X波段高峰值功率速调管是高梯度加速器的微波源，近年来，美国的SLAC、劳伦斯·利弗莫尔国家实验室、加州大学伯克利分校，欧盟的CERN，PSI的里雅斯特同步加速器，日本KEK，韩国PAL以及国内的中国科学院上海大型科学中心、清华大学等研究机构均开展了X波段高梯度加速器的研究^[1]，以用于低成本、紧凑型大科学工程的建设。譬如我国正在建设的X射线自由电子激光试验装置，也计划采用X波段加速技术，需要4个X波段脉冲输出功率50 MW的速调管推动装置的高能超导直线加速器。目前，国外能研制X波段脉冲输出功率50 MW速调管的单位仅有美国SLAC和日本东芝两家^[2-3]，能工业化生产的仅CPI一家^[4]，价格高昂，供货稳定性受国际政局影响。为了独立发展我国大科学工程，北京真空电子技术研究所从2013年开始开展了工程核心器件X波段大功率速调管的研制工作，经过大量的专题研究、多次制管试验和改进，最终在2019年成功研制出X波段50 MW速调管样管。

1 主要技术指标

参照SLAC研制的XL4速调管，结合用户的应用需求，X波段50 MW速调管的主要技术指标为：中心频率11.424 GHz、峰值输出功率≥50 MW、效率≥40%、工作电压450～470 kV。

2 研制方案

2.1 电子光学系统

该项目研制的速调管脉冲输出功率高，即使注波互作用效率高达50%，所需的峰值电子注功率也达到100 MW。电子枪采用单注结构，为了提高互作用效率，导流系数设计在0.5～0.7 μP，空间电荷力比较低，群聚电子注的基波分量大，电子速度的零散小，有利于电子注群聚。导流系数取值小，还有利于降低阴极负荷和聚焦磁场，提高速调管的寿命和流通率。设计电子枪工作电压为460 kV，工作电流205 A，导流系数为0.66 μP。由于电压过高，考虑到电子枪的耐压和脉冲放电能量，采用阴极调制方式，电子枪的结构也相对简单。发射电流密度不到10 A/cm²，与现有成熟的阴极相当，以我所阴极研制能力可以保证阴极的可靠性和寿命。阴极采用覆膜浸渍阴极，减少电子枪的“打火”几率，提高速调管的可靠性。

速调管工作电压远高于一般真空器件，因此极间电场强度相对较高，对电子枪极间电场分布进行分析，仿真结果如图1所示，电子枪内的最大电场强度位于阳极头，约24 kV/mm，低于30 kV/mm的击穿阈值。

图 1. 电子枪电场分布

Fig. 1. Electric field distribution of electron gun

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为了缩短电子枪瓷环，使用时将瓷环浸在绝缘油中，可以将瓷环高度降到400 mm。工作时，陶瓷、金属和真空相交界面上会产生静电荷,在高电压作用下形成电子流轰击瓷环，可导致瓷环击穿。针对这点，瓷环内表面涂敷TiN或Cr₂O₃以防止表面电荷累积^[5]。

电子枪瓷环浸在绝缘油中，沿瓷环外壁滑闪放电也是漏电的常见形式，在高压瓷环外壁上覆TiN或Cr₂O₃膜层可以有效抑制。

经过模拟，在陶瓷与金属封接位置，电场强度高达5.7 kV/mm，易引起陶瓷表面击穿。同时阴极与管体金属之间形成高电位，阴极支持筒受热后发射出的电子以高达470 keV的能量轰击陶瓷，高能量的电子将穿透TiN或Cr₂O₃涂敷层，进入陶瓷表面，累积到一定数量形成打火，或者直接打在封接焊料上使焊料蒸发或放气，以上原因最终都会导致封接薄弱位置被击穿。同时，由于电子在绝缘油中难迁移，陶瓷表面的滑闪放电不容易扩散，被限制在局部区域。在滑闪放电作用下，陶瓷表面会被破坏，电刻蚀成小坑，再加上热效应，最终会导致陶瓷破裂。

