Раздел: Документация
0 ... 23 24 25 26 27 28 29 ... 35 В качестве характерного примера рассмотрим -проектирование ИТ для установки импульсного электропитания клистрона КИУ 15, имеющего следующие основные параметры: мощность колебаний СВЧ — 30 МВт; КПД — 40%; напряжение импульсного электропитания 280 кВ; емкость между коллектором и катодом 5 пФ [37]. Примем характерную для клистронов такого типа длительность импульса 2 мкс (при удлинении фронта 0,4 мкс и допустимой общей неравномерности вершины 1%), частоту повторения импульсов 60 Гц [21, 37], чему соответствует скважность 8330. Первичный генератор — линейного типа, работает в согласованном режиме (о = 0,5), напряжение генератора 12 кВ. Индуктивность монтажа первичной и вторичной цепи — по 0,2 мкГн, емкость первичной цепи 2500 пФ, емкость вторичной цепи определяется емкостью клистрона. В рассматриваемом случае, когда длительность импульса мала, можно ожидать значительных потерь на вихревые токи и дополнительных потерь в обмотках ИТ. Поэтому на первом этапе расчета целесообразно учесть эти потери, приняв КПД ИТ равным 0,95. Из исходных данных следует, что с учетом КПД клистрона и ИТ мощность импульса генератора должна быть 79 МВт, а коэффициент трансформации ИТ - 24,6. При этом ток нагрузки равен 268 А, ток первичной обмотки 6,58 кА, сопроивление нагрузки, приведенное к числу витков первичной обмотки, - 1,82 Ом, эффективный ток первичной и вторичной обмотки - 72,3 и 2,95 А. По формулам (3.45), (3.46) и (3.48), (3.49) рассчитываются значения параметров схемы замещения ИТ. В связи с тем что нагрузка нелинейна, параметры переходного процесса на фронте импульса определяются по графикам на рис. 3.16 и рис. 3.17, соответствующим индуктивной и емкостной реакции. Из графиков видно, что характер реакции цепи практически не оказывает влияния на параметры переходного процесса, что является следствием слабо выраженной нелинейности вольт-амперной характеристики клистрона. С учетом требований к форме импульса коэффициент затухания принимается равным единице, чему соответствует Тф = 3,0. Расчет показывает, что для получения заданной формы импульса электромагнитные параметры ИТ должны иметь следующие значения: при индуктивной реакции индуктивность рассеяния 0,628 мкГн, емкость обмоток 0,0375 мкФ; при емкостной реакции — 0,058 мкГн и 0,245 мкФ. Из этого следует, что ИТ с заданными параметрами искажений фронта импульса реализуем только при индуктивной реакции, так как вследствие относительно большой индуктивности монтажа при емкостной реакции индуктивность рассеяния имеет отрицательное значение. Поэтому дальнейшие расчеты ориентированы на индуктивную реакцию трансформаторной цепи. Расчет толщины листа МС по формуле (5.6) показывает: чтобы искажения вершины импульса не превысили допустимых, при коэффициенте заполнения сечения МС 0,9 и приращении индукции 3 Тл толщина 156 листа не должна превышать 0,04 мм при цилиндрических обмотках И 0,052 мм при конических. Таким образом, в проектируемом ИТ должна быть МС витого типа. Так как при цилиндрических обмотках толщина листа менее 0,05 мм, то неизбежно применение пермаллоя. Однако изготовление витых МС стержневого типа из пермаллоя весьма сложно. Поэтому целесообразнее конические обмотки, так как это позволит применить МС из трансформаторной стали марки 3425 с толщиной ленты 0,05 мм. Такая МС может быть изготовлена и разрезной, типа ГШ или ПШ. Однако стандартизованные МС этих типов имеют малую высоту стержней, вследствие чего трудно обеспечить достаточную электрическую прочность обмоток в продольном направлении при весьма высоком вторичном напряжении 280 кВ. По изложенным причинам принимается витая МС неразрезного типа из стали 3425 с толщиной ленты 0,05 мм. При выборе конструкции обмоток надо исходить из требования высокой электрической прочности и малой индуктивности рассеяния. По этим причинам особенно целесообразны конические обмотки с вводом посредине и чисто масляной изоляцией. Вследствие малых эффективных токов в обмотках можно не опасаться появления больших механических сил. Поэтому изготовление конических обмоток не представит особых трудностей, но позволит примерно в 1,75 раза уменьшить объем МС по сравнению с объемом при простых цилиндрических обмотках. Последнее в данном случае второстепенно, так как при относительно небольшой энергии импульса (150 Дж) объем МС не определяет объема ИТ в целом: при весьма высоком вторичном напряжении объем ИТ определяется конструкцией бака и высоковольтного изолятора [7, 21]. С учетом всех изложенных соображений принимается конструкция ИТ,.