Dziękujemy za odwiedzenie witryny Nature.com. Używana przez Ciebie wersja przeglądarki obsługuje CSS w ograniczonym zakresie. Aby zapewnić Ci najlepsze wrażenia, zalecamy korzystanie z nowszej wersji przeglądarki (lub wyłączenie trybu zgodności w przeglądarce Internet Explorer). Tymczasem, aby zapewnić ciągłą obsługę, będziemy wyświetlać witrynę bez stylów i JavaScript.
W tym artykule zaprojektowano i zweryfikowano szerokopasmową, wysokowydajną, przeplataną, dwułopatkową lampę o fali bieżącej o częstotliwości 220 GHz. Najpierw zaproponowano płaską, dwuwiązkową, przesuniętą strukturę fali wolnej o podwójnej wiązce. Dzięki zastosowaniu schematu działania w trybie podwójnym wydajność transmisji i szerokość pasma są prawie dwukrotnie większe niż w trybie pojedynczym. Po drugie, w celu spełnienia wymagań wysokiej mocy wyjściowej i poprawy stabilności lampy o fali bieżącej zaprojektowano układ optyczny w kształcie podwójnego ołówka, napięcie sterujące wynosi 20~21 kV, a prąd 2 × 80 mA. Cele projektu. Dzięki zastosowaniu części maskowej i elektrody sterującej w dziale dwuwiązkowym, dwie wiązki ołówkowe można skupić wzdłuż ich odpowiednich środków ze współczynnikiem kompresji 7, odległość ogniskowania wynosi około 0,18 mm, a stabilność jest dobra. Zoptymalizowano również jednorodny magnetyczny układ ogniskowania. Stabilna odległość transmisji płaskiej wiązki podwójnych elektronów może osiągnąć 45 mm, a skupiające pole magnetyczne wynosi 0,6 T, co jest wystarczające do pokrycia całego układu wysokiej częstotliwości (HFS). Następnie, aby zweryfikować użyteczność układu elektronowo-optycznego i wydajność struktury wolnofalowej, przeprowadzono również symulacje komórek cząsteczkowych (PIC) na całym układzie HFS. Wyniki pokazują, że układ interakcji wiązek może osiągnąć szczytową moc wyjściową prawie 310 W przy 220 GHz, zoptymalizowane napięcie wiązki wynosi 20,6 kV, prąd wiązki wynosi 2 × 80 mA, wzmocnienie wynosi 38 dB, a szerokość pasma 3 dB przekracza 35 dB około 70 GHz. Na koniec wykonano precyzyjną produkcję mikrostruktury w celu zweryfikowania wydajności układu HFS, a wyniki pokazują, że szerokość pasma i charakterystyki transmisji dobrze zgadzają się z wynikami symulacji. Dlatego oczekuje się, że zaproponowany w tym artykule schemat pozwoli na opracowanie źródeł promieniowania terahercowego o dużej mocy i ultraszerokopasmowym paśmie z potencjałem do przyszłych zastosowań.
Jako tradycyjne urządzenie elektroniczne próżniowe lampa o fali bieżącej (TWT) odgrywa niezastąpioną rolę w wielu zastosowaniach, takich jak radar o wysokiej rozdzielczości, systemy komunikacji satelitarnej i eksploracja kosmosu1,2,3. Jednak wraz z wejściem częstotliwości roboczej w pasmo terahercowe, tradycyjne TWT ze sprzężoną wnęką i helikalne TWT nie były w stanie sprostać potrzebom ludzi ze względu na stosunkowo niską moc wyjściową, wąską szerokość pasma i trudne procesy produkcyjne. Dlatego też, jak kompleksowo poprawić wydajność pasma THz stało się bardzo zaniepokojonym problemem dla wielu instytucji naukowo-badawczych. W ostatnich latach nowe struktury wolnofalowe (SWS), takie jak struktury z podwójnymi łopatkami (SDV) i struktury z falowodem składanym (FW), zyskały dużą uwagę ze względu na ich naturalne struktury planarne, zwłaszcza nowe SDV-SWS o obiecującym potencjale. Ta struktura została zaproponowana przez UC-Davis w 2008 r.4. Strukturę płaską można łatwo wytworzyć za pomocą technik mikro-nanoprzetwarzania, takich jak komputerowe sterowanie numeryczne (CNC) i UV-LIGA, całkowicie metalowa struktura obudowy może zapewnić większą pojemność cieplną przy wyższej mocy wyjściowej i wzmocnieniu, a struktura przypominająca falowód może również zapewnić szersze pasmo robocze. Obecnie, w 2017 r., UC Davis wykazał po raz