Содержание к диссертации
Введение
1 Разработка методик электродинамического моделирования и анализа электрической прочности воздушных промежутков проволочных систем с диэлектрическими включениями 22
1.1 Предварительный анализ объекта исследования. Обоснование общих подходов к решению задачи 22
1.2 Разработка методики анализа электрической прочности по воздуху и по поверхностям антенных изоляторов 26
1.3 Разработка методики электродинамического моделирования изоляторов и методики решения электродинамической задачи для проволочных систем с диэлектрическими включениями 39
1.4 Тестирование разработанных методик и оценка их адекватности 65
1.5 Выводы по разделу 81
2 Разработка методики анализа тепловыделения в изоляторах и общей методики анализа электрической прочности проволочных систем с диэлектрическими включениями 83
2.1 Получение приближенных соотношений для расчета тепловыделения в антенных изоляторах 83
2.2 Разработка методики анализа тепловыделения в антенных изоляторах 95
2.3 Разработка методики расчета распределения температуры по объему антенных изоляторов 101
2.4 Исследования проволочных систем различной конфигурации на предмет возникновения факельных истечений 109
2.5 Разработка методики анализа электрической прочности проволочных антенн ДКМВ диапазона 123
2.6 Выводы по разделу 131
3 Разработка методики и алгоритма проектирования малогаборитных антенно-фидерных устройств дкмв диапазона, содержащих однородные и составные изоляторы 134
3.1 Разработка технического решения составного антенного изолятора и методики его синтеза 134
3.2 Разработка методики проектирования малогабаритных ДКМВ антенно-фидерных устройств, содержащих однородные и составные изоляторы 141
3.3 Алгоритм проектирования малогабаритных ДКМВ антенно-фидерных устройств, содержащих однородные и составные изоляторы 151
3.4 Выводы по разделу 153
4 Экспериментальные исследования и практическая реализация разработанных методик и изделий 157
4.1 Экспериментальные исследования однородных и составных антенных изоляторов 157
4.2 Разработка, практическая реализация и экспериментальные исследования передающего антенно-фидерного тракта адаптивной автоматизированной радиостанции 164
4.3 Разработка элементов мощных антенно-фидерных устройств для оснащения передающих ДКМВ радиоцентров 184
4.4 Выводы по разделу 200
Заключение 203
Список литературы
- Разработка методики анализа электрической прочности по воздуху и по поверхностям антенных изоляторов
- Разработка методики анализа электрической прочности проволочных антенн ДКМВ диапазона
- Разработка методики проектирования малогабаритных ДКМВ антенно-фидерных устройств, содержащих однородные и составные изоляторы
- Разработка, практическая реализация и экспериментальные исследования передающего антенно-фидерного тракта адаптивной автоматизированной радиостанции
Введение к работе
Актуальность темы и состояние вопроса
Существенной составной частью осуществляемой в настоящее время модернизации технических средств ДКМВ, наряду с переходом на передачу информации в дискретной форме и внедрением автоматизированной оперативной адаптации радиолиний, является создание нового поколения антен-но-фидерных устройств (АФУ), высокие требования к характеристикам которых могут быть обеспечены только на основе использования современных расчетных методов антенной электродинамики, передовых технических решений и технологических возможностей.
Это в полной мере относится и к группе задач, связанных с обеспечением электрической прочности составных частей и элементов АФУ при их создании или модернизации. Реализация технически и экономически обоснованных решений, особенно с учетом тяжелых режимов работы проволочных структур и изоляторов в современных АФУ, настоятельно требует замены устаревших методик расчета электрической прочности антенно-фидерного оборудования на новые, основанные на современных численных электродинамических методах.
Таким образом, в настоящее время существует актуальная научно-техническая проблема разработки и практической реализации новых, более совершенных средств проектирования АФУ диапазона ДКМВ в части, относящейся к обеспечению их электрической прочности, на основе современных методов антенной электродинамики.
Состояние вопроса в рассматриваемой области характеризуется следующими основными достижениями.
