CC BY
18
яо, что для эффективного ослабления паразитного излучения обязательно наличие ферритово-го сердечника в таком кабеле. Отклонение полученной частотной зависимости УПИ от соответствующей кривой для чистой компланарной пары иллюстрирует рис. 4, а.
Было проведено экспериментальное сравнение двух способов ослабления паразитного излучения: с металлическим штырем, покрытым ферритовыми кольцами, и с кабелем, намотанным на ферритовый стержень (рис. 4, а). Установлено, что оба предложенных способа эффективны, но ферритовый стержень М150ВН лучше восстанавливает пеленгационные характеристи-
ки КП во всем рабочем диапазоне частот, чем ферритовые кольца М10000Н М.
Эффективность предложенных конструктивных решений иллюстрируют ДН на двух частотах (рис. 4, в, г) для разных модификаций компланарной пары: "чистой", с металлическим штырем длиной 200 мм, и с намоткой кабеля на ферритовый стержень М150ВЧ (длина конструкции 200 мм).
Таким образом, применениеферритовых материалов разного вида (колец и стержней) со специально подобранными параметрами позволяет избежать искажения характеристик излучения антенных систем УКВ-диапазона многоярусных антенных комплексов.
СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
1. Горбунов В.П., Новиков Ю.Н. Антенная система радиопеленгатора, работающего в сложной электромагнитной обстановке // XXXIII Неделя науки СПбГПУ. Ч. VI: Матер. Всерос. межвуз. науч.-техн. конф. студ. и асп. СПб.: Изд-во СПбГПУ, 2005. С. 10-12.
2. Серединский Ю.В., Горбунов В.П., Новиков Ю.Н. Применение ферритов для ослабления влияния кабелей в многоуровневых антенных комплексах // XXXVI Неделя науки СПбГПУ. Ч. VI: Матер. Всерос. межвуз. науч.-техн. конф. студ. и асп. СПб.: Изд-во СПбГПУ, 2008. С. 3-5.
3. Серединский Ю.В., Горбунов В.П., Новиков Ю.Н. Применение ферритовых стержней для ослабления влияния кабелей в многоуровневых антенных комплексах // XXXVII Неделя науки СПбГПУ.
Ч. VI: Матер. Всерос. межвуз. науч.-техн. конф. студ. и асп. СПб.: Изд-во СПбГПУ, 2008. С. 3-5.
4. Ott Г. Методы подавления шумов и помех в электронных системах. М.: Мир, 1979. 318 с.
5. Горбунов В.П., Ссрединский Ю.В., Новиков Ю.Н. Увеличение эффективности несимметричного вибратора с помощью ферритовых колец // Труды СПбГПУ. 2008. № 507. С. 42-47.
6. Электронный каталог магнитомягких ферритов ([Электронный ресурс]: каталог содержит сведения о ферритовых материалах, производимых ОАО "НИИ ФЕРРИТ-ДОМЕН": http:// www.ferrite-domen.com).
7. Физический энциклопедический словарь / Гл. ред. A.M. Прохоров. М.: Сов. энциклопедия, 1984. 944 с.
УДК 621.37
В.А. Сороцкий, М.А. Уткин
ВЛИЯНИЕ ЭЛЕКТРОМАГНИТНОЙ СВЯЗИ АНТЕНН РАДИОПЕРЕДАЮЩИХ УСТРОЙСТВ НА ПРОЦЕССЫ В КЛЮЧЕВЫХ ГЕНЕРАТОРАХ
Переход на современную элементную базу, а также использование более совершенных схемотехнических решений при реализации ключевых генераторов (КГ), используемых в качестве усилителей мощности радиопередающих устройств (РПлУ), открывают возможности для уменьшения массогабаритных характеристик
оборудования существующих радиоцентров и создают предпосылки их модернизации, в том числе путем размещения в существующей инфраструктуре этих центров дополнительных радиопередатчиков. С учетом изложенного представляется целесообразным исследование особенностей совместного функционирования
двух или более РПдУ, обусловленных их взаимным влиянием друг на друга. К числу наиболее типичных ситуаций в этой связи следует отнести одновременную работу двух или более КГ на отличающихся частотах при наличии электромагнитной связи антенн их РПдУ. Для определенности в дальнейшем ограничимся рассмотрением только двух РПдУ, что нисколько не снижает практической ценности полученных результатов.
