Коррекция формы импульсов

При практической реализации генераторов импульсов обычно предъявляются высокие требования к форме импульсов тока нагрузки, особенно к постоянству вершины импульсов. При этом требуются снижение амплитуды осцилляций, достижение приемлемых значений величины спада плоской части при одновременном сохранении требуемой величины длительности фронта [4]–[6]. Для уменьшения амплитуды осцилляций на пло­ской части импульса ОИЛ следует увеличить значение входной индуктивности линии Lя, что может быть сделано подключением дополнительной индуктивности Lд(рис. 3.19).

В случае коррекции осцилляций длительность фронта рассчитывается с учетом Lди равна

tфр » 0,61(1 + Lд/Lя) . (3.13)

На рис. 3.20 приведены токи индуктивностей

ОИЛ

пятизвенной линии для случая Lд = Lя. Из приведенной на рис. 3.20 сглаженной кривой тока нагрузки видно, что введение дополнительной индуктивности Lд = Lянезначительно удлиняет активную длительность среза, которую практически можно рассчитывать по формуле (3.13). Активная длительность сглаженного импульса при этом несколько возрастает и равна

.

Рис. 3.20

Так как при введении дополнительной индуктивности Lд = Lядлитель­ность фронта импульса возрастает практически в два раза, для восстановления нужной длительности фронта, соответствующей Lд = 0, следует число звеньев линии увеличить вдвое при сохранении суммарных значений ин­дуктивности и емкости линии. Уменьшение длительности фронта импульса может быть достигнуто включением параллельно ОИЛ корректирующей емкости Ск @ Ся, соединенной последовательно с корректирующим сопротивлением Rк = r (рис. 3.21). В процессе заряда емкость Скзаряжается вместе с другими конденсаторами линии до напряжения Е. После замыкания ключа К напряжение на нагрузке в нулевой момент времени uR(0) = 0,5E. Тем не менее включение корректирующей цепочки Rк – Скприводит к увеличению длительности среза формируемого импульса. Это несколько снижает КПД генератора в целом и не учитывает влияние паразитной емкости Сп,

Рис. 3.21

Рис. 3.22

шунтирующей нагрузку. На рис. 3.22 кривая 1 соответствует импульсу тока нагрузки нормированной пятизвенной линии, а кривая 2 – той же линии с корректирующей цепью. Из рисунка видно, что при работе по этой схеме вершина импульса не корректируется. Отмеченные недостатки в существенной степени устраняются при использовании схемы коррекции, приведенной на рис. 3.23. Здесь корректирующая емкость Ск1заряжается вместе с линией до напряжения Е. Последовательно с нагрузкой включается корректирующий RLC-двухполюсник, параметры которого удовлетворяют соотношениям

, , . (3.14)

Три равенства (3.14) определяют три из четырех параметров корректирующей цепи. Четвертый параметр может быть выбран произвольно. Удобно принять Ск1= Сялибо Lк= Lя. В тех случаях, когда паразитная емкость нагрузки Спзначительно меньше емкости Ск1, формулы для расчета Rк, Ск1и Ск2упрощаются и могут быть представлены в виде Rк= Rн, Ск2 = Сп, Ск1= Lк/R2. Рассмотренная схема коррекции может быть применена и в том случае, когда используются ФД 1-го или 2-го рода.

Рис. 3.23

Рис. 3.24

На рис. 3.24 приведены импульс тока пятизвенной ОИЛ, работающей на резистивную нагрузку, шунтированную емкостью, без коррекции (кривая 1) и скорректированный импульс тока этой же линии (кривая 2). Из рисунка видно, что скорректированный импульс имеет практически нулевую длительность фронта и меньшие осцилляции, но большую длительность. Необходимо учесть, что эта схема также имеет несколько меньший КПД из-за потери части энергии в сопротивлении Rк.

3.7. Работа однородной искусственной линии
на комплексную нагрузку

В реальных условиях генераторы прямоугольных импульсов работают не на идеализированную резистивную нагрузку, а в общем случае на комплексную, параметры которой чаще всего удается определить только опыт­ным путем. Обычно в цепи нагрузки присутствуют последовательно включенная индуктивность, определяемая индуктивностью проводников и нагруз­ки, и параллельно включенная нагрузке емкость, определяемая как емкостью проводников, так и емкостью конструкции самой нагрузки. Скорее все­го, представить комплексную нагрузку генератора в самом общем виде невозможно. Но, учитывая то, что в составе генераторов прямоугольных импульсов часто присутствует согласующий импульсный трансформатор, мож­но считать, что генератор работает на нагрузку, комплексные параметры которой определяются основными параметрами импульсного трансформатора.

