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RSS2009年 21卷 第03期
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2009, 21.
摘要:
对工作于扫描状态下的飞秒电子衍射系统电子枪偏转量的计算方法作了理论研究，讨论了超快电子脉冲的测量方法，比较了相对论效应对电子束的偏转量及对电子束脉冲宽度的计算结果的影响，并做了相应的数值计算。计算结果显示，在忽略了电场的边缘效应等因素后，电子束轴向速度的相对论修正与否对偏转距离和电子束脉冲宽度的影响分别达到61.4 mm和65 fs。研究结果对超快电子枪偏转扫描系统的设计、对超短电子脉冲宽度的测量方法，尤其是对超短电子脉冲宽度的测量过程中的同步实验具有一定的指导意义。
对工作于扫描状态下的飞秒电子衍射系统电子枪偏转量的计算方法作了理论研究，讨论了超快电子脉冲的测量方法，比较了相对论效应对电子束的偏转量及对电子束脉冲宽度的计算结果的影响，并做了相应的数值计算。计算结果显示，在忽略了电场的边缘效应等因素后，电子束轴向速度的相对论修正与否对偏转距离和电子束脉冲宽度的影响分别达到61.4 mm和65 fs。研究结果对超快电子枪偏转扫描系统的设计、对超短电子脉冲宽度的测量方法，尤其是对超短电子脉冲宽度的测量过程中的同步实验具有一定的指导意义。
2009, 21.
摘要:
光学元件“缺陷”制约着高功率固体激光装置负载能力的提升。从统计角度建立了振幅调制型“缺陷”模型，并针对神光Ⅲ原型装置助推放大级分析了“缺陷”分布的统计参量与光束近场质量的关系，得到了一般规律。结果表明，“缺陷”总密度的增加和幂指数的减小都使系统输出光强的中高频成分增加，光束近场质量变差；总密度的变化引起光强各中高频成分变化的幅度近似相等，频率间相对比重基本保持不变，幂指数的变化却会引起各频率间相对比重发生变化；一定范围内，“缺陷”尺寸越大对近场质量的影响越严重；对于助推段，需将元件的“缺陷”总密度控制在600 cm-2以下，幂指数控制在2.5以上。研究结果可为降低元件的损伤风险以提高系统的运行负载提供参考。
光学元件“缺陷”制约着高功率固体激光装置负载能力的提升。从统计角度建立了振幅调制型“缺陷”模型，并针对神光Ⅲ原型装置助推放大级分析了“缺陷”分布的统计参量与光束近场质量的关系，得到了一般规律。结果表明，“缺陷”总密度的增加和幂指数的减小都使系统输出光强的中高频成分增加，光束近场质量变差；总密度的变化引起光强各中高频成分变化的幅度近似相等，频率间相对比重基本保持不变，幂指数的变化却会引起各频率间相对比重发生变化；一定范围内，“缺陷”尺寸越大对近场质量的影响越严重；对于助推段，需将元件的“缺陷”总密度控制在600 cm-2以下，幂指数控制在2.5以上。研究结果可为降低元件的损伤风险以提高系统的运行负载提供参考。
2009, 21.
摘要:
为了研究扩压器喉道长度对直排型连续波DF/HF化学激光器起动特性的影响，建立了一套化学激光器气流通道双喷管小型实验模型。在无二次流的条件下，通过选用喉道长度不同的扩压器进行实验，分别得到对应的起动压力和工作压力，并将起动压力和工作压力的大小作为评价扩压器喉道长度优劣的依据。实验数据显示，对于该特定结构的直排型DF/HF激光器气流通道双喷管实验模型，扩压器喉道最佳长度为等效直径的17倍。
为了研究扩压器喉道长度对直排型连续波DF/HF化学激光器起动特性的影响，建立了一套化学激光器气流通道双喷管小型实验模型。在无二次流的条件下，通过选用喉道长度不同的扩压器进行实验，分别得到对应的起动压力和工作压力，并将起动压力和工作压力的大小作为评价扩压器喉道长度优劣的依据。实验数据显示，对于该特定结构的直排型DF/HF激光器气流通道双喷管实验模型，扩压器喉道最佳长度为等效直径的17倍。
2009, 21.
摘要:
引入材料色散和漏泄模式光线的传输效应，对D. Gloge多模光纤脉冲响应公式进行修正，利用修正后公式数值计算了在闪烁光激励下纤芯半径为0.1 mm、长50 m的石英阶跃光纤的冲击响应波形，该波形近似一高斯函数，半高宽为3 ns,前沿比后沿慢0.8 ns，且后沿存在拖尾。用该响应波形通过数值方法得到了闪烁体-光纤系统时间响应波形，与实验结果相比较，两者基本吻合。
引入材料色散和漏泄模式光线的传输效应，对D. Gloge多模光纤脉冲响应公式进行修正，利用修正后公式数值计算了在闪烁光激励下纤芯半径为0.1 mm、长50 m的石英阶跃光纤的冲击响应波形，该波形近似一高斯函数，半高宽为3 ns,前沿比后沿慢0.8 ns，且后沿存在拖尾。用该响应波形通过数值方法得到了闪烁体-光纤系统时间响应波形，与实验结果相比较，两者基本吻合。
2009, 21.
摘要:
针对激光器出光过程中腔内像差扰动带来的输出光束质量和光束能量下降问题，分析了腔内像差扰动对非稳腔模式的影响，并采用数值迭代法计算了理想情形和腔内像散扰动对无源正支共焦腔输出模式强度和相位分布的影响，进一步采用Zernike模式法对光束相位进行了像差拟合，得到了前35阶Zernike像差系数、点扩散函数(PSF)分布和环围能量曲线，计算了腔内像散扰动量与远场Strehl比的关系。结果表明：对小菲涅耳数正支共焦腔，腔内像散扰动对输出光束强度和相位分布均有明显影响，相位分布中一些高阶Zernike像差也有所增大。因此在进行腔内像差校正时，应优先考虑此类像差的校正。
针对激光器出光过程中腔内像差扰动带来的输出光束质量和光束能量下降问题，分析了腔内像差扰动对非稳腔模式的影响，并采用数值迭代法计算了理想情形和腔内像散扰动对无源正支共焦腔输出模式强度和相位分布的影响，进一步采用Zernike模式法对光束相位进行了像差拟合，得到了前35阶Zernike像差系数、点扩散函数(PSF)分布和环围能量曲线，计算了腔内像散扰动量与远场Strehl比的关系。结果表明：对小菲涅耳数正支共焦腔，腔内像散扰动对输出光束强度和相位分布均有明显影响，相位分布中一些高阶Zernike像差也有所增大。因此在进行腔内像差校正时，应优先考虑此类像差的校正。
2009, 21.
