La notion d’impédance Z = L? implique de connaitre L , l’inductance en « Henry » et la pulsation ? = 2?F où la seule variable est « F » , fréquence exprimée en Hertz ( Hz).
Afin de calculer le bobinage de ce type de transformateur, il ne manque que cette notion de féquence que je ne trouve dans aucun document…
En approche, j’ai effectué des mesure sur un transfo BF push-pull LIE BY32 (ultra-linéaire pour 2 EL84) dont l’impédance primaire est donné pour 8000 ohms… à l’aide d’un multimètre « L », je trouve 10 Henry … d’où, après extraction, F = 400 Hz.
De mémoire, j’avais, il y a très longtemps, remarqué une inscription sur un transfo BF de TSF , z = 5000 ? et F = 400 Hz. Question : peut-on généraliser cette fréquence de 400 Hz dans le calcul des transfo BF … l’idée de prendre la fréquence la plus basse à transmettre (40 Hz) aboutit à une inductance de 30 Henry, valeur jamais atteinte dans ce modèle de transfo BF.
Bonnes fêtes de fin d’années à tous et un grand merci à Tony Luzy pour la remise en service du forum.
Jacques DUDORET
Je vois que la technique est toujours au rendez-vous … merci à tous.
Dans le même contexte, il y a la perméabilté des tôles magnétiques utilisées dans la construction des transfo BF… d’après certaines documentations des années 50…60, celle-ci oscille entre 200 à 600, dans une doc très récente « memento René Besson », il est question de 2500 !!!
Pour vérifier cette valeur, j’ai bobiné une carcasse noyau 3 x 3 cm = 9 cm², effectué une mesure de self sans noyau magnetique, puis avec circuit monté en « sandwich » et nouvelle mesure . Le rapport obtenu est de 40…
même expérience sur un transfo section supérieure 16 cm² … rapport obtenu = 60.
Entre la théorie et la pratique, j’ai trouvé le Formule empirique simplifié de Nagaoka qui tient compte de la forme de la bobine
L = 0.08 d² n² / 3 d + 9 l + 10 e , L en µH, n = nombre de spires, d = diamètre en cm (extérieur bobine),
l = largeur bobine en cm, e = épaisseur bobine en cm … résultat pratiquement égal entre théorie et pratique à
2 % près.
A suivre…
Jacques DUDORET
Attention à la perméabilité:
s’il s’agit de la perméabilité relative µr, elle peut atteindre 10.000 pour des tôles au silicium, et 50.000 pour des tôles à grains orientés.
JJG
Bonjour,
Les mesures effectuées sur la même bobine section noyau 9 cm² a demi-rempli (1200 spires 30/100) donne avec des tôles grain orientés une self de 4,85 H, même valeur avec les tôles classiques, et sans tôle 74,6 mH soit un rapport de 64 … je ne trouve en aucun cas des coefficients de 10.000 à 50.000
Dans les exemples cités, j’ai mesuré une self de 10 H sur un primaire de transfo push-pull qui devrait posséder 3000 spires environ. Un calcul théorique donne 0,22 H soit un rapport de 10/0.22 = 46, valeur approximative mesurée sur ce type bobinage…
Un transformateur n’a pas d’impédance propre, ce n’est qu’un « levier ».
Par exemple, 5000 ohms / 5 ohms indique seulement qu’une branche du levier est 1000 fois plus longue que l’autre: c’est le rapport des impédances.
Le même transfo utilisé avec un HP de 2,5 ohms présentera une impédance de 2500 ohms au primaire.
Ce rapport est le carré du rapport du nombre de spires, ainsi, ce transfo comporte (racine(1000)) = 32 fois moins de spires au secondaire qu’au primaire.
Pourquoi ?
Parce que si on applique par exemple 100 volts au primaire, on va trouver (100/32) = 3,2 volts au secondaire qui vont produire (P = U²/R) = 10/5 = 2 watts dans un HP de 5 ohms.
