Д. Г. РАЙЦЫН
ЭЛЕКТРИЧЕСКАЯ ПРОЧНОСТЬ
СВЧ УСТРОЙСТВ
Москва «Советское радио» 1977

УДК 621.372.81
Райцын Д. Г. Электрическая прочность СВЧ устройств. М.,
«Сов. радио», 1977, 168 с.
Дается систематическое изложение вопросов, связанных с
разработкой СВЧ систем высокого уровня импульсной мощности.
Рассматриваются условия возникновения и развития пробоя в
конкретных волноводно-коаксиальных устройствах и трактах. Приводятся
данные экспериментального исследования электрической прочности
большого числа СВЧ устройств широкого применения.
Анализируется зависимость электрической прочности от характера
неоднородности узла. Излагается методика приближенного расчета
электрической прочности узлов и способы ее повышения.
Книга предназначена для инженерно-технических работников,
занимающихся разработкой и эксплуатацией СВЧ систем, а также
для студентов соответствующих радиотехнических специальностей.
Рис. 59, табл. 22, библ. 143 назв.
Редакция литературы по вопросам космической
радиоэлектроники
30404-075
046(01)-77 2l"77
Издательство «Советское радио», 1977.

Предисловие
Характерной чертой развития современных СВЧ
систем является интенсивный рост их энергетического
потенциала. Увеличение мощности генераторов и
усложнение условий эксплуатации часто приводит к тому, что
системы начинают работать в предельно допустимом
режиме. В таких случаях работоспособность системы
определяется ее электрической прочностью. Даже
случайный единичный пробой в тракте, если он и не
приводит к необратимым дефектам в СВЧ системе, может
явиться причиной пропуска импульсов, нарушения
спектра излучения и привести к сбоям. Обеспечение
электрической прочности становится одной из основных
проблем надежности многих разрабатываемых СВЧ систем
Электрическая прочность СВЧ устройств содержит
широкий круг вопросов, изучение которых интенсивно
велось последние два десятилетия. Большую работу
в этой области проделали советские ученые. А. Д. Амчи-
славский, Н. И. Баскаков, А. С. Батанов, П. С. Булкин,
В. Е. Голант, Э. Н. Каплан, Е. С. Кухаркин, В. П.
Сазонов, Б. В. Сестрорецкий, Г. С. Солнцев и др. Однако
не все вопросы оказались изученными в равной степени.
Наиболее детально исследованы физические процессы
СВЧ разряда. Этому направлению посвящена большая
часть публикаций [1—2], среди которых есть
фундаментальные.
Значительно меньше исследованы вопросы
прикладного характера, представляющие особый интерес для
разработчиков систем. Работы этого направления
посвящены отдельным задачам, результаты их, как
правило, носят частный характер. Единственная в своем
роде монография [3] представляет собой первый шаг
в систематическом рассмотрении СВЧ электрической
прочности и излагает результаты исследований физики
СВЧ разряда и разработки некоторых СВЧ устройств.
Усложнение проектируемых систем и требований
к ним выдвигает задачи предварительной оценки
вероятных параметров системы и выбора соответствующих
мер по обеспечению ее высокой надежности. Однако
3

разработчики СВЧ систем до сих пор не располагают
достаточными данными для всестороннего рассмотрения
этих задач. Ограничены сведения о характеристиках
устройств и трактов высокого уровня мощности, нет
рекомендаций по их рациональному проектированию.
Разрозненные в периодической печати данные из-за
отсутствия единого подхода к методике исследований и
оценке их результатов зачастую оказывались
взаимонесвязанными и противоречивыми.
Задача настоящей книги, продолжающей
направление вышеупомянутой работы [3], — представить новые
материалы по исследованию СВЧ электрической
прочности и на основе их обобщения дать рекомендации по
проектированию СВЧ систем высокого уровня
мощности Поэтому в книге рассматриваются следующие
вопросы: разрядообразование в реальных СВЧ
устройствах, анализ электрической прочности типовых
устройств, метод инженерного расчета и
экспериментального исследования электрической прочности СВЧ
устройств, а также некоторые пути обеспечения
электрической прочности сложных СВЧ систем Вопросы,
изложенные в других специальных работах, здесь не
рассматриваются или упоминаются кратко в объеме,
необходимом для последовательного изложения
материала Детально ознакомиться с ними читатель сможет,
пользуясь приводимым в конце книги обширным
списком литературы.
Книга предназначена для инженерно-технических
работников, занимающихся проектированием СВЧ
систем высокого уровня мощности, и может быть полезна
студентам соответствующих радиотехнических
специальностей.
Автор выражает признательность своим коллегам по
профессии, не упомянутым здесь, чей опыт работы
помог появиться настоящей книге При окончательной
подготовке рукописи автор с благодарностью
воспользовался замечаниями и советами рецензентов —
кандидатов техн. наук С. И. Баскакова и Л. Г. Малорацкого.

Глава 1
ОБЩИЕ ВОПРОСЫ ЭЛЕКТРИЧЕСКОЙ ПРОЧНОСТИ СВЧ
УСТРОЙСТВ
Необходимость улучшения технических данных
современных СВЧ систем (увеличение дальности действия,
повышение помехозащищенности, комплексирование
выполняемых функций и пр.) приводит к неуклонному
росту их энергетического потенциала В то же время
СВЧ системы становятся все более сложными. Это
предопределяется уровнем СВЧ техники, который
позволяет создать множество самых разнообразных устройств,
способных выполнять функции коммутации и
циркуляции СВЧ энергии, суммирования и деления, усиления и
ограничения и т. п. Поэтому, если ранее решение
большого числа тактических и технических задач
достигалось четким разделением системы на самостоятельные
функциональные цепи, то для современной аппаратуры
характерной является тенденция совмещения функций
и применения сложных оперативных устройств.
Это обстоятельство в первую очередь отражается на
передающих волноводно-фидерных трактах, которые
становятся все более разветвленными и насыщенными.
Так, например, тракты наземных стационарных СВЧ
систем содержат волноводы общей протяженностью
в несколько сотен метров и десятки самых
разнообразных устройств. Тракты бортовых СВЧ систем более
компактны, но насыщены большим числом подвижных,
коммутационных и других сложных устройств и
работают в тяжелых климатических и механических
условиях. В то же время радиотехническая система должна
удовлетворять требованиям высокой надежности.
Поэтому требование электрической прочности для систем
является одним из определяющих. Это требование кри-
1ПЧНО не только для систем высокого уровня мощности,
но и для систем относительно невысокого уровня
мощности в определенных условиях (например, при низком
давлении).
5

1.1. Современное состояние разработки СВЧ систем
высокого уровня мощности
Значительным числом работ по исследованию свойств
и особенностей СВЧ разряда [1—21] создана стройная
теория, описывающая природу и основные
закономерности СВЧ разрядных процессов. Достаточно полно эти
данные обобщены в [3].
Трудности электродинамического анализа сложных
СВЧ устройств ограничивали возможности расчета
электрической прочности, поэтому этот путь был
использован лишь в приложении к некоторым типам
регулярным линий [3, 23, 25—33] и простейших волноводно-
фидерных элементов [29, 30, 31, 35].
Основным направлением определения электрической
прочности остался экспериментальный метод. Однако
отсутствие единой методики экспериментального
исследования привело к тому, что результаты аналогичных
исследований различных авторов не соответствуют,
а иногда и противоречат друг другу.
Первые работы по исследованию электрической
прочности волноводных элементов [19, 26, 35, 37, 38],
использовавшие произвольную методику, дали
различные результаты.
Электрическая прочность регулярного
прямоугольного волновода была исследована рядом авторов [19, 35,
37, 39, 40, 44 и др.]. Исследования велись в основном
с целью определения величины пробивной мощности и
выяснения зависимости ее от давления. На рис. 1.1,а
представлены эти результаты. Как видно из рисунка,
в оценке зависимости пробивной мощности от давления
наблюдались значительные расхождения. Различие
в результатах может привести к ошибкам в
определении РПр в три раза и более. Последующие исследования
регулярного волновода [1, 25 и др.], выполненные
с помощью более совершенной методики, позволили
внести ясность в этот вопрос. Так, исследования
Н. И. Баскаковым прямоугольных волноводов
соответствующих стандартов в 2-, 3- и 10-см диапазонах длин
волн показали, что для регулярного волновода
независимо от его размера и диапазона частот зависимость
пробивной мощности от давления описывается функцией
вида Pnp=F(p3^2). Эти данные, подтвержденные более
поздними работами [1, 41 и др.], показали, что
наблюдавшееся расхождение в опубликованных результатах
6

8-10* р,Пп
600 pfMMpm.cm.
кВт
200
100
80
60
30
25
100 150 200 250 300 WO 500 p, мм pm.cm.
Па
2-
/
/
4
У
/
/
&
HO* /
1/
' A
ГУ*
8-10*
6 8 10 15 20 25
6 p, дюймы рт. cm.
Рис. 1.1. Зависимость пробивной мощности от давления по данным
|кшп1чиых авторов для регулярного волновода (а) [19, 35, 37, 39,
40, 44] и для направленных ответвителей (б) [37].
7

объяснялось, по-видимому, методическими ошибками
экспериментов.
Были проведены исследования электрической
прочности некоторых волноводных элементов. Испытывались
несколько видов элементарных неоднородностей
емкостного и индуктивного характера [3, 38, 43, 70],
несколько отверстий связи по узкой и широкой стенкам
волновода, несколько типов переходов от прямоугольного
к круглому волноводу, переключатели роторного типа,
диэлектрические фазовращатели [35, 37, 43, 44, 75].
Цель большинства упомянутых работ заключалась
в определении величины пробивной мощности элемента
или в выяснении влияния некоторых факторов, таких
как давление или вид газа.
Начало систематическим работам в этой области
положили исследования [37, 38], в которых была
определена пробивная мощность для нескольких типов
элементарных волноводных неоднородностей.
Исследовались индуктивные и емкостные диафрагмы, ступеньки,
полоски, стержни Установлено, что пробой возникал либо на
неоднородности (для емкостного характера неоднородности), как
предполагалось, из-за искажения электрического поля, либо в
передающей линии на ближайшей в сторону генератора пучности (для
индуктивного характера неоднородности), как предполагалось, из-за
рассогласований, вызванных отражениями от неоднородности.
Авторами высказывалось предположение, что подобное различие в
возникновении разряда определяется характером неоднородностей и
может быть использовано для их классификации. Однако
ошибочность подобной точки зрения очевидна Действительно, если иметь
в виду электрическую прочность элемента (а имеется в виду именно
это), то ясно, что пробой передающей линии, вызванный
отражениями от элемента, не характеризует величину пробивной мощности
собственно элемента. Пробой на неоднородности определяется
только максимальной напряженностью в ее области, и с точки зрения
пробоя различия между волноводными элементами не существует
Результаты, полученные для индуктивных неоднородностей,
электрическую прочность элементов не характеризовали, они соответствовали
пробою рассогласованного волновода.
Исследованные в [37, 38] элементы включают
несколько волноводных направленных ответвителей,
волноводных изгибов, тройников и фланцевых сочленений.
В этих же работах были определены зависимости
пробивной мощности от давления — Рщ*(р)—для
исследованных элементов. Полученные результаты (рис. 1.1,6)
позволили авторам заключить, что элементы,
электрические структуры которых подобны, будут иметь
приблизительно одинаковый характер зависимости мощ-
8

ности от давления, что дает основание для
классификации элементов. На рисунке обозначено: / — стандартный
волновод, 2 — шлейфовый ответвитель, 3 —
крестообразный ответвитель (связь параллельными щелями), 4 —
крестообразный ответвитель (связь поперечными
щелями), 5 — ответвитель типа «Швингера».
Обращает на себя внимание то, что рис. 1.1,6
представляет собой зависимость
Рщ>=Вр\ (1.1)
где В — размерный коэффициент, а «наклон» прямых,
о котором говорит Hart [38] — это постоянная b
соотношения (1.1), которую он хотел бы использовать в
качестве параметра классификации устройств. Для
исследованных волноводных элементов «наклон» прямых
имел значения от 1,3 до 2,2, и для аналогичных
волноводных элементов при желании можно было увидеть
приближенное совпадение этого параметра. Например,
для одного типа направленных ответвителей его
величина равнялась 1,3... 1,4, для другого типа 6=1,6 и т. д.
Однако более тщательное рассмотрение этих
результатов и сопоставление с результатами других работ
вызывает сомнение в справедливости подобных выводов.
Действительно, полученная автором [38] для
регулярного волновода величина постоянной Ь=2,2 отличается
от результатов других авторов почти настолько (&=
=1,5 ... 2), насколько отличаются определенные
постоянные Ь для исследованных им элементов. Другая работа
[37] содержит для волновода два различных значения
5=2,2 и 1,87. Более поздние исследования прочности
некоторых элементарных неоднородностей
сосредоточенного характера (с линейными размерами много
меньше \) в виде емкостного штыря и отверстия в стенке
волновода показали, что для простых сосредоточенных
неоднородностей характер зависимости Рлр(р) один и
тот же и (независимо от вида неоднородности) описы-
иается той же функцией РпР=/7 (рзу2), что и для
регулярного волновода.
Результаты [44] сомнительны потому, что для
неоднородностей одного характера (емкостный штырь
различных размеров) они дали различный вид зависимости
Рпр(р)- Измеренная там же Рпр для регулярного
волновода оказалась завышенной по сравнению с расчетной.
Эти несоответствия, а также большой разброс данных
9

являются, по-видимому, результатом несовершенства
методики эксперимента
Таким образом, результаты исследования
электрической прочности волноводных элементов весьма
ограничены, носят частный характер, не обобщены, зачастую
не сравнимы и противоречивы. Исключение составляют
упомянутые работы Н. И. Баскакова, в которых
исследованы прочность регулярных прямоугольных
волноводов и некоторых простых сосредоточенных волноводных
неоднородностей в виде емкостного штыря и круглого
отверстия в стенке волновода.
Электрическая прочность коаксиальных и
полосковых элементов представляет собой наименее
исследованный вопрос СВЧ техники. Весьма ограниченное
число работ [3, 35] было посвящено определению
пробивной мощности нескольких частных размеров
коаксиальной линии.
В работе [13] для регулярной коаксиальной линии
с размерами 10,4/3,7 мм получены результаты, далеко
не соответствующие расчетным. Результаты работы
[35], в которой исследовались коаксиальные линии
с размерами 21,8/9,37 и 15,6/6,25 мм, показали, что
металлические изоляторы снижают пробивную
мощность коаксиальной линии в 2,6 раза, а диэлектрические
опорные шайбы1 — в 12 раз. Это позволило авторам
[35], приняв 2,5-кратный запас, рекомендовать для
определения рабочих уровней мощности коэффициенты
нагрузки2 для коаксиальной линии с металлическими
опорами Лн=6 и для коаксиальной линии с
диэлектрическими опорами Кн^ЗО. Эти цифры были приняты
даже в качестве обязательных в некоторых руководящих
технических материалах по проектированию
коаксиальных трактов, выборе размеров коаксиальной линии,
опор и т. п.
Ограничены и имеющиеся сведения по электрической
прочности коаксиальных и полосковых элементов
Относительно невысокие уровни мощности применяемых
ранее коаксиальных (полосковых) систем и относительная
простота их позволяли выбирать размеры таким обра-
1 По-видимом>, в [35] имелись в виду разрезные шайбы,
склеенные из двух половин
2 Под коэффициентом нагрузки К* подразумевалась величина,
обратная отношению рекомендуемого уровня рабочей мощности
к максимально допустимой (пробивной) для регулярной линии.
10

зом, чтобы обеспечивались достаточные запасы
электрической прочности. Однако повышение уровней мощности
и усложнение коаксиальных систем в настоящее время
затрудняет столь простой способ решения вопроса.
Исследования электрической прочности антенн
ограничивались в основном рассмотрением нескольких типов
вибраторных и щелевых антенн [42, 46, 48—50].
Наряду с электрической прочностью элементов
электрическая прочность трактов также является вопросом
надежности работы систем высокого уровня мощности.
В большинстве случаев этот вопрос решался
упрощенно: применялась любая из известных мер повышения
электрической прочности, чтобы поднять пробивную
мощность самого слабого элемента тракта до
требуемого уровня. В то же время из практики известны случаи,
когда подобное решение не обеспечивало требуемой
надежности. Оказывалось, что тракт, состоящий из
элементов, обладающих требуемым запасом,
соответствующей прочности не имел.
Повышение электрической прочности СВЧ устройств
и трактов является одним из основных вопросов
проектирования систем высокого уровня мощности. Известно
несколько способов повышения электрической
прочности. Простейшим, на первый взгляд, является способ
увеличения площади поперечного сечения применяемых
линий передачи. Такой способ передачи большой
мощности с помощью волноводов увеличенных размеров
[51—55, 120] известен и находит применение.
Например, для передачи колебаний 3-см диапазона
применялись волноводы сечением 72X34, для передачи
колебаний миллиметрового диапазона — волноводы 23X10 мм.
Недостатком этого способа является опасность
возникновения высших типов колебаний в областях неоднород-
ностей тракта. Высшие типы приводят к резонансным
явлениям и могут понизить электрическую прочность,
поэтому необходимым условием является фильтрация
нежелательных типов колебаний. Однако достоинство
способа заключается в конструктивной простоте
разрабатываемых устройств. Хотя этот способ еще не
получил широкого применения, он является одним из
перспективных.
Другой способ повышения пробивной мощности
передающей линии — повышение электрической прочности
заполняющего линию диэлектрика. Практически это за-
11

ключается в заполнении линии (или элемента)
диэлектриком с £Пр, большим, чем у воздуха. Для этой цели
применяются газообразные, жидкие или твердые
диэлектрики.
Электрическая прочность всех твердых
высокочастотных диэлектриков выше, чем у воздуха. Однако
широкому применению их мешает целый ряд ограничений.
Первое определяется не столько электрической
прочностью, сколько нагревом на СВЧ за счет
диэлектрических потерь. Исследования [66] показали, что нагрев
даже такого хорошего СВЧ диэлектрика, как
фторопласт, в 3-см диапазоне ограничивает величину
передаваемой мощности уровнем, соответствующим
волноводу, заполненному воздухом. Второе ограничение
определяется необходимостью исключить воздушный зазор
между диэлектриком и стенками волновода. Любой
зазор, величина которого больше средней длины
свободного пробега электрона, создает опасность пробоя.
А так как длина свободного пробега электрона при
атмосферном давлении составляет 10~5 см, то
практически всегда имеется зазор на порядок выше указанной
величины. Наличие воздушного зазора, например,
между диэлектрической шайбой и проводниками
коаксиального волновода уменьшает допустимую мощность
в е2 раз [35]. И, наконец, трудности технологического
характера, различие температурных коэффициентов
расширения диэлектрика и металла и т. п. позволяют
рекомендовать твердые диэлектрики для повышения
электрической прочности в исключительных случаях.
Применение жидких диэлектриков для повышения
электрической прочности [57—62] имеет преимущество
с конструктивной точки зрения: в любом случае
получается идеальное заполнение волноводной системы
диэлектриком, который может быть одновременно
использован в качестве хладоагента для охлаждения и др.
Для этой цели могут быть использованы несколько
диэлектриков [59], пробивная напряженность которых
равна 150... 180 кВ/см. Недостатком способа является
неизбежное усложнение конструкции устройства и
ограничение из-за наличия пороговых величин
напряженности электрического поля £Пор, выше которой в
диэлектрике резко возрастают потери. Несмотря на все это,
в некоторых случаях данный способ может оказаться
оптимальным.
12

Наконец с этой же целью можно применять
газообразные [44, 56, 67] диэлектрики с повышенной
электрической прочностью. Этот способ нашел наибольшее
распространение. В табл. 1 приведена относительная
электрическая прочность1 некоторых газов [67].
Таблица 1
Относительная электрическая прочность некоторых газов
Газ
Относительная
электрическая
прочность
N2
1,0
СС14
6,3
CC12F2
2,4...2,5
SF6
2,3...2,5
СО2
0,9
Помимо электрической прочности, при выборе
газового диэлектрика следует принимать во внимание и
другие его качества, а именно:
1) газ должен быть инертен по отношению к
материалам, используемым в системе, и безвреден в
биологическом отношении;
2) иметь небольшую диссоциацию;
3) обладать высокой теплопроводностью;
4) быть дешевым и доступным.
Наибольший выигрыш в электрической прочности
дает ССЦ, но под действием электрических разрядов он
разлагается на углерод, образующий проводящие
отложения на поверхности твердых изоляторов, и хлор,
вызывающий коррозию. Наиболее подходящими являются
фреон CCI2F2 и элегаз SF6. Электрическая прочность их
почти одинакова и в 2,5 раза выше, чем у воздуха, но
упругость паров фреона при 20°С около 6 атм
(0,6 МПа), что является существенным ограничением
(у элегаза около 20 атм (2 МПа)).
Работа А. Д. Амчиславского по исследованию
возможностей элегаза на СВЧ положила начало широкому
применению элегаза для увеличения электрической
прочности волноводных систем. Однако здесь имеется
много неясных вопросов. Нет достоверных сведений
1 Относительная электрическая прочность равна отношению
пробивного напряжения газа к пробивному напряжению азота У азота
пробивное напряжение в 1,1 раза меньше, чем у воздуха.
13

о величине упрочнения, которую может обеспечить эле-
газ в большинстве практических случаев. Величина
относительной электрической прочности, приведенная
в табл. 1, получена в исследованиях на низкой частоте и
в однородном поле. Данные, приводимые для СВЧ, дают
самые разнообразные величины упрочнения по мощности
от 2 до 15 раз. Неопределенность полученных
результатов усугублялась тем, что измерения проводились с
различными формами неоднородных волноводных структур,
что не позволяет сделать сколь-нибудь обоснованных
обобщений. Единственный общий вывод, к которому
пришли все, исследовавшие этот вопрос, заключается
в том, что в некоторых случаях выигрыш, получаемый
с помощью элегаза, может быть неожиданно малым.
Точная величина его подлежала экспериментальному
определению. Отсутствуют также систематические
сведения в этой области о зависимости упрочнения от
процентного содержания элегаза в случае использования
его в смеси с другим газом. В последнее время
опубликованы некоторые результаты исследования
электрической прочности регулярных прямоугольных волноводов
с элегазом в сантиметровом диапазоне. Для линий иного
типа, волноводно-коаксиальных элементов, а также
других диапазонов таких данных нет.
Наконец, для увеличения пробивной напряженности
газового диэлектрика, заполняющего волновод, можно
воспользоваться повышением давления газа. Это дает
возможность повышать электрическую прочность
систем, даже заполненных воздухом, и является самым
простым и поэтому наиболее распространенным
способом. Однако его эффективному применению
препятствует отсутствие необходимых сведений о зависимостях,
характеризующих этот способ. Основная
характеристическая зависимость пробивной мощности от давления
определяется разными авторами по-разному: так, в [19]
она описывается соотношением Pnp=F(pb)y где fe=l ...2;
в [36] эта зависимость соответствует Ь=4/3; а в [40] —
Ь=3/2 и т. д. Неизвестен вид этой зависимости в случае
заполнения волновода не воздухом, а другими газами
или их смесями. Имеющиеся данные ограничивались
в основном сантиметровым диапазоном, не затрагивая
дециметровый и миллиметровый диапазоны волн.
Совершенно не были исследованы коаксиальные и полоско-
вые линии и элементы.
14

1.2. Основные понятия
Электрическая прочность характеризует способность
СВЧ устройств к работе на высоком уровне мощности
и определяется предельной величиной напряженности
электрического поля, превышение которой приводит
к пробою.
В импульсном режиме работы с короткими
импульсами и для устройств, не содержащих поглощающих
элементов, указанное состояние соответствует
возникновению электрического разряда в области максимальной
напряженности. Это явление так называемого
электрического пробоя. При работе в режиме немодулирован-
ных колебаний и для устройств, содержащих элементы
с потерями (феррит, диэлектрик и т. п.), указанное
состояние приводит к резкому возрастанию температуры
в диэлектрике и к структурным изменениям и дефектам
его. Это явление так называемого теплового пробоя.
Предельная напряженность электрического поля,
соответствующая возникновению пробоя, называется
пробивной напряженностью — £Пр. Иногда эту величину
называют разрядной напряженностью.
Соответствующая величина мощности называется
пробивной мощностью — Рщ>. Величина пробивной
мощности относится к мощности падающей волны на входе
устройства и определяется для нормальных условий.
На практике для характеристики электрической
прочности устройства часто пользуются величиной
относительной пробивной мощности1 Я'щ>, равной отношению
пробивной мощности устройства Рпрустр к пробивной
мощности регулярной линии Рпррег, соединяющей
устройство с генератором:
Р пр=*пр устр//пр per- (1-2)
Эта величина удобна для сравнения однотипных
устройств и для расчета электрической прочности
тракта в комплексе.
Для обеспечения необходимой надежности
аппаратуры максимальный уровень рабочей мощности Pp макс
должен быть меньше величины пробивной мощности РПр.
Это условие можно характеризовать коэффициентом
1 Здесь и далее величину относительной пробивной мощности
отн будем обозначать /"пр.
15

запаса электрической прочности /Сзап, равным
отношению пробивной мощности к рабочей, т. е.
Азап==^» пр/-» р макс* l**^/
Величина /Сзап выбирается произвольно, чаще
порядка 2... 4. Реальный /Сзап определяется с учетом
эксплуатационных факторов (давления, температуры и пр.),
влияющих на условия возникновения пробоя. Влияние
этих факторов эквивалентно снижению пробивной
мощности устройства или повышению рабочей мощности К
Если с учетом этих факторов /Сзап оказывается
меньше заданной величины, то необходимы меры по
повышению электрической прочности устройства или тракта
в целом.
Вопрос электрической прочности тракта требует
особого внимания. Конкретные условия эксплуатации
системы (внешние факторы), режимы работы
(возможные коммутации в тракте и т. п.), параметры комплекса
(рассогласование, потери и др.), возможное качество
сборки тракта — все это должно быть учтено при
определении ожидаемого /Сзап тракта в целом. В случае
необходимости применяются специальные способы
повышения электрической прочности тракта, такие как
герметизация и наддув, газонаполнение и др.
1.3. Особенности разработки СВЧ устройств
высокого уровня мощности
Разработка систем с высокой электрической
прочностью в общем случае сводится к проектированию
оптимальной конструкции устройств, удовлетворяющих
требованиям надежной работы на заданных уровнях
мощности в заданных условиях.
Эта работа состоит из следующих этапов:
1) выбор типа и конструктивного варианта устройств;
2) расчет электрической прочности или
ориентировочная оценка ее сравнением с известными аналогами;
3) экспериментальное исследование образцов на
высоком уровне мощности (ВУМ) в нормальных и
предельных эксплуатационных условиях для определения
1 Следует обратить внимание и на то обстоятельство, что
технические условия на источники СВЧ энергии регламентируют
минимальный уровень генерируемой мощности.
16

величин пробивной мощности и электрически слабых
мест;
4) доработка устройств по требуемым параметрам;
5) оценка электрической прочности тракта в целом.
Выполнение этой работы требует знания или
возможности определения основных электропрочностных
характеристик разрабатываемого объекта.
Рассмотрение состояния вопроса электрической
прочности волноводно-коаксиальных элементов и трактов
показывает, что в настоящее время не имеется
достаточного материала об электрической прочности наиболее
типичных устройств ВУМ и достаточных данных об
особенностях работы сложного волноводного тракта ВУМ
и способах повышения его электрической прочности.
Имеющиеся данные в основном относятся к
сантиметровому диапазону, для дециметрового и миллиметрового
диапазонов волн подобные материалы отсутствуют.
Кроме того, ни один из электрических параметров СВЧ
устройств не зависит, пожалуй, в такой степени от
внешних условий, как электрическая прочность. Это, а также
сложность теоретического анализа электрической
прочности реальных устройств определяет необходимость
большого объема экспериментального обследования
разрабатываемых конструкций. В то же время отсутствует
простая методика, которая позволяла бы с помощью
несложного оборудования получать необходимую и
достоверную информацию для устройств различного типа и
диапазонов.
Исходя из этого, в данной книге обобщаются
сведения по следующим основным вопросам:
1) исследование электрической прочности типовых
волноводно-коаксиальных устройств общего применения;
2) определение критерия электрической прочности
СВЧ устройств и метода его инженерного расчета;
3) разработка простой и универсальной методики
жепериментального исследования электрической
прочности с целью применения ее для устройств различного
характера и диапазонов частот;
4) рассмотрение особенностей работы сложного трак-
|,| ВУМ и способов повышения его электрической
прочности.
.'-145 17

1.4. Методы расчета и экспериментального исследования
электрической прочности устройств
Расчет электрической прочности СВЧ устройства,
который сводится к определению величины пробивной
мощности, представляет собой сложную
электродинамическую задачу. Решение ее требует знания тонкой
структуры электромагнитного поля в исследуемом объеме и
в настоящее время выполнено для ограниченного числа
систем. Так, были определены пробивные мощности
регулярных линий передачи [3, 22, 24—28, 30, 33] и ряда
элементарных неоднородностей [68, 69]. Некоторые
сложные и многоволновые устройства рассмотрены в
работах А. С. Батанова, Г. В. Грозина, Б. В. Сестрорец-
кого, Я. Н. Фельда и др. [29, 34,57,69]. Энергетический
метод расчета электрической прочности был предложен
для устройств типа фильтров [3, 31, 52, 68].
Электрическая прочность шлеифных и вибраторных антенн
рассчитывалась с помощью теории длинных линий [46,
48—50]. Известно еще несколько работ, посвященных
расчетам электрической прочности СВЧ устройств
другими методами, в том числе с помощью ЭВМ [64].
Теоретический анализ электрической прочности
осложняется большим количеством трудно учитываемых
факторов, от которых зависит величина электрической
прочности (роль локальных неоднородностей СВЧ
структуры, произвольное положение элементов
настройки, факторы технологического характера и др.).
Поэтому применительно к сложным устройствам оказывается
трудно с исчерпывающей полнотой сформулировать
граничные условия и обеспечить требуемую точность
расчета. Можно надеяться, что современный уровень
развития вычислительной техники в ближайшем
будущем позволит рассмотреть и довести до численного
решения большое число общих задач расчета
электрической прочности, что избавит разработчика от большой
и трудоемкой работы. Однако в настоящее время
экспериментальное макетирование оказывается
обязательным, а во многих случаях единственным путем
разработки устройств с высокой электрической прочностью
В то же время весьма желательно располагать
простым расчетным методом хотя бы для приближенной
оценки электрической прочности устройств выбранной
геометрии. Такие возможности дает метод, основанный
18

iic'i использовании аппарата электростатики. Этот метод
использовал Wheeler [68] для расчета некоторых не-
однородностей в волноводе, которые он предложил в
качестве эталонов — волноводных разрядников. Расчет
ноля на закругленном угле возле проводящей стенки и
на закругленных углах узкой щели методами
электростатического анализа был использован для расчета
волноводных фильтров [24, 68], П-, Н-волноводов и поло-
сковых [34, 3]. Эти опыты дали положительные
результаты, и, хотя в указанных случаях рассчитывались
волноводные устройства с единственным элементом
неоднородности, они подтвердили возможность применения
электростатического анализа к СВЧ устройствам. Далее
рассмотрим распространение этого метода на широкий
класс устройств различной степени сложности.
Экспериментальные исследования СВЧ электрической
прочности велись в двух основных направлениях:
исследования СВЧ разряда и электрической прочности
устройств. Несмотря на тесную взаимосвязь указанных
направлений, в каждом из них перед исследователями
сюяли различные задачи. Это различие определяет и
специфику методик экспериментального исследования.
В первом случае эксперимент заключается в создании и
изучении СВЧ разряда. Во втором случае — в
реализации заданных условий и испытаний в этих условиях
конкретного устройства или его модели.
Методы экспериментального
исследования СВЧ разряда сводятся к созданию
стационарного разряда в ограниченном объеме, величина
электрического поля в котором может быть рассчитана, и
исследованию разряда в заданных условиях.
На рис. 1.2,а изображена типичная схема,
использовавшаяся [4] для этих целей. Здесь: 1 — импульсный
генератор, 2— аттенюатор, 3(1) и 3(2)—ответвители
падающей и отраженной волны, 4 — развязывающее
устройство, 5 — измерительная линия, 6 — исследуемая
секция, 7 — фотоумножитель, 8 — счетчик, 9 —
вакуумная система, 10—анализатор спектра, // — детектор,
12 — двухлучевой осциллограф, 13 — переключатель,
14—термистор, 15 — измерительный мост. Установка
позволяет определять пробивную напряженность и
зависимость ее от различных внешних факторов,
наблюдать появление отражений во время пробоев и
регистрировать число пробоев в единицу времени.
2* 19

2(1) 15 2Ю±
г
Рис. 1.2. Схема и элементы для исследования параметров СВЧ
разряда:
а — функциональная схема; б — волноводные разрядники; ей г — внешний
вид суженных волноводных и коаксиальной секций
20

В качестве измерительных (эталонных) разрядных
промежутков применяют отрезки передающих линий
уменьшенного сечения, а также специальные
волноводные электроды-разрядники [70] (рис. 1.2,6). Часто
исследуемый разряд создается в стеклянных
баллончиках, помещаемых в волноводе [5, 15], или резонаторах
различного вида: коаксиальных [13], цилиндрических
[1, 5], прямоугольных [2, 14, 18, 20].
Этими методами были исследованы условия
возникновения СВЧ разряда, определены величины пробивной
напряженности, а также зависимости их от различных
режимов генерации СВЧ мощности, влияние давления,
магнитного и электрического полей, радиоактивности и
влажности, атмосферы различных газов и их смесей
[1—21 и др.]. Однако параметры СВЧ разряда,
полученные в результате исследования в специальных
измерительных объемах, носят несколько отвлеченный
характер, определяемый данными частными условиями
эксперимента. В то же время разработчика СВЧ устройств
интересуют параметры разряда в реальных устройствах,
характеристики возникновения пробоя в неоднородных
электрических полях, соответствующих конкретным
волноводным конфигурациям, т. е. данные прикладного
характера.
Методы экспериментального
исследования электропрочности СВЧ устройств
сводятся к определению величины пробивной мощности
устройства, определению элек- ^
трически слабого места и воз- МО
можностей повышения
электрической прочности.
Статистическая природа $0
СВЧ разряда и связанные
с этим вероятностные
характеристики времени формиро- О
вания разряда1 (рис. 1.3)
определяют специфику
методики исследования, которая
строится с учетом
вероятностного времени запаздывания
разряда t3 при различных
Рис 1.3 Зависимость
вероятности разряда W и
среднего времени запаздывания
t3 от мощности Р,
подводимой к разрядному
промежутку [3].
1 Булкин П. С, Хохлов М. 3. Статистические запаздывания
зажигания импульсного сверхвысокочастотного разряда. —
«Радиотехника и электроника», 1958, т. III, № 6 (с. 806—810).
21

уровнях подводимой испытательной мощности Р.
Используются два метода определения электрической
прочности СВЧ устройств: метод критической мощности
и метод пробивной мощности.
Метод критической мощности. Поскольку величине
пробивной мощности РПр как минимальной мощности,
достаточной для возникновения разряда, соответствует
очень большое время запаздывания (рис. 1.3) и
практическое измерение ее связано с большой
длительностью, то с целью сокращения времени эксперимента
можно ограничиться определением некоторой
критической мощности, соответствующей выбранному значению
вероятности разряда.
Например, вероятности разряда UP = 5O°/o
соответствует значение критической мощности Р50% (1F = 3OO/O —
Р30О/в [3] и т. д.). Таким величинам мощности
соответствуют значительно меньшие времена запаздывания, и
поэтому измерить их вполне возможно. Несмотря на
некоторую условность этого параметра, он в известной мере
характеризует электрическую прочность элемента и
измерение его имеет смысл [3]. Однако существенное
время запаздывания, необходимость длительного
интервала между измерениями приводят к тому, что время
одного измерения этим методом достигает часа.
Наконец, сильное влияние послеразрядных явлений требует
также увеличения продолжительности паузы для
повышения точности эксперимента.
Метод пробивной мощности. Метод определения
пробивной мощности также основан на вероятностном
характере разряда. Как следует из определения,
пробивная мощность — это максимальная мощность, при
которой вероятность разряда еще остается равной нулю. Для
определения пробивной мощности измеряют вероятность
разряда при различных уровнях мощности и искомую
величину определяют экстраполяцией как точку,
соответствующую нулевой вероятности (W=0). Величина
вероятности может определяться двумя путями: либо
как вероятность в серии опытов [8], либо как
вероятность в каждом импульсе [12].
Для уменьшения времени запаздывания разряда, что
особенно существенно в импульсном режиме работы,
применяются внешние ионизаторы. Использование
внешнего ионизатора с достаточной активностью снижает
время запаздывания настолько, что оказывается возмож-
22