摘要:
研制了一种能够方便、快速调节激光雷达收发光路准直的光学装置，分析了装置楔角的选取要求、准直误差及其相应的矫正方法。该装置结构简单，主要由两个楔形光学平板组成，通过电机转动两个楔板可使出射光束方向在一定范围内任意改变，该调节范围由楔板的楔角和折射率决定。利用折射定律，严格推导了装置中两个楔形光学平板的旋转角度与出射光束方向之间的关系。提出了将该光学装置插入到激光雷达发射光路，采用螺旋式粗扫、圆形和径向细扫相结合的光束扫描方式实现对激光雷达准直的方法，并给出了系统准直调节过程中的判断准则和具体的准直步骤。
研制了一种能够方便、快速调节激光雷达收发光路准直的光学装置，分析了装置楔角的选取要求、准直误差及其相应的矫正方法。该装置结构简单，主要由两个楔形光学平板组成，通过电机转动两个楔板可使出射光束方向在一定范围内任意改变，该调节范围由楔板的楔角和折射率决定。利用折射定律，严格推导了装置中两个楔形光学平板的旋转角度与出射光束方向之间的关系。提出了将该光学装置插入到激光雷达发射光路，采用螺旋式粗扫、圆形和径向细扫相结合的光束扫描方式实现对激光雷达准直的方法，并给出了系统准直调节过程中的判断准则和具体的准直步骤。
2009, 21.
摘要:
选用体积分数为99.999 9%的H2及反式-2-丁烯（T2B）为工作气体，利用低压等离子体增强化学气相沉积法制备了α-C∶H薄膜。利用傅里叶变换红外光谱仪和X射线光电子能谱对薄膜化学键和电子结构进行分析，并结合高斯分峰拟合分析了薄膜中sp3/sp2杂化键比值和sp3C杂化键分数。结果表明：薄膜中氢含量较高,主要以sp3C—H形式存在;工作气压越高,制备的薄膜中C=C键含量越少，薄膜中sp3/sp2杂化键比值和sp3C杂化键分数增加，薄膜稳定性提高。应用UV-VIS光谱仪，获得了波长在400~1 000 nm范围内薄膜的光吸收特性，结果显示: α-C∶H薄膜透过率可达98%。光学常数公式计算得到工作压强为4~14 Pa时光学带隙在2.66~2.76之间，并均随着工作气压的升高而增大。结果表明，随工作气压的升高，薄膜内sp3键减小，从而促使透过率、光学带隙增大。
选用体积分数为99.999 9%的H2及反式-2-丁烯（T2B）为工作气体，利用低压等离子体增强化学气相沉积法制备了α-C∶H薄膜。利用傅里叶变换红外光谱仪和X射线光电子能谱对薄膜化学键和电子结构进行分析，并结合高斯分峰拟合分析了薄膜中sp3/sp2杂化键比值和sp3C杂化键分数。结果表明：薄膜中氢含量较高,主要以sp3C—H形式存在;工作气压越高,制备的薄膜中C=C键含量越少，薄膜中sp3/sp2杂化键比值和sp3C杂化键分数增加，薄膜稳定性提高。应用UV-VIS光谱仪，获得了波长在400~1 000 nm范围内薄膜的光吸收特性，结果显示: α-C∶H薄膜透过率可达98%。光学常数公式计算得到工作压强为4~14 Pa时光学带隙在2.66~2.76之间，并均随着工作气压的升高而增大。结果表明，随工作气压的升高，薄膜内sp3键减小，从而促使透过率、光学带隙增大。
2009, 21.
摘要:
利用计算流体力学的程序Fluent，以法国的兆焦激光装置LMJ为原型，研究了惯性约束聚变间接驱动靶中黑腔内填充气体的自然对流传热效应对靶丸温度分布的影响；通过在黑腔内加入聚合薄膜，减小靶表面的温度不均匀性，得到了最佳腔体分隔模式；并在分隔成7个分区的腔体中，结合调整黑腔壁上下冷却环的温度，当两冷却环之间存在±0.5 mK 的温差时，使得靶丸表面的温度均匀性最终能够满足聚变的要求。
利用计算流体力学的程序Fluent，以法国的兆焦激光装置LMJ为原型，研究了惯性约束聚变间接驱动靶中黑腔内填充气体的自然对流传热效应对靶丸温度分布的影响；通过在黑腔内加入聚合薄膜，减小靶表面的温度不均匀性，得到了最佳腔体分隔模式；并在分隔成7个分区的腔体中，结合调整黑腔壁上下冷却环的温度，当两冷却环之间存在±0.5 mK 的温差时，使得靶丸表面的温度均匀性最终能够满足聚变的要求。
2009, 21.
摘要:
利用Nd:YAG激光汤姆逊散射多道测量系统对等离子体多空间点的电子温度和密度进行了测量。用标准光源和电扫描单色仪构成的标定系统对散射光谱的响应系数进行了标定。给出了等离子体中心附近6空间点的温度和密度的测量结果，时间分辨率为100 ms，空间分辨率约为2.2 cm。对实验结果的不确定度进行了估计，为-12% ~ 12%。实验结果证明：系统可测量等离子体温度的空间范围为-35 ~ -3 cm，实验数据稳定可靠。
利用Nd:YAG激光汤姆逊散射多道测量系统对等离子体多空间点的电子温度和密度进行了测量。用标准光源和电扫描单色仪构成的标定系统对散射光谱的响应系数进行了标定。给出了等离子体中心附近6空间点的温度和密度的测量结果，时间分辨率为100 ms，空间分辨率约为2.2 cm。对实验结果的不确定度进行了估计，为-12% ~ 12%。实验结果证明：系统可测量等离子体温度的空间范围为-35 ~ -3 cm，实验数据稳定可靠。
2009, 21.
