Конструирование ферритовых развязывающих приборов СВЧ - Вамберский М.В., Абрамов В.П., Казанцев В.И.

Автор: Вамберский М.В. Абрамов В.П. Казанцев В.И.

Теги: электротехника радиотехнические материалы и изделия радиотехника радиоэлектронные аппараты издательство радио и связь приборы свч

Год: 1982

Похожие

Теория и применение устройств СВЧ

Конструирование экранов и СВЧ-Устройств

Магнитные колебания и волны

Проектирование радиоприемных устройств

Текст

£ \
3 -
радионжтаюрд
M. В. ВАМБЕРСКИЙ
В. П. АБРАМОВ
В. И. КАЗАНЦЕВ
КОНСТРУИРОВАНИЕ
ФЕРРИТОВЫХ
РАЗВЯЗЫВАЮЩИХ
ПРИБОРОВ СВЧ

ИИ Л И О Т Е К А
РАДИОКОНСТРУКТОРА
М. В. ВАМБЕРСКИЙ, В. П. АБРАМОВ,
В. И. КАЗАНЦЕВ
КОНСТРУИРОВАНИЕ
ФЕРРИТОВЫХ РАЗВЯЗЫВАЮЩИХ
ПРИБОРОВ СВЧ
Под редакцией М. В. Вамберского
Москва «Радио и связь» 1982
ББК 32.843
В12
УДК 621.372.832.8
Вамберский М. В., Абрамов В. П., Казанцев В. И.
В12 Конструирование ферритовых развязывающих
приборов СВЧ/ Под ред. М. В. Вамберского. — М.:
Радио и связь, 1982. — 136 с., ил.— (Б-ка радио-
конструктора)
35 к.
Рассмотрены основные вопросы конструирования ферритовых раз-
вязывающих приборов различных диапазонов волн иа прямоугольных
и коаксиальных вотноводах, полосковых и микрополосковых линиях,
особенности их к нструирсвания для случая высоких уровней мощ-
ности. Приведены основные сведения о ферри!твых мат-^рпалах и
конструировании магнитных систем.
Для инженеров-конструкторов РЭА, работающих в области техни-
ки СВЧ. Может быть полезна студентам вузов.
2401000000-052 ББК 32.843
046(01)-82 83'82 6Ф2.13
РЕДАКЦИОННАЯ КОЛЛЕГИЯ:
Н. А. БАРКАНОВ. И. А. БРУХАПС.КПЙ, Р. Г. ВАРЛАМОВ,
В. А. БОЛГОВ, В. V ЕРМОЛХЕВ, И. К. ИВАНОВ-ЕСШЮВИЧ,
К. К- /МОРОЗОВ. Е. М. ПАРФЕНОВ. В. Б. ПЕСТРЯКОВ (отв. редак-
тор), А. И. ПИМЕНОВ. Н. Э. СВАТИКОВА. В. И. СМИРНОВ,
В. Г. ТЕСЕЛЬКО, А. В. ШИТЯШНН, Н. И. ЮШИН
РЕЦЕНЗЕНТЫ:
кандидаты технических наук К). II. АФАНАСЬЕВ
н Л. Г МАЛОРАЦКНИ
Редакция литературы по консгруиропннию и технологии
производства радиоэлектронной аппаратуры
Михаил Владимирович Вамберский
Валерий Павлович Абрамов, Виктор Иванович Казанцев
КОНСТРУИРОВАНИЕ ФЕРРИТОВЫХ РАЗВЯЗЫВАЮЩИХ
ПРИБОРОВ СВЧ
Редактор Н. К. Калинина. Художественный редактор Н. С. III е и и.
Технический редактор Г. И. Колосова Корректор Л. С. Глаголева
И Б № 134
Сдано в набор 24.08.81. Подписано в печать 7.01.82 Т-03808
Формат 84Х108‘/з2 Бумага типограф. К- 2 Гарнитура литературная Печать высокая
Усл. печ. л. 7,14 Уел. кр. отт. 7,45 Уч.-изд. л. 7,38 Тираж 6000 экз.
Изд. № 19655 Зак. .V 1314 Цена 3' к.
Издательство «Радио и связь», 101000 Москва, Главпочтамт, а я 693
Московская типография № 10 Союзполиграфпрома Государственного ы митета
СССР по летам издательств, полиграфии и книжной торговли. 113114 Москва,
М-114, Шлюзовая наб., 10
© Издательство «Радио и связь», 1982
ВВЕДЕНИЕ
В технике сверхвысоких частот (СВЧ) все более ши-
роко применяются ферритовые развязывающие прибо-
ры. Появление ферритовых приборов (начало 50-х го-
дов) произвело своеобразную революцию в технике
СВЧ Их использование позволило не только значитель-
но улучшить параметры различной аппаратуры, бо и
создать принципиально новые устройства и системы.
Современные антенно-фидерные устройства, генера-
торная, приемная, измерительная СВЧ аппаратура, как
правило, содержа! в своем составе ферритовые развя
шваюгцие приборы, количество которых иногда дохо-
(ит до сотен в одном комплекте.
В настоящее время разработано и выпускается про-
мышленностью много разновидностей таких приборов.
Но на повестке дня стоит вопрос освоения приборов
интегрального типа, т. е. встраиваемых в микроэлект-
тронные схемы или электровакуумные приборы СВЧ.
Ферритовые развязывающие приборы являются не-
взаимными устройствами: электромагнитная энергия со
входа на выход проходит практически без потерь (или
с малыми потерями) и не проходит с выхода на вход,
поглощаясь в самом приборе или в специальной нагруз-
ке. Это устройства, у которых вход развязан с выходом.
В таких приборах невзаимность создается намагничен-
ным ферритом.
Если ферритовый развязывающий прибор включает-
ся между генератором и нагрузкой (в передатчике или
измерительной схеме), то он обеспечивает хорошую ста-
бильность частоты и уровня мощности генерируемых ко-
лебаний, возможность работы на переменные нагрузки,
позволяет решать вопросы электромагнитной совмести-
мости радиоэлектронной аппаратуры. Без таких развя-
зывающих приборов невозможно создание многокаскад-
ных усилительных схем-цепочек (например, на лампах
прямой волны или амплитронах), а также усилителей,
выполненных на активных двухполюсных элементах
3
(например, на диодах Ганна или лавинно-пролетных
диодах). Развязывающие приборы значительно упро-
щают создание фазированных антенных решеток и осо-
бенно активных фазированных антенных решеток. Для
реализации последних необходимо использовать боль-
шое количество развязывающих приборов.
В настоящее время существует много различных ти-
пов ферритовых развязывающих приборов, которые
можно разбить на две группы: вентили и циркуляторы.
Вентиль — это прибор, выполненный в виде невзаимно-
го четырехполюсника, у которого энергия при обратном
направлении распространения поглощается в самом при-
боре. Развязывающий прибор на базе циркулятора пред-
ставляет собой невзаимный многополюсник (число по-
люсов более четырех), у которого к одному из плеч под-
ключена согласованная поглощающая нагрузка.
Электромагнитная энергия при обратном направлении
распространения поглощается в этой нагрузке.
Очевидно, что циркулятор с нагрузкой может рас-
сматриваться как вентиль, однако специфика работы и
особенности конструкции циркуляторов делают целесо-
образным их выделение в особую группу развязываю-
щих приборов.
Вентили и циркуляторы можно классифицировать по
разным признакам: принципу действия, типу фидера,
уровню мощности, длине волны, интервалу рабочих тем-
ператур, типу схемы и т. п. С конструкторской точки
зрения, развязывающие приборы целесообразно клас-
сифицировать по типу применяемого фидера. Именно
этот признак использовался при дальнейшем изложении
материала данной книги.
Каждый развязывающий прибор включает в себя сле-
дующие конструктивные элементы:
— отрезок фидера или фидерного сочленения, ме-
таллическую арматуру прибора;
— ферритовые или феррито-диэлектрические вкла-
дыши, располагаемые в фидере или сочленении и за-
крепляемые обычно с помощью пайки или приклеива-
ния;
— магнитную систему прибора, создающую необхо-
димое для его работы подмагничивающее поле.
При конструировании развязывающих приборов учи-
тываются следующие параметры:
1. Величина обратных потерь ЛОбр, т. е. потери мощ-
4
пости в приборе при распространении энергии в обра:-
ном направлении (с выхода на вход) [дБ} *>.
2. Величина прямых потерь Бпр, т. е. потери мощно-
сти при прямом направлении распространения энергии
(со входа на выход) '[дБ]**).
3. Вентильное отношение В, определяемое как отно-
шение Бобр (Браз) К Бпр (Бвн).
4. Согласование прибора со стороны всех его плеч,
т. е. величина /Сеть (коэффициент стоячей волны по на-
пряжению) .
5. Полоса (диапазон) рабочих частот (длин волн), в
которой величины БОбР (Браз), Бпр (Бвн), /(стг должны
сохраняться в заданных пределах. Центральная рабочая
частота (длина волны).
6. Интервал рабочих температур, в котором указан-
ные выше величины во всей полосе рабочих частот
должны сохраняться в заданных пределах.
7. Уровень рабочей и допустимой мощности как
средней, так и импульсной.
8. Допустимые механические воздействия.
9. Надежность, срок службы.
10. Габариты, масса.
В ряде случаев к развязывающим приборам предъ-
являются дополнительные требования по согласованию
(^стг), прямым (Бпр) и вносимым (Бвн) потерям вне
полосы рабочих частот.
В данной книге освещены основные вопросы конст-
руирования ферритовых развязывающих приборов раз-
личных диапазонов волн па прямоугольных и коаксиаль-
ных волноводах, полосковых и мпкрополосковых линиях,
особенности их конструирования для высоких уровней
мощности. Приведены основные сведения о конструиро-
вании магнитных систем.
Авторы полагают, что книга будет полезной для
инженеров-конструкторов РЭА, .работающих в области
техники СВЧ, и студентов старших курсов соответствую-
щих специальностей.
Книга написана авторами на основе результатов про-
веденных ими оригинальных исследований. В ней отра-
*> Величину Гобр применительно к развязывающим приборам
на базе циркулятора называют развязкой и обозначают Араз.
**> Величину £Пр называют также вносимыми потерями и обо-
значают LBH.
5
Те
И1
Сд:
Фо;
Ус.1
Из;
Мс
сс
жены также материалы, опубликованные в отечествен-
ной и зарубежной литературе.
Авторы выражают признательность А. Е. Серебряко-
ву и О. Л. Полущенко, предоставившим материалы для
написания § 3.3 и 1.3 соответственно, а также
Ю. Н. Афанасьеву, Д. Н Покусину и Л. Г. Малорацко-
му за ценные замечания, высказанные при обсуждении
рукописи.
1. Ферритовые материалы и детали
развязывающих приборов СВЧ
1.1. Ферритовые материалы диапазона СВЧ.
Статические магнитные и физико-механические
характеристики и параметры
Развязывающие .невзаимные приборы СВЧ конструи-
руются на основе специальных ферритовых материалов,
разработанных для этого диапазона частот.
Поликристаллические ферриты, получаемые спекани-
ем смеси окиси железа Fe2O3 с окислами других метал-
лов (Ni, Zn, Мп, Mg, Си, Li и др.), принадлежат к фер-
римагнетикам, у которых нескомпенсированные спины
электронов соседних атомов посредством обменных сил
ориентируются антипараллельно (явление антиферри-
магнетизма). В кристаллической решетке в этом случае
можно выделить несколько подрешеток, каждая из кото-
рых имеет свой магнитный момент. У ферримагнетиков
магнитные моменты одних подрешеток преобладают
над антипараллельными им магнитными моментами дру-
гих. Нескомпенсированный момент определяет величину
спонтанной намагниченности ферритов.
По химическому составу ферриты СВЧ представляют
собой твердые растворы окислов металлов и Ре20з, ко-
торые кристаллизуются в решетки либо типа шпинели
(MenO-Fe2O3, где Me11 — ион двухвалентного металла,
обычно это Ni, Мп, Си, Со, Mg, а также одновалентный
Li), либо типа граната (ЗМе2п.1Оз-5Ре2Оз, где Меш —
трехвалентный ион редкоземельного металла, обычно
это Y, Gd, Ей).
Получение тех или иных заданных свойств обычно
достигается созданием смешанных ферритов — никель-
цинковых, магний-марганцевых и других феррошпинелей,
иттрий-гадолиниевых феррогранатов и т. д. Для сниже-
ния спонтанной намагниченности насыщения ферриты
разбавляют, например, окислами алюминия (ферроалю-
иинаты) или хрома (феррохромиты).
7
В СССР разработано и широко используется при
создании различных СВЧ устройств значительное коли-
чество марок феррошпинелей и феррогранатов, из них
около 50 марок вошли в отраслевой стандарт на СВЧ
ферриты (ОСТ 11 707.004—76) [1]. При обозначении
марок была принята следующая система [2}: стоящая в
начале одно- или двухзначная цифра соответствует
средней длине волны в сантиметрах того диапазона, для
которого разработана данная марка; следующие за тем
буквы «СЧ» означают, что речь идет о феррите СВЧ;
наконец, последняя цифра определяет различие однотип-
ных марок по свойствам.
Рассмотрим основные характеристики ферритов, наи-
более важные для конструктора с точки зрения выбора
марки материала и оценки его работоспособности в
различных условиях. Феррит, как среда, в которой су-
ществует электромагнитное поле, характеризуется сово-
купностью электромагнитных (электрических и магнит-
ных) параметров.
I. Магнитные параметры и характеристики подразде-
ляются на статические, которые описывают поведение
ферритов в постоянных или медленно меняющихся маг-
нитных полях, и динамические, описывающие свойства
ферритов при их взаимодействии с быстропеременными
СВЧ магнитными полями. Ввиду сложности явлений,
наблюдаемых при работе ферритов в диапазоне СВЧ,
описание этих явлений и рассмотрение динамических
магнитных параметров и характеристик ферритов выпол-
нено отдельно (см. § 1.2).
Кривая намагничивания ферритов связана с ориен-
тацией по направлению приложенного магнитного поля
магнитных моментов доменов, т. е. областей, намагни-
ченных спонтанно до некоторой виличины, определяемой
температурой феррита При такой ориентации возникает
намагниченность всего ферритового образца АТ. Макси-
мальное значение этой величины, соответствующее ори-
ентации по полю магнитных моментов всех доменов,
называется намагниченностью насыщения Ms, а ей соот-
ветствует магнитная индукция насыщения материала Bs.
Как известно,
В = |_ю(//ЧМ), (1.1)
где Н'— напряженность внутреннего постоянного маг-
нитного поля; ц0 = 4л-10~7 Гн/м — магнитная постояв-
пая. Кривые намагничива-
ния ферритов некоторых
марок в виде зависимости
B/Bs=f(H‘) приведены на
рис. 1.1. Эти зависимости
измеряются на тороидаль-
ных, предварительно хорошо
размагниченных образцах
баллистическим методом.
Следует иметь в виду, что
внешнее магнитное поле Не
в общем случае отличается
от внутреннего поля Н'. По-
этому, при необходимости
иметь аналогичные характе-
ристики для произвольно на-
магниченных ферритовых
вкладышей других форм,
следует учитывать извест-
ную связь внутреннего № и
внешнего Не магнитных по-
1ей с намагниченностью
№ = NzMt (1.2)
где Nz — размагничивающий
фактор (фактор формы)
Рис. 1.1. Усредненные кри-
вые намагничивания (при
комнатной температуре)
стандартизованных марок
ферритов:
кривая / —30СЧ6, 40СЧ4, 80СЧ,
30 СЧ; кривая 2 — ЗСЧ6, ЗСЧ9,
ЗСЧ15, 1.СЧ2, 10СЧ8; кривая 3 —
10СЧ6, ЗОСЧЗ, 40СЧ2. 60СЧ
в направлении подмагничивания, в данном случае оси
г*) {4}.
При конструкторских расчетах ферритовых развязы-
вающих приборов, работающих при малых внешних
полях, недостаточных для намагничивания материала до
насыщения, бывает необходимо определить внутреннее
подмагничивающее поле вкладыша по известному зна-
чению требуемой намагниченности материала**).
В этом случае кривую B = f(Hy выбранной марки фер-
*> Строго говоря, соотношение (1.2) справедливо лишь для по-
мещенных в однородное внешнее магнитное поле ферритовых образ-
цов, имеющих форму эллипсоида вращения. При произвольной фор-
ме образцов внутреннее магнитное поле, особенно в ненасыщенном
состоянии, теряет однородность. Это явление обычно не учитывается
при конструкторских расчетах.
**’ Такая задача возникает при конструировании магнитной си-
стемы прибора.
9
о
Таблица 1.1
Основные электромагнитные параметры нормализованных марок ферритов СВЧ
Марка феррита кА /м В 7л S Вг, Тл Нс, кА/м ’"и е'ф tg 5е р, Ом-м ДН, кА/м "а’ кА/м днк. кА/м ®к’ V
f = 10 ГГц 3 ГГц
1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14
Никелевые ферриты
1СЧ 358 0,34 0,175 0,16 107 12,6* 2.5ХЮ-3* 8.2ХЮ4 33,4 270
1СЧ2 231 0,22 0,05 0,24 20 12,5 ^10-3 1 JX107 22,3 - 400
1СЧЗ 350 0,36 0,22 0,16 86 10,4* 2,5ХЮ_з* 1,3X1 о3 31,8 .— — 400
1СЧ4 382 0,40 0,275 0,16 83 11,1 8.0Х10-1 7.8ХЮ6 13,5 — 400
2СЧ 175 0,166 0,126 0,86 10 10,0* 2,5Х10-з* 5.9ХЮ4 55,7 — — 500
2СЧ4 358 0,39 0,14 0,16 47 12,5 ^10-з 5.3ХЮ6 9,6 — — 450
ЗСЧ8 358 0,35 0,183 0,28 46 12,0* 2.5ХЮ-3 8.7ХЮ4 44,0 — — 370
8СЧ16 271 — — — 12,7 — — 8,8 -
4СЧ9 255 0,26 0,104 0,32 27 11,0 <ю-> 20 22,3 450
4СЧ10 175 0,186 0,042 0,32 22 12,4 'чЛО-з 7,8X107 17,5 17,8 — — 530
Магниевые ферриты
2СЧ1 151 0,152 0,104 0,32 24 11,7* 4.0ХЮ-4* 5,0X10® 50,0 62,5 370
ЗСЧ1 135 0,126 0,098 0,48 13 8,2 6,5X10-3 1.9Х107 55,7 — 370
ЗСЧ2 89,5 0,05 0,014 0,8 14 6,5 1,5Х 10-2 4,1ХЮБ 80,0 74,8 — 310
ЗСЧ7 135 0,150 0,103 0,24 23 12,3* 6ХЮ-4* 3.2ХЮ8 14,3 13,5 — — 330
П родо лжение табл. 7
1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14
ЗСЧ15 167 0,160 0,130 0,16 12 13,0* 8.0Х10-4* 4,7ХЮ7 37,4 18,3 — — 360
ЗСЧ17 127 — — — — 12,5* 2.5Х10-4* — 45,4 — — — —
4СЧ 60 0,048 0,023 0,44 8 5,2 З.ЗХЮ-3 9,0X10® 72,0 — — — 270
4СЧ1 66,5 0,055 0,027 0,4 9 6,5 2.1ХЮ-3 4,0X10® 68 47,6 — — 250
4СЧ2 66,5 0,06 0,034 0,52 8 5,5 1.1ХЮ-8 5,2X106 76,0 — —- — 280
4СЧЗ 87,5 0,05 0,025 1,03 5 5,4 — 1,6X10® 63,7 — — — 400
4СЧ4 135 0,113 0,078 0,28 18 10,5 1,2ХЮ-з 4,8X10® 39,8 43,4 — — 310
4СЧ5 95,5 0,079 0,046 0,72 11 8,5* 2.5ХЮ-3* 7.0ХЮ8 89,0 — — — 360
4СЧ11 175 0,212 0,168 0,16 20 9,5 З.ОХЮ-3 — 23,9 34,6 — — 320
Магниевые ферроалюминаты
6СЧ1 115 0,663 0,025 0,16 61 12,0* 4,0ХЮ-4* з.охю6 11,9 10,3 — — 150
8СЧ1 60,0 0,069 0,648 0,40 12 9,6 3.6ХЮ-3 1,5X10® 47,7 31,8 — — 290
8СЧ5 82,0 — —- — 10,5* 1.6ХЮ-3* — — 23,9 — — —
юсч 60,0 0,06 0,03 0,40 12 8,2 2.0ХЮ-3 2,0X107 44,6 28,0 — — 300
30СЧ2 97,5 0,109 0,078 0,68 48 10,0 ^ю-2 1.7ХЮ6 15,9 12,7 — — 140
Никелевые и магниевые феррохромиты
10СЧ1 38,5 0,654 0,032 0,40 И 5,8 4.6ХЮ-8 6,8X10® 17,5 23,2 — — 140
10СЧ8 52,0 0,656 0,035 0,16 17 9,5* 2,5X10-3* 5,8X10® 19.9 14,7 — — 140
10СЧ12 87,5 0,689 0,059 0,60 8 10,0* 8.0ХЮ-1* 5.2ХЮ1 43,0 18,0 — — 350
15СЧ1 43,0 0,648 0,015 0,20 20 6,7 4.2Х10-3 3,2X10® 23,9 19,9 — — 15U
ЗОСЧ 56,0 0,66 0,031 0,16 13 8,5 2.1ХЮ-3 3,3X10® 18,3 17,5 — — 180
- 40СЧ 70,0 0,067 0,625 0,68 40 10,2 2,0Х10-з 9.7ХЮ6 11,9 7,2 — — 100
Продолжение табл. 1.1
2 280 230 280 210 195 290 175 180 150 . 120
СО 0,21 0,52 0,16 0,68 0,16 —
СМ СО | ОО О О | | СО | | О Tt- TH TH СО
оосоосооооосо—.смсоо ТНШОО’ФТНСМ-М’СМСО-М'ТН V V V V V V V V V
2 5,6 6,4 5,6 6,4 13,5 4,0 5,6
О О со О О ООО о о О О 3 X X X 1 X X 1 1 X X 1 •5 СМ СО — — со оо <2 - - - S — СО СО НО о о —
оо С) * С5 <о «ч «ч ч? о» £ч«Ч«О (<Ч<Ч | | | |о» | с? 1 • О । 1 О О О О । О Ю О1 ’Ф
Г- Итт ри 14,8 | 14,6 15,0 14,5 14,2 15,5 14,5 14,7* 14,0 13,5 13,0
<п 100 80 76 75 44 31 30 20
to <0,08 <0,08 0,08 0,056 0,08 0,16 0,048 0,08 0,08
м- 0,095 0,0651 0,022 0,034 0,024 0,032 0,009
СО 0,168 0,120 0,118 0,075 0,082 0,050 0,036 0,028
CN 140 96,0 104 80,0 62,5 72,0 52,0 48,0 37,6 28,0 18,8
CD СО CD СТ СП тГ НО — и О у и ои о с о О и ОООООоООООс> ‘COCOCOTf^TfLOcOGOd
Примечание: Измерения выполнены при комнатной температуре. М$ измерена методом Фарадея в поле 40Э...650 кА/м; В$, вг, Нс опреде-
л ены на торой да л пых образцах баллистическим методом при максимальной напряженности поля 4 кА/м; |*ц—начальная магнитная проницаемость
при f — 1,1 МГц; е'ф и tg Jg измерены при f = 3,0 ГГц, а со знаком * при f = 10 ГГц.
12
рпта приходится перестраивать к виду М = <р(Н{), ис-
пользуя соотношение (1.1).
Намагниченность насыщения ферритов СВЧ невелика
по сравнению с металлическими ферримагнетиками и
лежит в пределах 18...380 кА/м {1, 2} (табл. 1.1). Прак-
тически очень важное значение имеет зависимость на-
магниченности насыщения от температуры. Из-за де-
зориентации магнитных моментов с ростом температуры
Рис. 1.2. Температурные зависимости намагниченности отдельных
подрешеток (кривые 1, 2) и намагниченности насыщения феррита
(кривые 3)
t намагниченность доменов падает, и при температуре
Кюри Ок намагниченность насыщения становится равной
нулю. Зависимость 7Ws=4r(0 определяет термостабиль-
ность ферритовых приборов, их способность сохранять
свои электромагнитные характеристики на необходимом
уровне при работе в заданном температурном интервале.
Определяя этот интервал, следует иметь в виду, что
максимальная рабочая температура не должна превы-
шать значения
А1акс=(0.6,..0,7)6к. (1.3)
Этому (см. ниже (1.4)) соответствует снижение пример
но на 1/3 намагниченности насыщения относительно ее
значения при комнатной температуре.
Ввиду того, что намагниченность ферримагнетики
определяется компенсирующими (полностью или частич
но) друг друга намагниченностями его подрешеток, i.i
висимость М5=Чг(0 ферритов имеет более сложный хи
рактер, чем у ферромагнетиков. При этом возможны пп <
11
случая, которые поясняются кривыми, приведенными на
рис. 1.2. Во втором случае (рис. 1.2,6) наблюдается пол-
ное исчезновение магнитных свойств феррита при так
называемой температуре компенсации (температуре Не-
еля) 0н<0к- В некотором интервале температур, лежа-
щих между 0н и 0К, намагниченность насыщения AL сла-
бо зависит от температуры и возможно создание термо-
стабильных (в этом интервале) ферритовых приборов.
Температура Кюри 0К нормализованных марок фер-
ритов СВЧ лежит в пределах 1ОО...53О°С (см. табл. 1.1),
при этом наиболее высокими значениями этого пара-
метра обладают (никелевые и литиевые феррошпинели.
На рис. 1 3 приведены экспериментально полученные
Рис. 13. Экспериментальные зависимости намагниченности насыще-
ния от температуры ряда марок ферритов, а также зависимость,
рассчитанная по выражению (1.4)
температурные зависимости намагниченности насыще-
ния для ряда наиболее широко используемых в промыш-
ленности марок феррошпинелей и феррогранатов.
Для ориентировочных расчетов значений ЛК при
различных температурах t в диапазоне примерно —
50°С.. 0к по известному значению Л450, соответствующе-
му комнатной температуре to, может быть использовано
14
с достаточной степенью точности следующее выражение:
1/ 1 - (1.4)
Выражение (1.4) применимо лишь для ферритов, не об-
ладающих промежуточной точкой компенсации (темпе-
ратурой Нееля — <ЭН). С малой погрешностью зависи-
мость (1.4) соответствует, например, таким стандарти-
зованным маркам: ЗСЧ15, 4СЧ4, 10СЧ8, ЗСЧ9, 2СЧ1,
15СЧ1, 40СЧ2, 60СЧ, ЗОСЧЗ (рис. 1.3).
Большинство ферритов СВЧ относится к магнитомяг-
ким материалам. Параметры их петли гистерезиса — ос-
таточная индукция Вг и коэрцитивная сила Нс—обычно
известны. Они измеряются вместе с индукцией насыще-
ния Bs баллистическим методом на тороидальных образ-
цах при максимальной напряженности поля в образце
4 кА/м (50 Э). Эти параметры используются при оценке
работоспособности развязывающих приборов, выполнен-
ных на базе циркуляторов, в режиме переключателя.
Помимо магнитомягких ферритовых материалов в
миллиметровом диапазоне применяются магнитотвердые
гексагональные ферриты — твердые растворы окислов
железа и окислов бария (Ва), стронция (Sr), иногда ни-
келя (Ni), скандия (Sc), в той или иной степени раз-
бавленные окислами алюминия (ферроалюминаты) или
окислами хрома (феррохромиты). Гексагональные фер-
риты обладают очень высокими значениями внутреннего
поля анизотропии На. Для различных марок эта вели-
чина колеблется от 400 до 1200 кА/м (для сравнения —
у иттриевых феррогранатов На = З..Л кА/м). Коэрцитив-
ная сила гексагональных ферритов лежит в пределах
10 .150 кА/м, а остаточная индукция В, = 0,2...0,3 Тл.
Их намагниченность насыщения составляет
200 ..300кА/м, температура Кюри — 400 ..500°С.
Эти материалы применяются в резонансных венти-
лях миллиметрового диапазона и позволяют значитель-
но уменьшить габариты и массу магнитных систем этих
приборов.
II. Диэлектрические свойства ферритов СВЧ харак-
теризуют обычно диэлектрической проницаемостью, тан-
генсом угла диэлектрических потерь и удельным элек-
тросопротивлением. Следует отметить, что последняя ве-
личина у ферритов на 11...15 порядков выше, чем у ме-
таллических материалов, что обусловливает низкие по-
тери СВЧ энергии.
15
В дальнейшем под диэлектрической проницаемостью
ферритов будем понимать действительную часть комп-
лексной проницаемости еф=е'ф— /е"ф- Тангенс угла
диэлектрических потерь определяется выражением
1§6е = е"ф/е'ф. Следует иметь в виду, что ферриты обла-
дают более или менее выраженными свойствами элек-
тронного полупроводника. Явление электропроводности,
процессы поляризации и диэлектрические потери опре-
деляются в основном так называемыми слабосвязанны-
ми электронами, принадлежащими ионам железа или
другим катионам переменной валентности. Замедленное,
но значительное по величине направленное смещение
слабосвязанных электронов под воздействием электри-
ческого поля определяет большие значения е'ф (до
100000) при низких частотах (103 Гц). С увеличением
частоты поляризация резко падает и в диапазоне СВЧ
е'ф для используемых марок лежит в пределах 5 .16
(см. табл. 1.1); е'ф гексагональных ферритов составляет
12...14, a tg6e< 10_3 при f= 10 ГГц.
Температурные изменения величины е'ф относительно
невелики и практически не влияют на работу феррито-
вых развязывающих приборов Значение tg6E несколько
возрастает с увеличением температуры. Существенный
рост tg 6е ферритов наблюдается при работе приборов
в условиях повышенной влажности окружающей среды.
Открытая пористость ферритов приводит к заметному
влагопоглощению и, соответственно, к увеличению ди-
электрических потерь на СВЧ. Для обеспечения работо-
способности ферритовых приборов в таких случаях це-
лесообразно применять защитные влагонепроницаемые
диэлектрические покрытия, которые наносятся на фер-
ритовые вкладыши
Основные магнитные и диэлектрические параметры
стандартизованных марок ферритов СВЧ приведены вы-
ше в табл. 1.1.
III. По механическим свойствам ферриты очень
близки к керамике, что объясняется однотипностью хи-
мического состава, фазовой структуры и технологиче-
ских процессов их изготовления. В отличие от многих
видов керамики ферриты содержат лишь кристалличе-
скую и газовую фазы Последняя определяет важный
параметр — пористость. Стекловидная фаза в структуре
ферритов отсутствует, это определяет большие, чем
у керамики, твердость и хрупкость Наиболее опасны
16
для ферритов деформации растяжения, изгиба и кру-
ч ния. Пределы прочности при этих деформациях обыч-
но более чем на порядок ниже, чем при сжатии. Су-
щественное влияние на прочность изделий из ферритов
оказывает масштабно-технологический фактор, проч-
ность снижается с увеличением объема образцов и пло-
1ади их поперечного сечения С повышением темпера-
туры окружающей среды, а также при наличии в ней
поверхностно-активных веществ (воды, ацетона, спирта
и т. д.) прочность изделий из ферритов также снижа-
ется.
Рис. 14 Температурные зависимости основных теплофизических
параметров феррограната 10СЧ6
Значительно снижают отрочность всегда имеющиеся
на поверхности изделий микротрещины, возникающие
как при охлаждении после обжига, пайки, так и в ре-
зультате механической обработки. Микротрещины, как
и поры, являются причиной возникновения местных
концентраций механических напряжений.
Основные механические параметры ряда стандарти-
зованных марок ферритов приведены в табл. 1.2 13].
IV. Теплофизические свойства ферритов имеют важ-
ное значение при выборе материалов для приборов вы-
сокого уровня мощности. Эти свойства характеризуются
коэффициентами теплопроводности Хф, температуропро-
^—1314 17
Таблица 1.2
Основные механические и тепле физические параметры некоторых марок ферритов СВЧ (соответствуют
комнатной температуре)
Удельная теплоем- кость Сф, Дж/(кг-К) 2 О 1 CM xf- С 1 О х<- 1О xf ОО 1 OI ОС xf 1 СО СМ СО СО 1 10 О (О 1 О О ОО ОО С 1 О 1 xf- о 1 СМ 00 ю 00 СО СО СО Ю LQ X О СО UO 117 Ю ITJ С
Коэффи- циент тем- пературе- 1 провод- пости v1Qf> мУК СЧ 0,76 0,92 1,5 1,47 1,35 1,52 1,78 1,22 1,43 1,37 0,81 1,61 1,19 1,32 1 ,22 1 ,31
Коэффи- циент теп- лопровод- HOCTII Лф, Вг/(М’К) 1 - ОО LQ СО СО <М Ю О СМ О СО xf OLC СМ | ОЮ TLOOlCOCrr Tfccc?' | О xf | О CM СО CM CO xf CO xf CO xf CO Ю xf CO CM CO xf IQ> xf Ю
% ‘ЧХЭОХЭИЙОЦ С icmoin m lo lo co lc lo b- I - - - - -OCO -b- - - I CO -1 CM co * — ImcOOCC- О Olio l—l — — СЧ — — CN —
ст 9,20 7,9 9,65 9,45 7,60 9,05 7,50 7,45 8,65 6,95 7,45 8,15 6,7
Биэ/л Ч1ЭОНХО1Щ ОС ооь- олсссс.О'оаю—cc:o Oxfosa сосо’^г'^со'^со'^юсо^со'^шюьо’^гю'^'^'
вноээвЛц Xi isii'i 1иффео\[ г- соо-осг оо о о о ma о co о CO CM CO CM | | CM [ см СМ СМ | | СМ СМ | СМ СМ СМ | О О О О О ООО о" О ООО
Модуль сдвига G •10-’ кПа о a n оо ст со о о со со о см — ю xf LO СО СО | | 10 | ОО СО хг [ | <Ю ® | 00 ОО СО | С О О О О ООО ОО ООО
Модуль Юнга ВЦ я ' 8-01 -3 ю 1,24 1,46 1,81 1,63 1,45 2,06 1,29 1,10 2,14 2,02 2,10 2,06 2,15
», кПа ири изгибе си хг xf xf -f см । I оо 1 со xf со । со со । о о см | О О СО — 1 1 — 1 О СО СО 1 1 х* О 1 СМ xf I- 1 CM xf xf xf СО 00 СО СО ОО 00 ОЭ1Т-0О
очности а-10" сжатии ас СО ОО О ООО ОС ООО . СО СО 1 1 1 1 ОО 1 CM С> N 1 I xf IQ 1 ОО Ь- СО oocol 1 1 1 00 1 — О СО 1 1 СО О 1 xf СО СО 1 — см см смсмсм см— смсмсм
Предел пр растяжении °Р сч Ютою । I m too© I loo loco — СМ г- <М 1 1 О 1 Г-- LQ о 1 1 t— о 1 см см — — со см см см со — — coco хгеохг
Марка феррита — СМ ,, О сооо—— со о см xf — — 0 ^ГЗ’З'З'З’З'^Г^ГиООООООиОиОО О U О U U ОС’ О оооюососоооо CMCOCOCOOOOOOOOO — — — — COCOCO'9'xrxrcDO
18
водности аф, удельной теплоемкостью Сф, связанных
между собой и с плотностью уф известным соотношени-
ем Аф=ЯфСфуф. Отметим, что более плотные ферриты,
имеющие меньшую пористость, обладают более высо-
кой теплопроводностью. В среднем коэффициент теп-
лопроводности ферритов примерно на 2 порядка ниже,
чем у меди (Лф~2,3 ... 6,7 Вт/(м-К)).
Температурный коэффициент линейного расширения
(ТКЛР) ферритов относительно мал и лежит в преде-
лах (6 ... 10) 10-6 К-1. Близкими значениями этого па-
раметра обладают многие сорта керамики — высоко-
глиноземистой, шпинельной, титаносодержащей, некото-
рые металлические материалы — титан, сплавы меди
с молибденом и др.
На рис. 1.4 приведены кривые, показывающие тем-
пературную зависимость основных теплофизических па-
раметров на примере феррита 10СЧ6. Для некоторых
стандартизованных марок ферритов эти параметры при-
ведены в табл. 1.2.
1.2. Физические явления в ферритах в диапазоне СВЧ.
Динамические магнитные параметры и характеристики
Возможность построения невзаимных приборов на
основе ферритовых материалов обусловлена уникальной
для СВЧ полей магнитной проницаемостью этих мате-
риалов, находящихся в намагни-
ченном состоянии [4—6]. Изве-
стно, что в твердом теле под дей-
ствием магнитного поля Н воз-
никает магнитная индукция В
Соотношение между этими век-
торными величинами определя-
ется выражением В=рр0Н', где
р—относительная магнитная
проницаемость материала. Для
большинства ферромагнитных
материалов магнитная проницае-
мость ц является скалярной ве
личиной и направление вектора
В совпадает с направлением век-
тора Н\ У ферритов, намагничен-
ных постоянным магнитным по-
лем, для СВЧ полей в общем слу-
чаемагнитная проницаемость яв-
Рис. 1.5. Прецессия спи-
на в магнитном поле
Н«
19
ляется тензорной величиной р *) и вектор В может иметь
отличное от вектора Н£’ направление. Это значит, что
в намагниченном феррите при действии СВЧ магнит-
ного поля h, например, по оси х, магнитная индукция
может возникнуть не только по оси х, но и по оси у.
Рассмотрим физическую сторону этого явления.
Считаем, что феррит намагничен до насыщения полем
Н‘. При этом все магнитные моменты нескомпенсиро-
ванных спинов электронов, а следовательно, и вектор
Ms, оказались ориентированными в направлении под-
магничивающего поля, например по оси z (рис. 1.5).
Если вдоль оси х прикладывается СВЧ магнитное по-
ле h, то оно выводит электронные спины из состояния
равновесия. В результате воздействия этого поля воз-
никает дополнительная переменная составляющая на-
магниченности феррита m и его суммарная намагничен-
ность М£ уже не совпадает с направлением оси z (по-
ля Н‘). В данном случае, когда по оси х приложено
переменное магнитное поле h, вектор намагниченности
совершает движение, которое аналогично движению
волчка (гироскопа) и поэтому эффекты, обусловленные
этим явлением, называют гиромагнитными эффектами.
Если воздействие СВЧ магнитного поля кратковремен-
но, то вектор М£ возвратится в свое исходное состояние
Ms, совершая затухающее прецессионное движение во-
круг оси z (см. рис. 1.5). Это движение происходит
с определенной собственной частотой **)
(1.5)
где -у = 35,17 МГц/(кА-м-1) или 2,8 МГц/Э — гиро-
магнитное отношение электрона, определяемое отноше-
нием его магнитного момента к механическому. Про-
*) Вообще все величины могут рассматриваться как тензорные,!
описываемые простейшими скалярными величинами. Число скаляр-'
ных величин /V, описывающих тензорную величину, определяется
рангом тензора n=0, 1, 2 ..., причем М = 3П. Таким образом, ска^
ляр—это простейший тензор нулевого ранга, который описывается
одной скалярной величиной, вектор—это тензор первого ранга. Он
описывается тремя скалярами. Магнитная проницаемость феррит^
является тензором второго ранга и описывается в полном виде де-
вятью скалярами
**) В литературе fn называют ларморовой частотой.
20
I cc затухания длится определенное время, величина
которого соответствует длительности релаксационных
(диссипативных) процессов (энергетических переходов),
происходящих в системе спины—кристаллическая ре-
четка. Это время называется временем релаксации и
оставляет величину порядка 10-7 ... 10~10 с.
Если СВЧ магнитное поле действует длительное
время, то в феррите устанавливается состояние, при
котором вектор М£ совершает прецессионное движение
юкруг оси г с частотой приложенного СВЧ магнитного
юля f. Интенсивность прецессии зависит от соотноше-
шя частот f и собственной частоты прецессии fa, а так-
же от амплитуды переменного поля. Если то
энергия СВЧ магнитного поля эффективно передается
системе спинов. При этом амплитуда (угол) прецессии
существенно возрастает, потери в феррите также зна-
чительно возрастают и имеют резонансный характер.
В конечном итоге потери ограничивают рост амплитуды
(угла) прецессии. Это явление, которое может в при-
борах носить невзаимный характер, называется ферро-
магнитным резонансом. Поэтому частота СВЧ магнит-
ного поля f—f.4=fpe3 называется частотой ферромагнит-
ного резонанса.
Количественно движение вектора так же, как
волчка или гироскопа, описывается уравнением
— = -Y[ME, HJ + D, (1.6)
где Hv — суммарная величина магнитного поля в фер-
рите; D — член, определяемый диссипативными поте-
рями в феррите; t — время.
В настоящее время мы располагаем только феноме-
нологическим описанием члена D. Это объясняется
очень сложным механизмом потерь. Поэтому в лите-
ратуре встречается представление члена D в различных
формах (Ландау—Лифшица, Блоха—Бломбергена,
Гильберта, Флетчера и др.), подчеркивающих отдель-
ные аспекты сложного релаксационного механизма.
Наиболее часто член D записывается в форме Ландау—
Лифшица:
»=--naj-s№|M£, Hj], (1.7)
21
где 6 — коэффициент потерь Ландау—Лифшица, кото-
рый определяется экспериментальным путем:
8 = y4f-> <'-8>
-Чрез
где \Н — ширина кривой поглощения ферромагнитного
резонанса (на половинном уровне, см. далее рис. 1.8),
определяемая экспериментально.
Эта величина является важным параметром СВЧ
ферритового материала и во многих случаях оказывает
существенное влияние на прямые (вносимые) потери
развязывающих приборов. Во многих случаях и особен-
но для приборов дециметрового диапазона волн жела-
тельно иметь минимальное значение ДЯ. Значения ДЯ
стандартизованных марок ферритов лежат в пределах
2 ... 80 кА/м (табл. 1.1).
Если считать, что М, и FL = H -j-h, а
также, что величины m и h имеют зависимость от вре-
мени в виде ei(ot и что переменные составляющие поля
и намагниченности много меньше их постоянных состав-
ляющих (|m| <С |М|, |h|<C | Н'|), то решение уравне-
ния (1.6) дает
b = p4ioh, (1.9)
где b — переменная составляющая индукции магнитно-
го поля;
р- — /к 0
/к р. 0 (1.10)
0 0 Р-з
— тензор относительной магнитной проницаемости фер-
рита, кососимметричный тензор второго ранга.
Кососимметричность тензора определяет возмож-
ность создания на основе ферритов невзаимных прибо-
ров, а зависимость компонент тензора ц и k от подмаг-
ничивающего поля Я1 позволяет создавать на их основе
электрически управляемые устройства. Компоненты ц и
цз называются диагональными, а к — иеднагональной
компонентами тензора ц. Компонента к определяет ве-
личину невзаимности (гиротропности) ферритового ма-
териала, прибора. Обычно для оценки невзаимности
пользуются отношением я/ц. Если к/ц=0, то невзаим-
ность феррита исчезает.
22
Величины ц, к и pa являются комплексными: р—
р'—jp", к=к'—jk", р3 = р'3—/р,лз- Действительные
составляющие компонент тензора магнитной проницае-
мости определяют фазовую скорость распространения
электромагнитной волны, а мнимые — магнитные поте-
ри в феррите.
Выражения
ющий вид:

к
для компонент тензора р имеют следу-
1+ро/(о2—1),
л:7——^/(о2—1),
(1.11)
(1.12)
Ъ2
2йрз
й2
(02 — 1)2 + 4а2
Й2
4а2—------
1 4- й2
1
4-б2 ’
(1.14)
к'/ р' —р/ (ст2—pop—1),
(1.15)

где p = yM/f или yMs/f— соответственно относительные
намагниченность и намагниченность насыщения; о=
=уН‘Ц — относительное внутреннее поле подмагничи-
вания При ферромагнитном резонансе о=1.
Следует заметить, что выражения для р' и к' обыч-
но используются iB области вне ферромагнитного ре-
зонанса, поэтому они даны в приближенном виде без
учета диссипативных потерь (6=0).
Компонента рз в отличие от р и к имеет слабую
зависимость от и и р. Значение р'з в насыщенном со-
состоянии близко к единице.
Выражения (1.11) ... (1-15) в виде графиков функ-
ций от аргумента о при параметре р приведены на
рис. 1.6 и 1.7. На рис. 1.6 штриховой линией изображен
реальный ход зависимостей (1.11) и (1.12) с учетом
потерь. Из кривых видно, что - наибольшее изменение
составляющие компонент тензора р претерпевают в об-
ласти ферромагнитного резонанса, когда о^1. Макси-
мальные значения величин р" и к":
Р-''Рез = -^-(1+^), (1.16)
Если 6<С1, то эти величины по модулю практически
равны друг другу.
23

Рис. 1.6. Зависимости ц' и 1г' от о для различных Рис. 1.7. Зависимости р", k", k'/p' от о для раз-
значений р личных значений р
24
Реакция намагниченного феррита на электромагнит-
ное поле СВЧ существенно зависит от соотношения
между направлением распространения электромагнит-
ной волны в феррите и направлением подмагничиваю-
щего поля. В развязывающих приборах, рассмотренных
в данной книге, используется поперечное подмагничи-
вание. При поперечном подмагничивании направление
вектора Н' перпендикулярно направлению распростра-
нения волны, а при продольном подмагничивании эти
направления совпадают. И в том и в другом случаях
магнитная проницаемость феррита может быть выра-
жена через эффективные скалярные относительные
магнитные проницаемости: цз ир- — (ц2—№)/ц — при
поперечном подмагничивании и ц+==ц—к и р—=ц+к—
при продольном подмагничивании.
£ В безграничной ферритовой среде при поперечном
под ма ничивании электромагнитный 'процесс может
быть описан двумя линейно поляризованными волнами:
обыкновенной, для которой вектор h поляризован в на-
правлении оси z (рис. 1.5) и эффективная магнитная
проницаемость феррита равна цз, и необыкновенной,
у которой вектор h поляризован в ’плоскости хоу и эф-
фективная магнитная проницаемость — р . Эти волны
имеют разные скорости распространения. Между ними
возникает фазовый сдвиг, что приводит к изменению
поляризации электромагнитного поля на пути распро-
странения волны от линейной до круговой и наоборот.
Это явление называется двойным лучепреломлением
или эффектом Коттона—Мутона. В развязывающих
приборах (вентилях, У-циркуляторах) используется
только необыкновенная волна.
2^ При продольном подмагничивании электромагнит-
ный процесс в феррите может быть описан двумя вол-
нами с круговой поляризацией разного направления:
«-}-» (правополяризованной) и <<—» (левополяризован-
ной), для которых феррит имеет эффективные магнит-
ные проницаемости соответственно р+ и р-_. У правопо-
ляризованной волны (вектор магнитного поля вращает-
ся по часовой стрелке для наблюдателя, смотрящего по
полю Н'1) направление вращения вектора h совпадает
с направлением прецессии спинов, а у левополяризован-
ной волны оно имеет противоположное направление.
Скорости распространения этих волн разные, поэтому
между ними возникает фазовый сдвиг. Если исходная
95
волна имела линейную поляризацию, то при ее рас-
пространении плоскость поляризации 'будет непрерыв-
но поворачиваться. Направление вращения плоскости
поляризации определяется только направлением подмаг-
ничивающего поля и не зависит от направления рас-
пространения электромагнитной волны. Это невзаимное
явление называется эффектом Фарадея.
’ Выражения для эффективных магнитных проницае-
мостей феррита имеют вид
и' =1-!—flz’+°),- , (1.17)
± 1 а2 4- ри — 1 ’ ' '
|‘'+*1+т=т. О-18)
+ (1.19)
а 4- 1
Из выражений (1.17)... (1.19) видно, что зависимости
и р.'+ от о имеют резонансный характер и по своей
форме, аналогичны зависимости у/ от с (рис. 1.6). Вели-
чина р/_ при изменении о изменяется монотонно.
Мнимые составляющие эффективных проницаемостей
у," и у/' + имеют зависимость от о, аналогичную со-
ставляющим компонент тензора у." и к" (рис. 1.7), а
мнимая составляющая р"_, так же, как и у/_, не имеет
резонанса, и ее вклад в магнитные потери феррита
обычно сравнительно мал. Следует заметить, что зависи-
мости у/±, а также у."^ от о имеют резонанс при полях,
меньших о=1:
о = сх = Ю+р’4-р'2. (1.20)
^тот резонанс называется .поперечным в отличие
от резонанса о = 1 = о( , который называется продольным,
т. е. наблюдается при продольном подмагничивании (вы-
ражение (1.18) для у/ +).
Следует заметить, что у/ = • , т. е. необык-
новенная волна может быть в свою очередь представ-
лена суперпозицией двух волн с круговой поляризацией
вектора СВЧ магнитного поля. Однако в данном слу-
чае направление распространения волны не перпенди-
кулярно к плоскости поляризации, а лежит в этой пло
скости, которая перпендикулярна направлению подмаг-
26
ничиваюШего поля. Такое рассмотрение оказываете?!
полезным при анализе работы резонансных вентилей и •
У-циркуляторов.
Важным параметром ферритовых приборов являют-
ся потери, которые определяются мнимыми составляю-
Д4 —
щими компонент тензора ц. Зависимость потерь в фер-
рите от величины подмагничивающего толя в обобщен-
ном виде для трех длин волн представлена на рис. 1.8.
Как видно из этого рисунка, потери имеют две ярко
Рис. 1.8. Зависимости магнитных потерь в феррите от
/У’ для различных значений X
выраженные области / и II. Область II— это потери,
обусловленные ферромагнитным резонансом, причем чем
больше длина волны, тем резонансное значение под-
магничивающего ПОЛЯ //'рез —Z/Y=c/Y^ (с—скорость
света в свободном пространстве) меньше и кривая по-
глощения ферромагнитного резонанса смещается в об-
ласть меньших полей. Область I — это потери в слабых
полях, при которых феррит не насыщен (М<Ма). При
наличии доменов возникают потери, связанные с коле-
баниями их границ (стенок). Эти потери наблюдаются
в диапазоне частот 3 ... 3000 МГц. Другим источником
потерь в ферритах является резонансное поглощение,
происходящее за счет действия собственных внутренних
магнитных полей (полей анизотропии На и др.) *>.
Это явление называется естественным ферромагнит-
ным резонансом и наблюдается в диапазоне частот
*> Значения На для некоторых марок ферритов приведены
в табл. 1.1.
27
500 ... 3000 МГц. С увеличением намагничивающего
поля доменная структура разрушается и потери в сла-
бых полях уменьшаются. Следует заметить, что потери
в слабых полях уменьшаются с уменьшением длины
волны, т. е. эти потери в коротковолновой части сан-
тиметрового диапазона гораздо меньше, чем в децимет-
ровом диапазоне. При увеличении длины волны область
магнитного поля Н‘ до ферромагнитного резонанса,
в которой наблюдаются малые магнитные потери, сужа-
ется и в дециметровом диапазоне волн исчезает (см.
кривую для Xi 'на рис. 1.8). Поэтому в дециметровом
диапазоне волн возникает проблема потерь в дорезо-
нансной области магнитных полей. Очевидно, что на
сравнительно длинных ч
Рис. 1.9. Зависимости магнит-
ных потерь в феррите от //'
для двух значений мощности Р
iax (Х>40 см) невозможно
построить приборы, удовле-
творительно работающие в
дорезонансном режиме, т. е.
имеющие малые потери.
Предпочтительней здесь ис-
пользовать ферриты с мень-
шими значениями величин
кН и М8.
При больших уровнях
мощности в ферритах могут
возникнуть дополнительные
потери, обусловленные не-
линейным поглощением [5, 6]. С увеличением мощности
амплитуда СВЧ магнитного поля возрастает, угол од-
нородной прецессии спинов электронов увеличивается,
но при этом потери в феррите не изменяются. Однако
при определенном значении мощности Р, называемом
пороговым Рпор, наступает насыщение однородной пре-
цессии. При дальнейшем увеличении мощности угол
прецессии остается почти неизменным, причем его зна-
чение оказывается меньшим 90°. При Р>Рпор энергия
однородной прецессии начинает переходить в энергию
так называемых спиновых волн, возбуждаемых в фер-
рите. В свою очередь, энергия спиновых волн переда-
ется тепловым колебаниям решетки, <в результате чего
в феррите возникают дополнительные потери. Зависи-
мости потерь в феррите от Я* для этого случая пред-
ставлены на рис. 1.9. Как видно из этого рисунка, в до-
резонансной области может возникнуть дополнительный
пик потерь, в то время как максимум основной резо-
28
нансной кривой уменьшается, а сама кривая становится
шире и может принять асимметричный характер. В за-
резонансной области магнитные потери практически не
изменяются. Значению РПор соответствует пороговое
значение амплитуды СВЧ магнитного поля Япор, опре-
деляемое выражением
(1.21)
где АНК — ширина кривой резонансного поглощения
пиновых волн (см. табл. 1.1).
Для развязывающих .приборов нелинейные потери
в феррите являются нежелательным явлением, приво-
дящим к увеличению прямых (вносимых) потерь и
уменьшению величины вентильного отношения. Как
видно из выражения (1.21), для увеличения ЛПор необ-
ходимо у ферритовых материалов увеличивать ДЯ, ДЯХ
и уменьшать Л4«. Однако управлять параметрами ЛЯ
и ЛК в широких пределах не представляется возмож-
ным. Изучение механизма связи однородной прецессии
со спиновыми волнами показало, что важную роль здесь
играют магнитные неоднородности, такие, как магнит-
ные примесные ионы, зернистость, поры, шероховатость
поверхности и т. д. Эти неоднородности действуют как
центры «генерации» спиновых волн. Таким /образом,
чля увеличения порогового значения мощности необхо-
димо получать по возможности плотные магнитоодно-
родные ферриты.
Так как передача энергии однородной прецессии спи-
новым волнам возможна при равенстве их частот, то
положительный эффект здесь можно получить регули-
рованием размера зерна ферритовых материалов. Рас-
четы показали, что размер зерна должен составлять
примерно 1 мкм. Это может бы1ъ достигнуто примене-
нием специальной технологии изготовления ферритовых
деталей. Как это будет показано ниже (см. § 1.3), ме-
тод горячего прессования позволяет значительно умень-
шать пористость феррита и получать нужный размер
зерна. Положительный эффект дает также введёние
ионов редкоземельных элементов, имеющих быстроре-
лаксирующие магнитные моменты. Так, для марок
40СЧ2, 40СЧ4 введение ионов индия (In) и тербия
(ТЬ) позволило увеличить ДЯХ соответственно в 15 и
29
5 раз. Уровень пороговой мощности указанными спосо-
бами удается увеличить в несколько раз.
При конструировании ферритовых развязывающих
приборов необходимо учитывать зависимость электро-
динамических параметров ферритов от температуры.
При изменении температуры изменяются намагничен-
ность насыщения АВ (как это было описано в § 1.1)
и ширина привой поглощения ферромагнитного резо-
нанса АЯ. Зависимость величины р и, соответственно,
компонент тензора ц от температуры нетрудно полу-
чить, используя выражение (1.4). Что касается вели-
чины А//, то в области положительных значений тем-
пературы (по шкале Цельсия до /гС0к) ее можно счи-
тать неизменной, а в области отрицательных темпера-
тур она несколько возрастает *). Это приводит к неко-
торому увеличению прямых (вносимых) .потерь прибо-
ров. Однако при расчетах в обычно задаваемом интер-
вале температур величину А// считают не зависящей от
температуры.
На величину Н'1^ и А// определенное влияние ока-
зывают механические нагрузки, вызывающие упругие
напряжения. Так, сжимающие напряжения приводят
к некоторому увеличению /АН и Н^, причем на часто-
те около 10 000 Л1Гц упругие напряжения порядка
6-10-4 кПа могут изменить величину /7'ре.з на 1,6 кА/м
[3]. При этом наблюдается линейная зависимость поля
/7'рез от нагрузки.
1.3. Основные технологические процессы изготовления
ферритовых деталей и подложек развязывающих
приборов СВЧ
В СВЧ ферритовых развязывающих приборах ис-
пользуются ферритовые детали чаще в виде пластин
прямоугольной формы, дисков, реже — колец, сфер и
полусфер. Цля построения микроэлектронных схем СВЧ
с развязывающими приборами интегрального типа при-
меняются ферритовые и ферритодиэлектрические под-
ложки. Размеры ферритовых деталей при увеличении
длины волны возрастают приблизительно пропорцио-
нально последней. Размеры ферритовых пластин могут
*) Следует заметить, что в области сверхнизких температур ве-
личина АН может возрасти весьма существенно.
30
лежать в пределах (0,3 ... 10) X (1 ... 30) X (15 ... 200)
мм, диаметр и толщина дисков в пределах 1 ... 200 мм
и 0,5 ... 50 мм соответственно Подложки микроэлект-
ронных схем имеют размеры: 60X48 мм, 48x30 мм,
30X24 мм, 24X15 мм, 15X12 мм при толщине 0,5; 1;
1,5; 2 мм.
Весь комплекс технологических операций изготовления фер-
ритовых деталей должен обеспечивать получение необходимых
электромагнитных параметров ц, Еф, Ms, АН, 0К материала, а так-
же высокой плотности, химической однородности, микрокристалли-
ческой структуры (размер зерна), размеров с необходимыми допу-
сками и качества поверхности. Для изготовления большинства де-
талей используются полпкрпсталлические ферритовые материалы ♦>,
получаемые керамической технологией. Основными операциями яв-
ляются: приготовление смеси исходных окислов (шихты) опреде-
ленного химического состава и качества, формирование изделий и
их обжиг (спекание).
Шихту готовят тремя способами: механическим измельчением и
смешиванием окислов, термическим разложением твердых смесей
солей, совместным осаждением гидроокисей, оксалатов и карбона-
тов. Она должна содержать минимальное количество примесей,
отличаться высокой однородностью и высокой реакционной способ-
ностью. Все три способа имеют промышленное значение, однако
наиболее часто применяют первые два.
Смесь окислов в виде порошка, гранул или спрессованных бри-
кетов подвергают предварительному обжигу при температуре 900 ...
1000 °C в течение нескольких часов. В процессе этого обжига на-
чинается реакция образования феррита — феррптизация. Предвари-
тельный обжиг позволяет снизить усадку при конечной термической
обработке, избежать образования трещин, коробления изделий,
повысить химическую однородность. Полученную после обжига мас-
су измельчают и используют для формования изделий. С целью
повышения пластичности массы в нее вводят пластификаторы: по-
ливиниловый спирт, парафин, декстрин и др. Формовку изделий
осуществляют методами прессования и литья Отформованные из-
делия подвергают окончательному обжигу (спеканию).
В процессе спекания завершается ферритизация, выравнивает-
ся химический состав и образуется плотное изделие с определен-
ным комплексом механических и электромагнитных свойств. Спека-
ние проводится при температуре 1200 ... 1500°C с выдержкой
4... 10 ч. Вместо спекания можно применять горячее прессование,
при котором уплотнение происходит при одновременном воздей-
ствии температуры и приложенного извне давления [7]. Этот ме-
тод позволяет получить ферриты с плотностью, близкой к теоре-
тической, регулировать размер зерна в широких пределах, что не
достигается при обычном спекании. Приложенное давление акти-
вирует процесс уплотнения, в результате чего снижается темпера-
тура и время спекания. Температуры прессования составляют
*) Монокристаллические ферритовые материалы сравнительно
редко используются в развязывающих приборах СВЧ, поэтому в дан-
ной книге они не рассматриваются.
31
11)0... 1200 С, время выдержки под дав пением (3 ... 6) 107 Па
(300... 600 кГ/см2)—10... 30 мин. Размер зерна горячепрессован-
ных ферритов может быть доведен до 1 мкм, а плотность до 99%.
Окончательное формообразование ферритовых деталей осуще-
ствляется механической обработкой (резка, шлифование, полирова-
ние, получение отверстий). Так как ферриты представляют собой
твердые и хрупкие материалы, их обработка осуществляется абра-
зивным способом. В качестве абразивов могут быть использованы
карбид или нитрид бора, белый электрокорунд, зеленый карбо-
рунд и алмаз. Высокопроизводительная и качественная обработка
ферритов получается только с применением алмазного инструмента
[2]. Резка ферритовых деталей осуществляется на станках типа
ЗА64М, 8А607, полуавтомате 2405 алмазным инструментом АОК
160 X 0,7 X 5 X 32, АОК 200 X 1,2 X 5 X 32, АВРК 206 X 83 X
X 0,2. Режимы резания на станках: окружная скорость круга
40 ... 45 м/с, продольная подача (0,16... 0,8) 10~2 м/с, глубина
реза до 20 мм; на полуавтомате: окружная скорость круга
14... 21 м/с, скорость продольной подачи (0,3 ... 0,4) 10-3 м/с.
Плоские и круглые цилиндрические поверхности обрабатывают-
ся шлифованием. Плоское шлифование выполняется на плоскошли-
фовальных станках типа 3701, ЗГ71, ЗБ71М, полуавтомате 3772Б,
автомате 3102А. Для этих целей используются алмазные инстру-
менты АПП 200 X 10 X 3 X 75, АПП 250 X 15 X 5 X 75, АПП
350 X 15 X 5 X 127, АЧК 300 X 40 X 3 X 75. Средние режимы шли-
фования на станках: окружная скорость круга 28... 35 м/с, ско-
рость продольной подачи 0,16... 0,25 м/с, скорость поперечной по-
дачи 2... 4 мм/ход, глубина шлифования 0,05... 0,2 мм/ход. Точ-
ность обработки при шлифовании соответствует 2, 3 классу, а ше-
роховатость поверхности 7, 8 классу. С целью получения меньшей
шероховатости поверхности проводятся доводочные операции на
притирах из чугуна, стали, текстолита или бука с помощью шлифо-
вальных паст. Для получения 12, 14 класса шероховатости поверх-
ности детали полируют окисью хрома с размером зерна 0,4...
0,6 мкм.
Шлифование круглых цилиндрических поверхностей выполняет-
ся на круглошлифовальных станках типа ЗА110, 310П, ЗА12М или
бесцентрошлифовальиых станках типа МФ63АП, ЗГ182. Круглое
шлифование в процессе изготовления ферритовых деталей развя-
зывающих приборов СВЧ используется сравнительно редко. Отвер-
стия в ферритовых деталях могут быть получены ультразвуковым
прошиванием и алмазным сверлением.
При обработке ферритовых деталей алмазным инструментом
следует применять охлаждение. Для этого используется 2%-ный
водный раствор кальцинированной ссщы с добавкой буры при его
расходе (0,08... 0,2) 10~3 м3/с. Ферритовые детали при обработке
крепятся к установочным плитам с помощью мастики, состоящей из
пяти весовых частей канифоли и одной весовой части парафина
[2]. После обработки детали промывают в бензине Б-70.
Ферритовые развязывающие приборы для микро-
электронных интегральных схем выполняются на фер-
ритовых и ферритодиэлектрических подложках. Ферри-
товые подложки должны иметь допуск на поперечные
размеры 0,05 мм, на толщину 0,02 мм. Высота мпкро-
32
неровностей не должна превышать 0,05 ... 0,01 мкм.
Для улучшения электромагнитных параметров подло-
жек после механической обработки применяют допол-
нительный отжиг в атмосфере кислорода при давлении
6-105 Па при температуре 1000°С в течение 24 ч.
Ферритодиэлектрические подложки (комбинированные платы)
изготавливаются путем встраивания ферритовых деталей в диэлек-
трические подложки, нанесением на подложки толстых ферритовых
пленок или получением ферритодиэлектрических композиций мето-
дом горячего прессования. Встраивание ферритовых деталей в под-
ложки осуществляется их пайкой или приклеиванием к общему
основанию (корпусу интегральной схемы). Детали в этом случае
размещаются в отверстиях подложки. Недостатком этого способа
при наличии щелей является возможность запыления боковых по-
верхностей при нанесении металлических покрытий й необходи-
мость осуществления контактных переходов металлических покры-
тий ферритовых деталей и подложки. Если щели заполняются свя-
зующим веществом, требуется, чтобы его температурный коэффи-
циент линейного расширения отличался не более чем на 1 • 10~Б К-1
от температурных коэффициентов подложки и детали. В против-
ном случае соединение феррита с диэлектриком разрушится от
тепловых ударов. После встраивания для таких подложек требует-
ся дополнительная совместная обработка всей внешней поверх-
ности.
Для изготовления ферритодиэлектрпческих подложек могут ис-
пользоваться методы керамической технологии, а также разраба-
тываемый в настоящее время метод плазменного напыления По-
лучение тонких ферритовых слоев (порядка 0,1 мм) методом кера-
мической технологии — прокатки, литья — представляет интерес
вследствие сравнительной простоты процесса изготовления, а так-
же хороших свойств изделия. Общим для обоих методов является
использование в качестве исходного материала ферритового порош-
ка, прошедшего предварительный обжиг и смешанного со специаль-
но подобранным пластификатором. При использовании метода про-
катки полученную пластичную массу путем пропускания через валь-
цы превращают в гибкую ленту требуемой толщины. Для полу-
чения ферритового слоя методом литья вязкая ферритовая масса
выливается через узкую щель на поверхность стекла, укрепленного
на вращающемся столе. Последний вращается до высыхания плен-
ки. Из прокатанной ленты, полученной литьем, могут быть выре-
заны или выштампованы изделия нужной конфигурации, которые
затем подвергаются спеканию. Магнитные свойства такой ленты не
отличаются от свойств объемных ферритов. Этими методами по-
лучают отдельные слои, последующий монтаж которых в прибо-
рах осуществляется с помощью клеев.
Метод плазменного напыления отличается высокой произво-
дительностью (расход напыляемого материала 3 кг/ч), позволяет
наносить слои толщиной 50... 1000 мкм на подложки из различ-
ных материалов. Напыление осуществляют на специально сконструи-
рованных плазмотронах преимущественно дугового разряда. На-
пыляемый материал должен представлять _ собой порошок грану-
ляцией от 40 до 400 мкм. Способ плазменного напыления прост,
экономичен и позволяет получать любые формы напыляемых де-
талей. Недостатком этого способа является сложность получения
3—J314 33
необходимого химического состава и требуемой кристаллографи-
ческой структуры слоев.
Ферритодиэлектрические композиции, изготавливаемые методом
горячего прессования, получают совместным прессованием керами-
ческой и ферритовой шихты. В процессе прессования происходит "
уплотнение и физико-химическое взаимодействие, ведущее к образо-
ванию прочного соединения между ферритом и керамикой. Основ-
ная трудность в получении качественного соединения состоит в под-
боре сопрягаемых материалов с приблизительно одинаковыми тем-
пературными коэффициентами линейного расширения. В настоящее
время освоены различные технологические схемы изготовления
двухслойных и многослойных (типа «сэндвич») композиций с тол-
щиной ферритового слоя от 0,5 до 20 мм, композиций, состоящих
из диэлектрической подложки с несколькими ферритовыми элемен-
тами и наоборот, состоящие из ферритовой подложки с диэлектри-
ческими элементами. В качестве диэлектрика здесь могут исполь-
зоваться керамические материаты типа ТМ-15, М-9, ТЛ-75 и др.
Для защиты ферритовых деталей от влаги и других
воздействий может использоваться покрытие их по-
верхности покровными лаками и иногда глазурями.
Разница между температурными 'коэффициентами ли-
нейного расширения феррита и глазури должна быть
минимальной. Этому требованию удовлетворяют глазу-
ри типа БВ-54. Глазурь наносится на очищенную по-
верхность феррита в виде суспензии, пасты или пленки.
Далее осуществляется термическая обработка при тем-
пературе растекания глазурей 1100 ... 1200°C.
Крепление ферритовых и ферритодиэлектрических
деталей в приборах к металлической арматуре осу-
ществляется пайкой и клейкой. Крепление должно вы-
держивать жесткие механические нагрузки (вибрации,
удары), быть термостойким, в случае больших уровней
мощности хорошо проводить тепло, выдерживать дли-
тельное воздействие влажности, морских туманов, гриб-
ков и т. д. Пайка и залуживание осуществляется обыч-
но ультразвуковым способом мягкими припоями. По-
верхность феррита должна иметь шероховатость
40 ... S0 мкм, что достигается пескоструйной или уль-
тразвуковой обработкой, притиркой. Спаиваемые по-
верхности очищаются от загрязнений промывкой в уль-
тразвуковых ваннах. После промывки ферритовые де-
тали сушат в вакуумных шкафах, а металлические —
в струе теплого воздуха. При пайке ферритовых дета-
лей к латунной, медной, алюминиевой арматуре толщи-
ной менее 5 мм следует использовать припой ПОИ-75.
Припой АВИА-1 следует применять при пайке ферри-
34
тов и керамики преимущественно к толстой алюминие-
вой арматуре.
Для склеивания следует рекомендовать адгезивы на
основе олигодиен-эпоксида ЦДИ-ЗАК, а также клей
БФ-4. Они обладают хорошей адгезией, достаточной
влаго- и морозостойкостью, небольшими потерями. По-
вышенной теплопроводностью обладает клей К-400. Он
обеспечивает качественное крепление деталей даже при
работе приборов в жестких условиях. Эпоксидный клей
обеспечивает менее качественное крепление. Обработка
деталей перед склеиванием такая же, как и перед пай-
кой. Толщина клеевого шва не должна превышать
0,1 ... 0,2 мм. Для увеличения его теплопроводности
в клей вводятся наполнители: нитрид бора, медная
пудра и др.
2. Конструирование волноводных
развязывающих приборов
2.1. Волноводные резонансные вентили
Приборы этого типа широко применяются в волно-
водных фидерных трактах как на низких, так и на вы-
соких уровнях мощности. Они отличаются хорошими
электрическими характеристиками, конструктивной про-
стотой, технологичностью, надежностью, могут обеспе-
чивать эффективный отвод тепла, выделяемого в фер-
ритовых вкладышах.
В основе работы любого резонансного вентиля ле-
жит явление поглощения СВЧ энергии в гиромагнит-
ной среде при ферромагнитном резонансе (см § 1.2).
В прямоугольном волноводе с волной типа Ню име-
ются две плоскости, параллельные узким стенкам вол-
новода, в которых СВЧ магнитное поле распространя-
ющейся волны имеет круговую поляризацию. Направ-
ления вращения векторов СВЧ магнитного поля в этих
плоскостях взаимно противоположны и меняются на
обратные при изменении направления распространения
СВЧ энергии в волноводе. При этом в феррите, поме-
щенном в волноводе так, что поляризация магнитного
поля в нем близка к круговой, возникают невзаимные
потери. При уменьшении частоты распространяющейся
волны плоскости с круговой поляризацией СВЧ магнит-
3* 35
ного поля смещаются к центру волновода, при ее уве-
личении — наоборот к узким стенкам. В произвольных
продольных сечениях волновода СВЧ магнитное поле
имеет эллиптическую поляризацию. Эллиптичность по-
ляризации определяется коэффициентом эллиптичности
Э=ЫХ1НУ, где Нхл— амплитудные значения соответст-
вующих составляющих магнитного поля волны Н\0. Из-
менение коэффициента эллиптичности вдоль широкой
стенки «невозмущенного» волновода показано на
рис. 2 1 В плоскостях, где наблюдается чисто круговая
Рис. 2.1 Изменение коэффи-
циента эллиптичности СВЧ маг-
нитного поля вдоль широкой
стенки волновода с волной Н\П
Рис. 2.2. Конструктивные ва-
рианты волноводных резо-
нансных вентилей:
а) с расположением ферритовых
пластин в плоскости Я; б) с рас-
положением пластины в плоско-
сти Е
поляризация, |Э| =1. На узких стенках волновода
(х=±я/2) и в его центре (х = 0) магнитное поле имеет
линейную поляризацию (Э = 0 или ±оо).
При конструировании волноводных резонансных
вентилей ферритовые вкладыши, имеющие обычно фор-
му пластин, размещаются вдоль волновода так, чтобы
ось симметрии их поперечного сечения лежала в одной
из плоскостей с круговой поляризацией СВЧ магнит-
ного поля (х=хо). Ферритовые вкладыши могут быть
ориентированы либо в плоскости Н (рис. 2.2, а), либо
в плоскости Е (рис. 2 2,6).
При экспериментальной доработке вентилей для
повышения их электрических характеристик (например,
36
расширения полосы рабочих частот) иногда выявляется
целесообразность смещения центра ферритовых пластин
из плоскости Х=Хо.
Как известно [4, 6], внешнее резонансное поле фер-
ритового образца, имеющего форму эллипсоида враще-
ния небольших 'По сравнению с длиной волны размеров,
определяется формулой Киттеля:
(2.1)
Nx,y,z—размагничивающие факторы по соответствую-
щим осям, причем ось у ‘совпадает с направлением
распространения СВЧ энергии, а ось г — с направлени-
ем постоянного магнитного поля. Размагничивающие
факторы связаны между собой так, что их сумма всегда
равна единице: ^Vx4~iVy4~^z=l. Считая длинные тонкие
ферритовые пластины предельными случаями вырожде-
ния эллипсоида, отметим, что Л7х~Л/у=0 для
вентиля с пластиной в плоскости Н и 1,
для вентиля с пластиной в плоскости Е. Из
выражения (2.1) видно, что //-плоскостные вентили тре-
буют для своей работы больших значений подмагничи-
вающих полей, чем Е-плоскостные.
В длинноволновой части сантиметрового и в деци-
метровом диапазоне длин волн обычно применяются
волноводные резонансные вентили с ферритовыми пла-
стинами, расположенными в плоскости Н (рис. 2.2, а).
В таких вентилях при малой толщине пластин условия
теплоотвода значительно лучше. Для них требуется бо-
тее высокое значение внешнего подмагничивающего
поля. Это позволяет избежать взаимных потерь в обла-
сти «слабых полей» в режиме, -когда намагниченность
феррита не достигает насыщения.
Приближенный конструкторский расчет 77-плоскостного резо-
нансного вентиля базируется на соотношениях, полученных методом
малых возмущений, достаточно точен лишь для тонких пластин, не
учитывает перераспределение поля в волноводе за счет отличия
е'ф от 1, и поэтому требуется экспериментальная коррекция место-
положения пластин. Расчет ведется по задаваемым на краю диа-
пазона рабочих длин волн (частот) минимально допустимому зна-
чению обратных потерь L06p и максимально допустимому значе-
нию прямых потерь Lnp в следующем порядке:
37
j, По заданному диапазону рабочих частот выбирается марка
феррита. Для исключения потерь в слабых полях намагниченность
насыщения выбранной марки феррита должна удовлетворять сле-
дующему неравенству:

(2.2)
где /мин — минимальная частота заданного диапазона, На — поле
анизотропии выбранной марки (табл. 1.1).
При выборе марки феррита для вентиля высокого уровня им-
пульсной мощности необходимо обеспечить высокое пороговое зна-
чение напряженности СВЧ магнитного поля (см. § 1.2, 5.1). Что
касается ширины кривой поглощения ферромагнитного резонанса,
то для получения высоких значений вентильного отношения жела-
тельно выбирать материал с малой величиной АН. Однако это ве-
дет к некоторому снижению пороговой мощности. При прочих рав-
ных параметрах целесообразно использовать марку с наиболее вы-
сокой температурой Кюри, что обеспечит термостабильность при-
бора и его работоспособность на высоких уровнях мощности.
Определяется значение внутреннего магнитного поля по сред-
ней частоте / заданного диапазона: Я;=//у. Относительные внут-
реннее поле и намагниченность насыщения для этой частоты равны
соответственно: о—1, p—yMslf, а для крайних частот диапазона
/1 и /2 — О1,2=уЯ‘7/1.2, Pi,2=Y^s//i.2- Параметр потерь выбранной
марки феррита определяется по выражению (1.8).
Для расчета затухания электромагнитных волн в вентиле не-
обходим^ определить значения мнимых составляющих компонент
тензора ц в тех же точках диапазона. На центральной частоте р"
и к" определяются по выражениям (1.16), на крайних частотах
p"i,2 и к"1,2 соответственно по (1.13) и (1.14).
2. Рассчитывается положение центра ферритового вкладыша
в волноводе х0 для середины рабочего диапазона (длина вол-
ны X):
^0__ 1 .
-------jrarctg
V1 — |?/2а)г
Х/2а
(2.3)
Оптимальное положение центра ферритового вкладыша, обеспе-
чивающее максимальное значение вентильного отношения соответ-
ствует значению Хо/а=0,25, (X/a=V<2). Из уравнения (2.3) опреде-
ляется положение плоскостей круговой поляризации на ^раях за-
данного диапазона Xi для Xi и х2 для &2-
3 Выбирается относительная ширина ферритовых пластин
2/и х, х2
2т/а<0,3 ... 0,4, но при этом необходимо, чтобы ~
Относительная толщина пластин выбирается из условия п/п <0,05 ...
...0,1 и уточняется при тепловом расчете, если вентиль предназна-
чается для работы на высоком уровне мощности (см. § 5.1).
Рассчитывается длина ферритовых пластин 1$. Предполага-
ется, что для уменьшения общих габаритных размеров вентиля
в волноводе симметрично (на верхней и нижней широких/ стенках)
38 • I
размещаются две ферритовые пластины. Для определения мини-
мально допустимой длины вкладышей /ф, при которой обеспечива-
ется заданное значение обратных потерь на краях рабочей полосы
частот, используется следующее выражение:
2т
. sin л——
2л а
Л)бр1,2 [дБ] ^-8,7 — — 2х, 2 X
sin л——L—
2т
(л-----
а
2т~
sinn ——
2%1 ,2 2х0
— K'ri, г sinn —— sinn—л-
(2-4)
При этом на краях полосы уровень прямых потерь
ЛПр1 2 определяется тем же выражением (2.4), в котором величину
к"1 2 следует взять с обратным знаком.
5- В центре заданного диапазона рассчитываются,
величина обратных потерь [дБ]
2л /ф
1обр^8,7 —
sin тЛт/а
sin л2х0/«
X
tf I CL \
И-" (sin^n/n - cos "2Х./Й1 - к" sin’ n2x0/a
вентильное отношение (без учета диэлектрических потерь)
/ п2лг/л \ „
Н" (sinn2M/n-cos г2х»/Л) -« s,n
V-" - cos! я2х»/'г) + к" sin’
и прямые потери [ДБ]
Ацр==//обр/В.'
$. Внешнее магнитное поле Не определяется из выражения
(2.6)
Расширение рабочей полосы частот и улучшение
лектрических характеристик резонансного вентиля мо-
жет быть достигнуто при использовании неоднородного
внешнего магнитного поля. Если юно изменяется по
39
ширине ферритовых пластин по следующему закону:
не (х) ~ J- cosn*^a + ms,
' ' Y cos гос/л 1 s
(2.7)
где Xo—/п^х^ХоЦ-m, то резонансное значение внешне-
го поля наблюдается для каждой частоты диапазона
в том сечении пластины, где при этой частоте находит-
ся плоскость с круговой поляризацией СВЧ магнитного
поля. Аналогичный эффект может быть получен исполь-
зованием неоднородного внешнего магнитного поля ио
длине вентиля, а также применением ферритовых ма-
териалов с разным значением Ms.
Широкополосное согласование вентилей достигается
созданием скосов на концах ферритовых пластин, на
длине которых толщина
Рис. 2.3. //-плоскостной ре-
зонансный вентиль с диэлек-
трическими активаторами:
I — ферритовые вкладыши; 2 —
диэлектрические активаторы
пластин плавно уменьшается
почти до нуля. Длина скосов
выбирается от 2т до X/2.
Для улучшения электриче-
ских характеристик резонанс-
ных волноводных вентилей ис-
пользуются диэлектрические
активаторы (рис. 2.3). Они
концентрируют в себе СВЧ
электрическое поле и при этом
в ферритовом вкладыше поля-
ризация магнитного поля ста-
новится ближе к круговой при
меньшей ее зависимости от
частоты. Размеры ферритовых пластин, активаторов и
их положение обычно подбираются экспериментально,
так как этот вариант вентиля плохо поддается расчету.
Материал диэлектрических активаторов выбирается
с малым тангенсом угла диэлектрических потерь
(tg6e<10 3) и относительной проницаемостью е’’д по-
рядка 10 ... 15.
Волноводные резонансные вентили с ферритовыми
пластинами в плоскости Е используются в коротковол-
новой части диапазона СВЧ при относительно низких
уровнях мощности. Для этих вентилей требуется зна-
чительно меньшая величина поля подмагничивания,
чем в-случае вентиля с пластинами в плоскости Н. При
использовании волноводов суженных сечений это дает
значительный выигрыш по массе и габаритам магнит-
ной системы. Вентили типа Е в полосе частот
40
15 ... 4и% имеют следующие Параметры: £Обр^
>15 ... 20 дБ, £пр<0,5 ... 0,8 дБ, /<Сти^1,25. При-
меняются обычно комбинированные феррито-диэлектри-
ческие вкладыши со скосами для обеспечения широко-
полосного согласования (рис. 2.4).
При конструкторском расчете целесообразно исполь-
зовать следующие рекомендации [4]. Марка феррита
выбирается по заданному диапазону рабочих частот.
Рис. 2.4. Схематическая конструкция вентиля с феррито-диэлектри-
ческим вкладышем в плоскости Е (без магнитной системы):
1 — диэлектрическая пластина; 2 — ферритовый вкладыш; 3 — диэлектрические
опорные штыри
Вид/ (пог./2)
Ширина пластин 2m ~ (0,6 ... 0,7)£>, толщина
0,05а, длина /ф^(2 ... 2,5)Л, длина скосов не менее
Х/2. Центр ферритовой пластины должен находиться на
расстоянии ~0,2а от центра волновода.
Активаторы обычно выполняются из керамики с ди-
электрической проницаемостью е'д, примерно равной
или несколько большей, чем проницаемость ферри-
та е'ф.
Внешнее магнитное поле, соответствующее макси-
мальному вентильному отношению на центральной ча-
стоте,
^ = /(Ms/2)2 + (//T)2-Ms/2.
(2,8)
Существенный недостаток приведенной на рис 2.4
конструкции — крепление феррито-диэлектрического
вкладыша с помощью относительно тонких диэлектри-
ческих стержней (поз. 3). Возможно применение с этой
целью диэлектрических прокладок из материала с ма-
лой е'д (например, пенопласта).
На дециметровых волнах при средних и высоких
уровнях мощности иногда бывает целесообразно ис-
пользовать резонансные вентили в так называемом
коньковом коаксиальном волноводе [10]. Этот волно-
41
Нод в первом приближении может рассматриваться кай
прямоугольный волновод, свернутый в кольцо. Конь-
ковый коаксиальный волновод легко согласуется в до-
статочно широкой полосе частот с обычным коакси-
альным с помощью специального перехода. Схематиче-
ски конструкция резонансного вентиля в коньковом ко-
аксиальном волноводе показана на рис. 2.5. Как видно,
на длине регулярной части конькового коаксиального
волновода между его внутренним и наружным провод-
никами запаивается металлическая перегородка («ко-
Рис. 2.5. Схематическая конструкция резонансного вентиля в конь-
ковом коаксиальном волноводе
нек»). На участке перехода эта перегородка припаива-
ется только к внутреннему проводнику. Внутри такого
волновода существуют две поверхности, в которых
СВЧ магнитное поле имеет круговую поляризацию.
Уравнение этих поверхностей имеет вид
(2.9)
z V (2^/Х) — к2с
где 0 и р — цилиндрические координаты точек, лежа-
щих на поверхностях с круговой поляризацией. Угол 0
отсчитывается от плоскости перегородки («конь-
ка»), /сс=2л/Хкр, Хкр — критическая длина волны конь-
кового коаксиального волновода. При правильном под-
боре диаметров проводников D и d поверхности круго-
вой поляризации пересекают внутреннюю поверхность
наружного проводника по образующим, на которых
в поперечном сечении заканчивается ортогональный
к перегородке внутренний диаметр наружного провод-
ника. Ферритовые вкладыши крепятся к внутренней по-
верхности этого проводника так, чтобы центры попереч-
42
ного сечения вкладышей лежали в указанных /поверх-
ностях с круговой поляризацией СВЧ магнитного поля.
Силовые линии внешнего магнитного поля должны быть
параллельны ортогональному к перегородке диаметру.
Расчет вентиля рекомендуется вести в следующем порядке.
1. В соответствии с приведенными выше соображениями вы-
бирается марка феррита.
2. Поперечные размеры ферритового вкладыша назначаются
исходя из следующих соотношений:
=0,11 ... 0,18, "у- = (2 ... 3) 10-2.
Длина ферритовых вкл'адышей для получения Lo6p=20 дБ при ис-
пользовании в одном вентиле двух вкладышей определяется соот-
ношением /ф= (1.. 1,25)Z,.
3. Внутренний диаметр наружного проводника конькового ко-
аксиального волновода выбирается так. чтобы /)=(0,3 ... 0,33)Х.
Некоторая свобода выбора величины D позволяет приводить ее
в соответствие с выпускаемым сортаментом круглых труб.
4. Определяется наружный диаметр внутреннего проводника
конькового коаксиального волновода из решения системы урав-
нений:
ксР — tg (*сД/2)______Kcd — tg (Kcd/2)
1 4- kcD tg (kcD/2) — 1 4- Kcd tg (Kcd/2) ’
(2.10)
l/(2-'2)t-K,c=<D.
5. Рассчитывается угол рп, определяющий конструкцию пере-
хода (рис. 2.5),
p„ = arctgi^, (2.11)
где с — наружный диаметр внутреннего проводника коаксиального
волновода (эта величина обычно задана). Угол перехода бп наруж-
ного проводника рассчитывается по заданному сопротивлению под-
водящих коаксиальных волноводов:
tg *п/2
Z’ = 138lg W2-’ (2Л2>
6. Величина внешнего магнитного поля определяется по тому
же выражению, что и для //-плоскостного резонансного волновод-
ного вентиля (2.6).
Уменьшить массу и габариты магнитной системы
можно за счет сокращения немагнитного зазора, раз-
мещая постоянный магнит из сплава типа ЮНДК во
внутреннем проводнике конькового коаксиального вол-
43
новода. Внешний проводник в этом случае выполняется
из магнитомягкой стали, он играет роль магнитопрово-
да и магнитного экрана одновременно. Внутреннюю по-
верхность внешнего проводника в этом случае следует
серебрить. Для уменьшения общей длины вентиля плав-
ный переход с конькового коаксиального волновода
Рис. 2.6 Резонансный вентиль в коньковом коаксиальном волноводе
с внутренней магнитной системой:
1 — выходной коаксиальный разъем; 2— внешний проводник конькового коак-
сиального волновода из магннтомягкой стали; 3 — внутренний проводник конь-
кового коаксиального волновода (медь, латунь); 4 — перегородка («конек»); 5—
ферритовые вкладыши; 6 — постоянный магнит
к обычному коаксиальному может быть заменен сту-
пенчатым Пример конструкции такого вентиля изобра-
жен на рис. 2 6 [11].
Повышение вентильного отношения и расширение
рабочей полосы частот достигается в данном случае,
как и в //-плоскостных волноводных вентилях, приме-
нением диэлектрических пластин-активаторов.
2.2. Волноводные вентили со смещением поля
Вентили этого типа применяются в сантиметровом
диапазоне длин волн на относительно низких уровнях
мощности Они отличаются простотой конструкции, ком-
пактностью и надежностью.
Работа этих вентилей основана на использовании
явления смещения поля. При достаточном заполнении
объема прямоугольного волновода намагниченным фер-
ритом структура электромагнитного поля волны, рас-
пространяющейся по волноводу, сильно искажается.
При определенных условиях кососимметричные свойст-
ва тензора магнитной проницаемости намагниченного
феррита проявляются таким образом, что появляются
существенные отличия в структуре волн, распространя-
44
ющихся во взаимно противоположных направлениях.
Если достаточно толстый ферритовый вкладыш намаг-
ничен поперечно постоянным магнитным полем так, что
величина эффективной магнитной проницаемости
становится отрицательной, одна из распространяющих-
ся волн — будем считать ее обратной — приобретает ха-
рактер поверхностной волны*). Такая волна распрост-
раняется вдоль поверхности вкладыша и имеет макси-
мальную амплитуду поля Ez на границе раздела фер-
Рис. 2.7. Изменение ампли-
туды электрического поля
по поперечному сечению вол-
новода с намагниченным
ферритовым вкладышем:
1 — прямая волна; 2 — обратная
волна
Рис 2.8. Конструкция феррит-
диэлектрического вкладыша
волноводного вентиля со сме-
щением поля:
I — ферритовая пластина; 2 — рези-
стивный слой: 3 — диэлектрическая
прокладка
рит — незаполненный волновод. По мере удаления от
этой границы амплитуда поля уменьшается экспонен-
циально (рис. 2.7). Волна противоположного направ-
ления — прямая — не является поверхностной, измене-
ние амплитуды поля Ez в поперечном сечении имеет
гармонический характер, но она при этом сильно отли-
чается по структуре от основного типа волны Н10.
При определенном соотношении геометрических раз-
меров волновода и ферритового вкладыша, параметров
ферритового материала и величины постоянного маг-
нитного поля распределение амплитуды электрического
поля в поперечном сечении волновода с ферритовым
*> Поверхностная волна может возбуждаться при определенных
условиях и в изотропном диэлектрике, но ее структура не зависит
в этом случае от направления распространения.
45
вкладышем может соответствовать изображенному на
рис. 2.7. В этом случае достаточно на правую (по ри-
сунку) поверхность феррита нанести тонкую резистив-
ную пленку и мы получим вентиль, в котором обрат-
ная волна будет поглощаться значительно сильнее, чем
прямая, которая в месте размещения поглощающей
пленки имеет очень малую (близкую к нулю) амплиту-
ду электрического поля. В конструкциях таких венти-
лей используются феррит-диэлектричеокие вкладыши,
аналогичные показанному на рис. 2.8. Ферритовая пла-
стина с согласующими скосами, на которую нанесен
резистивный слой, приклеивается к диэлектрической
прокладке, фиксирующей положение пластины в вол-
новоде с высокой точностью.
Для получения хороших электрических характери-
стик вентилей рекомендуется в сантиметровом диапа-
зоне волн выбирать марки ферритов с достаточно вы-
сокой намагниченностью насыщения 200 ... 300 кА/м
и узкой резонансной кривой (А//<^10 кА/м,
^0,01 ... 0,03). При этом допустимо использование
марок с повышенным значением tg SB. Для расшире-
ния рабочего диапазона температур целесообразно при-
менять термостабильные марки с высокой температу-
рой Кюри. Диэлектрическая прокладка (рис. 2.8) долж-
на выполняться из материала, обладающего малой ве-
личиной диэлектрической проницаемости е'д. Здесь
обычно применяются пластины из стеклотекстолита или
кварцевого стекла. Резистивный слой напыляется на
ферритовый вкладыш. Его поверхностное сопротивле-
ние составляет 100 ... 200 Ом/кв. Применяются тер-
мостойкие нихромовые или оксидные пленки. Особен-
ности их работы таковы, что при рассеиваемой мощно-
сти 2 ... 3 Вт в 3-см диапазоне длин волн они могут
разогреваться до температуры более 200°C. В этих
условиях для защиты резистивного слоя от окисления
следует использовать достаточно термостойкие покры-
тия.
Размеры феррито-диэлектрического вкладыша выби-
раются в соответствии с приведенными ниже рекомен-
дациями [4]- толщина диэлектрической прокладки
лпр= (0,03 ... 0,04)а, оптимальная толщина феррито-
вого вкладыша для обеспечения минимума прямых по-
терь /?= (0,15 ... 0,16)п, толщина резистивной пленки
определяется в основном заданным поверхностным со-
46
противлением, ню должна быть «пл (0,001 ... 0,002)«.
Высота ферритового вкладыша 2т~0,76, что обеспечи-
вает высокое вентильное отношение и при наличии на
концах пластины скосов общей длиной Х/2 хорошее со-
гласование в полосе частот до 20%- Для обеспечения
в этой же полосе АОбР^20 дБ длина ферритовой пла-
стины 7ф должна быть порядка 1,5Х.
Внутреннее магнитное поле в феррите должно от-
вечать условию, чтобы было несколько меньше ну-
ля. Это наблюдается в дорезонансной области магнит-
ных полей при
1 - р < а <ЦУ р*/4 + 1 - р}2 - 28. (2.13)
Правая числовая граница в этом неравенстве соответ-
ствует области поперечного ферромагнитного резонан-
са. Работа вентиля вблизи этой границы с малыми
прямыми потерями возможна лишь при использовании
марок с малым значением ДЯ. Левая числовая грани-
ца соответствует случаю, когда р,2 = 0. Для широко-
полосных приборов целесообразно выбирать феррито-
вый материал с величиной р<1.
При большом значении намагниченности насыщения
выбранной марки в неравенстве (2.13) для нахожде-
ния границ, особенно левой, нужно использовать теку-
щую'намагниченность, так как феррит может оказаться
в ненасыщенном состоянии. Отметим, что внутри най-
денного таким образом диапазона магнитное поле под-
бирается так, чтобы для прямой волны обеспечить бли-
зость к нулю амплитуды СВЧ электрического поля
в месте, где размещен резистивный слой. Внешнее маг-
нитное поле ввиду слабого размагничивания из-за вер-
тикального расположения пластины ненамного больше
внутреннего, что и обеспечивает малые габариты и мас-
су как магнитной системы, так й вентиля в целом.
2.3. Волноводные У-циркуляторы
Волноводные У-циркуляторы применяются как на
низком, так и на высоком уровнях мощности в милли-
метровом и сантиметровом диапазонах.
Простейшая конструктивная схема волноводного
У-циркулятора (рис. 2.9) включает в себя симметрич-
ное 3-плечное волноводное разветвление в //-плоскости,
круглый цилиндрический ферритовый вкладыш, закреп-
47
ляемый строго по центру разветвления, и магнитную
систему.
Наиболее просто физический принцип работы этого
прибора может быть объяснен явлением дифракции
плоской электромагнитной волны на круглом феррито-
вом цилиндре. При возбуждении в одном из входов
(плеч) волноводного разветвления волны типа Н10 на
ферритовый вкладыш падает «почти» плоская волна.
Рис. 2.9. Конструктивная
схема волноводного У-цир-
кулятора:
1 — волноводное разветвление;
2 — ферритовый вкладыш: 3 —
магнитная система
Рис. 2.10. Распределение
электрического поля падаю-
щей и рассеянной волн на
поверхности йенамасничен-
ного (а) и намагниченного
(б) ферритового цилиндра
Штриховой линией показано
волноводное разветвление
Электрическое поле вне вкладыша может быть пред-
ставлено суммой падающей и рассеянной волн. Его ам-
плитудное распределение па внешней поверхности вкла-
дыша определяется длиной волны, диаметром вклады-
ша и электромагнитными параметрами его материала.
При соответствующем подборе этих величин дифракци-
онная картина стоячих волн на поверхности вкладыша
приобретает вид, показанный на рис. 2.10,а. Эта кар-
тина соответствует наличию в спектре электрического
поля двух азимутальных пространственных гармоник,
имеющих одинаковые амплитуды и разные направле-
ния распространения. При подмагничивании феррито-
вого вкладыша происходит изменение фазовых соотно-
шений между этими гармониками, и узлы дифракцион-
ной картины смещаются по углу.
Так как компоненты тензора магнитной проницае-
мости зависят от величины подмагничивающего поля,
то, изменяя последнее, можно добиться того, чтобы узел
48
картины стоячей волны соответствовал центру волно-
вода развязанного (изолированного) плеча (рис. 2.10,6).
При этом распределение электрического поля, возбуж-
дающего указанный волновод, соответствует нераспро-
страняющейся в нем волне типа Н2о. В центрах входно-
го и выходного волноводов амплитудные значения элек-
трического поля приблизительно равны друг другу (хо-
тя и противофазны), и СВЧ электромагнитная энергия
распространяется с малыми потерями в направлении,
указанном на рис. 2.10,6 стрелками. Таким образом,
при заданных длине волны и диэлектрической проница-
емости феррита диаметр вкладыша должен подбирать-
ся так, чтобы обеспечить равенство амплитуд обеих
пространственных гармоник и, следовательно, образо-
вание картины стоячей волны по крайней мере с дву-
мя узлами. Правильный выбор величины внешнего маг-
нитного поля смещает один из узлов в центр развязан-
ного плеча, обеспечивая максимальную развязку >при
минимальных потерях. При изменении направления под-
магничивающего поля на обратное картина распреде-
ления электрического поля поворачивается на 120°,
в результате чего развязанное плечо становится выход-
ным. То же самое произойдет, если запитать циркуля-
тор со стороны выходного плеча.
Частотные характеристики симметричного волновод-
ного У-циркулятора, приведенные на рис. 2.11, имеют
резонансный характер. При этом основные параметры —
развязка Lpaa и вносимые потери LBll — связаны между
собой и определяются согласованием плеч циркуля-
тора:
/.^^1=20^^^-, (2.14)
Lm [дБ] = 201g (,У Г + £ф, (2.15)
'ст1Л
где Кети — коэффициент стоячей волны каждого из плеч
циркулятора; Ьф— потери в феррите.
Для расширения полосы рабочих частот циркулятора
необходимо улучшать его согласование. В связи с этим
конструкция волноводных У-циркуляторов обычно не-
сколько усложняется (рис. 2.12). Используется диэлек-
трический трансформатор в виде кольца (3), надевае-
мого на ферритовый вкладыш. Иногда устанавливаются
1- 1314 49
fi каждом плече циркулятора дополнительные согласу-
ющие диэлектрические штыри (4). Наконец, феррито-
вый вкладыш (/) разбивают на два симметрично уста-
новленных диска (1а и 16) со специально подбираемым
зазором между ними А. Зная рабочую длину волны Л, и
внутренние размеры поперечного сечения подводящих
волноводов а и b *\ конструктор с учетом требований
к ширине полосы рабочих частот должен выбрать кон-
структивную схему прибора, марку феррита и диэлек-
Рис. 2.11 Частотные электриче-
ские характеристики симмет-
ричного волноводного У-цирку-
лятора
Рис. 212. Конструктивна?
схема широкополосного вол-
новодного У-циркулятора:
/ — ферритовые вкладыши; 2 —
волноводное 120-градусное раз-
ветвление в Я-плоскости; 3 —
диэлектрическое кольцо; 4 — со
гласующие диэлектрические
штыри
трика, рассчитать размеры ферритового или феррито-
диэлектрического вкладыша, а также требуемое значе-
ние внешнего магнитного поля Нс.
Если требуется обеспечить простоту конструкции »
низкую стоимость прибора при полосе рабочих часто!
3 ... 5% **\ можно остановиться на схеме У-циркулято-
*) Электродинамический анализ [12] показывает, что р
а и b существенно влияют на характеристики циркуляторов.
**> Здесь и в дальнейшем полоса рабочих частот спред
по уровню развязки £раз>20 дБ.
50
pa с одним ферритовым вкладышем (без диэлектриче-
ского кольца и зазора А). Тогда диаметр ферритового
вкладыша £)ф = 27?ф и величина подмагничивающего поля
могут быть определены решением системы уравнений
циркуляции, которые составлены из условия согласова-
ния трехплечного, разветвления с ферритовым вклады-
шем. При этом с достаточной для практики степенью
точности можно учитывать только + 1-е пространствен-
ные гармоники электрического поля на поверхности фер-
ритового вкладыша [12]. Уравнения циркуляции запи-
сываются в виде
к2 ml — т’1’
^т2 — (т'У ’
)
(2.16)
Rji' , — F, (к
р/ 0 'фГ- _£ х/?2 + га' 1 ' ± ф
где
Л = («±^ф)/^1 (*±Яф).
/=3, (к.-^ЛГ', (к.Кф) - N,
Г=9', (к,/^ - N', Мф).
т = О, (к„ -у=- N, — N, (к, уу) 'Л («.Лф).
т’=У’,(к, -у-) N, (к.^) — N', (к. -y-j У, (кЛф),
2^ 2п _ г—--—
*о = —’ *1 = —
х = 6,25 ]/ 1 - (Л/2«)2,
^\(w /?ф),
Af, («.«♦)• ЛГ',(к./?ф), N,
^к0 у- j — функции Бесселя, соответственно,
1- и
51
2-го рода первого порядка и их производные.
4*
Решение первого уравнения системы (2.16) сводится
к нахождению зависимости (к0#ф) при заданных
параметрах а/Х и е’ф. Это решение подставляется во
второе уравнение системы (2.16), в результате чего
определяется зависимость
Рис. 2.13. Номограмма для
расчета волноводного У-цир-
кулятора, выполненного по
схеме рис. 2.9
между тензорными параметра-
ми феррита K'ln'=f2 (p> ±) Фи-
зически реализуемый режим
циркуляции определяется гра-
фически точкой пересечения
двух кривых — полученной и
реально наблюдаемой при из-
менении подмагничивающего
поля в ферритах. Реально на-
блюдаемая при изменении
магнитного поля зависимость
к'/р/=[з (Р-' ) строится по экс-
периментально снятым зависи-
мостям компонент тензора р от
подмагничивающего поля.
На рис. 2.13 приведена но-
мограмма для расчета волно-
водного У-циркулятора с ци-
линдрическим ферритовым
вкладышем, полностью запол-
няющим волноводное развет-
вление по высоте. Номограмма
системы уравнений (2.16), соот-
строилась по решениям
ветствующих работе прибора в центральной точке поло-
сы пропускания волновода, т. е. при
к0-^=-=лв = 2,85; 4-=0,78.
° Кз в *
«Падающая» кривая в 1-м квадранте заменяет инди-
видуальные для каждой марки зависимости к'/н =
=/з (р/ ), снимаемые экспериментально, приближенной
зависимостью к'/н' —1,05 ] 1 — 1,11р'±. Эта формула
получена усреднением при обработке эксперименталь-
ных данных для ряда нормализованных марок ферритов
сантиметрового диапазона Она достаточно точна при
слабом подмагничивании (о~0). Кривая в 4-м квадран-
те позволяет найти текущую относительную намагничен-
ность р. Ход расчета по номограмме показан стрелками,
52
(2-17)
исходным является значение е'ф марки феррита, при вы-
боре которой следует учитывать, что снижение е'ф ведет
к некоторому расширению рабочей полосы частот цир-
кулятора, но при этом растет значение требуемой на-
магниченности, подмагничивающего поля, растут также
вносимые потери.
С погрешностью, не превышающей 10%, в центре по-
лосы пропускания волновода можно использовать для
ориентировочных расчетов следующие приближенные
формулы [12]:
Яф 0,38 _ V£Ф
’ Р~ 8,5КГ'ф-!4 •
Обычно найденное по номограмме рис. 2.13 или формуле
(2.17) значение р соответствует ненасыщенному состоя-
нию феррита (p<yMR/f). Поэтому, определив текущую
намагниченность M=fp/y, внутреннее магнитное поле
Н1 следует искать по кривой намагничивания М=
*).
Если центральная частота проектируемого прибора
отстоит более чем на 10% от центра полосы пропуска-
ния волновода, следует решать систему (2.16), задавая
значения а/Х и е'ф.
Когда ферритовый вкладыш состоит из двух половин,
разделенных зазором А (рис.'2.12), его эквивалентную
диэлектрическую проницаемость можно с достаточной
степенью точности определить из выражения еЭКЕ=
, // Д Ь — д \ ,
= о / -у--|-—7— , где еэ— относительная диэлектри-
/ \ е з е ф )
ческая проницаемость материала зазора. Подбирая ве-
личину зазора в пределах А/Ь=0,1 ... 0,2, можно до-
биться расширения полосы рабочих частот до 10 ... 12%
без существенного увеличения вносимых потерь. Расчет
таких циркуляторов ведется по приведенной выше ме-
тодике с использованием еэкв вместо е'ф.
Расширение полосы рабочих'частот может быть до-
стигнуто также использованием диэлектрического коль-
ца (поз. 3 на рис. 2.12), изготовляемого обычно из поли-
стирола (е'д~2,5), фторопласта-4 (е'д~2) и пи из ком-
позиционных диэлектриков типа ПТ (е'д=3 ... 16), СТ
(е'д=3 ... 16) или ПЭНДТ (е'д=3 ... 22). Технологич-
*) Эта кривая для соответствующей марки рассчитывается по
(1.1), зависимостям рис. 1.1 и данным табл. 1.1.
53
ность этих материалов (они при е д< 10 легко обраба-
тываются резанием) позволяет быстро добиться совпа-
дения центральной частоты полосы пропускания цирку-
ляторов с заданной рабочей частотой, изменяя наруж-
ный диаметр диэлектрического кольца £)д. Размеры та-
8^
Wr^/л)
7,4
-
о \ я У/0,8
7/7^<х 72
72^^ ^^о,0
0,1 1,0 1,8 171(Рл/Л)
-1_L—1_I_I_I--- О//Г
0,1 0,0 2*(^/Д) 7[_о,8 0,0
=0\/,
8У%,
10У>У/
бф О
(- 8.
70-
72 ~
гв=2,<95’
ед~1,5
2^Д/Л)
I I I - I -
_i__1_।—।—।—t—
Of 1,0 1п(Пф/Х)
-6
1
0,8 0,0 к
о
£ф
lAf/f,a/o
70ТН
lAf/f,%
<?Ф=Л,
8 \0,8
0,0
.м
*»отн
€tp~ О
10
72
- 0,1
-10
'-10
~-ъо
'-00
10
72
1ЛО/О,ГЛа ^отн
- 0,1
-ю
-10
-50
-00
llt(RfJk)
1П(Я$/Л)
ав=2,85
£д= 5,0
л!в=2,55’
<^0

