模拟加载装置（精选5篇）
模拟加载装置 篇1
1 引言
石油用钻杆、套管和抽油杆在油田生产中大量使用，其安全性和可靠性必须得到保证，在设计、制造和使用时须按照国家有关的标准进行试验和检测[1]，完全达到标准要求后方能投入生产。而油田用套管钻井时所用的套管和采油过程中螺杆泵用抽油杆的载荷形式产生变化，在原有的拉压载荷下增加了扭矩载荷。和钻杆一样都需要进行对拉扭组合载荷检测，而原有的试验装置不能满足试验要求，为此研制了既有拉压载荷功能又有扭矩载荷功能的拉扭、压扭组合功能的试验装置，该装置可根据不同直径的试验样件更换相应的卡头将其固定进行试验，这样大大扩展了试验的范围，增加了试验的科目，为生产和科研提供了良好的试验平台[2]。
2 试验装置基本组成
该试验装置主要由模拟试验台、液压拉压加载系统、扭矩加载系统和数据采集与计算机控制系统组成。试验台实物见图1所示。
2.1 模拟试验台
模拟试验台主要包括机体台架、底座、卡头、导轨、导柱、油缸和减速器的固定装置，以及扭矩加载系统端的组合轴承支座等。卡头有两个，一个卡头与加载油缸连接，可以沿油缸导轨方向运动，随油缸运动时产生拉力或压力。另一个卡头固定在支架上与扭矩加载系统连接，只能随扭矩加载系统转动而不能轴向移动，转动时产生扭矩。在做试验时，将试样两端分别夹持在两个卡头上，按照试验要求做加载试验，卡头可以拆卸，当试样直径不同时，可更换不同的卡头满足夹持试样的要求。试样的长度不同时可以通过调整油缸的活塞杆位置来实现夹持。为减少拉压与加扭机构间的相互影响，采用了组合轴承的结构形式，从而减小了摩擦，由于本试验台拉压载荷与扭矩载荷输出值比较大，对试验台本身结构强度和安全性要求比较高。所以在设计中以给予充分的考虑，保证其试验装置安全可靠。
2.2 液压拉压加载系统
试验台液压拉压加载系统包括伺服加载油缸和液压源组成，加载系统原理图如图2所示。液压泵选用变量式柱塞泵，额定压力为25MPa，额定流量为7.5L/min。系统装有蓄能器，以减小压力和流量的脉动冲击对试验的影响。并装有风冷装置，同时采用高精过滤器保持液压油的清洁。系统采用电液伺服控制技术，实现全数字闭环控制，系统闭环控制回路由控制器、伺服阀、测量传感器(拉压、位移传感器)、液压缸和工控机组成，可实现试验机的试验力、油缸活塞位移的闭环控制功能[3]。这两种控制方式可以进行平滑切换。
2.3 扭矩加载系统
该试验装置采用了伺服加载机构，伺服电机、扭矩传感器、角度传感器组成了闭环反馈控制系统，加载扭矩的大小、加扭速度等可实时控制。工作时工控机给出加扭指令，通过交流伺服控制器控制交流加载电机的转速和转向，并带动摆线针轮减速机输出扭矩，传递到夹持试件的卡头上，对杆件试样施加扭矩。同时由检测系统的扭矩传感器和角度传感器测量加载扭矩的大小及试样的角位移量，经数据采集系统对信号进行放大转换处理后输入工控机进行循环控制，从而实现了加载扭矩的自动控制。
2.4 数据采集与计算机控制系统
该试验装置数据采集与计算机控制系统主要由工控机、A/D、D/A转换器、电液伺服控制器、交流伺服控制器、传感器、加载装置等组成，如图3所示。计算机数据采集与控制系统利用伺服控制器，通过各种传感器实现对液压系统、加载油缸和扭矩加载系统的相关试验数据的采集，并根据采集到的数据对各系统的载荷进行相应的控制，还能对采集到的数据信号进行分析、处理和储存，最后通过显示和打印设备输出试验数据或曲线，同时对试验情况进行自动记录和统计，关机后数据不会丢失，操作方便与实用。
3 试验应用
3.1 性能试验
根据设计指标，对该试验装置进行性能检测试验。图4为试验装置的性能试验曲线。通过加载调试曲线和数据，说明达到设计要求，该试验装置的主要参数测量精度在±1%FS之内。整个试验系统可以满足自动施加组合载荷、变载荷、长时间连续工作的需要，试验过程可采用自动或手动操作，并有过载保护和防护罩，安全可靠。
3.2 应用试验
