Сила, действующая на отрицательно заряженный электрон, направлена против электрического поля. Поэтому в тех областях а, где Ex параллельно оси х и электроны движутся к аноду, они испытывают со стороны продольного поля силу, тормозящую их переносное движение со скоростью w. Следовательно, возбуждают магнетрон те электроны, которые под действием переменного поля перемещаются от катода к аноду и создают ток во внешней цепи магнетрона. В других же областях b продольное поле Ex направлено в противоположную сторону, и оно ускоряет переносное движение. Поэтому электроны, возвращающиеся на катод, отнимают энергию от высокочастотного поля и передают ее катоду, дополнительно разогревая его.

На практике часто удается подобрать режим работы таким, что магнетрон продолжает работать при выключенном токе накала. В этом случае катод разогревается возвращающимися к нему электронами.

Магнетрон работает при постоянном магнитном поле, которое значительно больше критического, и электроны, когда нет колебаний, не попадают на анод. Однако как бы велико ни было постоянное магнитное поле, даже в случае очень слабых колебаний находятся электроны, попадающие на анод. Появление тока через многорезонаторный магнетрон является признаком того, что возникли колебания. Для магнетрона характерно, что исчезающе слабое переменное поле существенно изменяет траектории электронов, попадающих на анод, по сравнению со статическим режимом, при котором все электроны находятся вдали от анода и возвращаются на катод.

Электроны перемещаются по направлению к аноду в тех областях, где Ex положительно, и к катоду, где Ex отрицательно. Так как при прохождении через точку М на рис. 2.8 поперечное поле обращается в нуль и изменяет свой знак, то внутри рассматриваемой области поля электроны будут обладать тем большей переносной скоростью, чем ближе они находятся к левой границе области. Из-за этого благодаря конечному времени пребывания электронов в пространстве взаимодействия произойдет их группировка, ибо сильнее всего будут сноситься электроны, находящиеся вблизи левой границы области.

Таким образом, переменное электрическое поле способствует группировке электронов в пространстве взаимодействия и вызывает появление уплотнений в объемном заряде.

Для наблюдателя, покоящегося относительно магнетрона, объемный заряд будет представляться в виде отдельных сгустков-спиц, которые с переносной скоростью перемещаются вдоль магнетрона, возбуждая колебания в резонаторах. Образование сгустков-спиц в цилиндрическом магнетроне показано на рис. 2.9.



Рисунок 2.9. Примерное распределение объемного заряда и электронных траекторий в работающем цилиндрическом многорезонаторном магнетроне при «р - колебаниях».

2.3 Свойства многорезонаторной колебательной системы

Частота генерируемых колебаний в основном всегда определяется резонансной частотой колебательной системы. Поэтому одной из важнейших задач является нахождение резонансных частот различных видов колебаний «холодной» колебательной системы магнетрона. Далее, для анализа электронных явлений в генерирующем магнетроне необходимо знать структуру СВЧ поля в пространстве взаимодействия между катодом и анодом, где проходит электронный поток. Таким образом, особый интерес в данном случае представляет не столько структура поля внутри самих резонаторов, сколько поле, «провисающее» из резонаторов в пространство взаимодействия.

Обе указанные задачи - нахождение резонансных частот и определение структуры высокочастотного поля в пространстве взаимодействия - можно рассматривать независимо от свойств электронного потока.

Рассмотрим замкнутую цепочку из N полых резонаторов, расположенных на равных расстояниях по внутренней поверхности анодного блока магнетрона. От анализа конкретных типов резонаторов пока отвлечемся. Предположим лишь, что все резонаторы полностью идентичны; каждый из резонаторов в рассматриваемом диапазоне частот возбуждается только на одном (низшем) виде колебаний. Такую цепочку вместе с катодом можно рассматривать, как свернутую в кольцо периодическую замедляющую систему, являющуюся одной из разновидностей гребенчатых систем с металлической «подошвой».

Условием резонанса в любом кольцевом резонаторе является целое число длин волн в рассматриваемой линии, укладывающихся по длине кольца. Если обозначить длину волны в замедляющей системе через лзам, то условие резонанса кольцевого резонатора приобретает вид:

где Rа -- радиус анода магнетрона.

Это же условие можно выразить через разность фаз колебаний ц в любых двух соседних резонаторах. При обходе вдоль всей окружности по внутренней поверхности анода полный сдвиг фазы в замкнутом кольце должен быть кратен 2р:

Отсюда вытекает, что разность фаз колебаний в резонаторах может принимать только дискретные значения, определяемые соотношением

Виды колебаний анодного блока можно характеризовать числом (номером) р или непосредственно величиной фазового сдвига ц. Рассмотрим для примера 8-резонаторный блок.

Таблица 2.1. Виды колебаний анодного блока при N=8.

n	0	1	2	3	4	5	6	7	8
ц	0	р/4	р/2	3р/4	Р	5р/4 -3р/4	3р/2 -р/2	7р/4 -р/4	2р 0

Из таблицы № 2.1 нетрудно заметить, что, начиная со значения n=N, дальнейшее увеличение n не дает видов колебаний, физически отличающихся от тех, которые соответствуют значениям n от 0 до (N-1). Отрицательные значения n также не вносят ничего нового, кроме изменения знака разности фаз ц. К таким же выводам можно прийти и в общем случае, не ограничивая рассмотрение каким-либо определенным числом резонаторов N. Следовательно, в общем случае анодный блок магнетрона имеет N видов колебаний. При n=0 колебания во всех резонаторах происходят синфазно. В случае n=N/2 соседние резонаторы колеблются в противофазе, т. е. со сдвигом по фазе на р. Этот вид, обычно называемый р - видом, по ряду рассматриваемых далее причин является основным рабочим видом колебаний магнетронов. Отметим кстати, что р - вид возможен только при четном числе резонаторов N. Поэтому нечетное число резонаторов не находит применения в магнетронных генераторах.

Абсолютная величина угла ц определяет длину пути, по которому происходит связь между резонаторами, например, по магнитному полю (за счет замыкания магнитных силовых линий одного резонатора через другой резонатор). Поэтому виды колебаний анодного блока, имеющие различные значения |ц|, обладают несколько различающимися резонансными частотами, даже если все резонаторы в отдельности имеют одну и ту же резонансную частоту. Виды колебаний n=1 и n=7 в рассмотренном примере при N = 8 отличаются только знаком разности фаз ц, равной ± р/4. Структура поля (конфигурация электрических и магнитных силовых линий) должна быть для этих видов одинаковой. Следовательно, должны совпадать и резонансные частоты рассматриваемых видов, т.е. виды n=1 и n=7 являются вырожденными. Аналогичное положение имеется с видами колебаний n=2 и n=6, а также n=3 и n=5. Из N видов колебаний при полной симметрии анодного блока невырожденными являются только виды колебаний n=0 и n=N/2 (р - вид).