В рамках сформулированной проблемы определение параметров электрической прочности антенно-фидерных устройств предполагает решение электродинамической задачи отыскания распределения токов, наведенных на телах.
В числе эффективных методов решения подобных (внешних) задач электродинамики, следует отметить большую группу методов на основе тонкопроволочного приближения с использованием уравнений Фредгольма первого рода (Е. Галлен, Р.Ф. Харрингтон, Г.А. Клигер, А.В. Рунов и др.) Их отличает простота алгоритмизации, сравнительно небольшая потребность в вычислительных ресурсах, универсальность в смысле пространственных форм. Основной недостаток этих методов - некорректность задачи по Ада-мару.
В последнее время быстро развиваются методы электродинамического анализа на основе использования интегральных уравнений Фредгольма второго рода (Е.Н. Васильев, М.А. Бузова, Р. Митра, О. Эргюль, Дж. Риус, М. Таскинен, И. Цанг и др.). Эти методы свободны от указанных выше недостатков, но они являются относительно ресурсоемкими.
Интенсивно развиваются методы сингулярных интегральных уравнений (А.Л. Бузов, В.А Неганов, СИ. Эминов и др.) Они позволяют строить устойчивые вычислительные алгоритмы, однако пока недостаточно универсальны в смысле пространственных форм тел и относительно ресурсоемки.
С учетом специфики поставленных в работе задач, наиболее перспективным в качестве основы для разработки эффективной методики расчета электрической прочности представляется предложенный Л. С. Казанским метод обобщенной эквивалентной цепи (ОЭЦ). Он обеспечивает достаточную эффективность при анализе электрически толстых проводников и достаточно универсален в смысле формы поперечного сечения. Следует также отметить, что в данной работе предполагается исследование сложных тел (в частности, антенных изоляторов), состоящих из нескольких диэлектриков. Поэтому применение метода ОЭЦ здесь особенно удобно.
Перейдем к краткому рассмотрению принятых в настоящее время методов расчета полей и характеристик электропрочности.
В технике высоких напряжений промышленной частоты для расчета напряженности электрического поля (с целью определения электрической прочности конструкций и безопасности по электромагнитному фактору) используются, в том числе, численные электродинамические методы (преимущественно электростатические), что отражено, в частности, в трудах Е.С. Колечицкого. Однако, в силу отличия специфики высоковольтных конструкций и проволочных антенн, а также необходимости учета запаздывания потенциалов и полей, результаты этих работ далеко не всегда могут быть использованы в технике ДКМВ.
Вопросы электрической прочности проволочных антенн и фидеров ДКМВ диапазона отражены в трудах Г.З. Айзенберга, В.Д. Кузнецова, СП. Белоусова, Г.А. Клигера, В.И. Комисарова и ряда других ученых. В упомянутых работах рассматривается электрическая прочность многопроводных фидеров, а также на этой основе - вибраторных антенн типа СГД, СГДРА. При этом распределение токов по проводам полагается заданным.
В части расчета электрической прочности изоляторов, работающих в диапазоне ДКМВ, до сих пор успешно используются руководства, созданные Б.В. Брауде, учитывающие пробой по поверхности изолятора. Однако вопросы теплового пробоя там не рассматриваются.
В целом, обзор отечественной и зарубежной научно-технической, нормативной и патентной литературы показал, что методы расчета электрической прочности антенно-фидерных устройств ДКМВ диапазона и их элементов на основе современных точных численных электродинамических методов до настоящего времени не разработаны.
Цель работы - разработка, исследование, экспериментальная апробация и практическая реализация эффективных методик расчета параметров электрической прочности в рамках разработки антенно-фидерных устройств ДКМВ диапазона.
Для достижения поставленной цели в работе решены следующие задачи исследований:
Разработка методики электродинамического расчета напряженности поля и анализа электрической прочности по воздуху проволочного АФУ.
Разработка методики электродинамического моделирования диэлектрических тел с потерями и расчета напряженности поля вблизи и внутри локальных областей, занятых диэлектриком.