根据目前开展的科研项目的要求，对几种螺杆泵专用抽油杆进行了强度和疲劳加载试验的科研工作。其中某一种抽油杆试验样件直径为19mm，长度为650mm，材料为20CrMo，普通直螺纹连接，如图5所示。
利用该试验装置对抽油杆两端螺纹抗扭特性进行了加载试验。首先将试样夹持在卡头上，然后施加60kN拉力，同时施加扭矩到800N·m，再卸扣观察螺纹受损情况，如果正常，继续增加拉力载荷，并保持扭矩不变，直至螺纹受到损伤为止。试验结果见表1。由于该试验装置加载形式灵活，可采用多种加载方案，对分析试样产生损伤的原因，提供了很大帮助。
4 结论
通过实际应用可知，该装置采用了电液伺服和交流伺服后最突出的特点就是响应速度快、输出功率大、测量和控制精度高，加载的形式多样，可输出如恒载、正弦波、三角波或方波等多种拉压载荷，并可同时施加扭矩形成拉扭、压扭组合形式的载荷，可适应钻井用钻杆、套管和采油螺杆泵用抽油杆等既存在拉压载荷同时承受较大扭矩载荷的管材，与油田实际应用的工况更加接近，这样做出的动态疲劳试验和静态性能试验准确度较高，达到了装置研发的目的。
摘要：针对油田使用的各种钻杆、套管及抽油杆生产质量及使用中检测的需要,研制了钻杆与抽油杆模拟加载试验装置。装置主要由模拟试验台、液压拉压加载系统、扭矩加载系统和数据采集与计算机控制系统组成。试验台可以提供的拉压载荷为1000kN,扭矩载荷为10kN·m。液压系统采用电液伺服加载系统,用于控制加载油缸输出拉压载荷的大小、形式和频率,扭矩加载系统采用交流伺服器控制加载电机输出加载扭矩。性能试验和应用试验表明,该试验装置能满足长度为1001000mm,直径为10160mm,不同材质的全尺寸石油钻杆及抽油杆试样的强度试验或疲劳试验。
关键词：钻杆,抽油杆,试验装置,拉压试验,扭矩试验,电液伺服系统,数据采集
参考文献
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模拟加载装置 篇2
大吨位加载装置可广泛应用于航空航天、船舶、石油等工程领域,在实际应用中,大吨位加载需配套相应能力的作动器,考虑实际经济效益及加工生产难度,小吨位作动筒在应用过程中更加方便、灵活,利用杠杆原理,采用较低吨位作动筒来实现大吨位加载具有实际应用意义。
近年来,杠杆在工程机械设计中得到广泛应用,使用杠杆可以实现不同用途的放大功能[1,2,3],文献[4]采用杠杆放大位移,在陀螺驱动模态谐振频率一定的情况下增大质量块在驱动方向的运动速度,提高了陀螺系统的灵敏度和精度;文献[5]对加速度惯性传感器的杠杆放大倍数进行研究,通过理论分析、有限元仿真和微机械杠杆实验对微机械杠杆的力放大倍数进行了研究。
本文中设计了一种基于杠杆的大吨位加载装置,设计加载目标400t,作动筒吨位200t。对于此载荷放大装置设计,本文揭示了设计过程中容易忽略且对载荷放大性能有影响的因素,基于Abaqus有限元对加载装置进行分析,并对结构进行了优化设计。
1 加载装置初步设计
本文初步设计加载装置如图1所示。
1.作动筒;2.加载杠杆;3.支座;4.试样假件;5.底座
图1所示装置包括液压作动筒、支座、底座、加载杠杆及试样假件,作动筒与加载杠杆、支座与加载杠杆间均采用销轴连接,加载杠杆与试样假件之间直接接触,通过螺栓连接防止窜动,当载荷开始施加时,作动筒伸长向左推杠杆,杠杆绕另一端转动,向左对试样加压,将载荷传递到试样。杠杆比为1:2,杠杆两铰支孔之间距离为2m。
2 加载装置性能的有限元分析
为了研究加载装置的实际加载效果,本文利用有限元软件Abaqus对装置进行仿真分析。在Abaqus中,作动筒采用axial连接器模拟,能够模拟作动筒的轴向伸缩,支座与加载杠杆之间连接采用hinge连接器,可模拟实际的绕销轴转动,加载杠杆与试样之间采用接触定义。
在有限元计算结果中,重点关注以下问题:计算模型的最大应力是否超出其许用应力;作动筒给200t作用力时,试样承受的载荷与400t目标受载的偏差。
