posiadam układ przetwornicy w topologii flyback. Parametry pracy:
f(sw)=60kHz
t(on)=4.7us
tryb DCM
V(in pk)=330V
I(d pk)= ~2A
Do tego mam trafo nawinięte na rdzeniu P26/16 AL270 (tak wyszlo ) F-887 więc:
N(pri)=50
N(sec)=9
Problem:
Gdy trafo jest zimne, wszystko chodzi pięknie.
Prąd szczytowy wynosi 2.04A.
Rdzeń się grzeje (docelowo ma prawo podgrzać się w okolice 100 st.C); więc po kilkunastu minutach pracy zaczynają się szopki. Rdzeń zaczyna się nasycać, dla krótszego t(on) (działa zabezpieczenie), co konfunduje regulator (spada moc wyjściowa jak i sprawność). Poniższy oscylogram obrazuje sytuację.
kursor przerywany poziomy = 1.8A, ciągły = 2.66A.
Czy to możliwe, żeby nagrzewający się rdzeń (do 100 st.C) aż tak bardzo zmieniał swoje właściwości?
Przyznam szczerze - nie mam pojęcia co robię źle i dlaczego dzieje się to, co się dzieje...
Inna kwestia, że mam ekwiwalentne trafo tyle że na rdzeniu AL400 - tam powyższy efekt jest znacznie bardziej spektakularny; rdzeń nasyca się już przy 1.7A, a zanim kontroler zareaguje to prąd potrafi dolecieć do 6A...
Właściwie o co Ci chodzi? Skoro tak się zachowuje przy podgrzaniu, to masz gotową odpowiedź. Rdzeń rdzeniowi nierówny i nie zawsze odzwierciedla parametry podane w specyfikacji. Pozostaje Ci poeksperymentować z innymi rdzeniami.
Twoja wypowiedź niestety niewiele wnosi do tematu. Nie ma za bardzo w czym wybierać - na rynku polskim ciężko (o ile nie niemozliwe) jest zdobyć inny materiał rdzenia niż F-887 czy 3F3 (czasami trafi się 3C90). A zeby jeszcze dało się kupić gotową przeszlifowaną połówkę z szerszej gamy materiałów to jest utopia.
Setel wrote:
Rdzeń rdzeniowi nierówny i nie zawsze odzwierciedla parametry podane w specyfikacji
Rdzeń to taki sam element jak np. kondensator. Ma prawo mieć tolerancję, ale musi się trzymać zadeklarowanych parametrów. Nie zamierzam pochopnie zwalać winy na rdzeń, bo takie podejście rzadko kiedy rozwiązuje problem.
Założyłem ten wątek głównie po to, zeby wysłuchać opinii doświadczonych Kolegów, i móc stwierdzić, czy ten rdzeń ma prawo się tak zachowywać. Jeśli nie, to dostawca rdzeni ściemnia; jeśli tak, to mam zły design trafa...
AL270 to wynik pomiaru, mostkiem. Mam garść przeszlifowanych rdzeni F-887 i zwyczajnie dobierałem tak połówki zeby było AL250, jednak nie udało się, i najblizej był AL270.
Mam rowniez kolejne pomiary dla nastepnego trafa:
P26/16 F-887 AL160, N=59, I(pk)=2.3A, B(pk)=231mT.
Wcale nie lepiej. Rdzen po rozgrzaniu do 100 st. C, nie daje sobie rady z taką indukcją, i nasyca się w okolicach 190mT. Jak jest zimny (~50 st. C) radzi sobie śpiewająco.
Trochę dziwna sprawa; materiał F-887 przy 100 st. C ma Bs w okolicach 400...
Same rdzenie pozyskuję od AET i Ferystera; te ktorych użyłem do opisanych tutaj transformatorów, na 95% są z Ferystera.
