Диденко Сверхпроводясчие ускоряюсчие 2008

Оптимальное использование ERL потребует создание ондуляторов с очень большим числом периодов. Хотя существует много типов специальных ондуляторов, в данном случае наиболее интересны два из них, так как могут быть использованы для многих областей приложения синхротронного излучения. Один – длиной 25 м с периодом 1,7 см, другой - двухметровый ондулятор с длиной периода от 1,7 до 3,3 см. Вкупе с низким эмиттансом ERL, ондулятор длиной 25 м позволит обеспечить беспрецедентную яркость и поток. В табл. 4.4 приведены наиболее важные параметры источника рентгеновского излучения ERL.

Основной линейный ускоритель, выбранный для ERL, работает на уровне хорошо известной существующей технологии. Экономически оправданный оптимум показывает, что примерно 20 МВ/м является желательным рабочим градиентом. Этот градиент обычно достигается при импульсной работе и с относительно малым средним током. Однако необходимые значения градиента и добротности могут поддерживаться и при непрерывном режиме работы с высоким средним током. Более того, чтобы избежать ухудшения эмиттанса от обрыва импульса тока, обусловленного высшими типами волн в резонаторах, должно быть достигнуто более сильное демпфирование, чем имеется сейчас в сверхпроводящих структурах без компромисса достижимой добротности и градиента. Непрерывный режим работы при большом среднем токе создает высокий уровень мощности волн высших типов, которая должна быть выведена из криогенной системы с большой эффективностью. Это требует не только нововведений в устройства ввода мощности высших типов волн, расположенные вне линии распространения пучка, но также развитие поглотителей, чтобы поглотить мощность волн высших типов, которая распространяется вдоль пути следования пучка. Экономическая выгода основного линейного ускорителя достигается использованием экстремально высоких добротностей при минимизированной требуемой мощности клистрона.

Ввод мощности должен иметь малую утечку тепла при криогенных температурах и устройство, совместимое с криостатом инжекторного резонатора (рис. 4.13). Сверхпроводящие инжекторные резонаторы должны работать при температуре 2 К. Устройство инжекторного криомодуля подобно криомодулю TESLA, так

181

что некоторые конструктивные особенности устройства входного ввода мощности похожи на ввод мощности TTF-III. В конструкции предусмотрены тепловые экраны при 4,2 К (холодный гелиевый газ) и 80 К (либо жидкий азот, либо холодный газообразный гелий). Соединительные фланцы, длина ввода мощности так же, как другие конструктивные особенности аналогичны TTF-III.

Требования к коаксиальному вводу мощности в двухъячеечный сверхпроводящий резонатор приведены в табл. 4.6.

Прототипом исследуемого ввода большой средней мощности явилось коаксиальное устройство, разработанное в лаборатории DESY и предназначенное для секции, работающей в импульсном режиме [2.3]. В отличие от прототипа величина передаваемой средней мощности через устройство увеличена на два порядка. Для симметризации поля в области пролета пучка мощность вводится в резонатор через два расположенные друг против друга коаксиальных ввода (рис. 4.12).

Для обеспечения эффективной работы ускорителя при изменении нагрузки током предусмотрена возможность перестройки величины связи секции с подводящим трактом, соответствующей регулировке внешней добротности сверхпроводящего резонатора в диапазоне 9,2·104 – 8,2·105. Такая перестройка должна быть реализована за счет перемещения возбуждающей антенны на 15 мм внутрь резонатора. Кроме того, с целью минимизации энергопотребления криогенной системы, налагаются жесткие требования на тепловую нагрузку в различных температурных зонах. Рабочая частота, как и в импульсном прототипе, равна 1,3 ГГц.

182

ности и электропроводности от температуры для использованных в конструкции материалов (меди, нержавеющей стали и алюминиевой керамики).

Рассмотрим основные этапы расчета такого ввода мощности.

Рис.4.14. Ввод мощности в инжекторную секцию ускорителя ERL

Схема расчета. Разработан алгоритм проведения тепловых расчетов, в которых в качестве одной из тепловых нагрузок на конструкцию выступают электромагнитные поля, а именно тепловыделения, обусловленные конечной проводимостью металлических поверхностей и неидеальностью диэлектриков [4.48]. Последовательность расчетов состоит сначала в создании твердотельной модели, включающей как конструкцию непосредственно самого объекта, подвергаемого действию электромагнитного излучения, так и среды распространения электромагнитных волн. Затем проводится расчет электромагнитной задачи. После этого, для определения начального распределения температур, в конструкции проводится тепловой расчет без учета воздействия электромагнитного поля. По результатам этих двух расчетов вычисляются тепловыделения на металлических поверхностях и в диэлектриках, которые и применяются в качестве граничных условий для теплового расчета. Затем следует итерационный тепловой расчет, на каждом последующем шаге которого определяются температуры и сравниваются с предыдущим шагом. При недостаточном совпадении результатов вновь происходит пересчет тепловыделения с учетом нового распределения температур. И так далее, вплоть до достижения необходимой сходимости.