Разработка методики анализа процессов тепло выделения в диэлектриках антенных изоляторов.
Разработка на этой основе методики анализа электрической прочности проволочных антенн ДКМВ диапазона, учитывающей электрическую прочность воздушных промежутков и изоляторов (в том числе, по поверхностному и внутреннему тепловому пробою).
Исследование характеристик тепловыделения в диэлектрике антенного изолятора в зависимости от формы, относительной диэлектрической проницаемости и удельной проводимости материала изолятора.
Исследование и разработка составного антенного изолятора.
Разработка методики и алгоритма проектирования малогабаритных антенно-фидерных устройств ДКМВ диапазона, содержащих однородные и составные изоляторы.
Экспериментальные исследования и практическая реализация разработанных методик и изоляторов.
Методы исследований
Методы вьгаислительной электродинамики, цепного моделирования электродинамических объектов, методы вьгаислительной математики, метод аналогий. Для проведения расчетов использовалось программирование на фортране-90 с использованием стандартных библиотек.
Обоснованность и достоверность результатов работы
Обоснованность и достоверность результатов работы обеспечиваются адекватностью использованных методов и построенных на их основе расчетных моделей. Достоверность результатов работы подтверждается результатами тестирования предложенных методик на основе численных экспериментов (с сопоставлением с известными методами), результатами сопоставления расчетных и экспериментальных данных и результатами практической реализации.
Научная новизна работы
Разработана методика анализа электрической прочности проволочных антенн ДКМВ диапазона на основе метода обобщенных эквивалентных цепей, включая частные методики электродинамического моделирования диэлектрических включений и анализа тепловыделения в диэлектриках антенных изоляторов.
Впервые получены характеристики тепловыделения по длине и по сечению палочных антенных изоляторов ДКМВ диапазона, обнаружена су-
щественная вариация функции продольного распределения удельной мощности тепловых потерь.
3. Разработана методика синтеза составных антенных изоляторов
ДКМВ диапазона, исследованы их характеристики. На этой основе разрабо
тано новое техническое решение антенного изолятора.
4. Разработаны методика и алгоритм проектирования малогабаритных
антенно-фидерных устройств ДКМВ диапазона, содержащих однородные и
составные изоляторы, включая обоснование вида целевых функций частных
задач оптимизации элементов излучающей структуры и фидерного тракта.
Личный вклад
Основные результаты диссертационной работы, обладающие научной новизной, получены автором лично.
Практическая ценность результатов работы
Разработанная в диссертации методика анализа электрической прочности проволочных антенн ДКМВ позволяет повысить точность соответствующих расчетов при решении задач проектирования антенн и благодаря этому обеспечивает повышение их надежности и улучшение технико-экономических показателей.
Универсальный характер разработанной методики анализа электрической прочности обеспечивает расчет электрической прочности одновременно с расчетом характеристик назначения антенны в рамках единого программного комплекса проектирования проволочных АФУ ДКМВ диапазона.
Разработанная методика анализа тепловьщеления в диэлектрике антенного изолятора позволит автоматизировать и ускорить процессы проектирования нового поколения антенных изоляторов, в том числе на основе современных синтетических и композиционных материалов.
Использование нового технического решения составного антенного изолятора, по которому подана заявка на патент, позволяет наилучшим образом сочетать электрические, механические и технико-экономические характеристики разных диэлектриков.
Реализация результатов работы
Разработанная в рамках диссертационного исследования методика анализа электрической прочности произвольных конструкций проволочных антенн ДКМВ диапазона на основе метода обобщенных эквивалентных цепей, включая частные методики электродинамического моделирования диэлектрических включений и анализа процессов тепловьщеления в диэлектриках антенных изоляторов внедрены при разработке ФГУП СОНИИР в рамках ОКР «Антенна-2» изделий КМЭА-ПРД (ГТИВ.464969.011), КМЭФ-ПРД (ГТИВ.464969.012) и АЗИ-ПРД (ГТИВ.464633.016) в интересах Управления радиосвязи Спецсвязи ФСО России.