На рис. 3.25 приведена схема генератора, в котором ОИЛ (Lя– входная индуктивность ОИЛ) нагружена на цепь, состоящую из последователь­но включенной индуктивности Lд, самой нагрузки Rни шунтирующих ее емкости Сни индуктивности Lн. Исходя из классической схемы замещения импульсного трансформатора индуктивность Lдможет рассматриваться как индуктивность рассеяния трансформатора, индуктивность Lн– как индуктивность намагничивания трансформатора, а емкость Сн– как сумма паразитных емкостей трансформатора.

Рис. 3. 25

На рис. 3.26 приведены временные зависимости токов нагрузки нормированной ОИЛ (Lя= 0,1; Ся= 0,1; n = 5) для случая Lд= 0, Lн= ¥, Сн= 0; 0,03 и 0,06 (кривые 1, 2 и 3 соответственно). При детальном анализе этих зависимостей обнаруживается, что междецильная длительность фронта им­пульса увеличивается несущественно, длительность среза практически не меняется, а амплитуда выброса при данных соотношениях емкостей ячеек и нагрузки возрастает.

Рис. 3.26

На рис. 3.27 приведены временные зависимости токов нагрузки нормированной ОИЛ для случая Lд= 0, Сн= 0, Lн= ¥, 2 ,1 (кривые 1, 2 и 3 соответственно). Из рисунка видно, что шунтирование нагрузки индуктивностью практически не изменяет длительность фронта, но приводит к существенному увеличению спада плоской части, уменьшению междецильной длительности самого импульса и амплитуды выброса. Влияние дополнительной индуктивности, включенной последовательно с нагрузкой, было рассмотрено в 3.6. В тех случаях, когда нагрузка имеет индуктивный характер и может быть представлена в виде последовательной Rн – Lнцепи, а индуктивность нагрузки сопоставима с индуктивностью ячейки ОИЛ, вход­ная индуктивность ОИЛ Lядолжна быть уменьшена на величину Lн.

Рис. 3.27

Следует отметить, что анализ электромагнитных процессов в ОИЛ, работающей на сложную комплексную нагрузку, когда необходимо учитывать влияние всех элементов одновременно, не представляет сложности при использовании современных вычислительных программных средств. Но при этом необходимо иметь адекватную модель нагрузки, что иногда вызывает определенные трудности, поскольку определение параметров этой нагрузки (в первую очередь паразитных) обычно проводится экспериментально.

3.8. Работа однородной искусственной линии
на нелинейную нагрузку

В реальных устройствах нагрузка импульсных генераторов, как правило, нелинейная. Характерными примерами нелинейных нагрузок являются анодные цепи магнетронов, объемный газовый разряд в газовых лазерах, лампы накачки твердотельных лазеров, дуговой разряд в импульсных сварочных установках, контуры нагрузки контактных конденсаторных сварочных машин и т. п. Анализ электромагнитных процессов в импульсных гене­раторах, работающих на нелинейную нагрузку, требует знания вольт-ампер­ной характеристики данной нагрузки, которая может быть задана аналитически, графически или табличным способом [6]. Обычно вольт-амперные характеристики нагрузки получают экспериментально, а затем аппроксимируют их аналитическими зависимостями – степенным рядом, тригонометрическими функциями и т. п. Достаточно часто применяют также кусочно-линейную аппроксимацию нелинейной вольт-амперной характеристики, что позволяет свести нелинейную задачу к линейной на отдельных участках. Таким образом, задача анализа электромагнитных процессов в ОИЛ, работающей на произвольную нелинейную резистивную нагрузку, может быть решена численно с достаточно высокой точностью, определяемой в первую очередь адекватностью математической модели нагрузки. При проектировании и изготовлении ОИЛ, работающих на нелинейные нагрузки, возникает задача определения оптимальных параметров элементов ОИЛ. Обычно необходимо исходить из того, чтобы режим работы ОИЛ был наиболее близок к согласованному, когда практически вся энергия, запасенная в линии, выделялась в нагрузке за время, равное длительности импульса. Все изложенное справедливо и для ФД других видов, которые также могут применяться на практике. Вопрос о согласовании ОИЛ с линейной нагрузкой традиционно рассматривается на примере согласования эквивалентной ЛРП, а затем результаты переносят на ОИЛ с конечным числом элементов. Этот подход может быть использован и при решении задачи о согласовании ОИЛ с нелинейной нагрузкой при допущении, что нагрузка является резистивной и безынерционной [13].