Исследование данной проблемы целесообразно ограничить рассмотрением квазистационарного режима работы КГ, поскольку в этом случае можно получить решение рассматриваемой задачи в обшем виде. Что же касается анализа процессов в переходных режимах работы КГ, под которыми в данном случае подразумеваются процессы установления амплитуды и фазы колебаний водном генераторе при манипуляции частотой и электронной перестройкой элементов согласующего устройства (если она используется) в другом генераторе, а также процессы пуска или выключения одного из генераторов при работающем втором генераторе, то решение подобной задачи с учетом высокого порядка системы дифференциальных уравнений, описывающих процессы в антенно-согласуюших трактах (ACT) обоих РПдУ (как правило, не ниже 10-го порядка), а также ненулевых начальных условий подразумевает применение численных методов и позволяет получить решение применительно к конкретной структуре и определенному набору параметров элементов ACT. Данное обстоятельство переводит указанную задачу из теоретических в разряд задач практической направленности и заметно снижает актуальность ее рассмотрения в рамках настоящей статьи.
Дополнительным аргументом в пользу такого решения может служить также и то обстоятельство, что широко известны приближенные методы оценки качества переходных процессов в линейных цепях, рассмотренные, например, в [ 1,2], которые также могут быть использованы при анализе процессов установления амплитуды и фазы колебаний в КГ. Кроме того, в частном случае, когда переходные процессы в ACT носят монотонный характер, в качестве оценки максимальных значений амплитуды и фазы колебаний, разумеется, могут быть использованы значения, полученные из решения квазистационарной задачи.
При анализе квазистационарных процессов в выходных цепях генераторов примем допущение отом, что напряжения и токи, формируемые каждым из генераторов, изменяются по гармоническому закону. Обоснованностьтакого предположения обусловлена тем, что коэффициент гармоник Kv выходного напряжения КГ может быть сравнительно невелик (например, при формировании на выходе КГ трехступенчатого напряжения А^ = 12,5 % [3]).
Расчет токов в выходных цепях генераторов можно осуществить на основании эквивалентной схемы, приведенной на рис. 1. На рисунке ключевые генераторы представлены в виде источников гармонического напряжения <?,(г) и е2(/), формирующих колебания соответственно на частоте со, и ю2, а четырехполюсник Гвклю-чает в себя все колебательные цепи рассматриваемой системы: эквивалентные схемы замещения антенн РПдУ1 и РПдУ2, согласующие и настроечные элементы каждой из этих антенн, а также эквивалентный четырехполюсник, учитывающий их взаимную электромагнитную связь.
<?2
Рис. I. Эквивалентная схема для расчета гоков в выхолных цепях генераторов
Токи /](/) и /2(0 обозначают соответственно токи на выходе каждого из генераторов, протекающие в отсутствие электромагнитной связи между антеннами. Ток /12(/), протекающий в цепи первого КГ, обусловлен влиянием РПдУ2 на РПдУ 1. По аналогии с этим ток /21(0 учитывает влияние РПдУ1 на РПдУ2.
Амплитуды первой гармоники напряжений, формируемых генераторами^ ие2, можно записатьввиде
— ¿со^у, ); я ,=1
_ 4 Е2 ^
и2=Л2Е2=^-£ со5(у2я), (2)
л »=1
где А] 2—первая гармоника коммутационной функции а, 2(г), определяющей форму выходного напряжения соответственно первого и второго ключевых генераторов; Ех 2 — напряжения питания генераторов; Л^, Л^ и у у, у^ — соответственно число ступеней в выходном напряжении и угловые координаты ступеней для каждого из генераторов.