图2显示模型的有限元应力计算结果,可以看到,在试样处有应力集中存在,应力集中最大值643.1Mpa,且试样存在偏心载荷,忽略由于计算引起的单个应力奇异点,试样的最大应力水平在428.7MPa量级。支座、加载杠杆及底座应力较小,低于100Mpa,强度满足要求。
在设计目标中,试样中的应力分布应该对称,这样与单个400t作动筒作用时效果一致,因此试样中的偏心载荷需要重点考虑。由图2中的计算结果显示,试样中的受力区域集中在靠近作动筒的一侧,导致局部应力过大,对于实际试验部件而言,这样的加载结果将不被接受,必须对加载装置进行改进,消除偏心载荷的影响。
图3显示模型的变形位移计算结果,可以发现,试样的偏心加载是由于杠杆两个销轴连接点的位移不一致导致的,支座与杠杆销轴连接处位移很小,只为约1mm,而作动筒与杠杆销轴连接处变形位移为10mm,原因在于作动筒加载时可伸长,而支座长度固定,该两处部位的位移不一致导致加载杠杆发生微小转动。
现考虑作动筒给200t载荷时,试样上承受的载荷与目标值400t之间的偏差。在有限元计算结果中,输出hinge连接器的连接力,可以得到杠杆两个销轴孔处力的大小,其值如表1所示。
根据表1中的力计算结果,试样中的承受载荷为330t,这与设计的400t相差70t,说明加载杠杆与试样之间接触的方式离设计目标差距较大,此连接方式不可取。
试样实际承受载荷与设计目标的偏差,主要是由于力臂的变化引起的。在加载的过程中,由于作动筒的伸长,加载杠杆会出现微小转角,另一方面,试样与加载杠杆之间是平面接触,当杠杆在加载过程中出现微小转角时,反力的作用点会偏移,两力臂之间的比值将小于2:1,因此实际加载效果将低于400t。
3 实验测试
为了更好的说明有限元计算的结果,在实际生产调试过程中,采用贴应变片方式实验测量。应变测试结果应该反映两方面内容,一方面易于对比计算结果,另一方面能体现偏心加载。这里选择试样上下左右四个表面中间位置贴片,贴片位置示意如图4所示。
应变片均采用单片,只测一个方向的应变值。1号应变片贴在试样上表面,3号应变片贴在试样下表面(图中不可见),1、3号应变片之间保持对称。2号应变片贴在试样前侧,4号应变片贴在试样后侧(图中不可见),2、4号应变片之间保持对称。
在实际测试中,得到的数据为实际测量点的应变,对于三维弹性变形部件,该应变值并不能通过弹性模量简单转化为应力值,因此,在有限元计算结果中应输出试样的应变结果,根据应变片的贴片方向选择对应应变分量进行对比。为了试样不屈服,采用20%载荷进行测试,对比20%载荷时的有限元应变结果。
有限元计算应变与实际测试应变比较如表2所示,2号应变片位置出现较大的压向应变,说明试样上存在较大偏心载荷。考虑到应变片在测试过程中的零点漂移及最小分辨精度,1、3、4号应变片的测量结果仅供参考。根据2号应变片结果,可以认为有限元计算结果与实际情况十分接近。
由以上分析可知,现有的加载装置存在缺陷,需要对现有加载装置进行改进,根据现有分析结果,在改进过程中需要解决两个主要问题,一是试样上的应力不对称,改进后的装置需消除偏心压载的影响,另一方面,改进后的装置需要达到400t加载的设计要求。
4 加载装置的结构优化
必须对现有加载装置进行改进优化。现有缺陷的存在,主要是由于加载杠杆与试样直接接触引起的,对于面面接触,在加载杠杆有微小转角时,试样截面的变形刚度不一致,导致承力支点偏移,该承力支点的偏移导致应力不对称及杠杆比例的变化。对加载连接部位进行改进,设计球形铰连接,该连接能够保证在杠杆施加载荷过程中,承力支点位置保持不变,使得杠杆放大倍数保持恒定。改进后的装置如图5所示。
图5所示改进装置中,球形铰包括球头球窝两个部分,球头可在球窝里球面绕动。为确定改进后的装置性能,采用有限元进行计算分析,有限元应力计算结果如图6所示,可知改进后的加载装置消除了试样上的偏压受力,应力分布较为平均,试样最大应力约为200MPa。忽略由于计算引起的单个应力奇异点(云图中灰色显示),图示最大应力水平位于球头杆上,约为343.1MPa,球头球窝采用42Cr Mo材料。
