Дякуємо за відвідування Nature.com. Версія браузера, яку ви використовуєте, має обмежену підтримку CSS. Для найкращого досвіду рекомендуємо використовувати оновлений браузер (або вимкнути режим сумісності в Internet Explorer). Тим часом, щоб забезпечити постійну підтримку, ми відображатимемо сайт без стилів та JavaScript.
У цій статті розроблено та перевірено широкосмугову високопотужну дволопатеву трубку біжучої хвилі з чергуванням частотою 220 ГГц. По-перше, запропоновано планарну двопроменеву, розташовану в шаховому порядку, дволопатеву повільно-хвильову структуру. Завдяки використанню дворежимної схеми роботи, продуктивність передачі та пропускна здатність майже вдвічі вищі, ніж у одномодової. По-друге, для задоволення вимог високої вихідної потужності та покращення стабільності трубки біжучої хвилі розроблено подвійну електронно-оптичну систему у формі олівця, напруга керування якою становить 20~21 кВ, а струм — 2 × 80 мА. Цілі проектування. Використовуючи маску та керуючий електрод у двопроменевій гарматі, два олівцеві промені можуть бути сфокусовані вздовж їхніх відповідних центрів зі ступенем стиснення 7, фокусувальна відстань становить близько 0,18 мм, а стабільність хороша. Також оптимізовано рівномірну магнітну систему фокусування. Стабільна відстань передачі планарного подвійного електронного променя може досягати 45 мм, а фокусувальне магнітне поле — 0,6 Тл, чого достатньо для покриття всієї високочастотної системи (HFS). Потім, для перевірки... Для перевірки зручності використання електронно-оптичної системи та продуктивності повільнохвильової структури також було проведено моделювання елементарної комірки (PIC) на всій системі HFS. Результати показують, що система взаємодії променя може досягти пікової вихідної потужності майже 310 Вт на частоті 220 ГГц, оптимізована напруга променя становить 20,6 кВ, струм променя 2 × 80 мА, коефіцієнт підсилення становить 38 дБ, а смуга пропускання 3 дБ перевищує 35 дБ приблизно на 70 ГГц. Нарешті, для перевірки продуктивності HFS було виконано високоточне виготовлення мікроструктури, і результати показують, що характеристики смуги пропускання та передачі добре узгоджуються з результатами моделювання. Таким чином, очікується, що запропонована в цій статті схема дозволить розробити потужні, надширокосмугові джерела випромінювання терагерцового діапазону з потенціалом для майбутніх застосувань.
Як традиційний вакуумний електронний пристрій, трубка біжучої хвилі (ЛБХ) відіграє незамінну роль у багатьох застосуваннях, таких як високороздільна радари, системи супутникового зв'язку та дослідження космосу1,2,3. Однак, оскільки робоча частота переходить у терагерцовий діапазон, традиційні ЛБХ зі зв'язаним резонатором та спіральні ЛБХ не можуть задовольнити потреби людей через відносно низьку вихідну потужність, вузьку смугу пропускання та складні виробничі процеси. Тому питання комплексного покращення продуктивності терагерцового діапазону стало дуже актуальним для багатьох науково-дослідних установ. В останні роки нові структури повільних хвиль (СХХ), такі як структури зі ступінчастою подвійною лопаттю (SDV) та структури зі складеними хвилеводами (FW), отримали значну увагу завдяки своїм природним планарним структурам, особливо нові SDV-СХХ з багатообіцяючим потенціалом. Ця структура була запропонована Каліфорнійським університетом у Девісі у 2008 році4. Планарна структура може бути легко виготовлена ​​за допомогою мікро-нанотехнологій обробки, таких як числове програмне керування (ЧПК) та УФ-LIGA, а суцільнометалева структура корпусу може забезпечити більшу теплову ємність з вища вихідна потужність і коефіцієнт посилення, а хвилеводна структура також може забезпечити ширшу робочу смугу пропускання. Наразі, у 2017 році, UC Davis вперше продемонстрував, що