Как изменится проводимость емкостного элемента при понижении частоты

2. ПОЛУПРОВОДНИКОВЫЕ ДИОДЫ

Полупроводниковый диод (ПД) представляет собой двухэлектродный прибор, действие которого основано на использовании электрических свойств p-n перехода или контакта металл-полупроводник. К этим свойствам относятся: односторонняя проводимость, нелинейность вольтамперной характеристики, наличие участка вольтамперной характеристики, обладающего отрицательным сопротивлением, резкое возрастание обратного тока при электрическом пробое, существование емкости p-n перехода. В зависимости от того, какое из свойств p-n перехода используется, полупроводниковые диоды могут быть применены для целей выпрямления, детектирования, преобразования, усиления и генерирования электрических колебаний, а также для стабилизации напряжения в цепях постоянного тока и в качестве переменных реактивных элементов.

В большинстве случаев ПД отличается от симметричного p-n перехода тем, что p- область диода имеет значительно большее количество примесей, чем n- область (несимметричный p-n переход ), т.е. . В этом случае n- область носит название базы диода. При подаче на такой переход обратного напряжения ток насыщения будет состоять почти только из потока дырок из базы в p- область и будет иметь меньшую величину, чем для симметричного перехода. При подаче прямого напряжения прямой ток тоже почти полностью будет состоять из потока дырок из p- области в базу и уже при небольших прямых напряжениях будет возрастать экспоненциально (уравнение в/а характеристики p-n перехода имеет вид:

Применение ПД для тех или иных целей определяет требования, предъявляемые к его характеристикам, к величинам преобразуемых мощностей, токов и напряжений. Эти требования могут быть удовлетворены с помощью соответствующего выбора материала, из которого изготовляется диод, технологией изготовления p-n перехода и конструкцией диода.

В соответствии с этим ПД разделяются ряд основных типовых групп. Существующая классификация подразделяет ПД следующим образом:

а) по назначению (выпрямительные, детекторные, преобразовательные, стабилитроны, варикапы и др.);

б) по частотным свойствам (низкочастотные, высокочастотные, СВЧ);

в) по типу перехода (плоскостные, точечные);

г) по исходному материалу (германиевые, кремниевые, арсенид-галлиевые и т.д.);

Кроме того существует разделение ПД внутри одной группы в соответствии с электрическими параметрами.

Кроме специфических параметров, характеризующих данную типовую группу, существуют параметры общие для всех ПД независимо от их специального назначения. К ним относятся: рабочий интервал температур, допустимое обратное напряжение, допустимый выпрямленный ток, допустимая мощность рассеивания.

Рабочий интервал температур.

При повышении температуры растет собственная электропроводность проводника (увеличивается генерация пар носителей заряда электрон-дырка), растет ток насыщения и растет вероятность пробоя p-n перехода.

Максимально допустимая температура перехода тем больше, чем шире запрещенная зона полупроводника. Так для германиевых диодов допустимый интервал температур окружающей среды лежит в пределах , а для кремниевых в пределах . При понижении температуры увеличивается сопротивление диода как прямое, так и обратное, а также появляется вероятность механических повреждений кристалла из-за увеличивающейся хрупкости.

Допустимое обратное напряжение

Обычно за допустимое обратное напряжение принимается величина:

где — напряжение, при котором возникает пробой p-n перехода.

Значение зависит от температуры и от удельного сопротивления полупроводника . Последнее объясняется тем, что напряженность поля p-n перехода, а значит и напряжение пробоя зависят от ширины перехода, которая в свою очередь зависит от концентрации примесей, т.е. от удельного сопротивления полупроводника. Так как p-n переход тем шире, чем больше удельное сопротивление полупроводника, то и будет тем больше, чем больше удельное сопротивление исходного материала.

Если требуется получить большое выпрямленное напряжение, при котором к диоду будет приложено обратное напряжение большее, чем допустимое, применяют последовательное включение диодов. Так как величины обратных сопротивлений диодов не одинаковы, то обратные напряжения при последовательном включении распределяются между диодами неравномерно и диод, имеющий большее обратное сопротивление, может быть пробит. Во избежание этого каждый из последовательно включенных диодов шунтируют сопротивлением такой величины, чтобы распределение напряжений на диодах в основном определялось этими сопротивлениями.

Допустимый выпрямленный ток

Так как при протекании тока возрастает температура перехода, то величина допустимого тока ограничивается допустимой температурой перехода. Для того, чтобы получить выпрямленный ток больше допустимой величины, можно включить несколько диодов параллельно. Так как диоды обладают разным прямым сопротивлением, то токи распределяются неравномерно и может оказаться, что ток, протекающий через диод с наименьшим сопротивлением, превысит допустимое значение. Во избежание этого последовательно с каждым из диодов включается сопротивление.

Предельно допустимая мощность рассеивания .

Предельно допустимая мощность рассеивания зависит от конструкции диода, так и от температуры окружающей среды, т.е. от условий охлаждения.

Очевидно, что рабочие режимы в схемах надо выбирать так, чтобы:

где I — ток, протекающий через диод,

U — напряжение, приложенное к диоду.

2.2 Выпрямительные диоды (силовые диоды. вентили).

Выпрямительные ПД применяются для преобразования переменного тока низкой частоты (до 50кГц) в ток одного направления (выпрямление переменного тока). Обычно рабочие частоты выпрямительных ПД малой и средней мощности не превышают 20 кГц, а диодов большой мощности — 50 Гц.

Возможность применения p-n перехода для целей выпрямления обусловлено его свойством проводить ток в одном направлении (ток насыщения очень мал).

В связи с применением выпрямительных диодов к их характеристикам и параметрам предъявляются следующие требования:

а) малый обратный ток ;

б) большое обратное напряжение;

в) большой прямой ток;

г) малое падение напряжения при протекании прямого тока.

Для того, чтобы обеспечить эти требования, выпрямительные диоды выполняются из полупроводниковых материалов с большой шириной запрещенной зоны, что уменьшает обратный ток, и большим удельным сопротивлением, что увеличивает допустимое обратное напряжение. Для получения в прямом направлении больших токов и малых падений напряжения следует увеличивать площадь p-n перехода и уменьшать толщину базы.

Выпрямительные диоды изготавливаются из германия (Ge) и кремния (Si) с большим удельным сопротивлением, причем Si является наиболее перспективным материалом.