pierwszy, że SDV-TWT może generować sygnały o dużej mocy wyjściowej przekraczającej 100 W i szerokości pasma prawie 14 GHz w paśmie G5. Jednak wyniki te nadal mają luki, które nie mogą spełnić powiązanych wymagań dużej mocy i szerokiej szerokości pasma w paśmie terahercowym. W przypadku SDV-TWT w paśmie G UC-Davis zastosowano wiązki elektronów arkuszowych. Chociaż ten schemat może znacznie poprawić obciążalność prądową wiązki, trudno jest utrzymać dużą odległość transmisji ze względu na niestabilność optycznego układu wiązki elektronów arkuszowych (EOS), a także występuje tunel wiązki nadmodowej, który może również powodować samoregulację wiązki. – Wzbudzenie i oscylacja 6,7. Aby spełnić wymagania wysokiej mocy wyjściowej, szerokiego pasma i dobrej stabilności THz TWT, w tym artykule zaproponowano dwuwiązkową SDV-SWS z pracą w trybie podwójnym. Oznacza to, że w celu zwiększenia szerokości pasma roboczego zaproponowano i wprowadzono w tej strukturze pracę w trybie podwójnym. Aby zwiększyć moc wyjściową, zastosowano również planarny rozkład podwójnych wiązek ołówkowych. Radia z pojedynczą wiązką ołówkową są stosunkowo małe ze względu na ograniczenia rozmiaru pionowego. Jeśli gęstość prądu jest zbyt wysoka, prąd wiązki musi zostać zmniejszony, co skutkuje stosunkowo niską mocą wyjściową. Aby poprawić prąd wiązki, pojawił się planarny rozproszony wielowiązkowy EOS, który wykorzystuje poprzeczny rozmiar SWS. Ze względu na niezależne tunelowanie wiązki, planarny rozproszony wielowiązkowy może osiągnąć wysoką moc wyjściową, utrzymując wysoki całkowity prąd wiązki i mały prąd na wiązkę, co może uniknąć tunelowania wiązki nadmodowej w porównaniu z urządzeniami z wiązką arkuszową. Dlatego korzystne jest utrzymanie stabilności lampa o fali bieżącej. W oparciu o poprzednie prace8,9, w niniejszym artykule zaproponowano jednorodną, ​​skupiającą pole magnetyczne w paśmie G wiązkę dwuostrzową EOS, która może znacznie poprawić stabilną odległość transmisji wiązki i jeszcze bardziej zwiększyć obszar oddziaływania wiązki, tym samym znacznie poprawiając moc wyjściową.
Struktura niniejszego dokumentu jest następująca. Najpierw opisano projekt komórki SWS wraz z parametrami, analizą charakterystyk dyspersji i wynikami symulacji wysokoczęstotliwościowych. Następnie, zgodnie ze strukturą komórki elementarnej, w artykule zaprojektowano podwójną wiązkę ołówkową EOS i układ interakcji wiązek. Przedstawiono również wyniki symulacji cząstek wewnątrzkomórkowych w celu weryfikacji użyteczności EOS i wydajności SDV-TWT. Ponadto w artykule krótko przedstawiono wyniki produkcji i testów na zimno w celu weryfikacji poprawności całego HFS. Na koniec dokonano podsumowania.
Jako jeden z najważniejszych komponentów TWT, dyspersyjne właściwości struktury wolnofalowej wskazują, czy prędkość elektronów jest zgodna z prędkością fazową SWS, a tym samym mają duży wpływ na interakcję wiązka-fala. Aby poprawić wydajność całego TWT, zaprojektowano ulepszoną strukturę interakcji. Strukturę komórki elementarnej pokazano na rysunku 1. Biorąc pod uwagę niestabilność wiązki arkuszowej i ograniczenie mocy wiązki pojedynczego pióra, struktura przyjmuje wiązkę podwójnego pióra, aby jeszcze bardziej poprawić moc wyjściową i stabilność działania. Tymczasem, w celu zwiększenia szerokości pasma roboczego, zaproponowano tryb podwójny do działania SWS. Ze względu na symetrię struktury SDV, rozwiązanie równania dyspersji pola elektromagnetycznego można podzielić na mody nieparzyste i parzyste. Jednocześnie podstawowy mod nieparzysty pasma niskich częstotliwości i podstawowy mod parzysty pasma wysokich częstotliwości są wykorzystywane do realizacji szerokopasmowej synchronizacji interakcji wiązki, co dodatkowo poprawia szerokość pasma roboczego.