ным непосредственное определение величины пробивной
мощности. Для этого плавно поднимают мощность до
наступления пробоя и полученную величину уточняют
небольшой выдержкой при мощности на несколько
процентов (например 5%) ниже ранее определенной. С
точностью измерения мощности таким способом можно
непосредственно определить искомую величину Рпр. Такая
модификация метода требует значительно меньшего
времени измерения, отличается большей точностью и
повторяемостью результатов. Именно этому способу
следует отдать предпочтение, и поэтому метод прямого
определения пробивной мощности находит все большее
применение.
Независимо от особенностей выбранной схемы
экспериментального исследования в каждой из них должны
быть решены некоторые общие методические вопросы.
К числу таких вопросов относятся: получение
повышенных уровней мощности, индикация разряда и ионизация.
В настоящее время при исследовании значительного
числа элементов требуются мощности, намного
превышающие номинальные мощности стандартных
генераторов. Поэтому метод создания повышенных уровней
мощности является одним из основных вопросов для любой
схемы. Ниже перечисляются некоторые из наиболее
распространенных решений.
Метод сложения мощности нескольких генераторов
основан на применении специальной схемы сложения
мощности от нескольких синхронных и синфазных
генераторов, параллельно работающих на одну нагрузку
[71, 74, 77]. Схема должна обеспечивать взаимную
развязку генераторов друг от друга. В качестве основных
элементов для построения таких схем применяются
мостовые устройства. Метод позволяет увеличивать
мощность почти прямо пропорционально числу соединяемых
генераторов. Модификацией подобного метода является
метод каскадного соединения нескольких генераторов.
Необходимость нескольких генераторов, синхронной и
синфазной их работы, а также специальной волноводной
системы ограниченного диапазона частот делают этот
метод сложным и малопригодным для лабораторных
исследований.
Метод резонатора бегущей волны основан на
применении специальной волноводной схемы (рис. 1.4,а),
позволяющей получать увеличение мощности до трех раз
23

Рис. 1.4. Функциональные схемы методов имитации повышенных
уровней мощности с резонатором бегущей волны (а); с резонатором
стоячей волны (б) и при понижении давления (в):
1 — генератор, 2 — герметизирующая секция, 3 — делитель мощности; 4 —
поглотитель, 5 —измеритель мощности, 6 — фазовращатель; 7 —
компенсирующие неоднородности, 8— испытуемый элемент, 9 — рассогласователь; 10 —
вентиль, // — направленные ответвители, 12 — регулируемая диафрагма
связи, 13 — испытуемый элемент, 14 — короткозамыкатель; 15 — индикаторы; 16 —
детектор (болометр), 17 — ферритовый коммутатор, 18 — двунаправленный от-
ветвитель, 19 — измеритель мощности (падающая волна); 20 — индикатор
(отраженная волна); 21(1) и 21(2) — испытуемая и приемная антенны; 22 —
барокамера, 23 — вакуумметр, 24 и 25 — элементы автоматического управления
и счета схемы.
24

при потерях в схеме не более 1,0 дБ [72, 76].
Некоторое усовершенствование схемы в виде
быстродействующего переключателя, подключающего испытуемый
элемент только на время испытания, позволяет исключить
из кольца испытуемый элемент, вносящий потери и
неоднородность. Такая модификация увеличивает
коэффициент умножения мощности до Л1=5... 10 раз [74].
Необходимость в специальной волноводной системе
ограничивает рабочий диапазон применения устройства.
Сильная зависимость коэффициента умножения от
величины потерь в кольце делает этот метод малопригодным
для испытаний элементов с потерями (например, ферри-
товых и других).
Методы имитации высоких уровней мощности
(приводятся ниже) заключаются в создании местных
перенапряжений в линии, куда включен испытуемый
элемент.
Метод вариации коэффициента
отражения основан на создании в линии стоячей волны и
перемещении ее вдоль испытуемого элемента с тем, чтобы
пучность напряжения последовательно оказалась на всех
точках элемента. Коэффициент умножения соответствует
величине перенапряжения
£/макс/£/о=1+Г, (1.4)
где Uq — амплитуда падающей волны, Г — коэффициент
отражения по напряжению (линия без потерь). Метод
позволяет получить увеличение мощности до четырех раз
[71] при коротком замыкании (Г=1). Однако
зависимость степени умножения мощности от потерь,
возможность резонансных явлений в ряде испытуемых устройств
(например, вращающихся сочленениях), а также
неравномерное распределение напряжения вдоль линии
делают нежелательным применение этого метода во
многих случаях практики.
Метод резонатора стоячей волны
является модификацией предыдущего, но основан на
использовании специальной волноводной схемы [75] (рис. 1.4,6),
в которой за счет многократных отражений
перенапряжение в пучности достигает предельно высоких
значений. Для резонатора стоячей волны с потерями
коэффициент умножения (по мощности) равен
Af=(10A>10—1)-1, (1.5)
25

где А — потери в цепи резонатора, дБ. Схема позволяет
получить увеличение мощности на 10 дБ при потерях
в линии не более 0,5 дБ и 6,0 дБ при потерях 1,0 дБ.
Частным случаем метода является применение объемного
резонатора, который представляет собой контур, образованный с
помощью двух неоднородностей, ограничивающих отрезок испытуемой
линии В таком резонаторе мощность накапливается в пучности
стоячей волны и соответствующая ей величина перенапряжения [3]
Е2макс=£2оМ (1 6)
определяет значение коэффициента умножения для резонансной
частоты и резонатора, включенного на согласованную нагрузку:
Здесь QH— нагруженная добротность резонатора; т — число
полуволн, укладывающихся вдоль отрезка волновода между
диафрагмами; X и Хв — длина волны в свободном пространстве и волноводе.
При использовании резонаторов с добротностью QH^200 400 и
т=1.... 4 можно получить коэффициент умножения порядка М^
^20 дБ Узкополосность и низкая точность, вызванная возможными
ошибками из-за неравномерности распределения поля вдоль
исследуемой линии, а также из-за сильной зависимости параметров
резонатора от частоты, температуры и других факторов, являются
органическими недостатками этого метода
Метод понижения давления (рис. 1.4,в).
Как известно, пробивная мощность зависит от давления:
с повышением давления мощность увеличивается и
наоборот. Описываемый метод имитации высоких уровней
основан на использовании указанного явления,
реализуется практически с помощью соответствующего
вакуумного оборудования, (как правило, специально
оборудованных барокамер) и позволяет получить коэффициент
умножения мощности порядка 10... 13 дБ. Метод
предполагает знание соответствующих зависимостей между
пробивной мощностью и давлением для каждого из
исследуемых элементов или использует «универсальную»
зависимость [3].
Сравнение описанных методов повышения мощности
свидетельствует в пользу метода понижения давления.
Основным достоинством его является то, что он не
требует специального волноводного оборудования, а
применение барокамеры возможно для любого диапазона,
за исключением, по-видимому, дециметрового. Другое
достоинство этого метода заключается в том, что в
данном случае вполне достаточна мощность имеющихся
генераторов и реально требуемые уровни не превышают,
а напротив, много меньше номинальных. Однако прин-
26

ципиальный недостаток этого метода состоит в
необходимости знания индивидуальных характеристик РПр(р)
каждого элемента и необходимости в специально
оборудованной барокамере. Такая камера представляет собой
громоздкое и дорогостоящее оборудование и
существенно ограничивает практическое применение этого метода.
Устранение этих двух недостатков сделало бы метод
простым, универсальным и наиболее пригодным для
широкого применения.
Методы индикации разряда используют явления,
предшествующие и сопутствующие разряду, или после-
разрядные. Большое число известных методов
индикации разряда основано на фиксации либо изменений
электрических параметров тракта, либо сопутствующих
разряду звуковых, световых, химических,
барометрических и каких-либо механических остаточных или прочих
явлений. Как проявляются эти явления и каким
образом они могут быть использованы?
Предпробойные явления обусловливаются
возникновением электронной проводимости в области с
повышенным градиентом напряженности. Это обстоятельство
может фиксироваться по изменению параметров
передачи СВЧ энергии. Следует заметить, что практически
этот метод нашел широкое применение при изучении
вакуумного разряда на постоянном токе. На СВЧ этот
метод был использован [45] в исследованиях с аргоном
при пониженном (р<30 мм рт. ст. (4 кПа)) давлении,
и возможности этого метода при работе на больших
давлениях пока неизвестны.
Метод индикации по изменению электрических
параметров может быть основан на использовании любого
из следующих явлений,
в тракте:
1) уменьшение
проходящей за элемент мощности;
2) возрастание
отраженной мощности;
3) увеличение КСВ
тракта.
Более внимательное
рассмотрение показало, что
наилучшим методом
индикации является первый — по
прошедшей мощности. Од-
27
сопутствующих разряду
тенсивном
(б) пробоях
тракте.

нако этот метод позволяет уверенно регистрировать
только полностью сформировавшиеся (рис. 1.5)
«стабильные» пробои и не обеспечивает четкой индикации
начальных форм разряда.
Метод индикации по световым явлениям [7, 10—12,
37, 53, 71] основан на использовании светового
излучения разряда. При инструментальной индикации с
помощью фотоэлементов, фотосопротивлений и т. п.
следует учитывать светочувствительные характеристики
индикатора, так как спектральные характеристики
излучения разряда зависят от давления и среды. С
уменьшением давления световое излучение разряда сдвигается
в сторону фиолетового края спектра и уменьшается по
интенсивности. Поэтому этот метод наиболее применим
для давлений выше 50... 100 мм рт. ст. (6 ... 13 кПа).
Метод индикации по химическим явлениям основан
на фиксации продуктов разложения атмосферы, в
которой происходит разряд (например, озона для разряда
в воздухе). Принципиальным недостатком этого метода
является то, что его чувствительность определяется
количеством синтезируемого продукта и, таким образом,
зависит от интенсивности разряда. Такой метод,
по-видимому, может оказаться пригодным только для
фиксации окончательно сформировавшегося интенсивного
пробоя, но непригодным для индикации наиболее
интересных форм — начального прерывистого разряда.
Метод индикации по барометрическим явлениям
использует кратковременное повышение давления при
разряде, вызванное, по-видимому, возникновением ударной
волны. Величина такого броска давления незначительна
(порядка 20... 30 мм рт. ст. (2,5... 4 кПа) в волноводе
3-см диапазона даже при интенсивном разряде), и
поэтому метод широкого применения не нашел [137].
Метод индикации по звуковым явлениям [35, 71]
использует акустические колебания разряда. Возможности
этого метода ограничиваются неизбежным сильным
звуковым фоном на испытательных стендах и системах.
На частотах, соответствующих миллиметровому
диапазону волн, индикация становится затруднительной из-за
малой мощности разряда, особых характеристик
акустической системы «разряд — волновод» и высокой частоты
акустических колебаний.
В заключение краткого обзора методов индикации
следует отметить один общий для всех описанных выше
28

методов недостаток — они не позволяют определить
место пробоя. Для этой цели пригоден так называемый
локационный метод [78, 79], основанный на
использовании радиоимпульсов очень малой длительности — нано-
секундных. Однако значительная сложность аппаратуры
препятствует практическому применению этого метода.
Наибольшее распространение из рассмотренных
получили методы индикации по световому излучению и по
прошедшей мощности.
Наконец, при отработке электрической прочности
СВЧ устройств большой интерес представляет
определение самого слабого (с точки зрения электрической
прочности) места и наблюдение процесса возникновения
пробоя в устройстве. Эта задача решается либо с
помощью визуальной индикации места возникновения
разряда, либо по остаточным явлениям, соответствующим
состоянию пробоя Для визуального наблюдения за
разрядом применяются отверстия, снабженные
запредельными трубками-волноводами, устраняющими излучение
[3], либо различные развязывающие устройства,
например, мостовое и др. Подобные устройства обладают
малым углом обзора и ограничивают возможности
наблюдения. Место пробоя также можно определить с помощью
закладываемой в волновод тонкой полистироловой
пленки, восковой бумаги или заполнением волновода
каким-либо твердым СВЧ диэлектриком типа пенополисти-
рола [71]. Пробой можно определить и по потемнению
гальванического покрытия волновода, прогоревшим или
оплавившимся местам диэлектрических деталей и
другим признакам. Однако всем описанным способам
присуща крайне ограниченная индикация пробоя. Поэтому
желательно найти способ, который позволил бы
свободно наблюдать всю картину пробоя во всей полноте ее
пространственного развития.
Методы ионизации. Статистический характер разряда
предъявляет особые требования к эксперименту с тем,
чтобы исключить возможные ошибки за счет времени
запаздывания и формирования разряда.
Возникновение разряда, как известно, требует не
только напряжения соответствующей величины, но и
появления в эффективном разрядном объеме свободных
зарядов, способных завершить разряд. Общая практика
определения пробивной мощности заключается в
постепенном повышении испытательной мощности до уровня,
29

при котором происходит пробой. Однако среднее
статистическое время запаздывания даже при мощности,
существенно превышающей пробивную, очень велико.
Если в эквивалентном электрическом постоянном поле
время запаздывания составляет несколько секунд, то
в импульсном режиме со скважностью 1000 время
запаздывания возрастает примерно до часа [3]. Поэтому,
чтобы вызвать разряд без столь долгого ожидания,
приходится создавать значительное перенапряжение. После
первого разряда время статистического запаздывания
уменьшается, но остается еще большим.
Этим обстоятельством объясняются как завышенные
значения пробивной мощности, определяемой без
применения внешней ионизации, так и большой разброс
в результатах эксперимента. Погрешность заметно
увеличивается в импульсном режиме и в случае
неоднородного поля. Для того чтобы повысить точность
измерений, устранить нежелательную многозначность
результатов и уменьшить время эксперимента, следует применить
устойчивый внешний источник электронов [3, 4].
Назначение такого источника сводится [9] не к
созданию сколь-нибудь значительной начальной ионизации,
а лишь к уменьшению времени ожидания свободных
зарядов в эффективном разрядном объеме, способных
к завершению разряда под влиянием приложенного
поля. Роль таких ионизаторов с точки зрения повышения
точности измерений и сокращения времени
эксперимента особенно существенна в импульсном режиме
генерации и в неоднородном поле. В качестве ионизаторов
используются разнообразные источники электронов.
Наибольшее применение [5, 7, 10, 12, 38, 40] нашли
источники радиоактивного излучения у-частиц с Со60.
Прямая ионизация за счет поглощения у-къътоъ молекулами
газа пренебрежимо мала, поэтому действие у-излУчения основано
на поглощении у-квантов в твердых веществах приэлектродного
объема с образованием вторичных комптоновских б-электронов
Попадая в эффективный объем, б-электроны ионизируют газ Расчет
[91 показывает, что при активностях источника порядка 10~~5 ...
К)"6 Кюри (Ки) число появления группы электронов не
превышает 103 .. 104 в секунду. Действие такого источника соответствует
чрезвычайно малой вероятности появления подобных групп
электронов перед началом или во время существования импульса и не
приводит к созданию заметной начальной концентрации электронов-
Действие этого источника сводится лишь к существенному
уменьшению времени статистического запаздывания до долей секунды за
счет повышения вероятности появления первых электронов во время
высокочастотного импульса
30

В проводимых работах использовались источники
различной интенсивности. Так, в частности,
радиоактивные источники у-излучения с Со60 применялись с
интенсивностью от 85 до 1 мКи [5, 7, 10] и с меньшей
интенсивностью в случае применения а-излучения [3].
Исследования зависимости электрической прочности от
интенсивности облучения [9] показали, что изменение
интенсивности в широком диапазоне (в 103 раз) не
влияет на величину пробивной мощности.
В некоторых работах в качестве внешнего источника
использовался вспомогательный тлеющий разряд,
создаваемый в области непосредственной близости от
исследуемого разрядного промежутка [13, 49]. Ионизация
с помощью такого источника осуществляется за счет
диффундирующих в зону разрядного промежутка
электронов от тлеющего разряда. В этом случае можно
получить в разрядном промежутке стабильную начальную
концентрацию электронов примерно порядка 10е... 109
1/см3.
В ряде работ внешним источником ионизации
служил вспомогательный искровой разряд, также
создаваемый в области непосредственной близости от
исследуемого разрядного промежутка [3]. Ионизация в этом
случае осуществлялась за счет объемной фотоионизации
промежутка ультрафиолетовым излучением разряда.
Этот способ ионизации наиболее эффективен даже по
сравнению с ионизацией с помощью радиоактивного
облучения особенно для небольших (до нескольких
сантиметров) промежутков [67].
Наконец, в качестве внешнего ионизатора могут
быть использованы источники ультрафиолетового
излучения [3, 101, 141]. Среди разных источников
ионизирующего излучения оптимальным является
ультрафиолетовое излучение открытого искрового разряда, но
применение открытого разряда затрудняется сложностью
практической реализации. Поэтому более удачным
источником ультрафиолетового излучения следует признать
специальные лампы, в частности, ртутно-кварцевые
низкого и среднего давления. И хотя ультрафиолетовое
излучение спектра таких ламп сдвинуто в сторону
больших длин волн, опыт свидетельствует о вполне
удовлетворительных результатах такой замены. По-видимому,
в отличие от прямой объемной ионизации газа, которая
имеет место в случае открытого разряда, ионизация
31

с помощью ламп в основном достигается за счет
фотоионизации стенок разрядного объема.
Сравнительный анализ рассмотренных методов
экспериментального исследования электрической прочности
СВЧ устройств с точки зрения обеспечения необходимой
точности и повторяемости результатов свидетельствует
в пользу метода определения пробивной мощности
с применением внешней ионизации. С точки зрения
простоты и универсальности применения наиболее
приемлемой является схема, основанная на методе понижения
давления с применением ионизации ультрафиолетовым
облучением и визуальной индикацией разряда по
световому излучению.
В качестве практического варианта такой схемы
может быть рекомендована методика экспериментального
исследования электрической прочности с применением
«локального» понижения давления и «прозрачных»
волноводов, описываемая ниже.
Исследование СВЧ разряда целесообразно проводить
в специальных волноводных секциях. Такие секции
могут устанавливаться также в волноводный тракт для
исследования влияния СВЧ разряда на параметры
тракта.
Как было сказано, сущность метода понижения
давления заключается в том, что испытуемый элемент
помещается в замкнутый объем, давление в котором может
изменяться, и на уровнях мощности обычного магне-
тронного генератора определяются значения пробивной
мощности (Лтр)р при нескольких значениях
пониженного давления. Величина номинальной пробивной
мощности испытуемого элемента (для нормального
давления) определяется экстраполяцией с помощью кривой
зависимости пробивной мощности от давления.
Имея в виду исследования широкого класса
волноводных и коаксиальных элементов различных
диапазонов (от миллиметрового до дециметрового), следует
отказаться от применения барокамер, а остановиться на
более удобной модификации этого метода — способе
«локального» понижения давления. В этом случае не
элемент помещается в объем с пониженным давлением,
а пониженное давление создается непосредственно
в испытуемом элементе, который отделяется от
остальной части тракта специальными герметизирующими
секциями. Преимуществом такого способа являются оче-
32

видная простота и доступность требуемого
оборудования, а также техника эксперимента. Другим
существенным достоинством способа является простота ионизации
испытуемого объема с помощью источников
ультрафиолетового излучения. Поскольку ионизирующая
способность такого источника значительно ниже, чем,
например, у источников радиоактивного излучения, то
применение их в качестве внешнего ионизатора ограничивается
практически теми случаями, когда удается ввести
в объем максимальный пучок лучей. Только тогда
неизбежную потерю энергии на рассеяние и поглощение
в воздухе удается свести к минимуму и оказывается
возможным получить требуемую ионизацию
облучаемого объема. Локальное понижение давления обеспечивает
это условие.
Понижение давления обеспечивает также
эффективную ионизацию объема внутренней полости волновода
при облучении его ультрафиолетовыми лучами,
осуществляемую за счет фотоэффекта с металлических
поверхностей.
Схемы установок с учетом всего изложенного,
используемые в различных диапазонах для исследования
волноводных и коаксиальных устройств, представлены на
рис. 1.6 [90].
В качестве источника СВЧ энергии используется импульсный
магнетрон / соответствующего диапазона частот и номинала
мощности Для обеспечения стабильности режима его работы служат
развязывающий ферритовый вентиль 2 и циркулятор 5 Установка
уровня мощности в испытательной ветви схемы осуществляется
с помощью регулируемого делителя мощности 3 с балластной
нагрузкой 4 Циркулятор 5 с помощью детектора 6 индикатора 12,
в качестве которого может быть использован электронный
осциллограф, позволяет также следить за отражениями от разряда
Испытуемая волноводная секция 8 с подключенной к ней вакуумной
системой откачки 9 отделяется от остального тракта двумя
герметизирующими секциями 7 Поглотитель 4 и измеритель мощности 10
используются в качестве оконечной согласованной нагрузки и для
измерения величины прошедшей мощности
Ионизация исследуемого объема осуществляется с помощью
ультрафиолетового облучателя //, в качестве которого применяется
аппарат, в котором излучателем служит трубка типа ПРК-4 Спектр
излучения такой лампы при питании ее от стандартного
низкочастотного (50 Гц) источника напряжения содержит большей частью
линии длинноволнового ультрафиолетового излучения В
упомянутом аппарате 11 для максимального смещения спектра в сторону
коротковолновой части используется специальный двухтактный
генератор высокой частоты (-^40 МГц) Поэтому лампа работает
в режиме высокочастотного разряда и спектр ее содержит
необходимые жесткие ультрафиолетовые лучи.
3—145 33

18
Рис. 1 6. Схема установки для исследования электрической
прочности с применением метода локального понижения давления:
а — высокочастотная часть, б — устройство газонаполнения.
Среди выпускаемых отечественной промышленностью аппаратов
с применением источников ультрафиолетового излучения (например,
типа КУФ, ОКУФ и др ) аппарат ОКУФ-5 наиболее пригоден для
этих целей.
Вакуумная система (рис 1 6,6) с помощью форвакуумного
насоса 9(1) позволяет понижать давление в герметизированном
участке тракта до нескольких мм рт ст (или сотен паскалей) и
сохранять его постоянным достаточное для измерения время Величина
давления контролируется вакуумметром 14, подключенным через
тройник 13
Подобная схема обладает также тем достоинством, что
позволяет без значительных усложнений схемы проводить работу с
любыми газами или смесями газов В эгом случае к элементу
подключается система газонаполнения (рис 1 6,6), которая сделана
циркуляционной для обеспечения высокой степени однородности смеси,
заполняющей элемент, при минимальном расходе газа Заполнение
элемента газом из баллона 18 через промежуточную емкость 17
производится при отключенной вакуумной части схемы
Принудительная циркуляция и перемешивание смеси осуществляется помпой
9(2). Контроль состава — газоанализатором 16 После получения
нужного состава смеси система газонаполнения отключается с по-
34

мощью вентилей 75, а вакуумная система подключается и давление
понижается до нужного уровня. В этом случае, при условии
герметичности в системе газонаполнения и испытуемом элементе, состав
смеси в элементе сохраняется, а изменяется только ее давление
При исследовании электрической прочности
элементов часто необходимо непосредственное наблюдение
явлений, происходящих на высоком уровне мощности
в наиболее слабых местах, процессов возникновения и
развития пробоя.
Известные и применяемые для этой цели
приспособления в виде смотровых окон, щелей, снабженных
запредельными волноводами, и т. п. имеют много
недостатков. Наиболее существенными недостатками являются
ограниченность угла обзора и искажение перспективы,
из-за чего экспериментатор практически лишен полного
представления о явлениях, происходящих внутри
волновода.
Некоторый положительный результат в этом
направлении можно получить с помощью условно названных
«сетчатых» волноводов. «Сетчатый» волновод
изготавливается из стандартного заменой части узких стенок
латунной или медной сеткой (рис. 1.7). Сетка выбирает-
Рис. 1.7. Внешний вид «сетчатого» волновода:
/ — сетка, 2 — сетка и герметизирующее стекло
ся из соображений техники безопасности непрозрачной
(отражающей) для СВЧ энергии в соответствии с
длиной волны рабочего диапазона и уровнями мощности.
Технология изготовления «сетчатого» волновода
проста и ясна из рисунка. Однако «сетчатые» волноводы не
дают (из-за сетки) возможности фотографировать
происходящие внутри волновода явления.
3* 35

Наиболее соответствующими поставленной задаче
можно признать «прозрачные» волноводы и элементы.
Практически «прозрачный» волновод (рис. 1.8)
представляет собой волновод, изготовленный из
стандартного металлического, часть стенок которого заменена на
стеклянные, покрытые тонкой электропроводящей,
оптически прозрачной пленкой. Такая стенка толщиной
в несколько десятых нанометра оказывается прозрачной
а
Рис. 18. Внешний вид
«прозрачных» волноводных элементов (а):
/ — щелевой мост; 2 — уголок; 3 —
двойной тройник; 4 — стеклянная
стенка.
Пробой в щелевом мосте (б) при
мощности 50 кВт'ИМп, давлении
350 мм рт. ст. (46 кПа).
для непосредственного визуального наблюдения и для
фото- или киносъемки. Применение подобных
волноводов для исследования электрической прочности
целесообразно при использовании метода понижения
давления, позволяющего ограничиться при испытании
невысокими уровнями мощности [80].
Практическая реализация таких волноводов оказалась
осуществимой благодаря возможности изготовления тонких пленок из
полупроводящего материала и открытого у этих пленок явления так
называемого аномального скин-эффекта [81] Это явление
проявляется в весьма малом сопротивлении тонкой пленки и ее высоких
отражательных способностях на СВЧ Такая пленка, заменившая
участок стенки волновода, не влияет на распределение поля в
волноводе [83] и обеспечивает ослабление просачивающейся через окно
мощности не менее чем на 40 дБ Тонкие металлические пленки
(Ag, Аи, Al и др.) для этой цели непригодны, так как наряду с
высокими отражательными радиочастотными параметрами, они обла-
36

дают и высокими оптическими отражательными способностями,
образуя идеальную зеркальную поверхность
Технология изготовления «прозрачных» волноводов заключается
в следующем. Основной частью является исследуемый образец
волновода или волноводного элемента, изготовленный из стандартного
металлического волновода Прозрачные стенки изготавливаются
нанесением тонкой пленки полупроводникового материала (например,
четыреххлористого олова) на стеклянную подложку
термохимическим способом [82] Выбор соответствующей технологии позволяет
получить пленки толщиной в несколько десятков нанометров с
сопротивлением «на квадрат» 1 до 5 . 10 Ом/П В качестве
подложки предпочтительно использовать бесщелочные стекла молибденовой
группы, например, ЗС — 3 и др. Но при отсутствии специальных
стекол можно использовать и обычные толщиной 1 . 2 мм В
качестве распылителя можно использовать и другой материал,
например, окись индия Единственное требование, которому должна
удовлетворять выбранная технология изготовления прозрачных стенок, —
это получение очень тонких пленок (толщиной порядка 10 . 30 нм)
с низким сопротивлением (порядка 5 15 Ом/П)
Изготовленная таким образом стенка волновода нужного
размера крепится к волноводу с помощью электропроводящего клея Для
этого может быть использован клей, изготовленный на основе
эпоксидной смолы, или любой другой клей типа «контактол» с высокой
электропроводностью На рис 1 8 даны образцы «прозрачных»
волноводных элементов и фотография СВЧ разряда в них
Применение «прозрачных» волноводов ограничивает
допустимый уровень средней мощности. Предел его
определяется величиной затухания в «прозрачных» стенках
и их низкой теплопроводностью.
Детальный расчет зависимости погонного затухания
в волноводе от величины сопротивления
полупроводниковой стенки приведен в [83]. Опытные образцы
волноводов с узкой стенкой из пленки четыреххлористого
олова, испытанные на низком и высоком уровнях
мощности, показали вполне удовлетворительные результаты.
При величине сопротивления порядка ^=15...
...20 Ом/П погонное затухание в образцах
«прозрачных» волноводов составляло 0,10... 0,15 дБ/см. Для
упомянутых образцов максимальный уровень средней
мощности, не приводящий к заметному перегреву,
соответствовал 50 Вт. Эту величину можно повысить за счет
уменьшения затухания или, точнее, за счет
определяющего этот фактор сопротивления полупроводниковой
пленки. Эта задача технически выполнима, поскольку
известны технологические способы изготовления пленок
1 Пленка обычно характеризуется величиной сопротивления «на
квадрат» /?q, измеряемым между противоположными сторонами
квадратного участка.
37

с меньшим сопротивлением. Однако следует еще раз
подчеркнуть, что даже предельная величина мощности,
Рср=50 Вт, применительно к «прозрачным» волноводам
вполне достаточна, так как принципиально их
использование предполагает работу с пониженными
давлениями и соответственно пониженными мощностями.
Глава 2
НЕКОТОРЫЕ СВОЙСТВА СВЧ РАЗРЯДА
Для оценки электрической прочности
разрабатываемых устройств, определения возможностей и путей ее
повышения необходимо иметь представление о
характере развития разряда и зависимостях разрядной
напряженности от основных факторов. Представляет интерес
также влияние разряда на режим работы и
электрическую прочность сложного тракта в комплексе.
Перечисленные вопросы рассматриваются в данной
главе.
2.1. Краткие сведения о физических процессах СВЧ
разряда
Благодаря значительному числу работ в области
исследования свойств и особенностей СВЧ разряда
создана теория, которая описывает природу и основные
закономерности разрядных процессов.
СВЧ разряд представляет собой сложное явление,
отличающееся от разряда на постоянном токе. Рис. 2.1,а
отражает качественную зависимость разрядной напря-
1,3310 1,33Ю2 рЛ,см Па
10
Рис. 2.1. Зависимость пробивного напряжения от частоты (а) и от
давления (б) [13,1].
38

женности от частоты. На низких частотах (участок /)
разряд происходит почти при том же значении £/пр, что
и в случае постоянного напряжения. Когда частота
увеличивается настолько, что в течение полупериода
положительные ионы не успевают пройти разрядный
промежуток, в нем постепенно возникает положительный
объемный заряд. Это приводит к искажению поля и
снижению пробивного значения напряженности на
средних частотах (участок 2). При дальнейшем увеличении
частоты механизм разряда еще более усложняется, так
как амплитуда колебаний электронов уменьшается и на
СВЧ становится сравнимой с длиной разрядного
промежутка. В таких условиях электрон, много раз
проходя расстояние между электродами в направлении
ускоряющего поля, может создавать кумулятивную
ионизацию, что приводит к снижению пробивной
напряженности (участок 3). Снижение пробивной напряженности
с повышением частоты еще более заметно для
неоднородных полей. Так, по данным [85] пробивное поле на
частотах 1О6...1О7 Гц составляет 0,75... 0,8 Гц от
пробивного поля на f=50 Гц в однородном поле и может
составлять менее 0,5 в неоднородном поле.
Другая особенность СВЧ разряда заключается
в том, что в силу малости амплитуды колебаний
электрона, много меньшей длины промежутка, процессы на
электродах не играют роли в общей картине разряда.
Основными процессами, управляющими СВЧ
разрядом, являются ионизация за счет столкновения с
молекулами газа электронов, обладающих высокой
скоростью колебательного движения, и потери электронов
в результате диффузии из разрядного объема, захвата
(или прилипания к нейтральным молекулам) и
рекомбинации. Если скорость образования электронов равна
скорости их устранения, то устанавливается
стационарное состояние. Но как только скорость образования
электронов даже незначительно превышает скорость их
потерь — плотность электронов резко растет и наступает
пробой.
Основное уравнение, выражающее баланс между
процессами образования и устранения электронов в
разрядном объеме, называемое уравнением непрерывности для
электронов, имеет вид [1]
VV <2Л)
39

Здесь п — концентрация электронов; vH — частота
ионизации; Vy=vA+vn — частота устранения электронов;
vA — частота диффузии; vn — частота захвата
(прилипания).
Частота ионизации vH при постоянном
давлении зависит от частоты приложенного поля со и через
энергию электронов — от напряженности электрического
поля Е. Частота устранения vy определяется
процессами прилипания электронов к нейтральным
молекулам и диффузии электронов к стенкам.
Эффективность захвата зависит от вида газа и давления.
Эффективность диффузии зависит от конфигурации и размеров
разрядного объема. Рекомбинацией можно пренебречь
ввиду малости концентрации электронов перед пробоем.
Практически возможны режимы, когда
преобладающая роль принадлежит одному или другому механизму
потерь электронов. В общем случае возможен режим,
соответствующий совокупности обоих механизмов С
учетом вышеуказанных условий
In (п/п0) = j [(vH - vn) + V2 (Dn)/n] dt. (2.2)
Первый член правой части уравнения (2.2)
соответствует скорости ионизации, второй член — скорости
потерь электронов за счет прилипания. Третий
соответствует потерям за счет диффузии и равен дивергенции
плотности диффузионного тока VF, который выражается
через градиент произведения коэффициента диффузии
(D) и плотности электронов [3]: Г=—S7(Dn).
Уравнение (2 2) имеет следующее решение:
n = nteW, (2.3)
где п и По — конечная и начальная концентрации
электронов; Vhct — частота истинной ионизации (vHct=
=vh—vfl); t — время, необходимое для достижения
конечной концентрации.
Увеличение напряженности поля Е выше значения,
удовлетворяющего уравнению (2.3), приводит к
лавинообразному возрастанию концентрации электронов п
до тех пор, пока шунтирующая проводимость разряда
не уменьшит амплитуду Е до величины,
соответствующей (2.3). За пробивную напряженность поля принята
такая, которая необходима для достижения критической
40

плотности электронов /гр=1013 см~3 за определенное
время формирования разряда /ф. Этот промежуток
времени, несущественный при работе в непрерывном
режиме, является весьма существенным в импульсном
режиме. В этом случае для возникновения пробоя
дополнительным условием является необходимость достижения
критической плотности электронов до окончания
импульса. Поэтому значение пробивных напряженностей в
импульсном режиме, как правило, выше аналогичных
в непрерывном режиме.
Величина критической напряженности электрического
поля £"кр, при которой возникает разряд, зависит от
частоты столкновения vCT=5,3• 109р и круговой
частоты со приложенного электрического поля. Для
определения ее пользуются величиной эффективного
поля, равной
E'e^Ul+KVcr)2]-1- (2-4)
Под эффективным значением приложенного
электрического высокочастотного поля Е sin со/ понимается
напряженность, соответствующая напряженности
постоянного поля £, которая сообщает электронам равную
среднюю энергию.
Время формирования разряда состоит из времени
статистического запаздывания и времени собственно
формирования. Известно, что для возникновения
разряда необходимо присутствие хотя бы одного свободного
электрона. Число эффективных вторичных электронов,
появляющихся в объеме СВЧ элемента за счет
естественной ионизации, составляет 6...10 электронов в
минуту на 3 см2 площади стенки [35]. Вероятность
появления свободного электрона определяет время
статистического запаздывания разряда. Время
статистического запаздывания t3 импульсного разряда подчиняется
тому же статистическому закону распределения, что и
для разряда при постоянном токе:
N = Noe~fl\ (2.5)
где N— число импульсов из общего числа 7V0, в которых
запаздывание оказалось более t секунд. Вероятность
пробоя в импульсном режиме генерации уменьшается
за счет того, что для возникновения пробоя необходимо
совпадение момента появления свободного электрона,
среднее время жизни которого при атмосферном давле-
41

нии составляет 10~5...10-6 с с фазой СВЧ поля Время
формирования разряда обычно имеет порядок 10~8...
...Ю-9 с [7].
Типичная зависимость пробивной напряженности от
давления [1] приведена на рис. 2.1,6, изображенная
в координатах инвариантных величин ЕА—рА. Здесь
Л — параметр, называемый характеристической
диффузионной длиной, соответствует
минимальному размеру разрядного объема. При низких
давлениях рЛ<10, что соответствует условию vCt<Cco,
электроны успевают совершать много колебаний между
двумя столкновениями. Это уменьшает эффективность СВЧ
поля (2.4) и приводит к увеличению разрядной
напряженности. При высоких давлениях /?Л>100 и большой
частоте столкновений Vct^co электроны не успевают
приобрести достаточной энергии от поля за время
свободного пробега. Это также приводит к
увеличению пробивной напряженности. Минимум
напряженности соответствует условию равенства частот
столкновения и круговой частоты поля
Vct^CO. (2.6)
Давление, при котором напряженность проходит через
минимум, называется рКр. Характерный вид зависимости
пробивной напряженности от давления соответствует
различным режимам разряда. Левая ветвь кривой
описывает так называемый диффузионный разряд при
низком давлении, когда определяющим механизмом потерь
являются диффузионные потери. Правая ветвь
описывает разряд при высоком давлении, когда
определяющими являются потери на прилипание. Из рис. 2.1,6
следует, что роль размеров объема Л существенна
в диффузионном режиме разряда. С уменьшением
длины промежутка возрастают диффузионные потери и
соответственно растет £Пр.
Характерный вид кривой ЕА(рА) напоминает
аналогичную зависимость разрядной напряженности на
постоянном токе, которая называется законом Пашена.
Однако это сходство чисто внешнее, поскольку обе
зависимости соответствуют различным процессам.
Еще две характеристики разряда представляются
весьма интересными с практической точки зрения:
зависимость от температуры и особенности разряда в
атмосфере электроотрицательных газов.
42