представленная на рис. 6.15, и схема обмоток по рис. 6.6. При выборе конструкции первичной обмотки и размеров изоляционных промежутков необходимо принять во внимание следующее. Так как длительность импульса относительно мала, то при максимальном приращении индукции 3 Тл возможны значительные потери в МС на вихревые токи и необходимо предусмотреть создание благоприятных условий для теплоотвода. Поэтому целесообразно принять конструкцию первичной обмотки по рис. 6.10 с толщиной изоляции Д! = 1 см, что обеспечит практически свободную циркуляцию трансформаторного масла вдоль стержней МС. Такая толщина изоляции значительно больше необходимой при напряжении 12 кВ, поэтому уменьшается емкость первичной обмотки, а значит, если иметь в виду малую длительность импульса, увеличение толщины изоляции полезно. При вторичном напряжении 280 к В достаточна толщина изоляции между обмотками А"2 = = 3 см. Однако во время работы клистрона возможны аварийные ре-Жимы холостого хода (при пропусках импульсов возбуждения клистрона) и короткого замыкания (при искрениях в клистроне). При холос- том ходе напряжение линейного генератора удваивается, а при коротких замыканиях в нагрузке оно может еще повышаться [12, 17]. В связи с этим ИТ должен иметь некоторый запас по электрической прочности. Полагая, что импульсная установка снабжена защитными разрядниками, можно ограничиться увеличением толщины междуобмоточной изоляции до 4 см, сохранив условную толщину главной изоляции 3 см. При расчете диаметра проводов первичной и вторичной обмотки учтем, что токи равномерно распределяются по секциям обмоток. Тогда расчет диаметра по формуле (5.7) при плотности тока 5 А/мм2 дает следующие значения: d\ = 2,16 мм; d2 = 0,44 мм. До окончания конструктивного расчета ИТ коэффициенты FL и Fq могут быть определены только приближенно, так как неизвестно значение входящего в формулы (4.31) и (4.32) периметра МС. Однако, поскольку обычно р > Д12, на первом этапе расчетов в этих формулах можно пренебречь членом 2Д12/Зр, положив его равным нулю. С учетом этого и пренебрегая малой емкостью первичной обмотки FL » 0,51 и Fc 0,5. Для определения коэффициента g составим соотношение (см. рис. 4.18 и 6.6) gA2 =2Д, +0,5Д,2, из которого £ = 1,33. С целью получения МС и ИТ минимального объема принимается максимальное приращение индукции 3 Тл. Для выбранной витой МС из ленты толщиной 0,05 мм принимается характерное значение коэффициента заполнения сечения 0,85. После определения по формуле (5.13) коэффициента А по формуле (5.11) рассчитывается площадь сечения МС, которая оказывается равной 12,5 см2. При таком сечении число витков первичной обмотки, рассчитанное по формуле (2.3), равно 7,55 и округляется до 8, Расчет высоты обмотки при и>1 = 8 по формуле (5.12) дает 0,83 м, т. е. высота каждой секции должна быть равна 0,2075 м. При вторичной обмотке с коническим каркасом из органического стекла, имеющего хорошие изоляционные свойства в трансформаторном масле, с учетом относительно малой длительности импульса допустима продольная напряженность электрического поля примерно 2 МВ/м. При возможных в аварийном режиме напряжениях на вторичной обмотке до 400 кВ (при допущении о наличии защитных разрядников) полученная длина намотки удовлетворяет требованию продольной электрической прочности. Отметим, что такой результат при других сочетаниях параметров исходных данных не всегда возможен. Так, например, при допустимом удлинении фронта не 0,4, а 0,3 мкс высота намотки получается примерно 0,6 м и в продольном