1.作动筒;2.加载杠杆;3.支座;4.试样假件;5.底座;6.球头球窝
同样,为了确定杠杆的实际载荷放大比例,在有限元计算结果中输出hinge连接器的连接力,可以得到杠杆两个销轴孔处力的大小,其值如表3所示。
由表中结果可知,整个试样上承受载荷为390吨,距理想设计目标差距为10吨,误差2.5%,可认为球形铰连接方式有效消除了承力支点偏心的影响,符合本文提出的设计要求。
5 结论
设计了一种应用于大吨位加载的装置,实现采用较低吨位液压作动筒来达到大吨位加压载荷要求,具有广阔的应用空间。为确定加载装置的实际效果,文中首先采用有限元分析方法对结构应力及变形位移进行分析,从计算结果中发现杠杆与试样直接接触存在的问题,并通过应变片测试对比验证了计算结果的准确性。本文针对杠杆加载得到的主要结论有:
加载杠杆直接作用于试样的连接形式最为简便,但杠杆加载时的微小转角会导致承力支点偏移,该承力支点偏移导致两个结果,一方面试样上应力分布不对称,应力集中在试样一侧,另一方面杠杆加载比例发生变化,载荷放大倍数降低。
球形铰连接能够保证杠杆在施加载荷过程中,承力支点位置保持不变,使得杠杆放大倍数保持恒定,有限元分析计算结果显示,该连接方式能够满足本文提出的设计要求。
本文研究揭示了杠杆加载连接设计中容易存在的问题,并给出了解决办法,为杠杆加载的深入研究提供参考及数据理论支持。
摘要：针对实际应用设计了一种加载装置,通过使用杠杆加载,实现采用较低吨位液压作动筒来达到大吨位加压载荷要求。采用Abaqus有限元分析了直接接触连接设计下,装置加载能力与设计目标的偏差。通过现场实验测试,对比了计算分析结果与实际测试结果的吻合程度,并对装置进行了结构优化。研究发现:杠杆偏压对目标载荷的实现影响十分严重,其导致杠杆力臂比例发生变化;球形铰能有效消除支点偏心影响,实现目标加载要求。本文的研究为杠杆加载的深入研究提供数据支持和理论依据。
关键词：杠杆原理,加载装置,有限元分析,结构优化
参考文献
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模拟加载装置 篇3
GB 9706.1-2007标准第21条规定医疗设备, 包括其各个部件的任何调节孔盖及零件, 应有足够的强度和刚度[7]。因此可携带式设备上的提手或手柄也应通过相应的加载试验。医疗设备提手的检测一般是参照GB9706.1标准的要求, 在提手下方根据设备重量加载相应重量的砝码, 准确性、安全性和可操作性都存在较大问题, 且该方法需人工反复操作, 检测效率较低。因此, 研制医疗设备提手加载试验装置, 严格参照医疗设备产品检测标准和规范进行检测非常有意义[8]。
1 可控式医疗设备提手加载试验装置的基本结构
可控式医疗设备提手加载试验装置的设计主要以国家标准GB 9706.1-2007、GB4793.1-2007的相关条款为依据, 装置必须能够自动测量被测设备的质量, 并能够根据设备质量输出相当于4倍设备质量的拉力, 从而对被测设备的提手进行加载试验。
该装置主要由电控箱、触摸屏、伺服电机、滑轨、支架、拉力传感器、挂钩、活动限位块等组成。可控式医疗设备提手加载试验装置框架图, 见图1。
注:1:支架;2:电控箱;3:电机;4:拉力传感器;5:限位块;6:直导轨;7:承重块;8:挂钩;9:触摸屏;10:支杆;11:支柱。
由图1可知, 加载试验装置支架的两根竖直的支柱上设有两根直导轨, 中间滑接一承重块, 承重块上设有用于挂接医疗设备提手的挂钩, 拉力传感器与承重块连接, 带动承重块沿直导轨运动。限位装置包括支杆、套接于支杆上的限位块以及设置于支杆与限位块之间用于将限位块固定于支杆上的锁紧装置, 用于阻挡设备的移动。支杆沿直导轨方向安装在支架上, 可根据被测设备的高度进行打孔限位以满足不同设备的高度要求。加载试验装置的右上方为电控箱, 设有用于输入控制命令的触摸屏, 可根据拉力传感器读取的数据控制电机的输出功率;正上方为伺服电机, 用来提供装置测试时所需的拉力。