В рассматриваемом приближении при совместной работе двух РПдУ на взаимосвязан ные линейные цепи ток в выходной цепи каждого генератора содержит две гармонические составляющие с частотами Ю| = 2л/| и со2 = 1v.fi, результатом суперпозиции которых будут биения этих колебаний:
/,1(0 = /",(» + ш =
= /,5т(<В,Г + <?,) + /|25Ш(С02/+ ^|2);
¡г20) = 12(1) + Ш= (3)
= /25Ш(С02Г+ <?2) + /218т(©,Г + <?21).
Амплитуды и фазы токов, входящих в выражения (3), могут быть определены на основе принципа наложения и выражаются через параметры короткого замыкания четырехполюсника 7*(см. рис. 1) на соответствующих частотах:
А = =-агс1ё
12 ^и21\г1К2{(Л2^ д2 = -агс1ё
Яе 2,^(0),) \тг2кг(ы2) Ъе21КМо2)'
/I • | \т2Ткг((й-,)
1п=и21\2Ткг{<йг\Ч\1=-жЛЪ
(4)
Кеггк2(а)2) 1т ¿^(со,)
где ¿1АГг((0,) и ¿2К2(ш2) — входные сопротивления четырехполюсника Тсо стороны каждого источника на его рабочей частоте при закороченном другом источнике; ¿7^(о),)и ¿г^2(со2)—сопротивления передачи от одного источника на его рабочей частоте в цепь другого источника.
После нормировки суммарного тока каждого генератора к амплитуде составляющей тока собственной частоты выражения (3) можно переписать:
(1) г
гй1 (/) = 1 = БшСоу + дх) + Кх 8т(а>2/ + д12);
'¡¡2 (') = 72 = 5§П(С02/ + д2)+К2 8111(05,/ + <?2,), где
гМ
(5)
кг
(®2)|'
*2=-
¿2дг(ш 2)
^2
Окончательные выражения для нормированных токов генераторов могут быть представлены в форме:
^2(/) = 52(05т[со2/ + ^2 +йг(0],
(6)
где
£,(/) = ¡1 +/С,2+2Я, соб[(СО2 + ;(7)
В2(1) = ¡1 + К] + 2К2 соз[(с0| - со2) / + дп - д2 |) г: (8>
1 + /С,С05[((02 -СО,)/ + <72,
02(0 = аПсё - '---Ц. (Ю)
I + К2 софа, -(о2)1 + ч12-д2\
Из этих выражений видно, что амплитуды и фазы токов генераторов периодически изменяются во времени вследствие биений колебаний. Дополнительные фазовые сдвиги (?,(/) и (?2(0, появляющиеся в выходных токах генераторов вследствие взаимного влияния рассматриваемых РПдУ, могут привести к серьезным негативным последствиям. Так, в случае использования генераторов, выполненных на основе неполностью управляемых ключевых приборов (тиристоров) по схеме резонансного инвертора с естественной коммутацией ключей, появление дополнительного фазового сдвига в выходном токе КГ может нарушить устойчивость его работы и привести к
опрокидыванию. Сточки зрения устойчивости КГ указанного типа необходимо, чтобы максимальное значение дополнительного фазового сдвига, вызванного биениями, не превосходило заданной допустимой величины, которая зависит, главным образом, от времени выключения тиристорных ключей. В случае применения в составе РПдУ транзисторных КГ появление заметного по величине дополнительного фазового сдвига в выходном токе генератора также способно оказать негативное влияние на его характеристики, поскольку указанный фазовый сдвиг эквивалентен рассогласованию КГ с нагрузкой и может привести к возрастанию мощности, рассеиваемой в КГ.