摘要:
对ICF实验中条纹相机的重要组件变像管的工作过程进行了介绍，建立了其内部电子光学系统模型，对其静态电子光学特性进行了数值模拟。模拟软件采用ANSYS，数值计算基于有限元数值计算方法，并利用哈密顿原理求解泛函，在控制计算精度的基础上，得出了该电子光学系统的内部静电场分布和轴上电位分布，同时对静态条件下的电子轨迹进行了模拟计算。结果显示了与理论解析结果很好的相似性，同时初步探索了电极尺寸及电压参数对成像的影响。结果表明，电压参数的改变对光电子成像的影响要更大一些。
对ICF实验中条纹相机的重要组件变像管的工作过程进行了介绍，建立了其内部电子光学系统模型，对其静态电子光学特性进行了数值模拟。模拟软件采用ANSYS，数值计算基于有限元数值计算方法，并利用哈密顿原理求解泛函，在控制计算精度的基础上，得出了该电子光学系统的内部静电场分布和轴上电位分布，同时对静态条件下的电子轨迹进行了模拟计算。结果显示了与理论解析结果很好的相似性，同时初步探索了电极尺寸及电压参数对成像的影响。结果表明，电压参数的改变对光电子成像的影响要更大一些。
2009, 21.
摘要:
KBA X射线显微镜为非共轴、掠入射软X射线成像系统，集光立体角很小，像质又要求非常高，这使得四个反射镜的安装位置要求相当严格。通常的位置或角度计量工具，在激光聚变靶室内空间受限的条件下，很难达到这么高的精度。因此为了保证KBA的成像质量，采用精度4″的测角仪使双反射镜的夹角误差小于20″。掠入射角对成像质量影响很大，为了使掠入射角小于10″，用自己设计的光路系统保证了掠入射角的精度要求。KBA X射线显微镜系统的主镜的孔径角4×10－6 sr，无法实现锐聚焦。因此设计了一个辅助物镜代替它的主镜以实现锐聚焦。在某大型激光装置上进行的惯性约束聚变诊断实验中,运用这些方法所装调的KBA X射线显微镜获得了靶标(周期20 μm,线宽6 μm的无金膜镍网格)的清晰图像。
KBA X射线显微镜为非共轴、掠入射软X射线成像系统，集光立体角很小，像质又要求非常高，这使得四个反射镜的安装位置要求相当严格。通常的位置或角度计量工具，在激光聚变靶室内空间受限的条件下，很难达到这么高的精度。因此为了保证KBA的成像质量，采用精度4″的测角仪使双反射镜的夹角误差小于20″。掠入射角对成像质量影响很大，为了使掠入射角小于10″，用自己设计的光路系统保证了掠入射角的精度要求。KBA X射线显微镜系统的主镜的孔径角4×10－6 sr，无法实现锐聚焦。因此设计了一个辅助物镜代替它的主镜以实现锐聚焦。在某大型激光装置上进行的惯性约束聚变诊断实验中,运用这些方法所装调的KBA X射线显微镜获得了靶标(周期20 μm,线宽6 μm的无金膜镍网格)的清晰图像。
2009, 21.
摘要:
通过对微球表面进行紫外臭氧的处理，改善了镍层在微球表面的沉积性，经紫外臭氧处理的聚-α-甲基苯乙烯微球通过红外图谱和红外图像表征,用扫描电镜测量处理前后的镀镍微球表面形貌。结果表明：经过紫外臭氧联合处理后，微球表面被氧化，同时接入了氨基，且处理过的微球镀镍后的结合力和表面形貌得到了明显改善。从而得出用紫外臭氧表面改性的方法可以提高塑料微球和金属壳的结合力。
通过对微球表面进行紫外臭氧的处理，改善了镍层在微球表面的沉积性，经紫外臭氧处理的聚-α-甲基苯乙烯微球通过红外图谱和红外图像表征,用扫描电镜测量处理前后的镀镍微球表面形貌。结果表明：经过紫外臭氧联合处理后，微球表面被氧化，同时接入了氨基，且处理过的微球镀镍后的结合力和表面形貌得到了明显改善。从而得出用紫外臭氧表面改性的方法可以提高塑料微球和金属壳的结合力。
2009, 21.
摘要:
运用脉冲激光沉积(PLD)技术在Si(100)基片上沉积了金属Mo薄膜。在激光重复频率2 Hz，能量密度5.2 J/cm2，本底真空10－6 Pa的条件下，研究Mo薄膜的结构和表面形貌，讨论了衬底温度对薄膜形貌与结构的影响。原子力显微镜(AFM)图像和X射线小角衍射(XRD)分析表明，薄膜表面平整、光滑，均方根粗糙度小于2 nm。沉积温度对Mo薄膜结构和表面形貌影响较大，在373~573 K范围内随着温度升高，薄膜粗糙度变小，结晶程度变好。
运用脉冲激光沉积(PLD)技术在Si(100)基片上沉积了金属Mo薄膜。在激光重复频率2 Hz，能量密度5.2 J/cm2，本底真空10－6 Pa的条件下，研究Mo薄膜的结构和表面形貌，讨论了衬底温度对薄膜形貌与结构的影响。原子力显微镜(AFM)图像和X射线小角衍射(XRD)分析表明，薄膜表面平整、光滑，均方根粗糙度小于2 nm。沉积温度对Mo薄膜结构和表面形貌影响较大，在373~573 K范围内随着温度升高，薄膜粗糙度变小，结晶程度变好。
2009, 21.