SDV-LBWT може генерувати високопотужні сигнали понад 100 Вт і майже 14 ГГц у діапазоні G5. Однак ці результати все ще мають прогалини, які не можуть задовольнити відповідні вимоги високої потужності та широкої смуги пропускання в терагерцовому діапазоні. Для SDV-LBWT G-діапазону UC-Davis використовувалися листові електронні пучки. Хоча ця схема може значно покращити струмопровідну здатність пучка, важко підтримувати велику відстань передачі через нестабільність електронно-оптичної системи (EOS) листового пучка, а також існує тунель пучка з перевантаженням, що також може призвести до саморегуляції пучка. – Збудження та коливання 6,7. Щоб задовольнити вимоги високої вихідної потужності, широкої смуги пропускання та гарної стабільності ТГц ЛБВ, у цій статті пропонується двопроменева SDV-SWS з дворежимним режимом роботи. Тобто, для збільшення робочої смуги пропускання в цій структурі пропонується та впроваджується дворежимний режим роботи. А для збільшення вихідної потужності також використовується планарний розподіл подвійних олівцевих променів. Одноолівцеві радіоприймачі є відносно малими через обмеження вертикального розміру. Якщо щільність струму занадто висока, струм променя необхідно зменшити, що призводить до відносно низької вихідної потужності. Для покращення струму променя з'явилися планарні розподілені багатопроменеві EOS, які використовують поперечний розмір SWS. Завдяки незалежному тунелюванню променя, планарні розподілені багатопроменеві пристрої можуть досягати високої вихідної потужності, підтримуючи високий загальний струм променя та малий струм на промінь, що може уникнути тунелювання променя надмодовим режимом порівняно з листово-променевими пристроями. Тому корисно підтримувати стабільність трубки біжучої хвилі. На основі попередніх робіт8,9 у цій статті пропонується Подвійний олівцевий промінь з фокусуванням рівномірного магнітного поля G-діапазону EOS може значно покращити стабільну дальність передачі променя та ще більше збільшити площу взаємодії променя, тим самим значно покращуючи вихідну потужність.
Структура цієї статті наступна. Спочатку описується конструкція комірки SWS з параметрами, аналізом дисперсійних характеристик та результатами високочастотного моделювання. Потім, відповідно до структури елементарної комірки, у цій статті розроблено подвійний олівцево-променевий EOS та систему взаємодії променів. Також представлені результати моделювання внутрішньоклітинних частинок для перевірки зручності використання EOS та продуктивності SDV-LBWT. Крім того, у статті коротко представлені результати виготовлення та холодних випробувань для перевірки правильності всієї HFS. Насамкінець зроблено підсумок.
Як один з найважливіших компонентів ЛБВ, дисперсійні властивості повільнохвильової структури вказують на те, чи відповідає швидкість електронів фазовій швидкості хвильового хвиля (ХХХ), і таким чином мають великий вплив на взаємодію променя з хвилею. Для покращення продуктивності всієї ЛБВ розроблено вдосконалену структуру взаємодії. Структура елементарної комірки показана на рисунку 1. Враховуючи нестабільність листового променя та обмеження потужності одноручкового променя, структура використовує подвійний ручковий промінь для подальшого покращення вихідної потужності та стабільності роботи. Тим часом, для збільшення робочої смуги пропускання було запропоновано подвійний режим роботи ХХХ. Завдяки симетрії структури SDV, розв'язок рівняння дисперсії електромагнітного поля можна розділити на парний та непарний режими. Одночасно, фундаментальний непарний режим низькочастотної смуги та фундаментальний парний режим високочастотної смуги використовуються для реалізації широкосмугової синхронізації взаємодії променя, тим самим додатково покращуючи робочу смугу пропускання.