Jesteś pewien, że rdzeń jest dobrze dobrany? Wszystie obiawy wskazują na jego niewydolność energetyczną spowodowaną zbyt małymi gabarytami dla zadanej częstotliwości pracy i mocy gromadzonej w rdzeniu. Skłamałbym, że wielość nie ma znaczenia . Ma jak najbardziej a dla przetwornic zaporowych to kluczowy problem.
Spadek Bmax. jest rzędu 20% 25°C->100°C a co dalej nie wiesz bo nie ma charakterystyk. Rdzeń się nasyca co wynika z porównania wykresów narastania prądu przy obu temperaturach. W końcowej części przebiegu prądu dla 100C nie masz już linii prostej lecz zagięcie jak w przypadku pracy na zagiętej, blisko nasycenia, części charakterystyki histerezy.
Dziwię się, że klucz to przetrzymuje. Jeżeli możesz rozsuń kształtki nieco bardziej dodając jeszcze jedną podkładkę. Wtedy zwiększysz zakres liniowej charakterystyki rdzenia dzięki więszej szczelinie ale jednocześnie zwiększy się rozproszenie. Możesz też zmienić parametry pracy układu sterującego tak by okres przepływu prądu był krótszy. Zmieniając częstotliwość pracy bądź dla sterownika w trybie prądowym zmniejszając dopuszczalną wartość prądu klucza, zwykle przez zwiększenie rezystora pomiarowego w emiterze bądź źródle klucza.
Jeżeli za sterowanie odpowiada specjalizowany układ scalony i wszystko jest zaprojektowane zgodnie z kartą katalogową to jest małe prawdopodobieństwo, że przyczyną może być magnetyzm szczątkowy czyli nie rozmagnesowanie się rdzenia do B=0 np. z powodu zbyt krótkiego okresu wyłączenia klucza.
Nie zapominaj o starzeniu się rdzeni na skutek pracy w zbyt wysokiej temperaturze i tym samym trwałego pogorszenia się ich własności magnetycznych. 100°C to za dużo.
Generalnie nie wiem jak projektowałeś ale trzeba się trzymać kilku zasad:
- Straty w rdzeniu wynikłe z indukcji magnetycznej (szukaj karty katalogowej do materiału z jakiego rdzeń jest zrobiony) i straty w miedzi muszą się dzielić pół na pół.
- Zapas maksymalnej indukcji magnetycznej generowanej w Twoim transformatorze zawsze z 25% zapasem w stosunku do możliwości rdzenia.
Tak na szybko. Zwiększ ilość zwojów tak pod szczelinę około 0,5mm do 0.8mm. Robi się to prosto wkładając w kolumny boczne rdzenia odpowiednie przekładki (grubość przekładki = 1/2 szczeliny). Daje to identyczny efekt jak szlifowanie a można poeksperymentować.
Jaką masz indukcyjność uzwojenia pierwotnego? Jaką masz indukcję w rdzeniu? Próbowałeś podejść z częstotliwością w okolice 100 ~ 120kHz?
Fakt, ze do obliczeń wziąłem Ae zamiast Amin, co może tłumaczyć występujące szopki.
Mam za to następny dizajn induktora:
AL=160, Np=60. W układzie przy nominalnej mocy wyjściowej i napięciu 224VAC (mam chiński autotransformator który max właśnie tyle wypluwa...) z pomiaru wynika I(pk)=1.91A a więc B(pk)=197mT. Jak widać, musiałem zaniżyć moc wyjściową do 35W. Nagrzewanie rdzenia hotem do 140C również nie spowodowało efektu nasycania, więc obstawiam że na pewno jest pewien margines.
mkpl wrote:
- Straty w rdzeniu wynikłe z indukcji magnetycznej (szukaj karty katalogowej do materiału z jakiego rdzeń jest zrobiony) i straty w miedzi muszą się dzielić pół na pół.
Racja. A ja właśnie mam to (obecnie) zrobione tak, że drut sie niemal wcale nie grzeje (Irms pierwotnego koło 1.2A, drut DN2E 0.5mm, wtórne Irms~2.5A, drut TIW 0.6mm), okno zapełnione w 99.9%.
