聚束系统设计与计算程序

LMOVE程序是一个模拟粒子纵向运动的FORTRAN语言程序。它可以计算由三电极双间隙聚束器(或这种聚束器的组合)、单狭缝谐波聚束器、静电加速管和自由飘浮空间组成的束流脉冲化系统。程序采用大量粒子模拟束团在纵向相空间内的运动,并用Monte-Carlo方法随机产生相空间内各代表点的初始条件。因此,较为适合模拟粒子在配有聚束器件的静电加速器中的纵向运动。本程序不考虑粒子的空间电荷效应。     

单漂移聚束器的非标准聚束模式

单漂移聚束器标准聚束模式要求粒子注入能量和聚束器漂移管的几何尺寸之间必须满足严格的条件,严重地限制了可聚束粒子的种类。文章论述了采用非标准聚束模式的方法,计算不同粒子在HI-13串列加速器上实现脉冲聚束的可行性。     

IH型结构的后加速器

在 4年时间内和德国慕尼黑技术大学合作研制成一台Interdigital-H型加速结构 (以下简称IH型结构 )的射频直线后加速器[1] 。叙述了该加速器的原理和结构 ,间隙电压的调整 ,束流动力学 ,射频系统及聚束器。在 84 .2MHz的谐振频率下 ,输入 3kW射频功率 ,它可以把质量数为 3的离子的能量从 340keV提高到 1.74MeV ,有效分路阻抗高达 4 0 8MΩ/m。用H+ 3 束一次调试出束成功 ,输出H+ 3 离子的能量达到设计值。该后加速器采用的二谐波双漂移聚束器 ,把束流聚集成宽度为 36 0 ps的束团 ,使加速腔的接受度提高到 2 4 0°。由于采用了双间隙型λ/ 4同轴腔结构 ,分路阻抗是慕尼黑以前所用的单间隙型的 4倍 ,而聚束系统占用的束线长度缩短到 2 0 %。     

Nuclear Physics Unusual Signature Inversion at Low Spins in N=99 Rare Earth Nuclei

用来对粒子进行纵向调制的聚束器是束流脉冲化的主要光学元件，它的作用是将特定相宽的束流在时间上压缩成一短的窄脉冲。连续束段中的带电粒子在聚束器的调制作用下经一段距离的飞行后，形成很窄的脉冲，这个脉冲宽度必须小于回旋加速器中高频的接收相宽，从而使压缩后的脉冲束全部被回旋加速器高频系统捕获。由于粒子束在聚束器的作用下，     

"预聚束器-斩波器"结构对慢正电子束流束团化的影响模拟

慢正电子湮没寿命谱测量是一种灵敏度高且可以无损探测材料微观缺陷的重要分析方法,束流束团化系统是实现该技术的核心部件,主要用来产生满足寿命测量时间分辨的束团并提供正电子产生的时间信号。本文选用Parmela程序,基于"预聚束器-斩波器"束团化系统,模拟计算了不同束流参数对150 ps(半高宽)束团化结果的影响并与"斩波器-预聚束器"束团化系统的计算结果做了对比,结果表明:提高束流能量、降低束流能散以及缩小束斑尺寸有利于提高束团化效率。数据显示:当束流能量≥500 eV、能散≤5 eV、束斑≤12 mm,"预聚束-斩波器"束团化系统的正电子利用率≥20%、聚束效率≥85%;且在相同束流参数下,"预聚束器-斩波器"束团化系统的正电子利用率要优于"斩波器-预聚束器"。     

双漂移谐波聚束器的物理设计

为了满足北京放射性核束装置计划中超导直线助能器对ＨＩ－１３串列加速器束流脉冲化系统的要求，同时兼顾目前快中子飞行时间测量实验的需要，进行了双漂移谐波聚束器的物理设计。聚束器基频为６ＭＨｚ，可以对质子、氘直至铯等所有离子束进行脉冲聚束，束流利用效率可达５０％—６０％，质子等轻离子脉冲束的脉冲时间宽度小于１ｎｓ。设计中分析了串列加速器束流传输系统中影响脉冲束流性能的各主要因素，通过束流纵向相空间的传输模拟计算，获得了满意的结果。     

100 MeV回旋加速器中心区实验台架上注入线设计、加工及安装

100MeV回旋加速器中心区实验台架的注入能量为30keV，采用的横向聚焦元件包括1个螺线管透镜（S：Solenoid），1对四极磁铁（Q：Quadrupole）。注入线的设计有两种考虑，分别对应于不考虑和考虑聚束器的情况。两种设计的布局如图1所示。     