为了降低陶瓷表面电场，防止电子轰击封接面，在瓷环内侧向陶瓷方向延伸金属边，即防晕环。图2和图3分别为无防晕环电场仿真结果和有防晕环电场仿真结果，采用防晕环可以使陶瓷、金属、真空三者接头处的电场强度从5.7 kV/mm降到2.4 kV/mm，并防止封接焊料直接遭受高能电子轰击。

图 2. 无防晕环仿真结果

Fig. 2. Simulation results without anticorona ring

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图 3. 有防晕环仿真结果

Fig. 3. Simulation results with anticorona ring

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电子枪另一种常见的故障模式是沿高压瓷环的漏电，导致高压瓷环遭受热冲击，发生高压瓷环漏电的原因主要为阴极蒸发和焊料蒸发。阴极蒸发可以通过延长阴极预处理时间降低其影响。为避免焊料蒸发，该管不使用银系焊料，全部用金系焊料代替，金系焊料的蒸气压低（在727 ℃时，Ag72Cu28焊料的饱和蒸气压为962.92×10⁻⁶ Pa，而Au40Cu60焊料的饱和蒸气压为111.72×10⁻⁸ Pa，比Ag72Cu28焊料低3个数量级），抗氧化能力强，对绝缘陶瓷的污染小^[6]。

2.2 电磁聚焦系统

电磁聚焦是速调管中应用最广泛的聚焦方式，采用电磁聚焦方式，可以通过调整线包电流大小来调整磁场分布，容易实现电子注成形和聚焦要求的磁场分布^[7]。我所聚焦线包的设计、制造、应用已经成熟，采用电磁聚焦方式可快速获得高流通率，测试速调管的电参数，缩短研制周期，并提高整管的可靠性，延长整管寿命。

该管阴极面积大，电子枪面压缩比超过100倍，电子注层流性和阴极表面发射电流密度的均匀性较差，为了提高流通率，采用部分浸没流技术增加电子注刚性，减小电子注的波动。调整电子枪磁屏的内径和电子枪反线包电流大小改变阴极附近的磁场分布，使磁场方向和电子轨迹吻合。同时注意阴极区的磁感应强度的数值大小，理论上阴极表面总的磁通量和电子注区的磁通量相等时达到完全浸没流条件。

将静磁场设计仿真结果代入粒子模拟软件进行电子注聚焦模拟，根据电子注聚焦模拟结果调整磁系统参数，对静磁场进行再次仿真，反复迭代，直到获得满意的聚焦效果，完成聚焦系统设计。图4给出了采用MTSS完成的电子注聚焦模拟，电子枪和聚焦磁场实现了良好匹配，电子注层流性好，有效地控制了电子注的脉动。

图 4. 电子注聚焦模拟

Fig. 4. Simulation of electron beam focusing

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2.3 注波互作用

效率是高峰值功率速调管的关键指标，而强空间电荷力导致的电子注群聚效果变差制约了大功率速调管效率的提高。该管尝试采用二次谐波群聚、COM法和盘荷波导行波输出段等技术，实现互作用效率≥40%。

2.3.1 长漂移段实现二次谐波群聚技术

高频段腔体由6个谐振腔和行波输出段组成。前面6个腔是传统的单间隙腔，都工作在基模TM₀₁₀模，参差调谐。TM₀₁₀模高频电场在腔体中心轴及附近纵向电场最强，有利于与在中心轴上穿过的电子注互作用。前3个“增益腔”为重入式结构，以得到较高的R/Q。随后的3个“群聚腔”采用没有飘移头的结构，以防止间隙可能产生的高频击穿。

速调管提高互作用效率方案最初采用的是长漂移段实现二次谐波群聚方案。即通过拉长漂移段（βL＞90°），使电子注的二次谐波电流继续增加，将群聚中心分裂成两个，从而减小群聚电子的空间电荷力。最终在输出间隙，两个群聚中心合二为一，实现高效率输出。空间电荷波理论认为，这种方法可以将互作用效率提高到70%。但实际上，由于导流系数、电子注填充比等因素的限制，电子注出现杂散，实际效率一般只能达到50%上下。初样管在第3腔和第4腔之间放置了长漂移段，βL达到120º，如图5所示，群聚中心在四腔分裂为2个，饱和状态下互作用效率为49.8%。