Кремниевые диоды, в результате того, что Si имеет большую ширину запрещенной зоны [1] , имеют во много раз меньшие обратные токи, но большее прямое падение напряжения, т.е. при равной мощности отдаваемой в нагрузку, потеря энергии у кремниевых диодов будет больше. Кремниевые диоды имеют большие обратные напряжения и большие плотности тока в прямом направлении.

Зависимость вольтамперной характеристики кремниевого диода от температуры показана на рис.2.1.

Из рисунка 2.1 следует, что ход прямой ветви вольтамперных характеристик при изменении температуры изменяется незначительно. Это объясняется тем, что концентрация основных носителей заряда при изменении температуры практически почти не изменяется, т.к. примесные атомы ионизированы уже при комнатной температуре.

Количество неосновных носителей заряда определяется температурой и поэтому ход обратной ветви вольтамперной характеристики сильно зависит от температуры, причем эта зависимость резко выражена для гермениевых диодов. Величина напряжения пробоя тоже зависит от температуры. Эта зависимость определяется видом пробоя p-n перехода. При электрическом пробое за счет ударной ионизации возрастает при повышении температуры. Это объясняется тем, что при повышении температуры увеличиваются тепловые колебания решетки, уменьшается длина свободного пробега носителей заряда и для того, чтобы носитель заряда приобрел энергию достаточную для ионизации валентных связей, надо повысить напряженность поля, т.е. увеличить приложенное к p-n переходу обратное напряжение. При тепловом пробое при повышении температуры уменьшается.

В некотором интервале температур для германиевых диодов пробой чаще всего бывает тепловым (ширина запрещенной зоны Ge невелика), а для кремниевых диодов — электрическим. Это определяет значения при заданной температуре. При комнатной температуре значения для германиевых диодов обычно не превышают 400В , а для кремниевых — 1500В.

2.3 Высокочастотные полупроводниковые диоды.

В высокочастотных полупроводниковых диодах так же, как и в выпрямительных диодах, используется несимметричная проводимость p-n перехода.

Они работают на более высоких частотах, чем выпрямительные диоды (до сотен Мгц), и подразделяются на универсальные и импульсные. Универсальные в.ч. диоды применяются для получения высокочастотных колебаний тока одного направления, для получения из модулированных по амплитуде в.ч. колебаний — колебаний с частотой модуляции (детектирование), для преобразования частоты. Импульсные диоды применяются как переключающий элемент в импульсных схемах.

При работе ПД на высокой частоте большую роль играет емкость перехода, обусловливающая инерционность диода. Если диод включен в выпрямительную схему, то влияние емкости приводит к ухудшению процесса выпрямления

Кроме того, эффективность выпрямления снижается за счет того, что часть подведенного к p-n переходу внешнего напряжения падает на сопротивлении базы диода. Отсюда следует, что p-n переходы полупроводниковых диодов, работающих на высокой частоте должны обладать малой емкостью и малым сопротивлением базы .

Для уменьшения емкости уменьшают площадь перехода, а для уменьшения сопротивления базы уменьшают толщину базы.

Требование уменьшения инерционных свойств в.ч. диода и, в связи с этим уменьшение площади перехода, времени жизни неравновесных неосновных носителей заряда и толщины базы становится особенно важным в том случае, если диод работает в импульсной схеме в качестве переключателя. Переключатель имеет два состояния: открытое и закрытое. В идеальном случае переключатель должен иметь нулевое сопротивление в открытом состоянии, бесконечно большое — в закрытом, и мгновенно переходить из одного состояния в другое. В реальном случае при переключении в.ч. диода из закрытого состояния в открытое и обратно стационарное состояние устанавливается в течении некоторого времени, которое называется временем переключения и характеризует инерционные свойства диода. Наличие инерционных свойств при быстром переключении приводит к искажению формы переключаемых импульсов.

При изготовлении импульсных диодов в исходный полупроводник вводятся элементы, являющиеся эффективными центрами рекомбинации (Au, Cu, Ni ), что снижает время жизни неравновесных носителей заряда. Толщина n- области (базы) уменьшается до значений меньших, чем значение диффузионной длины пробега дырок Zр. Это одновременно уменьшает и время жизни неравновесных носителей и сопротивление базы. Конструктивно в.ч. диоды выполняются в виде точечной конструкции или плоскостной с очень малой площадью перехода.

2.4 Туннельные диоды.

Туннельные диоды выполняются из полупроводников с большим количеством примесей (вырожденные полупроводники). Вольтамперная характеристика p-n перехода, выполненного на основе вырожденных полупроводников, имеет область с отрицательным сопротивлением, на котором при увеличении напряжения протекающий ток уменьшается. Элемент, обладающий отрицательным сопротивлением, не потребляет электрическую энергию, а отдает ее в цепь, т.е. является активным элементом цепи.

Наличие падающего участка вольтмаперной характеристики позволяет применять туннельные диоды в качестве генераторов и усилителей электрических колебаний широкого диапазона частот, включая СВЧ, и в качестве высокоскоростных переключателей.

Туннельные диоды выполняются из вырожденных полупроводников, главным образом из германия, кремния и арсенида галлия. Т.к. для туннельного перехода носителей сквозь потенциальный барьер p-n переход должен быть узким и резким, то p-n переходы туннельного диода изготавливают методом вплавления. Кроме того, применяется метод эпитаксильного наращивания вырожденных слоев, который также позволяет получить резкие переходы. Для уменьшения емкости (а, следовательно, для повышения верхней граничной частоты, на которой туннельный диод может работать как активный элемент с отрицательным сопротивлением) применяется метод получения p-n переходов малой площади.

Вольтамперная характеристика туннельного диода показана на рис.2.2. Ее вид зависит от концентрации примесей, от рода примесей при одном и том же значении концентрации и от температуры, причем зависимость от температуры различна для туннельных диодов, выполненных из разных материалов.

Основным параметром, характеризующим вольтамперную характеристику туннельного диода, является отрицательное дифференциальное сопротивление, характеризующее наклон падающего участка :

Т. к. туннельное прохождение электронов сквозь потенциальный барьер перехода не связано с медленным процессом диффузии, то время передачи туннельного тока очень велика (порядка сек для сильно легированного германия) и в туннельных диодах отсутствует инерционность за счет малой подвижности носителей. Поэтому частотные свойства туннельных диодов определяются не скоростью передачи тока, а только факторами, зависящими от конструкции: емкостью p-n перехода С, сопротивлением потерь , обусловленным объемным сопротивлением полупроводника и выводов, и суммарной индуктивностью диода . Частотные свойства туннельного диода характеризуются максимальной частотой

На частотах выше туннельный диод уже нельзя использовать в качестве отрицательного сопротивления, т.е. генерирование и усиление электрических колебаний на этих частотах невозможно. Кроме того, качество туннельного диода на высоких частотах оценивается отношением , которое иногда называется фактором добротности.