Zgodnie z wymaganiami mocy cała lampa została zaprojektowana z napięciem sterującym 20 kV i podwójnym prądem wiązki 2 × 80 mA. Aby dopasować napięcie jak najdokładniej do szerokości pasma roboczego SDV-SWS, musimy obliczyć długość okresu p. Zależność między napięciem wiązki a okresem pokazano w równaniu (1)10:
Ustawiając przesunięcie fazowe na 2,5π przy częstotliwości środkowej 220 GHz, okres p można obliczyć na 0,46 mm. Rysunek 2a przedstawia właściwości dyspersyjne ogniwa elementarnego SWS. Linia wiązki 20 kV bardzo dobrze pasuje do krzywej bimodalnej. Pasma częstotliwości dopasowania mogą osiągnąć około 70 GHz w zakresie 210–265,3 GHz (tryb nieparzysty) i 265,4–280 GHz (tryb parzysty). Rysunek 2b przedstawia średnią impedancję sprzężenia, która jest większa niż 0,6 Ω w zakresie 210–290 GHz, co wskazuje, że w paśmie roboczym mogą występować silne oddziaływania.
(a) Charakterystyki dyspersji dwumodowego SDV-SWS z linią wiązki elektronów 20 kV.(b) Impedancja oddziaływania obwodu wolnofalowego SDV.
Należy jednak pamiętać, że istnieje przerwa pasmowa między modami nieparzystymi i parzystymi, którą zwykle nazywamy pasmem zaporowym, jak pokazano na rysunku 2a. Jeśli TWT działa w pobliżu tego pasma częstotliwości, może wystąpić duża siła sprzężenia wiązki, co doprowadzi do niepożądanych oscylacji. W praktycznych zastosowaniach na ogół unikamy stosowania TWT w pobliżu pasma zaporowego. Można jednak zauważyć, że przerwa pasmowa tej struktury fal powolnych wynosi zaledwie 0,1 GHz. Trudno jest określić, czy ta mała przerwa pasmowa powoduje oscylacje. Dlatego w następnej sekcji symulacji PIC zostanie zbadana stabilność działania wokół pasma zaporowego w celu przeanalizowania, czy mogą wystąpić niepożądane oscylacje.
Model całego HFS pokazano na rysunku 3. Składa się on z dwóch stopni SDV-SWS, połączonych reflektorami Bragga. Funkcją reflektora jest odcięcie transmisji sygnału między dwoma stopniami, tłumienie oscylacji i odbicia niepracujących modów, takich jak mody wyższego rzędu generowane między górnymi i dolnymi łopatkami, co znacznie poprawia stabilność całej lampy. Do połączenia ze środowiskiem zewnętrznym, do połączenia SWS ze standardowym falowodem WR-4 zastosowano również liniowy sprzęgacz stożkowy. Współczynnik transmisji struktury dwupoziomowej mierzony jest przez solver dziedziny czasu w oprogramowaniu do symulacji 3D. Biorąc pod uwagę rzeczywisty wpływ pasma terahercowego na materiał, materiał koperty próżniowej początkowo ustawiono na miedź, a przewodność zmniejsza się do 2,25×107 S/m12.
Na rysunku 4 przedstawiono wyniki transmisji dla HFS z liniowymi sprzęgaczami stożkowymi i bez nich. Wyniki pokazują, że sprzęgacz ma niewielki wpływ na wydajność transmisji całego HFS. Straty odbicia (S11 < − 10 dB) i straty wtrąceniowe (S21 > − 5 dB) całego systemu w paśmie szerokopasmowym 207~280 GHz wskazują, że HFS ma dobre właściwości transmisyjne.
Jako źródło zasilania urządzeń elektronicznych w próżni, działo elektronowe bezpośrednio decyduje, czy urządzenie może wygenerować wystarczającą moc wyjściową. W połączeniu z analizą HFS w rozdziale II, należy zaprojektować dwuwiązkowy EOS w celu zapewnienia wystarczającej mocy. W tej części, w oparciu o poprzednie prace w paśmie W8,9, zaprojektowano podwójne działo elektronowe ołówkowe z wykorzystaniem płaskiej części maski i elektrod sterujących. Po pierwsze, zgodnie z wymaganiami projektowymi SWS w rozdziale. Jak pokazano na rys. 2, napięcie sterujące Ua wiązek elektronów jest początkowo ustawione na 20 kV, prądy I dwóch wiązek elektronów wynoszą 80 mA, a średnica wiązki dw wiązek elektronów wynosi 0,13 mm. Jednocześnie, aby zapewnić osiągnięcie gęstości prądu wiązki elektronów i katody, współczynnik sprężania wiązki elektronów jest ustawiony na 7, więc gęstość prądu wiązki elektronów wynosi 603 A/cm2, a gęstość prądu katody wynosi 86 A/cm2, co można osiągnąć za pomocą Osiąga się to przy użyciu nowych materiałów katodowych. Zgodnie z teorią projektowania 14, 15, 16, 17, typowe działo elektronowe Pierce'a można jednoznacznie zidentyfikować.