Полученные в диссертации результаты исследований процессов тепловьщеления в палочных антенных изоляторах ДКМВ диапазона использованы при разработке конструкторских решений элементов фидерного тракта в
составе проекта на установку опытного образца изделия КТС ААРС (ГТИВ.464521.005) в рамках ОКР «Диполь-1», выполненной в интересах Управления радиосвязи Спецсвязи ФСО России.
Методики электродинамического моделирования диэлектрических включений и анализа процессов тепловыделения в диэлектриках антенных изоляторов, а также полученные автором результаты исследований процессов тепловыделения в палочных антенных изоляторах ДКМВ диапазона использованы в рамках разработки ФГУП СОНИИР изделий «Октава-КП» (ГТИВ.464631.005) и «Октава-КР» (ГТИВ.464634.001) в интересах управления эксплуатации средств специальной связи Спецсвязи ФСО России при разработке конструктивных и технологических решений палочных изоляторов, размещенных в зонах высокой интенсивности ближних полей бесконтактных вариометров в составе устройств согласования и фазирования.
Реализация результатов работы и достигнутый эффект подтверждены соответствующими актами.
Апробация результатов работы
Основные результаты по теме диссертации докладывались на XIII, XIV и XV Российских научно-технических конференциях ПГАТИ (Самара, 2006, 2007, 2008), XII, и XIII Международных научно-технических конференциях «Радиолокация, навигация, связь» (Воронеж, 2006, 2007), IV, V и VI Международных научно-технических конференциях «Физика и технические приложения волновых процессов» (Нижний Новгород, 2005; Самара, 2006; Казань, 2007), VII Международной научно-технической конференции «Проблемы техники и технологии телекоммуникаций» (Самара, 2006), 7-й Международной научно-технической конференции «Перспективные технологии в средствах передачи информации» (Владимир-Суздаль, 2007), 5-й Всероссийской научной конференции «Проблемы совершенствования и развития специальной связи и информации, предоставляемых государственным органам» (Орел, 2007).
Публикации
По тематике диссертационных исследований автором (лично и в соавторстве) опубликовано 29 печатных трудов. Основные научные и прикладные результаты диссертационной работы опубликованы в 13 статьях в периодических научных изданиях, в том числе 2 статьи - в ведущих рецензируемых научных журналах, рекомендованных ВАК для опубликования результатов диссертационных исследований, и в 16 публикациях в форме текстов и тезисов докладов на международных и российских конференциях.
Объем и структура работы
Разработка методики анализа электрической прочности по воздуху и по поверхностям антенных изоляторов
Для определения электрической прочности проволочной конструкции антенны по воздуху необходимо знать максимальную напряженность электрического поля, которая .может возникнуть .на поверхности проводов .или возле них под воздействием мощности передатчика, работающего на данную антенну. Эта максимальная напряженность поля сравнивается, с допустимой напряженностью. Для. антенно-фидерных-систем диапазона ДКМВ1 рекомендуется? [58], чтобы допустимая! напряженность поля была меньше критической,. т.е. такой, при которой факельные, истечения не поддерживаются, (6;..8 кВ/см) [11, 58]. Эта напряженность, значительно меньше начальной (30 кВ/см), которая? соответствует электрической прочности воздуха, поскольку факельное истечение, возникшее по ряду случайных причин, при напряженности поля, большей критической, будет поддерживаться самопроизвольно.
Кроме того, необходимо определять напряженность поля на поверхностях и внутри: антенных изоляторов; электрическая прочность; которых также: является существенным;фактором электрической прочности антенны в целом..