Влияние температуры на электрическую СВЧ
прочность специально не исследовалось. Исходя из общих
соображений можно предположить, что поскольку
энергия, приобретаемая свободным электроном,
пропорциональна длине свободного пробега между двумя
столкновениями, то определяющим фактором является
плотность газа. Эта величина однозначно связывает давление
с температурой газа, что позволяет предположить
аналогичный характер указанных зависимостей
Особенность разряда в атмосфере
электроотрицательных газов определяется их способностью к
активному захвату свободных электронов. В условиях
повышенного давления (рЛ^ЮО), где процесс разрядообра-
зования определяется явлением прилипания, этому
свойству газов соответствует повышение разрядных на-
пряженностей с увеличением коэффициента прилипания.
В табл. 2 приведены значения коэффициентов
прилипания ап для некоторых газов [2].
Таблица 2
Коэффициенты прилипания некоторых, газов
Газ
«п/(рХ133). см-1-Па-1
Воздух
0,004...0,012
Кислород
0,02...0,1
Фреон
0,8...1,0
Следует отметить, чго исследования СВЧ разряда
проводились в основном в условиях однородного или
слабо неоднородного поля и пониженных давлений.
Поэтому особый интерес представляют зависимости,
характеризующие СВЧ разряд в условиях неоднородного
поля при нормальном и повышенном давлении. Именно
эти условия соответствуют работе реальных устройств
наземных СВЧ систем. Кроме того, представляются
существенными особенности развития СВЧ разряда
в сложных волноводных структурах.
2.2. Особенности развития СВЧ разряда
в однородном и неоднородном электрическом поле
Из исследований разряда на постоянном и
переменном токе известно, что доминирующим фактором,
определяющим форму разряда и процесс его развития при
прочих условиях, является характер распределения
43

электрического поля в разрядном промежутке.
Наблюдения на СВЧ подтвердили это и соответствующие
исследования СВЧ разряда проводились для двух случаев:
однородного и неоднородного поля.
Однородным считается поле, распределенное
равномерно в межэлектродном пространстве, т. е. поле,
напряженность которого равна постоянной величине Е=
=£Cp=const. Неоднородное поле, напротив,
характеризуется резким изменением величины напряженности
вдоль разрядного промежутка. Критерием степени
неоднородности поля удобно использовать отношение
[97] максимальной напряженности £Макс к средней £ср
*7=£макс/£ср, (2.7)
называемое коэффициентом неоднородности.
Здесь Z?cp=t//d, где U — приложенное напряжение 1
и d — длина разрядного промежутка. Принято считать,
что для резко неоднородных полей q>4. Примером
однородного поля является поле между двумя
плоскими электродами, примером неоднородного — поля
электродов различных конфигураций В описываемых
исследованиях с этой целью применялись секции
регулярного прямоугольного волновода для создания
однородного поля и «волноводные электроды» с различной
степенью неоднородности для создания неоднородного
поля.
Общая картина возникновения и развития разряда
для однородного и неоднородного полей оказалась
схожей. Однако различие в характере распределения
электрического поля определило некоторые особенности
формы и последовательности развития разряда.
Для полей резко неоднородных напряженность
у неоднородности достигает критических величин при
средней напряженности в разрядном промежутке,
значительно меньшей, нежели требуемая для пробоя всего
промежутка. Поэтому при наблюдении картины пробоя
видны как бы две фазы развития пробоя. Первая —
местный пробой на неоднородности (электроде) и
вторая— пробой всего промежутка.
На рис. 2.2,а представлена схема развития разряда
на простейшей неоднородности в волноводе — конусном
1 Под этой величиной понимают синусоидальное напряжение,
пропорциональное поперечной составляющей напряженности
электрического поля бегущей волны.
44

Разряд
Разряд
несамоподдерживающиися
самоподдерживающийся
А.
Разряд
Разряд
несамоподдерживающийся самоподдерживающийся
6
Рис. 2 2. Схема развития разряда в резко неоднородном (а) и в
слабо неоднородном (б) полях.
электроде — в воздухе при нормальном давлении. По
мере увеличения мощности в линии средняя
напряженность достигает некоторого уровня, при котором на
неоднородности в точке максимальной напряженности
электрического поля возникают отдельные
кратковременные вспышки местного разряда — корона 1
(рис. 2.2,а). Коронный разряд — это частичный
разряд, не замыкающий электроды и характерный для
неоднородных полей. Особенностью этой стадии разряда
является неустойчивый характер его. Разряд уверенно
возникает только при наличии внешней ионизации,
а при устранении ионизации он исчезает и возникает
случайно, спорадически. Это форма несамостоятельного
или несамоподдерживающегося [6] разряда, для
уверенного возникновения и поддержания которого
необходим внешний источник ионизации. Напряженность
(или мощность), соответствующую возникновению
разряда, обозначим разрядной — Ev. Разряд еще
недостаточно интенсивен и ограничивается малой приэлектрод-
ной областью. По мере дальнейшего увеличения
напряженности интенсивность разряда возрастает,
увеличивается число разрядных каналов и он приобретает вид
45

кистевого разряда 2. Кистевой разряд — это
следующая стадия коронного разряда с сильно развитыми
разрядными каналами.
При дальнейшем увеличении мощности разряд
развивается в глубь разрядного промежутка и при
некоторой напряженности £Иск появляются единичные
разряды-искры, замыкающие весь разрядный промежуток.
Искровой разряд 3 — неустойчивая форма
завершенного, т. е. замыкающего электроды, дугового
разряда. В этой стадии разряд становится
самоподдерживающимся и, возникнув, может существовать даже после
того, как внешний источник ионизации будет устранен.
Наконец, при некоторой напряженности £д
развивающийся разряд завершается пробоем всего
разрядного промежутка — дуговым разрядом 4. В этих
условиях разряд представляет собой устойчивую форму
самоподдерживающегося разряда и отличается
большой интенсивностью. Он сопровождается значительным
излучением света и звука.
Дальнейшее повышение мощности и соответственно
интенсивности дугового разряда приводит к новой
форме разряда — пробою регулярного волновода в области
непосредственной близости к неоднородности 5.
Пробой волновода, которому соответствует
напряженность Епв, представляет собой разряд, замыкающий весь
разрядный промежуток, равный высоте волновода, и
состоит как бы из трех частей: двух образований из
отдельных ярких искровых каналов у широких стенок
волновода — мгновенных электродов — и плазменного
облака 6, асимметрично вытянутого вдоль волновода
в направлении к генератору СВЧ энергии. Эта форма
разряда развивается при достаточно высоких уровнях
мощности мгновенно, без каких-либо промежуточных
переходных форм, после того как сформировался
дуговой разряд на неоднородности. Указанная
последовательность характерных значений средней
напряженности условно изображена на шкале рис. 2.2,а.
На фотографиях рис 2 3 представлена картина развития
разряда в воздухе на одной из разновидностей волноводного
разрядника конусной формы На рис 2 3,а видна начальная форма
разряда на острие-вершине конуса в виде раздельных искровых
каналов Такие разряды носят характер спорадически повторяющихся
вспышек и могут наблюдаться только при условии внешней
ионизации Напряженность, соответствующая данному уровню мощности,
является разрядной напряженностью (см. 1 рис. 2.2,а).
Исследования на низкой радиочастоте [11] показали, что в от-
46

Рис. 2 3. Развитие разряда на неоднородности в волноводе сечением
23X10 мм при нормальном давлении (1—4 соответствуют видам
разряда по схеме рис. 2.2 а).
личие от разряда на постоянном токе при разряде на переменном
токе в каждый момент времени существуют отдельные разрядные
каналы. В нашем случае, по-видимому, наблюдается то же самое,
так как пространственная ориентация и конфигурация разряда все
время видоизменяются Стабильно существующий разряд все время
как бы флюктуирует Такая флюктуация разряда является
следствием его изменяющейся формы, соответствующей постоянному
исчезновению одних и появлению других искровых каналов
По мере увеличения мощности растет интенсивность разряда —
рис. 2.3,6 (см 2 рис. 2 2,а). Однако эти формы остаются еще
формами несамоподдерживающегося разряда. Ни интенсивности, ни
частоты флюктуации разрядных каналов недостаточно для
существования самоподдерживающегося разряда, и в случае устранения
источника внешней ионизации разряд исчезает. Дальнейшее
увеличение мощности приводит к развитию разряда в глубь разрядного
промежутка в направлении противоположного электрода — широкой
стенки волновода Это приводит в конце концов к формированию
лидеров, достигающих противоположной стенки — рис. 2.3,в (см. 3
на рис 2 2,а). В этой стадии разряд, возникнув, существует и без
внешнего источника ионизации независимо от продолжающейся
флюктуации разряда
Наряду с этим преимущественным направлением развития
разряда из-за искажения поля за счет сильной самоионизации,
существующей в области разрядного объема, появляются радиальные
составляющие напряженности электрического поля [67], которые
приводят к возникновению боковых искровых каналов (рис. 2.3,г).
Высокая плотность ионизации в области разрядного объема
позволяет развиться этим боковым каналам даже в направлении меньшей
разности потенциалов — в сторону нижней стенки волноводов.
47

Наконец, при определенной напряженности и мощности Рд
интенсивность разряда достигает такой степени, что он переходит
в дуговой разряд, отличающийся высокой плотностью тока и
сопровождающийся интенсивным световым и звуковым эффектом —
рис. 2.3Д е, (см. 4 на рис. 2.2,а).
Дальнейшее повышение мощности приводит к пробою
регулярного волновода — рис. 2.3,ж (см. 5 на рис. 2 2,а).
Схема развития разряда в полях различной степени
неоднородности будет, в общем, соответствовать
описанной выше. Отличаться будут лишь абсолютные
величины указанных характерных напряженностей. Так,
поскольку величина разрядной напряженности £р
определяется реальной максимальной напряженностью на
неоднородности, то (при данном значении £Ср)
величина £р будет тем меньше, чем больше степень неодно-
Электрод №15
0,2
1,0
ол
-
А
//
V
А
У /
РУ
/ Элект
О 0,5 1,0 %5 р,ати
а
О 0,5 1,0 1,5 р,пти
б
Рис. 2.4. Зависимость мощности разрядообразования от давления для
резко неоднородного (а) и слабо неоднородного (б) полей:
/) <7=7; 2) <7=13 и 3) ?-3.
родности поля и наоборот. Это иллюстрируется рис. 2.4,
на котором представлены для сравнения данные для
элементов с различной степенью неоднородности
электрического поля. На рис. 2.4,а приведены величины
разрядной мощности Pp и мощности дугового пробоя Рд
при разных давлениях для двух элементов с ц^Л и
<7^=d3. Из рисунка видно, что большей степени
неоднородности соответствуют меньшие разрядные Рр и
пробивные Рд мощности. Причем степень неоднородности
более существенное влияние оказывает на величину Рр,
т. е. на уровень мощности, соответствующий началу
разрядообразования (вследствие влияния q на £Макс),
тогда как уровни мощности, соответствующие
образованию дуги Рд, различаются сравнительно меньше.
48

(В рассматриваемом случае величины Рр различаются
почти в два раза, а уровни Рд — приблизительно на
20%.)
Исследования разряда в однородном (почти
однородном) поле показали подобие развития разрядных
явлений. На рис. 2.2,6 изображена схема развития
разряда в условиях слабо неоднородного поля
(полусферический электрод, <7^3). В этом случае корона не
возникает и начальная форма несамостоятельного или
несамоподдерживающегося разряда
соответствует искровому /на рис. 2.2,6, который при
повышении напряженности переходит в устойчивый
самоподдерживающийся дуговой разряд на
неоднородности 4t а при дальнейшем повышении мощности
(напряженности) — в пробой регулярного волновода 5.
На рис. 2.4,6 приведены относительные величины Pp
и Рд (разрядной и дуговой мощностей) для слабо
неоднородного поля. Сравнивая эти данные с
предыдущими, можно видеть, что для неоднородных полей
характерен значительный мощностной интервал
формирования разряда ДР=РД—Рр, тогда как в однородных
полях мощность возникновения разряда Рр и мощность
завершенного разряда Рд различаются мало.
Приведенные данные показывают также значительное
увеличение интервала формирования разряда с повышением
давления. Эти результаты аналогичны полученным
Лёбом [6] и Бенингом [86] на постоянном токе.
Малый (а в некоторых случаях вообще
отсутствующий) наблюдаемый интервал формирования разряда
и другие особенности в полях с малой степенью
неоднородности создают внешнее впечатление того, что
развитие разряда в однородных полях существенно
отличается от развития разряда в неоднородных. Это
отличие кажущееся, ибо в действительности все
процессы разрядообразования подобны случаю
неоднородного поля. Однако скорость протекания тех же
процессов в однородных полях столь велика, а напряженность
возникновения разряда так близка (или равна)
дуговому, что проследить устойчивую последовательность
явлений очень трудно. Разряд на электродах сферической
или цилиндрической формы развивается мгновенно, без
видимой последовательности всех характерных этапов
развития и в отсутствие заметного интервала
формирования. Подобное явление наблюдалось при исследо-
4-145 49

разряда на постоянном токе [86J. В случае Же
неоднородного поля разряд характеризуется
значительным интервалом формирования, все фазы развития
разряда определены, последовательность развития
свободно наблюдается и может быть зафиксирована.
Для большинства волноводных устройств участок
регулярного волновода одновременно является и
наиболее электрически прочным элементом. Даже в тех
случаях, когда применяются устройства с элементами
увеличенной высоты, как, например, в фильтрах
высокой мощности или герметизирующих секциях с
диэлектрическими вкладышами, электрическая прочность
регулярных участков волновода стандартной высоты
оказывается наибольшей. Поэтому, если в устройстве
возникает разряд, то возникает он, как правило, в
нерегулярной части.
Пробой регулярного волновода представляет собой
конечную форму устойчивого самоподдерживающегося
дугового разряда. Это разряд, перекрывающий
разрядный промежуток между противоположными широкими
стенками волновода, который может развиваться
различными путями в зависимости от условий. Дуговой
разряд может возникнуть как в результате
непрерывного перехода через ряд устойчивых состояний, как это
имеет место при неоднородном поле, так и в результате
скачкообразного перехода, минуя отчетливо различимые
промежуточные стадии при однородном поле.
Возникновению дуги в регулярном волноводе
предшествует квазиустойчивое состояние существования
искрового самоподдерживающегося разряда, который
развивается из несамоподдерживающегося, т. е. из
начальной формы видимого разряда. (В случае резко
неоднородных электрических полей этой начальной
формой разряда является коронный разряд.)
Таким образом, именно начальная форма разряда
и соответствующий ей уровень мощности в конечном
счете определяют электрическую прочность устройств,
поскольку эти условия соответствуют возникновению
разрядных процессов и нарушению нормальной работы.
Поэтому для характеристики электрической прочности
устройств пользуются соответствующей величиной
мощности, которую называют пробивной РПр, или
разрядной Рр:
Рпр=Рр. (2.8)
50

2.3. Пробивная напряженность воздуха
и ее зависимость от внешних факторов
Опубликованные ранее в литературе сведения о
величине пробивной напряженности воздуха и характере
ее зависимостей были получены в ограниченном
частотном диапазоне применительно к узкому кругу частных
задач. Для получения более полной картины было
проведено специальное исследование типовых волноводно-
коаксиальных элементов в широком диапазоне длин
волн. Некоторые материалы этого исследования
излагаются в настоящем параграфе.
На рис. 2.5,а представлена экспериментальная
зависимость пробивной мощности от давления для
регулярных волноводов: прямоугольного размером 23X1,0 мм
и коаксиальных размером 13,4/4,0 и 16/4,8 мм. В тех
случаях, когда мощность СВЧ генератора оказывалась
недостаточной для пробоя волновода при нормальном
давлении, эта точка экстраполировалась (пунктир). На
рис. 2.5,6 представлена экспериментальная зависимость
пробивной мощности от давления для неоднородностей
различного характера в виде волноводных электродов.
На рисунках даны зависимости для следующих
элементов: 1 — волновод (А,=3 см); 2 и 3 — коаксиалы
(Я=35 см); 4 — электрод конусный (А,=3 см); 5 —
электрод зондовый (Х=3 см); 6 — электрод
полусферический (К=3 см); 7 — электрод полусферический (Х=
= 10 см). (На рис. 2.6 приведены зависимости пробивной
напряженности от давления для элементов рис. 2.5.)
Полученные результаты позволяют определить
величину пробивной напряженности воздуха при
нормальном давлении (табл. 3) в широком диапазоне частот
(рис. 2.7).
Таблица 3
Пробивноя напряженность воздуха на СВЧ при
нормальном давлении в зависимости от длины волны
h см
£пр, кВ/см
35
28,5
10
29,5
3,2
30,0
0,8
40,0
Пробивная напряженность незначительно меняется
в широком интервале частот до 10 ГГц и резко
возрастает на более высоких частотах. Резкое возрастание
4* 51

400
200
100
80
60
40
20
10
/
/
/у
/
/о
/
/
/
з4
г
/
/
/
/,
120 160 200 300 400 600 руммртст
60
40
20
10
у
-А
>
/
/
>
*
f
п
/
/
400 600 дООр,ммртст
210*
410*
810*
Па
1610 Па
Рис 2 5 Зависимость пробивной мощности от давления в различных
частотных диапазонах для регулярных волноводов (а) и
волноводных неоднородностей (б).
пробивной напряженности подтверждает
предположения, сделанные в [13], и объясняется существенным
снижением эффективности ионизации на высоких частотах.
Приведенные выше экспериментальные данные,
а также материалы исследования большого числа
сложных волноводных и коаксиальных устройств в широком
диапазоне частот позволили определить характер
зависимости пробивной напряженности (мощности) от
давления.
Оказалось, что характер зависимости между
пробивной напряженностью и давлением одинаков как для
регулярных волноводов, так и для неоднородностей
независимо от их вида,
52

30
20
10
/
/
0
/
30
20
10 '
<
г
/
о
A
200 400 600 р,ммртст 200 400 600 800 р,мм рт.ст.
610* 810* 105 Па
a
Ч-Ю* 610ч 810ч 105 12104 Па
6
Рис. 2 6. Зависимость пробивной напряженности от давления для
элементов, показанных на рис. 2.5, диапазон Я=35 см (а) и
Я = 3 см (б).
E,kB/cm
Рис. 2.7. Зависимость
пробивной напряженности воздуха
£пр = 10Х£ от частоты при
нормальном давлении
10
3{
2
>
2 3
10 20 f/Гц
Эти данные свидетельствуют также о том, что
характер зависимости £пр(р) одинаков в различных
частотных диапазонах (рис. 2.6).
Аналитические выражения, аппроксимирующие
зависимость Рщ>(р) и Епр(р)у имеют вид функций
параболического типа
(2.9)
=Л/>з/4 [кВ/см].
(2.10)
Здесь А и В — соответствующие нормирующие
коэффициенты.
53

Так, например, зависимость Рцр(р) для
коаксиальной линии 3 на рис. 2.5,а соответствует выражению
/>np=16,5.10-5p3/2 [кВт],
где р — давление в Па.
Зависимость £Пр(р) для электрода 7 соответствует
£пр= 14,7- Ю-4 р3'4 [кВ/см].
Ошибки при аппроксимации соотношениями (2.9) и
(2.10), как показал анализ, не превышают 10% по
мощности или 5% по напряженности. Рассчитанные с
помощью соотношений (2.9) и (2.10) зависимости
построены на рис. 2.5, 2.6 (сплошные линии).
Подтверждение сделанным выше выводам можно
увидеть также в материалах других работ,
например в [1]. Задача автора [1] состояла в определении
величины пробивной напряженности в воздухе, азоте,
кислороде на частотах L-, Х- и /(-диапазонов1 в
интервале давлений от 1,33-104 до 1,33 Па. Автором
тщательно и с помощью совершенной техники эксперимента
были проведены исследования в нескольких
специальных резонаторах, различающихся
характеристической длиной2, с тем, чтобы оценить роль различных
разрядных процессов. Измерения проводились на
частотах 992... 994 МГц, 9,3... 9,4 и 24,1 ГГц, применялся
внешний ионизатор Со60. Автор не ставил целью
определение зависимости пробивной мощности от давления
или получение обобщенного материала по этому
вопросу. Однако полученные им данные позволяют провести
подобный анализ и обнаружить некоторые любопытные
факты.
Результаты исследований [1] в импульсном режиме
представлены на рис. 2 8. Если на тех же рисунках
изобразить зависимости £(р3/4) штрихпунктирной линией,
то видно, что, начиная с некоторого минимального
давления (3,99-102... 5,32-102 Па для диапазона L;
2,66-103... 3,99-103 Па для диапазона Хит. д.), правые
ветви экспериментальных кривых хорошо соответствуют
указанной зависимости. Величина характерного давле-
1 Согласно принятой в США буквенной системе обозначения
диапазонов радиоволн диапазон L соответствует полосе 0,39 . .
... 1,55 ГГц, 5 — 1,55 ... 5,2 ГГц, X — 5,2 ... 10,9 ГГц, /С—10,9 ...
. . 36,0 ГГц
2 Характеристической длиной Л называется параметр,
соответствующий минимальному размеру измерительного резонатора.
54

102
133 1,33-10 1,33102 1,33 Ю3р,Па
10
■ \
1 1 1 Illll
Ркр
1 1 1 1 .III
В/см
1,3310 1,33-W2 1,33 W3
p,na
: Ч
I
Рнр
У
1 1
0,01 0,1
а
Рис 2.8.
а) /=994
1,0 10,0
р,мм pm cm
1,0
10,0 100,0
р,мм pm cm
Зависимость пробивной напряженности от давления воздуха
по данным [1]:
МГц, Л-1,51 см, б) /=9,3 ГГц, Ai = 0,l и Л2=0,4 см Штрихпунктир-
ная прямая соответствует соотношению (2 10).
ния ргр (начальная точка касания) увеличивается с
частотой. Роль размеров разрядного объема можно оценить
из данных рис. 2.8. Нетрудно видеть, что выше
указанного характерного давления /?Гр правые ветви кривых
совпадают и являются общими независимо от размеров
разрядного промежутка (параметр Л). Таким образом,
в данном случае, как и в проведенных опытах, характер
зависимости Е(р) в рассмотренном интервале давлений
и размеров разрядного промежутка оказался
одинаковым для различных частотных диапазонов и неоднород-
ностей. Аналитическое выражение этой зависимости
соответствует соотношению (2.10).
Исследования автора [1] проводились в достаточно
широком интервале давления, и кривые рис. 2.8
соответствуют различным разрядным процессам. В
частности, при малых давлениях (левая ветвь кривой)
доминирующим процессом потерь электронов является
диффузия, что нашло соответствующее отражение в
зависимости от параметра Л (рис. 2.8,6). При увеличении
давления выше некоторого значения (правая ветвь
кривой) преобладающим механизмом потерь электронов
становится прилипание и пробивное поле перестает
зависеть от размеров объема.
Полученные результаты (рис. 2.6) соответствуют
именно правой ветви кривой Е(р)—«формальной
кривой Пашена», т. е. соответствуют условиям пробоя,
определяемого явлением электронного прилипания. В общем
виде подобные условия характеризуются достаточно
55

большим значением рЛ, причём для различных частот
количественное выражение этого условия приобретает
разные значения. Соответственно и интервал давлений,
в котором можно считать справедливой зависимость
Е(р314), меняется с длиной волны. Определим
минимальное значение давления, допускающее принятую
аппроксимацию.
Как известно, минимум пробивной напряженности
кривой Е(р) (рис. 2.8) соответствует переходному
моменту в развитии разряда от большого числа соударений
за одно колебание электрона к большому числу
колебаний за одно соударение. Это выражается условием
VCT = G), (2.11)
где vCT — частота столкновения электронов с
нейтральными молекулами; со — круговая частота электрического
поля.
Частота столкновения vCT электронов зависит от
энергии электронов, но, как было определено многими
авторами [1, 2, 7], с достаточной степенью точности для
воздуха может быть принято некоторое среднее значение
vCT=5,3-109(/7/133). (2.12)
Тогда давление рКр, соответствующее минимальной
пробивной напряженности (точке перехода частоты
столкновения), для воздуха определяется соотношением
/Д=47,2-102; р//=1,57-10-7. (2.13)
Здесь р — давление, Па; X — длина волны в воздухе, см;
f — частота, Гц.
Расчетные значения, например,
/?кр^ 1,6-102 Па для / = 992 МГц (диапазон L);
/?кр=*= 14,6-102 Па для / = 9400 МГц (диапазон Х)\
ркрх 38,6-101 Па для / = 24 100 МГц (диапазон К)
соответствуют результатам, полученным в [1].
Вторую характерную точку правой ветви кривой
(давление рГр), соответствующую переходу к пробою,
управляемому явлением прилипания, можно уточнить
с помощью данных рис. 2.8. Это давление определяется
точкой касания кривой Е(р) с прямой Е(р3/4). Из
графиков видно, что
Ргр«(3...5)рКр. (2.14)
56

Для исследованных частот рГр имеет следующие
значения:
ргр=5,32-102 Па для /=992 МГц (диапазон L);
/7^=4,7-103 Па для /=9400 МГц (диапазон Х)\
ргр= 12-103 Па для /=24 100 МГц (диапазон К)
чему также соответствуют результаты, полученные в [1].
Для давлений выше ргр кривые пробоя совпадают с
прямой E=F(pz/4) либо (в линейном масштабе) —с кривой
E/p=F{l/pW). (2.15)
В табл. 4 даны приближенные величины давлений рКр
и рГр для некоторых частот. Значения /?гр следует
учитывать, в частности, при выборе предельных
испытательных давлений для исследования электрической
прочности элементов с применением имитации высоких
уровней мощности понижением давления.
Таблица 4
Давления ркр и /?гр для различных, частот
f, МГц
800
1000
2 500
3 000
5 000
10 000
24 000
37 000
X, см
37,5
30,0
12,0
10,0
6,0
3,0
1,25
0,8
ркр/133, Па
1,0
1,2
3,0
3,6
6,0
12,0
29,0
44,0
/>гр/133, п*
3,0
4,0
10,0
12,0
20,0
40,0
90,0
135,0
Таким образом, для давления выше /?гр зависимость
пробивной напряженности и мощности от давления
описывается соотношениями (2.10) и (2.9). Давления рКр
и /?Гр слабо зависят от длительности импульса при т=
= 1.. 5 мкс, зависимость от т появляется при
т<0,3...0,5 мкс.
Можно полагать, что для других газов характер
зависимости Ещ>(р) сохранится таким же. Отличаться
будет только собственно величина Ещ>у которая
определяется значением коэффициента прилипания данного
газа.
При рассмотрении зависимости пробивной
напряженности от давления температура предполагалась по-
57

стоянной и равной или близкой 293 К (20°С).
Абсолютное большинство экспериментальных исследований
сверхвысокочастотного разряда осуществлялось именно
при этих условиях.
Для выяснения природы зависимости пробивной
напряженности от температуры следует исходить из того
факта, что электрическая прочность разрядного
промежутка определяется числом молекул газа,
приходящихся на единицу объема или, точнее, на единицу
длины пробега электрона в направлении поля. Это число
физически определяется не столько давлением, сколько
плотностью газа, которая, в свою очередь, связана
с давлением и температурой. Поэтому £пр является
функцией не давления, а плотности газа. А так как
плотность газа связана с температурой и давлением
обратными зависимостями, то уже это обстоятельство
давало основание предположить [86], что характер
влияния температуры на пробивную напряженность
будет противоположным по сравнению с влиянием
давления.
Имея в виду вышесказанное, в более общей форме
зависимость пробивной напряженности от давления и
температуры (с учетом уравнения газового состояния),
по-видимому, примет вид
Е2ар/Е1пр -х, p2/Pl = (TJT2Y (pJPl)a. (2.16)
Показатель а характеризует определенную ранее
зависимость пробивной напряженности от давления при
постоянной температуре и равен 3/4.
Экспериментальная проверка указанного
соотношения была проведена в интервале температур —50...
+ 130°С. Измерения производились по принятой
методике. Снималась зависимость Рщ>{р) при различных, но
постоянных температурах (—50, 0, +20, +50, +100,
+ 130°С). Затем по полученным результатам
определялись значения (Рщ>Ь для нормального давления.
На рис. 2.9 представлены результаты измерений
одного из волноводных элементов. Рис. 2.9,а показывает
зависимость пробивной мощности от давления при
постоянной температуре, и полученные в этом случае
результаты соответствуют определенной ранее
зависимости (2.9). На рис. 2.9,6 представлена зависимость
пробивной мощности от температуры при постоянном
58

Рпр,кВт
100
80
60
50
40
30
20
7
/t
/
/
/
A
'//
[A _A
/
50° V
//
w
^^100°
r +130°
с
и ■
с
c
200 300 400 500 р,ммртст
410* 6ЮЧ 810* 105 Па
а
Рис. 2.9. Температурные
зависимости пробивной мощности:
а — зависимость пробивной мощно-
сти от давления при постоянной
температуре, б и в — зависимости
пробивной мощности от
температуры при нормальном давлении
Кривая (в) соответствует расчетному
аппроксимирующему соотношению
300
200
100
90
80
70
60
50
30
<
\
N
ч
\
\
\
200 300 400 Т,К
IF
1,0
>
\
\
к
-50 0 +50 +100 t°C
i i i i
223 273 323 373 ТУК
В
(нормальном) давлении. Полученные зависимости
и £пр удовлетворяют соотношениям
(2.17)
Эти результаты подтверждают правильность
сделанных предположений. На рис. 2.9,6 представлена
зависимость пробивной мощности от температуры и
аппроксимирующая кривая
PIP *^j(T IT ^3/2 (9 1 Н\
Здесь Ti = 293 К, а Т2 — произвольная температура.
Далее, если соотношения (2.17) представить в
развернутом виде, подобном (2.16)
(2.19)
59

и если £inP соответствует нормальным условиям (т. е.
р=101 кПа и /=20°С), то зависимость пробивной
напряженности от температуры и давления можно записать
так:
(2.20)
или для пробивной мощности
/>2пР=Ллр[2,9. Ю-3 p2IT2]W (2.21)
(здесь р в Па.)
Хотя зависимость Рпр(Т) (рис. 2.9,в) получена в
интервале температур —50 ... + 130°С (223 ... 403 К),
по-видимому, характер ее сохранится в значительно
большем интервале температур, по крайней мере, пока
не проявится роль термоэмиссии стенок объема или
других побочных факторов.
2.4. Диссипативные свойства разряда
Диссипативные свойства разряда в волноводном
тракте представляют интерес постольку, поскольку они
являются не только характеристикой самого разряда,
но и влияют на параметры всей волноводной системы.
Предполагая, что разряд в волноводе представляет
собой короткое замыкание, раньше считали, что
электрическая прочность волноводного тракта при пробое
уменьшалась за счет возросших отражений от разряда.
Ввиду важности этого вопроса было проведено
исследование величины отражений от разряда в процессе его
развития. Для этой цели использовались элементы двух
типов: в виде секции волновода стандартного сечения,
в котором устанавливалась сосредоточенная
неоднородность, и в виде отрезка регулярного волновода
уменьшенного сечения. Для локализации разряда секции были
герметизированы, что позволяло изменять при
экспериментах давление и вид газа, заполняющего волновод.
На рис. 2.10 представлены типичные характеристики
передачи (величины максимального коэффициента
отражения /Сотр, коэффициента передачи /Спер и
коэффициента поглощения /Спогл по мощности, а также
коэффициента стоячей волны по напряжению Кет и) для
разряда в воздухе и в аргоне. Параметры приводятся в
зависимости от величины падающей мощности,
соответствующей различным стадиям разряда. Эти стадии раз-
60

вивающегося разряда обозначены на рис 2.10,а
I—начальная стадия — искровой неустановившийся
(несамоподдерживающийся) разряд, II — искровой
установившийся (самоподдерживающийся) разряд. В обоих
случаях разряд представляет собой местный разряд на
неоднородности. Наконец, III стадия — завершенный дуго-
0,8
0,6
О,*
0,2
—О
Кпгр
А'отр
ы
V
h
1,0
Know
■о—
Kfltp
Л
У
N
\\
к
/\
III I
-10
-5
5
1
О 20 40 60
Ш
40 60 80 100 110
L I I П
I
/ р=760мм ртст (1,0Ы05Па) 2 р=11*Юмм рт cm (1,51-105Па)
б. Воздух
погл
Лет!/
10
3
/0 Я7 30РПпЛ1кВт 20 30 40 50 Рш,кВт
1р=760ммрт ст.11,01-Ю5Па) 1р=1520ммрт.ст(2105Па) З.р =2300мм ртст.
(3,05105Па)
6. Аргон
Рис. 2 Ю Параметры передачи разряда в различных его стадиях:
а — три основные стадии разряда б и в — коэффициенты отражения,
передачи и поглощения разряда в воздухе и аргоне Полусферический электрод.
П — плазмоид.
61

вой разряд и пробой регулярного волновода. На
рис. 2.10,6, в указанные стадии разряда отмечены
соответственно.
Результаты измерений показали (например, / на
рис. 2.10,6), что возникновение разряда (стадия I) не
сопровождается появлением сколь-нибудь заметных
отражений (/Сотр i~0). Коэффициент передачи при этом
(/Cnepi) близок к единице, и потери за счет поглощений
в разряде отсутствуют. Затем, по мере увеличения
падающей мощности и обусловленного этим роста
интенсивности разряда (стадия II), наблюдается возрастание
отражений. Это сопровождается одновременным
снижением коэффициента передачи, который уменьшается на
соответствующую величину. Потери за счет поглощения
в разряде отсутствуют. Этой стадии соответствует
максимальный коэффициент отражения, достигающий при
нормальном давлении воздуха величины порядка /Сотр=
= 0,4 (Кетt/^5). По достижении некоторого значения
мощности РПв (см. § 2.2) происходит дуговой пробой
регулярного волновода (стадия III), что
сопровождается резким падением отражений (в рассматриваемом
случае до величины порядка /Сотр ш=0,15). Переход
к стадии III сопровождается резким возрастанием
потерь (/Спогл), которые вызваны поглощением в дуге [6].
Аналогичная картина наблюдалась и при других
условиях. Так, на рис. 2.10,6 (2) представлены
результаты эксперимента при давлении 1,5-105Па. Здесь также
имеют место незначительные отражения в начальной
стадии разряда (/СОтр1~ 0), затем при увеличении
интенсивности разряда отражения возрастают до /Сотри=
= 0,55 перед пробоем регулярного волновода и резко
уменьшаются до величины /Сотр ш^ 0,05 при пробое
волновода с одновременным возрастанием потерь из-за
поглощения в дуге. Различия в абсолютных значениях
аналогичных величин /Сотр, /Спогл по сравнению с
приведенными на рис. 2.10,6 (1) определяются давлением
и обусловленными этими особенностями разряда.
Подобная картина является типичной и наблюдалась
для разряда как на сосредоточенных неоднородностях,
так и в регулярном волноводе в интервале давлений
от 1,01-105 до 2-Ю5 Па для воздуха и до 3,1-105 Па для
аргона. На рис. 2.10,в сказанное выше
проиллюстрировано в виде аналогичных зависимостей для разряда
в аргоне. Картина происходящих явлений сохраняла
62