Відповідно до вимог до живлення, вся трубка розрахована на напругу керування 20 кВ та струм подвійного променя 2 × 80 мА. Щоб максимально точно узгодити напругу з робочою смугою пропускання SDV-SWS, нам потрібно розрахувати тривалість періоду p. Зв'язок між напругою променя та періодом показано в рівнянні (1)10:
Встановивши фазовий зсув на 2,5π на центральній частоті 220 ГГц, період p можна розрахувати як 0,46 мм. На рисунку 2a показано дисперсійні властивості елементарної комірки SWS. Лінія променя 20 кВ дуже добре відповідає бімодальній кривій. Узгоджені частотні діапазони можуть досягати близько 70 ГГц у діапазонах 210–265,3 ГГц (непарний режим) та 265,4–280 ГГц (парний режим). На рисунку 2b показано середній імпеданс зв'язку, який перевищує 0,6 Ом від 210 до 290 ГГц, що вказує на те, що в робочій смузі пропускання можуть виникати сильні взаємодії.
(a) Дисперсійні характеристики двомодового SDV-SWS з електронною лінією променя 20 кВ. (b) Імпеданс взаємодії повільнохвильового контуру SDV.
Однак важливо зазначити, що між парною та непарною модами існує заборонена зона, і ми зазвичай називаємо цю заборонену зону зоною стримування, як показано на рисунку 2a. Якщо ЛБВ працює поблизу цієї смуги частот, може виникнути сильна сила зв'язку променя, що призведе до небажаних коливань. У практичних застосуваннях ми зазвичай уникаємо використання ЛБВ поблизу смуги стримування. Однак видно, що заборонена зона цієї повільнохвильової структури становить лише 0,1 ГГц. Важко визначити, чи викликає ця мала заборонена зона коливання. Тому стабільність роботи поблизу смуги стримування буде досліджена в наступному розділі моделювання PIC, щоб проаналізувати, чи можуть виникати небажані коливання.
Модель усієї HFS показано на рисунку 3. Вона складається з двох каскадів SDV-SWS, з'єднаних бреггівськими відбивачами. Функція відбивача полягає в тому, щоб відсікти передачу сигналу між двома каскадами, придушити коливання та відбиття неробочих мод, таких як моди високого порядку, що генеруються між верхніми та нижніми лопатями, тим самим значно покращуючи стабільність усієї трубки. Для підключення до зовнішнього середовища також використовується лінійний конічний з'єднувач для підключення SWS до стандартного хвилеводу WR-4. Коефіцієнт передачі дворівневої структури вимірюється за допомогою розв'язувача часової області в програмному забезпеченні 3D-моделювання. Враховуючи фактичний вплив терагерцового діапазону на матеріал, матеріал вакуумної оболонки спочатку встановлюється на мідь, а провідність знижується до 2,25×107 См/м12.
На рисунку 4 показано результати передачі для HFS з лінійними конічними відгалужувачами та без них. Результати показують, що відгалужувач має незначний вплив на характеристики передачі всього HFS. Втрати на відбиття (S11 < −10 дБ) та втрати на внесення (S21 > −5 дБ) всієї системи в широкосмуговому діапазоні 207~280 ГГц показують, що HFS має хороші характеристики передачі.
Як джерело живлення вакуумних електронних пристроїв, електронна гармата безпосередньо визначає, чи може пристрій генерувати достатню вихідну потужність. У поєднанні з аналізом HFS у розділі II, необхідно розробити двопроменеву електронну гармату для забезпечення достатньої потужності. У цій частині, на основі попередньої роботи в W-діапазоні8,9, розроблено подвійну олівцеву електронну гармату з використанням планарної маски та керуючих електродів. По-перше, відповідно до вимог проектування SWS у розділі. Як показано на рис. 2, напруга керування електронними пучками Ua спочатку встановлена ​​на 20 кВ, струми I обох електронних пучків становлять 80 мА, а діаметр пучка dw електронних пучків становить 0,13 мм. Водночас, щоб забезпечити досягнення густини струму електронного пучка та катода, коефіцієнт стиснення електронного пучка встановлений на 7, тому густина струму електронного пучка становить 603 А/см2, а густина струму катода — 86 А/см2, чого можна досягти за допомогою [1]. Цього досягають за допомогою нових матеріалів катода. Згідно з теорією проектування 14, 15, 16, 17, типову електронну гармату Пірса можна однозначно ідентифікувати.
