230 MeV超導回旋加速器高頻腔體的研制

紀 彬，殷治國，邢建升，曹學龍，張天爵，李鵬展，趙振魯，付曉亮，魏俊逸，宮鵬飛，郭娟娟

(中國原子能科學研究院 回旋加速器研究設計中心，北京 102413)

癌癥的發病率逐年遞增，已成為全球人類死亡的第二大原因。在全球范圍內，約1/6的逝者死于癌癥[1]。我國有大量的癌癥死亡病例和癌癥新增病例，并且這一數字仍在增長[2]。質子治療相對于普通放療，具有精準度高、副作用小等特點[3-4]。為促進我國質子治療的發展，中國原子能科學研究院正在研制一臺能量約為230 MeV、引出束流強度約為300 nA的超導質子回旋加速器[5]。超導回旋加速器對高頻系統的性能有很高的要求，高頻腔體需同時保證加速電壓和諧振頻率的高穩定性，在設計過程中又要盡量提高腔體的品質因數，降低功率損耗。230 MeV超導回旋加速器磁鐵為螺旋形結構[6]，本文采用計算機模擬仿真的方法，設計并優化用于該加速器的螺旋形高頻腔體。

1 高頻腔體的工作模式

國際上現有的超導回旋加速器，其高頻腔體的工作方式可概括為3種[7]：1) 以Chalk River為代表的超導回旋加速器,4個高頻腔體在中心平面直連，以π mode模式運行[8]；2) 以NSCL、Milan、Texas A&M為代表的超導回旋加速器，3個高頻腔體采用中心區電容耦合的方式，3個腔體獨立驅動，高頻相位差120°[9-12]；3) 以MSU/ACCEL K-250為代表的超導回旋加速器，高頻腔體采用中心區電容耦合的方式，以π mode模式運行[13]。

為使粒子旋轉每圈可獲得更高的能量增益，在230 MeV超導回旋加速器高頻腔體系統中，采用4個高頻腔體為粒子提供能量。230 MeV超導回旋加速器的4個高頻腔體可等效為2組，即將同相位腔體各等效為1組，兩個主腔體在中心平面直連，另外兩個腔體在中心區下方使用過橋連接，主腔體和副腔體之間存在電容耦合關系，高頻腔體及中心區結構如圖1所示。這樣的諧振系統存在兩種諧振模式，即Push-Push模式和Push-Pull模式，根據230 MeV超導回旋加速器高頻系統設計要求，高頻腔體工作于Push-Pull模式，在兩路高頻腔體耦合器位置處高頻功率大小相等，高頻相位相差180°。

圖1 230 MeV超導回旋加速器高頻腔體結構Fig.1 Structure of 230 MeV superconducting cyclotron RF cavity

230 MeV超導回旋加速器的高頻腔體參數列于表1。

表1 230 MeV回旋加速器高頻腔體參數Table 1 Parameter of 230 MeV superconducting cyclotron RF cavity

2 高頻腔體內導體結構的選擇

230 MeV的腔體外殼受磁鐵結構的限制，為充分利用空間，選擇螺旋形結構。在腔體外輪廓確定后，不同的內導體結構對腔體的高頻參數及性能有很大影響?；匦铀倨鞲哳l腔體的內導體結構可采用單內桿結構[14-15]、多內桿結構[16-17]和異形內桿結構。在進行230 MeV超導回旋加速器高頻腔體設計時，為優化腔體的性能，比較不同結構下的腔體電壓分布，對包括單內桿結構、雙內桿結構和Y內桿結構等不同內導體結構的高頻腔體進行分析，單內桿結構、雙內桿結構和Y內桿結構模型如圖2所示[7]。

圖2 單內桿(a)、雙內桿(b)、Y內桿(c)結構Fig.2 Structures of single stem (a), double-stem (b) and Y stem (c)