описанную последовательность и подобие. Абсолютная
величина наибольшего (/Сотри) и наименьшего (/Сотрш)
коэффициентов отражения зависела от давления и вида
газа, заполняющего волновод. Для воздуха упомянутые
величины /Сотр оставались в пределах 0,4... 0,55 и
0,05... 0,15 соответственно. Интенсивное поглощение
СВЧ энергии дуговым разрядом в волноводе может
достигать (в воздухе при определенных условиях)
60... 80% от мощности падающей волны.
Подобные результаты были получены другими авторами в
аналогичных исследованиях В работе [501, целью которой было
исследование электрической прочности щелевой антенны при давлениях
(0,6 80) -102 Па, измерения коэффициента отражения при пробое
дали величину /Сотр^0,03
При исследовании электрической прочности в режиме
непрерывных колебаний [84] были обнаружены изменения отражений и
потерь в разряде в зависимости от уровня мощности и других
факторов При пробое волновода коэффициент поглощения достигал
величины /Спогл—0,75 при /Сотр=0,25 Автор [84] полагал, что
величина коэффициента отражения определяется давлением и
температурой внутри волновода, а также уровнем мощности и размером
волновода
Можно согласиться с утверждением автора относительно роли
давления и температуры газа, но утверждение относительно
определяющей роли уровня мощности и размеров волновода формально и
не отражает существа явления. В действительности, величина
отражений (и поглощения) зависит только от вида и характера разряда,
а заблуждение автора [84] объясняется тем, что измерение
отражений он проводил, не учитывая характер разряда
Анализ полученных результатов позволяет сделать
следующие выводы:
— существование разряда сопровождается
появлением отражений и потерь, изменяющихся в зависимости
от вида разряда;
— отражения в начальной стадии развития разряда
имеют пренебрежимо малую величину, затем в стадии II
отражения возрастают и достигают максимальных
величин перед пробоем волновода (соответствующих
эквивалентному увеличению мощности в пучности до уровней
(2,7 ... 3,0)РПад при нормальном давлении воздуха).
Завершение развития разряда и переход его в конечную
стадию — дуговой пробой регулярного волновода —
вновь сопровождается уменьшением отражений от
разряда до очень малых величин (в указанных условиях
до величин /Сотр=0,05 .. .0,15, соответствующих Ксти=
= 1,55 ... 2,25). Эта же стадия разряда сопровождается
резким возрастанием потерь в разряде (до величин,
соответствующих /СПогл = 0,6 ... 0,8);
63

— величины параметров передачи и характер их
изменений определяются характером разряда;
существенными факторами являются также давление и вид газа,
заполняющего волновод;
— пробой волновода в нормальных условиях почти
никогда не приводит к полному отражению, т. е. к
короткому замыканию тракта. Окончательно
сформировавшийся разряд в своей завершенной стадии
сопровождается значительным поглощением; именно это
обстоятельство приводит к тому, что СВЧ энергия не
распространяется к нагрузке.
2.5. «Бегущий» разряд в волноводе. Пробой тракта
При работе систем высокого уровня мощности
наибольшую опасность представляет аварийный режим,
который характеризуется пробоями в волноводном
тракте. Однако практика показывает, что выход из строя
систем определяется не разрушением элемента, который
оказался наименее прочным. Аварийная ситуация, как
правило, приводит к выходу из строя магнетрона
независимо от того, где и в каком элементе тракта начался
пробой.
Опыт однозначно подтверждал картину
происходящих событий, которые развивались в следующей
последовательности По достижении при некоторых
обстоятельствах в каком-либо из элементов тракта
критического значения напряженности электрического поля,
превышающего предельно допустимую величину £Пр,
в элементе происходит пробой. Такими обстоятельствами
могут явиться мгновенное превышение мощности
генератора, появление отражений в линии, понижение
давления в тракте и т. п. Этот пробой, как правило,
завершается пробоем магнетрона. Подобное явление
наблюдается в любом диапазоне частот.
Объяснение этого явления, которое дал Hart f37] и другие было
следующим При повышении мощности не выдерживал наиболее
слабый элемент тракта — он пробивался Пробой волноводного
элемента, как предполагалось, представлял собой короткое замыкание,
в результате чего в части тракта, замкнутой накоротко,
коэффициент стоячей волны достигал своего максимального значения (Ксти=
=оо), а напряженность — максимального (в пучности стоячей волны)
значения £макс=2£о (где Ео — напряженность, соответствующая
номинальной мощности в режиме бегущей волны) Эквивалентная
мощность (в пучности) увеличивалась до значения 4/V Это, в свою
64

очередь, приводило к пробою в самом слабом элементе на
«закороченном» участке тракта и подобная последовательность явлений
повторялась до тех пор, пока пробой не оказывался у магнетрона.
Такое объяснение практически подтверждалось лишь тем
фактом, что пробой, возникший в любом месте тракта, действительно
в конце концов оказывался у магнетрона и выводил его из строя.
Однако при более пристальном рассмотрении приведенное выше
объяснение не может казаться основательным Не было ясно, отчего
разряд, возникнув в каком-то месте и по какой-то причине, в
процессе своего существования и развития не локализовался на этом
(самом слабом) месте тракта Напротив, разряд перемещался к
магнетрону, как было установлено, даже в том случае, если между ним
и местом пробоя не было вообще каких-либо слабых мест,
например, при наличии только регулярного волновода Затем пробой
тракта иногда происходил на столь малых уровнях мощности, которые
даже при допущении полного отражения от разряда намного ниже
предельных для регулярного волновода Таким образом, природа
происходящего не может быть объяснена отражением от разряда.
С другой стороны, ясно, что пробой волновода носил зависимый
вторичный характер, так как безусловно возникал после появления
первичного пробоя.
Для исследования это явление было имитировано
в лабораторных условиях. Был собран макет тракта на
волноводах стандартного сечения (23X10 мм),
пробивная мощность которого порядка 1,0 МВт. С помощью
неотражающего волноводного электрода в определенном
месте тракта было создано электрически слабое место
прочностью порядка 50 кВт [80].
Наблюдения показали, что с повышением мощности
до уровня пробивной для этого электрода (в данном
случае 50 кВт) на нем возникает местный разряд
(рис. 2.10,а). При дальнейшем повышении мощности
картина происходящего соответствует описанной ранее
(§ 2.2), и по достижении некоторого уровня мощности
разряд переходит в завершенный дуговой пробой при-
электродной части регулярного волновода. Интересно,
что пробой регулярного волновода может происходить
при уровнях, на порядок меньших пробивного значения
мощности этого волновода в нормальных условиях.
В приведенном примере регулярный волновод сечением
23X10 мм пробивался при мощности порядка 0,1 МВт
и менее.
Почти сразу после появления в области электрода
первого дугового пробоя он практически мгновенно
перекидывается на последующие участки регулярного
волновода в сторону магнетрона (рис. 2.10,а), а
предыдущий пробой исчезает. Такая последовательность по-
5-145 65

вторяется, до тех пор, пока пробой не оказывается
у магнетрона и не выжжет окно магнетрона.
Аналогичные эксперименты проводились и с
^волноводами других сечений — картина была подобной.
Говоря о физической природе этого явления,
наиболее вероятным представляется предположение того, что
каждый возникший в волноводе разряд является как бы
инициатором для последующего в качестве источника
ионизирующего излучения Такое излучение повышает
концентрацию электронов в области, прилежащей к
разряду, чем способствует возникновению нового разряда.
Характерным в этом смысле является возникновение
при пробое волновода своеобразного плазмоида —
ионизированного облака (см. рис 2 10,а и 2.11). Этот
плазмоид по мере возрастания мощности увеличивается
в размерах, вытягиваясь в сторону генератора СВЧ
(рис. 2.11). Каждый из вновь возникших разрядов
Рис 2 11 Движущийся разряд в волноводе:
а — при нормальном давлении (плазмоид указан стрелкой, яркие разрядные
каналы — разрядные образования на широких стенках волновода) и о —при
пониженном давлении.
66

играет точно такую же роль для последующего, таким
образом, цепочка последовательных пробоев
развивается лавинно. Разумеется, что ионизирующее излучение от
разряда должно распространяться равномерно во все
стороны, но поскольку поглощение в разряде
существенно ослабляет величину проходящей мощности, то пробои
и движение разряда могут иметь место только в одну
сторону — к генератору.
Таким образом, общая схема пробоя волноводного
тракта определяется особой формой СВЧ разряда —
«бегущим» разрядом. Такой разряд, возникнув
в области электрически слабого места, самопроизвольно
перемещается к источнику энергии (рис. 2.11,6).
Действительная причина динамических свойств
пробоя волноводного тракта — в ионизирующем
воздействии разряда-инициатора. Такой разрял-инициатор, будь
это даже слабый разряд на фланце или в каком-либо
элементе, создавая местное увеличение концентрации
заряженных частиц, резко снижает электрическую
прочРис. 2.12. Слюдяные прокладки герметизирующей секции после
прохождения через нее «бегущего» разряда.
ность регулярного волновода и может привести к его
пробою. Последующее «движение» разряда объясняется
движением фронта ионизации за счет вновь
возникающих «бегущих» разрядов.
Однако дальнейшие эксперименты показали, что
возбуждение разряда в волноводе может происходить, по-
видимому, более сложным путем, чем это казалось на
первый взгляд. Оказалось, что разряд способен в
некоторых условиях «проходить» сквозь такие препятствия,
как диэлектрические прокладки, даже не разрушая их.
Разряд «проходил» через слюдяные, тефлоновые и
кварцевые прокладки различной толщины. В определенных
условиях разряд может «пройти» прокладку, вообще не
задерживаясь у нее. На рис. 2.12 изображен пакет из
5* 67

четырех слюдяных прокладок толщиной по 0,04 мм
каждая, через который «прошел» разряд, остановившись на
несколько секунд и разрушив только две из них — а и б,
две другие (в и г) оставив невредимыми. Возможные
вариации поведения разряда определяются в первую
очередь характером разряда, точнее, степенью его
интенсивности и давлениями по обе стороны от
диэлектрической прокладки.
Разнообразие условий возникновения «бегущего»
разряда заставляет предполагать и разнообразие причин,
вызывающих необходимую для этого мощную
ионизацию. Возможно, что в упомянутых случаях интенсивная
ионизация происходит под влиянием различных причин,
например: ионизирующие и ультрафиолетовые
излучения *, высокая температура разряда и другие активные
процессы [139, 140].
Не менее сложным закономерностям подчиняется и
само «движение» разряда по волноводу. Для заданной
частоты и размеров волновода скорость «движения»
разряда зависит от уровня мощности, вида газа и
давления и других факторов [84]. Скорость перемещения
разряда по волноводу была измерена в 3-см диапазоне
длин волн на макете тракта (рис. 2.13,а). На конце
тракта длиной более 3 м имелось электрически
ослабленное место 1. В тракте на пути движения разряда
размещались специальные волноводные секции 2 и 4
с фоточувствительными элементами 3 и 5,
реагирующими на проходящий разряд. Фотодатчики 9
подключались к электронному регистрирующему устройству 7,
которое позволяло фиксировать время прохождения
пробоя вдоль участка заданной длины. На рисунке
обозначены также нагрузка 6 и электронный
осциллограф 8.
Результаты измерения в волноводе, заполненном
воздухом при нормальном давлении, представлены на
рис. 2.13,в. Скорость движения разряда определяется
в основном его интенсивностью: для разрядов более
интенсивных скорость больше. В данных условиях
максимальная скорость «движения» пробоя вдоль
волновода 2 м/с.
1 Tikawo Tamuro. Ionizating radiation of pulsed discharge in
hydrogen. — «Japan. Journ. Appl. Phys.», 1963, v. 2, № 8, p. 492—
499. Penny V. Ionization of gas by radiation from a discharge.—
«Communic. Electron.», 1963, v. 8, N2 1, p. 365—368.
68

/ —HI--
м/с
1,6
1,0
0,8
0,6
>
/
o°
Be
23
О
^^
0
60 100 140 Р,квт
в
¥ *
Рис. 2.13. Схема волноводной части установки для измерения
скорости «бегущего» разряда (а), схема регистрирующего устройства
(б); зависимость скорости «движения» от величины падающей
мощности (в)\ секция с фотодатчиком (г).
Для выяснения способности «бегущего» разряда
проходить элементы тракта на пути разряда устанавливали
различные элементы: ответвители, вращающиеся
сочленения, ферритовые устройства и др. Разряд
беспрепятственно проходил через все элементы к генератору,
а задерживался только такими, как герметизирующие
перегородки. Скорость разряда достаточно велика, и на
69

элементах не оставалось следов разрушений. След от
движения разряда по волноводу был только на широких
стенках волновода в виде потемнения серебряного
покрытия. Герметизирующие элементы разряд, как
правило, разрушал полностью или частично.
Глава 3
ЭЛЕКТРИЧЕСКАЯ ПРОЧНОСТЬ ТИПОВЫХ СВЧ УСТРОЙСТВ
Разработка сложных устройств высокого уровня
мощности требует большого объема натурного
макетирования для предварительной оценки электрической
прочности и уточнения возможностей улучшения этого
параметра. Использование подобных данных по
разработанным устройствам в качестве типовых в известной
степени облегчит задачу разработки.
В настоящей главе приводятся результаты
экспериментального исследования электрической прочности
большого числа волноводных, коаксиальных и полоско-
вых элементов. Цель исследования заключалась не
только в определении прочностных характеристик
рассмотренных устройств, т. е. определении величины
пробивной мощности и электрически слабого узла. Задача
заключалась также в исследовании характера и
выявлении закономерностей пробоя сложных СВЧ
устройств и отыскании общего критерия их электрической
прочности.
Можно полагать, что электрическая прочность
устройства определяется двумя основными факторами.
Во-первых, сверхвысокочастотными свойствами
устройства, т. е. типовым электродинамическим характером
данной СВЧ структуры и его параметрами. Во-вторых,
конструктивными особенностями устройства, т. е.
типовыми признаками данной конструктивной модификации.
По-видимому, указанные факторы прежде всего и
должны быть приняты во внимание при анализе
электрической прочности устройства. Слабая частотная
зависимость пробивной напряженности допускает
группирование устройств по назначению и конструкции, относя
к одному типу устройства различных частотных
диапазонов.
70

Эти обстоятельства определили подход к выбору объектов
исследования и к анализу полученных результатов
Были исследованы регулярные линии и переходы между ними,
простые элементы и сложные гибридные устройства, направленные
ответви гели, механические переключатели и вращающиеся
сочленения Из устройств с диэлектрическими элементами исследованы
герметизирующие секции, фазовращатели, поглощающие нагрузки, фер-
ритовые устройства и др
Экспериментальное исследование заключалось в определении
зависимости пробивной мощности от давления и визуальном
наблюдении картины пробоя Полученные результаты обрабатывались
с целью получения аналитического выражения ЯПр(р),
аппроксимирующего экспериментальные результаты Величина РПр при
нормальном давлении определялась непосредственным измерением либо
с помощью аппроксимирующего выражения Ниже приводятся
некоторые результаты исследования типовых устройств, которые могут
быть использованы в качестве справочных
3.1. Результаты экспериментального исследования
электрической прочности волноводных устройств
В разделе приводятся результаты
экспериментального исследования, основные размеры и параметры
устройств, а также расчетные зависимости,
аппроксимирующие экспериментальные данные. На рис. 3.1—3.3
для примера представлены результаты для некоторых
исследованных устройств (точки — экспериментальные
данные, прямые — соответствующие аппроксимации).
Регулярные волноводы и элементарные волноводные
неоднородности
1. Суженная секция регулярного волновода (/ на
рис. 3.1.,а) сечение 23X1,0 мм, /CCTt7=l,03, Рпр=Ю0кВт,
пробой возникает по центру в начале суженной части
волновода Выражение Рщ)=Врьу аппроксимирующее
экспериментальную зависимость, имеет вид
РПр = 0,ЗЫ0-5 р*» [кВт] (3 1)
Здесь р — давление, Па.
2. Волноводные электроды полусферической
конфигурации (2, 3, 4 на рис. 3.1,а): сечения волноводов:
7,2X3,4; 23X10 и 90X15 мм; радиусы полусфер
электродов: г2=0,8; г3=2,5 и г4=4,0 мм, Кет t/~ 1,1,
соответственно ЯПр=25, 124 и 500 кВт, пробой возникает
на вершине электрода между электродом и
противоположной широкой стенкой волновода. Выражение Япр=
71

=Врь, аппроксимирующее экспериментальную
зависимость, имеет вид
Рпр= 0,08-10"5//2 [кВт] для 2,
Рпр=0,4-10-У/2 [кВт] для 3,
Р= 1,5.10-У2 [кВт] для 4.
(3.2)
(3.3)
3. Волноводные электроды цилиндрической и
конической конфигурации: сечение волновода 23X10 мм,
размеры электродов: зонд — Л=3,0 и г= 1,5 мм; ко-
Волновод
23"10 мм
10001000
800 800
ролновод
'Коаксиал
волноводы.
Волноводы
90*^5-90*15мм
10
10
100 200 300 Ш 600 1000 р,ммрт.ст. 100 200 300 400 р,ммрт.ст.
■ I i ■ § | J
8-10'
а
16-10* Па
8-10и Па
Рис 3.1 Зависимость пробивной мощности от давления для
регулярных линий и элементарных неоднородностей (а) и простых
элементов (б); уголок после пробоя (в).
72

нус —Л=5 мм и угол при вершине а=20°, /Сет с/—1,08,
соответственно Рпр=74 и 13 кВт, пробой возникает
аналогично п. 2; Выражение Pnp=5p3/2, аппроксимирующее
экспериментальную зависимость для 5 на рис. 3.1,а,
имеет вид1
Рпр = 0,04 10-б//2 [кВт]. (3.5)
На рис. 3.1 обозначено: / — суженная секция (Я = 3 см);
2\ 3; 4 — полусферический электрод (Я = 0,8; 3; 10 см);
5 — конусный электрод (Я = 3 см); 6 — уголок £-плоскос-
ти (Я = 3 см); 7 — трансформатор волны //а->Г (Я =
= 10 см), 8 — трансформатор сопротивления (Я = 10 см);
9 — трансформатор волны Н[=2-^Н\1 (Я = 0,8 см).
Переходные волноводные устройства (табл. 5, 6).
Гибридные соединения (табл. 7)
Исследовался двойной тройник, настраиваемый
индуктивными штырями в £-плече и в двойном
//-волноводе и ненастраиваемый двойной тройник, согласование
которого обеспечивается конфигурацией области
сочленения плеч и скруглением £-плеча радиусом 4 мм. У
щелевых мостов (//-плоскостных, ненастраиваемых)
согласование обеспечивается емкостными элементами в
области связи.
Направленные ответвители (табл. 8, 9)
Направленные ответвители со связью по широкой
стенке рассматривались двух типов: на взаимно
перпендикулярных и взаимно параллельных волноводах. Связь
осуществляется с помощью одного или группы отверстий
различной конфигурации. В табл. 8 помимо параметров
(переходного затухания С, направленности D) указан
вид элемента связи; при связи группой круглых
отверстий указывается диаметр максимального отверстия.
Согласование ответвителей не хуже /Сет с/= 1,04.
Направленные ответвители со связью по узкой
стенке (табл. 9) на взаимно параллельных волноводах;
1 Далее ввиду однотипности полученных аппроксимирующих
выражений вида РПр=5р3/2 в соответствующих местах главы будем
лишь уточнять характер зависимости и приводить значение
коэффициента В [кВт/Па3/2].
73

Таблица 5
Переходные трансформирующие устройства
Наименование устройства
Трансформаторы
волнового сопротивления
ступенчатые четвертьволновые:
одноступенчатый (скруг-
ление гс= 0,3 мм)
двухступенчатый (скруг-
ление гс=0,5 мм)
трехступенчатый (скруг-
ление гс= 2 мм)
Трансформатор
поляризации (скрутка)
Трансформатор волны
//^ -»• Т^
волноводно-коаксиальный (зондового типа)
Трансформатор волны
Н^ -* //°01 волноводный
(типа Марье)
Размер волновода, мм
1-го
23ХЮ
23ХЮ
90X15
23X10
90X45
7,2X3,4
2-го
28,5X12,6
28,5X12,6
90X45
23ХЮ
£> = 14
d = 6
d = \2
Кет U
1,05
1,05
1,08
1,05
1,1
1,1
V кВт
600
600
1600
380
3400
80
рг
пр
0,65
0,65
0,27
0,4
0,19
0,36
кВт/Па3/2
5
(8 на рис.
3.1, б)
10,5
(7 на рис.
3.1,0)
0,26
(9 на рис.
3.1, б)
Область пробоя
Середина широкой
стенки по
ступеньке к большему
сечению
Середина широкой
стенки волновода
Область связи
волновода с коак-
сиалом
Угловые выступы
в области
преобразования
Примечание. Здесь и далее значения коэффициента В [кВт/Па3/2] приводятся только для
рированных соответствующими графиками рис. 3.1—3.4.
примеров, иллюст-

Таблица 6
Переходные соединительные устройства
Тип устройства
Гибкие волноводы:
гофрированный с
размерами выступа
г = h = 2 мм
витой
позвонковый
г,
Тройник в
//-плоскости с
совмещенными боковыми
плечами
Уголок 90° в £-плос-
кости1 с размерами
6'= 8,7, гс=0,8мм
Размер
волновода,
мм
90X45
23ХЮ
90X45
7,2X3,4
23ХЮ
23ХЮ
К
1
1
1
1
1
1
ctU
,1
,04
,08
,07
,05
,07
4000
300
5000
105
340
120
р
0,
0,
о,
о,
о,
0,
пр
23
32
28
47
37
13
Область пробоя
По вершине
В зазорах
между витками
В зазорах
между позвонками
Область
сочленения с
двойным волноводом
Угол
Примечания. 1 Аппроксимирующая зависимость пробивной мощности от
давления аналогична (3 5). Коэффициент B=0,d5 10-s кВт/Па3/2 (6 на рис 3 1,6)
2. Во всех элементах пробой возникал по середине широкой стенки волновода
Таблица 7
Гибридные волноводные соединения
Тип
устройства
Тройники:
двойной

настраиваемый1
ненастраи-
ваемый2
Щелевой
мост
Тоже1
Размер
волновода,
мм
23ХЮ
28,5Х
Х12,6
7,2X3,4
23X12,6
90X45
*„=!,.
/Ся=1,08
1,08
1,05
1,1
180
750
150
560
7000
Р1
пр
0,195
0,5
0,68
0,48
0,40
ЯХЮ~5 кВт/Па
0,57
(/ на рис.
3.2, я)
—
1,7 (2 на рис.
—
Область
пробоя

Сочленение
£-плеча
с
тройником
То же

Емкостной
элемент
То же
»
Примечания. 1. Аппроксимирующие зависимости РпЛр) аналогичны (3.5).
р
2. На рис. 3.2,8 изображен вид тройника после пробоя.
пЛ
75

Таблица 8
Направленные ответвители со связью по широкой стенке
Элемент связи
Размер
волновода, мм
С, дБ
D, дБ
кВт
Р'
пр
Направленные ответвители
Два отверстия типа „крест"
То же
Одно отверстие типа „крест"
Два отверстия типа „крест"
Отверстие d=9 мм
d = 29 мм
d = 7,5 мм
d = 8,0 мм
d = 5 мм
на взаимно перпендикулярных волноводах
23ХЮ
28,5X12,6
23ХЮ
23ХЮ
23ХЮ
90X45*
28.5X12,6
28,5X12,6
28,5X12,6
10
14
20
22
28
30
30
33
48
25
18
15
22
12
15
20
15
10
ПО
190
220
300
170
3700
640
650
750
0,12
0,126
0,24
0,33
0,185
0,21
0,44
0,45
0,52
Направленные ответвители на взаимно параллельных волноводах
Два ряда по 20 отверстий
d = 2,0 мм
Ряд из 16 отверстий
d==2,0 мм
Два ряда по 4 отверстия
d = 2,5 мм
Ряд из 4 отверстий
d=12,6 мм
7,2X3,4
7,2X3,4*
28,5X12,6
90X45
10
20
30
50
30
30
30
20
90
100
600
3800
0,41
0,45
0,41
0,22
Примечания. 1. У всех ответвителей пробой возникает в
области связи.
2. Результаты экспериментального исследования ответвителей,
отмеченных*, представлены на рис. 3 2, а. Аппроксимирующая
зависимость пробивной мощности от давления аналогична (3.5), а
коэффициент В равен соответственно 11,5-10 —Б и О.ЗЫО"5 кВт/Па3/2.
Таблица 9
Направленные одинарные и сдвоенные ответвители со связью
по узкой стенке
Элемент связи
Размер волно-
С, дБ
D, дБ
кВт
пр
Ряд из 22 отверстий
d = 8,8 мм
Ряд из 16 отверстий
d= 1,6 мм
d=l,2 мм
Ряд из 3 отверстий
d = 8 мм
28,5X12,6*
7,2X3,4*
23ХЮ
10
20
35
22
40
15
15
30
700
100
550
0,48
0,48
0,60
76

Продолжение табл* 9
Элемент связи
Ряд из 3 отверстий
d=10 мм
d = 5 мм
Два отверстия
</ = 7,4мм
d = 5 мм
Ряд из 3 отверстий
d = 7,4 мм
Отверстие
d = 3,5 мм
Размер
волновода, мм
28,5X12,6
23ХЮ
28,5X12,6
28,5X12,6
С, дБ
23
50
25
40
30
60
D, дБ
23
18
20
20
25
0
кВт
900
600
700
950
Р*
пр
0,62
0,65
0,48
0,65
Примечания. 1. У всех ответвителей пробой возникает в
области связи.
2. Результаты экспериментального исследования ответвителей,
отмеченных*, представлены на рис. 3.2, б.
3. Аппроксимирующая зависимость пробивной мощности от
давления аналогична (3 5), а коэффициент В равен соответственно
2,15-Ю-5 и 0,ЗЫ0-5 кВт/Па3/2.
связь — с помощью одного или группы круглых
отверстий. Согласование ответвителей не хуже /Сет Z7= 1,04.
На рис. 3 2 обозначено: / — двойной тройник (Х=
= 3 см); 2 — щелевой мост (Х=3 см); 3; 4 — ответви-
тели по широкой стенке (Я=0,8; 10 см); 5; 6 — ответ-
вители по узкой стенке (А,=3; 0,8 см); 7; 8 —
вращающиеся сочленения (Я=3 см).
Вращающиеся сочленения (табл. 10)
Вращающиеся сочленения волноводного типа
основаны на использовании в качестве рабочей волны £°оь
а сочленения волноводно-коаксиального типа —
волны Г©. Для фильтрации паразитной волны Я°ц
применялись либо резонансные кольца, либо коротко-
замкнутые торцевые шлейфы. Согласование устройств
обеспечивалось с помощью индуктивных штырей в
прямоугольном и с помощью емкостных диафрагм в
круглом волноводах (2, 3, 4 на рис. 3.2,6).
Волноводно-коаксиальные сочленения с зондовым и
«пуговичным» (или конусным) возбудителями имеют
параллельные выходные волноводы, сочленения с петле-
77

200
100
80
60
40
30
20
WOO
Волновод Нш
'2Ъ*10мм
Волновода!
28,5*12,6мм
L~J Волноводы 90*Ц5мм
1 ifomff С=30+3дб
10
100
200 Шх Ш р.ммрт.ст.
2-10
8-10" Па
fВолноводы 7,2*3,4 мм
1ботв.*2ряда
С=20дб
200 ЗОф Шр,ммр(п.ст.
2-10* МО* ЫОцПа
б
Рис. 3 2 Зависимость пробивной мощности от давления для
гибридных соединений (а); направленных ответвителей и вращающихся
сочленений (б); двойной тройник после пробоя (в).
78

вым возбудителем — взаимно перпендикулярные
выходные волноводы. Соответствующие данные приведены
в табл. 10.
Таблица 10
Вращающиеся сочленения
Тип устройства
Размер волновода, мм

прямоугольного
круглого
или
коаксиального
«ctU
%'кВт
Р',
пр
Область
пробэя
Вращающиеся сочленения волноводного типа
С резонансными
кольцами
С короткозам-
кнутыми
шлейфами
То же
23ХЮ*
28,5X12,6*
7,2X3,4
D = 3
D = 2
D = 7
0
9
,7
1,1
1,1
1,18
170
350
15...
20
0
0
0
,185
,24
,1

Сочленение

моугольного
волновода с
круглым
Вращающиеся сочленения волноводно-коаксиального типа
С зондовым
возбудителем
С „пуговичным*
возбудителем
То же
С петлевым
возбудителем
28,5X12,6
28,5X12,6
72X34
28,5X12,6
D=13;
d=b
Z)=13;
£>=40;
D=13;
1,1
1,2
1,2
1,1
300
300
1000
250
0,2
0,2
0,1
0,17
Зондовый

возбудитель

Коаксиальная
часть
Примечания. 1. Результаты экспериментального исследования
устройств, отмеченных*, представлены на рис. 3.2, tf.
2. Аппроксимирующая зависимость аналогична (3.5), а
коэффициент £, равен соответственно 0,55-10~6 и 1,Ы0-5 кВт/Па3/2.
Переключатели волноводные механические (табл. 11)
Переключатели «барабанного» типа на два
направления— с радиальным изгибом в Я-плоскости;
электрический контакт подвижного сочленения осуществляется
дроссельным фланцевым соединением.
79

Таблица 11
Переключатели
Тип устройства
Переключатель
барабанного типа
То же
То же
Переключатели:
с подвижными
заслонками
с поглотителем
Коммутирующий элэ-
мент типа
.индуктивный штырь"
Размер
волновода, мм
23ХЮ
28,5X12,6*
90X45
23ХЮ*
23ХЮ
90X45
механические
KctU
1,08
1,07
1,06
1,1
1,1
1,08
V
кВт
600
800
5500
70
250
2500
р*
пр
0,65
0,55
0,3
0,07
0,27
0,14
Область пробоя
Дроссельное
соединение
Вершина
штыря в
положении
.открыто*
Примечания. 1. Результаты экспериментального исследования
переключателей, отмеченных*, представлены на рис. 3.3, д.
2. Аппроксимирующая зависимость пробивной мощности от
давления аналогична (3.5), а коэффициент В равен соответственно
2,5-Ю-6; 0,2-Ю-5 кВт/Па3/2.
Переключатели с подвижными заслонками на два
направления — с тройником в //-плоскости и
коммутирующими вращающимися заслонками. Электрический
контакт открытого сочленения осуществляется
дроссельным фланцевым соединением. Для устранения
резонансных явлений за счет излучения из открытого сочленения
внутри корпуса одного переключателя устанавливался
поглощающий материал.
Коммутирующий элемент типа «индуктивный
штырь» — диаметром 30 мм вводился по центру
широких стенок волновода в специальных дроссельных пазах.
Согласование в положении «открыто» соответствовало
/Сет 17=1,08.
На рис. 3.3 обозначено: / — переключатель
«барабанного» типа (Х=3 см); 2 — коммутатор с заслонкой (Я=
=3 см); 3 — диэлектрический фазовращатель (Я=3см);
4\ 5 — герметизирующая секция (Я=3; 10 см); 6; 7 —
80

РщкВт
10
100 , ZOO 300 Ш ptMMtpm.cm.
2-10^ МО* 8-10k Па
WOO
800
600
400
300
200
100
Волновод * .. ..
90*Ц5мм ттшт /-*-/ Волновод
100 , 200 300, Шр,ммрт.ст
01* 4-10** д'1Оч/7а
6
Рис. 3.3. Зависимость пробивной мощности от давления для сложных
элементов.
эквивалент антенны (Х=10 см); 5 —ферритовый
вентиль (Я=10 см); 9 — ферритовый фазовращатель
(Л=0,8см).
Устройства с диэлектриком (табл. 12)
Фазовращатели диэлектрические переменные 180°-ные
с фторопластовой пластиной в качестве фазосдвигаю-
щего элемента. Пластина укрепляется на трех несущих
металлических стержнях, из которых два крайних
меньшего диаметра (йМин). Согласование фазовращателя
соответствует /Сет и «1,1.
Герметизирующие секции, основанные на
использовании диэлектрической пластины в стандартном или
специальном дроссельном соединении. Углы волновода,
примыкающие к пластине, скруглялись радиусом.
Исследовалась также конструкция герметизирующей секции
«баночного» типа.
Данные приведены в табл. 12.
6—145 81

Та блица 12
Устройства с диэлектриком
Тип устройства
Размер
волновода, мм
кВт
пр
Область
пробоя
Фазовращатели
Пластина из
фторопласта, стержни:
<*мин = 4 ММ
23X12,6*
90X45
1,1
1,1
160
3800
0,14
0,22
Несущие
стержни
Герметизирующие
секции
Прокладка из
фторопласта толщиной
3 мм; дроссель стан-
да ртный; скругление:
гс = 1 мм
гс=4,5 мм
Прокладка из слюды
толщиной 0,1 мм;
дроссель стандартный;
гс = 2 мм
Прокладка из
фторопласта толщиной 1 мм;
дроссель специальный;
гс == 3 мм
Прокладка из
керамики толщиной 3 мм
(секция „баночного,,
типа)
90X45*
90X45
23ХЮ
28,5X12,6
28,5X12,6
28,5X12,6
1,08
1,08
1,08
1,08
1,1
1,1
4300
7000
450
600
800
450
0,25
0,4
0,46
0.4
0,55
0,31
Угол скруг-
ления,
поверхность

диэлектрической
прокладки
Угол
на
82
Примечание. Аппроксимирующая зависимостьРрпЫ аналогич-
(3.5). Коэффициенты Я = 0,5-10-5 и 13,5-10~5 кВт/Па^/2.