На рисунку 5 показано горизонтальну та вертикальну схематичні діаграми гармати відповідно. Видно, що профіль електронної гармати в напрямку x майже ідентичний профілю типової листової електронної гармати, тоді як у напрямку y два електронні пучки частково розділені маскою. Положення двох катодів знаходяться при x = –0,155 мм, y = 0 мм та x = 0,155 мм, y = 0 мм відповідно. Відповідно до вимог до конструкції щодо ступеня стиснення та розміру інжекції електронів, розміри двох поверхонь катода визначені як 0,91 мм × 0,13 мм.
Щоб сфокусоване електричне поле, що приймається кожним електронним пучком у напрямку x, було симетричним відносно його власного центру, у цій статті до електронної гармати застосовується керуючий електрод. Встановивши напругу фокусуючого електрода та керуючого електрода на -20 кВ, а напругу анода на 0 В, ми можемо отримати розподіл траєкторії подвійної променевої гармати, як показано на рис. 6. Видно, що випромінювані електрони мають добру стисливість у напрямку y, і кожен електронний пучок сходиться до напрямку x вздовж власного центру симетрії, що вказує на те, що керуючий електрод врівноважує нерівномірне електричне поле, що генерується фокусуючим електродом.
На рисунку 7 показано обвідну променя в напрямках x та y. Результати показують, що відстань проекції електронного променя в напрямку x відрізняється від відстані проекції в напрямку y. Відстань проекції в напрямку x становить близько 4 мм, а відстань проекції в напрямку y близька до 7 мм. Тому фактичну відстань проекції слід вибирати між 4 та 7 мм. На рисунку 8 показано поперечний переріз електронного променя на відстані 4,6 мм від поверхні катода. Ми бачимо, що форма поперечного перерізу найближча до стандартного круглого електронного променя. Відстань між двома електронними променями близька до розрахункових 0,31 мм, а радіус становить близько 0,13 мм, що відповідає проектним вимогам. На рисунку 9 показано результати моделювання струму променя. Видно, що два струми променя становлять 76 мА, що добре узгоджується з розрахунковими 80 мА.
Враховуючи коливання напруги керування в практичних застосуваннях, необхідно вивчити чутливість цієї моделі до напруги. У діапазоні напруг 19,8 ~ 20,6 кВ отримані обвідні струму та струму променя, як показано на рисунку 1 та рисунку 1.10 та 11. З результатів видно, що зміна напруги керування не впливає на обвідну електронного променя, а струм електронного променя змінюється лише від 0,74 до 0,78 А. Отже, можна вважати, що електронна гармата, розроблена в цій статті, має хорошу чутливість до напруги.
Вплив коливань напруги керування на обвідні променя в напрямках x та y.
Рівномірне магнітне фокусуюче поле є поширеною системою фокусування на основі постійних магнітів. Завдяки рівномірному розподілу магнітного поля по всьому каналу променя, воно дуже підходить для осесиметричних електронних пучків. У цьому розділі пропонується рівномірна магнітна фокусуюча система для підтримки передачі подвійних олівцевих пучків на великі відстані. Аналізуючи генероване магнітне поле та обвідну променя, пропонується схема проектування фокусуючої системи та досліджується проблема чутливості. Відповідно до теорії стабільного пропускання одинарного олівцевого променя18,19, значення магнітного поля Бріллюена можна розрахувати за рівнянням (2). У цій роботі ми також використовуємо цю еквівалентність для оцінки магнітного поля латерально розподіленого подвійного олівцевого променя. У поєднанні з електронною гарматою, розробленою в цій роботі, розраховане значення магнітного поля становить близько 4000 Гс. Згідно з посиланням 20, у практичних конструкціях зазвичай вибирається значення, що в 1,5-2 рази перевищує розраховане.