摘要:
WENO有限差分格式有较高的分辨精度，适合复杂流场的计算，在国际上被广泛采用。本文利用WENO有限差分格式求解2维守恒型欧拉方程，实现了对无粘流体中Kelvin-Helmholtz不稳定性的数值模拟。速度剪切方向采用周期边界条件；扰动增长方向采用嵌边出流边界条件，一个不稳定波长分布64个网格。数值模拟给出的扰动幅值线性增长率与线性稳定性分析给出的结果很好符合，显示了该格式的有效性和精度。数值模拟给出了清晰的密度等值线，表明该方法还具有较好的界面变形捕捉能力。
WENO有限差分格式有较高的分辨精度，适合复杂流场的计算，在国际上被广泛采用。本文利用WENO有限差分格式求解2维守恒型欧拉方程，实现了对无粘流体中Kelvin-Helmholtz不稳定性的数值模拟。速度剪切方向采用周期边界条件；扰动增长方向采用嵌边出流边界条件，一个不稳定波长分布64个网格。数值模拟给出的扰动幅值线性增长率与线性稳定性分析给出的结果很好符合，显示了该格式的有效性和精度。数值模拟给出了清晰的密度等值线，表明该方法还具有较好的界面变形捕捉能力。
2009, 21.
摘要:
研究了密度梯度对瑞利-泰勒不稳定性的致稳作用，采用有限元算法求解钱得拉塞卡方程本征值问题，得到不同密度分布下理想不可压流体力学量的扰动线性增长率及扰动速度分布。扰动增长率结果与修正的Lindl公式的计算结果比较发现：扰动分布的峰值位于密度梯度标长的取值位置处，波长与密度标长可比拟时，扰动增长率显著偏离Lindl公式，而长波和短波极限情况下，数值解和Lindl公式符合较好。
研究了密度梯度对瑞利-泰勒不稳定性的致稳作用，采用有限元算法求解钱得拉塞卡方程本征值问题，得到不同密度分布下理想不可压流体力学量的扰动线性增长率及扰动速度分布。扰动增长率结果与修正的Lindl公式的计算结果比较发现：扰动分布的峰值位于密度梯度标长的取值位置处，波长与密度标长可比拟时，扰动增长率显著偏离Lindl公式，而长波和短波极限情况下，数值解和Lindl公式符合较好。
2009, 21.
摘要:
根据220 GHz回旋管的工作要求，设计了其所需的脉冲磁场系统与电子枪。脉冲磁场系统采用哑铃状结构，具有均匀区长、电阻小与电感小等优点，可以在较低电容与电压下获得更高的脉冲峰值磁场，并分析了其脉冲放电特性。电子枪采用双阳极磁控注入枪，用EGUN对其进行了设计优化，电子注纵横速度比为1.53，速度零散为3.1%。实验研究表明，脉冲磁场峰值强度达到8 T，电子注电流达到2 A，电子电流基本传输到靶片，控制极与阳极没有截获到电子，脉冲磁场系统与电子枪工作正常，达到设计要求。
根据220 GHz回旋管的工作要求，设计了其所需的脉冲磁场系统与电子枪。脉冲磁场系统采用哑铃状结构，具有均匀区长、电阻小与电感小等优点，可以在较低电容与电压下获得更高的脉冲峰值磁场，并分析了其脉冲放电特性。电子枪采用双阳极磁控注入枪，用EGUN对其进行了设计优化，电子注纵横速度比为1.53，速度零散为3.1%。实验研究表明，脉冲磁场峰值强度达到8 T，电子注电流达到2 A，电子电流基本传输到靶片，控制极与阳极没有截获到电子，脉冲磁场系统与电子枪工作正常，达到设计要求。
2009, 21.
摘要:
建立了由损耗段和铜段组成的波导结构的Ka波段二次谐波回旋行波放大器理论模型，并进行了非线性理论研究。基于稳定性分析，确定35 GHz TE02模二次谐波回旋行波放大器的基本工作参数:波导半径为1.02 cm，电子注工作电压为90 kV，工作电流为25 A，工作磁场为0.642 6 T，横纵速度比为1.2；然后通过模拟详细分析了工作电流、波导损耗和速度零散等因素对该放大器性能的影响。研究表明：在该结构中损耗段可以有效地抑制模式竞争从而提高输出功率和带宽；工作电流对输出功率的影响存在最大值；速度零散对输出功率有很大的影响。
建立了由损耗段和铜段组成的波导结构的Ka波段二次谐波回旋行波放大器理论模型，并进行了非线性理论研究。基于稳定性分析，确定35 GHz TE02模二次谐波回旋行波放大器的基本工作参数:波导半径为1.02 cm，电子注工作电压为90 kV，工作电流为25 A，工作磁场为0.642 6 T，横纵速度比为1.2；然后通过模拟详细分析了工作电流、波导损耗和速度零散等因素对该放大器性能的影响。研究表明：在该结构中损耗段可以有效地抑制模式竞争从而提高输出功率和带宽；工作电流对输出功率的影响存在最大值；速度零散对输出功率有很大的影响。
2009, 21.
摘要:
利用有限元方法对一Ku波段空间行波管收集极的热特性进行了模拟计算，得到了收集极的温度分布图。分析比较了接触热阻和热辐射对热特性的影响，结果表明接触热阻明显地阻碍了热量的散失，使收集极整体温度有一定上升，而热辐射在使收集极各部分温度降低的同时，使温度分布更均匀。运用间接法进行了热-应力耦合分析，得到了收集极的位移场分布等值线图，进而确定该收集极采用的结构在热形变方面满足散热要求；并对在轴向加矩形翅片和在径向加圆形翅片两种散热方案进行了分析，得到了各自的优缺点，为散热方案的选择提供了依据，从而可以更好地提高散热效率。
利用有限元方法对一Ku波段空间行波管收集极的热特性进行了模拟计算，得到了收集极的温度分布图。分析比较了接触热阻和热辐射对热特性的影响，结果表明接触热阻明显地阻碍了热量的散失，使收集极整体温度有一定上升，而热辐射在使收集极各部分温度降低的同时，使温度分布更均匀。运用间接法进行了热-应力耦合分析，得到了收集极的位移场分布等值线图，进而确定该收集极采用的结构在热形变方面满足散热要求；并对在轴向加矩形翅片和在径向加圆形翅片两种散热方案进行了分析，得到了各自的优缺点，为散热方案的选择提供了依据，从而可以更好地提高散热效率。
2009, 21.