При работе туннельного диода в переключающих схемах его быстродействие характеризуется величиной времени переключения, зависящим и от свойств диода и от параметров схемы.

2.5 Стабилитроны

Обратная ветвь в/а характеристики, показанной на рис.2.3, т.е. явление пробоя p-n перехода, можно использовать для целей стабилизации напряжения, пользуясь тем обстоятельством, что до тех пор пока пробой носит электрический характер характеристика пробоя полностью обратима. Полупроводниковые диоды, служащие для стабилизации напряжения, называются стабилитронами.

Как видно из характеристики, в области пробоя незначительные изменения обратного напряжения приводят к резким изменениям величины обратного тока. Предположим, что диод, имеющий такую характеристику, включен в простейшую схему, показанную на рис.2.4, причем рабочая точка [2] находится в той области в/а характеристики, где при изменении тока напряжение практически остается постоянным.

В этом случае, если изменяется входное напряжение U, то изменяется ток в цепи, но т.к. напряжение на диоде при изменении тока остается постоянным (изменяется сопротивление диода), то и напряжение в точках а,б — постоянно. Если параллельно к диоду к точкам а,б подключить сопротивление нагрузки, то напряжение на нагрузке тоже не изменится.

Стабилитроны изготовляются из кремния. Это связано с тем, что в стабилитронах может быть использована только электрическая форма пробоя, которая является обратимой. Если пробой перейдет в необратимую тепловую форму, то прибор выйдет из строя. Поэтому величина обратного тока в стабилитронах ограничена допустимой мощностью рассеивания.

Т.к. ширина запрещенной зоны кремния больше, чем у германия, то для него электрическая форма пробоя перейдет в тепловую при больших значениях обратного тока — отсюда целесообразность выполнения стабилитронов из кремния. Степень легирования кремния, т.е. величина его удельного сопротивления , зависит от величины стабилизируемого напряжения, на которое изготовляется диод. Стабилитроны для стабилизации низких напряжений изготовляются из кремния с малым удельным сопротивлением; чем выше стабилизируемое напряжение, тем из более высокоомного материала выполняется диод. Изменение стабилизируемого напряжения от нескольких вольт до десятков вольт может быть достигнуто изменением удельного сопротивления кремния.

Основным параметром стабилитронов является напряжение стабилизации и температурный коэффициент напряжения ТКН, характеризующий изменение напряжения на стабилитроне при изменении температуры на , при постоянном токе.

ТКН может принимать как положительные, так и отрицательные значения в зависимости от влияния температуры на напряжение пробоя . Для низковольтных стабилитронов, которые выполняются из низкоомных полупроводников, пробой имеет туннельный характер, а т.к. вероятность туннельного перехода электронов возрастает с увеличением температуры, т.е. падает, то низковольтные стабилитроны имеют отрицательный ТКН. В p-n переходах высоковольтных стабилитронов, которые выполняются из высокоомных полупроводников, происходит пробой за счет ударной ионизации и U пробоя растет с повышением температуры, т.к. тепловые колебания решетки уменьшают длину свободного пробега носителей заряда и для того, чтобы они приобрели кинетическую энергию, нужную для ионизации валентных связей, надо повысить напряженность поля перехода.

Для высокоомных стабилитронов ТКН — положителен.

где U— напряжение на диоде,

T— температура.

2.6 Варикапы.

Действие варикапов основано на использовании емкостных свойств р-п перехода.

Обычно используется зависимость величины барьерной емкости от напряжения в области обратных напряжений. В общем виде зависимость величины зарядной емкости от напряжения имеет вид;

где А — постоянная,

— высота потенциального барьера,

U — внешнее напряжение,

— для резких переходов,

— для плавных переходов.

Эта зависимость изображена на рис.2.5, где сплошной линией показана характеристика плавного перехода, а пунктирной — резкого перехода.

Варикапы могут быть использованы для различных целей как конденсаторы с переменной емкостью. Иногда их используют в параметрических усилителях. В принципе работы параметрического усилителя лежит частичная компенсация потерь в колебательном контуре, состоящем из катушки индуктивности L и конденсатора C, при периодическом изменении емкости конденсатора или индуктивности катушки (при условии, что изменение будет происходить в определенных количественных и фазовых соотношениях с частотой колебаний контура). В этом случае увеличение мощности электрических колебаний (сигнала) происходит за счет энергии того источника, который будет периодически изменять величину реактивного параметра. В качестве такого переменного реактивного параметра и используется варикап, емкость которого меняется в результате воздействия гармонического напряжения подаваемого от специального генератора накачки. Если с помощью варикапа и генератора накачки полностью скомпенсировать все потери контура, т.е. довести его до состояния самовозбуждения, то такая система носит название параметрического генератора.

Очевидно, что в качестве управляемой емкости может работать любой полупроводниковый диод, при условии, что величина его зарядной емкости достаточно велика. К специальным параметрическим диодам, работающим в параметрических усилителях на высоких и сверхвысоких частотах, предъявляются повышенные требования : они должны обладать сильной зависимостью емкости от напряжения и малым значением сопротивлением базы для повышения максимальной рабочей частоты.

[2] рабочей точкой называется точка на характеристике прибора, определяющая постоянное значение тока, протекающего через прибор, и постоянное значение напряжения

Сайт ориентирован на работу в INTERNET EXPLORER 4.0 и выше.
Разрешение 800х600 и больше. Используйте кнопку F11

©, Центр телекоммуникационных технологий, авторы, 2002
webmasters: Р.Романов Г.Сидоров e-mail: physics@tspu.tula.ru

Как изменится индуктивное и емкостное сопротивление при увеличении частоты

Допустим, что частота переменного тока, вырабатываемого генератором, большая. В этом случае в каждую секунду конденсатор много раз (часто) заряжается и разряжается. В проводах, идущих от генератора к пластинам конденсатора, будет перемещаться в каждую секунду большое количество электрических зарядов. По этому можно сказать, что в рассматриваемой цепи возникает большая сила тока и в данном случае, согласно закону Ома, емкостное сопротивление цепи Хс оказывается малой величиной.
Если же частота переменного тока генератора будет мала, то конденсатор в каждую секунду зарядится и разрядится меньшее количество раз: В связи с этим по проводам цепи в каждую секунду пройдет незначительное количество зарядов и сила тока будет мала, а следовательно, емкостное сопротивление цепи, наоборот, будет большим.
Из сказанного можно сделать вывод, что емкостное сопротивление обратно пропорционально частоте переменного тока. Rc=1/2pi f C, таким образом в данном примере оно уменьшится в 2 раза.
Емкостное сопротивление зависит не только от частоты переменного тока, но и от величины емкости, включенной в цепь.