Согласующие устройства (табл. 13)
В табл. 13 и на рис. 3.3,6 представлены результаты
исследования ферритовых развязывающих устройств и
оконечных поглощающих нагрузок.
Таблица 13
Согласующие
Тип устройства
Ферритовые
устройства
Вентиль
резонансный:
с керамической
пластиной
без керамической
пластины
Невзаимный
фазовращатель
То же
Нагрузки
поглощающие
При температуре
поглотителя tn, °C
20
ПО
250
20
Размер
волновода, мм
90X45*
90X45
5,5X3,4*
23X12,6
28,5X12,6
28,5X12,6
90X45*
90X45*
устройства
кВт
1600
3000
60
300
800
600
2600
4200
Р'
пр
0,09
0,17
0,27
0,26
0,55
0,40
0,15
0,245
Область пробоя
Между
противоположными
керамическими элементами
Между
противоположными ферри-
товыми
элементами
Между феррито-
вым элементом и
широкими
стенками волновода; по
поверхности ферри-
тового элемента
Область стыка
торца поглотителя
с волноводом; по-
поверхиости
поглотителя
Примечания. 1. Аппроксимация зависимости Рпр (р)
аналогична (3.5).
2. Соответствующие значения коэффициента В равны: 5-10~5;
0,2-10-5; 7,8.10"5 и 13-10-5 кВт/Па3/2.
6* 83

В первом из двух исследованных вентилей
резонансного типа с повышенной развязкой использовался
сложный феррито-диэлектрический элемент (см.<5 на рис. 3.3).
В качестве диэлектрического материала применялась
керамика. Второй вентиль диэлектрический элемент не
имеет.
Невзаимные 90°-ные фазовращатели являются фер-
ритовыми узлами четырехплечных циркуляторов.
Согласование всех устройств соответствует /Сет с/^ 1,1.
Поглощающие нагрузки представляют собой так
называемые «эквиваленты антенн» с внутренним
поглощающим элементом из керамики. Различные
конструктивные варианты систем охлаждения обеспечивают
разные температуры поглотителя (/п). Согласование всех
устройств соответствует /Сст?/^ 1,08.
3.2. Результаты экспериментального исследования
электрической прочности коаксиальных и полосковых
устройств
Были исследованы регулярные коаксиальные и по-
лосковые линии в виде суженных секций,
сосредоточенные неоднородности в виде опорных диэлектрических
шайб и некоторые типовые устройства. Ниже приводятся
основные размеры и параметры, экспериментальные
результаты, а также соответствующие аппроксимирующие
зависимости Япр(р) (рис. 3.4). На рисунке обозначено:
1, 2 — коаксиальная линия; 3 — полосковая линия; 4 и
5 — диэлектрические шайбы (прямая — 4 и
«фигурная»— 5), 6—коаксиальное вращающееся сочленение;
7 — коаксиальный «щелевой» ответвитель; 8—
коаксиальный ферритовый вентиль; 9 — полосковый
«роторный» переключатель; 10 — полосковый ферритовый
вентиль. Исследования проводились в диапазоне Х=
= 30. ..40 см.
Регулярные линии и элементарные неоднородности
(табл. 14)
1. Коаксиальные линии (/, 2 на рис. 3.4,я) с
размерами 16/4,8 и 13/4,0 мм; волновое сопротивление 72 Ом;
согласование не хуже /Сст^=1,05. Пробивные мощности
84

100 , 200 30,0 Ш pt мм рт.ст. 100_ ZOO ЗОр р,ммрт.ст
а 5
Рис. 3.4. Зависимость пробивной мощности от давления для
коаксиальных и полосковых устройств.
Таблица 14
Диэлектрические коаксиальные шайбы
Тип шайбы
„Утопленная":
прямая*
фигурная*
Опорная:
прямая
фигурная
Размер, мм
dr
30
30
26
26
d1
12
12,5
12
12,5
d3
34
34
30
30
V кВт
1000
1400
700
1000
pf
пр
0,475
0,67
0,33
0,475
В-10-5,
кВт/Па3/2
3,15
4,4
Примечания: 1. Аппроксимирующая зависимость Рпр (р) для
элементов, помеченных*, аналогична (3.5).
2. Пробой во всех случаях возникает в виде поверхностного
перекрытия.
Рлр=470 и 310 кВт1, пробой возникает у внутреннего
проводника. Аппроксимирующие зависимости вида
Рщ>(р3/2); В=1,4-10"5 и 1,0-10"5 соответственно.
Полученные величины хорошо согласуются с расчетом [30].
85

2. Полосковые линии с воздушным заполнением
с размерами: 1) 5=7, а; = 5, t=\ мм; 2) s=9, a;=4,
t=2 мм, (3 на рис. 3.4,а); волновое сопротивление
72 Ом; согласование секций не хуже /Ссти=1,05.
Пробивные мощности Рпр=200 и 240 кВт, пробой возникает
на ребрах внутреннего проводника. Аппроксимирующая
зависимость для случая 2) вида Аф(р3/2); 5=0,75 -Ю"5.
3. Диэлектрические шайбы двух типов: с прямой и
фигурной проточкой (рис. 3.4,а). Исследовались две
конструктивные модификации шайб каждого типа:
«утопленные» и опорные [30]. Материал шайб —
фторопласт, согласование соответствует Кет и^ 1,03. Прочие
данные представлены в табл. 14.
Коаксиальные и полосковые устройства (табл. 15, 16)
В табл. 15 приведены результаты исследования:
коаксиального вращающегося одноканального сочленения
с емкостным соединением проводников (6 на рис. 3.4,6);
Таблица 15
Тип устройства
Вращающееся
сочленение
Ответвитель
„зондовый"
Ответвитель
„щелевой"
Вентиль
резонансный
Коаксиальные i
Размер
коаксиа-
ла, мм
30/9*
16/4,8
30/9*
30/9*
1,08
1,25
1,15
1,25
кВт
300
150
800
260
устройства
Р/ПР
0,18
0,3
0,5
0,15
В, кВт/Па3/2
0,95.Ю-5
—
2,5-Ю-5
0,8-Ю-5
Область пробоя
Опорная
шайба
Зонд связи
Область
связи
Между
внутренним
проводником и
ферритоди-
электриче-
ским
элементом
Примечание. Аппроксимирующая зависимость Рпр для
устройств, отмеченных *, аналогична (3.5).
86

Таблица 16
Полосковые устройства
Тип устройства
Направленный
ответвитель:
с заполнением
с настроечными
стержнями
Переключатель
„ роторный "•
Кольцевой мост
Вентиль ферри-
товый*
Размер
лоска, ]
S
16
16
32
8
30
w
8
5
8
2
27

поим
t
3,2
3,2
3
0,1
3
1,2
1,2
1,25
1,2
1,25
130
70
500
25
365
о.
^ с
о.
0,29
0,16
0,5
0,15
0,40
3/2
—
—
1,55
—
1,2
Область пробоя
Углы полоска
Между кромкой
полоска и
настроечными
ТТТТЫПЯМИ
Углы полоска
ротора, пробой
переходит в
„перекрытие"
(рис. 3.7)
Кромка полоска
переходит в
„перекрытие"
(рис. 3.8, б)
Гребенка
полоска
Примечание. Аппроксимация зависимости Рпр (р) для
устройств, помеченных *, аналогична (3.5).
направленного ответвителя «зондового» типа (рис. 3.5,а)
с переходным затуханием около 10 дБ, «щелевого»
ответвителя с распределенной связью (7 на рис. 3.4,6)
с параметрами С=20 дБ, D=20 дБ, а также
коаксиального ферритового вентиля резонансного типа с
частичным (180°-ным) диэлектрическим заполнением (8 на
рис. 3.4,6) с параметрами вентиля Lnp^l дБ, /,Обр^15дБ,
диэлектрик с е^20. Прочие данные приведены
в табл. 15.
Полосковые устройства представлены табл. 16. По-
лосково-коаксиальные направленные ответвители типа
«связанных линий» с диэлектрическим (фторопласт) и
воздушным заполнением. Параметры ответвителей
С1 = 20 дБ, D{=15 дБ; С2=10 дБ, £>2=17 дБ. Второй
ответвитель имеет настроечные индуктивные стержни
(рис. 3.5,6). Полосковый переключатель роторного типа
87

с механическим контактом между проводниками (9 на
рис. 3.4,6). Полосковый кольцевой 3-дБ мост с
диэлектрическим заполнением, диэлектрик — типа САМ.
Полосковый ферритовый вентиль резонансного типа (10 на
рис. 3.4,6) на замедляющей гребенчатой структуре.
Параметры вентиля: Lnp=l,5 дБ, LO6p^20 дБ. Прочие
данные приведены в табл. 16.
по А-А
Рис. 3.5. Схематическое устройство коаксиального «зондового» (а) и
полоскового (б) ответвителей:
/ — индуктивный настроечный стержень; 2 — схема разряда.
3.3. Особенности электрической прочности устройств
с твердым диэлектриком
Многие СВЧ устройства содержат в своем составе
диэлектрические элементы, и параметры этих устройств
в значительной степени, а иногда даже целиком,
определяются свойствами диэлектриков. В первую очередь
это относится к электрической прочности таких
волноводных устройств, как герметизирующие секции,
фазовращатели, ферритовые устройства почти ко всем
коаксиальным и полосковым устройствам и т. п.
На практике чаще всего встречается вариант
частичного заполнения волновода, коаксиальной или полоско-
вой линии твердым диэлектриком. В этом случае
твердый диэлектрик оказывается одним из компонентов
многослойного заполнителя. Наиболее
распространенным является случай двухслойного заполнения:
воздух— твердый диэлектрик. Из обширных исследований
на постоянном токе, которые подтверждаются
результатами работ на СВЧ, известно, что электрический пробой
88

в такой системе возникает в виде поверхностного
разряда вдоль поверхности раздела диэлектриков разных
агрегатных состояний и называется перекрытием.
На рис. 3.6—3.8 изображена типичная картина
перекрытия по поверхности диэлектрика.
Рис. 3 6. Пробой в ферритовом фазовращателе:
а — схема пробоя, б — вид пробоя; / — пробой между ферритовым элементом
и широкой стенкой волновода, 2 — «перекрытие» по ферритовому элементу;
(А=3 см).
Рис. 3.7 Пробой полоскового переключателя (области резко
неоднородного поля). Следы пробоя на диэлектрике (полистирол)
показаны стрелками, (Я=30 см)
Напряжение перекрытия меньше разрядного
напряжения наименее прочного диэлектрика. В частности,
установлено [85, 86], что при наличии воздушного
заполнения перекрытие возникает при напряжениях, в
несколько раз меньших, чем соответствующие пробою
воздуха. Физически это объясняется искажением поля,
абсорбцией влаги и другими причинами. При
повышении напряжения вдоль поверхности диэлектрика возни-
89

кают кистевые разряды, выходящие из электродов. Они
ионизируют воздух и образуют пространственные
заряды, в результате чего падение напряжения
концентрируется в небольшом объеме.
Для керамических диэлектрических материалов,
обладающих пористой и неоднородной структурой,
электрическая прочность характеризуется [65] так
называемым «термоионизационным» видом пробоя. В этом
случае определяющим фактором становится возникающая
ионизация газа в порах диэлектрика, что приводит к
дополнительному тепловыделению в порах и разогреву
Рис. 3.8. Пробой в
симметричной полосковой линии с
диэлектрическим заполнением:
а — полосковая линия,
диэлектрик — фторопласт, проводник —
фольга 0,1 мм; б — полосковыи
кольцевой мост, диэлектрик типа
САМ.
материала. Это вызывает еще большее возрастание
диэлектрических потерь и появление термических
напряжений, приводящих к разрушению диэлектрика.
В частности, при исследовании волноводных окон
вывода энергии установлено, что наиболее слабым местом
оказывается центр окна, где обнаружена и самая
высокая температура [87, 88].
Следует обратить особое внимание на сильную
частотную зависимость величины предельного напряжения
(«порога ионизации»), что практически исключает
пользование величиной электрической прочности, полученной
на частоте 50 Гц, для характеристики параметров
материала на СВЧ [65].
Значительное снижение электрической прочности
с повышением частоты отмечается не только для керами-
90

ческих но и для непористых материалов. Например, для
фторопласта наблюдается снижение электрической
прочности более чем в 10 раз при увеличении частоты
от 102 до 108 Гц. На высоких частотах это снижение
происходит прежде всего за счет разрушения
диэлектрика у края электрода под влиянием ионизации
воздуха и резкого ускорения процесса старения
диэлектрика1.
Среднее значение тангенциальной составляющей £т, при
которой происходит перекрытие в воздухе, составляет
7... 10 кВ/см. При большой влажности, которая в
данном случае приобретает существенное значение, оно
может понизиться до 4 ... 5 кВ/см.
Решающее значение с точки зрения электрической
прочности узла с диэлектриком имеет конфигурация
Рис. 3.9. Некоторые конфигурации диэлектрических элементов:
/ — конусный электрод, 2 — герметизирующая пробка, 3 — герметизирующая
прокладка, 4 — опорная шайба
электрического поля. Резко неоднородные поля
(рис. 3.7), а также несовершенство контакта
диэлектрика с электродами (рис. 3.8,а), что, в свою очередь,
увеличивает неоднородность поля, являются основными
причинами снижения пробивных напряжений разрядного
промежутка [89, 90].
Другую характерную особенность электрической
прочности твердых диэлектриков составляет явление
теплового пробоя. Оно заключается в том, что
в твердых диэлектриках, обладающих конечными
потерями, сильные электрические поля приводят к
значительному разогреву. Неоднородные электрические поля
(рис. 3.9) особенно опасны, так как они приводят к
появлению области с максимальной напряженностью
1 Хиппель А. Диэлектрики и их применение. Пер. с англ М,
Госэнергоиздат, 1959.
91

в разрядном зазоре и уменьшению «активной» площади
поверхности электродов. Это вызывает интенсивный
местный разогрев и даже оплавление диэлектрика в
наиболее критичных местах конструкций, где температура
оказывается за пределами допустимой.
На рис. 3.10, 3.11 представлены некоторые примеры
узлов с диэлектриком, испытанных на электрическую
прочность: герметизирующие волноводные прокладки и
пробки, коаксиальные опорные шайбы и диэлектрические
Рис. 310. Пробой диэлектрического
электрода (полистирол) в волноводе
(а) и элементы после пробоя (б):
1 — тепловой пробой, 2 — электрические
пробой (перекрытие); 3 — полистироловый
и 4 — фторопластовые электроды, 5 —
фторопластовая герметизирующая пробка
до пробоя и 6 — после пробоя, (А,=3 см).
элементы конусной формы. В качестве диэлектрика
использовались наиболее применяемые полистирол и
фторопласт. Картина пробоя элементов подтверждала
общие закономерности, характерные для пробоя
диэлектриков и описанные выше.
Для конусных электродов — случай с резко
неоднородным полем — тепловой пробой предшествовал
электрическому и начинался при очень малых напряжениях.
У полистироловых электродов тепловой пробой
сопровождался обильным выделением газов из вершины
конуса (рис. 3.10,а) и завершался электрическим пробоем
в виде перекрытия вдоль образующей конуса со стороны
падающей СВЧ энергии. После пробоя электрод
становился оплавленным и обугленным (3 на рис. 3.10,6).
У тефлонового элемента тепловой пробой также
предшествовал электрическому, но не был столь бурным
и интенсивным, как у полистиролового. Заметного вы-
92

деления газов не наблюдалось, однако пробой также
сопровождался «возгонкой» части электрода (4 на
РИ°6б опасности теплового и термоионизационного
пробоя следует особо помнить при разработке тракта
высокого уровня мощности, содержащего элементы с
диэлектриком. Хотя в этих случаях, как правило, для
повышения электрической прочности используют
повышенное давление, но высокие электрические поля могут
явиться причиной возникновения теплового проооя.
=30 см).

/ - искровой пробой, 2 м 8- «перекрытие» по диэлектрику.
В качестве примера аналогичной фактической
конструкции можно привести герметизирующую тефлоновую
ПР0ВКсУл^чае Глабо ^однородного поля, например ы*
до? и завершался перекрытием всего разрядного про-
Пробой коаксиальных шайб начинался и
концентрировался в местах максимальной напряженности поля-

у внутреннего проводника—(/ на рис. 3.11,а), которые
в первую очередь и разрушались возникшими
разрядными каналами. С увеличением напряжения растет
длина и интенсивность разрядных каналов. Перекрытие
идет по поверхности диэлектрика при отсутствии
рифлений 2 или по выступам рифлений и воздушным
промежуткам между ними 3. На рис. 3.11,6 изображены
коаксиальные шайбы после пробоя.
Вид волноводных герметизирующих прокладок после
пробоя показан на рис. 3.11,в. Для прокладок из
диэлектрика с небольшой величиной е (тефлон) разряд
возникал на основном типе волны, а для слюдяной
прокладки (диэлектрике со сравнительно большим е)
разряд соответствует высшим типам колебаний.
Следует обратить внимание на чрезвычайно низкую
разрядоустойчивость полистирола и его сополимеров,
что делает нежелательным использование этих
материалов в устройствах высокого уровня мощности.
Не менее существенными с точки зрения
электрической прочности твердых диэлектриков являются
механические нагрузки, действию которых подвергаются
диэлектрики в большинстве практических конструкций.
Известно, что механическая нагрузка на диэлектрик
может вызвать значительное уменьшение его
электрической прочности за счет ряда вторичных явлений, таких
как растрескивание, увеличение внутренней пористости
и др. Кроме того, высокие поля в диэлектрике могут
сами создавать давления, превосходящие механическую
прочность диэлектриков. В указанных случаях
механические повреждения являются причиной электрического
пробоя, который развивается затем по механически
ослабленным местам. Подобная картина особенно
типична для неоднородных электрических полей.
Сказанное имеет особое значение для ферритов-диэлектриков
с кристаллической структурой. В последних разрядные
напряжения являются строго кристаллографически
ориентированными, и поэтому механические напряжения
могут вызвать передислокацию кристаллической
решетки и уменьшение электрической прочности.
Таким образом, особыми факторами, определяющими
электрическую прочность СВЧ устройств с
диэлектриком, являются влажность, механические напряжения,
качество контакта с металлическими поверхностями,
СВЧ параметры диэлектрика.
94

3.4. Анализ результатов экспериментального
исследования. Выводы
Материалы исследования большого числа устройств
различных частотных диапазонов и различного
назначения дали не только необходимую информацию о
параметрах конкретных устройств, но позволили также
сделать некоторые обобщающие выводы.
1. Исследование электрической прочности различных
устройств выявило общий характер развития разряда,
который возникал на неоднородности, органически
присущей данному устройству. Эти результаты говорят
о сходстве природы электрической прочности устройств
и свидетельствуют в пользу того, что основным
фактором, определяющим электрическую прочность СВЧ
устройств, является неоднородность.
2. Исследования показали, что независимо от
характера, назначения и диапазона работы устройств
возможна общая классификация их по признаку типовой
неоднородности. Такими типовыми неоднородностями
являются, например, углы — в сочленениях различных
линий, ступенчатых переходах, уголках и т. п.; выступы
разного вида — в виде емкостных штырей, диафрагм
и т. п.; неизлучающие щели — в виде дроссельных
соединений линий, подвижных устройств и т. п.;
коаксиальные вводы — в виде волноводно-коаксиальных
переходов, вращающихся сочленений и др.
3. Можно полагать, что количественная
характеристика неоднородностей, типичных для устройств, может
быть использована в качестве критерия при сравнении
их электрической прочности.
4. Возможность применения единого критерия (и,
следовательно, общего метода его определения)
подтверждается сходством характеристик электрической
прочности различных устройств. Действительно,
независимо от принципа действия устройств, степени их
сложности, диапазона частот природа электрической
прочности их подчиняется общим закономерностям, а именно:
зависимости пробивных характеристик от давления,
подобия характера возникновения и развития разряда
и др.
5. Вышесказанное позволяет считать, что результаты
экспериментального исследования устройств могут
получить применение в более широком смысле — как ти-
95

повые. С учетом материалов предыдущей главы эти
данные могут быть использованы в миллиметровом —
дециметровом диапазонах длин волн и интервале
давлений от 5-102 до 5-105 Па.
Результаты проведенного исследования, которые
охватывают значительную часть типовых элементов
высокого уровня мощности, применяемых в настоящее
время, позволяют также оценить общее положение
в данной области СВЧ техники.
1. Прежде всего следует отметить, что уровень
электрической прочности применяемых элементов
относительно низок.
На рис. 3.12
представлена гистограмма
распределения величины электрической
прочности исследованных
устройств широкого
применения. Из графика видно,
что примерно половина всех
Hip
0,8
0,6
о,г
ш
1
N-50%
\ Р'щ><0,25*
20 40 60 30
Рис. 3.12. Гистограмма
величин /^пр среди общего числа
исследованных СВЧ устройств
высокого уровня мощности.
устройств (группа Б)
имеет относительную
электрическую прочность Я'Пр^0,25
(по сравнению с
соответствующей линией
передачи).
2. В то же время можно
заметить, что электрическая
прочность аналогичных
устройств одного и того же типа по назначению и
конструкции различается в широких пределах. Так,
например, для волноводных ответвителей по широкой
стенке относительная электрическая прочность
меняется в пределах Р'пр=0,2 ... 0,52, для направленных
ответвителей по узкой стенке 0,48 ... 0,65, для
волноводных переключателей 0,3 ... 0,65 для двойного тройника
от 0,2 до 0,5 и т. д.
Столь значительное (до двух раз) различие
электрической прочности не может быть объяснено различием
СВЧ характера. Сравниваемые устройства
спроектированы исходя из общих положений без каких-либо
принципиальных особенностей, о чем свидетельствует
идентичность СВЧ параметров аналогичных устройств.
3. Наконец, наблюдаемый разброс в величинах
электрической прочности устройств говорит о значительных
96

резервах Реализация этих резервов существенно
упростится, если окажется возможным определить единый
критерий оценки электрической прочности волноводно-
коаксиальных устройств и указать пути его улучшения.
Глава 4
РАСЧЕТ ЭЛЕКТРИЧЕСКОЙ ПРОЧНОСТИ СВЧ УСТРОЙСТВ
МЕТОДОМ ЭЛЕКТРОСТАТИЧЕСКИХ АНАЛОГОВ
Расчет электрической прочности СВЧ устройств
сводится к исследованию электромагнитного поля в них
с целью определения величины максимальной
напряженности электрического поля. Анализ оказывается
простым лишь для регулярных линий и простейших
элементов, где известен характер электромагнитного поля.
Однако при проектировании СВЧ комплексов высокого
уровня мощности основная задача заключается в
определении характеристик сложных элементов и устройств.
Решение прямой электродинамической задачи в этих
случаях сопряжено с серьезными трудностями.
Экспериментальное исследование большого числа
СВЧ устройств широкого применения различных
диапазонов работы показало, что электрическая прочность
однотипных (по назначению и принципу действия)
устройств может колебаться в широких пределах Так,
например, для волноводных переключателей
электрическая прочность различается в два раза, для
направленных ответвителей в два-три раза, для вращающихся
сочленений — более чем в два раза и т. д Это
обстоятельство позволяет предположить, что с точки зрения
электрической прочности СВЧ устройств определяющим
является не столько их электродинамическая природа,
сколько иные, более существенные факторы, например,
характер специфической для данного устройства
неоднородности Подобное положение является типичным для
электростатических систем.
Исследования характера СВЧ разрядных явлений
обнаружили также сходство с разрядными явлениями
в низкочастотных устройствах и высоковольтных
устройствах постоянного тока.
Эти обстоятельства позволили предположить
возможность определения критерия СВЧ электрической
прочности с помощью методов электростатики,
разработанных для устройств постоянного тока.
7—145 97

4.1. Применение методов электростатики для расчета
электрической прочности СВЧ устройств
Идея использования для анализа и расчета
электрической прочности высокочастотных устройств методов и
теории электростатического потенциала впервые была
выдвинута Брауде Б. В. [91]. Исследуя большое число
систем при расчете градиента электрического
потенциала в высоковольтной аппаратуре мощных ВЧ
передатчиков длинноволнового диапазона, он исходил из того
факта, что максимальное значение потенциала, как
правило, имеет место в точке проводника с максимальной
кривизной. Это значение градиента определяется
в основном радиусом кривизны проводника и
расстоянием наиболее искривленной его части до поверхности
противоположного потенциала. Учет же точной формы
границы поля вносит несущественную поправку. При
подобном подходе к вопросу электрической прочности
любого исследуемого элемента имеют значение лишь
локальные области — области максимальных
градиентов.
При условии малой рассматриваемой локальной
области по сравнению с разрядным промежутком и длиной
волны электромагнитных колебаний в данной среде,
а также при отсутствии объемных зарядов можно
считать, что мгновенное, установившееся в
рассматриваемом объеме, поле подчиняется законам
электростатистики.
Возможность такого приближения подтверждается, например,
сравнением результатов расчета поля у закругленного угла двумя
способами решением уравнения Лапласа и волновых уравнений
Решения уравнений в конечных разностях для электростатического
и электродинамического полей совпадают с большой точностью
в пределах малой области, радиус которой Д/ мал по сравнению
с критической длиной волны ЯКр Относительная ошибка при
использовании уравнения Лапласа вместо волновых уравнений для этой
области оказывается [3] не более
Дф=100(Д/Акр)2% (4 1)
Таким образом, для 3-см волновода сечением 23X10 мм при
А/=2 мм ошибка Дф^5%, для волновода сечением 90X45 мм (ХКР=
= 18 см) при Д/=4,5 мм ошибка Дф<^Ю,6°/о Такая точность расчета
поля методами электростатики подтверждает справедливость
исходных предположений
Другим подтверждением возможных аналогий с
электростатистическими явлениями может служить также наблюдаемое сходство
начальных стадий СВЧ разряда с коронным электростатическим
разрядом.
98

Основываясь на этом, в работе [91] использовано
решение уравнения Лапласа для некоторых
конфигураций общего типа.
Расчет электростатического поля заключается в
определении величины напряженности электрического поля
во всех точках разрядного пространства по заданным
зарядам и потенциалам тел. При решении основной
электростатической задачи предполагается [92]
заданной первичная, ,,невозмущенная" функция возбуждения,
т. е. потенциал заданной системы электродов. Решение
заключается в отыскании такой вторичной,
«возмущенной» потенциальной функции, которая с максимально
возможным приближением обеспечивала бы выполнение
заданных граничных условий Как первичная, так и
вторичная потенциальные функции определяются
фундаментальным уравнением Лапласа
д2 V/dx2 + д V2/dy2 + д2 V/dz2= О (4.2)
(для однородной среды без объемных зарядов).
Решение уравнения Лапласа составляет существо
аналитического метода. Однако очень незначительное
число электростатических задач может быть решено
в строгом виде. Такие задачи относятся главным
образом к тем случаям, когда форма электродов позволяла
провести решение уравнения в конечном виде. В [91]
были рассмотрены и определены относительные
величины максимальных напряженностей для таких систем
электродов, как эллипсоид и эллиптический цилиндр на
плоскости, гиперболоид и гиперболический цилиндр над
плоскостью, аксиальные цилиндры, ряд выступов на
плоскости и некоторые другие. Эти случаи позволили
аппроксимировать ряд конкретных конфигураций
деталей высоковольтной аппаратуры.
Поскольку прямое решение уравнения Лапласа
возможно для очень ограниченного круга задач, во многих
случаях пользуются приближенными методами расчета.
В общем, смысл этих методов заключается в том, что
рассматриваемая область заменяется возможно более
простой областью, решение для которой известно, либо
может быть получено известными способами. В
частности, в некоторых случаях [68, 96] приближенные
методы основаны на преобразовании с помощью метода
конформных отображений [93]. Полученное решение
7* 99

принимается за нулевое приближение заданной задачи
и может быть при необходимости уточнено
последовательным введением ряда поправок. Таким образом была
решена [94] задача для закругленной кромки угла 90°
близ проводящей плоскости и закругленных кромок
узкой щели.
К числу приближенных методов относятся также
графический метод и метод моделирования. Графический
метод основан на условиях ортогональности силовых и
эквипотенциальных линий, ортогональности силовых
линий к контурам проводников и подобии ячеек сетки,
образованной пересечением силовых и
эквипотенциальных линий. Графический метод имеет большое
практическое значение для плоскопараллельных полей и полей,
окружающих заряженные тела вращения [121].
Моделирование электрических полей может
осуществляться с помощью электропроводящей бумаги,
электролитических ванн, сеточных интеграторов и
другими методами1, но ввиду сложности необходимой
аппаратуры применяется пока редко.
Наконец, развитие и внедрение быстродействующих
ЭВМ, позволяющих проводить численный расчет
сложных электрических полей, представляет собой весьма
перспективное направление развития теории СВЧ
устройств [64].
В литературе [91—98] рассматривается большое
количество задач, однако следует отметить, что
большинство решений относится к так называемым
двухмерным или плоскопараллельным полям. Потенциал таких
полей есть функция двух координат, в плоскости
которых расположены все линии напряженности, а картины
поля в плоскостях, параллельных этой, одинаковы.
В то же время большинство практических полей
являются пространственными или трехмерными. Общих
1 Фильчаков П. Ф. О моделировании осесимметричных
потенциальных полей на электропроводной бумаге «Доклады АН СССР»,
1959, т. 125, № 5, с. 1023—1026.
Прудковский Г. П. Применение электролитической ванны в
качестве вычислительного устройства. — «Приборы и техника
эксперимента», 1959, № 3, с. 77—79
Тозони О. В. Математические модели для расчета электрических
и магнитных полей. Киев, «Наукова думка», 1964
Пухов В. В., Сазонов В. П. Модели с сосредоточенными
параметрами для изучения электромагнитных полей — «Вопросы
радиоэлектроники. Сер. Электроника», 1961, вып. 12.
100

методов решения подобных задач нет, здесь пригодны
методы, которые описывались применительно к плоской
задаче. Однако решения при этом настолько
усложняются, что практическая реализация их становится
затруднительной. Поэтому, если для плоскопараллельного
поля имеются решения для большинства конфигураций
электродов, то для пространственного поля решения
большей частью отсутствуют или весьма сложны.
Для упрощения стараются найти путь, который
позволил бы, представляя пространственное поле
аналогичным плоским, применить таким образом методы и
решения плоских задач.
Возможность такого упрощения прежде всего
касается наиболее простых пространственных полей,
обладающих осевой симметрией. В этом случае при
исследовании пространственного поля можно ограничиться
рассмотрением плоскопараллельного поля,
соответствующего осевому сечению конструкции
В частном случае пространственного поля, когда
максимальная напряженность может быть отнесена
к какому-то детерминированному сечению
пространственного поля, его анализ может быть ограничен
рассмотрением плоскопараллельного поля,
соответствующего данному (предпочтительному) сечению.
В других, более сложных случаях, применяется
универсальный метод, основанный на так называемом
«законе кривизны» [97], который использует для
исследования пространственного поля плоские поля
нескольких вспомогательных сечений1. Этот путь
позволяет затем воспользоваться аппаратом решения плоских
задач.
Для симметричных конструкций широко
используется метод зеркальных отражений.
Применение подобного подхода для решения СВЧ
задач [3, 24, 33, 34, 70] подтвердило его правомерность
и справедливость сделанных приближений. В частности,
для расчета некоторых волноводных структур были
использованы полученные решения уравнения Лапласа
[70, 3]. Два решения электростатических задач—расчет
полей на закругленном угле возле проводящей стенки и
на закругленных углах малой щели — были использова-
1 Резвых К. А. Расчет напряженности электростатического поля
в устройствах высокого напряжения — «Электричество», 1968, IX,
№ 9
101

ны для расчета волноводных фильтров [24], П-, Н-вол-
новодов [34] и полосковых [33] волноводов.
Эти опыты дали положительные результаты, и, хотя
во всех указанных случаях рассчитывались простые
волноводные устройства с единственным элементом
неоднородности, опыт подтверждает возможность
применения электростатического анализа к СВЧ устройствам.
В то же время следует заметить, что значительное
разнообразие способов расчета поля, отсутствие единого
метода и сложность СВЧ устройств ставят разработчика
в большинстве случаев в затруднительное положение.
В материалах последующих разделов излагается
инженерная методика анализа и приближенного расчета
электрической прочности сложных СВЧ устройств,
основанная на применении аппарата электростатики.
4.2. Сущность приближенного метода
электростатических аналогов. Основные положения
Для количественной характеристики неоднородного
электростатического поля наиболее удобно использовать
так называемый коэффициент
неоднородности поля, который определяется отношением
<7 = £макс/£ср, (4.3)
где £макс — максимальная напряженность в разрядном
промежутке; £Ср — средняя напряженность в разрядном
промежутке, равная напряженности равномерного поля
для данной разности потенциалов и длины промежутка.
Рассматриваемые СВЧ устройства органически
представляют собой неоднородности в регулярных линиях,
электрическая прочность которых известна. Это
позволяет характеризовать прочность СВЧ устройства
величиной относительной электрической прочности
где Лфустр и Лфрег — пробивная мощность устройства
и регулярной линии передачи.
С другой стороны электрическая прочность
устройства определяется величиной максимальной
напряженности £макС на неоднородности. Поэтому, если
электрическую прочность устройства Р'пр выразить через
напряженность, то получим
Р/пр=/)пр устр/Aip per— (£макс/£о) ~~
102

где £макс и ^ — соответственно максимальная
напряженность на неоднородности и напряженность
невозмущенной части волновода. А так как для регулярной
линии напряженность Ео можно принять равной средней
напряженности, то отношение Емлкс/Е0 приближенно
соответствует величине q критического узла, т. е.
области максимальной напряженности поля £Макс. Степень
приближения будет тем больше, чем ближе величина Ео
в невозмущенной части регулярной линии к
величине £ср.
Таким образом, в приложении к СВЧ устройствам
оказывается возможным воспользоваться принятым для
характеристики электростатического поля
коэффициентом неоднородности поля q, который будем применять
в качестве критерия электрической прочности,
/>'пр=1/<72. (4.6)
Выявление критического узла исследуемого
устройства и определение соответствующего параметра q
является основной задачей методики приближенного
расчета электрической прочности.
Большинство СВЧ устройств представляют собой
сложный комплекс элементов, коэффициенты
неоднородности поля которых могут иметь разные значения.
Поэтому исследование электрической прочности
устройства следует проводить последовательным анализом
каждой из неоднородностей и соответствующих им
коэффициентов неоднородности поля для определения
величины коэффициента #Макс.
Электрические поля большинства СВЧ устройств
являются трехмерными, поэтому, в соответствии с
изложенным ранее, в качестве первого приближения
представим их соответствующими плоскими двухмерными
моделями.
Такой подход позволит расчет электрической
прочности большинства СВЧ устройств свести к
определению величины q двухмерных электростатических
«аналогов».
Представление исследуемого поля в плоской
геометрии и определение наиболее близкого двухмерного
аналога производится с помощью условных критических
сечений, совпадающих с плоскостью максимального
возмущения поля. Такие критические сечения (/, // и т. п.)
проводятся через точку вероятной концентрации напря-
103

женности поля. Выбор положения первого критического
сечения определяется конфигурацией электрического
СВЧ поля основного типа для данного устройства.
Например, для устройств, работающих на
прямоугольном волноводе с основным типом волны Яш,
критическое сечение I—/ совпадает с плоскостью
максимума напряженности поля Ео — плоскостью продольного
сечения волновода Аналогичный выбор целесообразен
для круглого волновода с волной типа #ц и т. п. Для
осесимметричных типов волны, например, Т — в коакси-
але, £о1 — в круглом волноводе и т. п , первое
критическое сечение совпадает с любой радиальной плоскостью.
Выбор положения последующих критических сечений
определяется конструктивными особенностями
элементов.
Поясним сказанное на примере Рис 4 1,а изображает
волноводную неоднородность в виде металлического стержня с резьбой в
прямоугольном волноводе (волна #ю) Первое критическое сечение
/ — 71 следует расположить в плоскости XZ — максимума
напряженности основного типа волны Ню Это сечение позволит оценить
прочность узла, модель которого представляет система цилиндр
между двумя плоскостями Затем, чтобы оценить влияние резьбовой
части, второе критическое сечение необходимо провести в плоскости
оси XY Сечение // — // позволит оценить влияние резьбы на
электрическую прочность элемента, использовав модель в виде системы
близких выступов на проводящей плоскости С
При дальнейшем анализе следует иметь в виду
следующее. Для соответствующего плоского
электростатического аналога поле вне локальной области
неоднородности следует принять равномерным и равным
максимальной величине напряженности СВЧ поля в
рассматриваемом сечении (в данном случае Ео). Такое
допущение вполне оправдано тем, что электрическая
прочность в конечном итоге зависит от величины
максимальной напряженности. Для примера, приведенного
выше, можно пренебречь синусоидальным
распределением поля основного типа, приняв его равномерным для
моделей сечений /—/ и //—// и равным максимальному
значению Ео.
На рис 4 1,6, в изображены более сложные случаи емкостная
диафрагма в волноводе круглого сечения с волной EOi и
двухмерная плоскопараллельная модель его критического сечения / — / —
две симметричные бесконечные проводящие плоскости с
цилиндрическими выступами радиусом /ч на расстоянии d2 Причем невозму-
1 Здесь и далее индексами / — /, С — Сит п обозначен след
пересечения соответствующей плоскостью плоскости чертежа.
104

f 1
i ■ V
-о
•с:
t
I
fczz
0
7
-~fK
/ v
VIM"
;
в r
Рис. 4.1. Примеры волноводных устройств и их критических сечений:
а — резьбовой стержень в прямоугольном волноводе; б — емкостная
диафрагма в круглом волноводе; в — цилиндрический шлейф на широкой стенке
прямоугольного волновода.
105

щенное поле в плоскопараллельной модели предполагается равным
Ео и соответствующим полю падающей волны основного типа. На
рис. 4 1,в изображен цилиндрический шлейф (диаметра d) на
широкой стенке прямоугольного волновода и двухмерная модель его
критического сечения. 90°-ная закругленная ступенька радиусом г2 на
расстоянии Ь от параллельной бесконечной плоскости.
Невозмущенное поле Ео данной двухмерной модели соответствует
максимальному для волны Ню.
Особые трудности при расчете электростатических
полей возникают в случае задачи с острыми кромками.
Действительно, в этом случае напряженность на ребре
теоретически равна бесконечно большой величине и
решение становится неопределенным. Поэтому при
анализе устройств, имеющих острые кромки или нескруглен-
ные углы, последние следует представлять в виде
закругленных с минимальными радиусами закругления.
Опыт показывает, что даже когда на чертежах
отсутствует указание о радиусе закругления, острые кромки
в большинстве случаев практически оказываются
технологически притуплёнными радиусом 0,1...0,3 мм или
близкой к этим размерам фаской. Боковые поверхности
закругленных углов, кромок следует представлять
цилиндрическими.
Для устройств, обладающих геометрической
симметрией, выбор электростатического аналога следует
проводить для одной из зеркальных половин.
Наконец, при необходимости расчет может быть
скорректирован введением поправок, которые учитывают
внутренние отражения в устройстве, кривизну в других
плоскостях и пр.
Таким образом, порядок расчета электрической
прочности устройства сводится к следующему:
— выбирают критическое сечение и определяют его
двухмерную модель;
— идентифицируют (двухмерную) модель
критического сечения с наиболее близким электростатическим
(плоскопараллельным) аналогом;
— в соответствии с расчетными формулами уточняют
величины параметров, соответствующих геометрии
устройства;
— рассчитывают коэффициент неоднородности поля
q критического сечения;
— в случае нескольких критических сечений подобный
расчет проводя! для всех сечений;
106

—по максимальной величине коэффициента
неоднородности поля q определяют электрическую прочность
устройства как
Р'пр=(1/<7макс)2. (4.7)
4.3. Типовые неоднородности СВЧ устройств
и их электростатические аналоги
Анализ различных СВЧ устройств и неоднородностей,
присущих каждому из них, показал, что большая часть
неоднородностей может быть выделена и
классифицирована по принципиальным признакам в сравнительно
небольшое число типовых разновидностей и сопоставлена
с определенными аналогами Ниже приводятся примеры
некоторых устройств и рассматриваются
соответствующие неоднородности.
1. Уголок в Е-плоскости (рис. 4 2,а). Область
концентрации поля — ребро А\ критическое сечение /—/
проводим в плоскости максимума напряженности поля
Ед невозмущенного волновода Двухмерная модель 2 на
рис. 4.2,а представляет собой угол с цилиндрической
боковой поверхностью (и радиусом закругления
ребра г) над бесконечной плоскостью в однооодном поле
Ео Расчетным аналогом является выступ над плоскостью
(см 3 на рис 4.2,а)
2. Гофрированный волновод (рис 4 2,6) Область
концентрации поля — выступ А; критическое сечение I —
I проводим в плоскости максимума напряженности Ео
невозмущенного волновода. Двухмерная модель 2 на
рис 4.2,6 представляет собой два симметричных
цилиндрических выступа на противоположных бесконечных
плоскостях в однородном поле Ео. Поэтому ограничимся
рассмотрением одного из зеркальных изображений
относительно условной проводящей плоскости С — С
Расчетный аналог такой модели — цилиндрический выступ
на плоскости (см. 3 на рис. 4.2,6).
3 Диэлектрический фазовращатель (рис. 4.2,в)
Область концентрации поля — несущие стержни
(диэлектрическая пластина существенного влияния не
оказывает, что было установлено экспериментально)
Расположение критического сечения /—/ аналогично
Геометрия устройства позволяет ограничиться рассмотрением
одной половины модели, симметричной относительно
107