摘要:
采用基于矩量法电磁仿真软件FEKO，对快沿电磁脉冲模拟器内部电场进行数值计算。分析仿真结果，得出了模拟器内部垂直极化电场的分布规律。仿真结果表明：从不同高度中心到边缘的场强变化趋势来看，最接近上传输线的位置为振荡，接近上下传输线的位置是先增大后减小，其余区域为单调减小；模拟器内部垂直极化场的±10%均匀场区域为模拟器传输线空间处于高度的20%~85%，宽度的80%（自中心算起）区域，接近下传输线位置的高度的20%以下，宽度的30%以内（自中心算起）。
采用基于矩量法电磁仿真软件FEKO，对快沿电磁脉冲模拟器内部电场进行数值计算。分析仿真结果，得出了模拟器内部垂直极化电场的分布规律。仿真结果表明：从不同高度中心到边缘的场强变化趋势来看，最接近上传输线的位置为振荡，接近上下传输线的位置是先增大后减小，其余区域为单调减小；模拟器内部垂直极化场的±10%均匀场区域为模拟器传输线空间处于高度的20%~85%，宽度的80%（自中心算起）区域，接近下传输线位置的高度的20%以下，宽度的30%以内（自中心算起）。
2009, 21.
摘要:
通过对二次谐波低电压突变结构复合腔回旋管中谐振腔结构、模式竞争以及电子注-波互作用的研究，分析了高频结构特性、寄生模式的抑制和工作参数优化等问题。给出了3 mm 二次谐波低损耗TE02/TE03模式回旋管的模拟设计结果。计算采用了坡度磁场，互作用效率得到显著提高。PIC粒子模拟结果表明:在电子注电压25 kV、电流4 A、纵横速度比1.6、工作磁场1.72 T时，回旋管可获得37 kW 的输出功率，横向运动能量转换效率高达51%，器件效率为37%。
通过对二次谐波低电压突变结构复合腔回旋管中谐振腔结构、模式竞争以及电子注-波互作用的研究，分析了高频结构特性、寄生模式的抑制和工作参数优化等问题。给出了3 mm 二次谐波低损耗TE02/TE03模式回旋管的模拟设计结果。计算采用了坡度磁场，互作用效率得到显著提高。PIC粒子模拟结果表明:在电子注电压25 kV、电流4 A、纵横速度比1.6、工作磁场1.72 T时，回旋管可获得37 kW 的输出功率，横向运动能量转换效率高达51%，器件效率为37%。
2009, 21.
摘要:
提出了一种结构紧凑的、能将圆波导TM01模或同轴波导TEM模转换为圆极化TE11模的高功率微波模式转换器。该转换器由前后2个十字转门波导结对接组成，前者首先把圆波导TM01模转变为4个矩形波导中的TE10模，4个矩形波导的长度不等；后者再把4个经过不同相位延迟的矩形波导TE10模转变为圆波导中的圆极化TE11模。对所设计的1.75 GHz模式转换器进行了仿真研究，在中心频率上，该模式转换器转换效率为99%，轴比为0.03 dB；在1.575~1.900 GHz的频率范围内，转换效率大于90%，轴比小于2.5 dB，对应带宽为18.6%。
提出了一种结构紧凑的、能将圆波导TM01模或同轴波导TEM模转换为圆极化TE11模的高功率微波模式转换器。该转换器由前后2个十字转门波导结对接组成，前者首先把圆波导TM01模转变为4个矩形波导中的TE10模，4个矩形波导的长度不等；后者再把4个经过不同相位延迟的矩形波导TE10模转变为圆波导中的圆极化TE11模。对所设计的1.75 GHz模式转换器进行了仿真研究，在中心频率上，该模式转换器转换效率为99%，轴比为0.03 dB；在1.575~1.900 GHz的频率范围内，转换效率大于90%，轴比小于2.5 dB，对应带宽为18.6%。
2009, 21.
摘要:
探索了L波段的高功率线极化径向线阵列天线。基于三角形栅格形式实现了径向线圆形平面阵列天线，分析并给出了径向线并联馈电网络，并以同轴馈电的水平单圆环线极化天线为基础，利用径向线并联馈电网络设计出了间距小于一个波长下L波段高功率线极化径向线阵列天线。研究结果表明：这种结构实现径向线阵列天线的线极化辐射是可行的，该天线在中心频率1.57 GHz下，增益为19.97 dBi，轴比为-52.06 dB，反射系数为0.105 2；在1.37～1.77 GHz的频率范围内增益大于18.64 dBi，轴向轴比值小于-46.45 dB。
探索了L波段的高功率线极化径向线阵列天线。基于三角形栅格形式实现了径向线圆形平面阵列天线，分析并给出了径向线并联馈电网络，并以同轴馈电的水平单圆环线极化天线为基础，利用径向线并联馈电网络设计出了间距小于一个波长下L波段高功率线极化径向线阵列天线。研究结果表明：这种结构实现径向线阵列天线的线极化辐射是可行的，该天线在中心频率1.57 GHz下，增益为19.97 dBi，轴比为-52.06 dB，反射系数为0.105 2；在1.37～1.77 GHz的频率范围内增益大于18.64 dBi，轴向轴比值小于-46.45 dB。
2009, 21.