Пусть вольт-амперная характеристика нагрузки имеет вид uн = u(i) и однозначна относительно тока. Предварительно заряженная до напряжения Е ЛРП, формирующая в нагрузке импульс тока длительностью t, на отрезке времени может быть заменена источником ЭДС Е и эквивалентным активным сопротивлением r, равным волновому сопротивлению ЛРП. Эквивалентная схема процесса разряда пред­ставлена на рис. 3.28. Для данной схемы спра­ведливо следующее уравнение: . Поскольку в такой цепи отсутствуют реактивные элементы, длительность переходных процессов в моменты включения (t = 0) и отключения (t = t) идеального ключа К равна нулю. При этом ток в цепи за время не меняет своего значения: i(t) = Iн = const и определяется суммарной вольт-амперной характеристикой нагрузки u(i), активного сопротивления r и значения напряжения Е. На рис. 3.29 приведены примеры некоторых нелинейных нагрузок. Прямая 1 соответствует нагрузке в виде противоЭДС U0, прямая 2 – нагрузке в виде противоЭДС U01и резистора,

Рис. 3.29

значение сопротивления определяется углом наклона этой прямой, кривые 3 и 4 – нелинейные нагрузки произвольного вида. Прямая представляет собой падающую внешнюю характеристику источника питания с током короткого замыкания . Условие согласования в этом случае имеет вид

. (3.15)

Действительно, энергия, выделившаяся в нагрузке за время длительности импульса Wн, равна Wлэнергии, запасенной в ЛРП:

, (3.16)

где Lли Cл– индуктивность и емкость линии.

Из (3.15) следует, что для обеспечения согласованного режима работы линии необходимо одновременное выполнение следующих равенств:

(3.17)

где Rст– статическое сопротивление нагрузки при i = Iн.

При проектировании ОИЛ ставится задача определения ее параметров, при которых в нагрузке сформируется прямоугольный импульс тока заданной амплитуды Iни заданной длительности t. Зная вольт-амперную характеристику нагрузки, можно определить из (3.17) волновое сопротивление r и напряжение заряда Е, при которых будет обеспечен согласованный режим работы. Следует помнить, что на режим согласования при работе на нелинейную нагрузку одновременно влияют как значение волнового сопротивления линии r, так и значение напряжения заряда Е, и согласованный режим исключает возможность регулирования тока заряда изменением уровня напряжения заряда.

Рассмотрим это положение на примерах простейших нагрузок.

1. Активная линейная нагрузка u(i) = Ri. Из (3.17) следует: r = R, E = 2Ri. В этом случае согласование возможно при любых значениях Е, определяющих амплитуду тока нагрузки Iн.

2. Нагрузка в виде противоЭДС u(i) = U0 = const. Тогда r = U0/i, E = 2U0. В этом случае согласование возможно при любых значениях r, но только при равенстве E=2U0, причем изменение амплитуды импульса тока нагрузки Iнпри сохранении согласованного режима возможно лишь за счет изменения волнового сопротивления линии r.

3. Последовательное соединение активного сопротивления и противоЭДС . В этом случае , . Отсюда следует, что согласованный режим возможен только при вполне определенных значениях r и Е, однозначно определяемых при подстановке заданного значения амплитуды импульса тока нагрузки i = Iн.

Все изложенное справедливо и для нелинейных резистивных нагрузок произвольного вида. Отсюда следует, что при регулировании амплитуды импульса тока нагрузки за счет изменения уровня зарядного напряжения невозможно обеспечить согласованный режим работы во всем диапазоне изменений тока нагрузки. В общем случае для регулирования амплитуды импульса тока нагрузки при сохранении согласованного режима работы необходимо одновременно с изменением напряжения заряда линии изменять и ее волновое сопротивление [15]. Поскольку изготовление и эксплуатация ОИЛ с регулируемым волновым сопротивлением связаны с большими трудностями, наиболее приемлемым способом регулирования тока нагрузки является все-таки регулирование уровня зарядного напряжения. Но при этом необходимо предусматривать дополнительные схемные решения, обеспечивающие как требуемые параметры импульсов тока нагрузки, так и повышение КПД установки в целом.