108

плоскости С —С Расчетным аналогом модели является
цилиндр на проводящей плоскости (см. 3 на рис 4.2,в).
Для конструкции с резьбовым несущим стержнем
(2 на рис. 4.2,в) вторым критическим узлом,
подлежащим рассмотрению, является резьба на стержне. Для
этого проводится критическое сечение // — // в
плоскости стержня. За расчетный аналог принимается ряд
однородных выступов на плоскости (см. 4 на рис. 4.2,в).
4. Ступенчатый трансформатор (рис 4.2,г). Область
концентрации поля — ступеньки (А, 5); критическое
сечение / — / проводим в плоскости максимума
напряженности £0. Двухмерная модель 2 представляет собой два
угла, симметричных относительно плоскости. Для
анализа можно ограничиться одним из зеркальных
изображений. Расчетным аналогом модели является угол 90° над
плоскостью (см. 3 на рис. 4.2,г).
5. Подвижный индуктивный штырь (коммутирующий
элемент) — (рис. 4.2,(5). Области вероятной
концентрации поля—вершина штыря Л, кромка шлейфа Б и зазор
дросселя В. Вследствие осесимметричной конструкции
устройства все три критических узла совпадают с
сечением /—/в плоскости максимума напряженности не-
возмущенного поля Ео. Соответствующие аналоги 2У 3
и 4 изображены на рис. 4.2,5. Для узла А—это
сферический выступ (высотой К) на проводящей плоскости.
При этом предполагается, что электрический контакт
штырь — плоскость обеспечивается дросселированием.
Аналог узла Б представляет собой прямой угол
(радиусом г) над плоскостью на расстоянии Ъ. Аналогом узла
В является узкая щель шириной 2t.
6. Волноводные фильтры (рис. 4.3,а, б) [24]. Фильтр
второго типа отличается использованием предельных
волноводов На тех же рисунках изображены
симметричные модели (2) реальных неоднородностей и зеркальные
статические аналоги (3) — угол над проводящей
плоскостью для первого типа фильтра и угол у магнитной
стенки (неизлучающая щель)—для второго.
Рис 4 2 Некоторые типовые волноводные устройства, их
критические сечения и плоские модели:
а — 90° ный уголок в £ плоскости, б — гофрированный волновод, в —
фазовращатель, г — ступенчатый трансформатор, д — коммутирующий элемент
(типа-«индуктивный штырь»).
109

7. Двойной свернутый волноводный тройник
(рис. 4.3,в). Области вероятной концентрации поля: на
углах Я-плеча — область Л, на углах £-плеча — область
Б. Первая симметрична относительно максимума поля
(Н)Ь
a
11
"If
i
wvvWv
t
b
1)
по1-Ж
ПО I-I
Рис. 4 3. Некоторые типовые волноводные устройства, их
критические сечения и плоские модели:
а, б—фильтры; в — двойной свернутый тройник.
110

/У-плеча, поэтому критическое сечение /—/ совпадает
с плоскостью симметрии волновода. Соответствующая
модель 2 этой неоднородности — угол 90° над
плоскостью— изображена на этом же рисунке.
Поскольку £-плечо развязано относительно основного
типа колебаний входного волновода (Я-плечо), то
модель сочленения £-плеча можно представить как неиз-
лучающую щель шириной Ь. Двухмерный аналог модели
критического сечения // — // — узкая щель со
скругленными кромками (3 на рис. 4.3,в).
8. На рис. 4.4 изображены волноводный
переключатель «роторного» типа (а), «позвонковый» волновод (б)
А -
Г"
в
Рис. 4.4. Некоторые типовые волноводные устройства, их
критические сечения и их плоская модель:
а — «роторный» переключатель, б — «позвонковый» гибкий волновод; в
—герметизирующая секция, г — неизлучающая узкая щель
и герметизирующая секция с диэлектрической
прокладкой (в). Указанные элементы объединены однотипным
характером неоднородности. Областью вероятной
концентрации поля является дроссельное сочленение
волноводов— область А. В герметизирующей секции
положение усугубляется наличием диэлектрика. Критическое
сечение / — / совпадает с плоскостью максимума поля
Ню\ двухмерная модель — неизлучающая узкая щель
(рис. 4.4,г) с соответствующим аналогом.
9. Волноводное вращающееся сочленение (рис. 4.5,а
изображает одну половину сочленения). Области
вероятной концентрации: А — сочленение прямоугольного
111

волновода с круглым, Б— емкостная согласующая
диафрагма и В — дроссельное соединение.
Критическое сечение / следует провести через
максимум поля #ю. Неоднородности Б и В в круглом
волноводе осесимметричиого характера, поэтому критиче-
Рис 4 5 Волноводное
вращающееся сочленение (а) и
плоские модели его
критических сечений (б—г).
Рис. 4.6.
Волноводно-коаксиальное вращающееся
сочленение (а) и плоские
модели его критических
сечений (б—г).
112

ские сечения // и /// могут совпадать с любым
радиальным сечением, в частности, с плоскостью /—/.
Двухмерной моделью узла А являются два угла,
симметричные относительно плоскости С\ — С\ (рис. 4.5,а),
аналог — прямой скругленный угол на расстоянии Ь/2
над проводящей плоскостью. Двухмерной моделью узла
Б являются два выступа на проводящей поверхности,
симметричные относительно плоскости Сг — Сг, аналог —
скругленный выступ на поверхности. Двухмерной
моделью узла В является узкая неизлучающая щель
(рис. 4.5,г).
10. Волноводно-коаксиальное вращающееся
сочленение (рис. 4.6). Области вероятной концентрации поля:
А—вершина зондового возбудителя, Б — угол коакси-
'///////Л
чччча) V///// Д— --
Рис 4 7. Некоторые типовые коаксиальные устройства и плоские
модели их критических сечений
а — ступеньки на стержне, б — дроссельное соединение; в — крепление
диэлектрической шайбы, г — ступенчатый трансформатор
ально-волноводного сочленения и В — дроссельное
соединение. Вследствие осесимметричного характера неод-
нородностей Б и В критические сечения совпадают
с плоскостью / — / максимума поля #ю волновода.
Расчетными аналогами для соответствующих двухмерных
моделей являются: система электродов «шар —
плоскость» (рис. 4.6,6) для узла Л, коаксиальный ввод
(рис. 4.6,в) для узла 5 и неизлучающая щель
(рис. 4.6,г) для узла В.
И. Коаксиальные устройства. Хотя выше были
рассмотрены только примеры волноводных устройств, все
соображения и рекомендации о порядке расчета
остаются в силе и для коаксиальных устройств. Расчет
коаксиальных элементов (выбор критических сечений, аналогов
8—145 113

/////A
\W\\\\\\v
г
\ * \\
17
18
*****!
го"^^
\
/
Рис 4 8 Конфигурации элементарных неоднородностеи:
а — выступ над плоскостью (гиперболоид—/, шар —2), б — цилиндр над
плоскостью (круговой — 3, гиперболический — 4), в — выступ на плоскости
(полусфера — 5, сплющенный — 6 и 7, вытянутый — 8 эллипсоиды): г —
эллиптический цилиндр из плоскости (полусферический — 9, вытянутый — 10), д —
множество близких выступов на плоскости, е — скругленный угол над плоскостью;
ж — узкая щель со скругленной кромкой, з — скругленная ступенька; и —
коаксиальный ввод Симметричные комбинации указанных неоднородностеи
17—24

и т. д.) в силу осесимметричной (как правило)
конструкции их и структуры основного поля типа Т несколько
проще, чем для волноводных элементов. Из рис. 4.7, где
изображены примеры нескольких типовых коаксиальных
устройств, видно, что плоскими моделями
неоднородностей и в этих случаях являются системы, рассмотренные
выше.
Проведенный анализ позволяет принять в качестве
обобщающих следующие, наиболее распространенные
элементарные неоднородности, показанные на рис. 4.8.
Эти элементы охватывают большинство
неоднородностей, встречающихся в наиболее применямых СВЧ
устройствах. Поэтому знание параметров подобных
систем позволит решить большое число практических задач.
4.4. Критерий электрической прочности
некоторых электростатических аналогов
В соответствии с принятым порядком расчета после
уточнения типа неоднородности, характеризующей
критическое сечение устройства, следует подобрать
соответствующий электростатический аналог и определить
величину коэффициента неоднородности поля. В данном
разделе рассматриваются плоские системы электродов,
принятые в качестве двухмерных аналогов обобщенных
элементарных неоднородностей (рис. 4.8) СВЧ устройств.
Приводятся аналитические выражения для определения
коэффициента неоднородности и численные значения этой
величины, рассчитанные для наиболее употребительных
геометрических размеров в миллиметровом —
дециметровом диапазонах длин волн.
Система электродов в форме одиночного
проводящего выступа, аппроксимируемого гиперболоидом, над
проводящей плоскостью (рис. 4.9,а) рассмотрена в [91].
Используя принцип зеркальных отражений, данный
гиперболоид можно рассматривать как один из двух зеркальных над
проводящей плоскостью ZOY, что не нарушает реальной картины поля
Полагая потенциал гиперболоида
x2/a2—y2/b2—z2/c2= 1 (4 8)
равным Vo, а потенциал проводящей пластины равным нулю,
решение уравнения Лапласа в эллиптической системе координат для
зависимости между искомым градиентом в вершине £макс и
потенциалом Vo можно представить в виде соотношения
V* = Еышс (bc/V7FT~V) F (у,, k,). (4.9)
8* 115

'Д
/
т
-——
RZd
к
--
44S4\s\\\4\\\\\\\\\\\\\N
Рис 4 9 Основные параметры электродов — аналогов элементарных
неоднородностей СВЧ устройств-
а — выступ над плоскостью (гиперболоид — /, гиперболический выступ — 2,
сфера — 3, гиперболическое ребро — 4), б — выступ на плоскости (эллипсоид —
/, эллиптический выступ — 2, близкие выступы — 3, эллиптическое ребро — 4);
в- софокусные однополостные гиперболоиды, г — скругленный угол над
плоскостью д — скругленная узкая щель, е — скругленная ступенька
116

9i
Здесь F (<fu ki) = \ dy/V\ — k2x sin? — табулированный эллип-
o
тический интеграл 1-го рода [100], где
k, = (а2 + Ь2)/(а2 + с2) и sin <p, = a/Va2 + Ь2. (4.10)
В данном виде выражения (4 9), (4 10) содержат только одну
реальную величину а — расстояние гиперболоида до плоскости, так
как Ъ и с — мнимые полуоси условного гиперболоида Чтобы
исключить эту неопределенность, кривизну вершины гиперболоида можно
выразить через радиусы кривизны в двух взаимно
перпендикулярных плоскостях pi и рг, которые в свою очередь равны
р1==62/а и р2=с2/а, если p2>pi (4 11)
С учетом указанных величин выражение (4 9) приобретает вид
____
Здесь
1 + д/pi
*ж 5
ЙА
(4.
Если выступ имеет форму гиперболоида вращения, т. е. р2 = р,, то
(4.14)
Отсюда величина коэффициента неоднородности поля, равная
отношению максимальной напряженности к средней, определяется как
^макс ^максд
Я = "~р т/ ~~
Введем для данной системы характеристический
параметр щ:
(4.16)
Тогда выражение для коэффициента неоднородности
поля гиперболоида вращения примет вид
<417)
На рис. 4.10,а представлена зависимость (4.17) для
значений и\=\... 100, наиболее вероятных в устройствах
СВЧ диапазона.
117

Если один из радиусов кривизны гиперболоида равен
бесконечности, например, р2=о°, то это соответствует
случаю гиперболического цилиндра с радиусом
кривизны вершины pi (4 на рис. 4.9,а). Соответственно решение
уравнения (4.14) в общем виде
<418>
и коэффициент неоднородности для гиперболического
цилиндра в этом случае можно выразить как
Чг = V^2 [arcsin Vutl(l+ut)] ~\ (4.19)
где ti2=alp\.
If
28
2k
20
16
1k
10
У
/
/
/
/
/
/
11 Ц 5 8 10
3,0
2,0
W
О
/
J
/
1,8
ю
9 10
20 30
50иг
30 50 70
90
Рис. 4.10. Коэффициент
неоднородности поля системы электродов
«выступ на плоскостью» Ц\ —
гиперболоид (/, 2) и шар (3) — а,
а #2 — гиперболический
цилиндр — б
На рис. 4.10,6 представлена зависимость (4.19) для
наиболее вероятных в устройствах СВЧ значений
параметра и2=1.. .50.
Описанная конфигурация электродов позволяет
аппроксимировать различные системы в виде выступа
или ребра с закругленной вершиной над плоскостью.
Поскольку из выражений (4.17) и (4.19) следует, что для
величины градиента потенциала существенны только
радиус закругления и расстояние от вершины до плоскости,
то форма выступа по мере удаления от вершины значе-
118

ния не имеет. Это позволяет применять полученные
соотношения к случаям различных конфигураций выступов
с закругленной вершиной, когда радиус закругления
вершины существенно меньше расстояния до плоскости или
(при значительных радиусах), когда высота выступа
сравнима с расстоянием до плоскости.
Практический интерес представляет частный случай
аналогичной системы электродов: шар — плоскость.
Решение может быть получено, если рассматривать данную
конфигурацию как часть системы из двух зеркальных
сфер и приводит к следующему соотношению для
максимального коэффициента неоднородности в точке А (3 на
рис. 4.9,а) [86]:
I)
I
+ I)4 » 2в(и, + I)5 2e(a, + I)7 27(a, + I)8 •
(4.20)
Здесь u\=a/r\ а и г — геометрические размеры.
На рис. 4.10,а представлена зависимость (4.20).
Такая система электродов позволяет
аппроксимировать ряд конструкций, подобных зондовым возбудителям
в коаксиально-волноводных переходах, штыревым
излучателям и т. п.
Решение уравнения Лапласа для проводящего
выступа на плоскости (рис. 4.9,6) может быть получено, если
выступ аппроксимировать эллипсоидом.
В этом случае систему координат следует выбрать так, чтобы
одна из координатных осей совпадала с одной из главных осей
эллипсоида и направлением невозмущенного поля Ео. В таком
случае для вытянутого эллипсоида
/^2=l (a>b>c), (4.21)
градиент потенциала £Макс в вершине определяется выражением
-Я(?1. Al)]"1. (4.22)
где F(q>i, &i) и £(cpi, &i) —эллиптические интегралы соответственно
первого и второго рода;
— с2); у, =arcsin У а2 — с2/а. (4.23)
а а>Ь=с, вы
и формула (4,
(д2__62)3/2 г ^ + Ya2 — б2
В частном случае, когда а>Ь=с, выступ имеет форму вытяну
того эллипсоида вращения и формула (4.22) приобретает вид
Г a+Va2 — Ъ2 ш/а2 —
"Г ь V —ж
119

В другом случае, когда а<Ь=с> выступ имеет форму
сплющенного эллипсоида вращения. Этот случай имеет большее
практическое значение, чем предыдущий. Формула (4.22) соответственно
примет вид
1
(4.26)
Заменив полуоси эквивалентного эллипсоида (в
формуле (4.25) величины а, Ь) реальными геометрическими
величинами, соответствующими размерам выступа: а —
высота выступа, pi и рг — радиусы кривизны вершины
эллипсоида (pi=c2/a и р2=Ь2/а), и введя
характеристический для данной системы параметр
н3=(а/&)2=а/р, (4.26)
можно представить коэффициент неоднородности для
сплющенного эллипсоида вращения (р!=р2)
выражением
(4.27)
На рис. 4.11,а представлена зависимость (4.27) для
значений параметра Из=0,1...1,0 наиболее вероятных
в устройствах СВЧ диапазона. Если а=Ь=с=р, то
выступ имеет форму полусферы и коэффициент
неоднородности в вершине
<7з=£макс/£0=3. (4.28)
В случае большого числа близко расположенных
одинаковых выступов (3 на рис. 4.9,6) на идеальной
плоскости возрастание градиента на вершинах выступов
в сильной степени ослаблено их взаимным экранирующим
действием. Численное решение для поля, образованного
системой одинаковых сферических выступов, показало
[91], что отношение градиента Е\ в вершинах условной,
наиболее деформированной эквипотенциальной
поверхности АО А в области непосредственной близости к
выступам по сравнению с градиентом Ео на весьма
удаленной поверхности (область равномерного поля) равно
<7'3=£"a/£o=U7 при x=0,54rf. (4.29)
120

Таким образом, по сравнению с максимальным
градиентом в вершине одиночного сферического выступа, где
<7=3, градиент на неоднородной поверхности лишь
незначительно отличается от градиента идеальной
поверхности вследствие наличия большого числа близко
расположенных выступов.
Решение для бесконечного ребра на плоскости
получено в [91] для эллипсоида ориентированного в поле Ео
по оси OY. Такой эллипсоид с высотой ft, радиусами кри-
5,0
2,8
2,0
/
/
/
/
0,2 Ofi 0,6 0,8 иъ
¥
3,0
2,0
1,0
/
7
у
■
0,1 0,5 0,5 OJ Ofi
V
1,0 2,0 3,0 4,0 5,0 u/f
а б
Рис 4 11 Коэффициент неоднородности поля системы электродов
«выступ на плоскости» q$ — эллипсоид — a; q+ — эллиптический
цилиндр — б
визны pi=c2/b и р2=а2/Ь при а=оо превращается в
закругленное ребро эллиптического сечения (4 на рис.
4.9,6). В общем виде при а=оо, Ьф с коэффициент
неоднородности определяется соотношением
<74=£макс IЕо=\ + b Iс. (4.30)
При а=оо, Ь=с (ребро полукруглого сечения) #4=2.
На рис. 4.11,6 представлена зависимость (4.30) для
значений ^4=0,1... 5,0 (здесь иь=Ь/с).
Описанная система электродов позволяет
аппроксимировать различные конфигурации в виде симметричного
закругленного выступа или ребра на плоскости, когда
высота выступа меньше расстояния до
противоположного электрода. В противном случае (при большой
высоте) выступ приводит к возмущению поля у
противоположного электрода и таким образом нарушаются
исходные условия, положенные в основу данного решения
(однородность поля по мере удаления от эллипсоида), и
121

представление системы электродов в виде выступа на
плоскости не применимо. В этой системе следует
рассматривать выступ как часть гиперболоида над
плоскостью и пользоваться соотношениями, приведенными
ранее. Б. В. Брауде была рассмотрена также задача
о коаксиальном вводе стержня в закругленное отверстие.
Для решения этой задачи электроды представлялись системой
двух софокуоных однополосных гиперболоидов (рис 4 9,в)
Поскольку в данной системе представляют интерес напряженности в точках
А и -Б, т. е в плоскости XOZ, то такая аппроксимация вполне
пригодна и уравнение Лапласа может быть решено в элементарных
функциях.
Если разность потенциалов между электродами VQ, радиус
скругления внешнего электрода р2, то из уравнения Лапласа можно
получить следующие выражения для градиентов в точках Л и Б.
лА . Г a* \ + V\—a*j/c2
(4.31)
(4,32)
Здесь а, & и с — параметры гиперболы, соответствующие геометрии
электродов;
б2, = й22 + &22 — а2, ^=а22 —а2, +й2рг;
h = VerfT; с2 = «2. + &2. = я'2 + *V
Уравнения (4.31), (4.32) позволяют определить
выражения и иересующих нас величин. Для коэффициентов
неоднородной и в точках А и Б
п с(а2 —а.) . ,. оо\
аг
In т^ 1 + 1/1 g^=r
На рис 4.12 представлена зависимость отношения
коэффициентов неоднородности Ца\Ць от геометрических
размеров (иъ=а\)
Яь = ЯА\яв = агЬ2\ахЬх. (4.35)
Зависимость рассчитана для двух значений величины
a2/ai=2,3 и 3,5, что соответствует сопротивлениям 50 и
122

75 Ом подводящих коаксиальных участков. Интересно
заметить, что если с»а2, то Ьг^с и fei^c и система
гиперболоидов обращается в коаксиальную линию, а
уравнения (4.31), (4.32) приобретают известный для
коаксиальных линий вид
Е =
Если ai<a2 и р
в точках А и Б равны
У» и Е _, v.
а,1п(а2/а,) £ a2ln(a2/a,)-
(4.36)
то градиенты напряженности
А—а1\п(2а2/а1)
F
щш In
(А
откуда могут быть определены величины цАБ.
Конструкция электродов с закругленными углами
(кромками) весьма типична для устройств высокого
уровня мощности, и поэтому расчет ее представляет
большой интерес.
Электроды подобного типа
широко распространены в
высоковольтной
аппаратуре, и в
электростатических расчетах занимают
особое место.
Рис. 4.12. Коэффициент
неоднородности поля системы со-
фокусных гиперболоидов qs.
0,8
s ":
i
'Ski
^—
8 U5
Анализ полей в системах подобного типа [90] оказывается
возможным с помощью аппарата теории функций комплексного
переменного — методом конформных отображений Конформное
отображение плоского многоугольника, который соответствует двухмерной
области, ограниченной дугами и прямыми отрезками контура
разрядного промежутка, приводит к дифференциальному уравнению
3-го порядка Решение этого уравнения связано с большими
трудностями, поскольку оно содержит неопределенные параметры, связь
которых с геометрическими размерами неизвестна. Решение
значительно упрощается в случае прямоугольных конфигураций, когда
отсутствует скругление на углах. Впоследствии были предложены
способы, позволившие решить задачу в интересующем нас
практическом случае — для закругленных углов В частности, в [91] был
использован метод, основанный на замене острого угла некоторой
123

кривой Тогда в отображающую функцию, найденную с помощью
интеграла Кристоффеля Шварца [90, 91]
*\
-(О = С, J v-ai)b-l(t-ajfr-l...(t-a,)**-1. .
to
..(t-anfn-xdt + C2... , (4.38)
удается ввести параметры р, d и Я, которые однозначно связывают
постоянные уравнения с геометрией анализируемой области Здесь
а — образы вершин односвязного многоугольника, лежащего в
плоскости 2, на верхнюю полуплоскость t (2 на рис 4 9,г), С\ и С2 —
постоянные интегрирования, р и d — отображения концов кривой,
X — акцессорный параметр, характеризующий скругляющую кривую
С помощью акцессорного параметра X форму скругляющей
кривой можно подобрать сколь угодно близкой к дуге закругления угла
На основе предложенного метода была рассмотрена
конфигурация электродов, представляющая скругленный по окружности угол
над бесконечной плоскостью (1 на рис 4 9,г). Отображающая
функция в этом случае выражается так
— d)/d)\ + C2. (4.39)
Обозначения /7, dt X, Ci, Сг имеют указанный выше смысл, причем
для дуги окружности
d=\+p и p=d— 1 (4 40)
Для угла 90°, скругленного по дуге окружности,
максимальная величина напряженности наблюдается в
точке А (начало скругления). Коэффициент неоднородности
равен
?6 = V7M + J/TT>> (4.41)
где р и к — расчетные параметры, зависящие от
геометрических размеров.
Величины параметров р и X определяются системой уравнений
Ь - jr = 2/АС, [ 1 - \ГПГр arth J— 1 + С2; (4.42)
L V 1 + р J
b + г =-- 2С, f 1 — ^arctg —рг-1 + С2. (4.43)
Здесь 6 и г — геометрические размеры (см. рис. 4.9, г);
С^7?ТХ7Г иСг = ь- (4-44)
Система уравнений (4 42), (4 43) трансцендентная, причем одно
из уравнений гиперболическое. Точное решение такой системы мо-
124

жет быть выполнено на ЭВМ, а для приближенного решения
можно воспользоваться графическим методом На рис 4 13
представлено графическое решение (4.42), (4.43) при наиболее вероятных для
СВЧ устройств значений b/r.
На рис. 4.14 представлены значения коэффициента
неоднородности q6 для наиболее вероятных
геометрических размеров устройств СВЧ диапазона
<7e=f(we), (4.45)
где u6=r/b.
2,0
1,0
0,6
0,1
0,06
W
0,02
0,01
W 2,0 Ц)6,0 10,0 20,0 WJD b/r
Рис 4.13 Решение уравнений
(4.42), (4 43):
/) р и 2) К
1
1
/
/
f
/
у
г
У
7*-
/
у
1,0
0,6
02
0,1
0,02
001
*
L П
%и
3,0
2,0
1,0
\
\
^—^.
- —
——
0,2
0,6 и6
Рис. 4.14. Коэффициент
неоднородности поля системы
электродов «скругленный угол над
плоскостью» <7е.
Рассмотренная система электродов и ее решение
применимы к элементам СВЧ устройств, имеющим
скругленные прямые углы, перпендикулярные полю.
Закругленная кромка узкой щели в проводящей
плоскости (рис. 4.9,д) была рассмотрена также с
помощью метода конформных отображений [93].
Максимальная напряженность поля в такой конфигурации при
скруглении в виде дуги окружности имеет место в
точке Л (начало скругления). Коэффициент неоднородности
в этом случае определяется из уравнений
2,3 lg (\/7i — Va^\) — n/Va
'([/а— \)/Va[2,3\g (Va + Va— \) — (Vi — \)/Va] '
(4.46)
125

(4.47)
где у а — 1 = tg а и w7 = rjd.
На рис. 4.15 представлена рассчитанная по (4.46),
(4.47) зависимость коэффициента неоднородности от
геометрических размеров устройств, наиболее вероятных
в рассматриваемых диапазонах длин волн.
Данная система электродов может аппроксимировать
скругленные края неизлучающей щели, дроссельные
соединения открытого и закрытого типа и т. п.
ь
3
2,5
г
1,5
1
\
\
\
— —
ft
1,6
1L
1,2
V
\
\
\
Ч
\
\
s
N
О 0,5 1 1,5 2 15 и7
Рис. 4.15. Коэффициент
неоднородности поля системы электродов
«скругленная узкая щель» q7.
0,2
Рис. 4.16. Коэффициент
неоднородности поля системы
электродов «скругленная
ступенька» qb.
Одна из возможных конфигураций — скругленная
ступенька на плоскости (рис. 4.9,е). Анализ [93]
показал, что максимальный градиент будет в точке А и
соответствующий коэффициент неоднородности равен
= Емйкс/Е0 = 1 + 1 /Я /оГ
(4.48)
i о маис/ и | I " г -*" \ *• AV j
Значения параметров Я и а могут быть определены из
системы уравнений (4.49), (4.50)
; (4.49)
(4.50)
где Ъ% г, к — геометрические размеры; Ео —
напряженность равномерного поля E0=(Ui—U2) /b2.
126

На рис. 4.16 приведена зависимость коэффициента
неоднородности q* от геометрических размеров
ступеньки. Здесь w8=6i/r.
Данная система электродов может быть применена
для скругленных ступенек с профилем, отличным от
окружности (fe>l), и для скругленных углов при малых
расстояниях между электродами.
4.5. Примеры расчета электрической прочности
СВЧ устройств
В качестве примера рассчитаем по указанной методике
электрическую прочность некоторых волноводных элементов (рис. 4.17,
табл. 17).
1 Уголок в Я-плоскости (рис 4 17,а), сечение волновода 23 X
Х10 мм, Ь'=$,7 и /=0,75 мм. Область вероятной концентрации
поля — вершина угла А — определяет положение критического
сечения / — /в плоскости максимума поля Ео. Полученная система
электродов (Э\—Эг) эквивалентна гиперболическому цилиндру над
плоскостью 2 Расчет ведется по формуле (4.19) или рис 410,6
Параметр расчета, определяемый геометрическими расмерами (см
табл 17), Ы2=я/р=ПА здесь а=Ь\ р=г Соответствующий
коэффициент неоднородности поля ^=2,64, и расчетная относительная
пробивная мощность Я'пр т=0,146 Экспериментально определенная
пробивная мощность РПр=120 кВт или относительно пробивной
мощности волновода сечением 23X10 мм Р'Пр Оп=0,125
Погрешность расчета составляет
доп) /дои. \ 00=7%
о7"Пр=(Р'пр т—Р'пр оп)/Я'пР оп-Ю0=15% (4 51)
2 Гофрированный волновод (рис 4 17,6), сечение волновода
90X45 мм, 6=г=2 мм. Область вероятной концентрации поля —
вершина выступов (точка А). Положение критического сечения / — /
в плоскости максимума поля Ео. Полученная система электродов
Э\ — Э2 эквивалентна эллиптическому цилиндру — ребру на
плоскости (3 на рис 4.17,6). Поскольку цилиндрическое ребро
полукруглого сечения, расчет критерия q ведется по формуле (4 30) и q=2.
Относительная пробивная мощность, Р'пр т=0,25 Экспериментально
определенная относительная пробивная мощность (табл. 12)
Япр ои=0,23 Погрешность расчета о*?=4 и о*Я'пр=8,5%-
3 Диэлектрический фазовращатель (рис 4.17,в), сечение
волновода 23X12,6 мм диаметры стержней 2ri=l,4 мм Область
вероятной концентрации поля А — металлические стержни с резьбой,
несущие диэлектрическую пластину Соответствующая критическому
сечению / — / система электродов Эу — Э2 эквивалентна
эллиптическому цилиндру на плоскости (2 на рис. 4.17,в). Расчет критерия
<7макс ведется по формуле (4.29) с учетом (4.30). Поскольку в
данном случае b=c=ru то параметр и=\ и qk-1,17=2,34.
Соответствующая относительная прочность Р'Пр т=0,18 Экспериментальная
величина Р'Проп=0,14 Погрешность расчета а</=13 и аР'пр=0,26%
127

Рис. 4.17. Примеры некоторых СВЧ устройств и «аналогов» их
критических сечений:
а — уголок Е плоскостной, б — гофрированный волновод, в — волновод
диэлектрического фазовращателя, г — коммутирующий элемент, д — элемент
вращающегося сочленения, е — элемент гибкого «позвонкового» волновода.
4 Коммутирующий элемент (рис 4 17,г), сечение волновода
90X45 мм, /?=12,5, /i=2,5, r=3,0 мм Области вероятной
концентрации поля — вершина штыря (А) и скругленный угол (Б) шлейфа
в противоположной широкой стенке волновода Соответствующие
критические сечения определяют конфигурации и модели
критических узлов 2 к 3 Поле на электроде 3i определяется только его
конфигурацией из-за значительного расстояния до Э2 Поэтому для
узла Л аналогом является одиночный выступ на плоскости —
эллипсоид (2 на рис 417,г) Расчет критерия qi ведется по формуле
(4 27) или по графику рис 4 11 Аналогично неоднородность узла Б
эквивалентна закругленному углу над плоскостью (3 на рис 4 17,г)
Расчет критерия qu ведется по формуле (4 41) или по графику
рис 4 14 Соответственно для qi расчетный параметр и=а/р (здесь
р=#) wI==0,2, откуда qi^lfi.
128

<° Таблица 17
£ Сравнение расчетных и экспериментальных данных электрической прочности некоторых устройств
Наименование
устройства
Уголок в
^-ПЛОСКОСТИ

Коммутирующий элемент
типа
„индуктивный штырь"
Гофрированный
волновод

Диэлектрический
фазовращатель
8
Критическое
сечение
I
I
II
I
I
II
Электростатический
аналог

Гиперболический цилиндр
Эллипсоид на
плоскости
Угол над
плоскостью
Эллиптический
цилиндр на
плоскости
Эллиптический
цилиндр на
плоскости
Близкие
выступы на плоскости
Расчет
Ч
2,64
1,8
2,5
2,0
2,0
2,34
р'
пр т
0,14
0,45
0,16
0,25
0,25
0,18
V
кВт
128
8000
2800
4400
290
200
Эксперимент
V
кВт
120
2500
4000
160
pf
проп
0,125
0,142
0,23
0,14
я
2,83
2,66
2,1
2,68
Основные геометрические
размеры устройства
Размер
волновода, мм
23ХЮ
90X45
90X45
23X12,6
Расчетные
параметры,
мм
0=8,7;
р=0,75
д=2,5;
р=12,5
6=45,0
b=c=r=
=2,0
Ь=.-с=0,7
Погрешность
<*?, %
7
6
4
13
%
15
13
9
26

Продолжение табл. 17
Наименование
устройства

Диэлектрический
фазовращатель
Щелевой мост
Переключатель
барабанный
Переключатель
барабанный
Гибкий
волновод

Герметизированная секция
Критич
сечение
I
I
I
I
I
I
Электростатический
аналог
Эллиптический
цилиндр на
плоскости
Эллипсоид на
плоскости
Скругленная
узкая щель
То же
2
2
1
1
2
1
0
26
7
,42
,0
,77
Расчет
Р'
0,
0,
0
0
0
0
пр т
25
195
35
53
,25
,31
V
кВт
4400
570
6100
500
4400
5400
Эксперимент
кВт
3700
550
5400
600
5000
4300
Я'
0,
0,
о
о
0
0
проп
21
19
315
65
285
,24
Я
2,17
2,3
1,78
1,35
1,88
2,0
Основные геометрические
размеры устройства
Размер
волновода, мм
90X45
44,6X12,
90X45
23ХЮ
90X45
90X45
6
Расчетные
параметры,
мм
Ь=с=2
л=2,4;
р=5
г—0,3;
2*=1,5
г=0,3,
2^=0,6
г=0,5;
2d=5,0
'=1,0,
2d=6,0
Погрешность
«?. %
8
2
4,5
9
6
11
аР"
пр
%
16
2,7
10
18
12
23

Наименование
>стройства

Герметизированная секция
Вращающееся
сочленение
Вращающееся
сочленение
СО
Критическое
сечение
I
I
II
III
I
II
III
IV
Электрос! этический
аналог
Скругленная
узкая щель
Угол над
плоскостью
Эллиптический
цилиндр
Узкая щель
Угол над
плоскостью
Ступенька на
плоскости
Узкая щель
Угол над л
плоскостью
Расчет
Я
1,4
2,35
2,2
1,9
2,75
2,1
1,9
2,0
Р'
пр т
0,51
0,18
0,21
0,28
0,13
0,24
0,28
0,25
V
кВт
9000
265
350
410
120
440
510
480
Эксперимент
кВт
7000
350
170
проп
0,4
0,24
0,186
щ
1,58
2,05
2,3
Продолжение табл, 11
Основные геометрические
размеры устройства
Размер волно
вода, мм
90X45
28,5X12,6
O29 (£„,)
029 (£01)
23ХЮ
030 (Я„)
D30 (£01)
ТОО (£01)
Расчетные
параметры,
мм
г=3,0;
2d=6,0
г=0,5;
6=6,3
с=1,25;
6=1,5
г=0,1
2d=0,8
г=0,5;
6=10
£г=0,2;
61=1,0
г=0,1;
2d=0,8
г=0,2;
6=12
Погрешность
°Я, %
11,5
13
16
24
26
30

