纪 彬，殷治国，邢建升，曹学龙，张天爵，李鹏展，赵振鲁，付晓亮，魏俊逸，宫鹏飞，郭娟娟

(中国原子能科学研究院 回旋加速器研究设计中心，北京 102413)

癌症的发病率逐年递增，已成为全球人类死亡的第二大原因。在全球范围内，约1/6的逝者死于癌症[1]。我国有大量的癌症死亡病例和癌症新增病例，并且这一数字仍在增长[2]。质子治疗相对于普通放疗，具有精准度高、副作用小等特点[3-4]。为促进我国质子治疗的发展，中国原子能科学研究院正在研制一台能量约为230 MeV、引出束流强度约为300 nA的超导质子回旋加速器[5]。超导回旋加速器对高频系统的性能有很高的要求，高频腔体需同时保证加速电压和谐振频率的高稳定性，在设计过程中又要尽量提高腔体的品质因数，降低功率损耗。230 MeV超导回旋加速器磁铁为螺旋形结构[6]，本文采用计算机模拟仿真的方法，设计并优化用于该加速器的螺旋形高频腔体。

1 高频腔体的工作模式

国际上现有的超导回旋加速器，其高频腔体的工作方式可概括为3种[7]：1) 以Chalk River为代表的超导回旋加速器,4个高频腔体在中心平面直连，以π mode模式运行[8]；2) 以NSCL、Milan、Texas A&M为代表的超导回旋加速器，3个高频腔体采用中心区电容耦合的方式，3个腔体独立驱动，高频相位差120°[9-12]；3) 以MSU/ACCEL K-250为代表的超导回旋加速器，高频腔体采用中心区电容耦合的方式，以π mode模式运行[13]。

为使粒子旋转每圈可获得更高的能量增益，在230 MeV超导回旋加速器高频腔体系统中，采用4个高频腔体为粒子提供能量。230 MeV超导回旋加速器的4个高频腔体可等效为2组，即将同相位腔体各等效为1组，两个主腔体在中心平面直连，另外两个腔体在中心区下方使用过桥连接，主腔体和副腔体之间存在电容耦合关系，高频腔体及中心区结构如图1所示。这样的谐振系统存在两种谐振模式，即Push-Push模式和Push-Pull模式，根据230 MeV超导回旋加速器高频系统设计要求，高频腔体工作于Push-Pull模式，在两路高频腔体耦合器位置处高频功率大小相等，高频相位相差180°。

图1 230 MeV超导回旋加速器高频腔体结构Fig.1 Structure of 230 MeV superconducting cyclotron RF cavity

230 MeV超导回旋加速器的高频腔体参数列于表1。

表1 230 MeV回旋加速器高频腔体参数Table 1 Parameter of 230 MeV superconducting cyclotron RF cavity

2 高频腔体内导体结构的选择

230 MeV的腔体外壳受磁铁结构的限制，为充分利用空间，选择螺旋形结构。在腔体外轮廓确定后，不同的内导体结构对腔体的高频参数及性能有很大影响。回旋加速器高频腔体的内导体结构可采用单内杆结构[14-15]、多内杆结构[16-17]和异形内杆结构。在进行230 MeV超导回旋加速器高频腔体设计时，为优化腔体的性能，比较不同结构下的腔体电压分布，对包括单内杆结构、双内杆结构和Y内杆结构等不同内导体结构的高频腔体进行分析，单内杆结构、双内杆结构和Y内杆结构模型如图2所示[7]。

图2 单内杆(a)、双内杆(b)、Y内杆(c)结构Fig.2 Structures of single stem (a), double-stem (b) and Y stem (c)

上述3种不同结构的腔体计算得到的高频参数列于表2。

表2 不同内杆结构的高频腔体参数Table 2 Parameters of RF cavity with different stems

Y内杆结构模型具有机械结构的创新性，易提升腔体大半径区域的加速电压，且不需改变磁铁结构，但模拟仿真的结果表明，Y内杆结构的腔体功率损耗过大，且该内杆结构复杂，实际加工困难。双内杆结构的高频腔体可实现加速电压在引出区域的大幅提升，在机械结构设计过程中发现，由于冷却水管排布、预留真空抽气通道等问题，保留双内杆结构需对磁铁盖板进行大幅调整，同样很难达到工程实践的要求。在上述3种腔体结构中，单内杆模型结构最简单、功率损耗相对较小，但电压分布在腔体尾部提升有限，需进行优化。通过综合比较，最终选择单内杆结构的高频腔体作为230 MeV高频腔体的最终方案，进行优化设计。