В известной автору литературе [3; 11, 58]; напряженность электрического поля проволочных АФУ определялась на основе предполагаемого приближенного распределения потенциалов.и зарядовшо проводам. Естественно, на этой основе могут быть созданы методики расчета напряженности поля для-таких АФУ, у которых распределения потенциалов и зарядов известны хотя бы приблизительно или о них можно сделать разумное предположение, но создание универсальных методик, пригодных для любых проволочных АФУ, затруднительно, если вообще возможно. Современный уровень развития вычислительной техники и численных методов расчета позволяет получить в результате решения электродинамической задачи истинное амплитудно-фазовое распределение токов, зарядов и потенциалов по проводам АФУ. Задача данного исследования - разработать универсальные методики расчета напряженности поля и анализа электрической прочности по воздуху произвольного проволочного АФУ на основе определения электродинамическими методами амплитудно-фазового распределения токов, зарядов и потенциалов. Другой задачей является разработка методики определения электрической прочности антенного изолятора в части теплового пробоя: Обе задачи составляют единую проблему разработки методики определения электрической прочности проволочного АФУ произвольной конфигурации в целом.
Электрическая прочность изолятора обусловлена, в основном, тремя факторами. Это: электрический пробой в толще диэлектрика, электрический пробой по поверхности диэлектрика и тепловой пробой. Для изоляторов промышленной частоты существенны первые два фактора, для ДКМВ диапазона — два последние. Относительно пробоя по поверхности имеются рекомендации [14, 15, 58], и мы его рассматривать не будем. Тепловой пробой возникает из-за перегрева диэлектрика с потерями вследствие приложенного к нему высокочастотного напряжения. Потери характеризуются тангенсом угла диэлектрических потерь, зависящего в общем случае от материала диэлектрика и частоты. При нагреве диэлектрика меняются его электрические и механические свойства, и он разрушается. Рекомендаций по расчету прочности изоляторов по тепловому пробою в доступной автору литературе обнаружить не удалось; конструкции антенных изоляторов, по нашим сведениям, создавались по экспериментальным данным. В данной работе подобные расчеты предложено выполнять на основе электродинамического анализа; эти вопросы будут рассмотрены в разделе
Охарактеризуем далее объект исследования. Передающая ДКМВ антенна, как правило, представляет собой проволочную конструкцию. Специфические требования,данной сети или системы коротковолновой связи, определяемые ведомственной или корпоративной принадлежностью и географическими условиями размещения, определяют большое разнообразие конструкций антенн и фидеров. Использование проволоки и набора типовых крепежных деталей позволяют осуществить это разнообразие.
Передающая антенна электрически; т.е: относительно длины, волны, протяженный объект. В противном; случае она излучает плохо. Протяженность означает, что! между отдельными пространственными точками объекта наличествует запаздывание сигналов, токи и напряжения в разных, участках проводов не синфазны.
Частотный диапазон ДКМВ антенн, в особенности современных антенн для радиосвязи;.весьма широк: часто требуется, чтобы антенна.работала в десятикратном диапазоне- от 3 до.ЗО МГц, и даже в двадцатикратном - от1;,5 до 30 МГц. Для малогабаритных антенн это означает, что если: на высокочастотном краю диапазона антенна достаточно велика относительно длины волны и излучает хорошо, то нашизкочастотном краю диапазона наибольший размер антенны составляет лишь малую долю волны, и антенна излучает плохо.
Что касается изоляторов, являющихся неотъемлемой частью проволочных антенн и проволочных фидеров, то они по своим размерам соответствуют малой доле длины волны даже на высокочастотном участке диапазона. Общие подходы-к решению задачи разработки, мето дик расчетов электри-ческой прочности АФУ ДКМВ диапазона определяются основными свойствами объекта исследований. Разнообразие конструкций требует, чтобьг мето дики4 были универсальными, и должны, таким образом, основываться: на универсальных методах исследования.
Разработка методики анализа электрической прочности проволочных антенн ДКМВ диапазона
Как видим, результаты, полученные по известной и по рассматриваемой методикам, значительно расходятся. Это, впрочем, неудивительно, поскольку известная методика предполагает синусоидальное распределение тока, следовательно, вибратор должен быть бесконечно тонким. Однако на самом деле этот вибратор имеет значительную толщину (радиус 1/100 от длины волны), при которой в отсутствие диэлектрика активная часть полуволнового вибратора уже никак не может быть 73 Ом (см., например, [58]).