Zastanawiam się czy dalsze zwiększanie szczeliny pozwoli na podniesienie mocy pompowanej przez rdzeń...?
Nie podniesie bo wielkość rdzenia ma tutaj zasadnicze znaczenie. Wraz ze wzrostem szczeliny rośnie wprawdzie wielkość prądu, który wywoła nasycenie oraz niestety indukcyjność rozproszenia ale spada indukcyjność uzwojenia pierwotnego a ten parametr przekłada się proporcjnalnie na wielkość energii gromadzonej w rdzeniu. Dlatego przetwornice flyback nie mają transformatorów powietrznych a z rdzeniem. W nowoczesnych rozwiązaniach stosuje się rdzenie proszkowe uFe z "rozproszoną szczeliną".
Niecałe 0.2T wydaje się wartością odpowiednią a nawet maksymalną dla zakresu temperatur 25°C...100°C z uwagi na pracę flyback-a i to w trybie prądu krytycznego bądź z prądem przerywanym na odcinku histerezy od H=0 i +B≠0 do +Bmax i +Hmax gdzie (+) oznacza dodatnią połówkę histerezy w I ćwiartce.
Dla materiału 3C85, dla F887 zapewne podobnie, Dla H=0 -> B≈0.15T a Bmax≈0.35T czyli kawałek, na którym pracuje flyback ma ≦0.2T tak jak zalecił Kolega MKPL.
Nie podniesie bo wielkość rdzenia ma tutaj zasadnicze znaczenie. Wraz ze wzrostem szczeliny rośnie wprawdzie wielkość prądu, który wywoła nasycenie rdzenia ale spada indukcyjność uzwojenia pierwotnego a ten parametr przekłada się proporcjnalnie na wielkość energii gromadzonej w rdzeniu przy jednoczesnym wzroście indukcji rozproszenia.
Pozwolę sobie na dyskusję:
B=AL*I*N/Ae
Jeśli I=const (bo L=const dla danego napięcia), a L=N^2*AL, to obniżając AL za to dowijając sqrt(L/AL) zwojów, siłą rzeczy zmniejszamy B. Wydaje mi się, że ogranicza tylko dostępne miejsce na drut. Zmniejszanie AL powoduje przerzucenie 'roboty' z rdzenia na drut.
Wnioskując z tego - pozwalając na większe straty w drucie mogę de facto zmniejszyć Bmax, z kolei zakładając Bmax=0.2T zmniejszając AL mogę zwiększyć I, a więc zwiększyć moc pompowaną przez trafo...?
Z kolei indukcyjność rozproszenia wcale drastycznie nie rośnie z zwiekszaniem sie szczeliny (nawinąłem kilkanaście induktorów do tego układu na rdzeniach z roznym AL) - za każdym razem i tak muszę zmierzyć mostkiem Ls aby dobrać snubber - niezależnie od szczeliny nigdy nie przekroczyło mi 10uH. Dodatkowo w tej konkretnej aplikacji, jest to mało istotne, tor mocy pracuje bezposrednio na wyprostowanej sieci bez duzych pojemności wejściowych (PFC), co uniemożliwia niekontrolowany wzrost napięcia drenu nawet gdy rezystor rozładowujący kondensator w snubberze jest dwukrotnie większy niż wynika z obliczeń (empirycznie sprawdzone) - napięcie na kondensatorze zwyczajnie nie zdąży wzrosnąć do napięcia przebicia tranzystora (czy diody snubbera) zanim napięcie wejściowe zacznie spadać.
Faktem jest, że pominąłem remanencję - rdzeń będzie 'startować' od B=Br zamiast od B=0, więc policzony Bmax trzeba zwiększyć o Br...
Dodano po 19 [minuty]:
RitterX wrote:
W nowoczesnych rozwiązaniach stosuje się rdzenie proszkowe uFe z "rozproszoną szczeliną".