Соответствующий qu параметр Мц=0,067 и #л=2,5 Из
сравнения величин qi и qu видно, что определяющей будет величина
qii как максимальная Соответственно <7и=2,5; Р'прт=0,16
Экспериментальная величина Р'Пр Оп=0,142 Погрешность расчета а?^6
и аР/Пр=13%
5 Вращающееся сочленение (рис 417,(9), размеры волноводов
28,5X12,6 мм, £>=29 мм, /ч=0,5; г2=1,25, Л=1,5 мм Области
вероятной концентрации поля — точки А и Б Соответствующий
критическому узлу I аналог — 90°-ный скругленный угол на расстоянии Ь/2
от условной проводящей плоскости С — изображен на рис 4 17,д
(2) Расчет критерия qi ведется по формуле (4 41) или по графику
рис 4 14 Расчетный параметр aj=r/6^0,08 соответственно <7j=2,35
и Р'пр т=0,18, что относительно основного волновода (28,5X
X 12,6 мм) составляет около 265 кВт Соответствующий узлу II
аналог (3 на рис 4 17,д)—цилиндрический выступ—ребро на
бесконечной плоскости в поле £оь Расчет критерия qu ведется по формуле
(4 30) или по рис 4 11,6 Расчетный параметр Uu=b/c=\,2t
соответственно q 11=2,2 и Р'пр т~0,2, что относительно основного
волновода с волной £<л (D29 мм) составляет ~350 кВт Сравнение двух
величин q показывает, что определяющим будет значение qi Таким
образом, расчетная прочность устройства Р'пр т=0,18
Экспериментальная величина Р'пр Оп=0,24
Погрешность расчета aq^^\3 и аР/пр=26%
6 Гибкий (позвонковый) волновод (рис 4 17,е), сечение
волновода 90X45 мм, 2/=5,0 и г=0,5 мм Область вероятной
концентрации поля точка Л Соответствующий модели критического сечения
аналог 2 изображен там же Расчет критерия q ведется по формуле
(4 46) или по графику рис 4 15 Расчетный параметр u=r/d
Соответственно ^=2,0 и Р'пр т=0,25 Экспериментальная" величина
Я'пр ОП=0,285 Погрешность расчета oq=6 и аР'пр=12%.
Полученные расчетные данные некоторых устройств сведены
в табл 17, где указаны электростатические аналоги,
соответствующие критическим сечениям и соответствующие величины критерия q.
Там же для сравнения приведены расчетные и экспериментальные
величины Р'Пр
Результаты показали, что расчетные величины с хорошей
степенью точности соответствуют экспериментальным Анализ данных
позволил оценить в среднем ошибку в определении величины
коэффициента неоднородности oq<^\0 и относительной пробивной
мощности аЯ/пр^20% [98]
В тех случаях, когда погрешность расчета оказалась выше
указанных пределов, причины увеличения ошибки объяснимы и
позволяют ввести в расчет хотя бы качественную корректировку
Так, в частности
1. Экспериментальная величина прочности волноводных
фазовращателей оказалась несколько ниже расчетной Эта ошибка (8 ...
13%) объясняется влиянием диэлектрика, которое в расчете не
учитывалось
2 То же самое имеет место и в случае герметизирующих
секций— ошибка 11,5%
3 Экспериментальная величина прочности щелевых мостов
оказалась ниже расчетной (ошибка до 15%) Это объясняется тем, что
расчет велся по основному типу волны Ню в области связи без
учета влияния волны #2о Причем вызванная этим обстоятельством
ошибка, естественно, оказалась более существенной для моста с
плоским винтом, кромка которого смещена с нулевой плоскости волны.
132

Иго Подобная погрешность незначительна для моста со сферическим
винтом, для которого критическое сечение совпадает с максимумом
волны Ню
4 Расхождение между расчетными и экспериментальными
величинами для вращающихся сочленений объясняются, по-видимому,
тем, что при расчете наиболее опасного критического сечения / — /
не учитывалось некоторое уменьшение действительной средней
напряженности Eq волны типа #ю, частично уже
трансформировавшейся в тип £oi
Указанные примеры, с одной стороны, характеризуют влияние
факторов, которые трудно оценить расчетом, и, с другой стороны,
показывают, что рассмотрение исходных условий позволяет оценить
возможные источники погрешности расчета
Удовлетворительное соответствие расчетных результатов
экспериментальным подтверждает принятые допущения и говорит о
правильности выбора электростатических аналогов Точность расчета
может быть повышена введением поправок последующей степени
приближения К числу таковых могут быть отнесены переход к
трехмерным аналогам, т. е учет кривизны неоднородностей в других
плоскостях, учет внутренних Ксти и т п Однако следует заметить,
что необходимость в подобной корректировке отсутствует,
поскольку точность, обеспечиваемую расчетом по приведенной схеме, можно
принять как вполне приемлемую Это тем более справедливо, если
иметь в виду, что стандартная измерительная аппаратура
практически редко обеспечивает измерение СВЧ мощности с погрешностью
менее 20%.
Изложенная методика была применена к различным
волноводным устройствам, представляющим собой значительную часть
типовых устройств общего применения Хотя анализ и примеры расчета
не охватывали всего многообразия возможных случаев, полученные
результаты дают основания считать, что предложенная методика
может быть распространена на большинство таких СВЧ устройств.
Очевидно, что метод применим ко всем устройствам с
сосредоточенными неодно родностяхм и, где пробой возникает в локальной при-
электродной области, и можно допустить электростатическую
аналогию
Признаки соответствия СВЧ устройств своим двухмерным
аналогам по характеру поля и пределам геометрических размеров
в основном указаны в расчетных данных для каждого из
рассмотренных случаев Дальнейшее использование описанного метода
позволит рассмотреть другие устройства и получить соответствующие
решения
Глава 5
НЕКОТОРЫЕ СПОСОБЫ ПОВЫШЕНИЯ ЭЛЕКТРИЧЕСКОЙ
ПРОЧНОСТИ ВОЛНОВОДНЫХ И КОАКСИАЛЬНЫХ СИСТЕМ
Электрическую прочность системы можно повысить
двумя путями: оптимизацией конструкции устройств,
входящих в нее, и реализацией специальных мер по
повышению электрической прочности системы в целом
(повышение давления в тракте, применение специального
133

диэлектрического заполнения, а также использование
схем защиты). Второй путь является более эффективным.
Рациональное комплексирование систем является
общей задачей при их разработке.
5.1. Оптимизация конструкции устройств
Результаты экспериментального исследования
устройств широкого применения показали (рис. 3.12),
что половина из них имеет электрическую прочность
менее одной четверти от прочности соответствующей
регулярной линии (Р'пР<;0,25). В то же время
соответственно уровням современных генераторов можно принять,
по-видимому, в настоящее время за приемлемую
величину параметра электрической прочности устройств
^'пр^ОД Лишь одна треть существующих типовых
устройств высокого уровня мощности удовлетворяет
этому требованию. Поэтому первым шагом по пути
усовершенствования устройств является такая вариация
внутренних геометрических размеров, которая уменьшила бы
неоднородность в критическом узле до величины,
соответствующей Р'пр^ОД
Естественно, что в ряде случаев реализация
геометрических размеров, определяющих оптимальные
условия, оказывается затруднительной по некоторым
практическим обстоятельствам (конструктивного или
технологического характера).
Практика показывает, однако, что большинство узлов
позволяет выполнить необходимые условия, чтобы
коэффициент неоднородности поля не превышал требуемой
величины 11
В качестве иллюстрации приведем примеры возможной
оптимизации конструкции некоторых рассмотренных узлов.
а) Гибкий «позвонковый» волновод (табл. 17), 90X45 мм,
Р/пр=0,28 Для того чтобы обеспечить Р'пр^0,5, необходимо сделать
радиус скругления г^2,5 мм при зазоре 2/^4,0 мм (рис 4 17,е)
б) Уголок в ^-плоскости (табл 17), 23X10 мм, Р'пр=0,125 Для
того чтобы увеличить электрическую прочность вдвое до Р'пр^ОД
необходимо сделать радиус скругления г^2 мм при размере ai=
=8,7 мм (рис. 4 17,а). Поскольку в данном элементе величина ai=
=8,7 мм определяется электрической настройкой, а величина г^2мм
технологически максимальна, то величина Р'пр—0,3 будет,
по-видимому, максимальной.
134

Большое разнообразие типов и конструктивных
модификаций устройств высокого уровня мощности не
позволяет определить заранее жесткие нормы
геометрических соотношений, обязательных для тех или иных
устройств. В каждом конкретном случае вопрос должен
быть рассмотрен индивидуально. В то же время можно
отметить несколько общих рекомендаций по
оптимизации конструкций, которые сводятся к следующему: все
кромки и углы необходимо скруглять; более
рациональными являются симметричные системы неоднородностей,
например, «угол — угол» по сравнению с системой
«угол — плоскость»; для узкой неизлучающей щели,
помимо скругления кромок, следует стремиться к
уменьшению зазора; для устройств с поглощением СВЧ мощности
необходимо свести до минимума перегрев. Наконец, для
устройств с диэлектриком недопустимы возможные
зазоры между диэлектриком и прилегающими к нему
металлическими элементами. Рекомендуется избегать
использования полистирола, некоторых сополимеров
стирола и других диэлектриков с низкой теплоустойчивостью
или обладающих неоднородностью по составу, низкими
механическими качествами и т. д. Для полосковых
устройств с диэлектрическим заполнением
предпочтительнее использовать толстые скругленные полоски.
Приведенные выше материалы свидетельствуют о том,
что резервы конструктивной оптимизации имеются почти
во всех случаях.
5.2. Способы повышения электрической прочности тракта
Наиболее доступным способом повышения
электрической прочности тракта является повышение
давления в тракте. Возможные величины
коэффициента упрочнения /Су, соответствующие описанной
в гл. 2 зависимости пробивной мощности от давления
Рпр(р3/2)> приведены на рис. 5.1. Здесь
*у -= (^пр)р1/(^пр)р2 ПРИ Pl > р2. (5.1)
Из графика видно, что, повышая давление в 2,5 раза,
можно обеспечить повышение прочности в 4 раза.
Однако возможность этого пути серьезно ограничена
механической прочностью волноводных элементов. Если
допустить возможность упругих деформаций волновода
135

под воздействием избыточного давления (что
исключается для таких устройств, как ферритовые, прецизионные
и некоторые другие), то следует ограничиться
величинами давлений, приводимыми в табл. 18. Эти величины
соответствуют упругим деформациям волноводных труб.
0,2 0,3 0,4 0,5мПа
/
/
/
f
у
f
руатм
Рис 51 Повышение
электрической прочности тракта
увеличением давления
внутри волновода.
Рис 5 2.
Волноводная конструкция,
предназначенная для
работы под высоким
избыточным
давлением:
/ — стандартный волно
вод, 2 — конструктивный
герметизированный
кожух, 3 — газонаиолне-
ние
Таблица 18
Максимально допустимые
избыточные давления
для волноводов различных
Размеры волновода, мм
Широкая
стенка
7,2
16,0
23,0
28,5
35,0
48,0
58,0
72,0
90,0
110,0
Узкая стенка
3,4
8,0
10,0
12,6
15,0
24,0
25,0
34,0
45,0
55,0
Толщина стенки
Л
0,5
1,0
1,0
1,5
1,5
2,0
2,0
2,0
2,0
2,5
А
1,4
1,0
1,5
1,5
2,0
2,0
2,5
3,0
3,0
сечений
Избыточное давление,
I05 Па
Л
3,5
3,8
2,9
2,3
2,0
1,0
1,0
0,75
0,5
0,3
А
2,0
1,5
1,0
0,8
0,8
0,5
0,4
0,25
0,15
0,1
Примечание. Л — латунь, А — алюминий.
136

Сопоставляя эти данные можно заметить, например,
что необходимость 4-кратного увеличения допустимой
мощности и соответствующего повышения давления
в тракте в 2,5 раза (или 151 кПа относительно
нормального) может быть признана приемлемой для сечения
23X10 мм, но не приемлема для сечения 72X34 мм.
В подобных случаях приходится искать конструктивные
решения: применять волноводы с увеличенной толщиной
стенки, специальные конструктивные ребра жесткости
(рис 5.2) или др. [134].
Повышенное давление в тракте обеспечивается с
помощью соответствующих систем наддува, в состав
которых обычно включают помпу или компрессор, элементы
контроля и автоматического управления. При небольших
объемах тракта помпа может быть заменена баллоном
сжатого воздуха. Элементы контроля состоят из
индикатора величины давления (манометр и т. п.) и
датчиков на максимальную и минимальную предельные
величины избыточного давления. Эти датчики включаются
в схему блокировки и обеспечивают защиту тракта от
повышения давления выше предельно допустимой
нормы или отключение мощности (при падении давления
ниже предельно допустимой нормы). Элементы
автоматического управления содержат клапаны и датчики. Они
настроены на крайние значения интервала рабочего
давления и поддерживают давление в тракте, включая и
выключая помпу или клапан баллона.
Примерная схема системы наддува приведена на рис 5 3,а
Система включается одновременно с включением накала передающей
аппаратуры При достижении нижнего уровня интервала рабочих
давлений соответствующий датчик давления снимает блокировку
включения высокого напряжения передатчика При достижении
верхнего уровня интервала рабочих давлений прекращается наддув
При нормальной работе система обеспечивает поддержание
постоянства интервала рабочих давлений При аварийной ситуации, если
давление в тракте превысило верхний уровень рабочего давления и
приблизилось к предельно допустимому, открывается клапан,
который стравливает избыток давления
Для того чтобы устранить возможность попадания
в тракт влаги, в систему наддува вводят специальные
осушительные патроны (рис. 5.3,в), заполняемые
гидрофобными веществами (селикагелем, циалитом).
Поэтому в случае применения баллонов целесообразно
вместо воздуха использовать сухой азот, электрическая
прочность которого почти равна электрической
прочности воздуха.
10—145 137

Воздухт
f
Рис 5.З. Система наддува и осушения тракта:
а-схема без циркуляции; б-схема с циркуляцией; в - влагопоглотитель;
г —общий вид течеискателя типа ГТИ-6, / — помпа наддува, 2 —
воздухопровод, 3 — влагопоглотитель; 4 — тракт, 5 —датчики давления; 5—сигнал
блокировки передатчика, 7 —сигнал управления, 8 — элементы управления- 9 —
устройство для регенерации осушителя, 10 — патрон осушителя, // —селика-
гель; 12 — сетчатый фильтр; 13, 14 — индикатор, /5 — помпа циркуляции.
Более эффективную осушку (особенно для работы
в условиях с повышенной влажностью) можно получить
с помощью циркуляционной системы наддува (рис. 5.3,6).
Такая замкнутая система снабжена дополнительной
помпой, обеспечивающей периодическую прокачку
воздуха через осушитель. Целесообразно, чтобы система
наддува имела резервный осушитель и приспособление
для подогрева и просушки. В настоящее время промыш-
138

ленностью выпускаются системы наддува типа СОВТ,
которые могут быть рекомендованы для многих
применений.
Для обеспечения нормальной работы системы
наддува волноводный тракт делается герметичным.
Герметизация тракта обеспечивается применением
соответствующих фланцевых соединений и специальных
герметизирующих секций. В большинстве практических случаев
удается ограничиться использованием стандартных
герметичных фланцев, но иногда возникает необходимость
в использовании нетиповых фланцевых соединений [43,
139].
Разработка герметичного фланцевого соединения не
представляет собой конструкторской задачи особой сложности. Однако
следует обратить внимание по крайней мере на два обстоятельства.
Первое, столь же очевидное, сколь и часто упускаемое из виду,
в основном существенное для заводов-изготовителей. При
неблагоприятном сочетании допусков на размеры канавки под резиновую
прокладку на фланце и прокладки нарушается контакт в
волноводах Это приводит к пробою, следы которого можно увидеть затем
на торцах фланцев. Второе: некоторые резины (НО-68 и др ) в
сжатом состоянии выделяют избыток пластификатора, который
растекается по контактной торцевой поверхности фланца или контактной
прокладке Это является причиной пробоя при высоких значениях
средней мощности.
В герметизирующих секциях обычно используют
диэлектрический разделитель. Материал, используемый
для этой цели, выбирается в зависимости от условий
эксплуатации, но наиболее применяемыми являются
слюда, фторопласт, кварц или СВЧ керамика. Простейшие
волноводные герметизирующие секции представляют
собой дроссельное фланцевое соединение с
диэлектрической пластиной. В этом случае выбор материала
пластины определяется компромиссом между необходимой
и допустимой толщиной для обеспечения требуемого
давления и минимального вносимого пластиной
рассогласования. Поэтому слюдяные пластины
предпочтительны для волноводов малых сечений, фторопластовые —
для больших сечений. Слюдяная пластина толщиной
0,05...0,1 мм выдерживает длительно избыточное
давление до 3,5-105 Па на волноводе сечением 7,2X3,4 мм,
до 1,5-105 Па на 23ХЮ мм и до 1,0-105 Па на 28,5Х
Х12,6 мм. Фторопластовая пластина толщиной 1,0 мм
выдерживает длительное избыточное давление до
1,5-105 Па на сечение 28,5x12,6 мм; толщиной 3,0 мм
до 0,60-105 Па на сечение 90X45 мм. Превышение до-
10* 139

пустимого давления приводит к «вытягиванию»
пластины из фторопласта за счет холодной текучести
материала, для слюдяной пластины возникает опасность
расслаивания. При изготовлении пластин из слюды следует
применять слюду марки «СВЧ» (сверхвысокой чистоты)
и отбирать образцы без видимых трещин.
Наибольшей механической прочностью и
надежностью обладают герметизирующие секции в виде
кварцевых или керамических окон, выполняемых с помощью
вакуумплотных соединений. Последняя конструкция
является предпочтительной для герметизации
коаксиальных волноводов [140, 142, 143].
Проверка герметичности тракта осуществляется по
падению давления. Отыскание места утечки наиболее
удобно производить с помощью галоидных течеискате-
лей (типа ГТИ-3, ГТИ-6), обладающих высокой
чувствительностью и простых в эксплуатации. Использование
этих приборов (рис. 5 3,г) оказалось весьма
эффективным как для трактов больших сечений (с малым
избыточным давлением), так и для трактов очень малых
сечений (с большим избыточным давлением). Течеискате-
ли могут быть применены при заполнении волноводного
тракта не только элегазом (или другим газом), но и
воздухом.
Эффективным способом повышения электрической
прочности систем является заполнение тракта
(или части его) диэлектриком, пробивная
напряженность которого выше, чем у воздуха. Такие
диэлектрики могут быть газообразными, жидкими и
твердыми. Помимо основного требования — высокой
электрической прочности—диэлектрики должны обладать
малыми потерями на СВЧ, отсутствием частотной
дисперсии электрических параметров, должны быть химически
инертны, стойки по отношению к
климатически-механическим условиям.
Хотя свойства ряда твердых диэлектриков
(например, фторопласта, кварца и некоторых других, см.
табл. 19 [64]) удовлетворяют указанным выше
требованиям, сложности технологического характера делают
применение их нежелательным.
Действительно, для диэлектрического заполнения
обязательным является отсутствие каких бы то ни было
воздушных включений и зазоров между диэлектриком
и токонесущими частями. Такой зазор уменьшает допус-
140

Таблица 19
Параметры некоторых твердых диэлектриков
Материал
Полистирол
Фторопласт-4
Пенопласт
Кварцевое
стекле
Ситтал СТ38-1
Брокерит-9
Керамика 22ХС
2
2
1
6
9
£
,5...2,
.0...2,
,1...1,
3,8
7,25
,6...6,
,2...9,
6
1
25
8
4
3.
2.
1.
2.
104
..4
..3
..3
1
2
..6
10

Электрическая
прочность,
кВ/мм
20
40
44
112
10
50

Коэффициент
линейного
расширения,
XI О5 °C-i
7
10...20
0,04
0,04
0,05
0,06

Максимальная рабочая

температура, °С
80 ..85
300
60...70
—
—
Примечание У всех приведенных диэлектриков частота
измерения 10 ГГц.
тимую мощность в е2 раз и может свести на нет весь
ожидаемый выигрыш. Сложность же механической
обработки кварца или текучесть фторопласта, различие
коэффициентов линейного расширения диэлектрика и металла
и т. п. создают столь серьезные трудности, что этот путь
может быть принят лишь в исключительных случаях,
в частности, при необходимости миниатюризации
аппаратуры.
Более перспективным является применение жидких
диэлектриков, получившее в последние годы признание
в отечественной и зарубежной практике [57—62].
Особым достоинством этого способа является то, что он
позволяет одновременно решить и задачу интенсивного
охлаждения устройства. Поэтому применение жидких
диэлектриков предпочтительно для устройств с
поглощением СВЧ энергии, например, ферритовых [59, 60,
62]. Жидкости, применяемые для заполнения, помимо
указанных выше требований должны быть неполярными.
Таким требованиям удовлетворяет ряд диэлектриков
[57—61], параметры некоторых приведены в табл. 20
[59, 63]. Предпочтение обычно отдают нонану (С9Н2о)
МРТУ 6-09-4611-67-ХЧ.
Хотя с практической точки зрения применение
жидких диэлектриков с целью повышения электрической
прочности представляется более простым, но этот путь
имеет свои сложности, например: необходимость
специального компенсатора-расширителя и др. Все же этот
способ получает все большее применение. В качестве
141

Таблица 20
Параметры некоторых жидких диэлектриков
Материал
log
ll II
Температура,
С

замерзания
*
Ча
рен

Трансформаторное масло

Конденсаторное масло
Нонан
Декан
Гексан
Гептан
2,1. .2,4
2,1...2,3
1,97
1,98
1,90
1,92
1,92
20,0
20,0
7,0
5,0
3,4
37,0
7,6
15
20
70
65
150
174
—45
—53
—30
50
Ю3
50
50
1010
1010
2-1010
частичного применения иногда комбинируют оба
способа одновременно.
Следует заметить, что как первый, так и второй
способы применимы лишь в качестве способа повышения
электрической прочности отдельных устройств. По этой
же причине они требуют включения в тракт
специальных переходных элементов.
Свободным от таких недостатков является способ,
основанный на применении газообразного диэлектрика.
Этот путь допускает заполнение всего тракта, что
обеспечивает существенное повышение электрической
прочности системы в целом. В качестве газовой изоляции
наилучшие результаты обеспечивают так называемые
электроотрицательные газы. В таких газах происходит
эффективный процесс захвата свободных электронов
нейтральными молекулами на начальной стадии
развития разряда, поэтому эти газы обладают высокой
электрической прочностью даже при низком давлении.
Наилучшими являются фтор и хлорсодержащие газы [67,
102 103] (табл 21).
Известны фреоны, электрическая прочность которых
намного больше, чем у воздуха, но предпочтение отдают
так называемому «электрическому газу» или элегазу,
который получил в последнее десятилетие практическое
применение в технике высоких напряжений [101 —105,
141] и на СВЧ [44, 56, 106, 127]. Особенности
использования элегаза на СВЧ рассматриваются далее.
142

Таблица 21
Параметры некоторых ф торс оде ржащих газообразных
диэлектриков
Газ
Перфторцикл обута н C4F8
Фреон-115 C2F5C1
Фреон-12 CC12F2
Гексафторид серы (эле-
газ) SF6
Фреон-142 C2H3C1F2

Молекулярный
вес
200,0
142,5
121,0
146,0
100,5

Электрическая
прочность,
кВ/см
130
116
89
73
54
Температура
кипения, °С
—4
—38
—29,8
—63,8
-9,8
Давление
пара при
кг/сма
2,5
8,7
5,8
(газ)
3,0
Наконец, можно указать некоторые другие методы
повышения электрической прочности, не получившие
широкого применения, но используемые в отдельных
случаях. К таким методам относится применение
постоянного напряжения, приложенного к системе
электродов. Этот способ применялся, например, для
повышения электрической прочности вибраторной антенны
[47, 136]. Другой метод — продувка газом
(воздухом)— применялся для повышения электрической
прочности выходных окон высокомощных генераторных
ламп. Однако возможности этих и некоторых других
методов весьма неопределенны, поэтому они
применяются ограниченно.
5.3. Применение элегаза
Элегаз (SF6, шестифтористая сера, гексафторид
серы, hexaflouride sulfur) нашел широкое применение
в качестве диэлектрика с повышенной электрической
прочностью в области низких частот и постоянного тока.
Элегаз применяется в высоковольтных и
коммутирующих установках для заполнения магистральных линий
протяженностью в несколько километров и т. п. В
последнее десятилетие элегаз стал применяться в области
СВЧ. Первые работы в этой области выявили
возможности элегаза и привлекли к нему внимание
разработчиков СВЧ аппаратуры. Однако эти исследования носили
частный характер и давали разноречивые результаты.
В табл. 22 представлены некоторые результаты по опре-
143

Таблица 22
Величина коэффициента упрочнения
Средняя частота
диапазона, МГц
3000
3000
9330
2800, 1300
2800, 1300
9300
3000
9300
2850
3000
Объект исследования
Волновод
я
я
Неоднородности
Волновод, резонатор
Волновод
Резонатор и
неоднородности
Волноводный фильтр
Коэффициент
упрочнения
15...10
10,5
7,5
15...13
14 . 2
7,6
8,5...4,3
7,0
7...8,0
6,5
делению коэффициента упрочнения \ приведенные
в опубликованных работах различных авторов.
В более детальных исследованиях на постоянном
токе было установлено [104], однако, что возможности
элегаза существенно зависят от характера
электрического поля (частоты, однородности) и других факторов.
Приведенные в табл. 22 данные относятся в основном
к случаю однородного или почти однородного поля.
Некоторые результаты, полученные на СВЧ ([44],
например) дали разброс коэффициента упрочнения от 15 до 2.
Это обстоятельство чрезвычайно важно для
разработчиков СВЧ аппаратуры, поскольку большинство элементов
и тракт в целом представляют собой комплекс
разнообразных сложных устройств, большинству которых
присущи резко неоднородные поля. Обычно условия
однородного или почти однородного поля, характерные для
регулярного волновода, представляют скорее
исключение, чем правило, для типового волноводного тракта.
Поэтому возможная зависимость коэфффициента
упрочнения от степени неоднородности электрического
поля представляет большой практический интерес
Кроме этого, представляется важным знать характер
зависимости пробивной напряженности элегаза от
давления, температуры, а также степень эффективности
1 Под коэффициентом упрочнения здесь понимается
величина, равная отношению пробивной мощности элемента,
заполненного элегазом, к пробивной мощности того же элемента,
заполненного воздухом, при одинаковом давлении.
144

использования элегаза в смеси с другими газами, в
первую очередь, с воздухом. Перечисленные вопросы
составили цель исследования, результаты которого
излагаются ниже.
Техника эксперимента соответствовала описанной
в гл. 2. Исследования проводились с элементами
различной сложности: регулярными секциями суженных
волноводных и коаксиальных линий, волноводными
электродами различной конфигурации и типовыми
элементами. Измерения проводились в сантиметровом и
дециметровом диапазонах длин волн.
Влияние давления. На рис. 5.4,а представлены
зависимости Рпр(р) в случае 50%-ной смеси элегаз — воздух
для некоторых элементов различной сложности в
диапазонах 3, 10 и 40 см длин волн. На рисунке показаны:
1 — коаксиал 13,4/4 мм (А=40 см), 2 — электрод
полусферический (Х=3 см), 3 — двойной направленный от-
ветвитель (Х=\0 см), 4 — электрод конусный {%= 3 см);
экспериментальные результаты (точки) и
аппроксимации полученных зависимостей (прямые). Для удобства
сравнения различных данных график построен в отно-
Рпр
8,0
6,0
5,0
3,0
2,0
1,0
0,8
0,6
0,5
0,4
0,3
0,2
0,1
50%
7Л
/
/
—77
/а/
/
//
У,
i
/
0
/
с
у
/
А
/ k
/
i
1
У
Е^кВ/см
70
50
30
10
tOO%SF6,20°C
/
/
/
у
/
О 200
400 600 дОС
р,мм ргп cm
2-10*
Па
40 60 80100
200 300 500 800
ргмм ргл cm
210ч Ч1Оч
а
610* Па
Рис 5 4. Зависимость
пробивной мощности (а) и
напряженности (б) от
давления для 50% -ной смеси
элегаза с воздухом и чистого
элегаза.
145

сительных величинах пробивной мощности (Р'пр),
равной отношению измеренных величин при данном
давлении элегаза (AipSF6)p к величине пробивной мощности
элемента, заполненного воздухом, при нормальном
давлении (/др возд)норм«
На рис. 5.4,6 представлена зависимость для
пробивной напряженности элегаза (точки) и усредненная ее
аппроксимация (сплошная линия). Эта зависимость
соответствует 100%SF6 и получена на основании данных,
приводимых далее.
Полученные результаты позволяют сделать
следующие выводы:
1. Зависимости РПр(р) одинаковы для различных
элементов.
2. Характер зависимостей РПр(р) и £пр(р)
удовлетворительно аппроксимируется выражениями
Рщ>=Ср*2 и £пр=Др3/4, (5.2)
что соответствует аналогичным зависимостям для
воздуха.
3. Пробивная напряженность элегаза в указанном
диапазоне частот при нормальном давлении порядка
82—84 кВ/см, т. е. в 2,7 раза больше, чем воздуха.
Влияние концентрации элегаза. Зависимость /Су=
=F(V%) иллюстрируется рис. 5.5, где значение
^У = (^пр SF6/^np возд)норм (5-3)
вычисляется при нормальном давлении. На рисунке
обозначено: / — коаксиал 13,4/4 мм, 2 —
полусферический электрод (волновод 23X10 мм), 3 —
полусферический электрод (в резонаторе 72x34 мм), 4 — резонатор
и 5 — направленный ответвитель (волновод 90X45 мм),
6 — конусный электрод (волновод 23ХЮ мм). На
рис. 5.5,а кроме результатов, полученных в данной
работе (/, 2, 5, 6), приведены для сравнения некоторые
данные других авторов (3, 4). Как видно, результаты
находятся в хорошем соответствии.
Эти данные свидетельствуют о том, что вид
зависимости Ky(V%) одинаков для различных элементов в
широком диапазоне частот. Это обстоятельство
иллюстрируется рис. 5.5,6, на котором приведенные выше
результаты обобщены в виде зависимости относительной
величины K'y=F(V%), нормированной относительно мак-
146

Ку
10
9
7
6
5
/ 2 3
6
^**
1
+**
*>*
^-(
A.
10 20 30 40 50 60 7O80VSFb
Концентрация элегаза в смеси элегаз-боздух
а
!
1,0
0,8
0,6
0,1 0,3 0,5 0,7 0,9 V
i i i
10 50 100 VSF%
Концентрация элегаза б смеси элегаз-боздух
б
Рис. 5.5. Зависимость коэффициента упрочнения от концентрации
элегаза в смеси с воздухом:
а — величина коэффициента упрочнения для элементов с различной степенью
неоднородности поля; б — нормированный коэффициент упрочнения.
147

симального /Сумакс (при 100% SF6), т. е.
^у == (^yV%/(^y)ioo%* (5-4)
На рис. 5.5,6 показаны экспериментальные результаты
и расчетная аппроксимация (кривая), соответствующая
соотношению
K'y=CVlls, (5.5)
которой с хорошей точностью удовлетворяет указанная
зависимость.
Влияние степени неоднородности электрического
поля. Данные, приведенные на рис. 5,5а, свидетельствуют
также о том, что абсолютная величина коэффициента
упрочнения существенно
зависит от характера
элемента и может
изменяться от 10 до 2 раз. На
рис 5.6 изображена
зависимость коэффициента
упрочнения /Су от
коэффициента неоднородности
электрического поля q
для исследованных
элементов различной
сложности. Результаты
подтверждают, что
эффективность элегаза резко
падает по мере
увеличения степени
неоднородности поля в элементе.
9
7
5
3
1
<
V
\
с
\
V
s
ч
N
о
\
к
к
v=m7oSF6
N
о
О 4 8 12 16 20 q
Рис 5 6. Зависимость
коэффициента упрочнения от степени
неоднородности поля для диапазонов:
/) А=3 40 см, 2) А.=0,8 см.
Следует признать, что при более внимательном
рассмотрении этого вопроса можно было ожидать подобное
явление и физика его может быть объяснена природой
действия электроотрицательных газов. Повышение
электрической прочности таких газов, как известно,
объясняется особой способностью их молекул к активному
захвату свободных электронов. Например, коэффициент
сродства галоидосодержащих газов на два порядка
выше, чем у воздуха. Выигрыш с точки зрения
электрической прочности при применении такого газа в смеси
с воздухом, естественно, будет тем выше, чем выше
отношение Njn концентрации молекул газа N
относительно числа свободных электронов п. Отсюда следует, что
при одной и той же средней объемной концентрации N
для неоднородного поля по сравнению с однородным
148

полем за счет местного увеличения концентрации
электронов п в области неоднородности эффективность газа
будет значительно ниже, а выигрыш соответственно
меньше К
Влияние температуры. На рис. 5.7,а представлены
результаты исследования для одного из элементов в
температурном интервале —40 ... + 130° С в случае 50%-ной
концентрации элегаза в воздухе Прямые на рис. 5.7,а
соответствуют зависимости ЛтР(/?3/2), аппроксимирующей
р
1000
600
600
500
400
300
200
100
60
60
50
30
с по/'ос
+20
/
//
*
■toy,
о
yj
/л
У
/
/
У,
7
*50
100
+во°с
/
4
j
f
jf
ft L
i/
~/r
/
I
гпр
0,8
\
40 0 +50 +100 t°C
233 273
323
373
100 200
300 400 600 600
р,мм рт cm
Рис 5 7. Зависимость пробивной
мощности от температуры при
пониженном (а) и нормальном (б)
давлении.
210ч Ч10ц
а
105Па
экспериментальные результаты с достаточной точностью.
На рис. 5.7,6 изображена зависимость пробивной
мощности Р'пр от температуры для указанного случая:
Р'пр=(РпрЬ/Япр, (5.6)
где (РпрЬ и Лф — соответственно пробивные мощности
при данной температуре и 20°С.
Следует отметить, что зависимость от температуры не
оказалась равной Рпртсо Г~3/2, т. е аналогичной зависимости от
давления По-видимому, в данном случае соответствия между Рпр(р)
1 В этом аспекте очень наглядный и убедительный смысл
приобретает введенный Швайгером [67] коэффициент
использования изоляции т], равный \jq, т. е. величине, обратной
коэффициенту неоднородности поля.
149

и Рпр{Т) нет, постольку, поскольку рассматриваемый случай
относится к 50% смеси двух газов, термодинамические свойства которых
различны. Возможно, что для случая 100% элегаза зависимость
Pnv(T) будет схожей с зависимостью РПр(р), как это было в случае
с воздухом
Полученные результаты подтвердили, что
применение элегаза дает ощутимый эффект, однако для оценки
ожидаемого практического результата следует
учитывать указанные выше факторы.
Следует отметить, что по соображениям техническим
и экономическим, целесообразно применять наполнение
не чистым элегазом, а смесью. В случае, например,
50%-ной смеси обеспечивается /С'у=0,8 от
максимального при значительном упрощении многих требований
к системе газонаполнения и удешевление [56].
Оценивая получаемый /Су при заполнении элегазом,
следует иметь в виду существенную зависимость /Су от
характера электрического поля. Поскольку при
разработке элементов стараются избегать наличия резких не-
однородностей, то минимальные величины /Су=2... 3,
по-видимому, в большинстве практических задач будут
отсутствовать. Поэтому для элементов, которые имеют
относительную прочность Р'пр^0,1 и соответственно
4^3,2, среднюю величину коэффициента запаса можно
принять равной (рис. 5.6) /Су^6,5 для 50%-ной
концентрации элегаза, /Су^8,0 — для 100%.
Исключение составляют элементы с принципиально
присущими им резкими неоднородностями (штыри
в фильтрах и т. п.). Следует иметь в виду, что и в этих
устройствах необходимо принять возможные меры
конструктивного характера для снижения коэффициента q,
а не полагаться только на возможности элегаза.
При применении системы газонаполнения необходимо
обеспечить однородность заполнения и исключить
возможность образования воздушных мешков. Поэтому
следует рационально выбирать точки подключения системы
газонаполнения к тракту.
5.4. Некоторые вопросы проектирования
сложных СВЧ трактов высокого уровня мощности
Разработка системы высокого уровная мощности
завершается определением реального коэффициента
запаса электрической прочности и в случае
необходимости— выбором мер, обеспечивающих требуемую
величину коэффициента запаса.
150

Расчет электрической прочности тракта следует
вести, исходя из максимальной рабочей мощности Ррмакс и
минимальной пробивной мощности РПрмин элементов
тракта, т. е. пробивной мощности наиболее слабого
элемента в предельных эксплуатационных условиях.
Коэффициент запаса электрической
прочности тракта равен
*аап=*1*2, (5.7)
где /Ci=Pnp мин/Pp макс — собственный запас прочности
тракта, a /G — необходимый коэффициент упрочнения.
Допустимые значения /Сзап^1. Поэтому, если РЛрмин>
%0
0,8
0,6
-
kt=(293
f -
J—
20 30 <Ю 50
80100
а
1,0
0,8
0,6
0,4
200 300t°C 0,1
к„-0
в)1,
h
0,2 0,3 0,4 0,6 0,9 КБВ
б
Рис 5 8 Частные коэффициенты снижения
электрической прочности в зависимости ог
температуры (а), рассогласования (б) и
давления (в).
и, следовательно,
собственный запас прочности тракта
/Ci>l, то в дополнительном
упрочнении тракта нет необходимости,
т. е. можно принять /(2=1. Если же
К\<1, то минимальное значение
коэффициента упрочнения
К2=1/К\. Эта величина определяет
степень требуемого повышения
А
9
крЧР/'П
/
/
/
-/
/ 1
1
1—1
1
1
1
-4
—1
—f
i
w
0,8
0,6
OS
0,3
0,1
ZOO 300 WO 600 800 1000
р,мм pm cm.
Ч10ч 810* Па
8
электрической прочности, которое должно быть
обеспечено каким-либо способом.
Минимально возможная величина пробивной
мощности Рпрмин для элементов тракта определяется с учетом
таких факторов, как давление, температура,
рассогласование, и оценивается с помощью соотношений,
приведенных в гл. 2, или с помощью графиков, изображенных
на рис. 5.8.
151