Проведенное качественное рассмотрение показывает, что у N-резонаторного симметричного блока имеется только (N/2+1) различных резонансных частот. Обычно стараются не использовать вырожденные виды колебаний, так как при наличии неоднородности в анодном блоке резонансные частоты вырожденных видов могут перестать быть одинаковыми. Обеспечить устойчивую работу генератора на одной из двух близко расположенных частот дублета оказывается затруднительным. В этом заключается одна из причин того, что р - вид применяется в большинстве современных магнетронов.

Для устойчивой работы магнетронного генератора желательно иметь разделение резонансных частот р - вида и ближайшего к нему вида порядка 10-20%. Во всяком случае, разделение частот не должно быть меньше полосы пропускания анодного блока на р - виде колебаний, которая равна обратной величине нагруженной добротности анодного блока Qn.

Существует два метода увеличения разделения видов колебаний:

1) Применение связок в равнорезонаторном анодном блоке;

2) Использование разнорезонаторного анодного блока.

Связки представляют собой проволочные или ленточные кольца или скобки, соединяющие между собой соответственно только четные и только нечетные сегменты анода. На рис. 2.10 схематически изображены два варианта связок, располагаемых на обоих торцах анодного блока. Благодаря соединению сегментов через один, связки обеспечивают противофазные колебания, соответствующие р - виду, и сильно возмущают другие виды колебаний, для которых разность фаз отличается от р .



Рисунок 2.10. Одинарные (а) и двойные (б) кольцевые связки, применяемые для увеличения разделения видов колебаний магнетронов.

Наряду с улучшением разделения видов колебаний связки несколько ухудшают собственную (ненагруженную) добротность многорезонаторного блока. Увеличение потерь становится особенно заметным на волнах короче 3 см. Следует иметь в виду также конструктивные трудности использования связок в нижней части сантиметрового диапазона и, особенно в миллиметровом диапазоне длин волн, где размеры анодного блока становятся весьма малыми. В этом участке диапазона СВЧ применение находит разнорезонаторная система анодных блоков магнетронов.

Устройство разнорезонаторного магнетрона схематически показано на рис. 2.11. Резонаторы, располагаемые по окружности анодного блока, имеют неодинаковые размеры и, чередуясь через один, образуют две группы - группу «больших» (длинноволновых) и группу «малых» (коротковолновых) резонаторов. Внешний вид разнорезонаторного блока послужил основанием для названия «восходящее солнце».

Рисунок 2.11. Примеры устройства разнорезонаторных анодных блоков. 1 - длинноволновые резонаторы, 2 - коротковолновые резонаторы.

Чем сильнее различаются резонансные частоты резонаторов в разнорезонаторной системе, тем больше получаемое разделение частот. С этой точки зрения кажется целесообразным увеличить отношение резонансных частот «больших» и «малых» резонаторов. Однако при этом происходит ухудшение структуры поля в пространстве взаимодействия (рис 2.12). На этом рисунке показано протекание высокочастотных токов в стенках двух соседних щелевых резонаторов. На поверхности анода создается кольцевой ток, так как резонансная частота р - вида больше резонансной частоты «больших» резонаторов, но меньше резонансной частоты «малых» резонаторов.

Существование высокочастотного тока, не имеющего азимутальных вариаций по поверхности анода, сопровождается появлением в пространстве взаимодействия высокочастотного поля нулевого вида (n=0), накладывающегося на р - вид. «Загрязнение» поля р - вида полем 0 - вида приводит к падению электронного к.п.д. магнетрона. Поэтому отношение резонансных частот «малых» и «больших» резонаторов выбирается из компромиссных соображений и обычно не превышает 1.8-2.0.

Рисунок 2.12. Направление и эпюры СВЧ тока в стенках смежных резонаторов разнорезонатороного магнетрона при р - виде колебаний

Рассмотрим влияние связок на спектр видов колебаний. Если анодный блок возбужден в режиме р - вида, то связки соединяют точки, находящиеся под одинаковым высокочастотным напряжением. Высокочастотные токи по связкам в этом режиме не протекают; связки лишь увеличивают накапливаемую в системе энергию электрического поля за счет емкости связок между собой и на сегменты.

Весь анодный блок при р - виде в отсутствие связок можно заменить параллельным резонансным контуром с эквивалентными индуктивностью L и емкостью C. Резонансная частота блока в отсутствие связок равна

Обозначим дополнительную емкость, обусловленную связками, через Ссв. Тогда резонансная частота блока со связками при р - виде определяется суммой емкостей C и Ссв и равна

Таким образом, чем больше емкость Ссв, тем ниже резонансная частота р - вида связанного блока в сравнении с резонансной частотой того же блока в отсутствии связок.

Рисунок 2.13. Спектры видов колебаний анодных блоков магнетронов 10-см диапазона:

а - короткий равнорезонаторный блок со связками и без связок, N=8;

б - разнорезонаторный блок, N=18; 1 - блок без связок; 2 - блок с двойными кольцевыми двусторонними связками.

Влияние связок на резонансные частоты видов с малыми номерами n оказывается существенно иным. При n< N/2 точки, в которых связки присоединены к сегментам, не находятся под одинаковым высокочастотным напряжением. По связкам протекают уравнительные токи. Проявляющаяся при этом индуктивность связок оказывается подключенной параллельно эквивалентному резонансному контуру. С другой стороны, действие емкости связок Ссв уменьшается тем сильнее, чем ниже номер вида колебаний. Очевидно, что резонансные частоты видов с малыми номерами n должны увеличиться.

На рис. 2.13 показано экспериментально наблюдаемое распределение резонансных частот короткого блока со связками и без связок. Как видно из этого рисунка разность частот р - вида и вида под действием связок возрастает. При двойных кольцевых связках, расположенных с обеих сторон анодного блока, разделение частот может доходить до 15-20% и более. В магнетронах дециметрового диапазона достигается разделение частот более 60%.