Mam do nich pewną niechęć, w szczególności jesli chodzi przetwornice off-line. Ich charakterystyka jest bardzo 'miękka' i jeśli potrzeba utrzymywać w miarę stałą indukcyjność to taki rdzen musi miec bardzo małe AL; co wprost dąży w stronę uzycia ferrytu.
Druga sprawa, to są przeważnie toroidy, i kupić inne kształty rdzeni w Polsce graniczy z cudem ;/ Toroid do zastosowan sieciowych, nawet TIWem nawijając, koszty samego nawinięcia są znacznie wyzsze niz w przypadku klasycznych karkasów.
Swoją drogą, rzeczywiście spróbuję użyć toroida (lub dwóch) z super-mss albo HiFlux tak żeby się na PCB zmieścił, i zobaczę co da się z tego wycisnąć ;]
Źle kombinujesz. Rdzeń ze szczeliną dyskretną czy rozproszoną z nawiniętym uzwojeniem to obwód magnetyczny. Dlatego indukcja magnetyczna w rdzeniu i szczelinie musi być taka sama Be=Bp. Dla przykładu, dla rdzenia wykonanego z MnZn czyli z materiału 3C90 albo F887 Bmax=Be=Bp=0.2T co odpowiada powiedzmy Hmax=50A/m Dane z charakterystyki przykładowego materiału magnetycznego po uwzględnieniu dodania szczeliny Hmax zrośnie do 200A/m. Bowiem dodanie szczeliny powoduje wydłużenie wykresu w osi natężenia pola magnetycznego H ku jej wyższym wartościom. Dlatego dławik z rdzeniem ze szczeliną ma znacznie wyższy prąd nasycenia jak odpowiadający mu bez niej.
Zgodnie z prawem przepływu magnetycznego I*z=H*l = He*le + Hp*lp rozbijamy obwód magnetyczny na dwa elementy natężenie pola magnetycznego He i długość drogi le w rdzeniu oraz to samo w powietrzu Hp, lp - szczelinie.
Hp=Bp/uo=0.2T/1.256e-6H/m = 160e3 A/m to jest natężenie pola magnetycznego w szczelinie!
Wynik porównaj z natężeniem pola magnetycznego, w rdzeniu rzędu 50A/m . Wniosek jest taki, że praktycznie cała energia zostanie zgromadzona w szczelinie mimo jej niewielkich rozmiarów.
Jeżeli zwiększasz szczelinę to jednocześnie zmniejszasz indukcyjność uzwojenia pierwotnego a co gorsza stosunek indukcyjności cewki uzwojenia pierwotnego do indukcyjności rozproszenia. W ten sposób zgromadzisz mniej energii w cewce uzwojenia pierwotnego i więcej energii będziesz rozpraszał - tracił. Mniej zostanie w szczelinie a więcej rozproszy się "bokami" czyli będziesz wytracał ją również w układzie odciążającym, który będzie musiał być większy a emisja zakłóceń będzie na imponującym poziomie . Z tego powodu nie spotyka się fabrycznie przygotowanych rdzeni proszkowych o szczelinach dyskretnych większych jak 2mm. A trafo na typowych kształtkach E ma ekran w postaci opasującej całość, zwartej taśmy miedzianej.
Rdzenie ze szczeliną rozproszoną uFe mają znacznie wyższą wartość indukcji nasycenia a to przekłada się zgodnie z przedstawionym przykładem bezpośrednio na ilość gromadzonej energii w rozproszonej szczelinie. Rdzeń jest toroidalny i wykonany z mikroproszku żelazowego by zmniejszyć indukcję rozproszenia jednocześnie dbając o niski poziom strat w rdzeniu.
To z powodu kontroli nad indukcją rozproszenia szlifuje się środkową kolumnę w większych gabarytowo rdzeniach z MnZn np. 3C90 a nie daje podkładki tak by szczelina była we wszystkich kolumnach kształtki. Dlatego, że ma to istotne znaczenie.