Rysunek 5 przedstawia odpowiednio poziomy i pionowy schemat działa. Można zauważyć, że profil działa elektronowego w kierunku x jest prawie identyczny z profilem typowego działa elektronowego w kształcie arkusza, podczas gdy w kierunku y dwie wiązki elektronów są częściowo oddzielone maską. Położenia dwóch katod wynoszą odpowiednio x = – 0,155 mm, y = 0 mm i x = 0,155 mm, y = 0 mm. Zgodnie z wymaganiami projektowymi dotyczącymi stopnia sprężania i rozmiaru wtrysku elektronów, wymiary dwóch powierzchni katod wynoszą 0,91 mm × 0,13 mm.
Aby skupione pole elektryczne otrzymywane przez każdą wiązkę elektronów w kierunku x było symetryczne względem jego własnego środka, w niniejszym artykule zastosowano elektrodę sterującą do działa elektronowego. Ustawiając napięcie elektrody skupiającej i elektrody sterującej na −20 kV, a napięcie anody na 0 V, możemy uzyskać rozkład trajektorii działa dwuwiązkowego, jak pokazano na rys. 6. Można zauważyć, że emitowane elektrony mają dobrą ściśliwość w kierunku y, a każda wiązka elektronów zbiega się w kierunku x wzdłuż własnego środka symetrii, co wskazuje, że elektroda sterująca równoważy nierówne pole elektryczne generowane przez elektrodę skupiającą.
Rysunek 7 przedstawia obwiednię wiązki w kierunkach x i y. Wyniki pokazują, że odległość projekcji wiązki elektronów w kierunku x jest inna niż w kierunku y. Odległość rzutu w kierunku x wynosi około 4 mm, a odległość rzutu w kierunku y jest bliska 7 mm. Dlatego rzeczywista odległość rzutu powinna być wybrana pomiędzy 4 i 7 mm. Rysunek 8 przedstawia przekrój poprzeczny wiązki elektronów w odległości 4,6 mm od powierzchni katody. Możemy zobaczyć, że kształt przekroju poprzecznego jest najbardziej zbliżony do standardowej kołowej wiązki elektronów. Odległość między dwiema wiązkami elektronów jest bliska zaprojektowanej wartości 0,31 mm, a promień wynosi około 0,13 mm, co spełnia wymagania projektowe. Rysunek 9 przedstawia wyniki symulacji prądu wiązki. Można zauważyć, że oba prądy wiązki wynoszą 76 mA, co jest zgodne z zaprojektowanymi 80 mA.
Biorąc pod uwagę wahania napięcia sterującego w praktycznych zastosowaniach, konieczne jest zbadanie wrażliwości napięciowej tego modelu. W zakresie napięcia 19,8 ~ 20,6 kV uzyskuje się obwiednie prądu i prądu wiązki, jak pokazano na rysunku 1 oraz rysunkach 1.10 i 11. Z wyników można wywnioskować, że zmiana napięcia sterującego nie ma wpływu na obwiednię wiązki elektronów, a prąd wiązki elektronów zmienia się jedynie od 0,74 do 0,78 A. Dlatego można uznać, że działo elektronowe zaprojektowane w tym artykule ma dobrą wrażliwość na napięcie.
Wpływ wahań napięcia napędowego na otoczkę wiązki w kierunkach x i y.
Jednorodne pole magnetyczne ogniskujące jest powszechnym układem ogniskującym z magnesami trwałymi. Ze względu na równomierny rozkład pola magnetycznego w całym kanale wiązki jest on bardzo odpowiedni dla osiowo symetrycznych wiązek elektronów. W tej sekcji zaproponowano jednorodny układ ogniskujący do utrzymywania transmisji na duże odległości wiązek podwójnych ołówków. Analizując wygenerowane pole magnetyczne i obwiednię wiązki, zaproponowano schemat projektu układu ogniskującego i zbadano problem czułości. Zgodnie z teorią stabilnej transmisji pojedynczej wiązki ołówkowej18,19, wartość pola magnetycznego Brillouina można obliczyć za pomocą równania (2). W tej pracy wykorzystujemy również tę równoważność do oszacowania pola magnetycznego wiązki podwójnego ołówka o rozłożonym boku. W połączeniu z działem elektronowym zaprojektowanym w tej pracy obliczona wartość pola magnetycznego wynosi około 4000 Gs. Zgodnie z Ref. 20, w praktycznych projektach zwykle wybiera się 1,5–2 razy wartość obliczoną.