3.9. Особенности расчета и проектирования генераторов
на основе реактивных формирующих двухполюсников

На этапе проектирования и изготовления мощных генераторов прямоугольных импульсов тока возникает ряд трудностей, связанных с созданием оптимальной конструкции этих генераторов при обеспечении минимальных массогабаритных показателей установки. Одновременно возникает проблема объединения в одном конструктивном блоке высоковольтных импульсных кон­денсаторов, геометрия которых чаще всего является прямоугольной, и катушек индуктивностей, выполненных в виде цилиндров или плоских дисков. Поскольку блок прямоугольных конденсаторов может быть выполнен достаточно компактным, представляется возможным также компактно расположить и катушки индуктивностей в непосредственной близости к конденсаторам. Но при этом обязательно проявляется магнитная связь между всеми катушками индуктивностей ОИЛ, что приводит к некоторому (иногда существенному) искажению формы импульса тока нагрузки. В связи с этим учет влияния магнитных связей индуктивностей должен быть произведен на этапе проектирования для различных вариантов пространственного размещения элементов и обязательно проверен экспериментально.

При проектировании мощных ОИЛ необходимо знание действующих и амплитудных значений токов в элементах и максимальных значений напряжений на них. Максимальные значения напряжений не превышают зна­чения зарядного напряжения линии, которое может быть принято за расчетное. Расчет и проектирование катушек индуктивностей (выбор сечения обмоточных проводников) должны производится по действующим значениям токов этих катушек для максимального режима работы генератора, т. е. при максимальных значениях частоты, амплитуды и длительности импульсов тока нагрузки. В тех случаях, когда рабочая частота генератора невелика (не превышает единиц герц), сечение обмоточного провода или шин, из которых изготавливаются катушки индуктивности, может выбираться с учетом омического сопротивления катушек на постоянном токе. Но при этом обязательно следует оценить увеличение этого сопротивления за счет поверхностного эффекта на максимальной частоте гармоник токов индуктивных элементов данной ОИЛ, величина которой равна (см. 3.3)

.

Для ОИЛ с малым числом ячеек волновое сопротивление должно превышать омическое сопротивление катушек индуктивностей в 15–20 раз, чтобы избежать недопустимого по величине спада плоской части импульса DI. Выбор сечения обмоточного провода или шин, которыми наматываются катушки индуктивности, производится по допустимой плотности тока, не превышающей 3…5 А/мм2в условиях естественного режима охлаждения. Поскольку в ОИЛ все катушки индуктивностей имеют один и тот же номинал, они обычно изготавливаются одинаковыми. При этом действующее значение тока каждой индуктивности принимается равным действующему значению тока первой катушки и в отсутствие цепей коррекции равно действующему значению тока нагрузки (1.2). Тем не менее, относительную величину действующего значения тока k-й индуктивности ОИЛ с произвольным числом ячеек приближенно можно определить как

, (3.18)

где – действующее значение тока k-й индуктивности ( – действующее значение тока 1-й индуктивности); n – число ячеек линии; k – номер индуктивности. Необходимо отметить, что величина

есть ни что иное, как относительная длительность импульса тока k-й индуктивности, если -звенную ОИЛ заменить на отрезков эквивалентной ДЛРП, или скважность этих импульсов на отрезке времени . Тогда действующее значение прямоугольного импульса тока k-й индуктивности определяется зависимостью (3.18), что и позволяет оценить потери в линии.

В табл. 3.1 приведены величины , вычисленные для 3-, 5- и 10-звен­ных линий по формуле (3.18) и численным методом.

Из табл. 3.1 следует, что простая приближенная зависимость (3.17) дает несколько завышенные значения , но разница проявляется только в третьем знаке после запятой.

Таблица 3.1

Номер индуктивности k
при n = 3	при n = 5	при n = 10
(3.18)	Численный метод	(3.18)	Численный метод	(3.18)	Численный метод
	1,0	1,0	1,0	1,0	1,0	1,0
	0,816	0,812	0,894	0,892	0,949	0,947
	0,577	0,573	0,7745	0,769	0,894	0,892
	–	–	0,632	0,626	0,837	0,834
	–	–	0,447	0,443	0,775	0,772
	–	–	–	–	0,707	0,704
	–	–	–	–	0,632	0,629
	–	–	–	–	0,548	0,543
	–	–	–	–	0,447	0,443
	–	–	–	–	0,316	0,313

Оценка допустимой величины спада плоской части импульса DI по величине добротности линии Qл = r/RLдает приемлемый результат только для ОИЛ с малым числом ячеек . Увеличение числа ячеек линии n при сохранении длительности импульса t и величины добротности линии Qлприводит к существенному увеличению потерь в линии и, соответственно, спада плоской части импульса DI. Более точным критерием для оценки величины DI является КПД процесса разряда, который определяет потери в ОИЛ. Примем величину КПД равной

,

где – мощность, отдаваемая емкостными накопителями линии на частоте следования импульсов тока нагрузки f ; – суммарная мощность потерь в индуктивных элементах.