图 5. 长漂移段方案电子相位和电流谐波分量沿轴向的变化

Fig. 5. Electron phase and current harmonic component change along axial direction of long drift section scheme

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2.3.2 COM 法提高互作用效率

正样管借鉴了20世纪70年代前苏联S. Lebedinskiy提出的COM（Core Oscillations Monotonously）法。这种方法摒弃了传统理论中必然有近半数电子分布在去群聚中心的观念，认为要达到最佳群聚，必须要使所有电子尽可能集中到群聚中心。进入输出腔的电子相位角分布必须足够集中，因此，提高群聚效果的重点是使电子在进入输出腔前的密度和速度分布达到最优。当群聚中心外围的电子向群聚中心靠近的同时，群聚中心“集中”的核心电子在空间电荷力作用下“振荡”后再群聚，防止出现过饱和现象，即可提高互作用效率^[8-12]。

通过优化各个腔体频率和漂移距离，获得了超过30 MHz以上的群聚带宽。基波电流分量与电子注直流电流的比值在输出间隙达到了1.7以上，即群聚参量超过了1.7，有利于提高速调管的互作用效率。再结合对输出腔的优化设计，获得本项目需要的功率和输出带宽。通过粒子模拟软件PIC，与群聚段的高频结构进行整管的粒子模拟，在工作电压为450 kV，电流为190 A，轴向聚焦磁场为0.3980 T，通过优化设计参数，电子注在整个高频结构中已经完成了直流到高频的转化（见图6（a）），输出稳定功率在中心频率处为52.1 MW（见图6（b））。

图 6. COM法仿真结果

Fig. 6. Simulation results of COM method

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正样管采用COM法、参差调谐技术和盘荷波导行波输出段相速渐变与阻抗渐变技术等技术以提高产品互作用效率，仿真效率为60.9%，实测达到57.6%。

2.3.3 盘荷波导行波输出段

高脉冲输出功率的速调管，输出腔如果采用传统的单间隙腔，在脉宽≤50 ns的情况下，脉冲输出功率可以达到70 MW。但脉宽再增加，高频击穿将迅速地限制脉冲输出功率，脉宽达到1.5 μs时，脉冲输出功率最大只能达到20 MW，同时腔体间隙被高频放电刻蚀，影响输出腔谐振频率，速调管稳定性下降。为了降低输出段中的高频电场，常用方法是采用双间隙耦合腔或多间隙分布作用输出电路以及行波输出结构^[13]。

样管采用盘荷波导结构的行波输出段，这是一种轴对称结构，工作模式电场也呈轴对称分布，中心无横向分量，可以减小横向电场偏离轴心导致的流通率下降。多个间隙可以降低间隙电场，扩大功率容量，并提高互作用效率。同时，高频电场的降低也大大减小了高频损耗造成的高频系统温度升高，防止材料蒸散。在输出段电子注的动能逐步转化为微波能量后，速度下降，为了通过再同步提高互作用效率，设计时要考虑到相速和阻抗的渐变，还要兼顾与输出波导的匹配。该管输出段采用5单元的盘荷波导，工作在行波状态，色散曲线见图7，工作模式为3π/5模，其电场分布见图8，避免π模的振荡影响速调管的性能、稳定性和输出频谱质量。输出段采用双波导输出结构，增大了输能装置的功率容量，还可以改善间隙电场的横向对称性，防止互作用后的电子打在漂移管内壁上。

图 7. 盘荷波导行波输出段色散曲线

Fig. 7. Dispersion curve of the disc-loaded waveguide output section

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图 8. 工作模式电场分布

Fig. 8. Electric field distribution of operating mode

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盘荷波导行波输出段具有功率容量大、带宽宽的优点，但是这种结构工作模式多，非工作模式与工作模式之间频率间隔很小，容易产生自激振荡，影响速调管的性能、稳定性和输出频谱质量，设计时应扩大模式间隔。