Вследствие большого расхождения в результатах проведенное сравнение не может служить подтверждением достоверности разрабатываемого способа расчета. Однако оно указывает на необходимость такой разработки, поскольку известный метод основывается на постулировании распределения токов, вследствие чего дает весьма неточный результат, что четко видно по входному сопротивлению для ег = 1 (первая строка таблицы 1.1). Для определения достоверности разрабатываемого способа нужны другие тестовые задачи, которые и будут представлены ниже.
Приведем далее некоторые соображения относительно выбора радиуса проводов сетки при численном электродинамическом моделировании изолятора. В рамках метода ОЭЦ взаимодействие между токами учитывается с помощью полных сопротивлений цепи: взаимных — для разных сегментов, собственных — в пределах самого сегмента. Величины этих сопротивлений зависят от радиуса проводов [36]. Следовательно, далеко не безразлично, при каком радиусе проводов сетки осуществляется моделирование изолятора.
Особенно важен правильный выбор диаметра провода при вычислении собственного сопротивления сегмента, и не только из-за того, что это сопротивление в большей степени зависит от радиуса провода, но и потому, что собственное сопротивление, вычисляемое в рамках ОЭЦ, значительно больше взаимных сопротивлений.
Представим себе, что при моделировании изолятора весь его объем разбит на малые параллелепипеды с квадратным основанием со стороной а и высотой /. Пусть ток течет параллельно высоте (речь идет, разумеется, о декартовой составляющей истинного тока). Реально в диэлектрике ток смещения и ток проводимости распределены в пределах малого объема равномерно, в данном случае -по сечению квадрата со стороной а. При моделировании сеткой провод сетки радиуса г проходит по оси параллелепипеда вдоль его высоты, и ток течет по цилиндрической поверхности этого провода. Чтобы сетка правильно отображала взаимодействие токов (по крайней мере, в пределах упомянутого элемента объема - параллелепипеда), нужно равенство собственных сопротивлений элемента объема длиной / при равномерном распределении тока по квадратному сечению со стороной а и при равномерном распределении тока по окружности поперечного сечения круглого провода радиуса г.
Величины этих сопротивлений будем находить в предположении малости элемента объема, т.е. / « X, а « X. При таких предположениях запаздывание электродинамического взаимодействия отсутствует, и величина собственного сопротивления элемента цепи характеризуется собственной индуктивностью [36]: Zcir = j(dLcir для круглого провода с поверхностным током и Zqua - j(aLqua для элемента объема квадратного сечения с объемным током. Здесь Z с соот ветствующими индексами - собственные сопротивления; со - круговая частота; L — индуктивности.
Для получения этого результата мы последовательно произвели замены переменных интегрирования z2 - ZI=XHZ2-/ = XH воспользовались значениями полученных интегралов из [100]. В (1.42) первые три члена не имеют особенностей и могут далее без помех численно интегрироваться, а четвертый член обра щается в бесконечность при стремлении d к нулю. Его также следует преобразовать. Обозначим q2 = (у2 - У\) , тогда:
Первое и последнее слагаемые в квадратных скобках дают нуль при стремлении q к нулю. Если это не заложено в самом трансляторе, то при составлении вычислительной программы необходимо организовать обходы, положив эти слагаемые равными нулю при малом q2. После этого выражение для В будет интегрироваться по_уі иу2 численно без затруднений.