Рис. 2.14. Номограммы для расчета волноводного У-циркулятора
с феррито-диэлектрическим вкладышем для разных значений е'д
кого циркулятора определяются по расчетным номо-
граммам (рис. 2.14) *), которые позволяют по заданной
полосе рабочих частот находить с погрешностью не бо-
лее ±5% относительные размеры феррито-диэлектри-
ческого вкладыша.
*> Номограммы рассчитаны В. И. Осипенко.
54
ключ к пользованию номо-
граммами рис. 2.14 приведен
на рис. 2.15. Следует иметь
в виду, что реальная полоса
частот оказывается шире
расчетной примерно на 3...
...4%. После выбора мате-
риалов феррито-диэлектри-
ческого вкладыша и опреде-
ления из номограмм конст-
руктивных размеров D$—
= 27?ф, £)д=27?д, отношения
Рис. 2.15. Ключ к пользованию
номограммами рис. 2.14
компонент тензора магнитной проницаемости в точке цир-
куляции к'/ц' производится расчет магнитного поля.
Если расчетная величина K'/p'^yMs/f, феррит насыщен
и требуемое магнитное поле ТУ* может быть найдено по
(1.15). При ненасыщенном феррите определяется теку-
щая намагниченность М~ (к'/р.') (f/y), а затем поле Нг
по кривой намагничивания.
Абсолютная величина магнитных потерь в точке цир-
куляции определяется выражением
j м ____j м р." 4- к"
ВН отн 2
где ц" и к" — мнимые составляющие компонент тензора
р, соответствующие подмагничивающему полю.
При конструировании таких циркуляторов целесооб-
разно иметь в виду следующее:
1. Увеличение £>дД (и, соответственно, уменьшение
£>фД) ведет к возрастанию полей подмагничивания и
расширению рабочей полосы частот. К этому же ведет
уменьшение е'ф
2. Снижение вносимых магнитных потерь можно по-
лучить, увеличивая е'ф и е'д, а также уменьшая DpJ’k,
что ведет к снижению подмагничивающего поля и, сле-
довательно, к уменьшению общих габаритов и массы
конструкции.
При необходимости расширения полосы рабочих час-
тот до 20 ... 25% к сложным феррито-диэлектрическим
вкладышам добавляют согласующие диэлектрические
штыри (рис. 2 12), высота которых и место включения
подбираются экспериментально. Хорошие результаты
можно получить, используя разветвление из /7-образных
волноводов со ступенчатыми переходами на обычный
Прямоугольный волновод, выполняемыми одновременно
в Е- и //-плоскостях. Для обеспечения широкополосного
согласования здесь используются ступенчатые диэлек-
трические трансформаторы, располагаемые по оси сим-
метрии сочленяемых волноводов.
На рис. 2.16 в качестве примера изображена конст-
рукция //-плоскостного симметричного У-циркулятора
с экранированной магнитной системой. В этом циркуля-
ре. 2.16. Конструкция широкополосного волноводного У-цирку-
лятора
торе для достижения необходимой широкополосности
применены два ферритовых вкладыша (/) с зазором
между ними (Д^0,1 Ь). Они размещаются в центре
фторопластовой призмы (2), имеющей в основании рав-
носторонний треугольник со стороной атр~3/)ф. Конст-
рукция верхнего на рис. 2.16 узла магнитной системы
(5) позволяет регулировать подмагничивающее поле.
Нижний магнит (6) приклеивается к корпусу (4) раз-
ветвления, которое накрывается притертой крышкой (5).
56
Гис. 2.17. Т-циркулятор (вентиль):
/ — волноводное разветвление в Я-плоско-
< ш; 2 — поглощающая нагрузка; 3 — фер-
ритовый или феррито-диэлектрический
in шдыш; 4 — согласующий металлический
клин
Центровка корпуса и крышки Производится стальными
штифтами. Экранировка магнитной системь: достигается
за счет замыкания магнитного потока через экраны (7)
и специальные вкладыши (S), выполненные из магнито-
мягкой стали.
Для повышения электрической прочности при работе
на высоких уровнях мощности применяются два полу-
сферических ферритовых вкладыша с относительно боль-
шим зазором между ними. Отметим еще некоторые кон-
структивные разновидности волноводных /-циркулято-
ров. В вентильном режиме находят применение так на*
илваемые Г-циркуляторы, у которых развязанное плечо
с поглощающей нагрузкой подсоединяется к основному
гракту под прямым углом (рис. 2.17). Размеры согласу-
ющего клина и смещения ферритового вкладыша от цен-
тра волновода подбираются экспериментально.
Циркуляторы высокого уровня мощности иногда кон-
‘труируют на базе симметричного разветвления в f-пло-
скости. В этом случае относительно тонкие ферритовые
вкладыши дисковой или полусферической формы раз-
мещаются по центру разветвления на общих узких стен-
ках. При выборе ферритов с е'ф=12 ... 15 размеры фер-
ритовых вкладышей, оптимальных с точки зрения тепло-
отвода и настроенных на заданную частоту, ориентиро-
вочно определяются следующими формулами
~0,175, /г/Х^О,О1. Недостатком . £-плоскостногО цирку-
лятора являются большие габариты и масса магнитной
системы, вызванные увеличением рабочего зазора.
2.4. Волноводные фазовые циркуляторы
В волноводных трактах высокого уровня мощности
широко применяются фазовые циркуляторы. Эти прибо-
ры могут иметь либо три, либо четыре плеча, только два
57
из которых включаются в тракт при использовании цир-
кулятора как развязывающего прибора. К другим пле-
чам подключаются согласованные поглощающие нагруз-
ки При этом отраженная энергия рассеивается в на-
грузке, что облегчает тепловой режим работы прибора.
При правильном конструировании приборы этого типа
могут работать на уровнях непрерывной (средней) мощ-
ности до сотен киловатт, а импульсной — до нескольких
мегаватт (в дециметровом диапазоне). По сравнению
Рис. 2.18. Электрическая схема одного из возможных вариантов
фазового волноводного циркулятора в вентильном включении
с волноводными У-циркуляторами фазовые имеют более
высокую электрическую прочность.
Фазовые циркуляторы в полосе частот 15 ... 20%
обеспечивают развязку не менее 20 дБ, при этом вноси-
мые потери составляют 0,2 ... 0,5 дБ при согласовании
Ксти^1,1 ••• 1,2. К недостаткам фазовых циркуляторов
следует отнести сравнительно большие габариты и мас-
су, конструктивную сложность и трудоемкость процесса
настройки отдельных узлов циркулятора.
На рис. 2.18 приведена принципиальная электриче-
ская схема фазового циркулятора в режиме вентиля.
Прямая волна, подаваемая в /7-плечо 1 двойного трой-
ника Ть делится синфазно пополам и через волноводные
изгибы И1 и Иг попадает в два волноводных //-канала,
в которых размещаются невзаимный фазовращатель Ф1
й взаимный — Ф2. В двойном тройнике Т2, благодаря
тому, что в этом направлении распространения волны
Ф1 и Ф2 обеспечивают одинаковые фазовые сдвиги, вновь
происходит суммирование и волна выводится через Н-
плечо 2 тройника Т2. Обратная волна, поделенная по-
полам в тройнике Т2, оказывается в других условиях:
одна ее половина, проходя через невзаимный фазовра-
щатель Ф1, получает сдвиг по фазе, равный л, относи-
тельно второй половины, проходящей через взаимный
фазовращатель Ф2. Противофазные волны в тройнике
Й возбуждают Е-плеч о и их мощность поглощается в со-
Рис. 2.19. Деление мощности в щелевом направ-
ленном ответвителе
гласованной нагрузке ПН1, а выходное плечо 1 оказы-
вается развязанным от плеча 2 тройника Т2.
Если тройник Т2 возбуждать со стороны Е-плеча, то
волна будет попадать в плечо /, при аналогичном воз-
буждении Ti — в нагрузку ПН2. Следует заметить, что
для построения вентиля двойной тройник Т2 с нагрузкой
ПН2 может быть заменен обычным 3-децибельным раз-
ветвлением в //-плоскости. Применяемые в фазовых
циркуляторах двойные волноводные тройники для ком-
пактности конструкции выполняются так, что волноводы
двух //-каналов отгибаются на 90° в плоскости Н и на-
правляются противоположно общему //-плечу тройника.
Для согласования двойных тройников используются
59
диафрагмы в £-плече и емкостные штыри, выполняемые
в виде подстроечных винтов в общем //-плече, однако
качественного согласования в широкой полосе частот
обычно получить не удается.
Часто вместо двойного волноводного тройника при-,
меняются щелевые направленные ответвители с 3-деци-
бельной связью. Такой ответвитель (рис. 2.19) пред-
ставляет собой сдвоенный волновод с общей узкой стен-
кой, часть которой удалена, образуя область (щель)
связи. В области связи при относительно малой толщине
общей узкой стенки распространяются как волна типа
//io, так и волна типа //2о которые возбуждаются при
подаче СВЧ энергии в одно из плеч щелевого на-
правленного ответвителя. Структура этих волн такова,
что при подаче мощности в плечо 1 плечо 2 не возбуж-
дается. Фазовая скорость волны Н2о больше, чем волны
//io, и длину этой области (щели) /щ можно подобрать
так, чтобы в плечах 3 и 4 возбуждались волны типа //щ
одинаковой амплитуды, но сдвинутые по фазе одна от-
носительно другой на лУ2. Длина щели определяется
следующим выражением:
'«=4/ [/' - 1 - (4)’]- <2-18>
Достаточно широкополосное согласование таких на-
правленных ответвителей производится либо емкостным
штырем, либо уменьшением ширины сдвоенного волно-
вода в области щелевой связи (см. рис. 2.20,а). В по-
следнем случае основные конструктивные размеры рас-
считываются по следующим формулам [13]: суженная
ширина области связи 2«i о-1,4Л., ее длина /щ~0,97 X.
Более широкополосное согласование получается при ис-
пользовании индуктивных штырей в суженной области
связи, компенсирующих отражения от краев щели. При
введении таких штырей длина щели должна быть не-
много изменена. Следует отметить, что согласующие
элементы снижают электрическую прочность направлен-
ного ответвителя (что нежелательно при его использо-
вании на высоком уровне импульсной мощности), а так-
же усложняют конструкцию и настройку всего узла.
Получить удовлетворительное согласование (£сти^1,2)
*> При достаточно большой толщине общей стенки может рас-
пространяться также и волна типа //30.
СО
в Полосе частот не менее 20% при хорошей равномерно-
сти деления мощности без использования согласующих
элементов и сужения области связи можно путем утол-
щения общей стенки двойного волновода до (0,1 ...
.. 0,2)а [14].
В ряде случаев более удобными оказываются волно-
водные 3-дсцибельные направленные ответвители со
связью в Е-плоскости (по общей широкой стенке волно-
вода). В устройстве такого типа (рис. 2.20,6) [15] ис-
'ис. 2.20. Варианты конструктивных схем направленных ответвите-
лей, применяемых в волноводных фазовых циркуляторах
пользуется возбуждение в области связи (длиной / ,
шириной а и высотой В) основного типа волны Hw и
высших типов Н\ 1 и Еп. Расчет этого узла ведется сле-
дующим образом. Из условия деления мощности попо-
лам в плечах 3 и 4 при фазовом сдвиге между ними
л/2 рассчитывается длина области связи
где длина волны типа Ht0 ЛВ10 = Л//1 — (Я/2а)2, длина
волны высших типов Н , и Е J
*.„=Л/К1 - (Л/2о)= |1 + (a
При этом высота области связи В определяется из уело-
вия согласования:
а __ Кз~ ~ /~х \г
~В 2 (Л/2д) 1 ~ (~2Г) • (2-20)
аксимальная развязка плеча 2 достигается пои сЦВ~
^0,05 и 6/В~0,43
G1
Ь ответвителе, построенном по схеме, изображенной
на рис. 2.20,в [8], для возбуждения плеч 3 и 4 исполь-
зуется волна типа квази-Т. Конструкторский расчет
основных размеров ответвителя рекомендуется вести по
следующим выражениям:
а'Д=0,7, УД=0,3, сД=0,07, с(Д=0,2,/щ/Х=0,8, Л/Х=0,03.
Этот тип ответвителя имеет меньшую электрическую
прочность, чем предыдущий.
Одной из разновидностей ответвителей £-типа явля-
ется многошлейфный 3-децибельный направленный от-
ветвитель (рис. 2.20,г) [9]. Он состоит из двух парал-
лельных друг другу волноводов, широкие стенки кото-
рых соединены волноводными шлейфами. Для широко-
полосного согласования шлейфы выполняются с разным
сопротивлением, которое изменяется подбором размера
узкой стенки шлейфа bli2. Длина шлейфов и расстояние
между ними должны быть равны четверти длины волны
в волноводе Хв/4. Трехшлейфный мост в полосе частот
18% обеспечивает равномерность деления мощности 3±
±0,2 дБ при Kctiz= 1,15, если волновые сопротивления
первого и третьего шлейфов составляют 0,414 Zo, а вто-
рого— 0,707 Zo, где Zo — волновое сопротивление основ-
ных волноводов.
Конструкция направленного ответвителя и выбор
других применяемых узлов во многом определяют кон-
струкцию всего фазового циркулятора. Конструктивные
схемы трех вариантов фазовых циркуляторов представ-
лены на рис. 2.21. В циркуляторах (рис. 2.21,6/, б) ис-
пользован щелевой направленный ответвитель //-типа,
а циркулятор (рис 2.21,в) выполнен на основе трех-
шлейфного направленного ответвителя в £-плоскости.
Особенно часто используются циркуляторы, сконструи-
рованные по схеме рис. 2.21,6. Щелевой направленный
ответвитель и модифицированный двойной тройник ука-
занными выше способами легко согласуются в достаточ-
но широкой полосе частот. Циркулятор по схеме рис.
2.21,в имеет более высокую электрическую прочность.
Электрические характеристики волноводных фазовых
циркуляторов в значительной степени определяются
неравномерностью деления мощности направленными от-
ветвителями или волноводными тройниками (мостами),
а также точностью, с которой создается требуемый фа-
зовый сдвиг невзаимным фазовращателем. Неравномер-
ность деления мощности характеризуется величиной Д=
62
— (Pi—Рз)/Рх, где Р4 и Р3— мощности, проходящие
в выходные плечи делителя (см., например, рис. 2.19).
Если погрешность невзаимного фазовращателя обозна-
чить А<р, то при идеально согласованных нагрузках во
всех плечах циркулятора, выполненного по схеме рис.
2.21,6, развязка изолированного плеча 4 при питании из
плеча 2 определится как
L — 101g- 1 ~~ А1Аг +cos (1 ~ A2J (1 ~ А%)
раз g 1 4-A^-cos ДуК(1—A2j) (1 —Д%)
а вносимые потери
10Jg2'[l - ДД + cos Д<р ]/(1 - Д!.) (1 - Д’Л-
В этих соотношениях, полученных В. А. Терлецким и
Г. В. Кузнецовым, Ai и Аг — неравномерности деления
мощности в щелевом направленном ответвителе и в
двойном волноводном тройнике.
Невзаимные ферритовые фазовращатели представля-
ют собой отрезки прямоугольных волноводов с попереч-
но-намагниченными ферритовыми пластинами, распола-
гаемыми чаще всего в //-плоскости. Их внутренняя кон-
фигурация обычно такая же, как и у //-плоскостных ре-
зонансных волноводных вентилей (рис. 2.2,а).
Для уменьшения длины фазовращателей в волновод
помещают (как и в резонансном вентиле) две феррито-
вые пластины, располагаемые на обеих широких стенках
волновода. Если фазовращатель в целом должен обес-
ВЗ
печивать невзаимный дифференциальный фазовый сдвиг
л/2, то для каждой пластины он должен быть равен зт/4.
В этом случае ее размеры (см. обозначения на рис.
2.2,а) связаны с действительной составляющей недиаго-
нальной компоненты тензора магнитной проницаемости
к' следующим приближенным соотношением
___________L. (2 21)
а b а ~~ 8к'
При этом для достижения максимального значения диф-
ференциального фазового сдвига центр ферритовых пла-
стин помещается в плоскости круговой поляризации СВЧ
магнитного поля, т. е. хо=0,25а. Размеры пластин в по-
перечном сечении, как и для резонансного вентиля, вы-
бираются следующим образом: 2т/п=0,3 .. 0,4; nfb^=
=0,05... 0 1.
Для уменьшения вносимых потерь циркулятора и,
соответственно, увеличения добротности фазовращателя
(отношение дифференциального фазового сдвига к вно-
симым потерям) режим фазовращателя по постоянному
магнитному полю устанавливается таким, чтобы выпол-
нялось неравенство к'<\. Стремление уменьшить массу
и габариты магнитной системы приводит к тому, что ис-
'пользуются дорезонансные значения магнитного поля.
В этом случае (см. § 1.2) относительное значение внут-
реннего магнитного попя должно удовлетворять нера-
венству о< у \ ~ р- Следует иметь в виду, что при
таких полях (для 3-см диапазона Нр=15 ... 50 кА/м)
ферритовый материал может оказаться ненасыщенным и
при расчетах необходимо использовать текущую намаг-
ниченность. Расчет по (2.21) показывает, что относи-
тельная длина ферритовых пластин в таком режиме под-
магничивания оказывается достаточно большой: 1$1а>
>3 ... 8 В отношении выбора марки ферритового ма-
териала можно лишь повторить рекомендации, приве-
денные в § 2.1.
Имея в виду противоположную направленность фа-
зовращателей, применяемых в фазовых циркуляторах,
изображенных на схемах рис 2.21, можно для этих
случаев привести четыре варианта расположения фер-
ритовых вкладышей в секциях фазовращателей (рис.
2.22). В приборах длинноволнового участка сантиметро-
вого диапазона длин волн в варианте конструкции рис.
64
2.22,а чаще всего используются электромагниты. При
реализации вентиля с трехшлейфным направленным от-
ветвителем целесообразно размещать магнитную систе-
му в зазоре между верхним и нижним волноводами дли-
ной Хщ/4—Ь. Это можно сделать, например, так, как
показано на рис. 2.22,в В этом случае в каждом вол-
новоде размещается только по одной ферритовой пла-
стине, их длина должна быть вдвое больше, чем это
следует из (2.21). В приборах высокого уровня средней
Рис, 2.22. Размещение ферритовых вкладышей и полюсов постоян-
ных магнитов в фазовых циркуляторах
(непрерывной) мощности целесообразно использовать
вариант, изображенный на рис. 2.22,г. Нагреваемые за
счет диссипации энергии ферритовые вкладыши сосед-
них фазовращателей разнесены дальше друг от друга,
чем в варианте рис. 2 22,а, что упрощает решение зада-
чи теплоотвода.
Отметим, что для достижения широкополосного со-
гласования пластинчатые ферритовые вкладыши на
входном и выходном концах выполняются со скосами.
В ряде случаев аналогично тому, как это делается в ре-
зонансных вентилях (рис. 2.3), рядом с ферритовым
вкладышем устанавливается диэлектрический активатор,
расширяющий полосу рабочих частот и несколько сни-
жающий вносимые потери.
5—13Н 65
Рис. 2.23. Конструкция секции невзаимных фазовращателей:
1 — ферритовые вкладыши: 2 — постоянные магниты; 3 — полюсные наконечни-
ки; 4— магнитные экраны
На рис. 2.23 приведена конструкция секции фазо-
вращателей, выполненной по схеме, изображенной на
рис. 2.22,6.
Типичная конструкция фазового циркулятора, соот-
ветствующая схеме, приведенной на рис. 2.21,6, рас-
смотрена в гл. 5 и изображена на рис. 5.8.
Конструкцию циркулятора можно упростить, одно-
временно уменьшив его массу и габариты. Для этого
невзаимные фазовращатели следует размещать непо-
средственно в области связи 3-децибельного щелевого
направленного ответвителя //-типа [16]. За счет разли-
чия невзаимных фазовых сдвигов для волн Hi0 и Н20
добиваются, чтобы при распространении электромагнит-
ной волны слева направо фазовый сдвиг между волнами
//io и Н20 равнялся 2шт, а при обратном направлении
распространения—(2п—1)л, где /2=1, 2, ... Следует
заметить, что рабочая полоса частот таких циркулято-
ров получается несколько уже (10 .... 15%),
Конструирование полосковых
и коаксиальных развязывающих приборов
В технике СВЧ широко используются фидеры с чи-
сто поперечной Т-волной— коаксиальный волновод,
симметричная полосковая линия, или с квази Т-волной—
несимметричная полосковая, микрополосковая линии.
Широкополосность этих фидеров определяет потенциаль-
ную возможность создания на их основе широкополос-
Рис. 3.1. Поперечные сечения коаксиального волновода (а), симмет-
ричной полосковой (б) и несимметричной полосковой (микрополоско-
вой) (в) линий
ных приборов. Кроме того, достоинством приборов на
полосковых линиях является технологичность изготов-
ления и возможность существенного снижения массога-
баритных характеристик. Микрополосковая линия
является в настоящее время основным типом линии для
интегральных схем СВЧ.
Соотношения, определяющие связь параметров линии с ее гео-
метрическими размерами (рис. 3 1) и электромагнитными парамет-
рами среды, заполняющей линию, имеют следующий вид.
1. Длина волны в линии. Для коаксиального волновода, сим-
метричной полосковой линии
Хл = х/Ир;. (з.1)
Для несимметричной полосковой и мпкрополосковой ли-
нии [17]
= (3-2)
где е'эфф — эффективная относительная диэлектрическая проницае-
мость неоднородной среды, заполняющей несимметричную или ми-
крополосковую линию,
67
2 Волновое сопротивление. Для коаксиального волновода
<Z0 = -j*r=-lg > Ом. (3 4)
у е д
Для симметричной полосковой линии
200 2w
z =--------при Г=Т>2’ (3'5)
1 + ь — 3/
200 / 2t \ 2w п
Zo = 2w ( 1 — b — t ) прИ b — t < 2-
!+— V '
Для несимметричной полосковой и микрополосковой линии
Zo = - , (3.6)
° Ке'д №эфф [1 + 1 ,735 (е'^-о-о^ (^фф/Л)-0-836
t / 2h \ w 1
= № + — ^1п — +1J при —> 2^.
При /=0 Здэфф—w.
При расчетах ферритовых приборов обычно оперируют пара-
метрами ZQ или Y0=1/Zq и Лл, а геометрические размеры линии
рассчитывают по приведенным выше соотношениям.
3.1. Полосковые резонансные вентили
В настоящее время используются в основном два
типа полосковых резонансных вентилей на основе по-
лосковой линии с реактивными шлейфами и на основе
гребенчатой структуры. Полосковая структура вентиля
при хорошем согласовании должна обеспечивать в опре-
деленном объеме полосковой линии, в котором помеща-
ется намагниченный ферритовый образец, поляризацию
СВЧ магнитного поля, близкую к круговой. В полоско-
вых линиях и коаксиальных волноводах с волной Т-типа
отсутствуют области с круговой поляризацией СВЧ маг-
нитного поля. В этих фидерах для создания таких обла-
стей приходится прибегать к искусственным приемам.
В настоящее время в основном используются три конст-
руктивных способа получения областей СВЧ магнитно-
го поля с эллиптической поляризацией, близкой к кру-
говой:
— использование параллельно включаемых шлей-
фов;
— использование замедляющих систем (например,
типа «гребенка»);
68
— частичное заполнение фидера диэлектриком
с большим значением относительной диэлектрической
проницаемости (e^>10).
Во всех случаях в фидере искусственно возбуждается
продольная составляющая СВЧ магнитного поля, нахо-
дящаяся в квадратуре с поперечной составляющей.
Рис. 3.2. Конструктивные схемы полосковой структуры вентиля со
шлейфами
Для резонансного вентиля со шлейфами основные приближен-
ные соотношения для определения геометрических размеров его
проводников (рис. 3.2) могут быть получены из выражения
Ц/1=—]У2= Уо, (3.7)
где у\ и yz — входные проводимости реактивных шлейфов.
Для разомкнутого шлейфа величина входной проводимости
2я
/Лир = /Уош tg (3-8)
а для короткозамкнутого
2я:
УшК ~ /У\)Ш ctg ~(3-9)
где УОш — волновая проводимость линии шлейфа; 1Ш—длина
шлейфа.
Для пары разомкнутых (рис. 3.2,а) и короткозамкнутых
(рис. 3.2,6) шлейфов при условии, что волновые проводимости ос-
новной линии и линий шлейфов одинаковы (УОш=Уо). получаются
следующие значения длины шлейфов: /цп= (1/8)Хл; /2ш=(3/8)Лл.
При использовании одного короткозамкнутого и одного разомкну-
того шлейфов (рис. 3.2,в) минимальные значения их длины оди-
наковы и равны Цш=72ш= (1/8)Ал- Такая схема позволяет создать
наиболее компактную конструкцию вентиля. В реальных конструк-
циях вентилей, особенно в микрополосковом исполнении, стара-
ются избегать короткого замыкания линии. В этом случае вместо
короткозамкнутого шлейфа может быть использован разомкнутый
шлейф, схема которого изображена на рис. 3.2,г. В такой кон-
струкции длина отрезка проводника Ц должна быть несколько боль-
ше (1/8)Л.л- Связь между волновой проводимостью ¥02 и длиной
69
/2 широкого отрезка проводника определяется соотношением
Г» , 2» I +tg (2п Х,„)»>
у. - ® Лп= * 1 — tg (2я/Лл1) /, • (
Длина емкостного шлейфа может быть уменьшена включением
навесного конденсатора согласно схеме, показанной на рис. 3.2,3.
В этом случае длина Ц может быть определена из выражения
i 2л Уо — соС
‘в’>37/,= Го + “С •
(3.11)
Выбор марки феррита и определение величины под-
магничивающего поля производится так же, как и для
волноводных резонансных вентилей (см. § 2.1). Ферри-
товый образец имеет форму диска и обычно помещается
Рис. 3.3 Варианты размещения ферритового диска
в резонансном вентиле со шлейфами
в отверстие основания или подложки полосковой линии
в области разветвления так, как это показано на рис. 3.3.
Геометрические размеры ферритового образца сущест-
венно влияют на характеристики вентиля. Это опреде-
ляется тем, что круговая поляризация СВЧ магнитного
поля при конфигурации проводников, изображенной на
рис. 3.3,а, имеется лишь в плоскостях, обозначенных
пунктиром. Максимальное вентильное отношение полу-
чается при малых диаметрах ферритовых дисков Одна-
ко при этом величина обратных потерь вентиля оказы-
вается небольшой (LO6p<10 ... 15 дБ). Увеличение диа-
метра приводит к росту обратных потерь, но при этом
увеличиваются вносимые потери и уменьшается вентиль-
ное отношение. Поэтому на практике диаметр феррито-
*> Различие длины волны Хл на отрезках 1{ и /2 определяется
для микрополосковой линии зависимостью длины волны от ее гео-
метрических размеров в соответствии с выражениями (3.2) и (3.3).
Для коаксиальной и симметричной полосковой линии ХЛ|=Лл2-
70
вого образца £>ф^(2 ... 3)ttJ. Для улучшения структуры
поля в области разветвления и характеристик вентиля
целесообразно выполнять центральный проводник так,
как это показано на рис. 3.3,б.
В микрополосковых конструкциях вентилей встраива-
ние ферритового образца в диэлектрическую подложку
(см. § 1.3) сопряжено с технологическими трудностями.
Чтобы избежать встраива-
ния, ферритовый образец
можно располагать вне ди-
электрической подложки со
стороны заземленной пла-
стины под разветвлением,
или непосредственно над
разветвлением (рис. 3.3,в,г).
Однако в этих случаях струк-
тура электромагнитного по-
ля в образце является неоп-
тимальной, что приводит к
некоторому уменьшению
вентильного отношения.
Приведенные выше основ-
ные расчетные соотношения
(3.7) ... (3.11) являются
приближенными, так какие
учитывают размеры и элек-
тромагнитные параметры
Феррит 40 00-2
6=7, /у=7мм. ли/,
7.0=80 Ом. 8=7,8/Тц
Рис. 3.4. Расчетные зависимо-
сти параметров резонансного
вентиля со шлейфами от вели-
чин реактивных сопротивлений
шлейфов
ферритового образца, а так-
же геометрию разветвления.
Учет этих факторов [18] по-
зволяет сделать дополни-
тельные рекомендации. На
рис. 3.4 приведены расчетные
зависимости параметров вентиля, выполненного по схе-
ме рис. 3.3,б, от величин реактивных сопротивлений шлей-
фов х\=Цу\ и x2=j/y2 Для конкретных размеров и марки
ферритового образца, частоты и величины подмагничи-
вающего поля. Анализ этих кривых показывает, что
в общем случае отсутствует пара значений х2, соот-
ветствующая .одновременно оптимальным величинам
Lnp, АОбр, Астг- Изменяя значения х2, можно улуч-
шить тот или иной параметр за счет ухудшения других.
Следует отметить невозможность полного согласования
вентиля С помошью реактивных шлейфов.
71
На рис. 3.5 приведен пример конструкции микропо-
лоскового вентиля со шлейфами дециметрового диапа-
зона, а на рис. 3.6 — характеристики этого вентиля.
Достоинством резонансных вентилей со шлейфами
является простота конструкции полоскового проводни-
ка, а также сравнительно
небольшие размеры ферри-
тового образца, что особен-
но ощутимо в дециметровом
диапазоне Полоса рабочих
частот таких вентилей со-
ставляет 10 ... 15%.
Рис. 3.5. Конструкция резо-
нансного вентиля со шлей-
фами:
I — диэлектрическая подложка;
2 — феррит; 3 — подстроечный
винт; 4 — скоба: 5 —магнит; 6 —
прокладка; 7 — основание
Рис. 3.6. Характеристики ре-
зонансного вентиля со шлей-
фами
В последнее время в дециметровом диапазоне широ-
ко начали применяться полосковые резонансные венти-
ли с гребенчатой замедляющей структурой («гребенкой»)
[19]. Такие вентили имеют полосу рабочих частот до
40% и хорошо работают на высоких уровнях средней
мощности. Конструкция такого вентиля изображена на
рис. 3.7. К заземленным платам крепятся ферритовые
пластины с размерами 2тХ«Х^Ф- Центральный полос-
ковый проводник имеет в поперечном сечении регуляр-
невелик и обеспечи-
Рис. 3.7. Конструктивная
схема полоскового резонанс-
ного вентиля с гребенчатой
полосковой структурой:
1 — заземленные платы; 2 — фер-
ритовые пластины; 3 — цен-
тральный проводник
ную часть шириной w и ряд разомкнутых реактивный
шлейфов длиной /, за исключением начала и конца вен-
тиля, где длина шлейфов для обеспечения широкополос-
ного согласования плавно меняется от нуля до I. Шаг А
гребенчатой замедляющей системы, образованной разо-
мкнутыми шлейфами, сравните
вает коэффициент замедления
/13=2 ... 3. Для получения вы-
соких характеристик вентиля
в диапазоне рабочих частот
20 ... 40% следует иметь в ви-
ду следующие рекомендации.
Расстояние между заземлен-
ными платами выбирается ли-
бо из соображений обеспече-
ния электрической прочности