En retournant l’équation, l’impédance vue au primaire est (R = U²/P) = 10000/2 = 5000 ohms. CQFD !
Jusqu’ici, pas question de fréquence, maintenant précisons (par exemple encore) que ce transfo doive « passer » correctement du 50 Hz.
Pour ce faire, il faut que sa self primaire propre (inductance) qui vient en parallèle soit telle que sa réactance à 50 Hz soit grande devant 5000 ohms.
En la prenant égale à 5000 ohms, la charge résultante ne sera plus que 2500 ohms et le tube ne pourra pas délivrer autant de puissance, donc atténuation des fréquences basses.
A 50 Hz, une réactance (XL) de 5000 ohms demande une une inductance de (L=XL/(2piF)) = 16 Henrys.
La valeur d’une self (en Hy) est proportionelle au carré du nombre de spires (encore !) et à la perméabitité du noyau sur le quel elle est bobinée.
Les dimensions du noyau ne sont pas indifférentes. N est le nombre de spires, Mu la perméabilité du matérieau,S est la section du noyau et Lm sa longueur magnétique.
L’équation est : L = N²/LmMuS/10^7 avec Lm en cms et S en cm²
Les ennuis commencent avec Mu parce que le fer (qui est la base de tous les noyaux magnétique) n’est pas linéaire, sa perméabilité varie avec la quantité de flux magnétique (induction) qui le traverse.
Elle est quasiment nulle pour une induction nulle, augmente avec l’induction puis retombe plus ou moins rapidement: on dit que le fer est saturé.
Chaque alliage (avec Silicium, Nickel, etc …) a une courbe de perméabilité différente.
Voici celle que j’ai personnellement relevé sur des empilages de « fer au silicium à grains orientés ».
A gauche la perméabilité mesurée, en fonction de l’induction en Tesla.
. . .
Interruption pour cause d’activités ménagères (Les gamins sont en vacances !).
A suivre . . .
Donc, pour connaitre la perméabilité il faut au préalable connaitre l’induction (B, en Teslas) ou la choisir, infèrieure à la limite où le fer commence à se saturer parce qu’alors la perméabilité diminue et que des distortions apparaissent.
Chaque concepteur a sa méthode.
Pour du fer au silicium à grains orientés (GOSS) de 35/100 je prends B <= à 1,4 Tesla pour la puissance maximum et la fréquence la plus basse à transmettre.
L’induction est la densité du flux magnétique dans le noyau et s’exprime ainsi: B = 2220 x U / N / F / A
Où:
B est l’induction en Tesla, U est la tension efficace au primaire en volts, N est le nombre de spires, F est la fréquence en Hz, A est la section du noyau en cm²
Gardons l’exemple du transfo 5000 ohms / 5 ohms et prenons une puissance maxi de 5 watts à 50 Hz (un transfo pour un « bon » poste de radio !) pour 1,4 Tesla.
La tension est facile à calculer (U=racine(P*R))= 160 volts efficaces.
Il reste deux inconnues: le nombre de spires et la section du noyau de sorte que le nombre de solutions est infini.
Il faut en fixer une pour pouvoir continuer.
Les vieux grimoires donnent des « recettes de cuisine » indiquant des kilogrammes de fer par watt à transmettre dont on peut déduire la section connaissant le poids spécifique du fer (environ 7), mais reste une approximation parce qu’ignorant l’induction réellement acceptable et la fréquence limite basse.
Là aussi, chaque concepteur a son « pifometre » et ses recettes.
Mon pifomètre me suggère 1cm² par watt, soit 5 cm², on trouve le nombre de spires en réorganisant l’équation : ( N = 2220 x 160 / 50 / 5 /1,4 ) = 1006 spires.
Pour pouvoir vérifier si l’inductance primaire est suffisante (la cible déjà calculée de 16 Hy), il manque encore la valeur de Lm (Longueur magnétique).
