载Q值约为5）不同造成的；（ⅲ）引导磁场强度0.9 T时已达最大；（ⅳ）器件的饱和增益约43 dB，需要的种子源最大微波功率约100 kW。

经过上述参数的模拟优化分析，最后得到一组优化参数：在电压900 kV、束流7.5 kA、引导磁场强度0.9 T、输入微波功率约100 kW的条件下驱动S波段3腔RKA，得到最大输出微波功率1.83 GW，束波转换效率27%，增益43 dB，输出微波包络平坦，基本不存在电子反射和杂频振荡问题，相关波形如图3所示。

2.3 引导磁场

由于RKA输入腔注入波导的插入，使引导磁场线包分为间距4 cm的两节，虽然两节线包相接处进行了线圈补偿设计，还是造成了线包轴向磁场分布均匀性降低，实验测试的纵向引导磁场分布显示，输入腔间隙的引导磁场不均匀性为18%（如图4中实线所示），同时，如果线包与RKA漂移管同心不好，前后两节磁场结构设计容易造成磁场轴向不直，最终会严重影响二极管束流引出与漂移管中的束流传输，这是实验安装中经常遇到的难题。

图 4. 纵向引导磁场改进前后的磁场分布

Fig. 4. Longitudinal guiding magnetic field profiles before and after optimization of the front coils

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根据现有的引导磁场线包不均匀性问题，在进一步减小输入腔馈入波导的高度使两节磁场线包间距约3 cm基础上，对原磁场线圈的前端短线圈布局进行了改进设计，改进后的纵向引导磁场位形如图4的虚线所示，轴向磁场分布不均匀性约8%。

3 RKA的实验研究

针对小漂移管半径RKA研究中存在的问题，开展了上述的改进设计，重新研制了大漂移管半径的高频系统。其中，为了减小输入孔对输入腔间隙电场均匀性影响以及注入波导对引导磁场均匀性影响，对耦合孔和输入波导结构进行了改进设计，间隙的轴向电场的角向分布均匀性达到93%，插入波导高度由2 cm减小到0.5 cm。研制的输入腔冷测有载Q值为35，输出腔为18，与设计要求接近。另外，为了解决RKA二极管中石墨阴极爆炸发射的不均匀性及其真空污染，研制了碳/碳复合材料阴极^[22-23]，该阴极的发射均匀性、阻抗稳定性和真空污染比石墨有了一定程度的改善^[24]（如图5（a）所示），系统真空度提升到了10⁻⁴ Pa以上，器件内几乎没有了粉末产生，对RKA重复频率工作的稳定性提供了保证。

图 5. 强流长脉冲阴极及电子束波形

Fig. 5. Intense long pulse cathode and its waveform of electron beams

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3.1 束流的传输与调制

采用对直线变换驱动器（LTD）脉冲功率源的脉冲形成网络进一步优化后的功率源和磁场均匀性提升的引导磁场，当阴极外半径27 mm、厚度3 mm、引导磁场强度1 T时，得到电子束电压830 kV，电阻环测得的总束流为9.5 kA，漂移管末端的法拉第筒测得电流为7.7 kA，通过率约为81%，对应的进入RKA漂移管的电子注阻抗约为106 Ω，相应波形如图5（b）所示。当引导磁场增加到1.28 T时或者减小电子束半径到26 mm，电子束引入效率可到88%。从电子束波形可知，电压波形有了改善，波形顶部具有约70 ns的平顶。

当注入输入腔的微波功率100 kW时，电子束经过输入腔和中间腔间隙后的调制，尽管得到约幅度6.6 kA、脉宽120 ns的基波调制电流，但是120 ns后出现了3.6 GHz的杂波调制，造成了基波调制的终止，如图6（a）所示。采用CST软件和三维的PIC对输入腔与漂移管和中间腔的一体结构及束流调制分析发现，由于漂移管半径增大，输入腔内的λ/4-TM₁₁模（频率3.61 GHz）在漂移管转为TE₁₁模，该频率与漂移管TE₁₁模的截止频率（3.6 GHz）接近，因此漂移管对该模式截止衰减较小，经过一段时间束波互作用后，该模式将被激励起来，最后造成基频调制终止，该现象得到了模拟的证实^[17]。为此，作者提出了在漂移管中加载一块厚度5 mm、长度2～3 cm的工业硅（ε_r＝17.6，tanδ＝0.095）微波吸收材料，使漂移管中的TE₁₁模式得到显著抑制，束流得到了全脉宽（半高宽约200 ns）调制，调制深度达到约90%（6.8 kA），波形如图6（b）所示。