то есть индуктивное увеличится, а ёмкостное уменьшится и видимо во столько же раз во сколько частота

Зависимость тока и частоты: требования, формула, влияние

Частота электрического тока выступает одним из параметров качества электроэнергии и основной характеристикой режима энергосистемы. Количественно частота в энергосети равна количеству периодов в секунду. Изменение частоты в сети влияет на функционирование и, соответственно, производительность работы потребителей. Также свое влияние оказывает отклонение частоты на работу всей энергосистемы.

Нормируемые требования к показателям

В РФ требования к качеству работы энергосистемы стандартизированы.

В соответствии с ГОСТ 13109-97 частота в энергосистеме должна непрерывно поддерживаться на уровне f = 50 ± 0,2 Гц, при этом допускается кратковременное отклонение частоты до значения ∆f = 0,4 Гц.

Анализируя зависимость силы тока от частоты, можно сделать вывод, что если подключаемая нагрузка имеет чисто активный характер (к примеру, резистор), то в широком диапазоне сила тока от частоты иметь зависимость не будет. В случае достаточно высоких частот, когда индуктивность и ёмкость подключаемой нагрузки будут характеризоваться сопротивлением, сравнимым с активным, то сила тока будет иметь определенную зависимость от частоты.

Другими словами, при варьировании частоты тока происходит изменение ёмкостного сопротивления, изменение которого, в свою очередь, приводит к изменению тока, протекающего по цепи.

То есть при повышении частоты, снижается ёмкостное сопротивление, и повышается ток, протекающий по цепи.

Математическое выражение зависимости будет иметь следующий вид: I = UCω;

Зависимость при учете активного сопротивления будет определяться следующим выражением: I (ω) = UCω √(R2 • C2 • ω2 + 1).

Влияние частоты тока на электроприборы

Далее рассмотрим влияние частоты электрического тока. Увеличение частоты до сравнительно невысоких величин (1 – 10 тыс. Гц), обычно является следствием исключительно повышения номинальной мощности электроаппаратуры, поскольку таким образом возрастает проводимость газовых промежутков. Для измерения частоты в системе используют частотомеры.

Паровая турбина разрабатываются и создаются таким образом, чтобы при номинальной скорости вращения (частоте) обеспечивалась максимальная выходная мощность на валу. При этом уменьшение номинальной частоты является следствием возникновения потерь на удар пара о лопатки с единовременным повышением момента вращения, а повышение частоты – к снижению момента вращения.

Таким образом, наиболее экономичный режим работы достигается при оптимальной частоте.

Помимо этого, работа на пониженных частотах приводит к ускоренному износу рабочих лопаток и прочих частей и механизмов. Снижение частоты оказывает влияние на расход на собственные нужды станций.

К вопросу оптимизации параметров емкостной системы зажигания ГТД в режиме генерирования серий разрядных импульсов с высокой частотой следования Текст научной статьи по специальности «Электротехника, электронная техника, информационные технологии»

Аннотация научной статьи по электротехнике, электронной технике, информационным технологиям, автор научной работы — Гизатуллин Фарит Абдулганеевич, Зиновьев Константин Владимирович

Рассматривается возможность реализации в емкостной системе зажигания (ЕСЗ) пакетного режима генерирования разрядных импульсов. Методами численного моделирования решается задача исследования вольт-амперных характеристик (ВАХ) разрядных элементов (искровой разрядник, свеча зажигания), а также моделируется непосредственно пакетный режим с учетом влияния частоты следования разрядов на динамику восстановления электрической прочности разрядных элементов. Теоретически оценивается возможность оптимизации параметров емкостной системы зажигания с целью обеспечения максимально возможной величины энергии пакета разрядных импульсов и максимально возможного значения их пиковой мощности при заданных значениях мощности источника питания, частоты следования разрядов и общем вольтаже всего агрегата зажигания.

i Надоели баннеры? Вы всегда можете отключить рекламу.

To a problem on optimization of parameters of the GTE ignition system working in the burst mode

We cosidered the availability and the features of the burst mode in the GTE ignition system. We studied the volt-ampere characteristics of the spark gap and the igni-tor plug using the calculus of approximations and also we realized the simulation of the burst mode taking into consideration the influence of the spark repetition rate onto the electric strength of the spark gaps. We theoretically considered the availability of the optimization of the ignition system parameters with the purpose of providing the maximum energy and peak power of the discharge pulses with desired power consumption, pulse repetition rate and the common voltage of the ignition system.

Текст научной работы на тему «К вопросу оптимизации параметров емкостной системы зажигания ГТД в режиме генерирования серий разрядных импульсов с высокой частотой следования»

ЭНЕРГЕТИКА • ЭЛЕКТРОТЕХНИЧЕСКИЕ КОМПЛЕКСЫ И СИСТЕМЫ

Ф. А. ГИЗАТУЛЛИН, К. В. ЗИНОВЬЕВ

К ВОПРОСУ ОПТИМИЗАЦИИ ПАРАМЕТРОВ ЕМКОСТНОЙ СИСТЕМЫ ЗАЖИГАНИЯ ГТД В РЕЖИМЕ ГЕНЕРИРОВАНИЯ СЕРИЙ РАЗРЯДНЫХ ИМПУЛЬСОВ С ВЫСОКОЙ ЧАСТОТОЙ СЛЕДОВАНИЯ