Очевидно, что применение связок при длинных анодных блоках должно давать меньший эффект, чем при коротких блоках. Далее, действие связок ослабляется, когда их длина соизмерима с длиной волны.

2.4 Условия возбуждения колебаний в магнетроне

Выясним, при каких условиях возможно возбуждение одного из видов колебаний в магнетроне.

Существование интенсивных колебаний в магнетроне обусловлено тем, что движущийся электронный поток распределен неравномерно по окружности магнетрона, концентрируясь в нескольких «спицах», имеющих более высокую плотность пространственного заряда. Кроме того, области с повышенной плотностью пространственного заряда при движении попадают под пазы резонаторов колебательной системы в моменты времени, когда переменное электрическое поле оказывается тормозящим и значительным по величине.

Процесс торможения электронов, обуславливающих передачу ими своей кинетической энергии переменному полю, определяется главным образом тангенциальной составляющей переменного поля, т.е. составляющей, направленной по касательной к окружности, концентрической с окружностью анода.

Если бы в работающем магнетроне пространственный заряд был распределен по окружности магнетрона равномерно, т.е., иными словами, число электронов под различными резонаторами было бы примерно одинаковым, то колебания в магнетроне не поддерживались бы. Действительно, в этом случае количество энергии, передаваемое электронами под пазами, где поле тормозящее, равно количеству энергии, получаемой другими электронами, находящимися под соседними пазами, где поле ускоряющее. Электронный поток не восполняет энергию, расходуемую в колебательной системе, и, следовательно, колебания, возникшие по той или иной причине (например, в результате ударного возбуждения), быстро затухают.

В дальнейшем будет показано, что группирование электронов, приводящее к образованию в электронном потоке областей повышенной плотности, происходит в магнетроне автоматически в результате взаимодействия электронов с радиальной составляющей переменного электрического поля резонаторов. В работающем магнетроне области электронных скоплений, движущихся вокруг катода, как уже было упомянуто, по форме напоминают спицы колеса (рис 2.14)

Оставим пока в стороне механизм группирования электронов и выясним, с какой скоростью должны двигаться «спицы» пространственного заряда в генерирующем магнетроне.

Предположим, что в рассматриваемый момент «спицы» находятся под резонатором, где поле достигло своего максимального значения и является тормозящим. Тогда в процессе взаимодействия с переменным полем резонаторов электроны, образующие «спицы», будут передавать часть своей кинетической энергии полю резонаторов, поддерживая в них колебания. При дальнейшем движении электронный поток будет пополнять энергией колебательную систему в том случае, если «спицы» будут достигать соседних резонаторов, когда поле этих резонаторов будет тормозящим. Очевидно, для этого требуется соответствующий выбор переносной скорости электронов нe. Необходимая величина переносной скорости зависит от периода генерируемых колебаний, сдвига фаз колебаний в соседних резонаторах и расстояния между резонаторами.

Рисунок 2.14. Форма пространственного заряда в генерирующем магнетроне

Как отмечалось выше, различные виды колебаний магнетрона соответствуют различным по величине собственным частотам колебательной системы и характеризуются определенным фазовым сдвигом между колебаниями в соседних резонаторах. Поэтому в общем случае условия самовозбуждения различных видов колебаний (в частности, условия синхронизма) будут выполняться при различной скорости движения электронного потока, которая зависит от величины анодного напряжения и магнитной индукции.

Так, например, для противофазного вида колебаний, который преимущественно используется в современных магнетронах, области электронных скоплений должны проходить расстояние от одного резонатора до соседнего с ним за время, равное половине периода высокочастотных колебаний. Действительно, если в определенный момент времени одна из «спиц» находится под резонатором, поле которого тормозящее и достигло максимального значения, то под соседним резонатором поле ускоряющее. Оно станет тормозящим и будет иметь максимальное значение ровно через полпериода.

Рассмотрев условия синхронизма, выведем теперь простейшие количественные соотношения, определяющие, при каких значениях анодного напряжения и магнитной индукции возможно возбуждение того или иного вида колебаний.

Предположим, что для магнетрона, имеющего N резонаторов, радиусы анода и катода соответственно равны rа и rк. Среднее расстояние между соседними резонаторами lср, измеренное по окружности радиуса , равно

Сдвиг по фазе между колебаниями в соседних резонаторах для n-го вида колебаний равен

Очевидно, что электроны, находящиеся в данный момент под одним из резонаторов, должны достигнуть следующего резонатора, когда фаза колебаний в нем изменится на ?цn, т.е. станет такой же, как и в первом резонаторе в рассматриваемый момент времени. Такое изменение фазы произойдет за время



где Tn - период, а - частота n-го вида колебаний

Скорость движения получим, разделив расстояние lср на время t0:

Выше было показано, что средняя переносная скорость движения электрона в плоском диоде (и приближенно в цилиндрическом) определяется выражением

В нашем случае за напряженность электрического поля ориентировочно можно принять величину

где Ua - анодное напряжение.

Приравняв нср r нe, определим анодное напряжение, при котором услове синхронизма для n - вида колебаний:



Напряжение Uan называется пороговым напряжением для n-го вида колебаний.

Из полученного выражения видно, что пороговые напряжения при небольшом частотном разделении видов колебаний оказываются близкими по величине. Поэтому бывает трудно поддержать устойчивую работу магнетрона на одном из видов колебаний, так как при практически неизбежном небольшом изменении анодного напряжения может скачкообразно измениться генерируемая частота в результате возбуждения в магнетроне нежелательного вида колебаний.

Из выражения для порогового напряжения видно, также, что по мере увеличения номера n вида колебаний уменьшалась разница между пороговыми напряжениями для соседних выводов.

Глава 3. Расчет конструкции магнетрона

3.1 Постановка задачи

Целью данной работы является создание компактной, частично магнитоэкранированной конструкции магнетрона, предназначенного для работы в перспективной аппаратуре в качестве генератора СВЧ энергии. Необходимо обеспечить эффективную теплоотдачу от анодного блока с помощью специальных теплопроводящих элементов конструкции, припаянных к анодному блоку и к радиатору, представляющему собой ребра, позволяющие осуществлять эффективный съем тепла посредством, например, вентилятора.

Преимуществом воздушного принудительного охлаждения по сравнению с жидкостным является повышение надежности и стабильности в эксплуатации, удешевление стоимости аппаратуры применения, существенное снижение массогабаритных показателей, что очень важно для использования магнетрона в бортовой аппаратуре.

