полнения подстроечных элементов магнитных систем, а также конструкций их полюсных наконечников, обеспечивающих необходимую конфигурацию подмагничивающего поля в рабочем зазоре. Регулировка магнитного поля обычно производится путем изменения рабочего зазора (рис. -4.6,0!, б) либо дополнительного зазора (рис. 4.6,в, г, д). Первый способ конструктивно более простой, но, применяя его, необходимо иметь в виду следующее. Во-первых, наряду с регулировкой величины

Немагнитный материал Магниты

Рис. 4.6. Элементы магнитных систем

поля, меняется и его конфигурация в рабочем зазоре. Во-вторых (применительно к микрополосковым приборам), при перемещении регулировочного элемента над поверхностью феррита с полосковой схемой он влияет на электродинамические характеристики полосковой схемы. В некоторых случаях (см. § 3.6) действие обоих этих факторов (изменение магнитного поля и изменение электродинамических характеристик схемы прибора) дает положительный эффект. Следует заметить, что в этом случае для исключения роста вносимых потерь прибора 114

целесообразно серебрить поверхность магнита или полюсного наконечника.

При втором способе регулировки (рис. 4.6,в, г, д) конфигурация магнитного поля в зазоре системы остается неизменной. Конструкции, изображенные на рнс. 4.6,в, г, примерно равноценны. Выбор той или другой конструкции определяется требованиями к общей компоновке прибора. Конструкция, изображенная на рис. 4.6,с, при сравнительной простоте позволяет осуществлять регулировку подмагничивающего поля лищь в пределах 10 ... 20%.

Эффективную регулировку поля в зазоре позволяет производить конструкция, изображенная на рис. 4.6,е, в которой в качестве регулировочного элемента используется круглый цилиндрический магнит, намагниченный перпендикулярно его оси. Максимальный диапазон регулировки получается при повороте этого магнита на 180°. В одном случае его магнитодвижущая сила складывается с магнитодвижущей силой основного магнита, в другом - вычитается.

На рис. 4.6,ж представлена конструкция магнитной системы, у которой подстройка поля осуществляется с помощью перемещающегося шунта, а на рис. 4.6,з - конструкция, сочетающая регулировку магнитного поля в зазоре с возможностью создания местной концентрации поля в локальных областях ферритового вкладыша. Конструкция магнитной системы, представленной на рис. 4.6,и, создает равномерную по азимуту радиальную неоднородность магнитного поля. Оба перемещающихся независимых друг от друга элемента выполнены из магнитотвердого материала. Они могут быть намагничены в одном направлении или встречно. Системы, показанные на рис. 4.6,3,w, могут быть использованы в полосковых циркуляторах.

В магнитной системе с двумя рабочими пространствами, I и II (рис. 4.6,ас), дополнительные магниты, расположенные в середине системы, позволяют исключить составляющую подмагничивающего поля между / и . На рис. 4.6,л представлены различные конструктивные варианты полюсных наконечников, которые используются в магнитных системах развязывающих приборов для создания неоднородного поля в зазоре. Конструкции / и позволяют при определенных размерах сделать структуру поля в зазоре более однородной либо полу-

чить увеличение поля по мере удаления от центра полюсного наконечника. Конструкция / используется при необходимости создания повышенной концентрации подмагничивающего поля в центральной области. Конструкция IV обеспечивает неоднородное поле в поперечном сечении рабочего зазора системы, а конструкция V - в продольном.

5, Особенности конструирования развязывающих приборов высокого уровня мощности

Режим работы ферритовых развязывающих приборов СВЧ на высоких уровнях мощности качественно отличается от режима работы на низком уровне. Об этом свидетельствуют следующие факторы.

1. Разогрев ферритовых вкладышей за счет поглощаемой ими электромагнитной энергии. Увеличение температуры ферритовых вкладышей приводит к уменьшению намагниченности насыщения феррита, что вызывает расстройку развязывающих приборов по частоте и ухудшение их параметров в заданном диапазоне рабочих частот. Чрезмерный разогрев- ферритовых вкладышей может привести к возникновению теплового пробоя *>, который обычно вызывает разрушение вкладыша и выход прибора из строя.

2. Возможность возникновения электрического пробоя, который ухудшает согласование прибора и сопровождается при его развитии дополнительными потерями. Он может перейти в тепловой и привести к необратимым явлениям.

3. Возникновение дополнительных потерь, обусловленных нелинейным поглощением.

Если первый фактор более ярко проявляется при высоких уровнях средней мощности, то второй и третий - при высоких уровнях импульсной мощности, когда амплитуды электрической и магнитной составляющей электромагнитного поля имеют большую величину.

Для того чтобы перечисленные выше факторы не при-

Тепловой пробой возникает в том месте ферритового вкладыша, где в единицу времени выделяется тепла больше, чем отводится.

водили К значительному ухудшению параметров и характеристик развязывающих приборов высокого уровня мощности, при их конструировании и изготовлении приходится принимать специальные меры по ликвидации, уменьшению нежелательных явлений или же по компенсации их воздействия на параметры и характеристики прибора. Поэтому конструкции развязывающих приборов высокого уровня мощности имеют свою специфику.