Введем понятие скважности импульсов тока k-й индуктивности:

.

Поскольку в эквивалентной ДЛРП с малыми потерями амплитуды токов всех отрезков практически равны друг другу, можно записать:

.

Отсюда

.

Полагая, что режим работы линии согласованный, считаем и окончательно получим:

(3.19)

поскольку

.

Из зависимости (3.19) видно, что с ростом числа ячеек n при сохранении величины добротности QлКПД процесса разряда уменьшается. Отсюда следует вывод, что для сохранения заданной величины спада плоской части импульса DI при увеличении числа ячеек n следует пропорционально увеличивать и добротность линии Qл. На рис. 3.30 приведены импульсы тока

Рис. 3.30

трех нормированных ОИЛ: n = 5, Qл = 25 (кривая 1); n = 32, Qл = 25 (кривая 2); n = 32, Qл = 250 (кривая 3), что подтверждает данный вывод. В связи с этим необходимо ввести понятие относительной добротности линии:

,

т. е. величину добротности, отнесенную к одной ячейке. Поскольку величина спада плоской части импульса DI у пятизвенной ОИЛ с добротностью Qл = 25 находится в допустимых пределах, можно считать, что . Тогда для 10-звенной ОИЛ добротность должна равняться 50 и т. д. Все это ограничивает допустимое количество ячеек ОИЛ, так как изготовление линий с очень высокой добротностью крайне затруднительно.

Для получения требуемой величины спада плоской части импульса можно рекомендовать изготовление искусственных длинных линий с катушками индуктивностей, значения которых несколько уменьшаются с ростом номера ячеек [5]. На рис. 3.31 приведен ток пятизвенной ОИЛ с добротностью (кривая 1) и ток линии, индуктивности которой уменьшались на 10 % по мере роста их номера (кривая 2). Величина спада плоской части импульса при этом существенно уменьшилась, однако одновременно уменьшилась его длительность и ухудшилась форма среза.

Рис. 3.31

Помимо этого при изготовлении ОИЛ, предназначенных для генерирования импульсов тока очень большой силы, требуется знание амплитудных значений токов ячеек, поскольку электродинамические силы, возникаю­щие в индуктивных элементах и шинах генератора могут достигать также существенных значений.

Таблица 3.2

Номер индуктивности k
при n = 3	при n = 5	при n = 10
	1,123	1,123	1,123
	1,178	1,180	1,178
	1,001	1,205	1,206
	–	1,206	1,219
	–	0,931	1,228
	–	–	1,234
	–	–	1,238
	–	–	1,239
	–	–	1,184
	–	–	0,816

В табл. 3.2 приведены относительные значения амплитуд токов в индуктивностях ОИЛ для различного числа ячеек n. При этом за базисную принималась расчетная амплитуда тока согласованной нагрузки, равная единице, т. е. и .

Из табл. 3.2 видно, что амплитуды токов индуктивных элементов в раз­личных ОИЛ могут на 17,8…23,9 % превышать расчетную амплитуду импульса тока нагрузки, что следует учитывать при вычислении величин элект­родинамических сил, пропорциональных квадрату амплитуды тока.

4. Генераторы прямоугольных импульсов тока
регулируемой длительности

4.1. Принципы построения генераторов импульсов
регулируемой длительности

Задача создания генераторов прямоугольных импульсов тока регулируемой длительности (ГИТРД) сравнительно просто решается при исполь­зовании схем, работающих в режиме частичного разряда емкостных накопителей (рис. 4.1) [7]. Для коммутации тока нагрузки в таких устройствах используются мощные полностью управляемые ключи различных видов. При подключении Снк нагрузке начинается разряд, причем ток разряда изменяется по экспоненциальному закону. Если затем ключ К отключается в момент времени t £tmax, а tmax << RCн, в нагрузке возникает прямоугольный импульс, длительность фронта и среза которого определяются в основном параметрами ключа К, а величина спада плоской части тем меньше, чем больше значение Сн.