184

При создании твердотельной модели важно корректно выбрать плоскости симметрии исходя как из конструкции устройства, так и из конфигурации электромагнитных полей. Для решения электромагнитных задач аксиально-симметричной конструкции используются трехмерные элементы, а для тепловых – возможно использование как трехмерных, так и плоских элементов. Предпочтение отдается плоскостным конечным элементам, поскольку их использование позволяет построить сетку из очень большого количества конечных элементов, которая будет точно описывать конструкцию.

Конфигурация электромагнитных полей в коаксиальной части ввода мощности является аксиально-симметричной. Для уменьшения времени расчета используется модель сегмента с углом разворота на уровне 15 – 20 градусов. Увеличение этого угла больше указанного приводит к увеличению расчетного времени, а меньшее значение приводит к большой ошибке.

Первоначально использовалась трехмерная сетка в тепловой и СВЧ моделях ввода мощности, содержащая общие узлы на поверхности металл-вакуум. Расчеты 15-градусного сегмента акси- ально-симметричной части ввода мощности со скругленными гофрами сильфонов занимали примерно 15 часов расчета на компьютере P4/2800MHz/2GB. Чтобы производить оптимизацию параметров, желательно уменьшить время одного расчета, по крайней мере, до часа. Поэтому для аксиально-симметричной части ввода мощности были созданы трехмерная модель для СВЧ расчетов и плоская модель для тепловых расчетов. Сетки для СВЧ и тепловых задач создаются независимо для увеличения точности расчетов. Перенос СВЧ потерь из СВЧ задачи в тепловой модуль выполняется посредством ANSYS макроса, созданного для этой цели. Время расчета 15-градусного сегмента СВЧ задачи и плоской тепловой задачи занимает примерно 30 минут. Такой подход позволяет провести множество расчетов и выполнить оптимизацию в разумный интервал времени. Также использование плоских тепловых элементов позволяет рассчитывать преобразование тепла в инфракрасное излучение без существенного увеличения расчетного времени.

Оптимизация коаксиальной части. Для улучшения охлажде-

ния теплый сильфон был разделен на две части дополнительным

185

теплопроводом при 300 К. Для понижения тепловой нагрузки в криогенной зоне при 5 К были рассмотрены различные устройства холодных сильфонов. Сначала был рассмотрен регулярный сильфон. Модель, использованная при расчетах, состояла из коаксиальной линии без потерь с подсоединенным сильфоном. Теплопроводы в 4 К и 80 К были размещены на концах сильфона на внешних поверхностях колец, приваренных к сильфону, как это показано на рис. 4.15,а. В процессе расчетов изменяли такие параметры сильфона, как их длина, число гофр и толщина медного покрытия. Толщина сильфона роли не играет, т.к. при этих температурах, в связи с разной теплопроводностью стали и меди, основной поток тепла идет по медному напылению.

Рис.4.15. а – регулярный сильфон; б – зависимость теплового потока от длины сильфона

На рис. 4.15,б представлены зависимости теплового потока в зону 4 К от длины сильфона из 11 гофр для толщины покрытия медью в диапазоне от 10 до 30 мкм. Оптимальным является длина 50 мм при толщине покрытия 15 мкм. Таким образом, необходимо использовать сильфон минимальной длины, достаточной для перемещения наконечника антенны. Была рассчитана коаксиальная линия полной длины для ввода мощности с таким сильфоном. Результаты расчета теплового потока на теплоотводах для этого случая приведены в табл.4.7.

Другая конструкция холодного сильфона представлена на рис.4.16,а. Сильфон разделен пополам кольцом и имеет дополнительный теплоотвод при 80 К. Последний должен быть подсоеди-

186

нен к кольцу через элемент с тепловым сопротивлением. Для упрощения модели расчета в качестве такого элемента использован диск из нержавеющей стали.

На рис.4.16,б представлены результаты расчета зависимости теплового потока по теплоотводу при 4 К для различных толщин медного покрытия сильфона между фланцами 4 К и 80 К. Наименьший тепловой поток соответствует медному покрытию толщиной 10 мкм и толщине диска 6 мм. Расчет показал, что оптимальным вариантом является подсоединение теплоотвода непосредственно к кольцу, разделяющему сильфон. Была рассчитана коаксиальная линия полной длины для ввода мощности с таким сильфоном. Результаты расчета теплового потока на теплоотводах для этого случая приведены в табл.4.7.

а

Рис.4.16. а –конструкция сильфона, разделенного пополам теплоотводом; б – зависимость теплового потока от длины сильфона

187

Применение полой антенны позволяет уменьшить механическое напряжение на керамическое окно. С другой стороны, теплопроводность от конца антенны уменьшается, приводя к дополнительному нагреву. Чтобы определить влияние этого дополнительного увеличения температуры на теплоотводе при 2 К, были выполнены тепловые расчеты, которые учитывали инфракрасное излучение. Зависимость тепловых потерь в зоне 2 К от толщины стенки антенны показана на рис.4.17.

На рис. 4.18 приведен окончательный результат для коаксиальной части ввода мощности, учитывающий поток тепла на фланце при 2 К, вызванный теплообменом и потоком тепла на стенки резонатора из-за инфракрасного излучения с наконечника антенны.

Рис.4.17. Зависимость тепловых потерь в зоне 2 К от толщины стенки антенны

188