摘要:
提出了一种具有预调制腔、主谐振腔和提取腔组成的多腔轴向提取虚阴极振荡器结构。腔体特性分析表明其在工作频段可以获得更高的提取效率。粒子模拟显示该结构在电压700 kV，电流23 kA的条件下，可输出功率大于1.7 GW,频率4.0 GHz，功率效率大于10％的微波。初步的实验研究获得了辐射功率约700 MW,频率约4.1 GHz的微波输出。对实验结果的进一步分析表明，通过适当加大器件虚阴极振荡工作区微波管直径的方法可以有效改善器件的谐振性能，从而获得更好的工作性能。
提出了一种具有预调制腔、主谐振腔和提取腔组成的多腔轴向提取虚阴极振荡器结构。腔体特性分析表明其在工作频段可以获得更高的提取效率。粒子模拟显示该结构在电压700 kV，电流23 kA的条件下，可输出功率大于1.7 GW,频率4.0 GHz，功率效率大于10％的微波。初步的实验研究获得了辐射功率约700 MW,频率约4.1 GHz的微波输出。对实验结果的进一步分析表明，通过适当加大器件虚阴极振荡工作区微波管直径的方法可以有效改善器件的谐振性能，从而获得更好的工作性能。
2009, 21.
摘要:
通过建立的微波腔模拟产生大量腔体散射矩阵和辐射散射矩阵，并转化得到归一化散射矩阵和阻抗矩阵。利用戴桑环系综对归一化散射矩阵的本征值和本征相位进行了统计分析，其本征值的模和本征相位具有统计独立性，且本征相位近似均一分布，验证了腔体中波混沌散射的存在。对数值模拟和随机矩阵理论预测得到的归一化阻抗的统计特性进行了比较，其结果基本一致，说明随机矩阵理论对归一化阻抗具有一定的预测功能。
通过建立的微波腔模拟产生大量腔体散射矩阵和辐射散射矩阵，并转化得到归一化散射矩阵和阻抗矩阵。利用戴桑环系综对归一化散射矩阵的本征值和本征相位进行了统计分析，其本征值的模和本征相位具有统计独立性，且本征相位近似均一分布，验证了腔体中波混沌散射的存在。对数值模拟和随机矩阵理论预测得到的归一化阻抗的统计特性进行了比较，其结果基本一致，说明随机矩阵理论对归一化阻抗具有一定的预测功能。
2009, 21.
摘要:
提出了利用角向分区来产生双频高功率微波的思想，并根据常规磁绝缘线振荡器的互作用主要在轴向而与角向无关的物理机制，通过在常规磁绝缘线振荡器内设置谐振腔深度的角向分区，建立了L波段双频磁绝缘线振荡器的模型，并利用电磁模拟软件，优化设计了L波段双频磁绝缘线振荡器。粒子模拟的结果为：在电子束电压为530 kV，电流为45.5 kA的条件下，得到了稳定的双频高功率微波输出，其微波频率分别为1.28 GHz和1.50 GHz，周期平均功率约为2.65 GW，功率效率约为11%，两个频率的频谱幅度相差约0.4 dB。
提出了利用角向分区来产生双频高功率微波的思想，并根据常规磁绝缘线振荡器的互作用主要在轴向而与角向无关的物理机制，通过在常规磁绝缘线振荡器内设置谐振腔深度的角向分区，建立了L波段双频磁绝缘线振荡器的模型，并利用电磁模拟软件，优化设计了L波段双频磁绝缘线振荡器。粒子模拟的结果为：在电子束电压为530 kV，电流为45.5 kA的条件下，得到了稳定的双频高功率微波输出，其微波频率分别为1.28 GHz和1.50 GHz，周期平均功率约为2.65 GW，功率效率约为11%，两个频率的频谱幅度相差约0.4 dB。
2009, 21.
摘要:
通过对螺旋带行波管带上表面电流的Chebyshev展开，得出了色散关系，求出了电场分量和磁场分量的表达式，进而求得了耦合阻抗和耦合磁导纳。计算并分析了一个典型结构的纵向电磁场分量，由这些分量得出的耦合阻抗与Chernin等的结果有很好的一致性,说明了电场表达式的有效性。场表达式可应用于３维行波管CAD的程序编写，耦合磁导纳的计算程序更是行波管CAD不可缺少的部分。
通过对螺旋带行波管带上表面电流的Chebyshev展开，得出了色散关系，求出了电场分量和磁场分量的表达式，进而求得了耦合阻抗和耦合磁导纳。计算并分析了一个典型结构的纵向电磁场分量，由这些分量得出的耦合阻抗与Chernin等的结果有很好的一致性,说明了电场表达式的有效性。场表达式可应用于３维行波管CAD的程序编写，耦合磁导纳的计算程序更是行波管CAD不可缺少的部分。
2009, 21.
摘要:
研究了1.2 MW大功率电子加速器引出窗钛膜受力状况，确定其工作温度必须控制在150 ℃以内。此温度下，热传导和热辐射的散热作用可以忽略，强迫风冷是唯一的散热途径。用流体模拟计算软件分析了钛膜冷却效果与出口风速和距离之间的关系，分析回流区的存在及其影响，并对引出窗结构做了初步优化。模拟了附加隔离窗形成的封闭空间对引出窗风冷的影响，模拟结果为：提出的非均布扫描方式可以将引出窗输出能力提升76%。
研究了1.2 MW大功率电子加速器引出窗钛膜受力状况，确定其工作温度必须控制在150 ℃以内。此温度下，热传导和热辐射的散热作用可以忽略，强迫风冷是唯一的散热途径。用流体模拟计算软件分析了钛膜冷却效果与出口风速和距离之间的关系，分析回流区的存在及其影响，并对引出窗结构做了初步优化。模拟了附加隔离窗形成的封闭空间对引出窗风冷的影响，模拟结果为：提出的非均布扫描方式可以将引出窗输出能力提升76%。
2009, 21.