На рисунку 12 показано структуру системи фокусування однорідного магнітного поля. Синя частина позначена постійним магнітом, намагніченим в осьовому напрямку. Вибраний матеріал - NdFeB або FeCoNi. Залишкова намагніченість Br, встановлена ​​в симуляційній моделі, становить 1,3 Тл, а проникність - 1,05. Щоб забезпечити стабільне пропускання променя по всьому контуру, довжина магніту спочатку встановлена ​​на 70 мм. Крім того, розмір магніту в напрямку x визначає, чи є поперечне магнітне поле в каналі променя однорідним, що вимагає, щоб розмір у напрямку x не був занадто малим. Водночас, враховуючи вартість і вагу всієї трубки, розмір магніту не повинен бути занадто великим. Тому магніти спочатку встановлені на 150 мм × 150 мм × 70 мм. Тим часом, щоб забезпечити розміщення всього контуру повільної хвилі в системі фокусування, відстань між магнітами встановлена ​​на 20 мм.
У 2015 році Пурна Чандра Панда21 запропонував полюсний наконечник з новим ступінчастим отвором в рівномірній магнітній системі фокусування, що може ще більше зменшити величину витоку потоку на катод і поперечне магнітне поле, що генерується в отворі полюсного наконечника. У цій статті ми додаємо ступінчасту структуру до полюсного наконечника системи фокусування. Товщина полюсного наконечника спочатку встановлена ​​на 1,5 мм, висота та ширина трьох сходинок становлять 0,5 мм, а відстань між отворами полюсного наконечника становить 2 мм, як показано на рисунку 13.
На рисунку 14a показано розподіл осьового магнітного поля вздовж центральних ліній двох електронних пучків. Видно, що сили магнітного поля вздовж двох електронних пучків однакові. Значення магнітного поля становить близько 6000 Гс, що в 1,5 раза перевищує теоретичне поле Бріллюена для збільшення ефективності пропускання та фокусування. У той же час магнітне поле на катоді майже дорівнює 0, що вказує на те, що полюсний наконечник добре запобігає розсіюванню магнітного потоку. На рисунку 14b показано розподіл поперечного магнітного поля By в напрямку z на верхньому краю двох електронних пучків. Видно, що поперечне магнітне поле менше 200 Гс лише біля отвору полюсного наконечника, тоді як у повільному колі поперечне магнітне поле майже дорівнює нулю, що доводить, що вплив поперечного магнітного поля на електронний пучок незначний. Щоб запобігти магнітному насиченню полюсних наконечників, необхідно досліджувати напруженість магнітного поля всередині полюсних наконечників. На рисунку 14c показано абсолютне значення розподілу магнітного поля всередині полюсного наконечника. Видно, що абсолютне значення напруженості магнітного поля становить менше 1,2 Тл, що вказує на те, що магнітне насичення полюсного наконечника не відбудеться.
Розподіл напруженості магнітного поля для Br = 1,3 Тл.(a) Осьовий розподіл поля.(b) Латеральний розподіл поля By у напрямку z.(c) Абсолютне значення розподілу поля всередині полюсного наконечника.
На основі модуля CST PS оптимізовано осьове відносне положення двопроменевої гармати та системи фокусування. Згідно з посиланням 9 та моделюванням, оптимальне розташування - це місце, де анодний елемент перекриває полюсний елемент від магніту. Однак було виявлено, що якщо залишкова напруженість встановлена ​​на 1,3 Тл, пропускання електронного променя не може досягти 99%. Збільшуючи залишкову напруженість до 1,4 Тл, фокусуюче магнітне поле збільшиться до 6500 Гс. Траєкторії променя на площинах xoz та yoz показані на рисунку 15. Видно, що промінь має хороше пропускання, малі коливання та відстань пропускання більше 45 мм.
Траєкторії подвійних олівцевих променів під однорідною магнітною системою з Br = 1,4 Тл. (a) площина xoz. (b) літальний апарат yoz.