Rysunek 12 przedstawia strukturę układu skupiającego pole jednorodnego pola magnetycznego. Niebieska część to magnes trwały namagnesowany w kierunku osiowym. Wybrany materiał to NdFeB lub FeCoNi. Remanencja Br ustawiona w modelu symulacyjnym wynosi 1,3 T, a przenikalność wynosi 1,05. Aby zapewnić stabilną transmisję wiązki w całym obwodzie, długość magnesu jest początkowo ustawiona na 70 mm. Ponadto rozmiar magnesu w kierunku x określa, czy poprzeczne pole magnetyczne w kanale wiązki jest jednorodne, co wymaga, aby rozmiar w kierunku x nie był zbyt mały. Jednocześnie, biorąc pod uwagę koszt i wagę całej rury, rozmiar magnesu nie powinien być zbyt duży. Dlatego magnesy są początkowo ustawione na 150 mm × 150 mm × 70 mm. Tymczasem, aby zapewnić, że cały obwód wolnofalowy może zostać umieszczony w układzie ogniskującym, odległość między magnesami jest ustawiona na 20 mm.
W 2015 roku Purna Chandra Panda21 zaproponował element biegunowy z nowym schodkowym otworem w jednolitym układzie ogniskowania magnetycznego, który może dodatkowo zmniejszyć wielkość wycieku strumienia do katody i poprzecznego pola magnetycznego wytwarzanego w otworze elementu biegunowego. W tym artykule dodajemy strukturę schodkową do elementu biegunowego układu ogniskowania. Grubość elementu biegunowego jest początkowo ustawiona na 1,5 mm, wysokość i szerokość trzech stopni wynoszą 0,5 mm, a odległość między otworami elementu biegunowego wynosi 2 mm, jak pokazano na rysunku 13.
Rysunek 14a przedstawia osiowy rozkład pola magnetycznego wzdłuż linii środkowych dwóch wiązek elektronów. Można zauważyć, że siły pola magnetycznego wzdłuż dwóch wiązek elektronów są równe. Wartość pola magnetycznego wynosi około 6000 Gs, co stanowi 1,5-krotność teoretycznego pola Brillouina, co zwiększa transmisję i wydajność ogniskowania. Jednocześnie pole magnetyczne przy katodzie jest bliskie 0, co wskazuje, że element biegunowy ma dobry wpływ na zapobieganie wyciekom strumienia magnetycznego. Rysunek 14b przedstawia poprzeczny rozkład pola magnetycznego By w kierunku z na górnej krawędzi dwóch wiązek elektronów. Można zauważyć, że poprzeczne pole magnetyczne jest mniejsze niż 200 Gs tylko przy otworze elementu biegunowego, podczas gdy w obwodzie wolnofalowym poprzeczne pole magnetyczne jest bliskie zeru, co dowodzi, że wpływ poprzecznego pola magnetycznego na wiązkę elektronów jest pomijalny. Aby zapobiec nasyceniu magnetycznemu elementów biegunowych, konieczne jest zbadanie natężenia pola magnetycznego wewnątrz elementów biegunowych. Rysunek 14c przedstawia wartość bezwzględną rozkład pola magnetycznego wewnątrz bieguna. Można zauważyć, że wartość bezwzględna natężenia pola magnetycznego jest mniejsza niż 1,2T, co oznacza, że ​​nie nastąpi nasycenie magnetyczne bieguna.
Rozkład natężenia pola magnetycznego dla Br = 1,3 T.(a) Rozkład osiowy pola.(b) Rozkład boczny pola By w kierunku z.(c) Wartość bezwzględna rozkładu pola wewnątrz bieguna.
Na podstawie modułu CST PS zoptymalizowano względne położenie osiowe działa dwuwiązkowego i układu ogniskującego. Zgodnie z Ref. 9 i symulacjami, optymalne położenie to miejsce, w którym anoda nakłada się na biegun z dala od magnesu. Stwierdzono jednak, że jeśli remanencja została ustawiona na 1,3 T, transmisja wiązki elektronów nie mogłaby osiągnąć 99%. Zwiększając remanencję do 1,4 T, skupiające pole magnetyczne wzrośnie do 6500 Gs. Trajektorie wiązki na płaszczyznach xoz i yoz pokazano na rysunku 15. Można zauważyć, że wiązka ma dobrą transmisję, małe fluktuacje i odległość transmisji większą niż 45 mm.