при работе на.высоком уров-
не мощности, либо по габарит-
ным и другим соображениям
конструктивного характера.
Ширина регулярной части цен-
трального проводника полос-
ковой линии для обеспечения
согласования рассчитывается
по заданному волновому со-
противлению фидерного трак-
та. Длина шлейфов выбирает-
ся в пределах /=(0,1 ...
... 0,125) Z. При этом круго-
вая поляризация СВЧ магнит-
ного поля имеет место в вер-
тикальной плоскости, отстоя-
щей от начала реактивных
шлейфов на расстояние Ai^0,02Z. Продольные оси
ферритовых пластин должны находиться в этой пло-
скости. Их ширина выбирается обычно в пределах 2т=
= (0,05 ... 0,1)Х, а толщина /г=(0,1 ... 0,2)6. Шаг за-
медляющей системы А^6/3 при примерном равенстве
ширины шлейфов и зазора между ними. При небольшой
величине А эллиптичность СВЧ магнитного поля вдоль
центрального проводника почти не меняется, несмотря
на наличие шлейфов. Соображения по выбору марки
феррита такие же, что и для ранее рассмотренных типов
резонансных вентилей. В достаточно широкой полосе
73
частот при использовании современных иттриевых ферл
рогранатов развязка не ниже 20 дБ обеспечивается при
длине ферритовых пластин /ф^(0,5 ... 0,7)Л. Величина
внешнего магнитного поля Не определяется по формуле
(2.6).
В вентилях с «гребенкой», как и в волноводных ре-
зонансных вентилях типа Н, может быть обеспечен
интенсивный отвод тепла от ферритовых пластин, и по-
этому они хорошо работают на высоких уровнях мощ-
ности.
При необходимости уменьшить длину вентиля мож-
но обойтись без нерегулярных участков гребенчатой за-
медляющей системы, на которых длина шлейфов (Плавно
увеличивается от нуля до значения I. В этом случае
ширина регулярной части центрального полоскового
проводника w рассчитывается так, чтобы волновое со-
противление этой части полосковой линии Z'o было в п3
раз больше волнового сопротивления подводящих фиде-
ров [20]. Таким образом, плавная трансформация со-
противлений заменяется ступенчатой.
3.2. Коаксиальные резонансные вентили
Резонансные вентили в коаксиальном волноводе вы-
полняются обычно с частичным заполнением его внут-
реннего объема диэлектриком. Конструктивные схемы
таких вентилей изображены на рис. 3.8. Область с эл-
липтической поляризацией СВЧ магнитного поля, наи-
более близкой к круговой, находится у поверхности ди-
электрика. Обычно диэлектрик заполняет половину се-
чения линии, что позволяет при одном направлении
подмагничивающего поля располагать два ферритовых
образца по обе стороны от центрального проводника
коаксиального волновода. Толщина ферритовых образ-
цов п для стандартных размеров коаксиальных волно-
водов (16X6,95 мм, 16X4,6 мм, 10X4,34 мм) обычно
выбирается в пределах 1 ... 2 мм, а ширина 2т~2 ...
... 5 мм.
Плоскость ферритовой пластины может быть ориен-
тирована по направлению подмагничивающего поля, как
показано на рис 3.8,а (вентиль типа £) или нормально
к этому направлению — рис. 3.8,6 (вентиль типа Н).
Выбор оптимальной величины диэлектрической прони-
цаемости материала диэлектрика зависит от требований
74
к габаритам вентиля и к полосе рабочих частот. С рос-
том диэлектрической проницаемости увеличиваются об-
ратные потери на единицу длины, а структура СВЧ маг-
нитного поля у поверхности диэлектрика по поляриза-
ции приближается к круговой. Однако при этом возмож-
но возникновение высших типов волн. Оптимальной яв-
ляется е'д=10 ... 20. При таких значениях е'д для полу-
чения у поверхности диэлектрика поляризации СВЧ
магнитного поля, близкой к круговой, необходимо выпол-
нение неравенства
~2~ < £>4-d < Tl'
(3.12)
В качестве диэлектрика обычно используются материа-
лы типа ПТ, СТ или ПЭНДТ, сочетающие хорошие элек-
трические параметры с возможностью получения вкла-
Рис. 3.8. Конструктивные
схемы коаксиальных резо-
нансных вентилей:
а — вентиль типа Е; б — вентиль
типа Н
Рис. 3.9. Конструктивная схема
феррито-диэлектрического вкла-
дыша
дышей геометрически сложной формы путем механиче-
ской обработки. Конструкция феррито-диэлектрического
вкладыша для коаксиального вентиля приведена на рис.
3.9. Длина ферритовых образцов /ф при необходимости
получения £обр^20 дБ должна быть не менее Х/2. Та-
кую же длину должны иметь плавные согласующие пе-
реходы (скосы). Общая длина вентиля получается рав-
ной примерно (3/2)Х, что делает продольный размер
вентиля, особенно в дециметровом диапазоне, слишком
большим. Для уменьшения длины можно вместо плав-
ных переходов использовать ступенчатые.
75
Для расчета размеров поперечной структуры венти-
ля при е,д>е,ф можно использовать выражение
[21]
= [т е'ф
+d)]p’- (3.13)
Численный анализ этого выражения показывает, что
толщину ферритовых пластин п следует выбирать в пре-
делах
...0,15. (3.14)
С увеличением длины волны значение е'д должно уве-
личиваться. Так, если Х=10 см, то е'д=13 при е'ф=10 и
б'д=17 при е'ф=15, а для Х=50 см е'д=33 при е'ф=10 и
е'д=40 при е'ф=15. Лучшая широкополосность вентиля
получается при больших поперечных размерах коакси-
ального волновода (D и d), а также при больших зна-
чениях е'ф.
Расчет таких вентилей производят в следующем по-
рядке. Выбирают, исходя из заданной средней длины
волны, марку феррита и из конструктивных соображе-
ний— размеры коаксиального волновода D и d. При
этом волновое сопротивление волновода должно рав-
няться заданному. Толщина ферритовых пластин выби-
рается на основании неравенства (3.14). Далее из вы-
ражения (3.13) рассчитывается величина е'д. Продоль-
ные размеры ферритовых пластин и диэлектрического
вкладыша определяются на основании приведенных вы-
ше рекомендаций.
Достоинством коаксиальных резонансных вентилей
такого типа является широкий диапазон рабочих частот.
Так, вентили, выпускаемые серийно нашей промышлен-
ностью (Э8-8 ... Э8-17), перекрывающие диапазон ча-
стот 0,9 ... 10 ГГц, имеют следующие параметры.
— перекрытие по частоте для каждого типа венти-
ля — двухкратное;
— обратные потери £Обр^15 дБ;
— прямые потери Тпр^1,5 дБ;
— уровень средней мощности 2 Вт;
— согласование Ксти^1,3.
Следует отметить, что эти приборы во многих случа-
ях не удовлетворяют современным требованиям по мае-
76
согабаритным характеристикам. Так, масса описанных
выше вентилей лежит в пределах 1 ... 2 кг. Обычно этот
тип вентилей не используется на высоких уровнях мощ-
ности.
3.3. Полосковые вентили со смещением поля
Рис. 3.10. Поперечное сечение
полоскового вентиля со смеще-
нием поля
Эти приборы представляют собой отрезок полосковой
линии (симметричной или несимметричной) с феррито-
диэлектрическим заполнением, причем используется ди-
электрик с большими потерями. Поперечное сечение та-
кой линии изображено на рис. 3.10. Принцип работы
вентиля основан на невза-
имном распределении СВЧ
поля при изменении на-
правления распространения
(намагничивания). Если
для прямой волны (на-
правление + у) максимум
электрического и магнит-
ного полей смещается к
левому краю проводника,
то для обратного направле-
ния максимум полей смеща-
ется в сторону диэлектрика
и волна будет интенсивно за-
тухать за счет поглощения
энергии СВЧ поля в диэлектрике Такой режим обес-
печивается в дорезонансной области намагничивающих
полей и сохраняется как при отрицательных, так и по-
ложительных значениях Полосковые вентили со
смещением поля выгодно отличаются малыми габарита-
ми и большой широкополосностью. Основное условие
эффективной работы вентиля заключается в обеспечении
большого перепада амплитуды поля на противополож-
ных краях проводника линии, который зависит от пара-
метров ферритового материала, диапазона рабочих ча-
стот, конструкции линии. Для симметричной полосковой
линии распределение составляющей электрического по-
*> Кроме диэлектрика в этих приборах в качестве поглотителя
могут применяться резистивные покрытия соответствующей боковой
поверхности феррита. Однако в этом случае для получения тех же
параметров (£Пр. Loop) приходится увеличивать длину вентиля.
77
ля определяется выражением [22]
/ 2л е/л, X
Z:z==exp =ехр ± рх. (3.15)
Перепад амплитуд поля (N) на ферритовом вклады-
ше под центральным проводником полосковой линии на
расстоянии Шф составляет ехр 20о>ф. В общем случае
величина N зависит от X, к', ц'. Однако при ма-
лых намагничивающих полях, когда о<С1 (см. (1.11) и
(1.12)), р можно считать не зависящей от X. В этом слу-
чае отношение амплитуд СВЧ поля определяется намаг-
ниченностью насыщения феррита и Шф. Такой режим
работы обеспечивается при намагничивающих полях, не
превышающих величины Hr=Ms-\-Ha.
При соблюдении этих условий и использовании ча-
стотно-независимой нагрузки перекрытие по частоте
вентилей на основе симметричной полосковой линии мо-
жет достигать 5:1, 6:1 [24]. При этом должны быть
приняты меры по подавлению высших типов волн, на-
пример согласование со стандартной 50-омной линией
должно осуществляться с помощью очень плавных пере-
ходов. Значительно меньшей широкополосностью обла-
дают вентили, выполненные на основе несимметричной
линии, заполненной однородно намагниченным ферри-
том, так как в них имеет место более сильная частотная
зависимость структуры поля [25]. При некоторых усло-
виях возможна отсечка основного типа волны, характе-
ризующегося экспоненциальным распределением ампли-
туд поля в поперечном сечении (ферритовой поверхност-
ной волны). При этом наблюдается резкое уменьшение
отношения амплитуд СВЧ поля на противоположных
краях проводника. Следует заметить, что частота отсеч-
ки тем выше, чем шире проводник, больше намагничен-
ность насыщения и величина намагничивающего поля.
Обычно широкополосность таких устройств без исполь-
зования дополнительных мер по расширению рабочего
диапазона немногим превышает 2:1.
Широкополосность вентилей на смещении поля мо-
жет быть существенно увеличена за счет использования
неоднородного по поперечному сечению линии намагни-
чивания или, что более эффективно, использования фер-
ритов с различной величиной намагниченности насыще-
ния [26]. Слой феррита, прилегающий к поглотителю,
должен находиться в более сильном подмагничивающем
поле или иметь более высокую. намагниченность насы-
78
1цейиЯ, которая определяется выражением AfSMaKC==
=^^макс./т, где /макс — максимальная частота рабочего
диапазона, ГГц; /ч=0,75 ... 0,85. Левый участок много-
слойного ферритового вкладыша должен выполняться из
материала, обладающего A1Smhh=Wmhh/t, где /мин— ми-
нимальная частота рабочего диапазона; /<2=1,40 для
ферритов с АН<8 кА/м и /с2=1,25 ... 1,35 для ферритов
с Д//>8 кА/м. Суммарная ширина ферритового запол-
нения, мм: йУф~250/(/Макс]/лЁ7^); е'ф — эффективная отно-
сительная диэлектрическая проницаемость вкладыша.
Перекрытие по частоте 3: 1 и более у вентиля на не-
симметричной полосковой линии может быть получено
при использовании ферритового вкладыша, имеющего не
менее трех слоев с различной намагниченностью. Закон
изменения Ms по координате х соответствует следующей
зависимости Л4й=Л15МИн exp (— In Afe-K-C—Y Практиче-
\ ИУф -Мамин J
ски используются многослойные
ные с учетом существующей но-
менклатуры ферритовых мате-
риалов. При этом соотношения
ширины отдельных ферритовых
слоев определяются путем ап-
проксимации экспоненциальной
зависимости ломаной линией.
На рис. 3.11 приведены расчет-
ная зависимость намагниченно-
сти и ее аппроксимация ломаной
линией для вентиля, работающе-
го в диапазоне с перекрытием
по частоте 3:1.
Затухание обратной волны
определяется комплексными па-
вкладыши, составлен-
раметрами материала поглотите-
ля (ед = Е'д—/е"д, Цд^ц'д- /У'д)
и его шириной wn. Поглотитель
выполняется из объемного по-
глощающего материала на осно-
ве карбонильного железа и свя-
зующего вещества (материалы
типа М, ПМ, феррито-эпоксида).
манс/% ни!.
Рис. 3.11. Расчетная зави-
симость изменения на-
магниченности в попе-
речном сечении и ее
аппроксимация для вен-
тиля с перекрытием по
частоте 3 : 1
Ширина поглотителя
аУд лежит в пределах (0,03 ... 0,05)X. Длина поглотителя
примерно равна Здод, при этом обеспечивается уровень
обратных потерь £Обр^20 дБ.
79
Согласование вентиля в диапазоне рабочих частот
обеспечивается многоступенчатыми или плавными пере-
ходами. Длина последних обычно не превышает значе-
ния X/ у£f при таком же радиусе кривизны. Расчет
многоступенчатых переходов проводится по известным
Рис. 3.12. Конструктивные варианты полоскового
вентиля со смещением поля
Рис. 3.13. Частотные зависимости параметров по-
лоскового вентиля со смещением поля
методикам [9]. Величина
симметричной регулярной
пением (без диэлектрика)
80
волнового сопротивления не-
линии с ферритовым запол-
может быть найдена из еле-
дующего соотношения.
Варианты конструктивного выполнения вентилей на не*
симметричной полосковой линии и частотные характери-
стики одного из них приведены на рис. 3.12 и 3.13.
3.4. Полосковые У-циркуляторы
Полосковые У-циркуляторы в настоящее время явля-
ются наиболее распространенными развязывающими
приборами. Это обусловлено простотой и технологично-
стью их конструкции, сравнительно высокими электри-
ческими характеристиками практически во всем диапа-
зоне СВЧ и простотой настройки и регулировки.
Большую группу У-циркуляторов составляют прибо-
ры резонансного типа, работа которых обусловлена
электродинамическим резонансом в полосковом ферри-
товом резонаторе, образованном одним или двумя фер-
Рис. 3.14. Конструктивная схема полоскового У-циркулятора.
ритовыми дисками. По периметру резонатора укладыва-
ется один период пространственных ±1-х гармоник
электрического поля, распространяющихся в противо-
положных направлениях по азимуту и образующих сто-
ячую волну. Так же, как и в волноводном У-циркулято-
ре, режиму циркуляции соответствует совпадение поло-
жения одного из узлов стоячей волны с развязанным
плечом.
6—1314 81
Конструктивная схема такого Прибора приведена на
рис. 3.14. Он может быть выполнен как на симметрич-
ной. так и на несимметричной полосковой линии. В точ-
ке циркуляции для такого прибора должны выполняться
два соотношения между геометрическими размерами
прибора и электродинамическими параметрами ферри-
та, которые называются уравнениями циркуляции [27];
/?ф*’=О.29Л//.>'±, (3.16)
h=0,00153 (3.17)
az И- х
где т=1 для несимметричной и /п=2 для симметричной
полосковой линии;
для несимметричной полосковой линии
“г = I +’1,?35.;-м'м (W/Л)-*8* ’ -3'18)
для симметричной полосковой линии
= 1 - 0.00456Z. + и,4з.^• (3-19)
Уравнения (3.16) и (3.17) совместно с выражениями
(1.15) и (1.17) позволяют провести конструктивный рас-
чет прибора, причем в результате расчета могут быть
определены лишь два параметра, а остальные должны
быть заданы или выбраны. В зависимости от задания
этих параметров методика расчета может быть построе-
на различным образом. Наибольший практический инте-
рес представляют два варианта расчета: по заданной
высоте h и по максимальной полосе рабочих частот (по
определенной величине подмагничивающего поля). Пер-
вый случай наиболее часто встречается на практике.
Однако, как правило, характеристики приборов, реали-
зованных на основе такого расчета, являются не опти-
мальными с точки зрения полосы рабочих частот. Второй
случай позволяет рассчитать приборы с оптимальными
характеристиками в полосе рабочих частот [28], однако
при этом значение высоты h получается сравнительно
большим.
*) /?ф — расчетный радиус, который является радиусом металли-
ческого диска сочленения или радиусом круга металлизации на по-
верхности ферритовой подложки. Действительный радиус феррито-
вых дисков должен быть, по крайней мере, на 0,5... 1,5 мм больше.
82
Необходимо отметить также некоторое различие
в методиках расчета циркуляторов, работающих в обла-
сти магнитных полей до и за ферромагнитным резонан-
сом, которое определяется тем, что в дорезонансной
области магнитных полей ферриты обычно работают
в ненасыщенном состоянии, а за резонансом они всегда
намагничены до насыщения.
Исходными данными для первого варианта расчета
являются: средняя длина волны X (частота /), высота
h, волновое сопротивление полосковой линии Zo, марка
феррита (выбирается по заданным требованиям), т. е.
диэлектрическая проницаемость е'ф, намагниченность
насыщения Лк или зависимость намагниченности от под-
магничивающего поля для ненасыщенного феррита
(рис. 1.1).
Расчет ведется в следующем порядке |29]._______
Область магнитных полей до ферромагнитного резонанса Область магнитных полей за ферромагнитным резонансом
1. А = 653 -^-—4-- М/ ' С’ Л I3-20) ' т Z° > ( f МГ
k' 0.95А 2. р — , V Аа+1 где р—относительная намагничен- ность, /?<Д),5...0,6 ЛЬ /,-т Г
3. M=—f. Y а = ]/ц--£--Л а > 1,4...1,6, о р. Выполнение приведенных выше неравенств необходимо для иск- лючения резонансных потерь и потерь в слабых полях.
1 р/ ~0,9— р2. ' 1 । + °) И 1 — 1 + о . . •
п 0,29.x
Г». /?ф -------
У Vj.
6*
83
Область магнитных полей
до ферромагнитного резонанса
Область магнитных полей
за ферромагнитным резонансом
6. Определяется величина Н* 1 * 3 * по
кривой намагничивания (см. рис.
1.1) и значению М.
7. Hs = И1 + NZM .
не = Н'1 + NZMS
При втором варианте расчета исходными являются
средняя длина волны к, волновое сопротивление по-
лосковой линии Zo, марка феррита (выбирается). Для
У-циркуляторов, работающих в зарезонансной области
магнитных полей, целесообразно выбирать марку ферри-
та со значением относительной намагниченности насы-
щения р=1 ... 1,5, обеспечивающей максимальную ши-
рокополосность. Для дорезонансной области полей вели-
чина р выбирается в пределах 0,5 ... 0,6. При этом целе-
сообразно выбирать режим, соответствующий насыщен-
ному состоянию феррита. Поэтому для обоих случаев
можно использовать одну методику расчета.
Расчет ведется в следующем порядке.
1 Выбирается значение подмагничивающего поля
а) для У-циркулятора, работающего в зарезонансной
области, о>р; о=1,4 ... 1,6; /Д=(о
б) для У-циркулятора, работающего в дорезонансной
области, целесообразно выбирать поле Я», при котором
наступает насыщение феррита (обычно это значение рав-
но 1,6 ... 4 кА/м) :
G=yHi/f.
2. Определяются параметры феррита к'/р' и р/± по
выражениям (1.15) и (1.17).
3 Определяются радиус 7?ф и высота h по выраже-
ниям (3.16) и (3.17).
4. Определяется величина внешнего подмагничиваю-
щего поля по выражению (1.2).
Ориентировочные значения полосы рабочих частот
для таких приборов по уровню развязки Lpa3^20 дБ
определяются соотношением [30]
Д/Д~0,Зк7р/. (3.22)
Реальные значения полосы рабочих частот: 10 ... 15%
для дорезонансной области магнитных полей и 7 ... 10%
84
для зарезонансной. Расширение полосы рабочих частот
может быть получено при включении во все плечи У-
циркулятора четвертьволновых трансформаторов. Рас-
четная схема полосковой структуры с таким трансфор-
матором приведена на рис. 3.15,а. Расчет подобных при-
Рис. 3.15. Расчетная схема полосковой структуры с четверть волно-
вым трансформатором (а) и из отрезков линий длиной %л/8 (б)
боров при заданной высоте h следует делать так [31].
1. Необходимо выполнить рекомендации предыду-
щей методики по выбору намагниченности насыщения и
величине подмагничивающего поля и определить пара-
метры к'/ц' и ц'Д.
2. Далее определяется величина
Ь^ = 653 4- —
а2 Кт р.Д
и при использовании выражений (3.18) или (3.19) для
а.г определяется величина Z0B — волновое сопротивление
входной полосковой линии.
3. Определяется величина волнового сопротивления
линии трансформатора Z0T= Z0ZOB.
4. Определяются геометрические размеры полосковой
структуры. Если ширина полоскового проводника wa ока-
жется неприемлемо большой \ . необходи-
мо либо уменьшить высоту h, либо взять диэлектриче-
ское основание с большим значением е'д.
Вместо четвертьволнового трансформатора может
быть использован четырехполюсник из отрезков линии
длиной Лл/8, схема которого показана на рис. 3.15,6.
Применение такого четырехполюсника наиболее целесо-
85
(3.23)
образно для расширения рабочей полосы У-циркулято-
ров дециметрового диапазона, работающих в зарезонанс-
ной области магнитных полей, так как при этом получа-
ется более компактная полосковая структура. Расчет та-
кого У-циркулятора можно проводить по следующей
методике. (Исходными данными являются значения .X,
h, Zo, е'д, марка феррита.)
1 Решается система уравнений
ге>в ___________ т р
X V з?7 (а + ^)2—1 ’
(1 - 2 JZJ K2/(Z0B/Z0) - 1 = 0,885Т
где
Т° (Р + °) [(д + °)2 —21 + 1
р[(р+°)г-1]
совместно с выражением (3.5) или (3.6), в зависимости
от типа линии.
Из решения системы уравнений (3.23) определяются
значения Z0B, wB, о; причем значение о должно удовле-
творять условиям о^1,4 ... 1,6; и^р. При невыполнении
этих условий необходимо изменить значения h или е'д.
2. Определяются значения р,'± и по выражениям
(1.17) и (3.16).
3. Определяются значения волновых сопротивлений
линий трансформатора и шлейфа:
z„=z, V(Z„IZc)(2-ZJZe),
zn=z, /(ZOB/Z,)(2-Z„/ZO) •
4. Определяются геометрические размеры полосковой
структуры. Применение рассмотренных методов позволя-
ет расширить полосу рабочих частот до 20 .. 30% Для
У-циркуляторов, работающих в дорезонансной области
магнитных полей, и до 15 ... 20% для У-циркуляторов
зарезонансной области.
Более широкую полосу при работе в дорезонансной
области магнитных полей позволяют получить У-циркуля-
торы, работающие вблизи значения р/±=0 (как при по-
ложительном, так и при отрицательном значениях р/±)
[32, 33]. При анализе таких устройств необходимо при-
нимать во внимание весь спектр пространственных гар-
моник [29]. Приближенные решения уравнений циркуляции
86
для области параметров феррита вблизи точки у/=0
(к' 'р/ = 1) представлены на рис. 3.16 и 3.17. На рис. 3.16
сплошными линиями показаны решения первого уравнения
в виде зависимостей к'/р/= (z ), где z , = 2г — |Ле'фр/,
для различных значений ф (см. рис. 3.14). Анализ этих
зависимостей показывает, что изменение угла ф в преде-
лах от 5 до 60° существенно влияет на ход кривых
к' р. =fAz ) При этом все они проходят через точку
к'/р/ = 1, 2ц =1 2, соответствующую значению р/± = 0.
Штриховыми линиями на этом рисунке показаны зависи-
мости к' p' = f2(z ), построенные на основе выражения
(1.15) для реальных ферритовых материалов, при выборе
в качестве общей точки к'{р' = 1, z{ ==]Л2.
Из рис. 3.16 видно, что хорошее совпадение кривых
обоих семейств (необходимое для получения широкой
Рис. 3.16. Решение первого
уравнения циркуляции вблизи
значения р.' =0
Рис. 3.17. Решение второго
уравнения циркуляции вблизи
значения ц' =0
полосы) имеет место при углах \|?=27 ... 30°, намагни-
ченности феррита ро^О,9 и подмагничивающем поле
Оо^0,1, где р0 и оо — значения параметров при частоте
настройки на общую точку л//ц,==1, z = }/’2. Необхо-
димым условием прохождения кривых второго семейст-
ва через общую точку является соотношение ро+оо — 1-
Аналогичные решения для второго уравнения пока-
заны на рис. 3.17 в виде зависимости K=f3(z\\), где
87
К = i960 — ~ -у-. Кривые, показанные на рис. 3.1/
сплошными линиями, получены с учетом решения первого
уравнения циркуляции. Реально существующие зависи-
мости между величинами К и z приведены штриховы-
ми линиями для различных значений р0 и <т0- Как следу-
ет из рис. 3.17, совпадение хода кривых для обоих се-
мейств имеет место приблизительно при тех же значе-
ниях параметров р0, cr0, ф, что и в предыдущем случае.
При этом значения К лежат в пределах 1,65 ... 1,75. Та-
ким образом, при расчете широкополосного циркулятора
для р' =0 имеют место следующие соотношения:
= ф = 27°... 30°,
0,9<Л<1, А + °о = 1> р/ = 1/(2-р0), (3-24)
— =4-10-3 — -— = (0,825... 0,875) 10-3 —Д-
Л 2 а2 |х' ' 7 а2 р/ •
В данном случае необходимо отметить асимметричность
положения расчетной точки относительно центра рабоче-
го диапазона длин волн. Анализ показывает, что рас-
четную точку по длине волны целесообразно выбирать
из условия Ло= ЗА**кс'л’ин—, Где Амакс и Амин— макси-
Лмакс z^mhh
мальная и минимальная длины волн при общей полосе
~50 ... 60%.
Расчет таких приборов следует производить в такой
последовательности.
1. Выбирается* марка феррита с относительной на-
магниченностью О,9<1ро<1 при длине волны Хо.
2. Определяется радиус ферритового диска
2-(27фА) • (3.25)
3. Выбирается угол ф в пределах 27 ... 30° и опреде-
ляется ширина подводящих линий в месте подсоединения
к проводящему диску г^=27?фsimp—(0,9 ... 1,0)/?ф.
4. Определяется величина подмагничивающего поля
по—1—ро, Hi=o0foly, Не=Н4 + М2М&.
5. Определяется высота ферритового диска
Л/Х=(0,825 ... 0,875) 10-3(2—p0)m/az.
88
Необходимо отметить, что последнее соотношение на-
кладывает довольно жесткие ограничения на высоту
ферритового диска h при заданном значении Zo, причем
значения h получаются достаточно большими, например:
/z=4 ... 5 мм при Хо=10 см и Zo=5O Ом. Уменьшение
высоты возможно лишь при снижении входного сопро-
тивления циркулятора. При заданной высоте из послед-
него выражения определяется величина волнового сопро-
тивления подводящей полосковой линии ZoB=
= (1,14 ... 1,21) 103- ~~y 2 — р~ > а затем ПРИ необходи-
мости принимаются меры по согласованию со стандарт-
ной полосковой линией.
При реализации прибора на сплошной ферритовой
подложке можно использовать полуволновые плавные
переходы или четвертьволновые трансформаторы. Если
а)
If
Рис. 3.18. Конструктивные схемы переходов
используется феррито-диэлектрическая подложка, то
следует иметь в виду, что при равенстве высот феррита и
диэлектрика величина диэлектрической проницаемости
последнего определяется однозначно величинами гОв,
h и w.
Применение диэлектрика с произвольным значением
диэлектрической проницаемости в'д возможно лишь при
скачкообразном изменении высоты h или ширины w
в месте перехода от феррита к диэлектрику. Конструк-
тивные схемы таких переходов вместе с четвертьволно-
выми трансформаторами показаны на рис. 3.18 для слу-
89
чая е'д>е'ф сплошными линиями. При неизменной шири-
не w необходимо увеличение высоты диэлектрика до зна-
чения h' (рис. 3.18,а), а при неизменной высоте h необ-
ходимо уменьшение ширины полоска в области диэлек-
трика до значения w (рис. 3.18,6).
Для случая е'д-Се'ф, соответственно, при ay=const
высоту диэлектрика необходимо уменьшить до значения
h", а при /i=const ширину полоска увеличить до зна-
чения w". (Конструктивные изменения для этого слу-
чая показаны на рис. 3.18 штриховыми линиями). Зна-
чения высоты h', h" и ширины полоска w', w" могут быть
приближенно определены из соотношений
hr, /г"=/г ]/е'д/[г'ф(2 — /?)] при W = const,
wr, w" = w] е'ф(2 —/?0)'е'д при h = const.
3.5. У-циркуляторы с реактивными элементами
Конструкции У-циркуляторов, рассмотренные в пре-
дыдущем параграфе, являются наиболее простыми, одна-
ко при работе в дециметровом диапазоне волн они, как
правило, не удовлетворяют современным требованиям по
массогабаритным характе-
ристикам. Возможные значе-
ния диаметра D$ в завнсимо-
мости от длины волны А.
У-циркуляторов, работаю-
щих в зарезонансной обла-
сти магнитных полей, лежат
внутри заштрихованной об-
ласти, показанной на рис.
3.19. Из рис. 3.19 видно,
что при Х>10 ... 20 см
соответственно _Оф>20 ...
...30 мм, а при Х>60 ...•
... 70 см Рф>>60 ... 100 мм.
При этом возрастают га-
Рис 3.19. Зависимость D$
от длины волны
бариты и масса магнитной системы, определяющие,
в основном, массогабаритные характеристики прибора.
Поэтому в дециметровом диапазоне длин волн подобные
конструкции используются в приборах, работающих
в коротковолновой части диапазона, а также в приборах,
предназначенных для работы на высоких уровнях мош-
99
пости, к которым предъявляются Менсе жесткие требова-
ния по массогабаритным характеристикам. В развязы-
вающих приборах, работающих на сравнительно неболь-
ших (до нескольких десятков ватт) уровнях средней
мощности целесообразно использовать конструкций
с уменьшенной величиной диаметра Оф. Для его умень-
шения используют замедляющие структуры, расположен-
ие. 3.20 Варианты выполнения замедляющих структур
ные в центральной области У-сочлененпя, емкостные и
индуктивные сосредоточенные или распределенные эле-
менты, включаемые в каждое из плеч У-циркулятора,
систему трех переплетающихся в центральной части
сочленения полосковых проводников с дополнительными
реактивными элементами или без них. Наибольшей про-
стотой отличаются конструкции, у которых в металли-
ческом диске У-разветвления образованы замедляющие