Повышение частоты следования разрядов в свече зажигания при определенных условиях запуска двигателя в ряде работ рассматривается как один из возможных способов повышения эффективности процесса воспламенения. В частности, в [1] указывается на общую предпочтительность высокой частоты следования разрядов в тяжелых для воспламенения условиях, когда состав топливовоздушной смеси вблизи свечи зажигания далек от оптимального. Положительный эффект в этом случае связывается с достижением частоты следования разрядов такой величины, которая была бы достаточна для того, чтобы очередной разряд происходил в объеме газа, нагретого предыдущими разрядами, что определенным образом должно влиять на качество воспламеняемой смеси. Влияние частоты следования разрядов на характеристики камер сгорания в условиях высотного запуска исследовалось в работе [2], где показано, что к небольшому увеличению воспламеняющей способности свечи приводит повышение частоты от 2 до 150 Гц. С другой стороны, данные работ [3-5] свидетельствуют о том, что улучшение воспламеняемости за счет повышения частоты следования разрядов возможно только при определенных способах стабилизации пламени в камерах сгорания и пусковых воспламенителях. При этом

в отдельных случаях частота следования разрядных импульсов не играет существенной роли, а воспламеняемость улучшается за счет повышения энергии разрядов вследствие увеличения их длительности. Тем не менее, направление исследований, связанное с оценкой возможностей повышения частоты разрядов и влияние такого режима на эффективность воспламенения, рассматривается на сегодняшний день как перспективное.

Основная проблема, связанная с реализацией в ЕСЗ режима высокой частоты следования разрядов, заключается в том, что в системе с заданными массой и габаритами такой режим достигается за счет уменьшения энергии каждого разряда. Существенное сокращение периода следования разрядных импульсов возможно только при соответствующем сокращении длительности самих импульсов. Если при этом пиковая мощность импульса не изменяется, то менее длительный импульс будет обладать более низкой энергией. Следовательно, чтобы сохранить энергию на требуемом уровне, повышение частоты следования импульсов должно сопровождаться соответствующим повышением их пиковой мощности. Здесь однако возникает ряд дополнительных проблем, весьма актуальных не только для области систем зажигания, но и для импульсной техники в целом, суть которых

заключается в особенностях формирования мощных импульсов в режиме периодического следования.

Генерирование мощных импульсов в микро-, нано- и пикосекундном диапазоне основывается, как правило, на едином принципе последовательной компрессии (вре-мя-амплитудного сжатия) энергии, когда от высоковольтного источника через зарядное устройство энергия поступает в накопитель и посредством последующей коммутации выделяется затем в нагрузке. В структуре емкостных систем зажигания в целом реализуется этот же принцип. Высокий уровень пиковой мощности (10 -10 Вт) формируемых разрядных импульсов при частоте повторения от 1 до 20 Гц здесь достигается за счет сокращения времени выделения энергии. Однако при переходе в более короткий временной диапазон пиковая мощность формируемых импульсов ограничивается возможностями используемых коммутирующих элементов. С другой стороны, если даже добиться большой пиковой мощности при высокой частоте следования, то при этом в условиях непрерывного генерирования импульсов в течение длительного времени резко возрастает потребляемая системой средняя мощность, что соответствующим образом отражается на массе и габаритах системы. Одним из возможных способов решения данной проблемы является реализация пакетного режима, при котором уровень потребляемой мощности определяется количеством и мощностью импульсов в пакете, а также длительностью временного интервала между пакетами.

Таким образом, разрешение конфликта между требованием повышения мощности и энергии разрядов, следующих с высокой частотой, и требованием минимизации потребляемой при этом мощности и составляет задачу оптимизации параметров ЕСЗ при работе в режиме генерирования серий (пакетов) разрядных импульсов. В настоящей статье предпринимается попытка теоретически оценить возможность реализации и основные характеристики такого режима. При этом основное внимание уделяется особенностям процесса коммутации и характеру его влияния на параметры (энергию и мощность) формируемых разрядов.

Эффективным средством теоретического анализа пакетного режима может стать математическая модель, которая должна наиболее адекватным образом отражать, во-первых, сам процесс генерирования последовательности разрядов, а во-вторых, учитывать

влияние частоты повторения на их пиковую мощность. При построении подобной модели необходимо отталкиваться непосредственно от самого понятия коммутации как процесса перехода коммутатора из непроводящего состояния с высокой проводимостью за время, много меньшее длительности формируемого импульса. Любое коммутирующее устройство в общем случае представляет собой два металлических электрода, разделенных средой, имеющей резкую зависимость тока от приложенного напряжения. В этом плане формирование последовательности импульсов следует описывать, рассматривая коммутирующий элемент как активное нелинейное сопротивление, обладающее соответствующей зависимостью, т. е. вольт-амперной характеристикой. Поскольку в составе ЕСЗ используются, как правило, газоразрядные коммутаторы в виде искровых (ионных) разрядников, а основная часть разрядного процесса в свече зажигания протекает в газовой среде, то эквивалентные ВАХ разрядника и свечи зажигания могут быть определены исходя из общих принципов теории электрических разрядов в газе.

Следует также отметить, что при работе любого генератора импульсов с газоразрядными коммутаторами в режиме периодического следования импульсов основным фактором, ограничивающим мощность последних, является время восстановления электрической прочности разрядника, которое физически определяется временем деионизации искрового промежутка. Из теории газового разряда известно [6,7], что деионизация происходит тем быстрее, чем меньше энергии выделяется в разрядном канале и, одновременно, чем ниже частота колебаний разрядного тока, т. е. собственная частота разрядного контура. Проблема быстрого восстановления электрической прочности разрядников может быть в принципе решена путем осуществления циркуляции газа в рабочем объеме, реализации режима объемного лавинного разряда с меньшей плотностью плазмы, либо применения гибридной конструкции коммутаторов [8]. В то же время управляемую стабилизацию электрической прочности в отношении свечи зажигания, работающей практически внутри камеры сгорания ГТД, технически осуществить весьма сложно. Таким образом, учет динамики восстановления электрической прочности коммутирующего разрядника и свечи зажигания в итоге будет определять энергию и мощность формируемых разрядов.

МОДЕЛИРОВАНИЕ ВОЛЬТ-АМПЕРНЫХ ХАРАКТЕРИСТИК ЕДИНИЧНОГО ИСКРОВОГО РАЗРЯДА

ВАХ импульсного разряда в газе может быть определена путем анализа динамики ионизационных процессов в газовом промежутке с заданными параметрами на стадии пробоя и в течение последующей искровой стадии. При этом скорость нарастания тока в искре без учета влияния внешней цепи будет зависеть от способа образования инициирующих электронов. Если электроны образуются на катоде, то согласно положениям известной модели [9] электронный ток может быть найден как

гдее = 1,6-10“19 Кл — заряд электрона;^ — скорость дрейфа электронов; пе — их концентрация; / — длина межэлектродного промежутка.