摘要:
对兰州重离子加速器冷却储存环实验环(CSRe)的高频系统功率源的设计作了详细的工程计算，工作频率范围为0.5~2.0 MHz，工作于基波及二次谐波模式,发射机不仅能工作于点频连续波模式，而且还可以工作在扫频调制模式,输出最大功率达到70 kW。满足最高加速或减速电压10 kV的设计要求，能够用于捕获放射性次级束并将束流的能量从400 MeV/u 减速到 30 MeV/u。
对兰州重离子加速器冷却储存环实验环(CSRe)的高频系统功率源的设计作了详细的工程计算，工作频率范围为0.5~2.0 MHz，工作于基波及二次谐波模式,发射机不仅能工作于点频连续波模式，而且还可以工作在扫频调制模式,输出最大功率达到70 kW。满足最高加速或减速电压10 kV的设计要求，能够用于捕获放射性次级束并将束流的能量从400 MeV/u 减速到 30 MeV/u。
2009, 21.
摘要:
为了在客体密度重建过程中采用迭代法扣除散射X射线的影响，提出了以散射分布均匀为主要目的的闪光照相系统设计思想。在介绍散射分布均匀性定义的基础上，分析了均匀扣除散射所带来的光程差。采用蒙特卡罗方法研究了系统放大倍数、照相距离以及后防护锥到图像接收系统的距离对散射分布均匀性的影响。结果表明：后防护锥到图像接收系统的距离是影响散射分布形状和散射照射量大小的一个主要因素；当后防护锥到图像接收系统的距离为55 cm左右时，散射分布均匀性近似最佳，而且照相距离越大，散射分布均匀性越好。这些研究结果可用于实际闪光照相系统的优化设计，在图像接收系统的响应范围内达到使散射分布均匀和降低光源模糊影响的目的。
为了在客体密度重建过程中采用迭代法扣除散射X射线的影响，提出了以散射分布均匀为主要目的的闪光照相系统设计思想。在介绍散射分布均匀性定义的基础上，分析了均匀扣除散射所带来的光程差。采用蒙特卡罗方法研究了系统放大倍数、照相距离以及后防护锥到图像接收系统的距离对散射分布均匀性的影响。结果表明：后防护锥到图像接收系统的距离是影响散射分布形状和散射照射量大小的一个主要因素；当后防护锥到图像接收系统的距离为55 cm左右时，散射分布均匀性近似最佳，而且照相距离越大，散射分布均匀性越好。这些研究结果可用于实际闪光照相系统的优化设计，在图像接收系统的响应范围内达到使散射分布均匀和降低光源模糊影响的目的。
2009, 21.
摘要:
束流传输系统是中子发生器研制、调试和技改等工作顺利进行的重要依据。为此开展了中子发生器束流传输系统研究工作，阐述了传输系统光学特性和组成。以ns-200中子发生器为代表实例，详尽地分析了传输系统的组成和各光学透镜的特性。根据LEADS软件要求，生成该器束流传输系统数据输入卡，调用软件相应各光学元件计算模块，进行了模拟计算，给出了束流传输包络图。束流传输模拟计算结果与原设计要求基本一致。
束流传输系统是中子发生器研制、调试和技改等工作顺利进行的重要依据。为此开展了中子发生器束流传输系统研究工作，阐述了传输系统光学特性和组成。以ns-200中子发生器为代表实例，详尽地分析了传输系统的组成和各光学透镜的特性。根据LEADS软件要求，生成该器束流传输系统数据输入卡，调用软件相应各光学元件计算模块，进行了模拟计算，给出了束流传输包络图。束流传输模拟计算结果与原设计要求基本一致。
2009, 21.
摘要:
为了达到最佳的扩束效果和充分利用束流，从多次库仑散射角、能量损失和透射率这三个方面确定扩束器的材料类型。对均方根多次库仑散射(MCS)、质子能量损失和质子的透过率的研究都表明单位面质量下材料原子序数越大，扩束效果越好。再结合成本和适用性确定扩束器的材料为钨。同时，从探测器接收到的质子通量均匀而噪声影响小的角度，确定了扩束器的厚度。研究结果为：没有准直器的情形下，扩束器的厚度为3.1 cm；准直器角度为3.0 mrad时，扩束器厚度为2.4 cm。
为了达到最佳的扩束效果和充分利用束流，从多次库仑散射角、能量损失和透射率这三个方面确定扩束器的材料类型。对均方根多次库仑散射(MCS)、质子能量损失和质子的透过率的研究都表明单位面质量下材料原子序数越大，扩束效果越好。再结合成本和适用性确定扩束器的材料为钨。同时，从探测器接收到的质子通量均匀而噪声影响小的角度，确定了扩束器的厚度。研究结果为：没有准直器的情形下，扩束器的厚度为3.1 cm；准直器角度为3.0 mrad时，扩束器厚度为2.4 cm。
2009, 21.
摘要:
为进行PTS装置单路样机激光触发开关的调试，设计安装了相应的电压电流探头。通过对比分析了探头测量结果，解释了开关出口D-dot电压探头波形畸变的原因，并运算得到了正确的波形。B-dot探头得到了与模拟结果符合的电流微分信号和电流信号。实验结果表明： D-dot探头适合MV量级的高电压脉冲测量，但当该探头工作在开关区时，设计中需要对比探头与被测电极以及其它电极的结构电容，只有满足结构电容远大于与其它高压电极的电容时，才能获得较真实的信号。如果结构设计中难以满足该要求，可以采用软件处理方法得到正确的波形。使用B-dot探头输出的电流微分信号可以较为准确地得到开关导通延迟时间，测量误差小于0.7 ns。
为进行PTS装置单路样机激光触发开关的调试，设计安装了相应的电压电流探头。通过对比分析了探头测量结果，解释了开关出口D-dot电压探头波形畸变的原因，并运算得到了正确的波形。B-dot探头得到了与模拟结果符合的电流微分信号和电流信号。实验结果表明： D-dot探头适合MV量级的高电压脉冲测量，但当该探头工作在开关区时，设计中需要对比探头与被测电极以及其它电极的结构电容，只有满足结构电容远大于与其它高压电极的电容时，才能获得较真实的信号。如果结构设计中难以满足该要求，可以采用软件处理方法得到正确的波形。使用B-dot探头输出的电流微分信号可以较为准确地得到开关导通延迟时间，测量误差小于0.7 ns。
2009, 21.