Trajektorie belek dwuołówkowych w jednorodnym układzie magnetycznym z Br = 1,4 T.(a) płaszczyzna xoz.(b) płaszczyzna yoz.
Rysunek 16 przedstawia przekrój poprzeczny wiązki w różnych położeniach od katody. Można zauważyć, że kształt przekroju wiązki w układzie ogniskującym jest dobrze zachowany, a średnica przekroju nie zmienia się znacząco. Rysunek 17 przedstawia otoczki wiązki odpowiednio w kierunkach x i y. Można zauważyć, że fluktuacja wiązki w obu kierunkach jest bardzo mała. Rysunek 18 przedstawia wyniki symulacji prądu wiązki. Wyniki pokazują, że prąd wynosi około 2 × 80 mA, co jest zgodne z obliczoną wartością w projekcie działa elektronowego.
Przekrój wiązki elektronów (z układem ogniskującym) w różnych położeniach od katody.
Biorąc pod uwagę szereg problemów, takich jak błędy montażu, wahania napięcia i zmiany natężenia pola magnetycznego w praktycznych zastosowaniach przetwarzania, konieczna jest analiza czułości układu ogniskującego. Ponieważ w rzeczywistym przetwarzaniu występuje przerwa między anodą a biegunem, tę przerwę należy ustawić w symulacji. Wartość przerwy ustawiono na 0,2 mm, a rysunek 19a przedstawia obwiednię wiązki i prąd wiązki w kierunku y. Ten wynik pokazuje, że zmiana obwiedni wiązki nie jest znacząca, a prąd wiązki prawie się nie zmienia. Dlatego układ jest niewrażliwy na błędy montażu. Dla wahań napięcia sterującego zakres błędu ustawiono na ±0,5 kV. Rysunek 19b przedstawia wyniki porównania. Można zauważyć, że zmiana napięcia ma niewielki wpływ na obwiednię wiązki. Zakres błędu ustawiono od -0,02 do +0,03 T dla zmian natężenia pola magnetycznego. Wyniki porównania pokazano na rysunku 20. Można zauważyć, że obwiednia wiązki prawie się nie zmienia, co oznacza, że ​​cały EOS jest niewrażliwy na zmiany natężenia pola magnetycznego.
Wyniki dotyczące otoczki wiązki i prądu przy zastosowaniu jednolitego układu ogniskowania magnetycznego.(a) Tolerancja montażu wynosi 0,2 mm.(b) Wahania napięcia sterującego wynoszą ±0,5 kV.
Otoczka wiązki pod jednolitym systemem ogniskowania magnetycznego z osiowymi fluktuacjami natężenia pola magnetycznego w zakresie od 0,63 do 0,68 T.
Aby mieć pewność, że układ ogniskujący zaprojektowany w niniejszym artykule będzie zgodny z HFS, konieczne jest połączenie układu ogniskującego i HFS w celach badawczych. Rysunek 21 przedstawia porównanie obwiedni wiązki z załadowanym HFS i bez niego. Wyniki pokazują, że obwiednia wiązki nie zmienia się znacząco, gdy załadowany jest cały HFS. Dlatego układ ogniskujący nadaje się do lampy z falą bieżącą HFS omówionej powyżej konstrukcji.
Aby zweryfikować poprawność EOS zaproponowanego w rozdziale III i zbadać wydajność 220 GHz SDV-TWT, przeprowadzono symulację 3D-PIC interakcji wiązki i fali. Ze względu na ograniczenia oprogramowania symulacyjnego nie byliśmy w stanie dodać całego EOS do HFS. Dlatego działo elektronowe zostało zastąpione równoważną powierzchnią emitującą o średnicy 0,13 mm i odległości między dwiema powierzchniami wynoszącej 0,31 mm, czyli takich samych parametrach jak działo elektronowe zaprojektowane powyżej. Ze względu na niewrażliwość i dobrą stabilność EOS, napięcie sterujące można odpowiednio zoptymalizować, aby uzyskać najlepszą moc wyjściową w symulacji PIC. Wyniki symulacji pokazują, że nasyconą moc wyjściową i wzmocnienie można uzyskać przy napięciu sterującym 20,6 kV, prądzie wiązki 2 × 80 mA (603 A/cm2) i mocy wejściowej 0,05 W.