Оценим максимальную величину отклонения фазы тока генераторов, возникающего в результате биений, в зависимости от разноса частот генераторов. Для этого вычислим производные ¿?(?|/бф| ндОт/д^. гдеф, = (м2 — ы»,>/, ф2 = (со, -со2)Г, и приравняем их нулю. Учитывая сходство выражений (9) и (10), ограничимся вычислением только одной из производных, поскольку для второй производной результаты будут очевидны. Получим:
SQ, К, cos(S| Xl + Kt cos(&,)] + К? sin2 (3,) m} «Эф, [l + Kx cos(S, )f + [áT, sin(9,
где 9, =ф, +Í2i -<7i-
Приравняв числитель в (11) нулю и проведя несложные вычисления, определим значение па-раметраф,, при котором (?,(/) принимает максимальное значение:
ф1о = arccos(-Ár,). (12)
Параметр ф2, при котором Q2(t) принимает мак-симатьное значение, запишем по аналогии с (12):
ф2о = arccos(-ÁT2). (13)
Подстановка (12) и (13) в выражения (9) и (10) позволяет определить экстремумы Q¡(t) и (22(/), значения которых при о), ^со2 определяются выражениями
<3i.2max = arcsin(Ar, 2). (14)
При этом экстремумы огибающих тока в выходной цепи генераторов равны:
Я, 2= 1 + АГ, 2. (15)
Таким образом, наличие электромагнитной связи между антеннами РПдУ и обусловленные
ею биения колебаний в выходных цепях ключевых генераторов этих РПдУ вызывают как увеличение максимальных значений токов, так и появление дополнительных фазовых сдвигов этих токов. При этом максимальные значения обоих параметров определяются коэффициентами К\ и К2- Следует также обратить внимание на то, что полный размах пульсации фазы равен удвоенному значению (?|-2тах.
Оценим важность учета влияния рассмотренного выше эффекта на примере двух КГ, работающих на индивидуальные антенны, аналогичные антенне, рассмотренной в [4]. Семейства зависимостей 01тах (сплошные линии) и (?2тах (прерывистые линии), рассчитанные для различных значений нормированных частот генераторов/, =/1/Гнорм и/2 =/2//гнорм, а также различных значений отношения = £/2/£/|, приведены на рис. 2—4. В качестве частоты нормировки использована верхняя граница диапазона СНЧ.
Как видно из приведенных на рис. 2 зависимостей, дополнительный фазовый сдвиг тока в выходной цепи каждого из генераторов при равных амплитудах генерируемых ими колебаний и близких значениях рабочих частот может дохо-дитьдо 8—10°. Для сравнения отметим, что вслу-чае использования тиристорных ключевых генераторов, работающих в режиме с естественной коммутацией полупроводниковых вентилей и выполненных, например, на быстродействующих тиристорах типа ТВ 253-800 или ТВ 253-1000 с максимальным значением времени выключения 63 мкс [5], необходимый для их надежного выключения фазовый сдвигтока при емкостной расстройке на верхней границе диапазона СНЧ составляет всего 6,8°. Для приборов указанного типа с меньшим временем выключения, например 32 или 25 мкс, указанный фазовый сдвиг тока соответственно равен 3,5 и 2,7°. Таким образом, если не учитывать дополнительный фазовый сдвигтока в выходных цепях генераторов, обусловленный биениями колебаний, и не ввести необходимый запас по величине емкостной расстройки их нагрузки, электромагнитная связь антенн РПдУ, вероятнее всего, приведет к так называемому опрокидыванию КГ. Что же касается КГ, выполненных на основе транзисторов, то, хотя проблема опрокидывания для них и не актуальна, тем не менее тот факт, что полный размах пульсации фазы тока нагрузки при равных амплитудах колебаний генераторов
Q lmax> Q 2 шах» град
0,1
0,2 0,3
0,4
0,5
0.6
0,7
0,8
0,9
h
Рис. 2. Зависимости 0|тах и С?2тах ОТ частоты при ga = 1 /, = 0,2( —И— ); 0.6 (—а—); I <—); 0.2 (- -);0,6(- -а- •); 1 (- -о- •)
QI max , Q 2max , фП
0,1
0,2 0,3
0,4
0,5
0,6 0,7
0,8
0,9
Рис. 3. Зависимости (?|тах и (?2тах ОТ частоты при ga = 0.7 /,=0,2(—в— >; 0.6 ( —); 1 (—•—); 0,2(- -а- •); 0,6 ( - •); 1 (- -о- •)
(см. рис. 2) может достигать 2£), 2тах = 16-20°, позволяет прогнозировать ухудшение энергетических характеристик генераторов. Это может быть обусловлено, в частности, попаданием рабочей точки КГ в режим с емкостной расстройкой, в котором очень высока вероятность протекания сквозных токов по цепи диод встречного тока — транзистор каждой из стоек КГ.