摘要:
正在研制的Z箍缩实验装置（Z-pinch Primary Test Stand，PTS装置），由24个基于Marx发生器和水线的性能、结构相同的模块组成，各模块产生的大电流脉冲在绝缘堆上汇集后经磁绝缘传输线汇流到负载区，要求在不到0.2 Ω的低阻抗负载上得到8 MA以上电流，电流上升时间小于90 ns。研制的样机模块由Marx发生器、中间储能器、激光触发开关、脉冲形成线、水介质自击穿脉冲形成开关、三板型脉冲传输线组成，样机模块输出电流450 kA、输出电压2.2 MV、输出脉冲功率0.95 TW，从触发激光器信号输出到负载电压上升的系统延迟时间抖动小于6 ns。
正在研制的Z箍缩实验装置（Z-pinch Primary Test Stand，PTS装置），由24个基于Marx发生器和水线的性能、结构相同的模块组成，各模块产生的大电流脉冲在绝缘堆上汇集后经磁绝缘传输线汇流到负载区，要求在不到0.2 Ω的低阻抗负载上得到8 MA以上电流，电流上升时间小于90 ns。研制的样机模块由Marx发生器、中间储能器、激光触发开关、脉冲形成线、水介质自击穿脉冲形成开关、三板型脉冲传输线组成，样机模块输出电流450 kA、输出电压2.2 MV、输出脉冲功率0.95 TW，从触发激光器信号输出到负载电压上升的系统延迟时间抖动小于6 ns。
2009, 21.
摘要:
建立并分析了传输线脉冲变压器的基本电路模型，采用优化次级线电感参数的方法，有效地提高了次级线的阻抗，达到了抑制次级线对输出结果影响的目的。在此基础上，分析并讨论了2种典型的传输线脉冲变压器拓扑结构，在一般情况下，推导了二者输出脉冲电压幅值的计算公式，优化了各次级线电感大小的设计。结果表明，级间无耦合结构从第二级开始电感逐级增加，第n级次级线上电感的最优大小为第二级的(n-1)倍；级间有耦合结构中同一磁芯引起的各次级线电感大小应相同。最后，比较了各类结构的输出，指出级间有耦合结构所需磁芯量最少。
建立并分析了传输线脉冲变压器的基本电路模型，采用优化次级线电感参数的方法，有效地提高了次级线的阻抗，达到了抑制次级线对输出结果影响的目的。在此基础上，分析并讨论了2种典型的传输线脉冲变压器拓扑结构，在一般情况下，推导了二者输出脉冲电压幅值的计算公式，优化了各次级线电感大小的设计。结果表明，级间无耦合结构从第二级开始电感逐级增加，第n级次级线上电感的最优大小为第二级的(n-1)倍；级间有耦合结构中同一磁芯引起的各次级线电感大小应相同。最后，比较了各类结构的输出，指出级间有耦合结构所需磁芯量最少。
2009, 21.
摘要:
为满足快信号测试要求，提出了利用滤波器原理设计补偿器来提高传输线带宽，以减小信号在传输过程中的畸变和损失。针对强光一号加速器测试电缆特性，设计制作了小型化的带宽补偿器。通过采用该电缆补偿技术，强光一号加速器测量电缆补偿后的传输带宽达到200 MHz，幅度为原始信号的1/3，满足了强光一号加速器测试电缆快信号传输的要求。给出了原始信号、未补偿信号及补偿后信号的比较结果，证明补偿后的信号明显比未补偿信号更接近原始信号，原始信号经电缆传输后造成的前沿损失和波形畸变通过带宽补偿器后获到了明显的补偿和修复。编制了专用补偿器设计软件，使补偿器初期设计中的极零对寻找、元器件参数计算等工作实现自动化。
为满足快信号测试要求，提出了利用滤波器原理设计补偿器来提高传输线带宽，以减小信号在传输过程中的畸变和损失。针对强光一号加速器测试电缆特性，设计制作了小型化的带宽补偿器。通过采用该电缆补偿技术，强光一号加速器测量电缆补偿后的传输带宽达到200 MHz，幅度为原始信号的1/3，满足了强光一号加速器测试电缆快信号传输的要求。给出了原始信号、未补偿信号及补偿后信号的比较结果，证明补偿后的信号明显比未补偿信号更接近原始信号，原始信号经电缆传输后造成的前沿损失和波形畸变通过带宽补偿器后获到了明显的补偿和修复。编制了专用补偿器设计软件，使补偿器初期设计中的极零对寻找、元器件参数计算等工作实现自动化。
2009, 21.
摘要:
从理论上对直线变压器驱动源（LTD）输出脉冲波形的前沿进行了分析，研究了不同前沿畸变情况下对应的电路参数，并给出了计算方法，得到了相对电压和相对时间的关系曲线。根据理论分析设计了单模块LTD，并根据设计参数进行了数值模拟，模拟得到的输出脉冲前沿约30 ns、平顶约130 ns、幅值约125 kV。最后进行了单模块LTD实验，测得输出脉冲前沿约35 ns、平顶约130 ns、幅值约125 kV的输出脉冲，与模拟结果基本一致。由于负载不完全匹配等因素的影响，波形后沿较差且有振荡，但仍符合设计要求。
从理论上对直线变压器驱动源（LTD）输出脉冲波形的前沿进行了分析，研究了不同前沿畸变情况下对应的电路参数，并给出了计算方法，得到了相对电压和相对时间的关系曲线。根据理论分析设计了单模块LTD，并根据设计参数进行了数值模拟，模拟得到的输出脉冲前沿约30 ns、平顶约130 ns、幅值约125 kV。最后进行了单模块LTD实验，测得输出脉冲前沿约35 ns、平顶约130 ns、幅值约125 kV的输出脉冲，与模拟结果基本一致。由于负载不完全匹配等因素的影响，波形后沿较差且有振荡，但仍符合设计要求。