上述3種不同結構的腔體計算得到的高頻參數列于表2。

表2 不同內桿結構的高頻腔體參數Table 2 Parameters of RF cavity with different stems

Y內桿結構模型具有機械結構的創新性，易提升腔體大半徑區域的加速電壓，且不需改變磁鐵結構，但模擬仿真的結果表明，Y內桿結構的腔體功率損耗過大，且該內桿結構復雜，實際加工困難。雙內桿結構的高頻腔體可實現加速電壓在引出區域的大幅提升，在機械結構設計過程中發現，由于冷卻水管排布、預留真空抽氣通道等問題，保留雙內桿結構需對磁鐵蓋板進行大幅調整，同樣很難達到工程實踐的要求。在上述3種腔體結構中，單內桿模型結構最簡單、功率損耗相對較小，但電壓分布在腔體尾部提升有限，需進行優化。通過綜合比較，最終選擇單內桿結構的高頻腔體作為230 MeV高頻腔體的最終方案，進行優化設計。

3 高頻腔體加速間隙的優化設計

在230 MeV超導回旋加速器中，高頻腔體外導體的結構確定時，腔體的Dee板角寬度越大，加速電壓的利用率越高，同一半徑下的腔體分路阻抗越低，達到相同加速電壓的功率損耗越高。腔體加速電壓的利用效率為腔體加速電壓和腔體電壓峰值之比η，計算公式[7]為:

式中：Δθ為谷區的角寬度；Δθg為單邊加速間隙角寬度。

選取不同角寬度的Dee板進行仿真，得到的腔體高頻參數列于表3。

表3 不同Dee板角寬度下的腔體功率損耗Table 3 Power loss of RF cavity versus angular width

通過對不同角寬度的Dee板結構的腔體進行仿真，綜合電壓利用效率和腔體的功率損耗，最終確定Dee板角寬度為40%時為優化方案，進行4腔體的聯合設計。

4 腔體聯合設計

在確定腔體內桿結構、優化Dee板角寬度后，進行4腔體的聯合設計，通過模擬仿真，調整結構參數得到滿足物理要求的高頻腔體，中心區加速電壓75 kV時，其中心平面電場分布和加速電壓分布如圖3所示。

高頻腔體在運行過程中的功率損耗會導致腔體發熱，合理的水冷結構可提高腔體的熱穩定性。在此給出腔體各部件的功率損耗，為水冷設計提供基礎。230 MeV高頻腔體的功率損耗分布如圖4所示，腔體各部件的功率分布列于表4。

圖4 高頻腔體的功率損耗分布Fig.4 Power loss distribution of RF cavity

表4 高頻腔體功率分布占比Table 4 Power loss ratio of RF cavity

4腔體組合的諧振頻率約為71.19 MHz，諧振頻率可通過頻率調諧電容進行調節，腔體的最終功率、頻率待磁場測量結束后確定。4腔體的總功率損耗約67 kW，電壓分布達75～110 kV，中心區位置處的并聯阻抗Rp≈42 kΩ，無載品質因數約8 800。

5 高頻腔體的初步測試

在完成230 MeV高頻腔體的物理設計后，根據物理設計結果進行機械結構設計并進行加工。230 MeV高頻腔體為螺旋形結構，腔體主體材料采用無氧銅材料，其加工難度重點在于焊接過程中的形變量的控制。經過數月努力，腔體順利加工完成。利用230 MeV回旋加速器主磁鐵磁場測量間隙，對腔體進行試裝配。

在完成高頻腔體的試裝后，用網絡分析儀對V1谷區內的腔體進行高頻參數的測試。在測試過程中，選取安裝于V1谷區腔體下方的耦合端口與頂部的取樣端口，調整耦合電感至臨界耦合狀態，得到安裝于V1谷區內腔體的諧振頻率及臨界耦合狀態下的有載品質因數。測試框圖及測試結果界面如圖5所示。

測試結果表明，安裝于V1谷區的腔體諧振頻率約73.2 MHz，臨界耦合狀態下的有載品質因數約3 707，通過計算可得到該腔體無載品質因數約7 414。通過腔體的上、下取樣端口對其他3個腔體進行無載品質因數的測試，測試結果均好于7 000。為加快工程進度，高頻腔體的相關工作與主磁鐵磁場測量將同步進行。

圖5 V1谷區腔體測試框圖(a)及測試結果界面(b)Fig.5 Valley V1 cavity test block diagram (a) and test result interface (b)

6 總結與展望

230 MeV回旋加速器高頻腔體的測試結果表明，高頻腔體的無載品質因數均高于7 000，諧振頻率與計算值接近，達到工程要求，后續的4腔體聯合測試及頻率墊補工作將在熱測試專用裝備上進行，最終將在該裝備上完成高頻腔體的大功率的考驗及鍛煉。