3 高频腔体加速间隙的优化设计

在230 MeV超导回旋加速器中，高频腔体外导体的结构确定时，腔体的Dee板角宽度越大，加速电压的利用率越高，同一半径下的腔体分路阻抗越低，达到相同加速电压的功率损耗越高。腔体加速电压的利用效率为腔体加速电压和腔体电压峰值之比η，计算公式[7]为:

式中：Δθ为谷区的角宽度；Δθg为单边加速间隙角宽度。

选取不同角宽度的Dee板进行仿真，得到的腔体高频参数列于表3。

表3 不同Dee板角宽度下的腔体功率损耗Table 3 Power loss of RF cavity versus angular width

通过对不同角宽度的Dee板结构的腔体进行仿真，综合电压利用效率和腔体的功率损耗，最终确定Dee板角宽度为40%时为优化方案，进行4腔体的联合设计。

4 腔体联合设计

在确定腔体内杆结构、优化Dee板角宽度后，进行4腔体的联合设计，通过模拟仿真，调整结构参数得到满足物理要求的高频腔体，中心区加速电压75 kV时，其中心平面电场分布和加速电压分布如图3所示。

高频腔体在运行过程中的功率损耗会导致腔体发热，合理的水冷结构可提高腔体的热稳定性。在此给出腔体各部件的功率损耗，为水冷设计提供基础。230 MeV高频腔体的功率损耗分布如图4所示，腔体各部件的功率分布列于表4。

图4 高频腔体的功率损耗分布Fig.4 Power loss distribution of RF cavity

表4 高频腔体功率分布占比Table 4 Power loss ratio of RF cavity

4腔体组合的谐振频率约为71.19 MHz，谐振频率可通过频率调谐电容进行调节，腔体的最终功率、频率待磁场测量结束后确定。4腔体的总功率损耗约67 kW，电压分布达75～110 kV，中心区位置处的并联阻抗Rp≈42 kΩ，无载品质因数约8 800。

5 高频腔体的初步测试

在完成230 MeV高频腔体的物理设计后，根据物理设计结果进行机械结构设计并进行加工。230 MeV高频腔体为螺旋形结构，腔体主体材料采用无氧铜材料，其加工难度重点在于焊接过程中的形变量的控制。经过数月努力，腔体顺利加工完成。利用230 MeV回旋加速器主磁铁磁场测量间隙，对腔体进行试装配。

在完成高频腔体的试装后，用网络分析仪对V1谷区内的腔体进行高频参数的测试。在测试过程中，选取安装于V1谷区腔体下方的耦合端口与顶部的取样端口，调整耦合电感至临界耦合状态，得到安装于V1谷区内腔体的谐振频率及临界耦合状态下的有载品质因数。测试框图及测试结果界面如图5所示。

测试结果表明，安装于V1谷区的腔体谐振频率约73.2 MHz，临界耦合状态下的有载品质因数约3 707，通过计算可得到该腔体无载品质因数约7 414。通过腔体的上、下取样端口对其他3个腔体进行无载品质因数的测试，测试结果均好于7 000。为加快工程进度，高频腔体的相关工作与主磁铁磁场测量将同步进行。

图5 V1谷区腔体测试框图(a)及测试结果界面(b)Fig.5 Valley V1 cavity test block diagram (a) and test result interface (b)

6 总结与展望

230 MeV回旋加速器高频腔体的测试结果表明，高频腔体的无载品质因数均高于7 000，谐振频率与计算值接近，达到工程要求，后续的4腔体联合测试及频率垫补工作将在热测试专用装备上进行，最终将在该装备上完成高频腔体的大功率的考验及锻炼。