На рисунку 16 показано поперечний переріз променя в різних положеннях від катода. Видно, що форма перерізу променя в системі фокусування добре зберігається, а діаметр перерізу не сильно змінюється. На рисунку 17 показано обвідні променя в напрямках x та y відповідно. Видно, що коливання променя в обох напрямках дуже малі. На рисунку 18 показано результати моделювання струму променя. Результати показують, що струм становить приблизно 2 × 80 мА, що узгоджується з розрахунковим значенням у конструкції електронної гармати.
Поперечний переріз електронного пучка (з системою фокусування) у різних положеннях, віддалених від катода.
Враховуючи низку проблем, таких як помилки складання, коливання напруги та зміни напруженості магнітного поля в практичних застосуваннях обробки, необхідно проаналізувати чутливість системи фокусування. Оскільки між анодним наконечником та полюсним наконечником у фактичній обробці є зазор, цей зазор необхідно встановити в симуляції. Значення зазору було встановлено на 0,2 мм, а на рисунку 19a показано обвідну променем та струм променя у напрямку y. Цей результат показує, що зміна обвідної променя не є значною, а струм променя майже не змінюється. Отже, система нечутлива до помилок складання. Для коливань напруги керування діапазон похибки встановлено на ±0,5 кВ. На рисунку 19b показано результати порівняння. Видно, що зміна напруги мало впливає на обвідну променем. Діапазон похибки встановлено від -0,02 до +0,03 Тл для змін напруженості магнітного поля. Результати порівняння показано на рисунку 20. Видно, що обвідна променя майже не змінюється, що означає, що вся система фокусування нечутлива до змін напруженості магнітного поля.
Результати обвідної променя та струму за рівномірної магнітної фокусуючої системи.(a) Допуск складання становить 0,2 мм.(b) Коливання напруги керування становить ±0,5 кВ.
Обвідна променя під дією однорідної магнітної фокусуючої системи з осьовими коливаннями напруженості магнітного поля в діапазоні від 0,63 до 0,68 Тл.
Щоб забезпечити відповідність системи фокусування, розробленої в цій статті, HFS, необхідно поєднати систему фокусування та HFS для дослідження. На рисунку 21 показано порівняння обвідних променя з завантаженою HFS та без неї. Результати показують, що обвідна променя не сильно змінюється при завантаженні всієї HFS. Отже, система фокусування підходить для HFS на трубці біжучої хвилі вищезгаданої конструкції.
Для перевірки правильності запропонованої в розділі III структури електричного поля (EOS) та дослідження характеристик 220 ГГц SDV-ЛБВ було виконано 3D-PIC-моделювання взаємодії променя і хвилі. Через обмеження програмного забезпечення для моделювання ми не змогли додати всю EOS до HFS. Тому електронна гармата була замінена еквівалентною випромінюючою поверхнею з діаметром 0,13 мм та відстанню між двома поверхнями 0,31 мм, що має ті ж параметри, що й електронна гармата, розроблена вище. Завдяки нечутливості та добрій стабільності EOS, напругу керування можна належним чином оптимізувати для досягнення найкращої вихідної потужності в PIC-моделюванні. Результати моделювання показують, що насичену вихідну потужність і коефіцієнт підсилення можна отримати при напрузі керування 20,6 кВ, струмі променя 2 × 80 мА (603 А/см2) та вхідній потужності 0,05 Вт.
Для отримання найкращого вихідного сигналу також необхідно оптимізувати кількість циклів. Найкраща вихідна потужність досягається, коли кількість двох каскадів становить 42 + 48 циклів, як показано на рисунку 22a. Вхідний сигнал потужністю 0,05 Вт посилюється до 314 Вт з коефіцієнтом посилення 38 дБ. Спектр вихідної потужності, отриманий за допомогою швидкого перетворення Фур'є (FFT), є чистим, з піком на частоті 220 ГГц. На рисунку 22b показано розподіл енергії електронів по осьовому положенню в SWS, при цьому більшість електронів втрачають енергію. Цей результат вказує на те, що SDV-SWS може перетворювати кінетичну енергію електронів на радіочастотні сигнали, тим самим реалізуючи посилення сигналу.
