где р - средний периметр электрически равнопрочной цилиндрической обмотки.

Используя изложенную во второй главе методику вычисления индуктивности рассеяния и динамической емкости, с учетом (4-1), нетрудно найти, что:

,2 Г

.тк= j [р-2(а;2-а;2)--

а;2+(а;2 - Ais) +

Г* Г

Ёоб (и - 1)2

д;2+(д;2-д;2)х

Т

Линияр

Рис. 4-4. Схематическая конструкция конической обмотки.

Разность потенциалов между началами первичной и вторичной обмоток обычно невелика. Поэтому А12 С А12 и приближенно:

C12TK -

С. с. Вдовин

(4-2) (4-3)

Конические обмотки, как отмечалось, целесообразно применять лишь при весьма высоких напряжениях. Обычно при этом /г > 1 и поэтому автотрансформаторное включение таких обмоток не обладает заметными преимуществами по сравнению с трансформаторным.

Рассмотрение (4-2) и (4-3) показывает, что индуктивность рассеяния у конических обмоток значительно меньше, чем у цилиндрических и это уменьшение увеличивается с увеличением Ai2/р, т. е. с ростом напряжения на вторичной обмотке. Междуобмоточная емкость несколько больше, но также уменьшается с увеличением Ai2/р. При весьма высоких напряжениях отношение А'12/р нередко достигает значения 0,2-0,25. При значении этого отношения равного 0,25 имеет место уменьшение высокочастотной паразитной постоянной времени = YLC- конической обмотки по сравнению с цилиндрической (при условии равной электрической прочности обмоток) в 1,74 раза и во столько же раз уменьшаются искажения фронта трансформируемого импульса.

Помимо уменьшения искажений фронта импульса, применение конической обмотки позволяет уменьшить объем стали сердечника, габариты всего трансформатора и количество изоляционных материалов. Недостатком конических обмоток является относительная сложность их конструкции, что делает целесообразным их применение только при весьма высоких напряжениях.

4-3. Влияние коэффициента трансформации на искажения трансформируемых импульсов

Рассмотрение приведенных в табл. 4-1 и 4-2 формул для расчета индуктивности рассеяния и динамической емкости обмоток показывает, что как динамические емкости, так и индуктивность рассеяния трансформатора (при автотрансформаторном включении) зависят от величины коэффициента трансформации. Поэтому высокочастотная паразитная постоянная времени обмоток и волновое сопротивление обмоток, определяющие величину искажений фронта трансформируемого импульса напряжения, также оказываются зависящими от коэффициента трансформации.

Динамическая емкость обмоток пропорциональна квадрату коэффициента трансформации. В связи с этим создается впечатление, что искажения фронта трансформируемого импульса с увеличением коэффициента трансформации должны возрастать и трансформатор не может быть реализован с произвольно высоким коэффициентом трансформации. В то же время во многих случаях возможность многократного повышения напряжения при помощи импульсного трансформатора позволяет существенно упростить задачу проектирования соответствующей аппаратуры. Поэтому

выяснение вопроса о влиянии коэффициента трансформации на искажения трансформируемых импульсов имеет как практическое, так и принципиальное значение.

Ввиду исключительной важности этого обстоятельства и широко распространенного мнения о невозможности реализации импульсного трансформатора с высоким значением коэффициента трансформации, рассмотрение этого вопроса произведем возможно более подробно.

Как следует из изложенного в гл. 1, искажения формы трансформируемых импульсов напряжения определяются удлинением их фронта, появлением выброса на фронте и спадом напряжения на вершине к моменту окончания импульса.

Прежде чем приступить к рассмотрению влияния п на искажения формы импульса, сделаем некоторые предположения относительно цепи нагрузки, конструкции трансформатора и генера-- тора импульсов, а именно:

1. Активное сопротивление нагрузки R, напряжение на нагрузке и, следовательно, мощность на нагрузке определены техническим заданием на проектируемый трансформатор.

2. Трансформатор имеет обмотки цилиндрического, достаточно общего, типа со схемой соединения секций (рис. 4-1). При изменении п длина намотки h, длина магнитопровода /, сечение магнитопровода 5 и приращение индукции АВ за время действия импульса напряжения 4 остаются постоянными. Эти предположения приводят к независимости магнитной проницаемости ц и всех видов потерь в сердечнике от п. Изоляция обмоток характеризуется диэлектрической проницаемостью е, а режим ее работы - напряженностью электрического поля Е. Провода обмоток характеризуются удельным сопротивлением р, а режим их работы - плотностью тока /.

3. Генератор имеет постоянную мощность Р и внутреннее сопротивление Ri, включающее в себя сопротивление первичной и, приведенное, вторичной обмоток. Кроме того, будем считать, что внутреннее сопротивление генератора учитывает и эквивалентное сопротивление потерь в сердечнике на его перемагничивание. В силу оговоренного ранее постоянства приращения индукции за время действия импульсного напряжения при фиксированных геометрических размерах сердечника, эти потери не зависят от величины напряжения на первичной обмотке. Электродвижущая сила генератора может изменяться в произвольных пределах.

4. Реактивные сопротивления во внешних цепях трансформатора отсутствуют. Такое предположение оправдывается тем, что исследуются искажения, вносимые собственно трансформатором.

Так как рассматриваются повышающие трансформаторы при п > 1, то допустимо считать всю динамическую емкость трансформатора сосредоточенной во вторичной цепи. Тогда, согласно 6* 83