冷测结果表明，盘荷波导行波输出段的工作模式的频率、电场分布、同步相速、与竞争模式的间隔均达到设计要求，速调管的稳定性和可靠性可得到保证。各谐振腔的频率、特性阻抗、品质因数等高频特性均符合设计预期。

2.4 高峰值功率容量输能装置

在高脉冲输出功率速调管中，输出窗的损坏是速调管失效的主要原因之一。该管要求研制脉冲输出功率50 MW的X波段速调管，如果输出窗采用传统的工作在TE₁₁模式的盒形窗或工作在TE₁₀模式的矩形波导窗，窗瓷片表面的电场强度将超过介质的击穿场强，从而限制了速调管脉冲输出功率的提高，因此必须采用新的结构提高输能窗的功率容量。

该管采用了工作在TE₀₁模式的圆波导窗，功率容量比矩形波导盒行窗高1个数量级。速调管的高频功率先通过对称两路窄矩形波导输出，再经过过渡波导变换到标准BJ100矩形波导，然后经过模式变换器将工作模式从矩形波导的TE₁₀模式变换到圆波导的TE₀₁模式，最后经过工作在TE₀₁模式的圆波导窗输出到负载。

2.4.1 圆波导行波窗

在圆波导上加上半波导波长的窗瓷片即可构成圆波导TE₀₁驻波窗，其原理是将窗瓷片两侧反射波叠加抵消实现单频率点匹配。其最大电场强度与传输值相等，即7.9 MV/m，其结构和电场分布见图9，但匹配点只有1个，驻波比低于1.1的相对带宽只有1.5%。

图 9. 圆波导TE₀₁驻波窗仿真结果

Fig. 9. Simulation results of circular waveguide TE₀₁ standing-wave window

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为了进一步降低窗瓷片表面电场、提高带宽，圆波导窗的结构采用行波窗结构^[14,15]，由1/4波长的窗瓷片和两个对称膜片组成，窗瓷片位于驻波波节处，其结构和电场分布见图10，近似只有行波通过，行波窗因而得名，而波腹位于窗瓷片和膜片之间的真空处。与结构简单的驻波窗结构相比，行波窗具有显著优点：（1）窗瓷片表面的电场显著降低，仅相当于驻波窗的一半,窗瓷片的介质损耗仅相当于驻波窗的1/4；（2）膜片具有感性调谐作用，能扩展输能窗带宽。

图 10. 圆波导TE₀₁行波窗仿真结果

Fig. 10. Simulation results of circular waveguide TE₀₁ travelling-wave window

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经过优化，圆波导TE₀₁行波窗驻波比低于1.1的相对带宽可达3%，足以涵盖−3 dB带宽不到0.3%的速调管。

2.4.2 花瓣形模式变换器

输能结构中另外一个重要环节，就是将工作模式从矩形波导TE₁₀模式变换到圆波导TE₀₁模式的模式变换器。传统的十字形模式变换器或扇形模式变换器在变换过程中需要减小波导尺寸^[16]，传输电场会相应提高，最强电场将超过20 MV/m，易引起高频击穿，而且这两种模式变换器结构复杂，不易实现真空气密。该管采用花瓣形模式变换器，避免高频电场进一步提升，其结构见图11。

图 11. 花瓣形模式变换器结构

Fig. 11. Structure of petal-shaped mode convertor

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工作原理如下：第1段将矩形波导的窄边从中间分开成两路矩形波导，微波传输模式从1路TE₁₀模式变换为两路同相的TE₁₀模式。第2段为排成十字的4个花瓣形耦合孔，两路矩形波导中的TE₁₀模式耦合成角向相同的4路花瓣形开口中的TE₁₀模式，到达圆波导中就变换成圆波导的TE₀₁模式。第3段是一段波型抑制器，设计成圆波导内径变化的结构，由于TE₀₁模式的电场只有角向分量，而且在波导壁上为0，因此受影响很小；而主模TE₁₁模、另外几个低次模式（TM₀₁，TE₂₁等）以及TE₀₁模式的兼并模式TM₁₁模在径向的分量都很强，径向电场被短路后场结构被破坏，即被抑制，最终得到杂模分量小的TE₀₁模式。