Вихідний сигнал SDV-SWS на частоті 220 ГГц.(a) Вихідна потужність з урахуванням спектру.(b) Розподіл енергії електронів з електронним пучком на кінці вставки SWS.
На рисунку 23 показано смугу пропускання вихідної потужності та коефіцієнт підсилення двомодового двопроменевого SDV-ЛБВ. Вихідні характеристики можна додатково покращити шляхом зміни частот від 200 до 275 ГГц та оптимізації напруги керування. Цей результат показує, що смуга пропускання 3 дБ може охоплювати діапазон від 205 до 275 ГГц, що означає, що дворежимна робота може значно розширити робочу смугу пропускання.
Однак, згідно з рис. 2a, ми знаємо, що між непарною та парною модами існує зона затримки, яка може призвести до небажаних коливань. Тому необхідно дослідити стабільність роботи навколо зон затримки. Рисунки 24a-c – це результати моделювання протягом 20 нс на частотах 265,3 ГГц, 265,35 ГГц та 265,4 ГГц відповідно. Видно, що хоча результати моделювання мають деякі коливання, вихідна потужність є відносно стабільною. Спектр також показано на рисунку 24 відповідно, спектр чистий. Ці результати вказують на відсутність автоколивань поблизу зони затримки.
Виготовлення та вимірювання необхідні для перевірки правильності всієї високочастотної труби (HFS). У цій частині HFS виготовляється за допомогою технології числового програмного керування (ЧПК) з діаметром інструменту 0,1 мм та точністю обробки 10 мкм. Матеріалом для високочастотної структури є безкиснева високопровідна (OFHC) мідь. На рисунку 25a показано виготовлену структуру. Вся структура має довжину 66,00 мм, ширину 20,00 мм та висоту 8,66 мм. Вісім отворів для штифтів розподілені по всій структурі. На рисунку 25b показано структуру, отриману за допомогою скануючої електронної мікроскопії (SEM). Лопаті цієї структури виготовлені рівномірно та мають хорошу шорсткість поверхні. Після точного вимірювання загальна похибка обробки становить менше 5%, а шорсткість поверхні становить близько 0,4 мкм. Структура обробки відповідає вимогам до конструкції та точності.
На рисунку 26 показано порівняння фактичних результатів випробувань та симуляцій характеристик передачі. Порт 1 та порт 2 на рисунку 26a відповідають вхідному та вихідному портам HFS відповідно та еквівалентні порту 1 та порту 4 на рисунку 3. Фактичні результати вимірювань S11 дещо кращі за результати моделювання. Водночас результати вимірювань S21 дещо гірші. Причиною може бути те, що провідність матеріалу, встановлена ​​в симуляції, занадто висока, а шорсткість поверхні після фактичної обробки низька. Загалом, результати вимірювань добре узгоджуються з результатами моделювання, а смуга пропускання передачі відповідає вимозі 70 ГГц, що підтверджує доцільність та правильність запропонованого дворежимного SDV-LBWT. Отже, у поєднанні з фактичним процесом виготовлення та результатами випробувань, запропонована в цій статті надширокосмугова двопроменева конструкція SDV-LBWT може бути використана для подальшого виготовлення та застосування.