Aby uzyskać najlepszy sygnał wyjściowy, należy zoptymalizować również liczbę cykli. Najlepszą moc wyjściową uzyskuje się, gdy liczba dwóch etapów wynosi 42 + 48 cykli, jak pokazano na rysunku 22a. Sygnał wejściowy o mocy 0,05 W jest wzmacniany do mocy 314 W ze wzmocnieniem 38 dB. Widmo mocy wyjściowej uzyskane za pomocą szybkiej transformaty Fouriera (FFT) jest czyste i osiąga szczyt przy 220 GHz. Rysunek 22b przedstawia rozkład położenia osiowego energii elektronów w SWS, przy czym większość elektronów traci energię. Wynik ten wskazuje, że SDV-SWS może przekształcać energię kinetyczną elektronów na sygnały RF, realizując w ten sposób wzmocnienie sygnału.
Sygnał wyjściowy SDV-SWS przy częstotliwości 220 GHz.(a) Moc wyjściowa z uwzględnieniem widma.(b) Rozkład energii elektronów z wiązką elektronów na końcu wstawki SWS.
Rysunek 23 przedstawia pasmo mocy wyjściowej i wzmocnienie dwumodowego, dwuwiązkowego radiolatarni SDV-TWT. Parametry wyjściowe można dodatkowo poprawić, zmieniając częstotliwości z 200 na 275 GHz i optymalizując napięcie sterowania. Wynik ten pokazuje, że pasmo 3 dB może obejmować zakres od 205 do 275 GHz, co oznacza, że ​​praca w trybie dwumodowym może znacznie poszerzyć pasmo robocze.
Jednak zgodnie z rys. 2a wiemy, że istnieje pasmo zaporowe pomiędzy modami nieparzystymi i parzystymi, co może prowadzić do niepożądanych oscylacji. Dlatego należy zbadać stabilność pracy wokół pasm zaporowych. Rysunki 24a-c przedstawiają 20 ns wyniki symulacji przy częstotliwościach odpowiednio 265,3 GHz, 265,35 GHz i 265,4 GHz. Można zauważyć, że chociaż wyniki symulacji mają pewne fluktuacje, moc wyjściowa jest stosunkowo stabilna. Widmo pokazano również odpowiednio na rysunku 24, widmo jest czyste. Wyniki te wskazują, że nie ma samooscylacji w pobliżu pasma zaporowego.
Aby zweryfikować prawidłowość całego HFS, konieczne jest wykonanie i pomiary. W tej części HFS jest wykonany z wykorzystaniem technologii komputerowego sterowania numerycznego (CNC) przy użyciu narzędzia o średnicy 0,1 mm i dokładności obróbki 10 μm. Materiałem na strukturę o wysokiej częstotliwości jest miedź beztlenowa o wysokiej przewodności (OFHC). Rysunek 25a przedstawia wykonaną strukturę. Cała struktura ma długość 66,00 mm, szerokość 20,00 mm i wysokość 8,66 mm. Osiem otworów szpilkowych jest rozmieszczonych wokół struktury. Rysunek 25b przedstawia strukturę uzyskaną za pomocą skaningowego mikroskopu elektronowego (SEM). Ostrza tej struktury są wytwarzane równomiernie i charakteryzują się dobrą chropowatością powierzchni. Po precyzyjnym pomiarze całkowity błąd obróbki wynosi mniej niż 5%, a chropowatość powierzchni wynosi około 0,4 μm. Struktura obrabiana spełnia wymagania dotyczące projektu i precyzji.
Rysunek 26 przedstawia porównanie rzeczywistych wyników testów i symulacji wydajności transmisji. Port 1 i port 2 na rysunku 26a odpowiadają odpowiednio portom wejściowym i wyjściowym HFS i są równoważne portowi 1 i portowi 4 na rysunku 3. Rzeczywiste wyniki pomiarów S11 są nieco lepsze niż wyniki symulacji. Jednocześnie wyniki pomiarów S21 są nieco gorsze. Powodem może być zbyt wysoka ustawiona w symulacji przewodność materiału i słaba chropowatość powierzchni po rzeczywistej obróbce. Ogólnie rzecz biorąc, wyniki pomiarów są zgodne z wynikami symulacji, a szerokość pasma transmisji spełnia wymagania 70 GHz, co potwierdza wykonalność i poprawność proponowanego dwumodowego SDV-TWT. Dlatego też, w połączeniu z rzeczywistym procesem produkcji i wynikami testów, zaproponowana w tym artykule konstrukcja ultraszerokopasmowego dwuwiązkowego SDV-TWT może być wykorzystana do późniejszej produkcji i zastosowań.
