Conclusions et discussions sur de nouvelles sources de type MILO

Dans la partie IV-II, nous venons de voir que l’interaction sur les modes HEM symétriques en géométrie 3D pouvait limiter la puissance hyperfréquence de sortie par la présence d’une composante Bz non nulle, source de pertes d’électrons en azimut, de sur – isolation du faisceau ou d’interactions parasites sur une composante hybride voisine non symétrique. On a montré également qu’un décentrage de la cathode par rapport à l’axe du tube pouvait forcer l’interaction du faisceau en azimut sans détériorer pour autant de façon dramatique la puissance micro-onde de sortie, bien qu’il subsiste des fréquences parasites excitées générant des défauts de stabilité. Ainsi, peut-être est-il plus judicieux de dimensionner une géométrie dans laquelle le faisceau d’électrons interagit sur un mode non symétrique stable et unique, sans excitation parasite.

Lors de la dernière conférence internationale EUROEM à Magdebourg (Allemagne), en Juillet 2004, J. W. Eastwood a proposé un dispositif de MILO à anode sectorisée, oscillant sur une seule fréquence azimutale [EASTWOOD, 04]. Le prototype de base utilisé pour cette analyse est le « tapered » MILO [EASTWOOD, 98], modifié pour atteindre une fréquence d’oscillation double de celle obtenue au départ, plus stable et sans détérioration de la puissance hyperfréquence de sortie avec des rendements supérieurs à 25%. De même, l’équipe de B. A. Balakirev à l’Institut de Recherche ElectroMagnétique (IEMR) de Kharkov (Ukraine) a étudié de façon analytique l’interaction d’un faisceau d’électrons en condition d’isolement magnétique dans une structure à ondes lentes hélicoïdale. Dans ce cas, non seulement les échanges d’énergie

Figure IV-25: Mise en évidence par le faisceau de l'interaction sur le mode azimutal à la fréquence de 2,68 GHz, (a) au temps t = 39,461 ns et (b) au temps t = 71,397 ns. Certains éléments constituant le MILO ont été omis afin d’apprécier la géométrie du faisceau en condition d’interaction.

s’effectuent sur une composante non symétrique mais en plus le résonateur périodique peut directement être couplé à l’antenne terminant le tube pour faciliter et optimiser l’extraction du rayonnement hyperfréquence [BALAKIREV, 98 ; BALAKIREV, 01]. Sur les figures IV-26a et IV-26b, on compare deux prototypes de MILO compact dans le modèle US Air – Force, l’un à anode hélicoïdale générant des modes asymétriques (figure IV-26a), l’autre à structure dite de « diaphragmes empilés », en géométrie 2D, générant des modes exclusivement symétriques (figure IV-26b). Le pas de l’hélice de la figure IV-26a est identique à la période L, séparant deux disques de la ligne à retard, de la figure IV-26b et RSWS = 38 mm, dans les deux cas. Les dispositifs ainsi modélisés possèdent une longueur de ligne suffisante pour générer des oscillations dans le tube, sans filtre en amont [LEMKE, 97] (§ III-2, Chap. III).

Figure IV-26a: Dispositif de MILO hélicoïdal du type US Air - Force compact. Le système est axisymétrique. On distingue la cathode (rouge), la structure à ondes lentes hélicoïdale et le collecteur de charge. On a rendu transparent le support d’hélice (anode externe) pour apprécier les différents éléments géométriques.

Figure IV-26b: Dispositif de MILO à anode structurée, constituée de 15 cellules couplées, dans le modèle US Air – Force compact. Le paramètre L désigne la période de la ligne à retard.

Les deux systèmes présentés sur les figures IV-26a et IV-26b ont des fréquences d’oscillations voisines (figure IV-27) mais n’excitent pas les mêmes modes (figure IV-28).