5.1. Конструктивные и технологические меры по обеспечению теплового режима и электрической прочности

Для обеспечения качественной работы ферритовых развязывающих приборов на высоком уровне мощности их ферритовые вкладыши должны удовлетворять следующим требованиям:

- иметь минимальные магнитные и диэлектрические потери при прямом прохождении волны (Lnp или Lbh). Для этого желательно использовать ферритовые материалы, имеющие tg6e<10-3 и б<0,1 (малую величину АЯ);

- обладать, по возможности, более высокой температурой Кюри и слабой зависимостью намагниченности насыщения от температуры;

- иметь однородную структуру, высокую плотность (до 99%) и малый размер зерна (около 1 мкм) для обеспечения большой величины АЯ;

- обладать максимально возможным значением коэффициента теплопроводности Яф;

- иметь хороший тепловой контакт с металлической арматурой прибора;

- не иметь острых кромок, создающих концентрации СВЧ электрического поля;

- иметь сравнительно небольшую протяженность во избежание среза слоя, соединяющего ферритовые вкладыши с арматурой прибора, что может произойти вследствие термических напряжений.

На сегодняшний день этим требованиям лучшим образом удовлетворяют вкладыши, изготовленные из ферритов со структурой граната методом горячего прессования и прошедшие соответствующую механическую обработку (шлифовка плоскостей, скругление кромок вкла-

дыша), а также хорошо припаянные или приклеенные к арматуре прибора.

Одной из сложностей создания ферритовых развязывающих приборов высокого уровня мощности являются низкие значения коэффициентов теплопроводности разработанных марок ферритов (Яф= =2, 3 ... 6, 7 Вт/(м.К), см. табл. 1.2). Это затрудняет теплоотвод из толщи ферритовых вкладышей и поэтому накладывает ограничение на значение их толщины {п или h<\0 мм). Основная часть тепла, выаеляющегося в ферритовых вкладышах, отводится в окружающее пространство через их поверхность, контактирующую с арматурой прибора. Поэтому для тепловых расчетов можно использовать модель в виде тонкой бесконечно протяженной стенки с односторонним теплоотводом (рис. 5.1). Распределение внутренних источников тепла интенсивностью q можно считать равномерным по объему стенки (вкладыша). Перепад температуры At между максимальной температурой стенки tc2 И температурой окружающего пространства окр определяется выражением [42]

Рис. 5.1. Ферритовая стенка с внутренними источниками тепла

а - коэффициент теплоотдачи

-Гпкр- 2 [ Лф

(5.1)

где q=n/V; П - мощность, поглощенная в ферритовых вкладышах, Вт; У-их объем, м.

Из выражения (5.1) видно, что при заданных д, h, Яф и /окр величина /с2 однозначно определяется коэффициентом теплоотдачи а*\ Расчет а для конкретных конструкций производится с помощью критериальных уравнений [42, 43]. Так, для случая приборов, выполненных в металлических протяженных корпусах (волноводах), при свободном движении воздуха вокруг них величина а лежит в пределах 3...10 Вт/(м-К). При этом уже при мощностях около 100 Вт, поглощаемых в феррито-

Здесь и далее под а понимается его эффективное значение, определяющее величину теплосъема.

ВЫХ вкладышах, перепад температур At=tci-/окр (рис. 5.1) составляет 80 К и более. Поэтому при больших значениях поглощаемой мощности необходимо обеспечивать большие значения коэффициента теплоотдачи а.

Увеличить а в несколько раз можно, используя воздушные реберные радиаторы. Подробный расчет радиаторов приведен в [44]. Если радиатор обдувать воздухом, то значение коэффициента теплоотдачи можно увеличить до а= 100...400 Вт/(м-К)- Дальнейшее увеличение а до 500..; 1500 Вт/(м-К) и более можно получить только путем применения систем принудительного жидкостного охлаждения. Следует заметить, что при расчетах по выражению (5.1) при больших значениях а членом 2/а в скобках можно пренебречь.

Обычно при тепловых расчетах пользуются следующим уравнением:

Qi=Q2+-Q3, (5.2)

где Qi=n, Вт - тепло, выделяющееся в ферритовых вкладышах; Q2=aF{tci-/окр) -тепло, отводимое частью арматуры, контактирующей с ферритовыми вкладышами; F - площадь этой части поверхности арматуры; Qs - тепло, отводимое остальной частью арматуры.

Величина Qs для случая, когда развязывающий прибор выполнен в прямоугольном волноводе с поперечными размерами аХб (в метрах), определяется приближенно [43]

Q, 2,8 {а + bf (ab)- (/,. - / ,)

(5.3)

где ?оа - коэффициент теплопроводности материала волновода (металлической арматуры); / - площадь поперечного сечения стенок волновода.

Подставляя в (5.2) выражения для Q2 и Q3, получаем зависимость величины Af от П для рассматриваемого случая. Максимальная температура феррита

/,2=/окр+А/Ч-Д/

где Af=tc2-tc\.

При выводе приведенных соотношений считалось, что ферритовые вкладыши имеют идеальный тепловой контакт с арматурой прибора. Это справедливо, если теплопроводность слоя, соединяющего феррит с арматурой, того же порядка, что и теплопроводность арматуры.