2 可控式医疗设备提手加载试验装置的工作流程
可控式医疗设备提手加载试验装置的工作流程为: (1) 将待检测设备放到支架的底端, 用挂钩钩住提手, 此时电控箱控制电机启动, 提拉医疗设备的提手, 在设备未与限位装置接触时, 拉力传感器读出设备的重量, 然后根据该重量自动输入拉力传感器的待检测测量值, 也可以手动输入, 一般待检测测量值为待检测设备重量的4倍; (2) 电机驱动拉力传感器提拉设备, 限位装置阻挡住设备的移动; (3) 当限位装置阻挡住设备运动时, 电机依然输出功率, 直到拉力传感器的测量值达到待检测测量值 (10 s内从零开始逐渐加大到试验值) ; (4) 电控箱控制电机保持输出功率, 使拉力传感器的测量值保持在待检测测量值一段时间 (标准规定为1 min) ; (5) 电机停止输出功率, 取下设备。在这个过程中, 若设备的提手损坏, 则标记为不合格产品;若没有损坏, 则标记为合格产品。
其中, 限位装置可以直接将设备固定在支架上, 或者在设备起初与限位装置有一定距离, 当设备移动到限位装置时, 限位装置阻挡设备移动。电控箱中预先输入的待检测设备的重量, 可以是事先已知的, 也可以是使用拉力传感器在进行加载试验时直接测量出的, 拉力传感器直接测量出的设备的重量数据可自动预存到电控箱中, 电控箱再根据设定的程序设定拉力传感器的待检测测量值。
3 结语
可控式医疗设备提手加载试验装置, 配合使用电控箱、拉力传感器、电机和限位装置, 可以快速、准确地对医疗设备提手进行加载试验, 试验可重复性强且基本都由机器操作, 可避免人工操作产生的误差, 提高了检测准确性和安全性。
该装置结构简单、安全实用, 可应用于医疗设备检测机构、医疗设备生产企业等, 目前已在深圳市医疗器械检测中心以及深圳市理邦精密仪器股份有限公司进行了测试验证, 试验效果良好。该装置的研制成功, 有利于保证医疗设备产品的安全性和有效性, 保障人民群众的生命健康。
摘要：本文详细介绍了一种可控式医疗设备提手加载试验装置的基本结构和工作流程。该装置主要由电控箱、触摸屏、伺服电机、滑轨、拉力传感器等构成, 可规范医疗设备检测过程, 提高医疗设备检测的准确性和效率。
关键词：可控式加载试验装置,医疗设备提手,电控箱,拉力传感器
参考文献
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模拟加载装置 篇4
地基的不均匀沉降会给建筑物、构筑物等带来很大的危害[1]。工程人员在修筑各类建筑物时必须保证地基在今后的使用过程中不至于产生过大的不均匀沉降及水平侧移。为分析地基固结沉降的规律,诸多学者做过很多试验研究及数值计算分析[2,3],得到了许多有益的结论。文章从分级加载的角度探讨地基的固结沉降时的位移及孔压变化规律。
1 模型及其参数
本研究模型为在一对称地基上进行分级填土加载,路堤顶宽12m,高6m,路堤边坡坡度为3∶4,填土的重度为20k N/m3,地基为正常固结的饱和软土,饱和重度为18k N/m3,厚10m,地下水位位于地基的表面,软土层下为不透水的基岩,顶面可以自由排水,地基宽度为50m,考虑到地基的对称性,其对称结构模型如图1所示。
填土分三级加载,每级加载2m,然后固结一段时间再加下级荷载。加载过程如图2所示。
在有限元计算中,填土采用莫尔-库伦模型,地基土采用修正的剑桥模型。材料参数如表1、表2所示。
2 结果分析
2.1 竖向位移分析
地基竖向位移云图如图3所示。
由图3可知,在分级填土加载条件下,位移的最大值发生在第一级填土与地基接触的中间部位,其值达到了0.408m,而并不是发生在填土的表面。地基远离填土的部分产生向上位移,达到0.024m。