Dans le cas du dispositif de la figure IV-26b, on peut remarquer que plusieurs modes voisins peuvent être excités dans la structure à ondes lentes, en l’absence d’un filtre en amont car, d’une part le pic de résonance à la fréquence d’oscillation du MILO est large (figure IV-27b) et, d’autre part, la puissance hyperfréquence de sortie montre clairement au moins deux régimes de fonctionnement (figure IV-29). En présence du filtre, la puissance de sortie est plus lissée et plafonne autour de 2,3 GW (figure IV-29) pour une fréquence d’oscillation stable et piquée (figure IV-27b). Bien que la fréquence d’oscillation du dispositif de la figure IV-26a soit dominante à la fréquence du mode azimutal correspondant, la puissance hyperfréquence de sortie reste inférieure au gigawatt et faible comparée à celle obtenue dans le cas du système de la figure IV-26b (figure IV-29). L’amplitude faible de la fréquence d’oscillation montre également que peu Figure IV-27: Fréquences d'oscillation (a) du

dispositif à structure hélicoïdale, (b) de la structure à 15 cellules couplées. Ces fréquences sont calculées à partir de la transformée de Fourier du signal de tension au port de sortie.

Figure IV-28: Mise en paquet périodique des électrons du faisceau en isolement magnétique (a) dans la structure hélicoïdale où on a retiré l’hélice pour plus de clarté, (b) dans le dispositif à géométrie 2D axisymétrique. (a) Interaction sur un mode non symétrique, (b) interaction sur un mode symétrique.

de signal hyperfréquence est extrait en sortie du dispositif hélicoïdal, en comparaison de celle des dispositifs avec et sans filtre (figure IV-27b) du système de la figure IV-26b.

Le couplage du mode non symétrique vers le mode TEM symétrique du guide d’onde de sortie dans le cas de la figure IV-26a est mal réalisé [BALAKIREV, 98 ; BALAKIREV, 01]. Au contraire, dans le cas de la figure IV-26b le couplage vers le guide d’onde de sortie ne concerne que des modes symétriques. Or, l’excitation de modes non symétriques facilite le transfert du signal hyperfréquence vers le guide cylindrique adapté à l’antenne terminale du tube. En effet, dans le cas contraire, le couplage vers l’antenne doit passer nécessairement par une conversion de modes symétriques en modes TE11 ou TM11 non symétriques. Dans le cas des puissances transportées, la structure intermédiaire à fabriquer devient un vrai défi [BALAKIREV, 98 ; BALAKIREV, 01]. Ainsi, l’interaction optimisée sur des modes non symétriques passe par une redéfinition de la géométrie du tube MILO et des conditions de couplage externe pour optimiser l’extraction du rayonnement micro-onde (hélice « taperisée », guide de sortie propageant des modes non symétriques, etc…).

Figure IV-29: Comparaison des puissances hyperfréquences au port de sortie en fonction du temps pour les géométries à structure hélicoïdale et à « diaphragmes empilés ». Dans le second cas, on compare les résultats avec filtre et sans filtre en amont de la structure à ondes lentes.

Enfin, bien que la présence de nombreuses cellules offre le désavantage de coupler certains modes voisins, il n’est pas exclu de pouvoir amplifier par le faisceau en isolement magnétique un signal injecté dans la structure à ondes lentes, à la fréquence de l’un des modes existant dans la ligne. Aux faibles puissances (entre 100 kW et 1 MW), mais aux rendements élevés (entre 30 et 50 %), un tel dispositif se rapproche du T.P.O.M (Tube à Propagation d’Ondes du type M) [LEBLOND, 72].

Pour résumer, les contraintes physiques mises en évidence dans les chapitres III et IV sont de deux natures : tout d’abord la limitation de la puissance de sortie et ensuite la stabilité du signal à extraire. Le premier cas se produit lorsque plusieurs modes de la structure périodique sont excités ou lorsque le couplage vers l’extérieur est mal réalisé. Dans le deuxième cas, pour stabiliser le signal hyperfréquence de sortie, deux solutions peuvent être apportées : l’une consiste à augmenter la durée d’impulsion du générateur afin de privilégier l’interaction sur un seul mode dominant lorsque les autres sont saturés en énergie aux fréquences correspondantes. L’autre solution est de filtrer par couplage les modes d’interaction parasites. Ces facteurs sont récurrents et généraux aux dispositifs micro-ondes de forte puissance et restreignent les performances des tubes.

L’ensemble des études effectuées et des remarques soulignées, validées par des éléments de simulation en géométrie 2D et 3D, clôturent la partie théorique de cette thèse.