3.2 Анализ распределения тепла в анодной замедляющей системе с разной конфигурацией ламелей

Моделирование исходной системы (рис. 3.1) по методу Дугласа - Ганна показало, что приблизительно за 10-15 импульсов с момента включения прибора в ламели устанавливается стационарный режим. При условии, что температура ламели на периферии фиксирована и равна 100 єС, ее температура у анода за время первого импульса достигает 296.5 єС. После установления стационарного режима температура ламели у анода достигла 307.5 єС и 111 єС после охлаждения. При продолжении моделирования температура больше не поднималась.

Глубина прогрева ламели во время импульса составила 3.6% от ее длины (~ 11 мкм). В данном случае глубина прогрева определялась как место ламели, где температура в конце импульса отличается не более чем на 1 єС от температуры в конце релаксации. Число разбиений вдоль оси, по направлению которой распространяется тепло, было взято равным 1200 (при данном числе разбиений достигалась точность в 1 єС).

Моделирование чисто медной системы с измененной ламелью (ламель трапецеидальной формы, рис. 3.2) показало, что приблизительно за 15-20 импульсов с момента включения прибора в ламели устанавливается стационарный режим при условии, что температура ламели на периферии фиксирована и равна 100 єС. Ее же температура у анода за время первого импульса достигает 230 єС. После установления стационарного режима температура ламели у анода достигла 287 єС в центре, 294 єС на углах и 157 єС после охлаждения. При продолжении моделировании температура больше не поднималась.

Рисунок 3.1. Фрагмент АЗС исходной конструкции с распределением температуры в стационарном режиме.



Рисунок 3.2. Фрагмент АЗС трапецеидальной формы с распределением температуры в стационарном режиме.

Глубина прогрева ламели во время импульса составила 4.5% от ее длины (~13 мкм).

На рисунках 3.3 и 3.4 показано распределение температуры для медных ламелей исходной конструкции и ламелей трапецеидальной формы.

При расчете распределения тепла результаты для стационарного случая сходятся с моделированием. Порядок импульсной добавки температуры на конце ламели в исходной системе тот же, что и при моделировании. Расчет импульсной добавки для новой системы показал меньшее значение температуры, чем для исходной системы, полученный моделированием. Поэтому следует сделать вывод, что новая система с ламелями трапецеидальной формы испытывает меньший перегрев, чем исходная система, в результате чего меньше подвергается оплавлению, что и было подтверждено на практике.

Мощность обратной бомбардировки распределена неравномерно за время действия импульса. Равномерно распределяется мощность только по 1/3 поверхности сегментов, значит, импульсная добавка по температуре возрастает в 3 раза и может достигать в исходной конструкции 621 єС и в конструкции с ламелями трапецеидальной формы 411 єС. Максимальную температуру анода можно рассчитать согласно формуле:

Та = Та ср + Тимп, (3.1)

 Та - температура анода в данный момент времени,

Та ср - температура анода в стационарном режиме,

Тимп - импульсная надбавка температуры.

Таким образом, максимальная температура в исходной конструкции на краях ламелей может достигать 732 єС, а в конструкции с ламелями трапецеидальной формы - 568 єС. Практика показывает, что предельная допустимая рабочая температура меди составляет ~600 єС.

Рисунок 3.3. Распределение температуры в ламели исходной конструкции, изготовленной из меди, в зависимости от времени и координаты. Обозначения: timp - время действия импульса (timp = 0.08 мкс); trel1 - релаксация за время, равное длительности импульса (trel1 = 0.08 мкс); trel2 - релаксация за время до следующего импульса (trel2 = 80мкс).

Рисунок 3.4. Распределение температуры в ламели трапецеидальной конструкции, изготовленной из меди, в зависимости от времени и координаты. Обозначения: timp - время действия импульса (timp = 0.08 мкс); trel1 - релаксация за время, равное длительности импульса (trel1 = 0.08 мкс); trel2 - релаксация за время до следующего импульса (trel2 = 80мкс).

Ламели АЗС, изготовленные из молибдена имеют максимальную температуру на аноде 534 єС и глубину прогрева ламели во время импульса 8.25_мкм. С учетом неравномерности обратной бомбардировки температура ламели на аноде может достигать значения 1200 єС при предельном значении 1700_єС. Учитывая значение упругости, пара ламелей, выполненных из меди при предельной температуре и молибдена при температуре 1200 єС, предпочтение, конечно, отдается молибденовой конструкции, имеющей существенный запас по температуре.

3.3 Расчет потерь различных конфигураций анодной замедляющей системы

Известно, что замедляющая система с минимальными потерями представляет наибольший интерес, т.к. электронный КПД в ней максимален. Расчетной оценке подлежали варианты конструкций анодных блоков, как изготовленных из разных материалов (меди, молибдена и их комбинации), так и разной конфигурации ламелей. Результаты расчетов приведены на рис 3.5, 3.6, 3.7 (соответственно, исходная конструкция из меди или молибдена, медная трапецеидальная система и медно-молибденовая трапецеидальная система).

Da = 3.2 мм

Dв = 3.86 мм

ф = 0.156 мм

1. Чисто медная система АЗС:

Собственные потери в АЗС - 88.273 ед.

2. Чисто молибденовая система АЗС:

Собственные потери в АЗС - 151 ед.



Рисунок 3.5. Исходная АЗС магнетрона.

Da = 3.22 мм

Dв = 3.8 мм

фа = 0.170 мм

фв = 0.10 мм

фа/w = 1.16262

Собственные потери в АЗС - 79.287 ед.

Рисунок 3.6. АЗС магнетрона с трапецеидальными ламелями, изготовленная из меди.

Da = 3.22 мм

Dв = 3.8 мм

фа = 0.170 мм

фв = 0.10 мм

фа/w = 1.16262

1. Толщина молибдена t = 0.2 мм:

Собственные потери в АЗС - 93.466 ед.

2. Толщина молибдена t = 0.1 мм:

Собственные потери в АЗС - 87.9 ед.



Рисунок 3.7. Медно-молибденовая АЗС магнетрона с трапецеидальными ламелями.

Получить АЗС с минимальными потерями и при этом иметь максимальную формоустойчивость при работе магнетрона в генераторном режиме не удалось, поэтому были выбраны компромиссные решения. Была выбрана медно-молибденовая система.

Опыт изготовления медно-молибденовых конструктивных вариантов АЗС изделий прошлых лет позволил без труда решить все технологические проблемы пайки и изготовления систем для данного магнетрона.