Предполагается, что пробой развивается по таунсендовскому механизму и для случая интенсивной однородной ионизации газа основная часть разрядного промежутка занята областью столба разряда, в котором градиент концентрации электронов в направлении оси разряда ¿пе/йх = 0, а средняя

напряженность электрического поля на промежутке Ео и Щ/1, где Щ — разность потенциалов между электродами. Тогда уравнение непрерывности для концентрации электронов в 0-мерном приближении будет иметь вид

где а — коэффициент ударной ионизации (первый коэффициент Таунсенда); /3 — коэффициент рекомбинации.

Известно, что коэффициент рекомбинации ¡3 ~ 1 /р, где р — давление газа; при этом для атмосферного воздуха /3 оценивают по приближенной формуле [6]: /3 = 7,6 х

х 103 К — температура плазмы. В то время как приведенный коэффициент ударной ионизации а/р в определенном диапазоне значений приведенного электрического поля находят с помощью известной аппроксимации [6-9]:

где и — константы, определяемые эмпирически для каждого газа. Для атмосферного воздуха Ао = 12,2 пар ионов/см-торр; В0 = 365 В/см-торр. Формула для скорости дрейфа электронов в воздухе имеет вид [6,7]:

где безразмерный коэффициент .

При оценке параметров искровой стадии разряда также важно учитывать ионный ток, который определяется интенсивностью вторичной эмиссии из катода и составляет [6]

где для электродов из вольфрама

[6] — коэффициент вторичной эмиссии (второй коэффициент Таунсенда), принимается постоянным.

С учетом (1), (4) и (5) полный ток будет равен

Таким образом, для описания динамики пробоя газового промежутка необходимо рассмотреть уравнение (2) с учетом (3) и (4) совместно с уравнением Кирхгофа для схемы замещения цепи разряда на рис. 1 при условии, что ток в цепи изменяется в соответствии с(6).

Рис.1. Схема замещения разрядного контура, соответствующая искровой стадии

Относительно поверхностного разряда, характерного для используемых в составе ЕСЗ полупроводниковых свечей зажигания, следует отметить, что отличительной особенностью пробоя межэлектродного промежутка такой свечи является инициирование разряда в тройной точке металл-полупроводник-воздух. Важно, что в состав специальной полупроводниковой керамики запальных свечей входят соединения на основе оксидов титана, известным свойством которых являются высокие значения диэлектрической проницаемости: е = 102-103 [10]. При этом

из результатов исследований разряда по поверхности диэлектриков [11] известно, что при условии наличия в разрядном промежутке диэлектрической поверхности происходит значительное усиление электрического поля в месте контакта катод-диэлектрик и напряженность поля в катодном контакте составляет

где х ~ 1 — коэффициент усиления поля за счет микровыступов на катоде.

Таким образом, ВАХ искровой стадии разряда в полупроводниковой свече зажигания в рамках настоящей модели определяется исходя из следующих допущений:

1. Развитие пробоя свечного промежутка рассматривается из перенапряженного состояния, при котором напряжение заведомо выше пашеновского потенциала зажигания для заданного ; предшествующие этому состоянию процессы (подготовительная стадия) не рассматриваются.

2. Существенное снижение пробивного напряжения полупроводниковой свечи относительно пробивного напряжения чисто газового промежутка при том же значении учитывается в выражении для коэффициента ударной ионизации путем умножения в раз напряженности электрического поля на катоде, которое усиливается вследствие присутствия в промежутке среды с высоким значением .

Итак, сформулированные допущения позволяют составить общую для газового разрядника и полупроводниковой свечи систему уравнений, описывающую динамику пробоя в схеме замещения на рис. 1, которая с учетом (2)-(7) запишется следующим образом:

Пе1!,р + II,С + иР = 0;

Здесь принимается, что для разрядника с плоскими электродами , торр,

мм, а для серийной полупроводниковой свечи зажигания , торр,

мм. При этом для системы (8) будут справедливы следующие начальные условия

Система уравнений (8) решалась численно с использованием неявных разностных схем в пакете Mathematica-5. Результаты расчета и опытные осциллограммы приведены на рис. 2. Характер влияния параметров разрядной среды (параметра ) в искровом разряднике и в свече зажигания на динамические характеристики разрядов показан на рис. 3а,б в виде параметрических графиков, полученных из расчетных и экспериментальных осциллограмм путем исключения времени. Аппроксимация осредненных характеристик разрядника и свечи зажигания приведена на рис. 3,в.

Из расчетных осциллограмм на рис. 2 видно, что на начальном участке, соответствующем нарастанию разрядного тока кривая напряжения спадает вначале круто, а затем ее спад замедляется, образуя так называемую «ступеньку». Представленные на рис. 3 результаты моделирования свидетельствуют о том, что с повышением возрастает высота «ступеньки» кривой напряжения на промежутке. Этот результат согласуется с известными экспериментальными данными [1,3], иллюстрирующими характер влияния давления и длины разрядного промежутка на энергию разряда в свече зажигания вследствие повышения падения напряжения на ее электродах в течение искровой стадии разряда.

Для адекватного описания процесса формирования в ЕСЗ разрядных импульсов путем коммутации накопленной энергии через искровой разрядник важно учитывать наличие в схеме замещения рабочего контура как минимум двух разрядных элементов, не являющихся при этом активными источниками тока как в представленной выше модели.

Рис. 2. Расчетные (а, б) осциллограммы тока (пунктир), напряжения (сплошная линия) и фотографии экспериментальных осциллограмм (в, г) единичного разрядного импульса для и со = 2,4 кВ; N0 = 104; Ь = 5 • 10-5 Гн;

-400 -2 00 0 200 400

i Не можете найти то, что вам нужно? Попробуйте сервис подбора литературы.

Рис. 3. Расчетные (сплошные линии) и экспериментальные (пунктир) динамические вольт-ам-перные характеристики единичного разрядного

импульса: а — разрядник при р = 5 торр;

мм (кривая 1); торр;

мм (кривая 2); торр;

1 = 3 мм (кривая 3); б — свеча зажигания при торр; мм

(кривая 1); торр; мм

(кривая 2); торр; мм

(кривая 3); в — аппроксимированные зависимости для разрядника (кривая 1) и свечи зажигания (кривая 2)

По этой причине следующая модель строится для схемы замещения, где разрядник и свеча зажигания представляются как пассивные элементы, обладающие фиксированными ВАХ, рассчитанными для определенных значений и и инвертированными как напряжения в функции тока.