направлении вторичная обмотка оказывается недостаточно электропрочной. В этом случае необходимо увеличивать толщину изоляции между обмотками, для того чтобы увеличить и высоту обмотки, как это рекомендовалось ранее. При этом, однако, неизбежно снижение технико-экономических показателей ИТ и сама возможность его реализации с заданными параметрами не гарантируется. С учетом КПД ИТ вторичная обмотка должна иметь 192 витка. Тогда при полученной высоте секций возможна намотка проводом большего диаметра, чем предполагалось ранее, в данном случае примерно 1 мм вместо 0,41 мм. Вполне целесообразно применить провод большого диаметра, так как это позволит уменьшить потери во вторичной обмотке, наматывать провод плотно, виток к витку, и при большом изоляционном промежутке между обмотками практически не увеличит индуктивности рассеяния и емкости обмоток. Что касается первичной обмотки, то ее целесообразно намотать шиной размером 20 X 0,5 мм. Уменьшение толщины провода первичной обмотки с 2,16 до 0,5 мм снизит индуктивность рассеяния и дополнительные потери в обмотке. Поскольку площадь сечения провода при этом увеличится примерно в 2,5 раза, в таком же отношении уменьшатся потери в обмотке. По этим причинам далее принимается для первичной обмотки провод в виде шины толщиной 0,5 мм, а для вторичной — провод ПЭВ-2 диаметром 0,90 мм (диаметр в изоляции 0,99 мм). Для изготовления МС целесообразно выбрать ленту шириной 40 мм. При площади сечения МС 12,5 мм2 это позволит получить размер а сечения 3,13 см, что соответствует рекомендациям по выбору формы сечения и, следовательно, даст возможность несколько уменьшить неравномерность распределения магнитного поля в МС. Для размещения обмоток в окне МС высота стержня принимается рвной примерно 0,44 м, а ширина окна МС — 0,16 м. При этих размерах длина МС составит 1,33 м, а отношение /2//, = 1,21, что обеспечивает достаточно равномерное распределение магнитного поля. Отметим, что для уменьшения удлинения фронта импульса можно уменьшить длину намотки. Однако при этом отношение l2lh увеличивается, усиливается неравномерность магнитного поля и возникают дополнительные трудности с размещением вторичной обмотки. Поверочные расчеты индуктивности рассеяния и суммарной емкости обмоток по формулам (4.31)-(4.33) с учетом выбранных проводов обмоток, размеров и формы сечения и теперь уже известного периметра МС дают следующие результаты: индуктивность рассеяния 0,566 мкГн, емкость обмоток 0,0316 мкФ. Оба значения получились меньшими (на 10 и 16%), чем это требуется из расчета электромагнитных параметров схемы замещения. Таким образом, спроектированный ИТ обеспечивает несколько меньшие искажения фронта трансформированного импульса. Варьируя в небольших пределах конструктивные параметры ИТ, можно добиться строгого выполнения требований к искажениям фронта. Однако в данном случае, когда расхождения в значениях электромагнитных параметров лежат в пределах точности расчетных формул и в расчеты вводятся усредненные значения диэлектрической проницаемости трансформаторного масла и других характеристик, уточнения нецелесообразны, тем более что результаты расчета обеспечивают некоторый запас по уровню искажений. Поэтому результаты расчета следует считать удовлетворительными и перейти к поверочным расчетам. Потери мощности и кажущаяся магнитная проницаемость МС, рассчитанные по формулам (2.18) и (2.19), равны 200 Вт и 1270. При такой магнитной проницаемости индуктивность намагничивания равна 96 мкГн, снижение напряжения на вершине импульса - около 2%, что вдвое больше допустимого. Для уменьшения снижения напряжения необходимо применить в МС более тонкую ленту (из пермаллоя), что технологически сложно. Поэтому в данном случае более целесообразно в схему импульсной установки ввести корректирующую цепь (см. рис. 3.33). Площадь торцевой части поверхности охлаждения МС равна 0,083 м . В данном случае, когда размер а сечения МС равен всего лишь 3,13 см, тепловое сопротивление поперек листов МС относительно невелико, и поэтому внутренняя и наружная поверхности МС также являются теплоотводящими. Ориентируясь на данные.