3.4 Тепловой расчет

3.4.1 Передача теплоты через стержень

Рассмотрим передачу теплоты через призматический стержень, площадь сечения которого f, а периметр сечения U. Стержень находится в среде, температуру которой условно примем равной нулю. Температура стержня изменяется лишь по его длине и является функцией только длины, т.е. ?=f(x). В основании стержня температура равна ?0. Значения коэффициентов теплопроводности и теплоотдачи известны и равны л и б1. Требуется установить закон изменения температуры по стержню и количество передаваемой теплоты через стержень при стационарном тепловом режиме.

На расстоянии x от основания стержня выделим элемент длиной dx и составим для него уравнение теплового баланса (рис.3.8).

Очевидно, что

, (а)

Согласно закону Фурье

Следовательно,

С другой стороны

Приравняв друг другу уравнения (б) и (в) и произведя сокращение, получим:

Если б1 не зависит от x, то m=const. Тогда общий интеграл линейного дифференциального уравнения второго порядка (1) имеет следующий вид:

Значения постоянных интегрирования C1 и C2 определяются из граничных условий. В зависимости от длины стержня эти условия различны.

Рисунок 3.8. Теплопередача через бесконечно длинный стержень

а) Стержень бесконечной длины. При x=0 ?=?0 и ?0=С1+С2;

при x=? ?=? и C1e?+ C2e?=0 или C1e?=0. Последнее справедливо лишь при условии C1=0.

Таким образом,

Подставляя эти значения в уравнение (2), получаем

Следовательно, ?=F(?0,x,б1,л,f,U). Имея в виду, что показатель степени mx является безразмерной величиной, уравнение (3.4) можно представить в другом, безразмерном виде, а именно:

.

Для круглого стержня U/f=4/d, поэтому

Параметром K1 определяется характер изменения температуры по длине стержня. В зависимости от его значения, вернее, от соотношения определяющих его величин, характер изменения температуры получается различным (рис. 3.9).

Рисунок 3.9. Изменение температуры по длине стержней из различных материалов

Количество теплоты, отданное стержнем в окружающую среду, равняется количеству теплоты, прошедшему через его основание.

Следовательно,

Из уравнения (3.4) имеем:

Подставляя это значение в уравнение (е), окончательно находим:

б) Стержень конечной длины. Для стержня конечной длины (рис.3.10) дифференциальное уравнение (3.2) сохраняет силу. При х=0 ?=?0 и

?0 = С1+С2. (з)

Рисунок 3.10. Теплопередача через стержень конечной длины.

При x=l количество теплоты , подведенное по стержню к торцу путем теплопроводности, отдается в окружающую среду путем теплоотдачи



где б2 - значение коэффициента теплоотдачи на торце стержня.

Из уравнения (3.3) имеем:

Подставляя значения (к) и (л) в уравнение (и), получаем:

Решая совместно уравнения (з) и (м), определяем неизвестные C1 и С2:

После подстановки значений (н) и (о) в уравнение (3.3) окончательно получим:



Температура на конце стержня может быть найдена из уравнения (3.7), если положить x=l:

Первым слагаемым знаменателя в уравнении (3.8) учитывается охлаждение боковой поверхности стержня, вторым - торцевой.

Количество теплоты, переданное через стержень в окружающую среду, равно количеству теплоты, прошедшему через основание стержня, при х=0.

Из уравнения (3.3) имеем:

Подставляя сюда значения C1 и C2 из уравнений (н) и (о), получаем:

В тех случаях, когда теплоотдачей с торца можно пренебречь (), уравнения (3.7)-(3.9) упрощаются. Согласно условию из уравнений (и) и (л) имеем:

Решая уравнение (р) совместно с уравнением (з), находим:

После подстановки этих значений, уравнение температурной кривой (3.3) принимает вид:

При x=l ch m(x-l)=1, следовательно,

Количество переданной теплоты в этом случае согласно уравнению (п) равно:



3.4.2 Передача теплоты через ребра

Оребрение поверхности нагрева производится с целью интенсификации теплоотдачи. Если оребрение задано и значение коэффициента теплоотдачи для оребренной поверхности известно, то расчет теплопередачи через ребристую стенку никаких затруднений не составляет.

Другое дело, когда требуется рассчитать само оребрение, т.е. определить наиболее рациональную форму и размеры ребра. При этом в задачу расчета входит распределение температуры по ребру, количество снимаемой теплоты, гидравлическое сопротивление, масса. Кроме того, в зависимости от назначения ребристых поверхностей к ним обычно предъявляется ряд дополнительных требований. В одних случаях требуется, чтобы габариты теплообменника были минимальными, в других, чтобы минимальной была масса, в третьих, чтобы использование материала было наиболее эффективным и т.д. В полном объеме такая задача может быть решена только на основе эксперимента и то лишь в том случае, что заданы конкретные условия работы поверхности нагрева и предъявляемые к ней требования. Вместе с этим имеются и математические решения задачи. Правда, эти решения очень сложны, и возможны они лишь при целом ряде упрощающих предпосылок. Но, несмотря на это, они ценны и с успехом могут быть использованы, хотя бы в предварительных расчетах, тем более, что при решении технических задач методика расчета может быть значительно упрощена.

Прямое ребро постоянной толщины

Пусть имеется прямое ребро, толщина которого д, высота h и длина l (рис.3.11). Коэффициент теплопроводности материала л. Температуру окружающей среды условно примем равной нулю. Температура ребра изменяется лишь по высоте, т.е. ?=f(x), в основании и на конце ребра температуры соответственно ?1 и ?2. Для боковой поверхности ребра коэффициент теплоотдачи б1, а для торцевой б2.

Рисунок 3.11. Прямое ребро постоянного сечения

Здесь , т.к. для плоских ребер f=дl; U?2l и U/f=2/д.

Решение этой задачи. Формулы, выведенные ранее для стержня конечной длины, справедливы и для прямого ребра постоянной толщины. В соответствии с принятыми здесь обозначениями уравнения принимают вид:

Если теплоотдачей с торца пренебречь, то получим:

В практических расчетах вместо точных формул (3.13) и (3.14) можно пользоваться упрощенными (3.15) и (3.16). Теплоотдача с торца при этом довольно точно учитывается путем условного увеличения высоты ребер на половину их толщины; поверхность торца как бы развертывается на боковые грани ребра.