700
7500-
1700
S00
2 4 6 Л юг
а)
Рис. 3.21. Экспериментальные зависимости частоты циркуляции от
параметров замедляющих структур
91
Структуры, состоящие из комбинаций планарно-распре-
деленных индуктивных и емкостных элементов. Примеры
конструктивного выполнения таких структур представле-
ны на рис. 3.20. Их экспериментальное исследование
показало, что не удается получить уменьшение диаметра
.Оф более, чем в 1,5 ... 2 раза. В качестве примера на
рис. 3.21 приведены результаты экспериментального
исследования конкретной структуры.
Достаточно компактной получается конструкция У-
циркулятора с емкостными элементами, включенными во
Рис. 3.22. Схема У-цир-
кулятора с емкостными
элементами
Рис. 3.23. Зависимости fj(ip), МЧ1)» ^з(Ч')»
f4(4)
всех трех плечах. Схема такого прибора приведена на
рис. 3.22. Уравнения циркуляции для данного случая при
р __________
2± = 2тг — <0,5 и к'/у/ <0,1
имеют вид [34, 35]
<3-26»
4=0,00153-^-^- 1Ш + ЛШ1. (327)
где С — емкость, включенная в каждое из плеч циркуля-
тора. В этих выражениях fi (ф), /2(ф), Мф) и МЧ) —
функции угла ф=агсзш wjD$, которые представлены на
рис. 3.23 сплошными кривыми. Пользуясь выражениями
(3 26) и (3.27), методику расчета У-циркуляторов
92
с емкостными элементами можно построить следующим
образом. Исходными данными являются X, Zo, h, е'д.
Выбирается марка феррита, т. е. величина е'ф и относи-
тельная намагниченность насыщения р. Из конструктив-
ных соображений выбирается значение радиуса /?ф=
=£>Ф/2. Далее проводятся следующие действия.
1. Определяется ориентировочное значение пара-
метра
о —'г—
ZJ.=2"—J.’
при этом необходимо задаться значением р/±^1,5.
2. Определяется ширина подводящих полосков w по
выражению (3.5) или (3.6).
3. Определяется угловая ширина подводящих по-
лосков 4>=arcsin w/Др и по графикам рис. 3.23 находят-
ся соответствующие значения функций fi (ф), Д (ф), /з(ф)
и/4(ф)
4. Определяется величина внутреннего подмагничи-
вающего поля
где о = |/ Г+р,(ф)[1+У±^]^:
f — частота, соответствующая длине волны X.
Полученное значение о должно удовлетворять усло-
виям о^р и сг> 1,2 ... 1,4.
5. Определяется величина р/. по выражению (1.17),
при необходимости уточняется значение zL по п. 1 и
по п. 4.
6. Определяется величина к'/р' по выражению (1.15).
7. Определяется величина емкости С по выражению
(3.26).
Для У-циркуляторов дециметрового и метрового диа-
пазонов требуемые значения емкости С лежат в преде-
лах единицы — сотни пикофарад. Конструктивное выпол-
нение конденсаторов определяется величиной емкости,
рабочей длиной волны, общей конструкцией У-циркуля-
тора, условиями его работы. Небольшие величины емко-
сти (до 10 ... 20 пФ) можно реализовать с помощью
разомкнутых шлейфов длиной менее четверти длины
волны (рис. 3.24,а) или путем расширения подводящего
полоска (рис. 3.24,6). Такие конструкции целесообразно
использовать при сравнительно больших значениях ди-
*> Величина А определяется по выражению (3 20) •
93
электрической проницаемости диэлектрика е?д и мальТх
значениях высоты (до 1 ... 2 мм), например в микро-
полосковых конструкциях с рабочей длиной волны, мень-
шей 30 ... 40 см.
Использование стандартизованных миниатюрных кон-
денсаторов типа К10-9, а также подстроечных конденса-
Рис. 3.24. Варианты выполнения емкостных элементов
из отрезков линий
торов типа КТ4 позволяет создавать достаточно ком-
пактные конструкции приборов, работающие при неболь-
ших уровнях мощности в дециметровом и даже метровом
диапазонах длин волн. В ряде случаев целесообразно
использовать «конструктивные» конденсаторы Варианты
таких конденсаторов показаны на рис. 3.25. На
рис. 3.25,а показана конструкция конденсатора, в кото-
ром фиксированная величина емкости (около 10 пФ)
образована плоскими конденсаторами, состоящими из
торцевых поверхностей втулок (/) и (2), заземленных
плат полосковой линии (3) и диэлектрических прокладок,
выполненных из фторопластовой пленки (4).
Кроме того, имеется регулируемая часть емкости
(0 ... 10 пФ), образованная цилиндрическими поверх-
ностями втулки (2) и винтов (5), между которыми рас-
положена диэлектрическая втулка (6), выполненная так-
же из фторопласта. Винты вворачиваются во втулки
(7), припаянные к заземленным пластинам. На
рис. 3 25,6 показана конструкция многослойного конден-
сатора для У-циркулятора метрового диапазона. Емкость
образуется между полосковым проводником (7) и
обкладками (3) и (4), выполненными из медной фольги
толщиной 0,05 мм. Обкладки (3) имеют электрический
контакт со стержнем (2), который контактирует с поло-
сковым проводником (/), а обкладки (4) контактируют
со стойками (7), гальванически связанными с заземлен-
ными пластинами (6). В качестве диэлектрических про-
94
кладок (5) используется пленка из фторопласта (4),
толщиной 0,1 мм. Весь набор сжимается с помощью
гаек (Р), которые навинчиваются на втулки (10), при-
паянные к заземленным пластинам. Втулки (8) выпол-
нены из фторопласта. Такая конструкция позволяет
получать емкость до нескольких сотен пикофарад.
О) #
Рис. 3.25. Примеры конструктивного выполнения конден-
саторов.
При реализации У-циркуляторов с емкостными эле-
ментами необходимо иметь в виду достаточно высокие
требования к идентичности величины емкости элементов.
При симметричной конструкции допустимый разброс ве-
личины емкости не должен превышать 0,5 ... 1%. По-
этому в таких циркуляторах обычно используются
конденсаторы, позволяющие подстраивать емкость. Под-
стройка позволяет также в определенной степени ком-
пенсировать геометрическую и электрическую асим-
метрию У-циркулятора (изгибы полосковых проводни-
ков, неоднородность намагничивания и т. п.).
На рис. 3.26 приведена конструкция полоскового вен-
тиля на основе У-циркулятора с емкостными элементами,
вентиль выполнен на симметричной полосковой линии.
95
Рис. 3.26. Конструкция полоскового вентиля
Конструкция состоит из двух заземленных плат (/),
между которыми расположены две диэлектрические пла-
Рис. 3.27. Схема У-циркулято-
ра с переплетенными рамкамл
96
стины (2) толщиной 2 мм
каждая, выполненные из
фольгированного фторопла-
ста ФАФ-4. Два ферритовых
диска (3) встроены в отвер-
стия диэлектрических пла-
стин. Конденсаторы, установ-
ленные во входном и выход-
ном плечах вентиля, имеют
конструкцию, показанную на
рис. 3.25,а. В изолированном
плече в конденсатор вме-
сто одной его части (ниж-
ней) встроен резистор (4)
типа МЛТ-0,5 с номиналь-
ным значением сопротивле-
ния 100 Ом. Этот резистор
выполняет роль поглощаю-
щей нагрузки. Магнитная
система вентиля состоит из
скобы (5), выполненной из стали АРМКО, двух магни-
тов (6) из сплава ЮНДК 24 и полюсных наконечников
(7) из стали АРМКО, запрессованных в заземленных
платах.
Другим типом конструкции У-циркуляторов с сосре-
доточенными элементами является конструкция с тремя
индуктивными элементами, расположенными под углами
120° друг относительно друга [36, 37]. Обычно эти эле-
менты выполняются в виде трех переплетающихся пло-
ских рамок, расположенных на поверхности ферритового
диска (рис. 3.27). Один из концов каждой рамки зазем-
лен, а другой присоединен к соответствующему полоско-
вому проводнику. Для настройки У-циркулятора на за-
данную частоту здесь также используются сосредоточен-
ные емкости С. Условия циркуляции для такой конструк-
ции записываются в виде
Z.=o>£/(j/3 «'>'). (3-28)
ш2£С=1,
где L — индуктивность рамки со стороны входа. Такие
конструкции достаточно компактны и работают во всем
дециметровом диапазоне. Определенные трудности воз-
никают при выполнении переплетения полосковых про-
водников, особенно при малых размерах ферритового
диска. В определенной степени решить эту проблему мо-
гут рамки, выполненные напылением на полиимидной
пленке.
Общим недостатком конструкций полосковых У-цир-
куляторов с реактивными элементами является сравни-
тельно узкая полоса рабочих частот (единицы процен-
тов). Общие методы расширения полосы рабочих частот
таких приборов заключаются в использовании сложных
согласующих цепей, выполненных из LC-элементов.
3.6. Особенности конструирования микрополосковых
вентилей и циркуляторов
Микрополосковые конструкции развязывающих при-
боров в значительной степени удовлетворяют современ-
ным требованиям к массогабаритным характеристикам,
к технологичности и надежности. Основой конструкции
таких приборов является ферритовая или феррито-ди-
электрическая подложка с нанесенной на ее поверхности
7—1314 97
Полосковой схемой (рис 3.28).- Сплошные ферритовые
подложки (рис. 3.28,а) применяются в приборах санти-
метрового и коротковолновой части дециметрового ди-
апазона волн, работающих в дорезонансной области под-
магничивающих полей.
Одним из основных требований к ферритовому мате-
риалу подложек таких приборов являются малые потери
в ненамагниченпом состоянии, так как большая часть
объема подложки, в том числе и области, где распола-
Рис. 3.28. Конструкции подложек микрополосковых развязывающих
приборов
гаются подводящие полосковые проводники и согласую-
щие элементы, остается ненамагниченной. В приборах
дециметрового диапазона, работающих в зарезонансной
области подмагничивающих полей, используются ферри-
то-диэлектрические подложки, причем в этом случае на-
магничивается весь объем феррита. Такая конструкция
показана на рис. 3.28,6. На диэлектрической части под-
ложки выполняются подводящие полосковые проводники
и согласующие элементы, а на ферритовом вкладыше —
диск сочленения. Как правило, подложки имеют прямо-
угольную форму, которая определяется удобством общей
компоновки интегральной схемы, в которую входит раз-
вязывающий прибор, а также номенклатурой типоразме-
ров подложек, выпускаемых промышленностью.
Однако такая форма подложек не является опти-
мальной с точки зрения симметрии электрических харак-
теристик У-циркуляторов. Поэтому иногда, особенно при
достаточно сложных согласующих элементах, целесооб-
разно использовать подложки более сложной формы,
показанные на рис. 3.28,в, г. Существенной особенностью
конструкций микрополосковых приборов является не-
большая толщина подложки.
Диапазон используемых на практике толщин состав-
ляет 0,5 ... 2 мм, причем чаще всего используются под-
98
ложки толщиной 1 мм. Следует заметить, что уменьше-
ние толщины подложки приводит к росту погонных по-
терь в проводниках микрополосковои линии.
Дополнительный рост потерь происходит из-за мно-
гослойной структуры проводника и влияния микронеров-
ностей у краев проводника. Эти причины в ряде случаев
не позволяют реализовать приборы с малой величиной
вносимых потерь.
Следует отметить, что осложняющим моментом явля-
ется ограниченная номенклатура ферритовых материа-
лов по величине намагниченности насыщения особенно
Рис. 3.29. Расчетная схема
У-циркулятора с металлическим
экраном над подложкой
1,0
Рис. 3.30. Эксперименталь-
ные зависимости А,/Хо=
для трех типов
полосковых структур
для дециметрового диапазона волн. Существенным кон-
структивным параметром микрополосковых развязываю-
щих приборов является их общая- высота, которая опре-
деляется соответствующими размерами элементов маг-
нитной системы — высотой магнитотвердых элементов и
длиной рабочего зазора постоянного магнита. Длина ра-
бочего зазора включает в себя толщину подложки и воз-
душный зазор между поверхностью подложки с полоско-
вой схемой и поверхностью полюсного наконечника. Эле-
менты магнитной системы (или корпуса прибора),
расположенные над поверхностью подложки, могут ока-
7* 99
зывать существенное влияние на электрические характе-
ристики прибора. Для исключения этого влияния мини-
мальное расстояние от поверхности подложки до метал-
конструкции должно быть по
лических элементов
Рис. 3 31 Конструктивные
схемы интегральных У-цир-
куляторов
зонансной области
крайней мере в пять раз боль-
ше толщины подложки. С дру-
гой стороны, влияние металли-
ческих элементов на электри-
ческие характеристики может
быть использовано для под-
стройки или перестройки при-
бора по частоте.
Рассмотрим схему прибора,
показанную на рис. 3.29. При
наличии верхней металличе-
ской плоскости, расположен-
ной на расстоянии Л2 над по-
верхностью подложки, часть
электромагнитной энергии
передается через воздушное
пространство над подложкой,
причем доля этой энергии
гем больше, чем меньше
отношение h2/hy (hi — тол-
щина подложки). Поскольку
среда над подложкой элек-
трически менее плотная, чем
материал подложки, то умень-
шение расстояния Л2 при по-
стоянном значении h[ приво-
дит к перестройке У-циркуля-
тора в область более высо-
ких частот. Для У-цирку-
ляторов, работающих в заре-
магнитных полей, эффективная
перестройка может быть получена, если одновременно
с уменьшением размера h2 происходит увеличение под-
магничивающего поля Конструктивно это может быть
выполнено, если в качестве металлической поверхности,
перемещающейся над подложкой, используется посе-
ребренная торцевая поверхность полюсного наконечника.
При этом величина перестройки может достигать 40%
и более Возможности такого способа перестройки для
трех типов полосковых структур иллюстрируются экспе-
100
Рис. 3.32. Конструкция интег-
рального У-циркулятора:
/— подложка: 2 — ферритовый диск;
5 — основание, 3, 4, 6, 7 — элементы
арматуры магнитной системы; 8 —
магнит; 9 — подстроечный винт;
10 — пластина
риментальными характеристиками, приведенными на
рис 3.30
Уравнения циркуляции для схемы, показанной на
рис. 3.29, при воздушном заполнении области над под-
ложкой, могут быть записаны при тех же допущениях,
которые были приняты при выводе уравнений (3.26) и
(3.27), в виде [38]
где fi(ip), ^зСФ)—функции, приведенные на рис. 3.23
сплошными линиями, а /2(гр, ^i//z2) и f4 (гр, —
штриховыми линиями. Методика расчета такого У-цир-
кулятора может быть построена при заданном отношении
Л1/й2 так же, как и методика расчета по выражениям
(3.26) и (3.27).
101
На рис. 3.31 приведены примеры топологических схем
интегральных У-циркуляторов, а на рис. 3.32 — пример
конструкции такого прибора.
4. Особенности магнитных систем
развязывающих приборов
4.1. Требования к магнитным системам
развязывающих приборов
Магнитная система является одним из важных конст-
руктивных узлов ферритовых развязывающих приборов
и во многих случаях определяет их массогабаритные ха-
рактеристики. В качестве магнитных систем используют-
ся как постоянные магниты, так и электромагниты по-
стоянного тока. Последние имеют сравнительно ограни-
ченное применение и обычно используются в приборах
высокого уровня мощности. Общие вопросы расчета и
конструирования электромагнитов и постоянных магни-
тов достаточно хорошо освещены в литературе [39, 41].
Ниже рассмотрены особенности магнитных систем раз-
вязывающих приборов, выполненных на основе постоян-
ных магнитов.
Область величин внешних магнитных полей, которые
необходимы для работы ферритовых развязывающих
приборов СВЧ, представлена в виде частотных зависи-
мостей на рис. 4.1 и лежит в пределах от десяти до сотен
килоампер на метр. Конкретное значение подмагничи-
вающего поля определяется заданной частотой, типом
развязывающего прибора, режимом его работы (в доре-
зонансной, резонансной или зарезонансной областях
подмагничивающих полей), маркой ферритового мате-
риала и формой вкладышей. При минимальной масср
и объеме магнитная система должна обеспечивать в тре-
буемом интервале рабочих температур необходимое рас-
пределение подмагничивающего поля в объеме феррито-
вых вкладышей. Помимо определенной величины под-
магничивающего поля Не магнитная система должна
обеспечивать также его определенную ориентацию. Осо-
бенно чувствительны к направлению поля Не приборы
с тонкими ферритовыми пластинами или дисками
Отклонение подмагничивающего поля от нормали к по-
102
Верхности приводит, с одной стороны, к резкому измене-
нию эффективного размагничивающего фактора и, сле-
довательно, необходимого подмагничивающего поля,
а с другой — к росту взаимных потерь. Поэтому отклоне-
ние магнитного поля от нормали к поверхности в этих
случаях не должно превышать, как правило, 3 ... 5 .
Аналогичные нежелательные эффекты могут быть
обусловлены другой причиной — неоднородностью рас-
пределения подмагничивающего поля в рабочем зазоре
магнитной системы, которая связана с конечными раз-
мерами поверхностей полюсных наконечников. Неодно-
родность подмагничивающего поля выражается, с одной
стороны, в его изменении по величине как вдоль, так и
Рис. 4.1. Значения подмагничивающих полей, при которых ра-
ботают развязывающие приборы СВЧ диапазона
поперек рабочего зазора, а с другой — в появлении по-
перечной составляющей поля, причем особенно резко
оба этих фактора проявляются вблизи кромок полюсов
магнитной системы.
Поэтому для получения однородного поля в зазоре
полюсные наконечники системы должны иметь размеры
выходного сечения на 2 ... 5 мм больше размеров фер-
ритовых вкладышей. Неоднородность подмагничивающе-
го поля, которая получается при выполнении этого тре-
103
бования, составляет 5 ... 10% и не приводит обычно
к нежелательным явлениям. Следует заметить, что в ря-
де случаев неоднородность магнитного поля в зазоре
системы, наоборот, является желательным явлением и
используется для расширения рабочей полосы приборов.
Необходимо отметить еще один вид неоднородности,
обусловленный структурой магнитотвердых материалов.
Он проявляется в тех случаях, когда магнитная система
не имеет полюсных наконечников, выполненных из маг-
нптомягких материалов Наблюдаются довольно резкие
и большие по величине локальные изменения поля вдоль
рабочих поверхностей магнитной системы. Такая неодно-
родность может привести к некоторому увеличению пря-
мых потерь, так как отдельные области феррита оказы-
ваются намагниченными до резонансных значений поля.
Этот нежелательный эффект конструктивно довольно
просто устраняется постановкой на поверхность магнита
тонкой (до 0,5 ... 1 мм) выравнивающей пластины из
магнитомягкого материала.
Температурные характеристики развязывающих при-
боров при постоянном внешнем подмагничивающем поле
обусловлены температурной зависимостью намагничен-
ности феррита (см. (1.2), (1.4)). Если температура Кюри
ферритов велика (0К>25О ... 300°С), то можно не при-
нимать специальных мер по термостабилизации прибора.
Однако более часто приходится принимать такие меры.
Одним из наиболее простых и целесообразных способов
термостабилизации является применение магнитных си-
стем с определенным законом изменения внешнего под-
магничивающего поля от температуры. Этот закон зави-
сит от типа прибора, области подмагничивающих полей,
в которой работает прибор, от марки феррита и формы
ферритового вкладыша. В зависимости от этих факторов
он может иметь различную по величине, как положи-
тельную, так и отрицательную, производную по темпера-
туре.
Магнитные системы, обеспечивающие такое подмаг-
ничивание в диапазоне температур, выполняются либо
на основе магнитотвердых материалов с сильной темпе-
ратурной зависимостью параметров, либо содержат эле-
менты магнитопроводов, выполненные из термомагнит-
ных материалов — магнитомягких материалов с сильной
температурной зависимостью магнитной проницаемости.
Из магнитотвердых материалов, которые используют-
104
ся в настоящее время для изготовления магнитных си-
стем развязывающих приборов, лишь ферриты бария
имеют необходимую для осуществления термостабилиза-
ции температурную зависимость своих параметров. Для
этих материалов температурный коэффициент остаточ-
ной индукции равен 0,19%/К, тогда как для других ма-
териалов значения этого коэффициента, по крайней мере,
на порядок меньше. Поэтому в тех случаях, когда для
работы развязывающего прибора необходимо уменьше-
ние подмагничивающего поля с ростом температуры
(резонансные вентили типа Н, У-циркуляторы, работаю-
щие в зарезонансной области магнитных полей), целесо-
образно использовать магнитные системы на основе фер-
ритов бария. При использовании других магнитных
материалов, а также при необходимости получения в за-
зоре поля, возрастающего с увеличением температуры
(резонансные вентили Е-типа, У-циркуляторы, работаю-
щие в дорезонансной области магнитных полей), в маг-
нитную цепь необходимо включать элементы магнито-
провода из термомагнитных материалов (термосопро-
тивления или термошунты).
Магнитные системы должны обеспечивать стабиль-
ную работу приборов во времени. Свойства магнито-
твердых материалов меняются с течением времени и,
соответственно, меняется и величина подмагничивающе-
го поля в зазоре магнитной системы. Этот процесс про-
исходит естественным образом, но значительно более
интенсивно он протекает при воздействии механических
нагрузок, температурных циклов, внешних полей и близ-
ко располагаемых ферромагнитных масс. Причины и ха-
рактер этих изменений более подробно изложены в спе-
циальной литературе [41].
Естественное магнитное старение можно оценить ко-
эффициентом относительного изменения индукции рс=
=\В)В. Так, для литых сплавов за один год он состав-
ляет 0,2 ... 3%. Для повышения временной стабильности
магнитных систем применяется их частичное размагни-
чивание (искусственное старение) путем воздействия
переменного поля с убывающей амплитудой или сочета-
ние такого размагничивания с механическими нагрузка-
ми в определенном температурном режиме. При конст-
руировании магнитных систем расчетная величина
индукции для учета явления старения должна быть уве-
личена на 2 ... 3%.
8-1314
1^5
Параметры магнитотвердых материалов
Примечание: Значения p.f, Н^, для литых ставов рассчитаны по известной методике [41].
4 —— —-< •—•— —— —। •— —— г—г !_ —-ч I—ГI—Г L/ LТ
XXXXXIXXIXXSXXXXXXXX
2222S22S222C22222222
106
4.2. Конструктивные особенности магнитных систем
Магнитные системы развязывающих приборов выпол-
няются либо только из магнитотвердого материала, либо
могут содержать также арматуру из магнитомягкого
материала (полюсные наконечники, термосопротивления,
термошунты, элементы подстройки). Элементы магнито-
твердого материала являются источником магнитного
потока, а арматура способствует его концентрации в по-
лезном объеме рабочего зазора, создает определенную
конфигурацию этого потока, уменьшает поля рассеяния,
позволяет осуществлять регулировку, а также выполняет
чисто конструктивные функции. Основные параметры
магнитотвердых материа-
лов, которые используются
в магнитных системах раз-
вязывающих приборов, све-
дены в табл. 4.1 [40, 41].
Основной характеристи-
кой магнитотвердых мате-
риалов является кривая их
размагничивания (рис. 4.2),
а основными параметрами
этой кривой—остаточная ин-
дукция Вг, коэрцитивная си-
ла Нс и значения Bd и Hd,
соответствующие макси-
мальному произведению
Рис. 4.2. Кривая размагничива-
ния магнитотвердого материала
(BH)Mauc=BdBd. Расчет обычно производится для зна-
чений B=Bd и H=Hd, что позволяет получить мини-
мальные габариты и массу магнитных систем. Важным
параметром материала магнита является относительная
реверсивная магнитная проницаемость щ. Она опреде-
ляет наклон линии возврата, которая характеризует из-
менение параметров материала магнита при его намаг-
ничивании без арматуры, в режиме работы с термомаг-
нитными сопротивлениями и шунтами, изменение режима
в результате старения магнита
В качестве материала элементов арматуры магнит-
ных систем обычно используется технически чистое же-
лезо (сталь АРМКО) или листовая электротехническая
сталь.
В качестве термомагнитного материала наиболее
часто используются сплав Н32Х6Ю, позволяющий осу-
8*
107
ществлять термокомпенсацию в широком интервале тем-
ператур —60 ... —|—60 С, сплав Н38Х14 (компенсатор),
предназначенный для работы в узком интервале темпе-
ратур —20 ... 4-35°С, и сплав НЗЗЮ1 (термаллой),
предназначенный для работы в области положительных
температур до -|-80оС.
Рассмотрим условия применения термомагнитных со-
противлений на примере сплава Н32Х6Ю. Температур-
ную зависимость индукции насыщения (Тл) этого сплава
можно аппроксимировать линейной функцией
Bs(t) =0,27—0,0036/°С. (4.1)
При кусочно-ломаной аппроксимации кривых намаг-
ничивания, представленной на рис. 4.3, магнитное сопро-
0,б\- 70Or?
JO Н,нА/м
Рис. 4.3. Аппроксимация харак-
теристик ' сплава
Н32Х6Ю в диапазоне темпера-
тур
Рис. 4.4. Зависимость l/pf = f (£)
для сплава Н32Х6Ю
тивление Rt (проводимость Gt) элемента магнитопрово-
да из термомагнитного материала длиной lt и сечением
St определяется выражением
r_______!_____L Г _L_ I 0) ( 1______1 h
P-o [ P-s Bc у p- P-syJ Sf
= 1 l_t_
P-oP-/ ’
где ps, p— значения относительной магнитной проницае-
мости сплава, определяющие наклон отрезков кривой