Рис. 4.1 Рис. 4.2

Недостатком таких генераторов является необходимость накопления в емкости Снэнергии, во много раз превышающей энергию, выделяемую в нагрузке за один импульс, что при отказе ключа приводит к тяжелым авариям.

В случае применения ФД запасаемая в них энергия при согласованном режиме работы равна энергии, выделяемой в нагрузке, хотя в этом случае появляются трудности, если возникает необходимость регулирования длительности импульсов. Из всех канонических схем ФД только ОИЛ позволяет обеспечить дискретную регулировку длительности импульса отключением части ячеек линии. Способ недостаточно удобен, но тем не менее регулярно встречается на практике несмотря на низкую оперативность процесса регулировки.

В тех случаях, когда требуется плавная регулировка длительности при оперативном ее изменении в процессе работы, может быть применена схема, приведенная на рис. 4.2 [16]. В этом случае используется симметричность структуры ОИЛ, которая с помощью двух полууправляемых ключей К1и К2подключается с одной стороны к нагрузке R, а с другой – к балласту Rбал = R. Изменяя моменты включения ключей К1и К2, можно получить в нагрузке импульс, длительность которого tvarбудет меняться в пределах от 0 до .При генерировании импульсов, длительность которых больше 0,5 , первым включается ключ К1и с определенной задержкой ключ К2. Если ключи К1и К2замыкаются одновременно, длительности импульсов тока нагрузки и балласта будут иметь длительность 0,5 . При необходимости генерирования импульсов с длительностью первым включается ключ К2, а затем ключ К1. В общем виде

, (4.1)

где – относительное время задержки, определяемое временами включения ключей К1и К2( и соответственно):

.

На рис. 4.3 приведен укороченный импульс тока нагрузки (кривая 1) и импульс тока балласта (кривая 2), полученные при разряде 10-звенной нор­мированной ОИЛ. Ключ нагрузки К1был включен в нулевой момент времени, а ключ балласта К2– в момент времени t = 0,2 с. Очевидным недостатком этого решения является низкий КПД, прямо пропорциональный дли­тельности импульса тока нагрузки: h = tvar/tmax.

Рис. 4.3

В тех случаях, когда в генераторе применен резонансно-диодный заряд линии, напряжение заряда и вместо балласта может быть использован источник зарядного напряжения Е (рис. 4.4) [17], [18]. Ненагруженный конец ОИЛ с помощью ключа с вентильной проводимостью VT2 подключается к источнику Е. Поскольку режим разряда линии на источник является согласованным (см. 3.8), в линии будут отсутствовать отраженные волны и процесс регулирования длительности импульсов будет аналогичен предыдущему. Длительность импульса нагрузки также определяется зависимостью (4.1). Однако в этом случае КПД процесса разряда близок к единице, поскольку происходит рекуперация неиспользованной энергии ОИЛ в источник ЭДС.

Рис. 4.4

На рис. 4.5 приведены импульс тока нагрузки (кривая 1) и импульс тока рекуперации (кривая 2), которые практически совпадают с импульсами на рис. 4.3, но при этом КПД процесса разряда h @ 1.

Длительность импульсов, генерируемых ФД, также можно регулировать с помощью силового полностью управляемого ключа. Но такой способ возможен только для ФД 2-го рода и ОИЛ, у которых первая индуктивность вынесена к нагрузке, и при этом она шунтирована нулевым диодом (рис. 4.6).

Рис. 4.5

Данный способ обычно применяют при рассогласованном режиме работы, когда . В этом случае после отключения тока нагрузки в ячейках ФД возникают затухающие колебания, в результате чего часть энергии выделяется в реактивных элементах ФД, имеющих конечное значение добротности, что снижает КПД генератора и ограничивает его частотные свойства.

В таком виде это схемное решение мало применимо на практике, но, как будет показано далее, в случае использования в качестве ФД ОИЛ с неуправляемыми вентилями, включенными последовательно с индуктивностями ячеек, удается реализовывать ГИТРД с высокими технико-экономическими показателями.

Особое место занимают ГИТРД с электронным дискретным регулированием длительности импульсов тока нагрузки за счет изменения числа ячеек ОИЛ, участвующих в процессе генерации. Это позволяет изменять длительность импульсов с пульта управления генератора непосредственно в процессе работы либо по команде оператора, либо с помощью системы управления.