Как следует из зависимостей, приведенных на рис. 2, экстремумы £)|тах и (?2тах имеют место при равенстве частот обоих КГ. Это является следствием того, что на этих частотах сопротивления передачи от одного источника в цепь другого источника (¿!К7Хо>|)и ¿ГК2(а>2)в (4)) при-
нимают минимальные значения вследствие настройки ACT обоих РПдУ на одну и ту же частоту. В то же время по мере увеличения разноса частот дополнительный фазовый сдвиг уменьшается до сравнительно небольших значений, составляющих величину порядка нескольких десятых долей градуса. Таким образом, используя эти зависимости, можно определить необходимый разнос частот РПдУ по заданному допустимому значению пульсации фазы токов КГ, вызванной биениями.
До сих пор амплитуды колебаний обоих генераторов предполагались одинаковыми. Однако на практике это условие выполняется далеко
max'
«Ьп«) max1
град 16
Рис. 4. Зависимости максимальных фазовых сдвигов (С?1тах)тах и (C?2max>max от So
( ) ~ (@lmax)max> (--) — (Озгтх)тах
не всегда. В случае неравных амплитуд колебаний дополнительные фазовые сдвиги Qimax и С?2тах поведут себя по-разному (см. рис. 3): в КГ с меньшей амплитудой выходных колебаний дополнительный фазовый сдвиг тока нагрузки будет увеличиваться, а в генераторе с большей амплитудой, наоборот, уменьшаться по сравнению со случаем, когда амплитуды одинаковы (ga= 1).
Данное поведение фазовых сдвигов (?|тах и С?2тах наглядно иллюстрируется кривыми, приведенными на рис. 4, где представлены зависимости maximum maximorum {0, 2 max) — соответственно (C?|max)max и (<?2max)max как ФУНКЦИИ ga. Различие ( (?|max)max И (<32max)max НарИС. 2 ПРИ равных амплитудах колебаний, соответствующих случаю gQ- 1, обусловлено неидентичностью параметров антенн диапазона СНЧ, характеристики которых были использованы в рассматриваемом примере.
Завершая анализ квазистационарных процессов в выходных цепях КГ, обратимся к выражению (15), которое позволяет оценить экстремумы огибающих тока в выходных цепях генераторов. Как и следовало ожидать, с учетом проведенного выше анализа поведения зависимостей (?1тах и (?2тах 2 достигают максимума при совпадении частот КГ. В частности, для использованных выше параметров антенн, включая и параметры их электромагнитной связи,
а также при условии равенства амплитуд колебаний обоих генераторов, пиковые значения токов в каждом из генераторов возрастают соответственно на 14 и 17 %. При неравных амплитудах, например при gа = 0,6, в генераторе с меньшей амплитудой пиковое значение тока нагрузки может возрасти на 29 % по отношению к его номинальному значению, имеющему место при отсутствии электромагнитной связи между антеннами РПдУ. Такое возрастание тока может привести к выходу КГ из строя вследствие перегрузки ключевых приборов. Поэтому условие соблюдения необходимого разноса частот обоих РПдУ важно выполнить не только с целью минимизации дополнительных фазовых сдвигов токов в выходных цепях КГ, но и для уменьшения вероятности возникновения перегрузки полупроводниковых приборов потоку.
Таким образом, в результате проведенного анализа процессов в КГдвух РПдУ, работающих на отличающихся частотах, показано, что электромагнитная связь антенн этих РПдУ может привести не только к ухудшению характеристик генераторов, но в ряде случаев и к возникновению аварийных режимов работы. Уменьшить указанные негативные эффекты, обусловленные взаимным влиянием РПдУ друг на друга, можно за счет рационачьного разноса их рабочих частот, опираясь на приведенные выше результаты расчета.
СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
1. Айзинов М.М. Анализ и синтез линейных радиотехнических цепей в переходном режиме. М.; Л.: Энергия, 1964. 283 с.
2. Теория автоматического регулирования / Под ред. В.В. Солодовникова. Т. 1,2. М.: Машиностроение, 1985.
3. Сороцкий В.А., Урлапова О.М., Уткин М.А. О выборе количества ступеней в выходном напряжении ключевых генераторов сверхмощных РпДУ
СЫЧ диапазона // Практическая силовая электроника: Науч.-техн. сб. 2004. Вып. 16. С. 36-38.
4. Велихов Е.П., Жачалетдннов Л-А, Собчаков Л А и др. Опыт частотного электромагнитного зондирования земной коры с применением мошной антенны СНЧ-диапазона //Докл. АН. 1994. Т. 338, № 1. С. 106-109.
5. Мощные полупроводниковые приборы. Тиристоры: Справочник / Замятин В.Я., Кондратьев Б.В., Петухов В.М. М.: Радио и связь, 1988. 576 с.
УДК 621.37
В.А. Сороцкий, М.А. Уткин
ИССЛЕДОВАНИЕ ХАРАКТЕРИСТИК МНОГОЯЧЕЙКОВЫХ ТИРИСТОРНЫХ ГЕНЕРАТОРОВ НА ЦИФРОВОЙ МОДЕЛИ
Проведенный в известных работах [1—3 и др.] анализ многоячейковых тиристорных генераторов (ТГ), применяемыхдля генерирования колебаний повышенной частоты, в основном базируется на представлении тиристора идеальным ключом. Это обусловлено достаточно высокой сложностью аналитических методов расчета ТГ, вследствие чего, в частности, методы расчета, основанные только на допущении об идеальности тиристорных ключей, принято относить к числу точных [4]. Вместестем при работе ТГ на повышенных частотах его характеристики существенным образом зависят от проявления нелинейных и инерционных свойств тиристоров, которые не удается учесть при аналитическом исследовании генератора. Кроме того, для улучшения характеристик генератора в схему ТГ могут вводиться дополнительные нелинейные элементы: насыщающиеся дроссели — для ограничения скорости нарастания тока через тиристор и рекуперационные диоды [2] — для стабилизации режима работы генератора при изменении нагрузки и рабочей частоты. Учёт влияния этих элементов с помощью аналитических методов исследования вкупе с упоминавшимися выше их ограниченными возможностями также сопряжен с серьезными трудностями.
Указанные проблемы в значительной степени могут быть устранены при исследовании рассматриваемых генераторов па цифровых моде-
лях. Подобные модели могут быть разработаны, в частности, на базе универсальных пакетов программ схемотехнического моделирования, таких, как Micro-Cap, DesignLab, MATLAB Simulink и др.
Цель настоящей статьи — рассмотреть особенности построения цифровых моделей многоячейковых ТГ при использовании универсальных пакетов программ, а также исследовать влияние нелинейных свойств тиристоров и перечисленных выше дополнительных нелинейных элементов на основные характеристики генераторов. Разработка моделей ТГ и расчеты их характеристик выполнены вереде Micro-Cap. Рассмотренные подходы к построению цифровой модели ТГ могут быть ис-пользованы и в других универсальных пакетах программ схемотехнического моделирования.
Модель тиристорного ключа
Модель однооперационного тиристора в пакете Micro-Cap представлена макромоделью со следующим списком параметров: VALUE = SCR(IH, IGT, TON, VTMIN, VDRM, DVDT, TQ, Kl, K2). Здесь VALUE- имя модели; ///—токудержания; IGT— ток включения; TON— время включения; VTMIN— минимальное напряжение во включённом состоянии; VDRM — максимааьное повторяющееся импульсное напряжение в закрытом