МОДЕЛИРОВАНИЕ ПАКЕТНОГО РЕЖИМА

Нахождение оптимальных параметров пакетного режима работы ЕСЗ будет возможно только при соответствующем анализе особенностей процессов коммутации и восстановления электрической прочности разрядных элементов. При этом важно учитывать характер работы всех звеньев системы, влияющих на формирование параметров разрядных импульсов. В этом случае разветвленная схема замещения ЕСЗ будет содержать (рис. 4) генератор напряжения, зарядную ИС-цепь и непосредственно разрядный контур, который в отличие от схемы на рис. 1 содержит два нелинейных сопротивления, которые обладают вольт-амперными характеристиками /(г) и ф(г), рассчитанными из (8) соответственно для разрядника и свечи зажигания.

Рис. 4. Схема замещения ЕСЗ (а) и форма импульса генератора напряжения иг (і) (б)

Степень влияния разогрева плазмы на параметры разрядных импульсов в течение предпробойной стадии, а также на скорость восстановления электрической прочности устанавливается в соответствии с законом Саха и уравнением теплопроводности для столба разряда, которое в простейшем случае приводится к уравнению баланса мощностей [12]:

где Я — энтальпия столба разряда; а — удельная проводимость газоразрядной плазмы; Ротв — мощность, отводимая теплопроводностью и излучением.

Формула Саха для удельной проводимости плазмы имеет вид [3]:

где сто — проводимость, соответствующая начальной плотности электронов; — потенциал ионизации газа; А; — постоянная Больцмана.

Для случая цилиндрической формы столба разряда, находящегося в локальном термическом равновесии, уравнения (10) и (11), рассмотренные совместно и преобразованные в соответствии с методикой, изложенной в [12] приобретают форму известной модели Майра для динамической проводимости разряда:

где д — ~ 10-6-10-5 с — тепловая постоянная времени искры (р — плотность плазмы; с — удельная теплоемкость; — радиус столба разряда;

— коэффициент теплопроводности) принята постоянной и рассчитана для средней температуры канала разряда Т « (3-5)-103 К.

Согласно модели [12] , отводимая мощность может быть выражена через ВАХ разряда, поэтому для разрядника Ротв — f(г)^г,a для свечи Ротв = Ф<1) • *. Ввиду того, что параметры рабочей среды ( ) в разряднике и в

свече зажигания различны, величины постоянных времени, а также функции динамических проводимостей ( , — для разрядника

и , — для свечи) следует рассматривать

раздельно. Тогда с учетом (12) система уравнений, описывающая процесс генерирования последовательности разрядных импульсов в схеме замещения ЕСЗ запишется следующим образом:

Исходному состоянию схемы замещения будут соответствовать начальные условия

Рис. 5. Осциллограммы серий импульсов напряжения на разряднике (а), (в), и соответствующие им динамические вольт-апмерные характеристики первых разрядных импульсов каждой серии для свечи зажигания (б), (г). Общие для всех случаев значения параметров:

Ь = 1(Тв Гн; й2 = 0,45 Ом

Видно, что увеличение количества импульсов в пакете путем изменения параметра игтах/^С, отражающего скорость заряда накопительной емкости, при определен-

ном значении частоты следования приводит к нарушению устойчивости генерации разрядов при заметном снижении их пиковой мощности. Характер этого влияния, как известно, обусловлен скоростью нарастания тепловой неустойчивости в плазме, которая в определенных условиях (при возрастании частоты следования разрядов и собственной частоты колебаний разрядного тока) начинает превышать скорость восстановления электрической прочности разрядника и свечи зажигания. Из рис. 5, г следует, что на втором и последующих импульсах разрядник пробивается при напряжении, существенно более низком, чем номинальное значение статического потенциала зажигания, заданного на уровне 2,5 кВ. С другой стороны, маленькая емкость в совокупности с высоким уровнем зарядного напряжения обеспечивают более крутой фронт импульса напряжения на разряднике, что позволяет достичь определенного перенапряжения, повысить энерговклад и пиковую мощность первых разрядных импульсов. В то же время повышение накапливаемой энергии за счет увеличения емкости приводит к возрастанию зарядного тока и, соответственно, потребляемой агрегатом зажигания средней мощности, а также снижает количество импульсов в пакете при том, что более мощные и более длительные разряды, следующие с высокой частотой, увеличивают износ разрядных элементов из-за эрозии электродов.

Таким образом, решение проблемы оптимизации пакетного режима работы ЕСЗ возможно путем подбора такого сочетания параметров схемы замещения, которому будет соответствовать, с одной стороны, максимальное значение энергии, вводимой в искровой канал в течение одного пакета импульсов, а с другой стороны — как можно более низкое значение потребляемой агрегатом зажигания средней мощности.

Эта задача решалась с помощью исследования системы уравнений (13) методами численного моделирования с целью определения динамических ВАХ и энергетических характеристик серий разрядов в свече зажигания в зависимости от параметров воздействующего импульса и параметров схемы замеще-

ния. При этом значение энергии пакета разрядных импульсов определялось численным интегрированием в соответствии с выражением

00021 0.00022 0.00023

01 0.00012 0.00 014

где — длительность воздействия одного импульса генератора напряжения «г (¿), равная длительности пакета разрядных импульсов.

Средняя потребляемая агрегатом зажигания мощность вычислялась для заданного значения частоты следования пакетов = Т^ д = 1 Гц по формуле

Рис. 6. Рассчитанные зависимости энергии (а) пакета разрядных импульсов и средней потребляемой ЕСЗ мощности (б ) от параметра С/г тахС (• — 2 импульса в пакете, /имп = 1 кГц,

Тп = 1 мс; х — 5 импульсов в пакете,

/имп = 3 кГц, Тп = 1,5 мс; О — 20 импульсов в пакете, кГц, мс);

6 — зависимость пиковой мощности разрядов от частоты следования (• — С = 0,2 мкФ;

х — С = 0,5 мкФ; О — С = 1 мкФ). Пунктиром обозначены участки кривых, соответствующие снижению энерговклада за счет уменьшения начального количества импульсов в пакете

На рис. 6,а, б приведены рассчитанные по (15) и (16) зависимости энергии, выделяемой в искровом канале в течение пакета раз-

рядных импульсов и средней мощности, потребляемой ЕСЗ, от параметра Дан-

ный параметр имеет размерность [Кл] и характеризует скорость заряда накопительной емкости, при этом от него также косвенным образом зависят как пробивное напряжение разрядника, так и коммутируемый заряд. Зависимости среднего значения пиковой мощности пакета разрядных импульсов от частоты их следования, также полученные

i Не можете найти то, что вам нужно? Попробуйте сервис подбора литературы.