Прямое ребро переменной толщины

Из литературы известно, что наивыгоднейшей формой ребра является ребро, ограниченное двумя параболами. Стремясь по возможности приблизиться к такой форме ребра, очень часто ребра изготавливают не постоянного сечения, а с утончением от основания к торцу, придавая им трапециевидное или треугольное сечение.

Пусть имеется ребро трапециевидного сечения. Условия работы те же, что и в предыдущем случае; размеры и обозначения приведены на рис. 3.12. За начало координат целесообразно принять вершину треугольника. В этом случае направление теплового потока противоположно направлению оси абсцисс.

Рисунок 3.12. Прямое ребро трапециевидного сечения

При стационарном режиме изменение количества теплоты, проходящего через сечения x и x+dx, определяется теплоотдачей с боковой поверхности рассматриваемого элемента, поэтому

Имея в виду, что f=дl и д=2x tgц, и произведя дифференцирование, получим:



Если ввести новую переменную то уравнение (б) принимает вид:

Общее решение уравнения (в) имеет вид:

где I0 и K0 - модифицированные функции Бесселя первого и второго рода нулевого порядка. Значения этих функций приведены в таблицах.

Окончательные интересующие нас расчетные формулы для ?2 и Q очень сложны. Но если теплоотдачей с торца пренебречь, они несколько упрощаются. Ограничимся здесь приведением этих упрощенных формул:

где I1 и K1 - модифицированные функции Бесселя первого и второго порядка.



При пользовании этими формулами теплоотдача с торца учитывается увеличением высоты ребра на половину толщины его торца.

Если ребро имеет не трапециевидное, а треугольное сечение, то расчетные формулы принимают вид:

Теоретически сужение ребра должно сопровождаться увеличения количества снимаемой теплоты. Однако, как показывают сравнительные расчеты, это справедливо лишь для относительно высоких ребер, когда определяющим является термическое сопротивление самого ребра. Для относительно низких ребер термическое сопротивление ребра невелико и определяющим является термическое сопротивление теплоотдачи. В этом случае суженное сечение ребра оказывается хуже прямоугольного.



Рисунок 3.13. е'=f(?1/?2; д2/д1). Вспомогательный график для расчета ребер трапециевидного и треугольного сечений

Для практических расчетов формулы (3.19) - (3.23) слишком сложны. Но при помощи вспомогательных кривых на рис.3.13 расчет передачи теплоты через ребра и трапециевидного и треугольного сечений может быть значительно упрощен и сведен к расчету по формулам (3.15) и (3.16) для ребра прямоугольного сечения и постоянной толщины.

В этом случае

где количество передаваемой теплоты в единицу времени; - поверхность охлаждения трапециевидного или треугольного ребра; q =Q/F - плотность теплового потока для прямоугольного ребра, длина, высота и толщина которого равны длине, высоте и средней толщине суженного ребра; - поправочный коэффициент на суженность ребра е'=f(?1/?2; д2/д1), его значение определяется по кривым рис. 3.13. Здесь по оси абсцисс нанесено отношение температурных напоров ?2/?1, по оси ординат - значение Q/F, а соотношение ?2/?1 выбрано в качестве параметра. Нижняя кривая на рисунке соответствует ребру постоянной толщины, д2/д1=1; верхняя - треугольному ребру, д2/д1=0. Отношение ?2/?1 определяется по формуле (3.15); теплоотдача с торца при этом учитывается путем увеличения высоты ребра h на половину толщины торца.

Круглое ребро постоянной толщины

Круглые ребра применяются при оребрении труб. Уравнение передачи теплоты через такое ребро выводится следующим образом.

Пусть имеется труба с круглым ребром постоянной толщины. Внутренний радиус ребра r1 и внешний r2, толщина д и коэффициент теплопроводности л (рис. 3.14). Температуру окружающей среды условно принимаем равной нулю. Температура ребра изменяется лишь в направлении радиуса ?=f(r); заданы коэффициент теплоотдачи б и температуры ?1 и ?2 в основании и на конце ребра соответственно.

Рисунок 3.14. Круглое ребро постоянного сечения.

Для элементарного кольца с радиусами r и r+dr при стационарном режиме можно написать:

Но dQ можно выразить и через коэффициент теплоотдачи, а именно:

Приравнивая друг к другу правые части уравнений (г) и (а), произведя сокращение на получаем:

Если положить 2б/лд=m2, mr=z и 1/r=m/z, то

Подставляя эти значения в уравнение (е) , окончательно имеем:

Общее решение уравнения имеет вид:

где - модифицированные функции Бесселя первого и второго рода нулевого порядка; C1 и C2 - постоянные интегрирования, определяемые из граничных условий.

Если теплоотдачей с торца пренебречь, то расчетные формулы для ?, ?2

и Q приобретают следующий вид:

При пользовании этими формулами теплоотдача с торца может быть учтена условным увеличением высоты ребра, т.е. r2, на половину толщины торца. Для относительно невысоких ребер теплоотдача торца имеет весьма существенное значение.

Для технических целей методика расчета может быть значительно упрощена и при помощи кривых на рис. 3.15 сводится к расчету прямого ребра постоянной толщины.

Рисунок 3.15. - вспомогательный график для расчета круглых ребер постоянного сечения.

В этом случае



где - количество снимаемой теплоты; - поверхность охлаждения круглого ребра; q=Q/F - количество теплоты, передаваемое в единицу времени единицей поверхности прямого ребра, толщина которого равна толщине круглого, а длина равна 1 м; - поправочный коэффициент, , и его значение находится по кривым на рис. 8. Здесь по оси абсцисс нанесено отношение температурных напоров для прямого ребра постоянной толщины, определяемое по уравнению (3.20), а по оси ординат - значение Отношение выбрано в качестве параметра, верхняя предельная кривая соответствует прямому ребру .

Влияние сужения круглого ребра приближенно может быть оценено при помощи кривых на рис. 3.15.