图 6. 电子束经过输入腔和中间腔后的调制束流波形

Fig. 6. Modulated current waveform of IREBs drifting through input and idler cavities（C2—modulated current waveform with filter，C3—modulated current waveform without filter）

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3.2 微波的提取与重复频率运行

RKA微波辐射的实验系统与文献[7]和[18]布置相似（如图7所示），输出腔采用新研制的带通水冷却收集极结构，输出腔内激励的微波通过腔体后端的四个耦合孔输出到同轴传输线（TEM模）内，随后经过TEM-TM₀₁模式转换器后再接TM₀₁-TE₁₁模式变换器，通过末端的圆锥喇叭向空间辐射。根据空间接受喇叭阵列测得的功率密度进行空间积分，得到RKA的辐射输出微波。输出微波的相位波动采用带宽11 GHz的数字示波器直接记录RKA输出输入微波射频波形数据，根据两路射频信号每个周期幅度的半高点的时间差进行计算，即ΔΦ＝2πf₀Δt，其中f₀为器件工作频率。

图 7. S波段长脉冲RKA实验结构原理图

Fig. 7. Experimental diagram of S-band long pulse RKA

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3.2.1 单次运行

当中间腔前后两节漂移管长度分别为22 cm和29 cm、种子源驱动功率约110 kW、引导磁场强度1.05 T时，RKA单次运行得到辐射微波功率1.5 GW、脉宽136 ns，脉宽100 ns内的相位抖动标准差为15.4°，波形如图8（a）所示。

图 8. 不同重复频率运行时RKA输出微波波形

Fig. 8. Output microwave waveforms of S-band 3-cavity RKA at different repetitive operation（C2—Radio microwave waveform in air of angle 0°，C4—detected microwave waveform in air of angle 10°，F4—phase standard errors between C2 and input microwave）

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3.2.2 重复频率运行

当RKA单次运行调试好后，开展了RKA不同重复频率运行时的特征研究，部分微波波形如图8（b）所示。重复频率运行实验研究结果发现，随着RKA重复频率运行次数和运行重复频率的增加，输出微波的脉宽逐渐增加、重复频率运行的幅度和相位稳定性也逐渐提升，微波幅度增加到1.55 GW，输出微波脉宽从136 ns增加到最大脉宽163 ns，重复频率25 Hz的相位抖动的标准差从25°减小到18.1°。我们推测，这主要是因为电子束和微波对高频系统和收集极具有老炼作用，随着运行次数的增加，可以更多清除腔体间隙壁和收集极表面吸附的杂质、水分和气体，因而腔体和收集极变得越来越洁净，系统的真空度也比最初提高了5倍以上，从而对RKA的重复频率运行稳定性具有明显的提升。

4 结　论

针对S波段高功率长脉冲RKA研究中重复频率工作不稳定问题，分析了其主要原因是器件中输出腔的间隙电场和电子束密度过高引起的电子反射和散焦轰击腔体间隙造成的，提出了增大RKA漂移管半径、改善轴向引导磁场均匀性、在漂移管中加载吸波材料等措施，解决了强流长脉冲RKA中的杂频振荡、脉冲缩短和重复频率运行不稳定等问题。采用电压830 kV、束流7.7 kA、脉宽190 ns的电子束驱动S波段3腔RKA，得到了重复频率25 Hz@1 s运行时RKA辐射输出功率1.55 GW，脉宽163 ns，相位抖动18.1°。该研究结果对进一步提升RKA的长时间稳定运行及寿命能力具有重要的促进指导作用。