Здесь kVy kt и kl{ соответствуют частным
коэффициентам снижения электрической
прочности. Кроме перечисленных систематических
факторов, следует учесть также случайные, такие как дефекты
монтажа системы, отклонения от номинального режима
работы передатчика и др. Эти факторы учитываются
введением дополнительного частного коэффициента,
равного &с=0,66... 0,5. Возможные специальные требования
должны учитываться особо.
Определение возможной величины минимальной
пробивной мощности тракта РПрмин должно быть выполнено
для нескольких наиболее опасных участков, которым
соответствуют элементы с минимальной электрической
прочностью или предельными эксплуатационными
условиями. Такими могут быть элементы, работающие в
условиях максимальной температуры (эквиваленты антенн
и ослабители), максимального рассогласования (ферри-
товые устройства), минимального давления
(излучатели) и др.
Для каждого из рассматриваемых случаев
определяются соответствующие значения частных
коэффициентов k и рассчитывается суммарный коэффициент
снижения прочности, равный
и соответствующее значение минимально возможной
пробивной мощности
'прмин = Mip^i» (5.")
где РПр —пробивная мощность элемента в нормальных:
условиях.
Наиболее вероятное сочетание частных
коэффициентов снижения определяется конкретными условиями.
Если для упрочнения тракта применяется
повышенное давление воздуха или элегаза, то величина
соответствующего давления может быть определена с помощью
рис. 5.9. График изображает зависимость коэффициента
упрочнения от величины р\/р2 превышения давления
внутри тракта рх над давлением снаружи /?2. Значения
превышения давления, меньшие единицы (для элегаза),
соответствуют парциальному давлению элегаза в смеси
с воздухом и эквивалентны процентному содержанию
элегаза в смеси. Например: 0,8 означает 80%, 0,5 — 50%
и т. д. элегаза в смеси с воздухом при нормальном
давлении.
152

Примеры расчета 1 В тракте сечением 72X34 мм,
предназначенном для работы в условиях /Макс=-|-50оС, р=600 мм рт ст
(80 кПа), Ксти=2 и Pp макс=1 МВт, самым слабым элементом
является ферритовыи вентиль — Рпр=2 МВт
По графикам рис 5 8 определяем соответствующие значения
частных коэффициентов снижения прочисти &*=0,87; &р=0,7, kk=
=0,55; принимаем &с=0,66
Вероятные сочетания условий соответствуют kiL = &p£K£c или
k2z = ktkKkc. Наименьшее kL =0,7-0,55 0,66=0,255. Отсюда ЯПрмин=
=2-0,255=0,5 МВт Соответственно этому минимальная величина
требуемого коэффициента упрочнения Кг=2
По рис. 5 9 определяем соответствующую величину превышения
давления воздуха в тракте /?i//?2=l,6 или (pi—/?2)//?ноРм—
^=Ю,45 атм изб Полученная величина ризб допустима для данного
сечения и должна быть обеспечена системой наддува
2 Тот же тракт, но в условиях пониженного давления — рМин=
=460 мм рт ст.
Соответствующие значения частных коэффициентов снижения
прочности* £*=0,87; £р = 0,47; £к=0,55, &с=0,66, наименьшее kz=
=0,47-0,55-0,66=0,17. Отсюда РПР мин=2 -0,17=0,34 МВт и
минимальный #2^2,9 Из рис 5.9 pl/p2=2) т. е ризб=0,6 ати. Такая
величина рИзб не приемлема для данного сечения. Простым
решением этой задачи является применение заполнения элегазом В этом
случае требуемое превышение давления (рис 5 9) составляет pi/p2=
=0,55 Это означает смесь 55% элегаза с воздухом
Выбор способа
повышения электрической
прочности определяется
компромиссом между полученной
в результате расчета
величиной необходимого
коэффициента упрочнения,
механической прочностью
волноводов и другими технико-
экономическими факторами,
рассмотренными выше.
Причем, имея в виду опасность
развития «движущегося»
Рис 5 9. Коэффициент
упрочнения (по мощности) тракта в
зависимости от превышения
давления в тракте при
заполнении воздухом или элегазом
Превышение давления
ЦЗ 0,4- 0,5 0,6 0,8 1,0 1,2 1,6 2,0 2,5
7\30
А-к у
20
I I Г
Элегаз
Воздух
/ 2 3 4 5678910
Превышение давления
11-145
153

разряда в тракте при появлении пробоя в любом его
месте, следует избегать частичного упрочнения тракта.
Однако следует считаться с возможностью
возникновения пробоя. Такая критическая ситуация может
возникнуть по ряду, хотя и случайных, но возможных
причин как в условиях эксплуатации, так и в условиях
отладки или проверки системы и т. п. Такой пробой
представляет опасность для системы, так как приводит к
выходу из строя передатчика. Поэтому наиболее надежным
способом обеспечения жизнеспособности системы может
быть только специальное устройство защиты
передатчика с индикацией пробоя.
Действие подобных устройств основано на
использовании сопутствующих разряду физических явлений.
Так, например, чувствительные датчики,
устанавливаемые вдоль тракта и реагирующие на световые [111] или
звуковые [112] излучения разряда, используются для
приведения в действие соответствующих исполнительных
систем, которые выключают питание передатчика.
В устройствах [ИЗ—115] используется проводимость
плазмы разряда, которая замыкает вмонтированные
в волновод электроды цепи обмотки реле защиты.
Изменение уровней электрического потенциала вдоль
передающего тракта за счет поглощения и отражения от
разряда используется в устройствах защиты [116, 117, 79].
Таковы некоторые примеры схем защиты передатчика от
пробоя, которые находят широкое практическое
применение.

Список литературы
1. Мак-Доналд А. Сверхвысокочастотный пробой в газах. Пер.
с англ М, «Мир», 1969
2 Браун С. Элементарные процессы в плазме газового разряда.
Пер. с англ М, Госатомиздат, 1961.
3. Кухаркин Е. С, Сестрорецкий Б. В. Электрическая
прочность волноводных устройств. М., «Высшая школа», 1963.
4 Could L., Roberts L. Breakdown of air at microwave frequ-
encis. — «Phys. Rev.», 1956, v. 27, № 10, p. 1162—1172.
5. Голант В. Е. Газовый разряд на СВЧ. —УФН, 1958, т. 65,
вып. 1, с. 39—69.
6. Леб Н. Элементарные процессы электрических разрядов в
газах. Пер. с англ. М, Гостехиздат, 1950.
7. Булкин П. С, Застенкер Г. Н., Мицук В. Е. и др.
Электрический разряд в воздухе на длине волны 3,2 см —«Радиотехника
и электроника», 1958, т. III, № 5, с. 698—704.
8 Грозин Г. В., Безматерных Л. Н. Исследование
электрического разряда на частоте 9300 МГц. — «Изв. вузов СССР.
Радиофизика», 1958, т. 1, №> 4, с. 111 —115.
9. Хохлов М. 3., Булкин П. С, Мицук В. Е., Таскаева Т. Ф.
Влияние радиоактивного облучения на возникновение импульсного
СВЧ разряда. — «Радиотехника и электроника», 1958, т. III, № 5,
с. 704—709.
10 Булкин П. С, Солнцев Г. С, Пономарев Н. П.
Исследование самоподдерживающегося импульсного СВЧ разряда в
воздухе — «Изв АН СССР Сер физ.», 1959, т. 23, № 8, с. 941—947.
11 Капцов Н. А., Кузовников А. А. Исследование
высокочастотного разряда в диапазоне от 1,5 до 15 МГц. — «Изв. вузов
СССР Радиофизика», 1960, т 3, № 5, с. 56—59, № 6, с. 15—18.
12. Застенкер Г. Н., Солнцев Г. С, Швилкин Б. Н. О
механизме формирования СВЧ разряда низкого давления в воздухе —
«Радиотехника и электроника», 1961, т VI, № 3, с. 387—394.
13. Prowse W. The iniation of breakdown in gases subject to high
frequency electrical field. — «J Brit. Rad Eng», 1950, v. 10, № 11,
p 333—339.
14 Platzman P. Microwave breakdown of air non-uniform
electric field —«Phys. Rev.», 1960, v. 119, № 4, p. 1143—1149.
15 Davidson M. Microwave studies of pulsed glou discharge.—
«Phys. Rev.», 1962, v. 127, № 6, p. 1858—1864.
11» 155

16 Akerib F. Microwave breakdown of the atmosphere — In.
Proc. 5-th Intern Conf. Ionizat, 1962, v. 1, p 516—519.
17 Okazaki S. Microwave breakdown in air, N, Ar. — «Sci. Rep.
Tohoky Un», 1962, v. 45, № 3, p. 181—186
18 Dunbar S. Breakdown in air at very low pressure in a
waveguide — «J Appl Phys», 1964, v 35, № 10, p 3047—3048
19 Posin D. The microwave spark — «Phys Rev.», 1948, v. 73,
№ 5
20 Booz J., Ebert H. Gasentladungfeldstarken von Luft, Sticks-
toff und Argon bei kurzen Mikrowellenimpulsen — «Zeitschrift fur
Angew Phys», 1965, Bd 19, № 11, s 17—20
21 Gilden M. Microwave breakdown near a hat surface. — «Trans.
IEEE», 1964, v MTT-12, № 1, p 26—33.
22 Barlow H. The relative power carying of capacity of high-
frequency waveguides —«Proc IEE», 1952, v 99, pt. 3, № 57,
p. 21—27
23 Ширман Я. Д. Радиоволноводы и объемные резонаторы
М, Связьиздат, 1959
24 Cohn S. Raunded corners in microwave high-power filters
and other components — «IRE Trans», 1961, v. MTT-9, № 5,
p 389—391.
25 Сазонов В. П., Лямзин В. М. Сравнительная оценка
пропускной способности волноводов различной формы — «Электронная
техника Сер 1 Электроника СВЧ», 1966, вып 4, с 93—109
26 Spektor N. Evalution of power capacity of strip line. — In:
Proc Nat Electron Conf 1956, v XII, p. 715—717.
27. Ковалев И. С. Теория и расчет полосковых волноводов.
Минск, «Наука и техника», 1967
28 Старовойтова Р И Предельно допустимые мощности для
полуоткрытого Н-образного волновода — «Изв вузов СССР.
Радиотехника», 1958, т. 1, № 4, с 490—492
29 Гутцайт Э. М. Типы волн в Н-образном металлодиэлектри-
ческом волноводе —«Радиотехника и электроника», 1962, т. VII,
№ 2, с 310—320.
30 Фельдштейн А. Л., Явич Л. Р., Смирнов В. П. Справочник
по элементам волноводной техники, М, «Сов радио», 1967
31 Маттей Д., Янг Я., Джонс Е. Фильтры СВЧ, согласующие
цепи и цепи связи Т. 1, 2 Пер. с англ., М, «Связь», 1972
32 Фрост Л. Д. Оценка допустимой мощности в полосковой
линии — В кн.: Полосковые системы сверхвысоких частот Под ред
В. И Сушкевича М, ИЛ, 1959, с 161—172.
33 From W. Characteristics and som applications of strip-line
components. — In: Proc, Nat. Electron. Conf., 1954, v. X, p 58—69.
156

34 Hopfer S. The desing of ridge waveguides — «IRE Trans »,
1955, v. MTT-3, № 5, p 20—29
35 Линии передачи сантиметровых волн Пер с англ Под ред.
Г А Ремеза М, «Сов радио», 1951
36 Woo R. RF voltage breakdown in coaxial transmission lines —
«Proc IEEE», 1969, v 57, № 12, p 254—256
37 Hart G., Tanenbaum M. High-power breakdown of microwave
components —In: IRE Conv. Rec, 1955, v. 3, pt. 8, p 62—67
38 Hart G., Tanenbaum M., Stevenson F. High-power breakdown
of microwave structures — In* IRE Nat Conv, 1956, v. 4, pt. 5,
p 144—205
39 Saterland D. Electrical breakdown waveguide — «Electronic
Eng», 1954, v. 26, № 322, p 538—540.
40 Mardis T. Techniques for microwave breakdown
measurements — «Bell. Lab Record», 1961, v 39, № 5, p. 165—169.
41. Felsentahl P. Nanosecond-pulse microwave breakdown in
air. —«J. Appl. Phys», 1Э66, v. 37, № 12, p..4557—4560.
42 Scharfman E. Voltage breakdown of antennas at high
altitude.—«Proc IRE», 1960, v. 48, № 11, p 1881—1883
43 Уайт Д. Ж., Стоун Е. Пробой газа в элементах линий
передачи СВЧ, находящихся под повышенным давлением. —
«Электроника», 1962, т 35, № 16, с 22—24
44 Sulfur gexaflouride-waveguide dielectric. — «Space
aeronautics», 1959, v. 31, № 5, p 138—139
45 Голант В. Е. Возникновение импульсного СВЧ-разряда
в инертных газах — «Изв АН СССР Сер физ», 1959, т. 23, № 8,
с. 952—957.
46 Апсопа С. Tenue en puissand des aeriens d'un lanceur de
satellites in atmosphere rarefice. — «L'onde electricue», 1964, v 44,
№ 451
47 Левитский С. М., Гвоздецкий В. С. Влияние постоянного
электрического поля на возникновение импульсного СВЧ разряда
в газе — «Радиотехника и электроника», 1962, т. VII, № 1,
с. 133—134.
48 Дпсковский В. М., Ходатаев Ю. В. Электрическая прочность
вибраторной антенны в разряженной атмосфере — «Радиотехника»,
1971, вып 17, с 57—60
49 Дисковский В. М., Ходатаев Ю. В. Электрическая прочность
шлейфовой антенны при воздействии одиночного импульса —
«Радиоэлектроника летательных аппаратов», 1971, вып 3, с. 91—98
50 Mentzoni M., Donohoe J., Pulsed R. F. Slot-antenna
breakdown in air —«Electronics Letts», 1967, v 3, № 3, p. 104—106
51. Сестрорецкий Б. В., Шишкарева В. В. Некоторые новые
идеи в технике волноводных трактов. — В кн: Современные проб-
157

лемы антенно-волноводной техники Под ред. А. А Пистолькорса.
М, «Наука», 1967.
52 Буряк В. С. Расчет сочленений многоволновых
волноводов прямоугольной формы —«Изв. вузов СССР. Радиотехника»,
1964, т. 7, № 2, с. 212—219.
53 Batterwoth G. Owermoded rectangular waveguide for high-
power transmission —«Electronicse Querterly», 1965, v. 110, № 4,
p. 848—858.
54 Meinke H. Holleiter fur sehr grosse Leistungen mit Ню-well —
«NTZ», 1964, v 17, № 4, p. 32—36
55. Reftzig R. Fusthes considerations of overmoded rectangulare
waveguide for high-power transmitted. — «Proc. IEE», 1965, v. 112,
№ 7
56 Vannicola V., Stevens L. Delute dielectrice gases geit lookage
costs —«Microwaves», 1964, v. 2, № 9.
57 Conning С The desing of high-power harmonic-supression
filters —«Proc. IREE Austral», 1968, v 29, № 10, p 701—707.
58 Tolopko L. Oil sub for gas as insulator raises components
power limit. — «Electron Neus», 1965, v 10, № 478, p. 4.
59 Столяров А. К. Современная техника ферритовых элементов
высокочастотных трактов — В кн.* Современные проблемы антенно-
волноводной техники. Под ред А А Пистолькорса. М, «Наука»,
167, с 158—175.
60. Hering К. Novel desion of an X-band high-power ferrited
phase shifters. — «Trans. IEEE», 1972, v. MTT-20, N° 4, p 284—286
61. Применение жидкого диэлектрика для охлаждения мощных
СВЧ передатчиков —«Новости зарубежной электронной техники»,
1971, вып 9, с 6—7
62 Buchler G. UHF-high-power Y-circulator. — «Trans. IEE»,
1961, v MTT-9, № 6, p. 569—570.
63. Акачурин Р. Ш., Морозов А .М., Терещенко Р. В.
Температурная зависимость диэлектрических характеристик некоторых
органических жидкостей в сантиметровом диапазоне. — «Электронная
техника Сер 6 Материалы», 1972, вып 4, с 97—101.
64 Бергер М. Н., Капилевич Б. Ю. Прямоугольные волноводы
с диэлектриками М, «Сов радио», 1973
65 Машкович М. Д. Электрические свойства неорганических
диэлектриков в диапазоне СВЧ М, «Сов радио», 1969
66 Андерсон Т. Практическая конструкция волновода,
заполненного диэлектриком — В кн * Печатные схемы сантиметрового
диапазона Под ред В И Сушкевича М, ИЛ, 1956
67 Мик Д., Крэгс Д. Электрический пробой в газах Пер.
с англ. М, ИЛ, 1960.
158

68 Wheeler H. A. Conformale mapping of rounded polygons by
a wavefilter analog —«IRE Trans», 1961, v. MTT-9, № 5.
69. Лещанский Д. И. Поле вблизи сочленения 2-х волноводов
с различными поперечными сечениями —«Труды МИФИ», 1962,
вып 8
70. Wengenroth R. Waveguide spark gap. — «IRE Trans.», 1960,
v. J-9, № 2, p. 212—216.
71. Wheeler G. Measuring high-power breakdown
—«Microwave J.», 1961, v 4, № 4, p. 81—82.
72. Голант В. Е., Мандельштам М. Я. Методы имитации
повышенной мощности при испытаниях разрядников. — «Радиотехника
и электроника», 1959, т. IV, № 4, с. 660—673.
73. Лупан Ю. А., Гладыш Ф. Л., Каплан Э. Н., Скляревич В. Е.
Использование радиопрозрачной барокамеры для имитации СВЧ
пробоя в атмосфере. — «Вопросы радиоэлектроники. Сер. 12.
Общетехническая», 1967, выт 24, с. 33—42.
74. Shergalis H. High-power microwave sourcere reses parallel
klystrons. — «Electronics», 1962, v. 35, № 24, p. 27—31.
75. Luis L., Lunden C. High-power simulation at X-band. —
«Microwaves», 1962, v. 5, № 2, p. 90—93.
76. Milosevic L., Vautey R. Traveling-wave resonators. — «Trans.
IRE», 1958, v. MTT-6, № 2, p. 136—143.
77. Jangg L. Application of hybrid junctions for simulation high-
power, — «Proc. IEE», 1954, v. 103, pt. 3, № 7, p. 945—947.
78. Догадкин А. Б. Метод исследования неоднородностей в
волноводах.— «Радиотехника и электроника», 1959, т. IV, № 4, с. 1195.
79 Орлов В. А. Устройство для обнаружения слабого пробоя
по отраженному сигналу. Авт. свидетельство № 133923. — «БИ»,
1960, № 23.
80. Райцын Д. Г. Вопросы работы волноводного тракта
высокого уровня мощности. — «Вопросы радиоэлектроники. Сер. 12.
Общетехническая», 1965, вып. 5, с. 28—32.
81. Каплан А. Е. Об отражательной способности
металлических пленок. — «Радиотехника и электроника», 1964, т. IX, № 10,
с 1342—1346.
82. Югов В. А. Тонкие пленки и их применение в
радиоизмерительной технике. М., Изд-во стандартов, 1964.
83. Gunn M. Wave propogation in rectangular waveguide wiht
a semiconducting wall. —«Proc. IEE», 1968, v. 115, № 1, p. 32—36.
84. Beust W., Ford W. Arcing in CW transmitters. — «Microwave
Journal», 1961, v. 4, № 10, p. 91—95.
85. Муравьева Г. Я. К расчету высоковольтной изоляции для
высокочастотных устройств. — «Изв. ЛЭТИ», 1956, вып. 30,
с. 176—186.
159

86 Бенинг П. Электрическая прочность изоляционных
материалов Пер. с нем М, Госэнергоиздат, 1960
87. Розенберг Н. Ю. Электрическая прочность керамических
диэлектриков на СВЧ — «Вопросы радиоэлектроники Сер 4.
Технология производства и оборудования», 1965, вып 5, с 79—91.
88 Захаров М. И. Расчет распределения температуры в
волноводных окнах выводов энергии приборов СВЧ — «Электронная
техника Сер 1 Электроника СВЧ», 1968, вып 4, с. 52—66
89 Райцын Д. Г. Электрическая прочность ферритового
волноводного устройства фазового типа — «Вопросы радиоэлектроники.
Сер. 12. Общетехническая», 1965, вып 8, с. 17—23.
90. Райцын Д. Г. Электрическая прочность волноводных и
коаксиальных элементов. — «Вопросы радиоэлектроники Сер 12.
Общетехническая», 1966, вып. 7, с 21—27
91 Брауде Б. В. Определение максимального градиента в
аппаратуре мощных передатчиков —«Радиотехника», 1946, т 1, № 2,
с. 3—10
92 Бухгольц Г. Расчет электрических и магнитных полей Пер.
с нем. М, ИЛ, 1961
93 Weber E. Electromagnetic fields. New York, J. Wiley, 1950.
94 Dreifus L. Uber die Anwendung der Theorie der konformen
Abbildung zur Berechnung der Durchschlags. — «Arch. Elektrot»,
1924, Bd. 13, s. 123—143.
95 Olendorf F. Potentialfelder der Electroden. Berlin, J.
Springer, 1932
96. Boag J. The design of the electrostatic fields. — «Proc. IEE»,
1953, v. 100, pt 4, № 5, p. 63—73.
97. Резвых К. А. Расчет электростатических полей М,
«Энергия», 1967
98 Райцын Д. Г. Расчет электрической прочности
сверхвысокочастотных устройств. — «Вопросы радиоэлектроники. Сер. 12.
Общетехническая», 1969, вып 7, с 35—39
99 Borewers K-, Cath N. Die maximale elektrisch Feldstarke fur
einige einfache Electroden Anordnungen. — «Philips Techn Runds-
hau», 1968, v. 6, № 9, s. 274—279
100 Бронштейн И. И., Семендяев К. А. Справочник по высшей
математике М, «Наука», 1964.
101. Гохберг Б. М. Элегаз — электрическая газовая изоляция —
«Электричество», 1947, № 3, с 45—48
102 Howard P. Insulating properties of compressed
electronegative gases —«Proc IEE», 1957, v 104, pt A, № 14, p 123
103. Семенов Ю. Н. Некоторые экспериментальные данные по
электропрочности электроотрицательных газов. —
«Электрофизическая аппаратура», 1966, вып. 5, с. 69—82.
160

104 Полтев А. И. Элегазовые аппараты Л, «Энергия», 1971.
105 Nitta Т., Kakane R., Yamada N. Electrical breakdown cha-
lacteristic of sulfor 4iexafloride —In Mitsubishi Denki Giho, 1965,
v. 39
106 Информационный проспект «Sulfur Hiexaflouride» фирмы
General Chemical Allied and Dye Corporation, New York, 1955
107 Архангельский Б. И., Левинов Э. К., Янышев В. И.
Содержание кабелей связи под давлением М, Связьиздат, 1962
108 Virgile L. Deflection of waveguide subjected to internal
pressure — «Trans IRE», v MTT-5, 1957, № 4, p. 1546—1548
109 Gobbs J. Electronic preasuring system. — «Electr. Enge-
neers J», 1956, v 49, JVT? 1, p. 52—53
110. Schepis A» On the theory of shrink fits application to
waveguide pressure seal —«Bell Syst. Tec J.», 1962, v. 24, № 5, p. 885.
111. Sayalli F. The wavequide detecting device. Пат. США,
кл. 250—217, № 3191046, заявл. 24 04 61, опубл 22 06 65.
112 Drum J. Apparatus for locating areas in waveguides. Пат.
США, кл. 181—5, № 326515, заявл 12 07 63, опубл 26 07 66
ИЗ. Croum J. The protecting arc in waveguides. Пат. США,
кл. 250—36, № 2860244, заявл 11 1158, опубл 25 10.60
114 Stewart J. Device for protecting a waveguide system against
damage caused by arcing Пат США, кл 333—17, № 3227971,
заявл 4 06 63, опубл 4 0166
115 Stewart J. Improvements relating to waveguide system Пат
Англии, № 981967, заявл 04 06 63, опубл 3 02 65
116 De Vita A. Transmission line arc detecting and eliminating
system wherein the energy source is continualli disabled and enabled
Пат США, кл 333—17, № 3238475, заявл 7 02 63, опубл 103 66.
117 Rektorik J. Zapojeni pro samocinne vypinani vysilace pri
poruse antenni soustavy Пат. Чехословакии, кл. 21а4, 72/03,
№ 114107, заявл 13 1263, опубл 150465
118 Johnson F., View M. Arc protected high frequency electron
dischange devices and waveguides window coupling assambly. Пат
США, кл 315—39, № 3345535, заявл 26 08 64, опубл 03 10 67
119 Larsen H., Seldman S. Verfahren zur Ordnung pneumatis-
cher Fehler in Hohlleiteranlagen Пат ФРГ, кл 216, 3/12, №1199345,
заявл 28 07 64, опубл 17 03 66.
120 Laredo E. Low-Loss transmission rectangular waveguide —
«Brit. Commun. EL», 1962, v. 9, № 10, p 738—742.
121 Смайт В. Электростатика и электродинамика Пер с англ.
М, ИЛ, 1954
122 Epstein M., Lenander С. Fundamental approach to
high-frequency breakdown of gases —«Physics of fluids», 1968, v. 11, № 12,
p 2753.
161

123 Акампора А., Спроул Р. Электрический пробой в волноводе
при высоком уровне средней мощности и большой длительности
импульса. — «Зарубежная радиоэлектроника», 1973, № 11, с. 50—67.
124. Cohn S. Rectangular waveguide teoretical CW-average power
rating —«IRE Trans.», 1961, v. MTT-9, № 4, p. 349—358.
125 Воган Т. Повышение температуры в жестком волноводе.—
«Электроника», 1964, т 37, № 3, 1, с. 23, 24.
126 Schiffres P. How much CW-power can strip lines handle?—
«Microwaves», 1966, v. 5, № 6, p. 25—34.
127. Ciavolella J. Take the hassle out of nigh power design.—
«Microwaves», 1972, v. 11, № 6, p. 60.
128. Ахадов Я. Ю. Диэлектрические свойства чистых
жидкостей. М., Изд-во стандартов, 1972.
129. Raffalovich A. Waveguide corrosion. — «Materials
Performance», 1974, v. 13, № U, p. 9—12.
130. Gerlach R. Watch out for spurious reflections. —
«Microwaves», 1974, v. 13, № 5, p. 44—51.
131. Pitschi F. Berechnung der thermischen Grenzbellastung
koaxialer Rohrleitungen. — «NTZ», 1973, v. 26, № 11, s. 487—489.
132. Каплан Э. Н., Калиновский А. К., Л у пан Ю. А., Титов Н. Н.
Импульсный высокочастотный пробой воздуха у герметизирующей
мембраны в волноводе. — «Изв. вузов СССР. Радиофизика», 1974,
т. 17, № 10, с. 1568—1579
133. Дивинская Л. А., Лупан Ю. А. Оценка электрической
прочности многофункциональных антенн. — «Вопросы судостроения.
Сер. радиолокация», 1974, вып 3, с. 101—105.
134. Eatly D. The mecanical strength and stiffness of pressurized
microwave devices. — «Marc. Rev.», 1975, v. 38, № 196,p. 44—61.
135. Dawson E., Lederman S. Pulsed microwave breakdown in
gases with low degree of preionization. — «J. Appl. Phys.», 1973,
v. 44, № 7, p. 3066—3073.
136. Carl J., Liley Y. Antenna biasing to improve power
handling capabiliti. — «Trans. IEEE», 1969, v. AP-17, № 5, p. 640—642.
137. Weigand R. RF-generated shock waves —«Proc. IEEE»,
1966, v. 54, № 10, p. 1485.
138. Dutton Y., Harris F. Electrical breakdown of N2O, SF6, and
N2O/SF6 mixtures. — «Proc. IEEE», 1974, v. 121, № 3, p. 223—226.
139. Приезжее Г. М., Сазонов В. П. Исследование вторично-
электронного разряда на СВЧ между керамическими
поверхностями— «Электронная техника. Сер. 1. Электроника СВЧ», 1966,
вып. 2.
140. Preist D., Talcott R., Hayes R. Improvements to high power
microwave windows. — In: Travsux du 5 Congres international «Tubes
pour Hyperfrequences», Paris, 14—18 IX, 1964, p. 234—290.
141. Сорокин Е. П., Артюхов Е. А., Тараканов Ю. Е.
Применение газовых диэлектриков и фторсодержащих жидкостей в
высоковольтной РЭА. — «Изв. ЛЭТИ», 1974, вып. 158, с. 121.
142. Слободянюк В. А., Федорцов Л. М. Вывод энергии ниго-
трона на микротроне непрерывного действия. — «Приборы и
техника эксперимента», 1975, № 6, с. 128
143. Янушевич М. В., Вилькс Э. К., Лысенок Л. Н.,
Лапина Н. Г. Вопросы герметизации выводов микросборок СВЧ-диапа-
зона. — «Вопросы радиоэлектроники. Сер. 4. Технология
производства и оборудования», 1974, вып. 1, 53—58.

Предметный указатель
Волновод «прозрачный» 36
— сетчатый 35
Волноводные измерительные
секции 21
— электроды 20
Герметизация и наддув тракта:
газонаполнение 140
контроль 149
расчет давления 136, 153
система наддува 137
— рециркуляции 138
элементы 139
Имитация ВУМ:
методом вариации
коэффициента отражения 25
— локального понижения
давления 33
— понижения давления 26
— резонатора стоячей
волны 25
Индикация разряда:
локационным методом 29
по барометрическим
явлениям 28
— звуковым явлениям 29
— световым явлениям 28
— форме импульса 27
— химическим явлениям 28
— электрическим
параметрам 27
Ионизация разрядного объема:
влияние на формирование
разряда 22, 29
с помощью источников
радиоактивных 30
— ультрафиолетовых
31
Коэффициент запаса
электрической прочности 16, 150
— использования изоляции
149
— нагрузки 10
— неоднородности
электрического поля 44, 102
— отражения разряда 60
— передачи разряда 60
— поглощения разряда 60
— прилипания 43
— умножения 25
— упрочнения 144
Коэффициенты снижения
электрической прочности 152
Критический узел устройства
103
Метод электростатических
аналогов:
критерий электрической
прочности 103
критический узел устройства
103
критическое сечение 104
модель 114
параметры аналогов 116
погрешности расчета 132
порядок расчета 106
примеры 127
типовые неоднородности 108
электростатические аналоги
107
Мощность критическая 22
— пробивная 15, 22, 50
зависимость от
вероятности разряда 21
давления 9, 18
относительная 15
Напряжение перекрытия 89
Напряженность пороговая 12
— пробивная 15, 45
— разрядная 15
Повышение испытательной
мощности.
имитация ВУМ 25
сложение мощности
нескольких генераторов 23
метод резонатора бегущей
волны 24
Пробивная напряженность:
воздуха 51
— зависимость от давления
52
163

- — температуры 57
частоты 53
диэлектриков газообразных
13
— жидких 12, 141
— твердых 12, 140
зависимость от
частоты 90
определение 15 ,40
элегаза 146
Пробой тракта:
«бегущий» разряд 67
возникновение 64
индикация по форме
импульса 27
плазменное облако 46, 65
разряд-инициатор 66
скорость «движения»
разряда 68
Расчет электрической
.прочности СВЧ устройств,
метод электростатических
аналогов 97
методы аналитические 98
— графические 100
моделирование 100
СВЧ разряд:
вероятность разряда 21
время запаздывания 21
— формирования 21
длина диффузионная 42, 54
— свободного пробега 43
интервалы давлений 56
ионизирующие излучения 66,
68
коэффициент прилипания 43
критическая концентрация
электронов 40
методы экспериментального
исследования 19
параметры передачи 60
предпробойные явления 27
свойства 38
ударная волна 28
управляемый явлением
диффузии 55
прилипания 56
уравнение непрерывности 39
СВЧ разряд в «волноводе:
возникновение 43
движущийся 67
дуговой 46
искровой 46
кистевой 46, 90
коронный 45
164
несамоподдерживающийся 45
основные стадии 43, 60
плазмоид 46, 61, 66
роль степени неоднородности
электрического поля 45,
48
самоподдерживающийся 46
тлеющий '311
Устройства с твердым
диэлектриком:
вторично-электронный
пробой 68
перекрытие диэлектрика 89,
90
— в элементах волноводных
94
коаксиальных 94, 96
полосковых 83
«порог ионизации» 90
пробой тепловой ,15, 91
—термоионизационный 90
— электрический 15, 88
разряд 88
— в неоднородном лоле 911
Элегаз*
коэффициент упрочнения '144
влияние давления '144
концентрации в сме-
с,ях 145
неоднородн ости
электрического поля 148
температуры 149
Электрическая прочность
устройств
вращающиеся сочленения 77
герметизирующие секции 81,
92
гибридные соединения 73
данные сравнительные 96
— экспериментальные 70
диэлектрические
фазовращатели 81
методы экспериментального
исследования 21
направленные ответвители 73
определение методом
мощности критической 22
пробивной 22
переключатели 79
поглощающие нагрузки 83
расчет 18, 97
устройства феррит овые 83
— коаксиальные 84, 94, 96
— полосковые 89

Электрическая прочность способы упрочнения 11, 135
тракта защита генератора 154
заполнение диэлектриком га- Эффективное поле 41
зообразным 13, 142
- - жидким 12, 141 Част01а ДИФФУЗИИ 40
твердым 11, 140 — захвата (прилипания) 41
повышение давления 135 — ионизации 40
пробой тракта 60 — столкновений 42
расчет 150 — устранений 42

Оглавление
Предисловие .... 3
Глава 1. Общие вопросы электрической прочности СВЧ
устройств 5
1.1. Современное состояние разработки СВЧ систем
высокого уровня мощности 6
1.2. Основные понятия 15
1.3. Особенности разработки СВЧ устройств высокого
уровня мощности 16
1.4. Методы расчета и экспериментального исследования
электрической прочности устройств 18
Глава 2. Некоторые свойства СВЧ разряда 38
2.1. Краткие сведения о физических процессах СВЧ
разряда 38
2.2. Особенности развития СВЧ разряда в однородном и
неоднородном электрическом поле 43
2.3. Пробивная напряженность воздуха и ее зависимость
от внешних факторов 51
'2.4. Диссипативные свойства разряда 60
2.5. «Бегущий» разряд в волноводе. Пробой тракта . . 64
Глава 3. Электрическая прочность типовых СВЧ устройств 70
3 1. Результаты экспериментального исследования
электрической прочности волноводных устройств . .71
3.2. Результаты экспериментального исследования
электрической прочности коаксиальных и полосковых
устройств 84
3.3. Особенности электрической прочности устройств с
твердым диэлектриком 88
3.4. Анализ результатов экспериментального исследования.
Выводы 95
Глава 4. Расчет электрической прочности СВЧ устройств
методом электростатических аналогов 97
4.1. Применение методов электростатики для расчета
электрической прочности СВЧ устройств 98
4 2 Сущность приближенного метода
электростатических аналогов. Основные положения 102
4 3. Типовые неоднородности СВЧ устройств и их
электростатические аналоги 107
4 4. Критерий электрической прочности некоторых
электростатических аналогов 115
4 5. Примеры расчета электрической прочности СВЧ
устройств 127
166

Глава 5. Некоторые способы повышения электрической
прочности волноводных и коаксиальных систем . . . 133
5.1. Оптимизация конструкции устройств 134
5.2. Способы повышения электрической прочности тракта 135
5.3. Применение элегаза 143
5.4. Некоторые вопросы проектирования сложных СВЧ
трактов высокого уровня мощности 150
Список литературы . . 155
Предметный указатель . . . ... 163

Scan K Alex 2011
merkader
2011
Обработка
ИБ № 211
ДАНИИЛ ГРИГОРЬЕВИЧ РАЙЦЫН
Электрическая прочность СВЧ устройств
Редактор Н. /С Калинина
Художественный редактор Н С. Шейн
Обложка художника Б /С Шаповалова
Технический редактор В Л Позднякова
Корректор Л. Л. Максимова
Сдано в набор 20/IV 1977 г. Подписано в печать 19/VIII 1977 г. Т13590
Формат 84ХЮ8/з2 Бумага типографская № 2
Объем 8,82 усл. п. л. 9,35 уч.-изд. л.
Тираж 6800 экз. Зак 145 Цена 50 коп.
Издательство «Советское радио», Москва, Главпочтамт, а/я 693
Московская типография № 10 «Союзполиграфпрома»
при Государственном Комитете Совета Министров СССР
по делам издательств, полиграфии и книжной торговли,
Москва, М-114, Шлюзовая наб., 10.