2.2 水平位移分析
地基水平位移云图如图4所示。
由图4可知,水平位移的最大值发生在坡脚处,其值达到了0.116m。因此,在填土过程中,要特别注意坡脚处的水平位移,防止其过大而产生不良后果。
2.3 孔隙水压分析
填土填完后的最终地基孔隙水压云图如图5所示。
由图5可知,孔隙水压的最大值发生在地基中心线处的土层底部,达到4.753k Pa。这主要是因为该处受到的压缩作用大,距离顶面的排水距离又最远,所以孔压最难消散。做出此处孔压随加载过程的关系如图6所示,孔压与加载呈一定的相关性,加载时孔压增大,固结时孔压逐渐消散。
3 结语
第一,分级填土加载条件下,地基沉降最大位移发生在第一级填土与地基接触的中间部位,而并不是发生在填土的表面。水平位移的最大值发生在坡脚处。
第二,分级填土加载条件下,孔隙水压的最大值发生在地基中心线处的土层底部。这主要是因为该处受到的压缩作用大,距离顶面的排水距离又最远,所以孔压最难消散。
第三,孔压与加载过程呈一定的相关性,加载时孔压增大,固结时孔压消散。
参考文献
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模拟加载装置 篇5
关键词：介质加载,梯形慢波结构,粒子模拟,注波互作用
工作在毫米波段的行波管尺寸一般都很微小,一般都会散热不良以及加工困难,从简化工艺和节约成本角度出发,研制了双耦合槽梯形慢波系统;这种系统与传统耦合腔慢波系统相比,优势在于结构简单,功率容量大,散热良好[1]。介质加载是增强和改善行波管放大器性能的重要手段之一[2,3,4]。本文研究了V波段介质加载梯形线行波管注波互作用,在耦合槽和间隙处进行同样宽度的同样介电常数的介质加载,提高其放大微波信号的性能。
1 V波段梯形慢波结构的高频特性
如图1是梯形慢波结构整体结构图,(a)部分为未进行介质加载,所展示的部分是真空,上下都是矩形耦合槽,中间为矩形间隙以及圆柱形电子注通道,背景是导体铜。为了显示清楚,将未进行介质加载的梯形慢波结构单周期图展示出来,如图2(a)所示。(b)部分是介质加载梯形慢波结构的整体结构,所展示部分是真空和介质,上下为矩形耦合槽,中间为矩形间隙以及圆柱形电子注通道,w是加载宽度,背景是导体铜。为了显示清楚,将介质加载梯形慢波结构单周期标如图2(b)。
首先利用CST仿真了介质加载梯形慢波结构(加载介质的宽度w为0.2,介电常数为5.3)与未加载介质梯形慢波结构两者单周期冷腔的色散特性和耦合阻抗。如图3,4所示。
从图中我们可以看到介质加载梯形慢波结构的优势,为了对比热腔特性,设计的几何结构参数如表1所列。按照表1的设计使用CST粒子工作室对建立的两个慢波结构模型进行热腔分析,得到的结果在第2,3部分中讨论。
2 未进行介质加载的梯形慢波结构注波互作用的大信号模拟研究
对梯形慢波结构进行注波互作用仿真。利用CST粒子工作室进行热腔仿真,讨论如下:
可以看到行波管工作的中心频率是60GHz,输入功率是1W时,反射只有0.09W,而输出可以达到900W。增益有29.5d B,频谱很纯净,无谐波干扰,效率达到9%。
3 介质加载梯形慢波系统注波互作用的大信号模拟研究
在输入信号和其它参数不变的情况下(见表1),进行介质加载,观察输出变化。介质介电常数是2的情况下,得到5纳秒的结果如下。
进行介质加载之后,行波管工作的中心频率是60GHz,输入功率是1W时,输出可达到1156W。增益有30.6 d B,明显增大,同时频谱很纯净,无谐波干扰,效率达到11%。
4 结语
本文利用CST粒子工作室对介质加载梯形慢波系统结构进行热腔研究。本文所获得的V波段介质加载梯形慢波结构热腔仿真结论,只是初期仿真结果。此外,将此慢波结构制成行波管时,必须要加衰减器,文章并未涉及此方面工作。
参考文献
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