Moja rada jest taka. Metodą prób i błędów nie dojdziesz do sensownych efektów. Musisz trochę poczytać. Zacznij od not katalogowych i manuali do UC3842 od NXP, Ti i OnSemi. Przeanalizuj jak liczono trafo i zastosuj to u siebie. Elementy indukcyjne to nie jest żadna magia, której tajnikami nikt nie chce się podzielić. Najzwyczajniej trzeba pamiętać o kilku rzeczach na raz przy projektowaniu a do tego jest potrzebne doświadczenie oparte o wiedzę, której źródła odnajdziesz bez większych problemów.
Jak chcesz eksperymentować, wystarczy znacznie niższe napięcie zasilania układów testowych. Zaoszczędzisz sobie pracy przy nawijaniu bo uzwojenia będą miały proporcjonalnie mniej zwojów a zjawiska oraz efekt końcowy z grubsza ten sam.
Nie udziwniaj, skoro inni korzystają z danego typu rdzeni to oznacza, że wiedzą co robią i właśnie takie najlepiej się sprzedają oraz są dostępne z półki.
Dzięki za przypomnienie teorii; jednak teorię to ja znam (może nie na wyrywki, ale znam). Rozważania bazują na artykule o szczelinach stąd. W gruncie rzeczy przytoczyłeś to samo, rozbijając obwód magnetyczny.
RitterX wrote:
Wniosek jest taki, że praktycznie cała energia zostanie zgromadzona w szczelinie mimo jej niewielkich rozmiarów.
Zgadza się, po to ona jest... Co więcej, natężenie pola magnetycznego w okolicach szczeliny jest tak duże, że w sąsiadującym z nią bezposrednio drucie powstają prądy wirowe rozgrzewając, a nawet topiąc drut; przekonałem się o tym na własnej skórze, że problem, choć znany wcześniej, potrafi być aż tak poważny...
RitterX wrote:
Jeżeli zwiększasz szczelinę to jednocześnie zmniejszasz indukcyjność uzwojenia pierwotnego a co gorsza stosunek indukcyjności cewki uzwojenia pierwotnego do indukcyjności rozproszenia.
Zwiększam szczelinę, dowijam zwoje. Zważ, że indukcyjność rośnie z kwadratem ilości zwojów, a MMF liniowo.
RitterX wrote:
W ten sposób zgromadzisz mniej energii w cewce uzwojenia pierwotnego i więcej energii będziesz rozpraszał - tracił.
Pierwsza część zdania - racja, z drugą się nie zgodzę. Tracił będę tyle samo, bo indukcyjność rozproszenia zależy głównie od sprzężenia uzwojeń ze sobą, nie od wielkości szczeliny, i to nie jest tylko moja obserwacja, lecz jest w wielu notach aplikacyjnych potwierdzone. Głównie tych, gdzie opisują nawijanie zintegrowanego transformatora do LLC i najwięcej dłubania jest przy tym, jak ułożyć uzwojenia żeby uzyskać konkretną indukcyjność rozproszenia; a szczelinę dobiera się tak, aby Lm+Ls=wyliczona wartość, gdzie sama wielkość szczeliny ma znikomy wpływ na Ls, za to istotny na Lm.
RitterX wrote:
Z tego powodu nie spotyka się fabrycznie przygotowanych rdzeni proszkowych o szczelinach dyskretnych większych jak 2mm.
Ja na rynku nie spotkałem się wcale z rdzeniami z fabryczną szczeliną, za to spotkałem się z firmami w Chinach które masowo rdzenie szlifują; pod klienta. W Polsce jest firma która zleca szlif w Chinach Po fakturze powierzchni kolumny środkowej łatwo zauważyć, czy rdzen wyszedł z prasy, czy był szlifowany. Nigdy nie dostałem szczelinowanego rdzenia bez 'prążków' tarczy szlifierskiej...