W tym artykule przedstawiono szczegółowy projekt płaskiego, dwuwiązkowego generatora SDV-TWT o częstotliwości 220 GHz. Połączenie pracy w trybie dwumodowym i wzbudzenia dwuwiązkowego dodatkowo zwiększa szerokość pasma roboczego i moc wyjściową. Przeprowadzono również testy produkcyjne i na zimno w celu weryfikacji poprawności całego systemu HFS. Rzeczywiste wyniki pomiarów dobrze zgadzają się z wynikami symulacji. W przypadku zaprojektowanego dwuwiązkowego EOS, sekcja maski i elektrody sterujące zostały użyte razem w celu wytworzenia dwuołówkowej wiązki. W zaprojektowanym jednorodnym skupiającym polu magnetycznym wiązka elektronów może być stabilnie przesyłana na duże odległości z zachowaniem dobrego kształtu. W przyszłości zostanie przeprowadzona produkcja i testy EOS, a także test termiczny całego TWT. Zaproponowany w tym artykule schemat projektu SDV-TWT w pełni łączy obecną dojrzałą technologię przetwarzania płaszczyzn i wykazuje duży potencjał pod względem wskaźników wydajności oraz przetwarzania i montażu. Dlatego w tym artykule uważa się, że struktura płaska najprawdopodobniej stanie się trendem rozwojowym urządzeń elektronicznych próżniowych w paśmie terahercowym.
Większość surowych danych i modeli analitycznych wykorzystanych w tym badaniu została uwzględniona w niniejszym artykule. Dodatkowe istotne informacje można uzyskać od autora korespondencyjnego po otrzymaniu uzasadnionej prośby.
Gamzina, D. i in. Obróbka CNC w skali nano w elektronice próżniowej subterahercowej. IEEE Trans.electronic devices.63, 4067–4073 (2016).
Malekabadi, A. i Paoloni, C. Mikroobróbka falowodów subterahercowych metodą UV-LIGA przy użyciu wielowarstwowego fotorezystu SU-8.J. Micromechanics.Microelectronics.26, 095010. https://doi.org/10.1088/0960-1317/26/9/095010 (2016).
Dhillon, SS i in. Plan działania technologii THz na rok 2017. J. Physics.D do zastosowania.physics.50, 043001. https://doi.org/10.1088/1361-6463/50/4/043001 (2017).
Shin, YM, Barnett, LR i Luhmann, NC Silne ograniczenie propagacji fali plazmonicznej za pomocą ultraszerokopasmowych falowodów z podwójną kratą.application.physics.Wright.93, 221504. https://doi.org/10.1063/1.3041646 (2008).
Baig, A. i in. Wydajność wzmacniacza lampowego o fali bieżącej 220 GHz obrabianego nano CNC. IEEE Trans.electronic devices.64, 590–592 (2017).
Han, Y. i Ruan, CJ Badanie niestabilności dikotronowej wiązek elektronów o nieskończenie szerokiej warstwie przy użyciu makroskopowej teorii modelu zimnego płynu. Chin Phys B. 20, 104101. https://doi.org/10.1088/1674-1056/20/10/104101 (2011).
Galdetskiy, AV na temat możliwości zwiększenia szerokości pasma poprzez płaskie rozmieszczenie wiązki w klistronie wielowiązkowym. W 12. Międzynarodowej Konferencji IEEE na temat elektroniki próżniowej, Bangalore, Indie, 5747003, 317–318 https://doi.org/10.1109/IVEC.2011.5747003 (2011).
Nguyen, CJ i in. Projekt trójwiązkowych dział elektronowych z wąskim rozkładem płaszczyzny podziału wiązki w lampie o fali bieżącej z podwójnym ostrzem i przesuniętą fazą pasma W [J]. Science.Rep. 11, 940. https://doi.org/10.1038/s41598-020-80276-3 (2021).
Wang, PP, Su, YY, Zhang, Z., Wang, WB i Ruan, CJ Planarny rozproszony trójwiązkowy układ optyczny elektronów z wąskim rozdziałem wiązek dla podstawowego trybu pasma W TWT.IEEE Trans.electronic devices.68, 5215–5219 (2021).
Zhan, M. Badania nad przeplataną dwułopatkową rurą z falą bieżącą i belkami milimetrowymi 20-22 (doktorat, Uniwersytet Beihang, 2018).
Ruan, CJ, Zhang, HF, Tao, J. i He, Y. Badanie stabilności interakcji wiązki i fali w przeplatanej dwułopatkowej lampie z falą bieżącą w paśmie G. 43. Międzynarodowa Konferencja na temat fal milimetrowych i terahercowych w podczerwieni, 2018, Nagoya.8510263, https://doi.org/10.1109/IRMMW-THz.2018.8510263 (2018).