На рис. 1.15 (сплошная кривая) приведены величины, вычисленные по (1.48) при опущенном множителе [І для длины /=1м. По оси абсцисс отложена величина стороны квадрата поперечного сечения, т.е. график, по существу, характеризует зависимость индуктивности нашего элементарного объема от отношения стороны поперечного сечения к длине. На этом же рисунке (пунктирная кривая) приведена аналогичная зависимость, рассчитанная по формуле (1.48) [41], справедливой для малых отношений стороны к длине: n/f,/ . і q 2к ln- + - . (1.50) \ а 2) При построении графика множитель \х здесь также опущен. Как видим, (1.50) дает значительную погрешность при больших отношениях а/1, которые
Разработка методики проектирования малогабаритных ДКМВ антенно-фидерных устройств, содержащих однородные и составные изоляторы
Как видно из приведенного выше, удельная мощность, рассеиваемая в материале изолятора, представляющем собою неидеальный диэлектрик, относительно мало-зависит от диаметра (площади поперечного сечения) изолятора. Максимальная удельная мощность, которая наблюдается-возле концов изолятора, уменьшается с увеличением диаметра; удельная мощность в средней части изолятора, наоборот, возрастает, что, впрочем, несущественно ввиду того, что она там мала (см. рис.2.2). По поперечному сечению удельная мощность распределена почти равномерно (см. почти полное совпадение кривых на рис.2.3). Мощность тепловых потерь на единицу длины изолятора существенно возрастает при увеличении поперечного сечения (см. рис.2.4).
Относительно небольшое увеличение максимальной удельной мощности при уменьшении поперечного сечения и существенное уменьшение мощности на единицу длины означают, что с точки зрения теплового пробоя изоляторы меньшего сечения выгоднее.
Действительно, у толстого изолятора условия охлаждения, хуже, а мощность больше. Очевидно, сечение изолятора должно быть минимально возможным и уменьшение размеров сечения должно ограничиваться соображениями Pud, Вт/м
На рис.2.5 показано распределение удельной мощности потерь в.материале изолятора по его длине. Сплошная кривая — D = 30 мм; єг.= 2,8; а = 2,8-10:5 С/м. Пунктир - D = 15 мм; ЕГ = 5,6; а = 2,8-10"5 С/м. Штриховая - ) = 15 мм; гг = 5,6; о = 1,4-10 5 С/м. К изолятору приложено напряжение 1000 В с/= 25 МГц. Удельная мощность в Вт/м , отсчет длины начинается от конца изолятора (от внутреннего края армировки) до середины в см. Размеры изолятора - см. рис.2 Л.
Эти тангенсы углов потерь соответственно составляют 3,6"10"3; 7,2-10"3; 0,0144 Из приведенных на рис.2.5; и 2.6 примеров следует, что распределение удельношмощности потерь по длине изолятора примерно одинаково зависит от его диаметра и от диэлектрической проницаемости его материала. Если бы это распределение зависело только от реактивного сопротивления изолятора, то следовало бы ожидать, что упомянутая эквивалентность была бы между ди X, CM электрической проницаемостью и площадью поперечного сечения изолятора, однако это не так. Очевидно, что на распределение удельной мощности влияет не только реактивная проводимость изолятора, но также и объем пространства, им занимаемый.
При реальных величинах параметров материала изолятора удельная мощность потерь прямо пропорциональна удельной проводимости (см. рис.2.7) и, соответственно, тангенсу угла потерь. Характер распределения удельной мощности по длине от удельной проводимости не зависит, а определяется только соотношением длины, диаметра и диэлектрической проницаемостью.
Заметим, что здесь приведены только примеры численных расчетов. На самом деле расчетов было выполнено гораздо больше. На основании отмеченных зависимостей оказалось возможным получить приближенное соотношение для расчета удельной мощности потерь в палочном изоляторе:
Разработка, практическая реализация и экспериментальные исследования передающего антенно-фидерного тракта адаптивной автоматизированной радиостанции
Оценим с этой точки зрения возможные способы расчета. В качестве тестовой задачи возьмем расчет поля на поверхности проводов двухпроводной симметричной линии (см. рис.2.18). Поскольку распределение токов в линии определяется методами теории цепей, на этом примере мы сможем контролировать достоверность и точность используемых нами численных электродинамических методов. Ко входу линии приложим напряжение 1000 В частотой 30 МГц.
Рассмотрим возможность использования способа определения поля при осевом представлении тока. Максимальная напряженность поля ожидается на поверхности проводов, поэтому там и будем ее вычислять. Условия для правильности определения поля элементарного вибратора [83, 84]: /«Л, и/«г, (2.16) где / - длина диполя, который можно считать элементарным; г - расстояние от середины диполя до точки наблюдения поля.