3.4.3 Расчетная часть

Количество теплоты через медное ребро л=384 Вт/(м.єС), коэффициент теплоотдачи б=114,5 Вт/(м2.єС), толщиной д1=0,0014 м, д2=0,001 м, высотой h=0,004 м и длиной l=0,188 м, какова температура на конце ребра ?2, если ?1=100єС.

sh(0.089)=0.089 ch(0.089)=1.004 th(0.089)=0.089

По более точным формулам получим:

При высоте h=0,007 м получится:

sh(0.1561)=0.156 ch(0.1561)=1.013 th(0.1561)=0.14

По более точным формулам получим:

Расчет стального ребра. Количество теплоты л=45.4 Вт/(м.єС), коэффициент теплоотдачи б=12.5 Вт/(м2.єС), высотой h=0.004 м.

sh(0.086)=0.086 ch(0.086)=1.004 th(0.086)=0.085

По более точным формулам получим:

При высоте h=0.007 м, получится:

sh(0.15)=0.151 ch(0.15)=1.011 th(0.15)=0.149

По более точным формулам получим:



Проведя анализ полученных результатов, можно сделать несколько выводов:

1. Наиболее эффективный теплоотвод возможен при использовании ребер выполненных из материала медь.

2. Выбор высоты ребра ограничен, так как должен определяться диаметром внешнего магнитопровода, либо габаритами прибора в зависимости от выбранной конструкции системы воздушного принудительного охлаждения. В нашем случае возможно иметь высоту ребра 4-7 мм.

3.5 Конструкция анодных блоков

На данном этапе, исходя из выше изложенного, предпочтение было отдано изготовлению, 2-х конструктивных вариантов анодных блоков. На рис. 3.16 показан эскиз анодного блока с трапецеидальными ребрами, скругленными на концах и с радиусами у основания.

Этот вариант может быть использован с конструкцией внешнего магнитопровода охватывающего анодный блок и имеющего вход и выход для потока воздуха обдувающего ребра с помощью возможных типов вентиляторов встроенных в воздуховод. Такой вариант мы назвали со встроенной системой охлаждения рис. 3.17.



Рисунок 3.16. Анодный блок с ребрами охлаждения.

Рисунок 3.17. Конструкция магнетрона со встроенной системой охлаждения.

Второй вариант конструкции представляет собой анодный блок, в котором между корпусом и ребрами охлаждения встроен внешний магнитопровод. На рис. 3.18 показан эскиз анодного блока, в котором тепло передается от корпуса по пяти цилиндрам спаянных с ним и проходящих через отверстия в магнитопроводе к ребрам охлаждения спаянных с этими же цилиндрами.

Рисунок 3.18. Анод с ребрами охлаждения и внешним магнитопроводом.

Такая конструкция, не требующая воздуховода, названа вариантом с внешней системой охлаждения рис. 3.19.

Рисунок 3.19. Конструкция с внешней системой охлаждения.

3.6 Расчет магнитопровода

Совместно с представителями предприятия ООО «Магнитные системы» проведена оптимизация конструкции магнитопровода с помощью современной программы «BEMS». Основные характеристики магнитного поля Bz и Br, как функции оси z приведены для двух конструктивных вариантов магнитопровода.

Рисунок 3.20. Первый вариант магнитопровода.



Рисунок 3.21. Функция Br(z) для первого варианта магнитопровода.

Рисунок 3.22. Функция Bz(z) для первого варианта магнитопровода.

Рисунок 3.23. Второй вариант магнитопровода.

Вес системы 412 г, вес магнитов 114 г.

Рисунок 3.24. Функция Br(z) для второго варианта магнитопровода.



Рисунок 3.25. Функция Bz(z) для второго варианта магнитопровода.

Оптимизация была направлена на уменьшение общего веса системы при сохранении требуемых параметров магнитного поля.

3.7 Экспериментальное исследование магнетрона

Испытания проводились для трёх образцов (№122Л014, №122Л023, №122Л032). Цель испытаний: проверка конструкторско-технологических решений на соответствие требованиям ТЗ по напряжению анода, выходной мощности, устойчивости работы на нагрузку с КСВ<1.3 при изменении фазы коэффициента отражения на 360° в диапазоне токов от Iа ном - 10% до Iа ном + 10%, среднеквадратической величине флуктуации фронта огибающей ВЧ импульса, коэффициенту электронного смещения частоты и коэффициенту затягивания частоты на соответствие требованиям ТЗ. Результаты испытаний приведены в таблице 3.1 и рисунках 3.26, 3.27.

Таблица 3.1. Режим измерений фи =0,2 мкс Q=2000

№ образца	Рвых	Iа	Uа	А1сп	Дfшир	Дфи	фи(проп)	Дfсм	ДFзат
Фи, мкс	кВт	А	кВ	дБ	МГц	нс	%	МГц/А	МГц
122Л014	5,0	10	13	-10	10	2	нет	14	15
122Л023	7,0	10	13	-6	10	3	нет	14	25
122Л032	3,7	10	13	-7	10	1	нет	10	20

Макетные образцы магнетронов имеют выходную импульсную мощность 3,7 - 7 кВт, напряжение анода 13 кВ, амплитуду боковиков (-10) - (-6.2) дБ, ширину основного лепестка спектра 10_МГц, флюктуации фронта 1 - 3 нс, пропущенные импульсы 0%, коэффициент электронного смещения частоты 10-14 МГц/А, затягивание частоты 15 - 25 МГц, при номинальном значении тока анода 10 А.

Рисунок 3.26. Импульс тока анода и огибающая СВЧ импульсов

Образцы магнетронов соответствуют требованиям ТЗ за исключением Pвых. На изделиях №№ 122Л014, 122Л032 мощность меньше нормы. Образцы изделий №№ 122Л014, 122Л032 имеют не оптимальные размеры трансформатора. За счет корректировки геометрических размеров возможно увеличение связи магнетрона с нагрузкой и, соответственно, увеличение Pвых. Испытания на нагрев анодного блока производились при температуре окружающей среды 28 °C. Результат приведен в таблицах 2 и 3.

Таблица 3.2. Испытания температуры анодного блока

Нагрев	Охлаждение
Время, мин	1	2	3	4	5	6	7	8	9	10	1	2	3
Температура, °C	42	48	50	50	50	50	50	50	50	50	36	32	30

Рисунок 3.28. Диаграмма нагрева и охлаждения магнетрона.

Таблица 3.3. Испытание температуры анодного блока в циклическом режиме.

Циклы	1	2	3	4	5	6	7	8
Нагрев, °C	45	45	46	46	48	49	49	49
Охлаждение, °C	35	38	38	38	39	39	39	39

Рисунок 3.29. Диаграмма температуры при работе в циклическом режиме

Из приведенных диаграмм видно, что при температуре окружающей среды 28 °C анод нагрелся максимум до 50 °C, т.е. температура увеличилась на 22 °C. Магнетрон будет работать в условиях, где температура окружающей среды может изменяться от -60 °C до 70 °C. Анодный блок при максимально возможной температуре окружающей среды нагреется до 92 °C (70 °C + нагрев 22 °C). Таким образом, условие максимальной допустимой температуры анода соблюдено.