Rdzenie szlifuje się głównie po to, żeby zmniejszyć emisję EM - oczywiście ma to znaczenie, ale nie ma żadnego wpływu na sam obwód magnetyczny. Szczelinę tylko w kolumnie środkowej skutecznie ekranuje drut, a do flyback'ów nawija się tak, żeby koncówki uzwojeń o zmiennym potencjale jak najbardziej 'zagrzebywać'. Szczelin w zewnętrznych kolumnach nie ekranuje zupełnie nic, i są wybitnie wyeksponowanym żródłem emisji. Aby to zwalczać, stosuje się tzw. flux band, tyle, że ten flux band dla dużego natęzenia pola magnetycznego (w tych zewnętrznych szczelinach) będzie będzie zwyczajnie zwartym zwojem (duże natężenie - duży EMF), i będą na nim duże straty; dodatkowo będą się w nim generować prądy wirowe wspomniane wcześniej. Jednak stosuje się go powszechnie gdy szczeliny w zewnętrznych kolumnach rdzenia nie ma, gdyż krawędzie rdzenia nie przylegają idealnie i jest pasożytnicza szczelina conajmniej kilkanaście um. Sensowność flux band'a potwierdziły również testy EMI w anechoicznej komorze w placówce certyfikującej.
Rdzenie z szczeliną rozproszoną oprócz zalet mają wady, dwie główne z nich to kształt, i (w tym przypadku) fakt, że się bardzo miękko nasycają; więc dla dużych przenikalności zmiany indukcyjności są znaczne - z powodu niejednorodnego rozkładu cząsteczek o dużej przenikalności strumień magnetyczny 'znajduje sobie' najłatwiejszą drogę, a 'trudniejszą' dopiero wtedy, jak 'łatwiejsza' jest już nasycona.
RitterX wrote:
Nie udziwniaj, skoro inni korzystają z danego typu rdzeni to oznacza, że wiedzą co robią i właśnie takie najlepiej się sprzedają oraz są dostępne z półki.
To, że są dostępne z półki - fakt. To, że są toroidalne, często dyskwalifikuje je do pracy jako cewki separujące od potencjału sieci. Użycie takiego rdzenia conajmniej dwukrotnie podnosi koszt samego nawijania, bo niedosyć, że nawijanie toroidów jest drogie i potrzeba do tego specjalnych maszyn, to jeszcze trzeba wtórne nawijać TIWem aby spełnić normy bezpieczeństwa. Nie ma w tym nic 'udziwnionego', to są fakty. Aby nawijając emaliowanym drutem wszystkie uzwojenia spełnić normy, trzeba by je fizycznie rozdzielić, co z kolei drastycznie zwiększy indukcyjność rozproszenia, która w flyback'u jest upierdliwością zaniżającą sprawność - energia zgromadzona w Ls idzie w stratny snubber...
Nie wierzysz, rozbierz parę tanich, popularnych zasilaczy średniej mocy np. do LED, i powiedz, w ilu znalazłeś 'transformator' na rdzeniu proszkowym. Bo na pewno nie znajdziesz innej topologii niż flyback
Tracił będę tyle samo, bo indukcyjność rozproszenia zależy głównie od sprzężenia uzwojeń ze sobą, nie od wielkości szczeliny, i to jest w wielu notach aplikacyjnych potwierdzone.
Sprzężenie zależy od przewodności magnetycznej rdzenia. Niekiedy stosuje się nawet mosiądz.To rdzeń zagęszcza pole magnetyczne a więc wpływa na sprzężenie. Po to szlifuje się środkową kolumnę zamiast taniej robić podkładki na wszystkich by rozproszenie dokonywało się wewnątrz uzwojeń a nie pole magnetyczne wyciekało bokami.