о теплопроводности МС в поперечном направлении [30], можно найти, что эффективная площадь охлаждения этих поверхностей МС равна примерно 0,053 м2. Таким образом, полная площадь охлаждения 0,136 м2 и средняя тепловая нагрузка поверхности охлаждения составляет 1510 Вт/м2. Это меньше допустимых норм, что позволяет увеличить частоту повторения импульсов примерно до 100 Гц. При выбранных размерах проводов обмоток коэффициенты поверхностного эффекта проводов обмоток и обмоток в целом, определенные по графику на рис. 4.9 и формулам (4.25), (4.26): кпл1 =1,1; кПЛ12 =1,6; *n.oi =5,32; £„.02 = = 2,18. Таким образом, коэффициент добавочных потерь первичной обмотки равен 5,86, а вторичной — 35. Такие большие значения являются следствием относительно малой длительности импульса. Расчет потерь в обмотках показывает, что в первичной обмотке они равны 47, а во вторичной - 174 Вт. Проверка теплового режима обмоток показывает, что тепловые нагрузки значительно меньше допустимых. Собственно потери в обмотках можно существенно уменьшить, расщепляя шину первичной обмотки на несколько более тонких и наматывая вторичную несколькими параллельными проводами меньшего диаметра. С учетом энергии, накапливаемой в индуктивности рассеяния, намагничивания, емкостях обмоток и рассчитанной по формуле (3.43), КПП ИТ в соответствии с формулой (5.31) равен 0,948. Этот результат также можно считать удовлетворительным. В случае необходимости допустимо питание цепи накала клистрона через секции вторичной обмотки. Как показывают расчеты, через вторичную обмотку можно пропускать дополнительно постоянный ток до 30 А. Особенностью рассчитанного ИТ является необходимость стыковки катодного высоковольтного вывода клистрона КИУ 15 с выводом высокого напряжения (потенциальным) вторичной обмотки ИТ, так как катодный вывод рассчитан для работы в трансформаторном масле. С учетом этой особенности на рис. 6.17 представлено одно из возможных конструктивных решений общей компоновки ИТ и клистрона. Клистрон 6 посредством уплотняющего фланца 7 установлен на крышке 8 внешнего бака 9. Катодная ножка 10 клистрона помещена во внутренний бак 11. На кронштейне 12 установлен накальный трансформатор 13. Полость внешнего бака отделена от полости внутреннего дисковым высоковольтным изолятором 14; полости герметизированы. Разделение баков иа внешний и внутренний связано с необходимостью частой смены клистрона, вызывающей разгерметизацию бака и окисление масла при его контакте с воздухом. Собственно ИТ 2 крепится при помощи фундаментной плиты 1 и стоек 3 изнутри к крышке внешнего бака, которая, в свою очередь, крепится к баку посредством фланца. Первичное напряжение подводится к ОТ чеГизолятор/ Для устранения избыточного давления во внешнем баке при еваГимасла  Рис. 6.17. Общая компоновка ИТ на напряжение 280 кВ и клистрона конструкция снабжена расширительным бачком 5. Вертикальная установка дискового высоковольтного изолятора позволяет уменьшить длину вывода вторичной обмотки, что способствует повышению электрической прочности конструкции и снижению индуктивности вторичной цепи, а также позволяет несколько уменьшить загрязнение изолятора выпадающим из трансформаторного масла осадком. Возможны, естественно, и другие варианты компоновки, например с горизонтальным расположением ИТ, что позволяет уменьшить размеры бака, но ухудшает теплоотвод. 6.5. ИМПУЛЬСНЫЙ ТРАНСФОРМАТОР СРЕДНЕЙ МОЩНОСТИ С РАЗРЕЗНОЙ МАГНИТНОЙ СИСТЕМОЙ Для генерации радиоимпульсов сложной структуры широко применяются магнетронные усилители - амплитроны. Эти приборы генерируют радиоимпульсы мощностью до 10 МВт, имеют высокий КПД, требуют относительно небольшого (30 ... 60 кВ) напряжения импульсного электропитания и могут работать в широком диапазоне длительности импульсов. Для предотвращения паразитных низковольтных колебаний длительность фронта и среза импульса электропитания должна быть минимальной [38]. Вследствие большой емкости между 0 ... 23 24 25 26 27 28 29 ... 35
|