Выводы к главе 3

В данной главе были рассчитаны и оптимизированы основные узлы магнетрона для соответствия требованиям заказчика.

Благодаря введению специальных теплопроводящих элементов конструкции, припаянных к анодному блоку и ребрам охлаждения, была обеспечена наиболее эффективная теплоотдача от анодного блока на ребра охлаждения системы. Наиболее эффективный теплоотвод возможен при использовании цилиндров из материала медь. Оптимальная высота ребер охлаждения - 4 мм.

Получить АЗС с минимальными потерями и при этом иметь максимальную формоустойчивость при работе магнетрона в генераторном режиме не удалось, поэтому были выбраны компромиссные решения. Была выбрана медно-молибденовая система с толщиной молибдена на ламели 1мм.

Исследования по измерению температуры анодного блока магнетронов со встроенной и внешней системой охлаждения позволили сделать вывод о том, что второй вариант конструкции магнетрона лучше приспособлен для работы в реальных условиях в связи с меньшей максимальной температурой нагрева.

Уменьшение массы магнетрона до соответствия требованию заказчика не более 1 кг, было достигнуто в основном за счет оптимизации размеров и конструкции магнитопровода.

Значения, полученные на установке «горячих» измерений, полностью удовлетворяют поставленным требованиям и подтверждают хорошую работоспособность созданного прибора.

В результате данной работы удалось получить мощный малогабаритный прибор, обладающий заявленными электродинамическими параметрами и отлично функционирующий в заданном рабочем режиме.

Глава 4. Охрана труда

4.1 Анализ опасных и вредных производственных факторов

Негативные производственные факторы также принято называть опасными и вредными производственными факторами, которые качественно принято разделять на опасные факторы и вредные факторы.

Опасным производственным фактором (ОПФ) принято называть такой производственный фактор, воздействие которого на человека приводит к травме или летальному исходу. В связи с этим ОПФ называют также травмирующим фактором. К ОПФ можно отнести движущие машины и механизмы, различные подъемно - транспортные устройства и перемещаемые грузы, электрический ток, отлетающие частицы обрабатываемого материала и инструмента и т.д.

Вредным производственным фактором (ВПФ) называют такой производственный фактор, воздействие которого на человека приводит к ухудшению самочувствия или, при длительном воздействии, к заболеванию. К ВПФ можно отнести повышенную или пониженную температуру воздуха в рабочей зоне, повышенные уровни шума, вибрации, электрических излучений, радиации, загрязненность воздуха в рабочей зоне пылью, вредными газами, вредными микроорганизмами, бактериями, вирусами и т.д.

Между опасными и вредными производственными факторами существует определенная взаимосвязь. При высоких уровнях ВПФ они могут становиться опасными. Так, чрезмерно высокие концентрации вредных веществ в воздухе рабочей зоны могут привести к сильному отравлению или даже смерти. Высокие уровни звука или звукового импульса могут привести к травме барабанной перепонки. Высокие уровни радиации вызывают развитие острой формы лучевой болезни, при которой наблюдается быстрое ухудшение самочувствия человека с необратимыми изменениями в организме, приводящими при отсутствии медицинского вмешательства, как правило, к смерти.

Классификация вредных и опасных производственных факторов производиться в соответствии с ГОСТ 12.0.003-74.

1. Физические опасные и вредные производственные факторы.

1.1. Движущееся оборудование, подвижные части.

1.2. Виброакустические колебания.

Виброакустические колебания - это упругие колебания твердых тел, газов и жидкостей, возникающие в рабочей зоне при работе технологического оборудования, движении технологических транспортных средств, выполни разнообразных технологических операций. Вибрацией в свою очередь называют малые механические колебания, возникающие в упругих телах.

1.3. Акустические колебания.

Акустические колебания в диапазоне часто 16…20 кГц, воспринимаемые ухом человека с нормальным слухом, называют звуковыми. Акустические колебания с частотой менее 16 Гц называют инфразвуками, выше 20 кГц - ультразвуками. Область распространения акустических колебаний называют акустическим полем.

1.4. Электромагнитные поля и излучения

Электромагнитная волна - это колебательный процесс, связанный с изменяющимися в пространстве и во времени взаимосвязанными электрическими и магнитными полями. Область распространения электромагнитных волн называется электромагнитным полем (ЭМП).

1.5. Ионизирующие излучения

Ионизирующим называется излучение, которое, проходя через среду, вызывает ионизацию или возбуждение молекул среды. Ионизирующее излучение, так же как и электромагнитное, не воспринимается органами чувств человека. Поэтому оно особенно опасно, так как человек не знает, что он подвергается его воздействию.

1.6. Электрический ток

Электрический ток широко используется в промышленности, технике, быту, на транспорте. Устройства, машины, технологическое оборудование и приборы, использующие для своей работы электрический ток, могут являться источниками опасности.

2. Химические опасные и вредные производственные факторы. В данной работе они не рассматриваются, т.к. в экспериментальной лаборатории в которой производились измерения химические опасные и вредные производственные факторы отсутствуют.

4.2 Классификация электрического оборудования по способу защиты от электрического тока

ГОСТ Р МЭК 536-94 определяет классы оборудования. Разделение на классы защиты отражает не уровень безопасности оборудования, а лишь указывает на то, каким способом осуществляется защита от поражения электрическим током.

Электроприборы класса 0 -- это оборудование, в котором защита от поражения электрическим током обеспечивается основной изоляцией, при этом отсутствует электрическое соединение открытых проводящих частей, если таковые имеются, с защитным проводником стационарной проводки. При пробое основной изоляции защита должна обеспечиваться окружающей средой (воздух, изоляция пола и т.п.).

Электроприборы класса I -- это оборудование, в котором защита от поражения электрическим током обеспечивается основной изоляцией и соединением открытых проводящих частей, доступных прикосновению, с защитным проводником стационарной проводки. В этом случае открытые проводящие части, доступные прикосновению, не могут оказаться под напряжением при повреждении изоляции после срабатывания соответствующей защиты. У оборудования, предназначенного для использования с гибким кабелем, к этим средствам относится защитный проводник, являющийся частью гибкого кабеля.