基于束流环形高斯模型对上海硬X射线自由电子激光装置的束流刮束器进行活化分析

在建的上海硬X射线自由电子激光装置(Shanghai HIgh repetition rate XFEL aNd Extreme light facility,SHINE)的加速器隧道内,采用束流刮束器刮掉束晕外围张角比较大的电子,刮束器的束流损失率为0.1‰。本文采用蒙特卡洛程序FLUKA,用SOURCE程序实现电子束在3σ_beam外的高斯分布,以尽量真实模拟电子在束流刮束器处的丢失情况,解决了低功率刮束情况下蒙特卡洛模拟无统计性结果的难题。利用束流环形高斯模型对刮束器的活化进行了分析,结果表明环形高斯模型可以更真实地再现电子在束流刮束器的丢失情况;5年运行后距刮束器30 cm处的剩余剂量率达到了数百μSv/h至数mSv/h,和国外类似装置计算结果相当;通过对放射性核素的种类分析,结果证明刮束器(钨)的放射性废物处置难度不大。     

SSRF直线加速器聚束器的研制

在SSRF(上海同步辐射装置)注入器的预制研究中，等梯度行波聚束器是一个重点。本文描述了SSRF直线加速器聚束器的设计、加工以及测试结果。     

射频反馈电子直线加速器的稳态特性

本文讨论了含聚束器的射频反馈电子直线加速器基于耗散方程的稳态束负载理论,导出了加速器稳态特性的解析关系,最后计算了桥比n=1和n=n_(opt)加速器的负载特性。     

SFEL高亮度注入器的设计和粒子动力学特性

使用国际通用程序ＥＴＰ，ＰＡＲＭＥＬＡ和自编程序ＰＬＳ－ＩＭ－６０等对高亮度注入器作了详细的优化设计和粒子动力学数值模拟，注入器出口的电子束品质的主要参数为：能量３．５ＭｅＶ，能散２％（６２％电子）微脉冲束团相宽～４ｐｓ（６２％电子）在第一根加速管出口的电子品质的主要参数为：能量３３ＭｅＶ，能散０．３％（６２％电子）微脉冲峰值电流～８０Ａ，束团相宽３ｐｓ（６２％电子）束归一化发射度２０－３０πｍｍ     

驻波电子直线加速器中的RF相位聚焦

分析了驻波电子直线加速器中电子受ＲＦ场的横向作用与其所处相位的关系,探讨了驻波直线加速器中的ＲＦ相位聚焦以及不对称场幅值分布对粒子横向动力学的影响,并给出利用相位聚焦和不对称场幅值分布技术设计的两只加速管实例。     

注入聚束腔的离子束的能量分散对直线加速器输出束流波形的影响

一、理论分析众所周知,在质子直线加速器前常用聚束腔来提高加速器的捕获效率。从聚束腔至加速器入口有一段聚束漂移空间,如图1所示。     

An applied limit of the bunching method for the Feynman-α analysis

Feynman-α method is used as the representative method in reactor noise analysis for the criticality monitoring. Feynman-α analysis needs a large amount of measurement time in its original process, though many researchers use the bunching method and its derived methods for the experimental data processing to shorten the measurement time. However, the detailed characteristics and the application limit of the bunching method have not been researched and discussed enough. This paper shows a possibility that the Bunching method is a method to reduce the probability fluctuation with the Y value only in the appearance. Moreover, the criteria for determining that the Y value is not an accidental product are also provided in this paper.     

4.5MV静电加速器离子聚束电路的设计

在加速器中产生脉冲中子源需要对离子源脉冲化。采用10MHz聚束和2.5MHz扫描频率，通过在交叉场分析器设置直流偏置电压和变频切割电压，改变离子束脉冲频率，使之从2.5MHz到39KHz可调。本文介绍了脉冲频率可调，幅度可调的脉冲化电路的改进设计及初步实验结果，并给出功放热设计参考。     

上海宽波段自由电子激光用户装置高亮度注入器的微波系统

上海宽波段自由电子激光用户装置高亮度注入器的相位相干的４７６ＭＨｚ和２８５６ＭＨｚ的两路微波系统,分别馈送微波功率到射频ｎｓ栅控电子枪,次谐波聚束器和基波涑 器等。介绍了这两个系统的主要组成部件的工作原理,技术指标,安装调试和测试结果。     

Creep-fatigue damage assessment by subsequent fatigue straining

A series of creep-fatigue tests has been conducted with modified 9Cr-1Mo steel at 873 K in a high vacuum environment of 0.1 mPa. In order to investigate the accumulation of creep-fatigue damage, the creep-fatigue test programme includes changes in strain waveform during the test: from creep-fatigue type to fatigue type and from fatigue type to creep-fatigue type. The conventional linear cumulative damage rule for fatigue and/or creep-fatigue damage fails in evaluating the creep-fatigue life under the present complicated strain wave history. The linear summation of the life fraction is smaller than unity when the prior loading is creep-fatigue type and larger than unity when the prior loading is fatigue type. Scanning electron microscope (SEM) observation of the fracture surface was also conducted. In the case where the strain waveform changes from prior creep-fatigue type to subsequent fatigue type, the crack mode changes from transgranular to intergranular with an increase in the prior creep-fatigue loading history. In the case where the strain waveform changes from prior fatigue type to subsequent creep-fatigue type, the primary crack mode is generally intergranular regardless of the prior fatigue loading history.