108
намагничивания соответственно в насыщенном и ненасы-
щенном состоянии. Для сплава Н32Х6Ю
|xs^ , 170 F4= —4- -1 - I---------
S 1 |_ Н; \ Н H's)
— эффективная относительная магнитная проницаемость
материала термосопротивления; Вс — магнитная индук-
ция в материале термосопротивления.
Температурная зависимость величины 1/н* Для спла-
ва Н32Х6Ю при различных 'значениях Вс представлена
на рис. 4.4. Выражение (4.2) справедливо при условии
O^BS^BC. (4.3)
Из левой части неравенства (4.3) можно определить
максимальную температуру терморегулирования
Bs(tjAaKc)—0, /макс—75°С.
(4-4)
При этом величина магнитного сопротивления макси-
мальна и равна
п ___Д______h_
Л'макс— .
(4.5)
Правая часть неравенства (4.3) определяет пределы из-
менения термосопротивления в области низких темпера-
тур и означает, что индукция в материале термосопро-
тивления В с должна быть больше индукции насыщения
Bs. При равенстве этих величин значение сопротивления
минимально и равно
D ____ 1
^мин— S{ .
(4-6)
Минимальная температура терморегулирования опреде-
ляется для сплава Н32Х6Ю выражением
/ 0>27 —гор] (Л
‘мин — 0,0036 I V 7
Таким образом, терморегулирование ограничено об-
ластью температур /мин</</макс, верхний предел кото-
рой определяется только параметрами материала термо-
сопротивления, а нижний, кроме того, и величиной ин-
дукции в термосопротивлении Вс, т. е. конструкцией и
параметрами магнитной системы. При этом относитель-
ная эффективная магнитная проницаемость меняется от
щ при /макс до ц при /Мин, а угол наклона зависимости
определяется величиной Вс-
109
Основные типы магнитных систем для развязываю-
щих приборов изображены на рис. 4.5. Их можно раз-
бить на две группы: магнитные системы с магнитами
в виде дисков или прямоугольных призм сравнительно
небольшой высоты без арматуры (рис. 4.5,а, б) или
с арматурой (рис. 4.5, в... з) и подковообразные магнит-
ные системы (рис. 4.5, и, к). Конструктивные отличия
этих групп определяются различием в параметрах ис-
пользуемых в них магнитотвердых материалов.
Магнитные системы первой группы выполняются на
основе материалов с высокой коэрцитивной силой, таких,
например, как ферриты бария, самарий-кобальтовые
П) Р) С)
Рис. 4.5. Основные типы магнитных систем
110
сплавы, а магнитные системы второй группы — на основе
материалов со сравнительно небольшой коэрцитивной
силой, но высокой остаточной индукцией, таких, как
сплав типа ЮНДК В последнее время в связи с про-
мышленным выпуском самарий-кобальтовых магнитов,
имеющих лучшие параметры, чем другие магнитотвер-
дые материалы, используются магнитные системы пер-
вой группы. При суммарной длине активной части маг-
нита З...ЗО мм самарий-кобальтовые магниты позво-
ляют перекрыть практически весь диапазон требуемых
значений подмагничивающей полей для развязывающих
приборов. Особенно наглядно проявляются достоинства
таких магнитов в системах без арматуры (рис. 4.5,а, б),
которые используются в микрополосковых вентилях и
У-циркуляторах сантиметрового диапазона и при объеме
<1 см3 и массе <10 г обеспечивают необходимую ве-
личину подмагничивающего поля. Основным недостатком
таких конструкций является наличие больших полей
рассеяния Для магнитной системы, показанной на
рис. 4.5,а, кроме того характерна большая неоднород-
ность подмагничивающего поля по нормали к торцевой
поверхности. Поэтому она может использоваться только
при намагничивании тонких ферритовых пластин или
пленок, расположенных близко от поверхности магнита.
При использовании магнитных систем, показанных на
рис. 4.5,6, в микрополосковых приборах один из магни-
тов располагается над поверхностью подложки. Электри-
ческая изоляция этого магнита от схемы осуществляется
при помощи тонкой (0,5... 1 мм) диэлектрической про-
кладки, выполненной, например, из пенопласта.
Конструкция, показанная на рис. 4.5,в, имеет мень-
шие поля рассеяния, чем вышерассмотренные конст-
рукции.
На рис. 4.5,г...дас показаны магнитные системы с за-
мыканием магнитного потока с помощью магнитопрово-
дов, выполненных из магнитомягкого материала. При
этом сечение магнитопровода выбирается так, чтобы его
материал был не насыщен. Следует заметить, что при-
менение арматуры всегда целесообразно, если длина ра-
бочего зазора соизмерима с высотой магнитов. В таких
магнитных системах выигрыш в массогабаритных харак-
теристиках при применении самарий-кобальтовых маг-
нитов вместо других менее ощутим, поскольку конструк-
ция арматуры и ее габариты определяются в основном
111
конструктивными особенностями и габаритами развязы-
вающего прибора. Системы, изображенные на рис. 4.5,г, д,
обычно применяются в микрополосковых вентилях и
циркуляторах, а системы рис. 4.5,в, ж — в волноводных
и полосковых циркуляторах. В конструкции, изображен-
ной на рис. 4.5,5, замыкание магнитного потока проис-
ходит по стойкам, выполненным из магнитомягкого ма-
териала, придающим магнитной системе дополнительную
жесткость. В такой системе используется один магнит.
С другой стороны располагается подстроечный диск из
магнитомягкого материала, вворачивающийся в пласти-
ну магнитопровода.
В конструкции, показанной на рис. 4.5,з, магнит рас-
положен между двумя пластинами арматуры. Эта кон-
струкция не является оптимальной с точки зрения общих
массогабаритных характеристик, так как пластины арма-
туры находятся под полным магнитным напряжением и
при этом существенно возрастают потоки рассеяния.
Применение рассмотренного варианта допустимо лишь
при жестких требованиях к общей высоте магнитной
системы.
Подковообразные магнитные системы, показанные на
рис. 4.5,ц, к, выполняются на основе литых сплавов ти-
па ЮНДК24 Такие системы следует применять при
сравнительно больших величинах рабочего зазора
(>20...30 мм). Достоинством таких систем является
простота конструкции. Надо отметить, что такие магни-
ты выполняются обычно из двух половин, что необходи-
мо для создания необходимой магнитной текстуры при
их изготовлении.
На рис. 4.5,л изображена магнитная система с вы-
равнивающим диском. Применение такого диска, как это
уже отмечалось, целесообразно в тех случаях, когда фер-
ритовый образец располагается в непосредственной бли-
зости от поверхности магнита. На рис. 4 5,м показана
магнитная система с полюсным наконечником. Обычно
она применяется в магнитных системах, выполненных на
основе материалов с высокой остаточной индукцией,
чтобы в полной мере использовать их возможности.
В общем случае соотношение между выходным сече-
нием магнита и выходной площадью полюсного наконеч-
ника определяется в оптимальном режиме работы маг-
нита соотношением
$з<$зОн=Вм£м, 4 8)
112
где Н3— индукция в рабочем зазоре; S3— площадь по-
люсного наконечника; он — коэффициент рассеяния на-
грузки постоянного магнита; Вм — индукция в выходном
сечении магнита; SM — выходное сечение магнита.
Применение полюсных наконечников усложняет кон-
струкцию магнитной системы и приводит к увеличению
ее размеров. Поэтому в полосковых и особенно микро-
полосковых приборах полюсные наконечники, как пра-
вило, не используются.
На рис. 4Ь,н...р показаны магнитные системы с по-
следовательно включенными магнитными сопротивле-
ниями, а на рис. 4.5,с — с параллельно включенными
шунтами, выполненными из термомагнитного материала.
Первые обеспечивают отрицательную производную маг-
нитного поля в зазоре, вторые — положительную. В слу-
чае использования термосопротивлений для обеспечения
регулирования в широком диапазоне температур термо-
элементы должны включаться в магнитную цепь, где
имеются сравнительно высокие значения магнитной ин-
дукции, так чтобы выполнялось условие (4.3) в требуе-
мом интервале температур. Этому условию удовлетво-
ряет включение термосопротивлении в области нейтраль-
ного сечения магнитной системы, как это показано на
рис. 4.5,н, о, или между выходным сечением магнита и
полюсным наконечником — рис. 4.5,и Расположение тер-
мосопротивления непосредственно в области рабочего
зазора малоэффективно, так как при сравнительно невы-
соких значениях индукции в рабочем зазоре (обычно не
более 0,1... 0,3 Тл) диапазон терморегулирования (для
сплава Н32Х6Ю) получается очень узкий. С точки зрения
обеспечения максимальной крутизны зависимости поля
в зазоре от температуры в заданном температурном
интервале термосопротивление целесообразно включать
в разрыв полюсного наконечника, как это показано на
рис. 4 5,р Однако при этом усложняется конструкция
магнитной системы и возрастают ее размеры. Поэтому
такое включение термосопротивления может быть ис-
пользовано только в магнитных системах с большой мас-
сой и габаритами, например в магнитных системах при-
боров высокого уровня мощности.
Термошунты включаются в магнитную цепь так, что-
бы ответвлять часть общего магнитного потока. Один из
вариантов включения термошунтов показан на рис. 4.5,с.
На рис. 4.6 приведены конструктивные варианты вы-
113
полнения подстроечных элементов магнитных систем,
а также конструкций их полюсных наконечников, обес-
печивающих необходимую конфигурацию подмагничи-
вающего поля в рабочем зазоре. Регулировка магнит-
ного поля обычно производится путем изменения рабо-
чего зазора (рис. 4 6,а, б) либо дополнительного зазора
(рис. 4.6,в, г, д). Первый способ конструктивно более
простой, но, применяя его, необходимо иметь в виду сле-
дующее. Во-первых, наряду с регулировкой величины
Магнит
Рис. 4 6. Элементы магнитных систем
поля, меняется и его конфигурация в рабочем зазоре.
Во-вторых (применительно к микрополосковым прибо-
рам), при перемещении регулировочного элемента над
поверхностью феррита с полосковой схемой он влияет на
электродинамические характеристики полосковой схемы.
В некоторых случаях (см._ § 3.6) действие обоих этих
факторов (изменение магнитного поля и изменение элек-
тродинамических характеристик схемы прибора) дает
положительный эффект. Следует заметить, что в этом
случае для исключения роста вносимых потерь прибора
114
При втором способе регулировки (рис. 4.6,в, г, д)
конфигурация магнитного поля в зазоре системы оста-
ется неизменной. Конструкции, изображенные на
рис. 4 6,в, г, примерно равноценны. Выбор той или дру-
гой конструкции определяется требованиями к общей
компоновке прибора. Конструкция, изображенная на
рис. 4.6,^, при сравнительной простоте позволяет осу-
ществлять регулировку подмагничивающего поля лишь
в пределах 10...20%.
Эффективную регулировку поля в зазоре позволяет
производить конструкция, изображенная на рис. 4.6,е,
в которой в качестве регулировочного элемента исполь-
зуется круглый цилиндрический магнит, намагниченный
перпендикулярно его оси. Максимальный диапазон ре-
гулировки получается при повороте этого магнита на
180°. В одном случае его магнитодвижущая сила скла-
дывается с магнитодвижущей силой основного магнита,
в другом — вычитается.
На рис. 4.6,ж представлена конструкция магнитной
системы, у которой подстройка поля осуществляется
с помощью перемещающегося шунта, а на рис. 4.6,з—
конструкция, сочетающая регулировку магнитного поля
в зазоре с возможностью создания местной концентра-
ции поля в локальных областях ферритового вкладыша.
Конструкция магнитной системы, представленной на
рис. 4.6,//, создает равномерную по азимуту радиальную
неоднородность магнитного поля. Оба перемещающихся
независимых друг от друга элемента выполнены из маг-
нитотвердого материала. Они могут быть намагничены
в одном направлении или встречно. Системы, показан-
ные на рис. 4.6,з,и, могут быть использованы в полоско-
вых циркуляторах.
В магнитной системе с двумя рабочими пространст-
вами, I п II (рис. 4.6,к), дополнительные магниты, рас-
положенные в середине системы, позволяют исключить
составляющую подмагничивающего поля между I и II.
На рис. 4.6,л представлены различные конструктивные
варианты полюсных наконечников, которые используют-
ся в магнитных системах развязывающих приборов для
создания неоднородного поля в зазоре. Конструкции I
и II позволяют при определенных размерах сделать
структуру поля в зазоре более однородной либо полу-
115
чить увеличение поля по мере удаления от центра по-
люсного наконечника. Конструкция III используется при
необходимости создания повышенной концентрации под-
магничивающего поля в центральной области. Конструк-
ция IV обеспечивает неоднородное поле в поперечном се-
чении рабочего зазора системы, а конструкция V —
в продольном.
5. Особенности конструирования
развязывающих приборов
высокого уровня мощности
Режим работы ферритовых развязывающих приборов
СВЧ на высоких уровнях мощности качественно отлича-
ется от режима работы на низком уровне. Об этом сви-
детельствуют следующие факторы
1. Разогрев ферритовых вкладышей за счет погло-
щаемой ими электромагнитной энергии. Увеличение тем-
пературы ферритовых вкладышей приводит к уменьше-
нию намагниченности насыщения феррита, что вызывает
расстройку развязывающих приборов по частоте и ухуд-
шение их параметров в заданном диапазоне рабочих
частот. Чрезмерный разогрев ферритовых вкладышей
может привести к возникновению теплового пробоя *>,
который обычно вызывает разрушение вкладыша и вы-
ход прибора из строя.
2. Возможность возникновения электрического про-
боя, который ухудшает согласование прибора и сопро-
вождается при его развитии дополнительными потерями.
Он может перейти в тепловой и привести к необратимым
явлениям.
3. Возникновение дополнительных потерь, обуслов-
ленных нелинейным поглощением.
Если первый фактор более ярко проявляется при вы-
соких уровнях средней мощности, то второй и третий —
при высоких уровнях импульсной мощности, когда
амплитуды электрической и магнитной составляющей
электромагнитного поля имеют большую величину.
Для того чтобы перечисленные выше факторы не при-
*> Тепловой пробой возникает в том месте ферритового вклады-
ша, где в единицу времени выделяется тепла больше, чем отводится.
116
водили к значительному ухудшению параметров и харак-
теристик развязывающих приборов высокого уровня
мощности, при их конструировании и изготовлении при-
ходится принимать специальные меры по ликвидации,
уменьшению нежелательных явлений или же по компен-
сации их воздействия на параметры и характеристики
прибора. Поэтому конструкции развязывающих прибо-
ров высокого уровня мощности имеют свою специфику.
5.1. Конструктивные и технологические меры
по обеспечению теплового режима и электрической
прочности
Для обеспечения качественной работы ферритовых
развязывающих приборов на высоком уровне мощности
их ферритовые вкладыши должны удовлетворять следу-
ющим требованиям:
— иметь минимальные магнитные и диэлектрические
потери при прямом прохождении волны (£Пр или £Вн).
Для этого желательно использовать ферритовые мате-
риалы, имеющие tg6e<10~3 и 6 <0,1 (малую величи-
ну А//);
— обладать, по возможности, более высокой темпе-
ратурой Кюри и слабой зависимостью намагниченности
насыщения от температуры;
— иметь однородную структуру, высокую плотность
(до 99%) и малый размер зерна (около 1 мкм) для
обеспечения большой величины \Hk\
— обладать максимально возможным значением ко-
эффициента теплопроводности 1$;
— иметь хороший тепловой контакт с металлической
арматурой прибора;
— не иметь острых кромок, создающих концентра-
ции СВЧ электрического поля;
— иметь сравнительно небольшую протяженность во
избежание среза слоя, соединяющего ферритовые вкла-
дыши с арматурой прибора, что может произойти вслед-
ствие термических напряжений.
На сегодняшний день этим требованиям лучшим обра-
зом удовлетворяют вкладыши, изготовленные из ферри-
тов со структурой граната методом горячего прессова-
ния и прошедшие соответствующую механическую обра-
ботку (шлифовка плоскостей, скругление кромок вкла-
117
Рис. 5.1. Ферритовая стенка
с внутренними источниками
тепла
а — коэффициент теплоотдачи
дыша), а также хорошо припа-
янные или приклеенные к ар-
матуре прибора.
Одной из сложностей со-
здания ферритовых развязы-
вающих приборов высокого
уровня мощности являются
низкие значения коэффициен-
тов теплопроводности разрабо-
танных марок ферритов (Хф=
=2, 3 ... 6, 7 Вт/(м-К), см.
табл. 1.2). Это затрудняет
теплоотвод из толщи феррито-
вых вкладышей и поэтому на-
кладывает ограничение на зна-
чение их толщины (п или Аг<10 мм). Основная часть
тепла, выделяющегося в ферритовых вкладышах, от-
водится в окружающее пространство через их поверх-
ность, контактирующую с арматурой прибора. Поэтому
для тепловых пасчетов можно использовать модель в ви-
де тонкой бесконечно протяженной стенки с односторон-
ним теплоотводом (рис. 5.1). Распределение внутренних
источников тепла интенсивностью q можно считать рав-
номерным по объему стенки (вкладыша). Перепад тем-
пературы Д/ между максимальной температурой стен-
ки /с2 и температурой окружающего пространства /окр
определяется выражением [42]
ДГ = /с2 — /пкр = + —У (5.1)
где <7=П/Р; П — мощность, поглощенная в ферритовых
вкладышах, Вт; V—их объем, м3.
Из выражения (5.1) видно, что при заданных q, h,
Хф и /окр величина /С2 однозначно определяется коэффи-
циентом теплоотдачи Расчет а для конкретных кон-
струкций производится с помощью критериальных урав-
нений [42, 43]. Так, для случая приборов, выполненных
в металлических протяженных корпусах (волноводах),
при свободном движении воздуха вокруг них величина
а лежит в пределах 3...10 Вт/(м3-К). При этом уже
при мощностях около 100 Вт, поглощаемых в феррито-
*’ Здесь и далее под а понимается его эффективное значение,
определяющее величину теплосъема.
118
вых вкладышах, перепад температур A/'=/ci—/окр
(рис. 5.1) составляет 80 К и более. Поэтому при боль-
ших значениях поглощаемой мощности необходимо обес-
печивать большие значения коэффициента теплоотда-
чи а.
Увеличить а в несколько раз можно, используя воз-
душные реберные радиаторы. Подробный расчет радиа-
торЪв приведен в [44]. Если радиатор обдувать возду-
хом, то значение коэффициента теплоотдачи можно уве-
личить до а= 100...400 Вт/(м -К). Дальне инее увели-
чение а до 500. . 1500 Вт/(м -К) и более можно полу-
чить только путем применения систем принудительного
жидкостного охлаждения. Следует заметить, что при
расчетах по выражению (5.1) при больших значениях а
членом 2/а в скобках можно пренебречь.
Обычно при тепловых расчетах пользуются следую-
щим уравнением:
Qi=Q2+'Q3, (5.2)
где Qi=n, Вт — тепло, выделяющееся в ферритовых
вкладышах; Q2=aF(tci—f0Kp) —тепло, отводимое частью
арматуры, контактирующей с ферритовыми вкладыша-
ми; F — площадь этой части поверхности арматуры,
фз — тепло, отводимое остальной частью арматуры.
Величина Q3 для случая, когда развязывающий при-
бор выполнен в прямоугольном волноводе с поперечны-
ми размерами аКЬ (в метрах), определяется приОли-
женно [43]
Q.- 2,8 О1'2 (а + *)5'8 (abr',8(tcl - «Окр)9/8, (5.3)
где Ха — коэффициент теплопроводности материала вол-
новода (металлической арматуры); f — площадь по-
перечного сечения стенок волновода.
Подставляя в (5.2) выражения для Q? и Q3, получаем
зависимость величины Af от П для рассматриваемого
случая. Максимальная температура феррита
/с2===^окр~|_ А^-|-A/V,
где Af'=fc2—fci.
При выводе приведенных соотношений считалось, что
ферритовые вкладыши имеют идеальный тепловой кон-
такт с арматурой прибора. Это справедливо, если тепло-
проводность слоя, соединяющего феррит с арматурой,
того же порядка, что и теплопроводность арматуры.
119
В общем случае перепадом температуры на соеди-
няющем слое можно пренебречь, если выполняется не-
равенство
где Д — толщина соединяющего слоя (клея или припоя);
лс — коэффициент теплопроводности этого слоя.
Для рекомендованного ранее (см. § 1.3) клея К400
с нитридом бора Хс=0,4 Вт/(м2-К) Д=0,1 мм, и нера-
венство (5.4) нарушается в случае малых значений h
при а>400 Вт/(м2-К). Это значит, что при больших
значениях а охлаждение не дает эффекта, так как на
слое клея создается значительный перепад температуры,,
а температура феррита остается высокой. Отсюда сле-
дует вывод, что приклеивание ферритов можно рекомен-
довать в приборах сравнительно небольшого уровня
мощности, работающих с воздушным охлаждением..
Одновременно необходимо заметить, что если пайка,
ферритов к арматуре по каким-либо причинам осущест-
вляется некачественно, то качественное приклеивание
может оказаться предпочтительным и на высоком уров-
не мощности.
Рассмотрим, какое влиянйе оказывает разогрев фер-
ритовых вкладышей па параметры и характеристики
приборов. Этот вопрос представляет интерес также для
ферритовых приборов низкого уровня мощности, рабо-
тающих в большом температурном интервале. При по-
стоянном внешнем поле с изменением температуры изме-
няется намагниченность насыщения феррита, а следова-
тельно, и величина внутреннего поля (см. (1.2)). При
этом изменяется величина компонент тензора р и фер-
ритовый прибор расстраивается по частоте.
Для анализа этого явления в случае резонансных
вентилей можно воспользоваться формулой Киттеля
(2.1). Из (2.1) следует, что для компенсации темпера-
турной расстройки прибора по частоте необходимо'
внешнее магнитное поле Нс изменять по определенному
закону от Ms (температуры). Для вентилей типа Н рас-
чет зависимости He=f (?), обеспечивающей постоянство
резонансной частоты, следует вести по выражению (2.6)
с учетом (1.4). Необходимо заметить, что с увеличением
температуры (t) величина Не для вентилей типа Н
уменьшается, а для вентилей типа Е (см. (2.8)) возра-
120
СтаеТ В реальных конструкциях вентилей величина Не
обычно является постоянной. Поэтому настройку венти-
ля на низком уровне мощности (меньшие значения t и
большие значения Ms) следует производить в соответст-
вии с (2.1) на другой частоте (меньшей для вентилей
типа Н).
При работе резонансного вентиля высокого уровня
мощности есть еще одна особенность. Большая часть
энергии обратной волны поглощается на концах ферри-
товых вкладышей, обращенных к нагрузке. Это явление
в большей степени проявляется на высоких частотах ра-
бочего диапазона. В данном случае распределение внут-
ренних источников тепла по объему вкладышей уже
нельзя считать равномерным. Тепловые процессы при
этом имеют более сложный характер. При определенных
условиях здесь может возникнуть нестабильный тепло-
вой режим работы прибора. Для облегчения теплового
режима вкладышей целесообразно на их концах делать
скосы по толщине. Обычно при высоком уровне мощно-
сти диапазон рабочих частот вентиля несколько сужает-
ся по сравнению с низким уровнем мощности, так как
из-за тепловых процессов, возникающих при обратном
распространении волны, коэффициент затухания изме-
няется по длине вкладышей. Это следует учитывать при
экспериментальной отработке резонансных вентилей.
В У-циркуляторах высокого уровня мощности при
нагревании ферритовых дисков также происходит рас-
стройка по частоте: если У-циркулятор работает в до-
резонансной области магнитных полей, то в сторону
меньших частот, а для зарезонансных полей в сторону
больших частот. Для полоскового У-циркулятора по-
стоянство частоты настройки при изменении температу-
ры ферритовых вкладышей можно получить за счет
изменения внешнего магнитного поля Не по закону
(5.5)
, 1 /0,29Х\2
где — —-—I-------1 определяется
для центральной
точки заданной полосы частот. Если
«—1314
]
2(нД-1) ]
121
М
то (5.5) упрощается и принимает вид
/Г=М(Х + —!—Д (5.6)
\ Iх 1~1 /
Выражения (2.6), (2.8), (5.5) можно использовать
для расчета магнитных систем с термокомпенсацией, ко-
торые позволяют значительно улучшить температурные
характеристики ферритовых развязывающих приборов.
Важным моментом. при работе развязывающих при-
боров на высоких уровнях мощности является их элек-
трическая прочность. Пробивная напряженность элек-
трического ноля* для воздуха на СВЧ при нормальном
давлении лежит в пределах £'Пр=28,5... 40 кВ/см, при-
чем в диапазоне волн 3,2... 35 см она изменяется соот-
ветственно от 30 до 28,5 кВ/см, а на длинах волн 0,8 см
составляет 40 кВ/см. С увеличением давления пробив-
ная напряженность поля для воздуха возрастает по за-
кону [45] ЕПр=Лр3/4 [кВ/см], а пробивная мощность
Рпр=ВрЫ2 [кВт], где pi> (2.. .4) 104 Па — давление воз-
духа в тракте; А, В — нормирующие коэффициенты. Для
коаксиального волновода X^l-5-lO-3, В1 • 5• 10-4.
При конструировании ферритовых развязывающих
приборов высокого уровня мощности, особенно работаю-
щих в импульсном режиме, следует принимать специаль-
ные меры, чтобы избежать дополнительного увеличения
напряженности электрического поля. Острые края фер-
ритовых вкладышей необходимо скруглять, причем ра-
диус скругления желательно выбирать по возможности