Bezdławikowe LLC nie jest takie trudne do opanowania pod względem wytworzenia odpowiedniej indukcyjności rozproszenia. Przy większych mocach problemem jest takie zaprojektowanie uzwojenia by nie wprowadzać nierównowagi sił magnetostrykcyjnych w rdzeniu czyli nie przeciążać mechanicznie rdzenia.
Do niedawna były problemy z materiałem wiążącym jak również co ważniejsze z odpowiednim rozdrobnieniem żelaza. Od pewnego czasu nie ma z tym większych problemów. Spotykam coraz częściej w układach sporych mocy dławiki gromadzące wykonane w tej technologii. Rozdrobnienie wpłynęło na ograniczenie strat w rdzeniu a tym samym pchnęło wyżej graniczną częstotliwość aplikacji i to widać. Kiedyś można było spotkać najwyżej toroidalną "żółtą biedulkę" w zasilaczu ATX, która nie dość, że musiała filtrować to co przychodzi z diod prostowniczych, do których ktoś z uwagi na oszczędności nie był łaskaw zamontować układów spowalniających RC przeciwdziałających twardemu wyłączaniu, to jeszcze musiała pracować jako dławik sprzężony a jak z powodu kolejnych oszczędności ktoś się mocno zagalopował to nakładał na nią obowiązek stabilizacji napięć wyjściowych na zasadzie podmagnesowywania prądem stałym czyli pracy rdzenia w trybie stabilizatora magnetycznego.
Nie wspomniałem a warto o glass metal czyli taśmie z żelaza albo stopu amorficznego. Tanio nie jest ale do zaawansowanych drogich urządzeń jak najbardziej się nadaje. Z tego co pamiętam są nawet gotowe zalane, scalone kształtki - połówka toroidu do złożenia "na schodek".
Tanie urządznia pokroju zasilacze LED muszą być maksymalnie technologiczne by sprostać możliwościom producentów kontraktowych a to oznacza, że nikt nie przejmuje się stratami związanymi z pracą danego urządzenia ale przy konwertowaniu powiedzmy 100kW czy 1MW 5...8% mniej strat już nie jest do pominięcia i nikt rozsądny nie przyoszczędzi na materiale .
Miałem okazję zamawiać rdzenie (z tego co pamiętam był to EPCOS), które fabrycznie miały szczelinę dając po złożeniu określone AL. Zwykle jest to typoszereg składający się z 4...5 wartości skróceń na środkowej kolumnie względem bocznych ale jak używamy kształtek EE to można zrobić kombinacje i liczba dostępnych wartości AL istotnie się zwiększy. Co ciekawe w sporej ilości urządzeń po dokonaniu inżynierii wstecznej okazywało się, że na ten pomysł wpadli dużo wcześniej przed nami .
Potwierdzam, jak najbardziej są gładziusieńkie kolumny środkowe a nie szlifowane papierem ściernym. Gdy położysz skróconą kolumnę środkową płaszczyzną do kolumny bocznej nie ma nierówności czyli prześwitów a gładź płaszczyzn kolumn jest taka sama. Dlatego wątpię by w tych przypadkach komuż mocno zależało na obrobieniu estetycznym środkowej kolumny czyli kształtka musiała wyjść z maszyny. To znowu nie dziwi zważywszy na to ile produkowano np. telewizorów CRT czyli trafo je zasilających.
nsvinc wrote:
BTW - nie, nie jestem noobem
Przyznam, że ostatni raz widziałem rdzeń kubkowy o kształtce P w jakimś radzieckim sprzęcie, który albo właśnie wybierał się na orbitę bądź dopiero z niej wrócił i został "zdemilitaryzowany" . Dlatego trudno mi było określić Twój poziom zaawansowania magnetycznego?
Jak ktoś rozumie o czym pisze to będzie potrafił tłumaczyć w prosty sposób. Dlatego staram się pisać prosto.
) F-887 więc:
) F-887 więc:
. Ma jak najbardziej a dla przetwornic zaporowych to kluczowy problem.