该管的模式变换器中的耦合孔开口小，长边之间仅有4 mm距离。满功率输出时，耦合孔长边中点高频电场最强，达到31 kV/mm，如果发生高频打火，将导致无氧铜材料被电蚀。对耦合孔作抛光处理，可以降低模式转换器高频击穿的几率。根据对残余气体的分析，氢和碳化合物（H₂，CH₄，H₂O，CO，CO₂）的含量增加会导致场增强因子增加，其影响比表面粗糙度的影响显著，因此该管的真空除气和排气工艺须作严格要求。

使用时，为了减小波导系统中打火几率，速调管与加速管之间的波导系统都必须抽真空，压强≤10⁻⁶ Pa。模式变换器和圆波导窗都有水路冷却，防止受热变形甚至漏气炸裂。窗瓷片表面还必须涂敷Cr₂O₃以抑制二次电子倍增和表面电荷累积。圆波导窗和模式变换器需要通水路冷却。

2.5 液冷收集极

按电子注的空间电荷力得到的静态电子轨迹和功率密度分布，功率密度最高为65 W/cm²，平均为36 W/cm²。北京真空电子技术研究所应用的强迫液冷收集极功率密度一般为最高250 W/cm²、平均150 W/cm²，该管的功率密度只相当于1/4，留有足够的设计余量，温升约100 ℃，如图12所示，能稳定工作。

图 12. 收集极温度分布

Fig. 12. Temperature distribution of collector

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由于该管脉冲输出功率高，设计功率密度时应留有足够余量，以防止1个脉冲内产生的热量来不及传导散去，收集极内壁温度过高。收集极表面设计为多道水槽结构，增加热交换面积，提高散热能力。

3 研制成果

正样管于2018年12月制成（见图13），2019年7月通过正样转阶段现场测试，测试系统组成如图14所示，测试过程中为避免人员遭到X射线辐射，建设了屏蔽铅房、远程测控系统、监控设备等条件。加激励前，先对2路输出波导系统进行烘烤除气处理，待压强≤10⁻⁶ Pa方可馈入功率，并将离子泵电流过流信号连锁微波源或高压电源，一旦过高，即切断激励或高压，以避免输能窗、水负载损伤。老炼稳定后，测试结果见下表，主要技术指标均合格。并在2019年12月通过第三方监督的100 h老炼试验，试验期间，正样管工作状态稳定，“打火”间隔时间超过8 h。样管测试结果见表1。

图 13. 排气中的样管

Fig. 13. Prototype in exhausting process

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图 14. 测试系统示意图

Fig. 14. Schematic diagram of test system

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北京真空电子技术研究所成功研制出X波段50 MW速调管样管，具有脉冲功率高、效率高、增益高、可靠性高的优点，适用于高能物理大科学工程和高功率微波**的微波源。具备了高峰值功率速调管设计、制造、测试和可靠性验证的能力，形成覆盖X波段脉冲输出功率最高50 MW的大功率速调管产品的拓展能力，正在开展C波段50 MW速调管、X波段10 MW速调管等同类管型的研制，目前均进入冷特性测试环节。攻克了防晕环技术、陶瓷覆膜技术、部分浸没流磁场技术、长漂移段实现二次谐波群聚技术、COM法优化群聚技术、盘荷波导行波输出段相速渐变与阻抗渐变技术、高次模式传输与变换技术等关键技术，实现了高峰值功率速调管的高功率、高效率、高可靠性指标。

4 结　论

本文主要介绍了X波段大功率速调管的研制方案及进展，目前其性能参数已全部达到指标要求。产品的研制成功，将国内X波段速调管峰值功率由3 MW提升至50 MW，产品性能已达到国际先进水平。下一步计划降低工作电压，缩小尺寸，并进行简化改进，从而提高制管成品率，增强器件的环境适应性，以适应工业化批量生产的要求。