большим. Для обеспечения электрической прочности
необходим хороший механический контакт феррита с ме-
таллической арматурой. Если между ферритом и метал-
лом образуется узкая щель, то в ней уже при уровнях
импульсной мощности порядка 100...200 кВт может
возникнуть тлеющий разряд, что приводит к дополни-
тельным потерям и может вызвать электрический, а за-
тем и тепловой пробой прибора. Повышение электриче-
ской прочности приборов можно получить при увеличе-
нии давления воздуха в их внутреннем объеме, при
заполнении специальным газом или жидким диэлектри-
ком [45].
На рис. 5.2 представлены зависимости пробивной
мощности от давления воздуха для резонансного венти-
ля в прямоугольном волноводе сечением 90X45 мм
122
(%=10 см) (кривая 1), резонансного вентиля в полоско-
вой линии с «гребенкой» (размеры линии 6>=30 мм, w=
=27 мм, /=3 мм, Х=ЗО...4О см) (кривая 2) и резо-
нансного вентиля в коаксиальном волноводе сечением
30X9 мм с диэлектриком (Х=ЗО...4О см) (кривая 3).
В вентиле в прямоугольном волноводе пробой возникает
между активирующими диэлектриками, в полосковом
Рис. 5.2. Зависимости величины пробивной мощ-
ности от давления воздуха для различных развя-
зывающих приборов
вентиле — в «гребенке», а в коаксиальном вентиле —
между внутренним проводником и феррито-диэлектриче-
ским вкладышем.
Пробивная мощность по сравнению с регулярным
фидером для вентиля в прямоугольном волноводе умень-
шается в 11 раз, вентиля с «гребенкой» — в 2,5 раза,
а вентиля в коаксиальном волноводе — в 6,5 раз*). При
*> Приведенные цифры соответствуют нормальному давлению.
9* 123
увеличении давления воздуха в 2,5 раза величина про-
бивной мощности в среднем возрастает в 4 раза. Огра-
ничивающим фактором при увеличении давления явля-
ется механическая прочность приборов, причем для вол-
новодов сечением 23X10 мм давление может быть
увеличено в 2,5 раза, в то время как для волноводов
сечением 72X34 мм или большим такое давление уже
вызывает деформацию трубы и приходится применять
специальные конструктивные меры: создавать ребра
жесткости или применять волноводные трубы со стенка-
ми более толстыми, чем у стандартизованных. Повышен-
ное давление внутри фидера может быть создано
с помощью компрессора или баллона сжатого воздуха.
Поступающий в фидер воздух должен быть сухим, что
достигается применением фильтров из гидрофобных ве-
ществ (селикагеля, циалита). В настоящее время разра-
ботаны и выпускаются промышленностью системы над-
дува типа СОВТ.
Необходимым конструктивным элементом для увели-
чения давления внутри приборов являются герметизи-
рующие фланцевые соединения. В прямоугольных волно-
водах это обычно дроссельные фланцевые соединения
с диэлектрической пластиной из слюды или кварцевого
стекла. Слюдяная пластина толщиной 0,05... 0,1 мм вы-
держивает избыточное давление до 3,5-105 Па в волно-
воде сечением 7,2X3,4 мм, до 1,5-105 Па в волноводе
23ХЮ мм и до 1,0-105 Па в волноводе 28,5X12,6 мм
[45]. Коаксиальные волноводы герметизируют с по-
мощью вакуумплотной керамики или кварца.
Увеличение электрической прочности приборов мо-
жет быть получено путем заполнения их внутреннего
объема элегазом (SF6), пробивная напряженность ко-
торого £Пр=82 ..84 кВ/см при нормальном давлении,
т. е. примерно в 2,5 раза больше, чем у воздуха. На
практике обычно используется 50%-ная смесь элегаза
с воздухом. При этом пробивная мощность уменьшается
на 20%, но значительно упрощаются требования к си-
стеме газонаполнения, что делает ее более дешевой.
Повышение электрической прочности можно получить
с помощью тех же жидких диэлектриков, которые ис-
пользуются для отвода тепла. Следует заметить, что
в случае воспламеняющихся жидкостей (например, но-
нана) в конструкциях приборов необходимо предусмат-
ривать взрывозащитные бачки.
124
Дополнительные нелинейные потери в развязываю-
щих приборах при высоких уровнях мощности возникают
в резонансных вентилях и циркуляторах, работающих
в области магнитных полей до ферромагнитного резо-
нанса. Циркуляторы, работающие при магнитных полях
за ферромагнитным резонансом, практически не имеют
дополнительных потерь из-за нелинейных процессов.
Как уже было отмечено ранее, а также в § 1.2, 1.3, для
увеличения порогового значения мощности необходимо
использовать ферритовые вкладыши, изготовленные из
специальных марок методом горячего прессования. Зна-
чительно увеличить пороговую мощность какими-либо
конструктивными приемами для рассматриваемых при-
боров не представляется возможным.
5.2. Конструирование систем принудительного
охлаждения
С точки зрения конструирования систем охлаждения
ферритовые развязывающие приборы можно разбить на
приборы: 1) без систем принудительного охлаждения,
2) с системами принудительного воздушного охлажде-
ния, 3) с системами принудительного жидкостного
охлаждения, 4) с системами принудительного воздушно-
го и жидкостного охлаждения.
Как уже говорилось ранее, используя системы при-
нудительного охлаждения, удается увеличить значение а.
Воздушные системы принудительного охлаждения обыч-
но выполняются в виде радиаторов, обдуваемых возду-
хом с помощью вентиляторов. Такие системы охлажде-
ния позволяют отводить мощность, выделяющуюся во
вкладышах, величиной не болёе нескольких сотен ватт.
Для отвода больших мощностей используются жидкост-
ные системы охлаждения. Чаще всего это водяные си-
стемы, в которых вода охлаждает арматуру прибора
в местах ее контакта с ферритовыми вкладышами. При
очень больших уровнях мощности (более 10 кВт в не-
прерывном режиме) приходится охлаждать всю поверх-
ность ферритов. Для этой цели внутренний рабочий
объем заполняется диэлектрической неполярной жид-
костью (трансформаторным или конденсаторным маслом,
тиш П1ОМ, гексаном, гептаном и др.), которая для обес-
печипн I эффективного теплообмена должна циркулиро-
125
вать в системе. В этом случае создается автономный
контур охлаждения.
Выбор системы охлаждения в первую очередь опре-
деляется количеством электромагнитной энергии, погло-
щаемой ферритовыми вкладышами и их размерами, т. е.
интенсивностью внутренних источников тепла q. Очевид-
но, что ферритовые приборы не могут удовлетворительно
Рис. 5.3. Конструкция резо-
нансного вентиля с воздуш-
ным радиатором
Зависимость дана дчя
разных значений с
работать при любых значениях q даже при очень боль-
ших значениях а. Из выражения (5.1) можно получить
неравенство, определяющее тепловой предел примени-
мости ферритовых приборов,
q<
ftAKiaxc
Л2
Г Вт 1*
I Тй I >
I Jvi J
где А/макс — максимально возможное превышение темпе-
ратуры феррита относительно температуры окружающе-
го пространства. При нарушении этого неравенства не-
возможно реализовать удовлетворительно работающий
ферритовый прибор.
Конструирование системы охлаждения следует начи-
нать с расчета необходимой величины а:
2
а = 2M/qh — Й/Аф ’
Если а^5...7 Вт/(м2-К), то ферритовый прибор может
нормально работать без системы охлаждения. При а~
— 7...40 Вт/(м2-К) следует применять воздушные ра-
*> В неравенство h подставляется в м.
126
Рис. 5.4. Конструкции при-
нудительной системы водя-
ного охлаждения в резо-
нансном вентиле
простая конструкция, чем
диаторы без принудительного охлаждения. Если
— 40...400 Вт/(м2-К), то необходимо прибегать к при-
нудительному охлаждению радиатора воздухом. Если
а>400 Вт/(м2-К), то следует применять системы при-
нудительного жидкостного охлаждения
На рис. 5.3 схематично показан резонансный вен-
тиль в прямоугольном волноводе сечением 110X55 мм
с воздушным радиатором. На том же рисунке приведе-
ны зависимости a=f(Af) для различных значений шага
радиатора с при естественном воздушном охлаждении
(штриховые линии) и принудительном охлаждении
с помощью вентилятора мощностью 150 Вт на длине
350 мм (сплошные линии).
Волновод и радиатор вы-
полнялись из меди, толщина
ребер радиатора составляла
2 мм.
На рис. 5.4 представлены
два варианта конструкции
системы принудительного
водяного охлаждения резо-
нансного вентиля в пря-
моугольном водноводе. На
рис. 5.4,п изображена боле<
на рис. 5.4,6, однако она увеличивает длину рабочего за-
зора магнитной системы прибора, что приводит к зна-
чительному увеличению габаритов и особенно массы
всего прибора. Конструкция рис. 5.4,6 незначительно
увеличивает длину рабочего зазора магнитной систе-
мы — всего на двойную толщину «рубашки», т. е. на
1 ...2 мм. Охлаждающие каналы фрезеруются непосред-
ственно в широкой стенке волновода. Это связано с опре-
деленными технологическими трудностями, так как
толщина стенок стандартизованных волноводов состав-
ляет 2...2,5 мм, а глубина каналов соответственно
1,5...2 мм. Другие варианты конструкций систем при-
нудительного водяного охлаждения приведены на
рис. 5.5—5.8.
Величина а в случае системы принудительного жид-
костного охлаждения определяется из следующего урав-
нения [42]:
a=Nu Хж/Jk, (5.8)
где Nu — тепловой критерий Нуссельта; — коэффи-
циент теплопроводности жидкости; — определяющий
127
размер канала:
£/к==4/к/Рк, (5-9)
где fK — площадь поперечного сечения канала; рк —
смоченный периметр канала.
Вид критериального уравнения для определения ве-
личины Nu зависит от режима движения жидкости или
от величины числа Рейнольдса:
Re=t^K/v, (5.10)
где v—средняя расходная скорость движения жидкости
в охлаждающем канале; v — коэффициент кинематиче-
ской вязкости жидкости. Для воды при /=10...30С
соответственно v= (1,3... 0,8) 10-6 м2/с.
В зависимости от величины числа Re имеют место
три режима движения жидкости: Re<2000— ламинар-
ный режим; 2000 < Re <; 10 000 — переходный режим;
Re> 10 000 — турбулентный режим.
Задаваясь величиной и, из выражения (5.10) нетруд-
но для конкретных размеров охлаждающего канала оп-
ределить величину Re Если Re<2000, то Nu = 3,66 и
является постоянной величиной. Это значение опреде-
ляет аМин’.
ПмиТ1^=3,66Хж/б/к. (5.11)
Увеличивая скорость движения жидкости v или созда-
вая искусственно турбулентный режим путем рифления
внутренней поверхности охлаждающего канала, можно
увеличить а по сравнению с амин на порядок и более
[43, 46]. Дальнейшее увеличение а возможно при ис-
пользовании так называемых тепловых труб [47].
Максимальная температура ферритового вкладыша
в данном случае определяется по формуле
П п h2 .
сг— 2Ко,ш./кЛ + У 2Лф (5-12)
где /охл — температура охлаждающей жидкости.
Если средний уровень мощности составляет 10 кВт
и более, то мощность, поглощаемая в ферритовых вкла-
дышах, может достигать величины 1 ...2 кВт. При этом
интенсивность внутренних источников тепла получается
очень большой. В таких случаях целесообразно секцио-
нировать ферритовые вкладыши как по высоте, так и по
длине (диаметру). На рис. 5.5 представлены три конст-
руктивные схемы ферритовых У-циркуляторов верхней
128
части дециметрового диапазона волн высокого уровну
мощности. В конструкции, изображенной на рис. 5.5,а,
ферритовые диски секционированы по высоте, на
рис. 5.5,6 между ферритовыми дисками располагаются
диэлектрические диски, выполненные из материала с хо-
рошей теплопроводностью (например, из бериллиевой
керамики, Х=167 Вт/(м-К)), в на рис. 5.5,в ферритовые
диски секционированы и по диаметру. Они представ-
ляют собой мозаику из ферритовых дисков малого диа-
Рис. 5.5. Разновидности схем У-циркуляторов высокого уровня мощ-
' ноети
метра. В первых двух случаях используется водяное
охлаждение арматуры и воздушное охлаждение ферри-
тов; в третьем случае — водяное охлаждение арматуры
и жидкостное охлаждение ферритов. Конструкция, изо-
браженная на рис. 5.5а может работать на средних
уровнях мощности в несколько киловатт, конструкция
рис. 5.5,6 — до уровней мощности-15 кВт, а конструкция
рис. 5.5,в—на мощностях более 30 кВт.
Конструкция У-циркулятора верхней части децимет-
рового диапазона на средний уровень мощности 10...
..-.15 кВт, выполненного по схеме рис. 5.5,6, представ-
лена на рис. 5.6. Ферритовые диски (/) припаяны к внут-
реннему проводнику У-разветвления Они охлаждаются
водой (обычно дистиллированной), которая подводится
через каналы двух центральных проводников выводов
энергии, соединенных с каналами специальных реактив-
ных шлейфов (<?), используемых одновременно для рас-
ширения полосы рабочих частот циркулятора. Феррито-
вые диски (4) припаяны к наружным проводникам (5)
по носкового разветвления (крышкам), которые также
охлаждаются водой. Между ферритовыми дисками (/)
и (0 помещаются дисковые вкладыши из бериллиевой
керамики (6), выполняющие роль радиаторов и увели-
чив понте электрическую прочность прибора. Внутрен-
129
Рис. 5.6. Конструкция У-циркулятора высокого уровня мощности
13Q
jtnfi объем циркулятора продувается воздухом через
окна в корпусе, закрытые транспортными заглушками
(7). Электромагнит (8), создающий магнитное поле,
показан на рисунке условно.
В случае резонансных вентилей и фазовых циркуля-
торов высокого уровня мощности их ферритовые и ди-
электрические вкладыши, как правило, секционируются
Рис. 5.7 Конструкция резонансного вентиля высокого уровня мощ-
ности
по длине. Секционирование необходимо здесь в первую
очередь для уменьшения напряжений, возникающих
и соединяющем слое вследствие разных значений темпе-
ра |урных коэффициентов линейного расширения вкла-
।i.iшей и арматуры. Ферритовые и диэлектрические
нкл |дыши выполняются в виде набора относительно ко-
ри । них пластин примерно равной длины или несколько
полыней их ширины 2т.
На рис. 5.7 представлена конструкция волноводного
Р< К HI Л немого вентиля высокого уровня мощности. В вол-
131
Рис. 5 8. Конструкция фазового циркулятора высокого уровня мощности
1
новодную секцию с фланцами (Р) на широкие стенки
впаиваются диэлектрические (7) и ферритовые (5) вкла-
дыши. Снаружи на волноводную секцию напаивается
кожух системы охлаждения, образованный латунными
накладками (/), (6) и (10). В накладки (1) и (6) впаи-
ваются подводящие охлаждающую жидкость штуцеры
(11). В качестве охлаждающей жидкости обычно ис-
пользуется дистиллированная вода, которая протекает
вдоль узких стенок волновода, перетекая из одного ос-
новного канала в другой по поперечному каналу, обра-
зованному дополнительной накладкой (10) у одного из
фланцев вентиля. Магнитная система вентиля (3) вы-
полнена из магнитотвердого сплава типа ЮНДК-24.
Для обеспечения широкополосности по обратным и
прямым потерям вентиля полюса магнитной системы
смещены относительно ферритовых вкладышей, у кото-
рых часть поперечного сечения работает в поле рассея-
ния магнитной системы. Для снижения массы и габари-
тов магнитной системы и вентиля в выфрезерованные
в широких стенках волновода пазы помещаются концен-
траторы постоянного магнитного поля (5), выполненные
из стали СтЗО. Фиксация магнитной системы, а также
объединение всех деталей и узлов вентиля в конструк-
тивно законченный прибор производится при помощи
заливки компаундом объемов (2) и (4).
На рис. 5.8 изображена конструкция 4-плечного вол-
новодного фазового циркулятора дециметрового диапа-
зона высокого уровня мощности В данной конструкции
секция фазовращателей (1) и модифицированный двой-
ной Т-мост (2) выполнен как один узел, который с по-
мощью фланцев соединяется со щелевым 3-децибельным
направленным ответвителем (3). Волноводная арматура
в виде сварной конструкции выполнена из алюминиевого
сплава типа АМг. В секцию фазовращателей вклеены
ферритовые (4) и диэлектрические (5) пластины, сек-
ционированные по длине. Снаружи этой секции распола-
гается кожух (6) с коллекторами (7) и штуцерами.
Подмагничивание ферритовых вкладышей осуществля-
ется электромагнитом (8) с пластинчатыми полюсными
наконечниками (9), выполненными из электротехниче-
ской стали. Для согласования щелевой направленный
(лветвитель в области связи выполняется из волновода
суженного сечения с индуктивными штырями (10).
I мост согласуется с помощью диафрагм (11)
133
Список литературы
1. ОСТ Н 707.004—76. Ферриты сверхвысокочастотные. Марки,
основные параметры и методы измерений.
2. Ферриты и магнитодиэлектрики: Справочник/ Под ред
Н. Д. Горбунова. Г А Матвеева.—М.: Сов. радио, 1968.— 176 с
3. Стабильность свойств ферритов/ Р. М. Биктяков, Д. В Гаска-
ров, IO С. Звороно и др. — М.: Сов. радио, 1974. — 352 с.
4. Микаэлян А. Л. Теория и применение ферритов на сверхвысо-
ких частотах.—М.—Л.: Госэнергоиздат, 1963.—663 с.
5. Лакс Б., Баттон К. Сверхвысокочастотные ферриты и ферри-
магнетики: Пер. с англ./ Под ред. А. Г. Гуревича. — М.: Мир,
1965.— 676 с.
6. Гуревич А. Г Магнитный резонанс в ферритах и антиферро-
магнетиках.— М.: Наука, 1973. — 592 с.
7. Горячее прессование ферритов/ А. Д. Прокошкин, Ю. А. Степа-
нов, Ю А. Быков и др. — М.: Металлургия, 1971.— 126 с.
8. Справочник по элементам радиоэлектронных устройств/ Под
ред. В. И. Дулина, М. С. Жука. — М.: Энергия, 1978.—575 с.
9. Фельдштейн А. Л., Явич Л. Р„ Смирнов В. П. Справочник по
элементам волноводной техники.—М.: Сов. радио, 1967.—
651 с.
10. Вамберский М. В. Электродинамический расчет конькового ко-
аксиала.— Радиотехника и электроника, 1960, т. V, вып. 6,
с. 930—937.
11. Неклепаев И. Г. и др. Вентиль на коньковом коаксиале с внут-
ренним магнитом. — Вопросы радиоэлектроники. Сер. 12. Обще-
техническая. 1970, вып. 19, с. 102—110.
12. Вамберский М. В., Казанцев В. И. Инженерный расчет волно-
водных Н-плоскостных У-циркуляторов. — Радиотехника, 1968,
т. 23, № 10, с. 15—22.
13. Коган Н. Л., Машковцев Б. М., Цыбизов К. Н. Сложные вол-
новодные системы. — Л.: Судостроение, 1963. — 366 с.
14. Лозяной В. И., Прохода И. Г. Использование волны HSQ в об-
ласти связи 77-плоскостного щелевого направленного ответви-
теля для расширения рабочей полосы частот. — Изв. вузов. Ра-
диофизика, 1978, т. XXI, № 1, с. 100—103.
15. Белов Jf. Ф., Дивакова Е. К. Волноводный направленный ответ-
витель в £-плоскости. — Радиотехника, 1978, т. 33, № 2,
с. 91—95.
16. Анциферов В. А. Щелевой циркулятор. — Радиотехника, 1966,
т. 21, № 11, с. 17—21.
17. Малорацкий Л. Г., Явич Л. Р. Проектирование и расчет СВЧ
элементов на полосковых линиях.—М.: Сов. радио, 1972.—
232 с.
18. Глушков А. М., Абрамов В. П., Гаврилов В. С. Согласование
микрополосковой линии, нагруженной реактивными шлейфа-
ми.— Электронная техника. Сер. 1. Электроника СВЧ, 1978,
вып 8, с. 15—18.
134
19 Nowak W. New broad band ferrite resonance isolator in strip
line technique. — Proc, of the Second Colloquium on Microwave
Communication. 1962, p. 141—148.
20. Сердаков В. С. К вопросу определения параметров и конструк-
тивных размеров полосковой замедляющей системы гребенча-
того типа. — В кн.: Радиоэлектроника в народном хозяйстве
СССР. — Куйбышев, 1970. — Ч. II. с. 216—222.
21. Dachaire F., Robieu G., Trevous P. Les nouveaux emplois des
ferrites dans les microondes. — Annales de Radioelectricite, 1959,
t. XIV, janvier, p. 17—30.
22 Столяров А. К. Невзаимные явления в полосковой линии, за-
полненной ферритом. — Радиотехника и электроника, 1967,
т. 12, вып. 9, с. 1692—1694.
23 Столяров А. К. и др. О возможности создания вентиля со сме-
щением поля на полосковой линии. — Вопросы радиоэлектро-
ники. Сер общетехн., 1967, вып. 7, с. 39—42.
24 Forterre G., Chiron В., Courtois L. Improvements in broad band
ferrite isolators. — IEEE Trans., 1075, v. MAG-11, № 5,
p. 1279—1281.
25. Серебряков A. E. К выбору эквивалентной модели для анализа
полосковых вентилей на смещении поля. — Техника средств
связи. Сер. Радиоизмерительная техника, 1967, вып. 1,сЗЗ—37.
26 Серебряков А. Е. К вопросу о широкополосности полосковых
вентилей на смещении поля. — Вопросы радиоэлектроники. Сер.
Радиоизмерительная техника, 1975, вып 5, с. 20—26.
27. Вамберский М. В, Казанцев В. И. Инженерный расчет полоско-
вых циркуляторов дециметрового диапазона волн. — Радиотех-
ника, 1968, т. 23, № 11, с. 24—30.
28. Вамберский М. В., Казанцев В. И. Оптимизация полосковых за-
резонансных Y-циркуляторов. — Радиотехника, 1970, т. 25, №5,
с. 60—65.
29 Вамберский М. В., Абрамов В. П., Шелухин С. А. Элементы и
узлы СВЧ интегральных схем/ МВТУ. — М., 1976. — 76 с.
30. Вамберский М. В.. Шелухин С. А., Казанцев В. И., Лавров Б. П.
Диапазонные свойства полосковых У-циркуляторов дециметро-
вого диапазона волн. — Антенны, 1968, вып. 4, с. 119—132.
31. Вамберский М. В., Абрамов В. П. Широкополосные полосковые
ферритовые Y-циркуляторы, работающие в зарезонансной обла-
сти подмагничивающих полей. — Труды 4-й Международной
конф, по гиромагнитной электронике и электродинамике, Поль-
ша, Яблоня, 1978, с. 351—355.
32. Wu Y. S., Rosenbaum F. I. Wide-band operation' of microstrip
circulators. — IEEE Trans., 1974, v. MTT-22, № 10, p. 849—856.
33. Вамберский M. В., Свириденков В С. О возможности работы
У-циркулятора при нулевой проницаемости поперечно-намагни-
ченного феррита. — Электронная техника. Сер. 1. Электроника
СВЧ, 1976, вып. 6, с. 43—45.
4 Вамберский М. В., Абрамов В. П., Шелухина Т. В. Интеграль-
ные многоплечные СВЧ циркуляторы. — В кн.: Физика магнит-
ных явлений: Труды VII Всесоюз. школы-семинара по гиромаг-
нитной электронике и электродинамике, Ашхабад, 1973,
с 131—143.
35. Абрамов В. П., Вамберский М. В. Предельное уменьшение габа-
ритов У-циркуляторов с емкостями. — Электронная техника.
Сер 1. Электроника СВЧ, 1976, вып. 9, с. 66—68.
J35
36. Konishi Y. VHF-UNF У-circulators.— NHK Technical Mono-
graph, 1965, № 6, May, p. 1—44.
37. Helszajn I. Nonreciprocal microwave junctions and circulators.—
N.-Y.: Wiley—Interscience, 1975. — 349 p.
38. Вамберский M. В., Абрамов В. П., Кухарь Ю. И. и др. Неко-
торые вопросы электродинамического и теплового расчетов фер-
ритовых У-циркуляторов. — Вопросы радиоэлектроники/ МВТУ —
М., 1976, № 235, с. 25—32.
39. Гордон А. В., Сливинская А. Г. Электромагниты постоянного
тока. — М.: Госэнергоиздат, 1960. — 447 с.
40. ГОСТ 17809—72. Д4атериалы магнитотвердые литые.
41. Постоянные магниты/ Под ред. Ю. М. Пятина, —М.: Энергия,
1971, —376 с.
42. Исаченко В. П., Осипова В. А., Сукомел А. С. Теплопередача.—
М.:Энергия, 1975. — 48'7 с.
43. Вамберский М. В., Шелухина Т. В. Тепловой расчет ферритных
резонансных вентилей. — Радиотехника, 1961, т. 16, 7
с. 64—74.
44. Дульнев Г. Н. Теплообмен в радиоэлектронных устройствах —
М. — Л.:Госэнергоиздат, 1963. — 288 с.
45. Райцын Д. Г. Электрическая прочность СВЧ устройств.—М.:
Сов. радио, 1977.— 168 с.
46. Техника низких температур/ А. М. Архаров, К С Буткевич,
А. Г. Головинцев и др. — М.: Энергия, 1975. — 340 с.
47. Тепловые трубы: Пер. с англ, и нем./ Под ред. Э. Э. Шпиль-
райна.—М.: Мир, 1972.—419 с.
Оглавление
Введение .................................................. 3
Глава 1. Ферритовые материалы и детали развязывающих
приборов СВЧ........................................
1.1. Ферритовые материалы диапазона СВЧ. Статические маг-
нитные п физико-механические характеристики и пара-
метры ..................................................... 7
1.2. Физические явления в ферритах в диапазоне СВЧ. Дина-
мические магнитные параметры и характеристики ... 19
1.3. Основные технологические процессы изготовления -ферри-
товых деталей и подложек развязывающих приборов СВЧ 30
Глава 2. Конструирование волноводных развязывающих
приборов................................................35
2.1. Волноводные резонансные вентили.......................35
2.2. Волноводные вентили со смещением поля .... 44
2.3. Волноводные У-циркуляторы..........................47
2.4. Волноводные фазовые циркуляторы....................57
Глава 3. Конструирование полосковых и коаксиальных раз-
вязывающих приборов................................ 67
3.1. Полосковые резонансные вентили....................68
3.2. Коаксиальные резонансные вентили..................74
3.3. Полосковые вентили со смещением поля..............77
3.4. Полосковые У-циркуляторы..........................81
3.5. У-циркуляторы с реактивными элементами .... 90
3.6. Особенности конструирования микрополосковых вентилей
и циркуляторов .......................................... 97
Глава 4. Особенности магнитных систем развязывающих
приборов.................................................102
4.1. Требования к магнитным системам развязывающих при-
боров ...................................................102
4.2. Конструктивные особенности магнитных систем . . . 107
Глава 5. Особенности конструирования развязывающих
приборов высокого уровня мощности................. 116
5.1. Конструктивные и технологические меры по обеспечению
теплового режима и электрической прочности . . . . 117
5.2. Конструирование систем принудительного охлаждения 125
Список литературы.........................................134