У цій статті представлено детальний проект планарного розподільчого двопроменевого SDV-ЛБВ на частоті 220 ГГц. Поєднання дворежимної роботи та двопроменевого збудження додатково збільшує робочу смугу пропускання та вихідну потужність. Також проведено виготовлення та холодні випробування для перевірки правильності всієї високочастотної синхронізації (HFS). Фактичні результати вимірювань добре узгоджуються з результатами моделювання. Для розробленого двопроменевого EOS маскувальна секція та керуючі електроди були використані разом для створення двооліцевого променя. Під дією розробленого однорідного фокусуючого магнітного поля електронний промінь може стабільно передаватися на великі відстані з гарною формою. У майбутньому буде проведено виробництво та випробування EOS, а також теплові випробування всієї LBV. Ця схема проектування SDV-ЛБВ, запропонована в цій статті, повністю поєднує сучасну зрілу технологію обробки площин та демонструє великий потенціал у показниках продуктивності, обробці та складанні. Тому в цій статті вважається, що планарна структура, найімовірніше, стане тенденцією розвитку вакуумних електронних пристроїв у терагерцовому діапазоні.
Більшість необроблених даних та аналітичних моделей цього дослідження були включені до цієї статті. Додаткову відповідну інформацію можна отримати від автора, який відповідає за обґрунтований запит.
Гамзіна, Д. та ін. Нанорозмірна ЧПК-обробка субтерагерцової вакуумної електроніки. IEEE Trans. Електронні пристрої. 63, 4067–4073 (2016).
Малекабаді, А. та Паолоні, К. Мікровиготовлення субтерагерцових хвилеводів за допомогою УФ-LIGA з використанням багатошарового фоторезисту SU-8. J. Micromechanics.Microelectronics.26, 095010. https://doi.org/10.1088/0960-1317/26/9/095010 (2016).
Діллон, С.С. та ін. 2017. Дорожня карта розвитку ТГц-технології. Журнал фізики. Дослідження для застосування.physics.50, 043001. https://doi.org/10.1088/1361-6463/50/4/043001 (2017).
Шин, Ю.М., Барнетт, Л.Р. та Луманн, Н.К. Сильне обмеження поширення плазмонних хвиль за допомогою ультраширокосмугових шахових хвилеводів з подвійною ґраткою.application.physics.Wright.93, 221504. https://doi.org/10.1063/1.3041646 (2008).
Бейг, А. та ін. Продуктивність нано-підсилювача біжучої хвилі з частотою 220 ГГц, обробленого на верстаті з ЧПК. IEEE Trans. Електронні пристрої. 64, 590–592 (2017).
Хан, Ю. та Руан, К. Дж. Дослідження діокотронської нестійкості нескінченно широких шаруватих електронних пучків з використанням теорії макроскопічної моделі холодної рідини. Chin Phys B. 20, 104101. https://doi.org/10.1088/1674-1056/20/10/104101 (2011).
Галдецький, А.В. про можливість збільшення пропускної здатності шляхом планарного розташування променя в багатопроменевому клістроні. У 12-й Міжнародній конференції IEEE з вакуумної електроніки, Бангалор, Індія, 5747003, 317–318 https://doi.org/10.1109/IVEC.2011.5747003 (2011).
Нгуєн, К.Дж. та ін. Проектування трипроменевих електронних гармат з вузьким розподілом площини розщеплення променя в шаховій трубці біжучої хвилі з двома лопатями W-діапазону [J]. Science.Rep. 11, 940. https://doi.org/10.1038/s41598-020-80276-3 (2021).
Ван, П.П., Су, Ю.Й., Чжан, З., Ван, В.Б. та Руан, К.Дж. Планарна розподілена трипроменева електронно-оптична система з вузьким розділенням променів для W-діапазону фундаментальної моди ЛБВ. IEEE Trans.electronic devices.68, 5215–5219 (2021).
Чжан, М. Дослідження дволопатевого трубчастого хвилеподібного випромінювання з міліметровими хвильовими листовими балками 20-22 (доктор філософії, Університет Бейхан, 2018).
Ruan, CJ, Zhang, HF, Tao, J. & He, Y. Дослідження стабільності взаємодії променя та хвилі дволопатевої трубки біжучої хвилі з перемежуванням у G-діапазоні. 2018 43-тя Міжнародна конференція з інфрачервоних міліметрових та терагерцових хвиль, Нагоя. 8510263, https://doi.org/10.1109/IRMMW-THz.2018.8510263 (2018).