в результате численного моделирования для различных значений емкости , показаны на рис. 6,в.

Полученные зависимости позволяют определить оптимальное значение величины накопительной емкости и оптимальный режим работы преобразователя напряжения (форма , соответствующие максимальному

энерговыделению в разрядном канале при работе ЕСЗ в пакетном режиме. В результате моделирования обнаружено, что, начиная с определенного значения параметра ,

увеличение как накопительной емкости, так и прикладываемого напряжения, приводят к снижению величины энерговклада, т. е. зависимость имеет ярко выражен-

ный максимум. Также установлено, что для длительности воздействия импульса напряжения характерно некоторое кри-

тическое значение, превышение которого не приводит к увеличению числа импульсов в пакете.

Причины такой зависимости связаны с развитием тепловой неустойчивости в разрядном канале, приводящей к снижению электрической прочности разрядных элементов, что применительно к ЕСЗ может выражаться в развитии аварийных режимов. Примечательно, что указанные особенности качественно согласуются с экспериментальными результатами работы [13], где с помощью пакетного режима генерирования разрядов осуществлялось возбуждение активной среды газовых лазеров.

В то же время, сопоставление зависимостей и позволяет

определить оптимальное сочетание величины энерговклада и потребляемой агрегатом зажигания средней мощности. При этом величина также может быть подвергнута оптимизации за счет подбора соответствующего периода следования Тс.п. пакетов. Можно видеть, что один и тот же уровень энерговклада в определенных условиях может быть достигнут за счет генерирования большего количества менее мощных импульсов при более низком значении потребляемой мощности.

Если не принимать особых мер, то, как уже было отмечено, частота следования разрядов в пакете будет ограничивать их пиковую мощность (рис. 6,в) по уже упомянутой причине несоответствия временного интервала между импульсами и времени деионизации искровых промежутков. Однако плотная упаковка разрядов в более длительный пакет должна повысить эффективность воспламенения топливовоздушной смеси, что может оказать положительное воздействие как на процесс высотного запуска ГТД (при возрастании периода индукции воспламенения), так и на процесс запуска при больших скоростях полета.

Таким образом, предложена математическая модель, отражающая процесс генерирования серий разрядных импульсов в емкостной системе зажигания ГТД. Модель основана на рассчитанных для единичного разряда вольт-амперных характеристиках и учитывает влияние теплового самовоздействия разрядов на процесс восстановления электрической прочности искровых промежутков. Оценена возможность реализации пакетного режима в ЕСЗ с целью определения оптимальных параметров ЕСЗ при условии максимального энерговыделения в искре в течение пакета разрядных импульсов, а также минимума потребляемой системой мощности. Практическая реализация пакетного режима с наиболее оптимальными параметрами в условиях реальных камер сгорания ГТД представляет интерес в плане повышения эффективности процесса воспламенения как в процессе высотного запуска, так и при запуске на высоких скоростях.

1. Лефевр, А. Процессы в камерах сгорания ГТД / А. Лефевр. М.: Мир, 1986. 566 с.

2. Foster, H. H. Effect of spark repetition rate on the ignition limits of a single tubular combustor /H. H. Foster. NACA RM E51J18, 1951.

3. Гизатуллин, Ф. А. Емкостные системы зажигания / Ф. А. Гизатуллин. Уфа: УГАТУ, 2002. 249 с.

4. Гизатуллин, Ф. А. Об одном подходе к оценке параметров проектируемых систем зажигания газотурбинных двигателей / Ф. А. Гизатуллин, А. В. Краснов // Изв. вузов. Авиационная техника. 2000. № 2. С. 25-27.

5. Гизатуллин, Ф.А. Методология определения параметров систем зажигания для ГТД с различными условиями воспламенения смеси / Ф. А. Гизатуллин // Вестник УГАТУ. 2005. Т. 6, №2 (13). С. 67-72.

6. Райзер, Ю. П. Физика газового разряда / Ю. П. Райзер. М.: Наука, 1987. 592 с.

7. Мик, Дж. Электрический пробой в газах / Дж. Мик, Дж. Крэгс. М.: ИЛ, 1960. 605 с.

8. Месяц, Г. А. Пикосекундная техника больших мощностей / Г. А. Месяц, М. И. Яландин // УФН. 2005. Т. 175, № 3. С. 225-246.

9. Месяц, Г. А. Законы подобия в импульсных газовых разрядах/ Г. А. Месяц //УФН. 2006. Т. 176, № 10. С. 1069-1091.

10. Корицкий, Ю. В. Справочник по электротехническим материалам : Т. 1 / Ю. В. Корицкий, В. В. Пасынков, Б. М. Тареев. М.: Энергоатом-издат, 1986. 368 с.

11. Литвинов, Е. А. Автоэмиссионные и взрывоэмиссионные процессы при вакуумных разрядах / Е. А. Литвинов, Г. А. Месяц, Д. И. Проскуровский // УФН. 1983. Т. 139, вып. 2. С. 265-302.

12. Кулаков, Н.А. Устойчивость горения электрической дуги (Низкотемпературная плазма. Т. 5) / Н. А. Кулаков, О. Я. Новиков, А. Н. Тимошевский. Новосибирск : Наука. Сиб. отд., 1992.199 с.

13. Осипов, В. В. Исследование предельных энергетических характеристик комбинированного разряда в потоке газов / В. В. Осипов, М. Г. Иванов, В. В.Лисенков // ЖТФ. 1998. Т. 68, № 5. С. 33-38.

Гизатуллин Фарит Абдул-ганеевич, проф., зав. каф.

электрооборуд. ЛА и наземн. транспорта. Дипл. инж.-электромех. (УАИ, 1972). Д-р техн. наук по тепл. двиг. ЛА, эл-там и уст-вам выч. техники и систем упр-я (УГАТУ, 1994). Иссл. в обл. систем зажиг. двигателей ЛА.

Зиновьев Константин Владимирович, асп. той же

каф. Дипл. инж. по элек-тробооруд. ЛА и наземн. транспорта (УГАТУ, 2002).