Il faut consulter un catalogue de fournisseurs de « tôles à tranfos » afin d’y trouver la référence qui va permettre d’obtenir la section souhaitée et y lire la valeur de Lm.
Je l’ai fait pour vous et trouvé la référence EI66 la plus proche de nos besoins:
Section fer : 4,46cm², Longueur magnétique: 13,2 cms.
Corrigeons le nombre de spires pour la « vraie » section : 2220 x 160 / 50 / 4,46 / 1,4 = 1138 spires.
Maintenant, appliquons l’équation permettant de calculer l’inductance dans laquelle on prend pour perméabilité 7000 qui correspond à 1,4 tesla dans la courbe « µ vs B » dans le message précédent.
L = 1138 x 1138 / 13,2 x 7000 x 4,46 / 10^7 = 31 Hy . . . presque le double de ce qu’il ne nous en fallait !
Tout irait pour le mieux dans le meilleur des mondes possible si le courant d’anode ne circulait pas dans le primaire saturant complètement le fer et transformant le transfo en électroaimant . . .
La théorie est parfaitement expliquée mais la construction graphique est longue et fastidieuse
De plus, elle ne montre pas ce qui se passe en AB1 lorsqu’un tube est bloqué et que l’autre doit faire tout le boulot tout seul.
A ce moment, un demi secondaire du transfo est « en l’air » et du coup la charge vue par le tube « actif » n’est plus la moitié du total mais seulement le quart (la moitié des spires, donc le quart de l’impédance).
Si on considère chaque tube indépendamment et en ne perdant pas de vue que l’autre fait exactement la même chose au même moment mais en sens inverse, on peut tracer une droite de charge sur un seul réseau d’anode sans avoir à construire le « réseau composite ».
Il ressemble à ça:
Les courbes sont celles d’une 300B, le point de repos en PP est choisi à 350V / 50mA ce qui demande une polarisation de -77 Volts.
La droite de charge tracée correspond à 4,4 K plaque à plaquemais elle est tracée pour 2K2 parce que c’est celle vue par UN tube
On voit qu’elle change de valeur lorsque la tension grille de ce tube atteind -40V, parce qu’à ce moment là, l’autre est aux environs de -120 et se bloque. Elle passe alors à 1K1
Dans le monde réèl, la « cassure » n’est pas aussi brutale parce que l’autre tube se bloque « en douceur »
Cette construction « simplifiée » ne permet pas d’estimer la distorsion (puisqu’elle n’inclue pas la « compensation » des caractéristiques provoquée par le montage en PP), mais permet de choisir le point de fonctionnement et la charge selon ce que l’on cible (puissance, rendement, etc …).
Dans cet exemple « vite fait » les tubes ne fatiguent pas, chacun dissipe moins de 18W au repos (pour un maxi autorisé de 30) et même en pointe, on ne s’approche de la dissipation maximum que pendant une demi alternance 8)
Sans passer en régime de courant grille (AB2), cet hypothétique PP fournirait 22 Watts efficaces:
En poussant l’alim à 400 volts, un courant de repos de 30mA obtenu avec une polarisation de -95V et en utilisant une charge de 5K, on frise les 30 Watts pour une consommation moyenne identique:
Mais il faut alors 190V crête à crête sur chaque grille contre 154V dans le cas précédent (pas le plus facile à faire), de plus la distorsion va augmenter parce que la plage dans laquelle les deux tubes sont actifs et où leurs caractéristiques se compensent est réduite.
On passe un peu au delà de la dissipation maxi, mais seulement la moitié du temps, les tubes restent très en deçà de leurs possibilités, on pourrait aller plus loin si j’avais prolongé les courbes
Yves. Note:
Les valeurs de pente, Rp et µ pour le tube sont différents dans les deux exemples parce qu’elles sont calculées au point de repos qui est lui même différent.
EDITION: Ajouté pécisions sur la valeur de la charge vue par UN tube (en italique)
Doctsf (Modèles & Marques)
Annonces