Первое из этих условий непременно выполняется, если распределение токов находится численным методом, использующим кусочно-постоянный базис; к таким методам относится, в частности, используемый в этой работе метод ОЭЦ. Второму условию можно удовлетворить, если взять достаточное число сегментов. Соответствующие величины приведены в таблице 2.3.
В первом столбце таблицы приведено число сегментов, на которое был разделен один провод линии. Такое большое число сегментов, разумеется, не требуется для определения распределения токов; оно взято, чтобы удовлетворить условию 1«г. Величины, характеризующие численно удовлетворение этому условию, приведены во втором и третьем столбцах. В третьем столбце Е\ = Ех +Еу +Е% , измеренной на расстоянии г от оси провода, равном радиусу провода, и на расстоянии А/4 = 1,5 м от конца линии, т.е. на 0,5 м от ее начала. В четвертом и пятом столбцах приведены затраты процессорного времени, характерные для расчетов электрической прочности проволочных конструкций: в четвертом — общее время, в пятом - время на расчет собственно напряженности поля в 30 точках по длине провода. Очевидно, что основное время расходуется на расчет амплитудно-фазового распределения тока по,4006 сегментам (для нижней строки таблицы: два провода линии по 2000 сегментов и по три сегмента в торцевых перемычках). Собственно расчет поля составляет малую долю, несмотря на то, что для каждой из 30 точек три компоненты поля суммируются от всех 4006 сегментов.
На рис.2.19 приведено распределение токов в проводе линии рис.2.18. По оси абсцисс отложен номер сегмента, считая от начала линии, в котором протекает соответствующий ток. Видно, что распределение токов вполне соответствует ожидаемому (отношение минимума и максимума и их положение).
Используя соотношения теории цепей из [58] и сравнивая результаты с полученными численно, обнаружим, что соответствие тех и других результатов как в части амплитуд токов, так и их фаз выполняется с высокой точностью. Следовательно, существенная погрешность может появиться только за счет методики вычисления собственно поля.
Из рассмотрения таблицы 2.3 можно было бы сделать вывод о том, что условия для точного определенияіполя выполняются. Действительно, значения напряженности поля при сильно отличающемся числе сегментов (следователь 114 но, при соответственно сильно отличающихся длинах диполей) отличаются друг от друга мало — в третьей значащей цифре. Такая точность вполне приемлема для всех практических применений. Однако настораживает большая величина рассчитанной напряженности - 22 кВ/см, что существенно выше считающейся допустимой. Кроме того, неправдоподобен ход кривой распределения напряженности поля по длине провода линии (рис.2.20). Действительно, минимум и максимум напряженности поля (рис.2.20) совпадают с минимумом и максимумом тока (рис.2.19), тогда как ожидается, что максимум напряженности поля должен был бы быть в максимуме напряжения, т.е. в минимуме тока. Для радиальной компоненты поля (рис.2.21) это так и есть. Однако радиальная компонента почти на три порядка меньше эффективного значения (рис.2.20). Следовательно, эффективное значение формируется почти полностью за счет тангенциальной компоненты, которая на поверхности идеального проводника должна быть равна нулю, а на поверхности реального металла должна быть очень малой. Приходится сделать вывод о том, что неверный расчет является следствием неадекватности расчетной модели реальной физической картине, т.е. приближение осевого тока здесь не допустимо. Очевидно, при определении границ применимости этой модели должно быть учтено еще одно условие rpr«r, где грг — радиус провода.
Рассчитаем теперь распределение поля по методике, разработанной автором.
Соответствующий график приведен на рис.2.22. Здесь мы видим, что максимум напряженности поля соответствует минимуму тока, как и следовало ожидать. Более того, точное значение напряженности поля при х = 0,5 м, равное 20,94 В/м, хорошо соответствует максимальной напряженности поля, найденной по [58]:
