Anstelle der Verwendung einer Endstufe lohnt sich vielleicht ein
Blick auf mögliche Verluste von HF-Energie auf dem Wege vom Sender
bis zur Antenne. Meist hat es in einer Antennenanlage mehrere
Elemente, wo man unwissentlich oder aus Nachlässigkeit zum Teil
beträchtlich Leistung verliert. Eine Analyse des Systems
"Koppler-Antennenzuleitung-Antenne" auf mögliche, zu grosse
Verluste kann hier sinnvoll sein. Die vollständige Optimierung einer
Antennenanlage ist leider in vielen Fällen durch räumliche und
bauliche Bedingungen eingeschränkt. Um auch mit einer in diesem Sinne
eingeschränkten Antennenanlage eine Optimierung zu erreichen,
empfiehlt sich eine messtechnische Analyse der Antenne und eine
darauf basierende Auswahl von Antennenzuleitung und Art der
Koppelung. Hierzu möchte ich als Beispiel die Analyse und Berechnung
meiner Antennenanlage vorstellen.
Folgende räumliche und bauliche Einschränkungen sowie Anforderungen
bestehen für meinen Multibanddipol:
- Die Antenne wird für 80m, 60m und 40m, und als Erweiterung eventuell für 160m konzipiert
- Die Platzverhältnisse erlauben einen Dipol von maximal 2 x 17 m Schenkellänge unter Verwendung einer leichten inverted-V Form. Die maximale
Antennenhöhe ist am
Speisepunkt 8 m über dem Boden (gleich hoch wie das Flachdach des Dachgeschosses des Hauses), die Dipolenden gehen zu Stangen
4.5 m über dem Boden.
- Die horizontale Distanz des Dipoleinspeisepunktes zur Metallumfassung des Flachdaches beträgt nur 1.5 m, die Dipolenden sind 6 m von der Hausfassade weg.
- eine 2.7m lange parallele Doppelleitung vom
Einspeisepunkt bis zum Koppler kann realisiert werden.
- Die
Kabeldurchführung ins Haus ist aus baulichen Gründen nur mit einem 10m
langen Koaxialkabel (H155) möglich.
Aus obigen Bedingungen resultiert ein relativ tief aufgehängter Multiband-Dipol, der wegen der geringen Aufbauhöhe NVIS-Eigenschaften aufweist. Die geringe Aufbauhöhe und die
Nähe zum Haus mit dessen vielen Metallelementen (metallene Dach- und Brüstungsumfassungen sowie Metallgeländer) wirken sich auf die Fusspunktimpedanz des Dipols aus.
Der Dipol kann auf 160m durch Kurzschluss der Hühnerleiterenden und mit einem einarmigen Betrieb im Koppler auch asymmetrisch als T-Antenne gegenüber Erde betrieben werden.
Der Energietransport auf dem Koaxialkabel vom Sender zum Koppler
erfolgt im "matched line Modus", es treten also hier keine zusätzlichen
Verluste durch Reflexion (Fehlanpassung) auf.
Als erstes muss die Eingansimpedanz an der 2.7m langen 600 Ω
Hühnerleitung gemessen werden. Es wurde bewusst eine eine breite 600 Ω
Leitung und nicht eine 450 Ω Wireman ausgewählt, da bei letzterer bei
Regen unter Umständen grosse Verlust auftreten können (im Extremfall bis
zu 3 - 4
dB !).
Mit dem miniVNA messe ich folgende Impedanzen:
Tabelle 1:
Gemessene Eingangsimpedanzen des oben beschriebenen
Dipols mit 2 x 17 m mit einer 2.7m langen 600
Ω Speiseleitung.
Die Impedanzen am
Einspeisepunkt des Dipols wurden interessehalber berechnet.
Frequenz |
Eingangsimpedanz an der 600 Ω Doppeldrahtleitung |
Impedanz am Fusspunkt des Dipols |
|
(gemessen mit miniVNA pro) |
(berechnet mit TLDetails) |
MHz |
Ω |
Ω |
3.5 |
18 - j 168 |
21 - j 319 |
3.65 |
20 - j 90 |
22 - j 235 |
3.8 |
47 - j 59 |
51 - j 206 |
5.358 |
290 + j 1280 |
106 + j 631 |
7.1 |
630 - j 2230 |
983 + j 2760 |
Für die nun nötige Auswahl des Aufbaus des Kopplers habe ich
Folgendes berücksichtigt:
Der Koppler muss einen symmetrischen Betrieb gewährleisten. Prinzipiell gibt es die Möglichkeit, einen symmetrischen
Koppler zu verwenden, oder einen asymmetrischen
Tuner mit einer Symmetrierung. Letztere Variante ist einfacher aufzubauen und funktioniert genauso gut. Dazu ist jedoch ein Balun nötig.
Zum Balun und zu Mantelwellensperren möchte ich eine Bemerkung machen. Beim Balun (oder einer Mantelwellensperre) treten oft viel grössere Verluste
auf als gemeinhin angenommen. Entsprechende Berechnungen müssen jedoch
durchgeführt werden. Nach Berechnungen von DL3LH sind je nach
Situation (Frequenz, Impedanztransformation, Symmetrierung)
sehr hohe Verluste durchaus möglich. So habe
ich mich für die Konstruktion eines symmetrischen Tuners
entschieden, mit der Möglichkeit, wenn möglich einen Balun weglassen zu können.
Im weiteren muss die Art des LC-Anpassnetzwerk
bestimmt werden. Beliebt sind aus verschiedenen, und durchaus auch guten Gründen, vor allem die T- oder
Pi-Anpassung. Ueber die Vor- und Nachteile jedes dieser Kopplerarten gibt es
viele Veröffentlichungen. Ich habe mich für ein einfaches LC-Netzwerk entschieden.
Ein solches ist die einfachste, sicherste und verlustärmste Variante. Das einfache LC-Netzwerk ist eindeutig bei der Abstimmung, erlaubt nicht mehrere und vor allem
keine Kamikaze-Einstellungen, und weist gegenüber dem Pi-Filter oder der T-Anpassung oft geringere Verluste auf.
Aufgrund der mir nun vorliegenden Messwerte der Eingangsimpedanz an
der Hühnerleiter und nach dem Entscheid für einen symmetrischen
LC-Koppler können nun die Verluste vorausberechnet werden. Daraus
ergibt sich, dass hier eine
Hochpassvariante (mit C seriell und L parallel) am wenigsten Verluste
macht. Die Berechnung eines Konzept mit einem asymmetrischen Tuner
und dafür mit einem (Luft-)Balun am Ausgang ergab teilweise grosse
zusätzliche Verluste von >1 dB. Die Antennensituation hier verlangt
somit einen symmetrischen Koppler, und, wenn möglich ohne Balun.
In welchen Situationen kann nun ein Balun weggelassen werden?
Die symmetrische Speisung wird mit der Verwendung eines
symmetrischen Kopplers erreicht (Abbildung 1). Das Problem sind allfällige rückläufige Gleichtaktanteile, welche wegen
gewissen Asymmetrien im Speiseleitung-Antennensystem auftreten und
sich am Uebergang vom Koaxialkabel zur symmetrischen Struktur
manifestieren. Diese gilt es zu eliminieren oder abzuleiten.
Nach W8JI kann bei einer einigermassen symmetrischen Antennenanlage
und unter der Verwendung eines symmetrischen Kopplers unter
Umständen auf einen Balun verzichtet werden. Walter, DL3LH hat zudem
folgende Bedingungen zum möglichen Weglassen eines Baluns erwähnt:
der Ausgleich allfälliger Gleichtaktanteile erfolgt bei Verwendung
einer Hochpasskonstellation mit galvanischer Koppelung der beiden
Schenkel der Paralleldrahtleitung über die parallel liegende
Induktivität (Abbildung 2a), oder die Ableitung der
Gleichtaktanteile bei der Verwendung einer Tiefpasskonstellation
wird mit zwei mittig geerdeten Drosseln oder Widerständen erreicht
(Abbildung 2b). Auch diese letzte Variante führt gemäss den
Berechnungen zu praktisch nicht relevanten zusätzlichen Verlusten.
Abbildung 1: generelles Prinzipschaltbild für
eine Symmetrierung
Abbildung 2 a: Cs - Lp - Konfiguration:
Die Induktivität liegt parallel. Gleichtaktströme können über die galvanische Verbindung der Spule ausgeglichen werden
Abbildung 2 b:
Ls - Cp - Konfiguration:
Ein Ausgleich der Gleichtaktanteile ist über die parallelliegende
Kapazität nicht möglich. Deshalb erfolgt die Ableitung über mittig geerdete 2.7 kΩ
Widerstände (oder über 2.5 mH Drosseln)
Aufgrund der Erfordernisse habe ich einen manuell fernsteuerbaren,
symmetrischen Cs-Lp-Koppler in Hochpasskonfiguration unter Weglassen
eines Baluns gebaut (Abbildung 4; Bild 1). Bei der Realisation der
Kopplers kommt eine Abwandlung des Christiankopplers in
Hochpassschaltung zum Zuge, mit nur einer L-Bank (in
Parallelschaltung), sowie einer Erweiterung der beiden C-Banken (je
in Serie) um jeweils eine zusätzliche Schaltstufe von je 800 pF (was
dann 1'597 pF pro C-Bank ergibt). Damit lässt sich eine wegen der
Serieschaltung der Kapazitäten resultierende Gesamtkapazität von
doch 798 pF erreichen, wie ich sie hier aufgrund der
Eingangsimpedanz an der Hühnerleiter brauche. Der Koppler ist ohne
Balun aufgebaut.
Die Kopplereinstellung erfolgt ferngesteuert, wobei ich eine vereinfachte Ansteuerung
zur Steuerung der Relais realisiert habe
(Bild 4).
(Der
Christiankoppler wird unter
https://www.darc.de/der-club/distrikte/e/ortsverbaende/39/bauprojekte/christian-koppler/
genauer beschrieben).
Die praktische Testung zeigt ein völlig problemloses Verhalten des Kopplers, von möglichen Gleichtaktströmen mit vagabundierender HF im Shack
lässt sich nichts feststellen. Die Symmetrie der Speisung zeigt Bild 3. Die Berechnung dieser so konzipierten Anlage ergibt folgende geringe Verlustwerte
wie in Tabelle 2 dargestellt.
Abbildung 4:
Aufgrund der Serieschaltung der Kapazitäten von C und C' ergibt
sich eine maximal einstellbare Gesamtkapazität von 798 pF,
mit einer Abstufung von jeweils
1.55 pF.
Die Induktivität ist in Schritten von 0.25
µH
einstellbar, von 0.25 µH bis
31.75 µH .
Am Eingang kann eine Mantelwellen-sperre nach W1JR eingesetzt
werden; der Energietransport der Gegentakt-
anteile wird dadurch nicht gedämpft.
Tabelle 2:
Dipol 2 x 17 m
(leichte inverted-V Form),
4.5m bis 8 m (Fusspunkt) über dem Boden,
2.7 m 600 Ω Paralleldrahtspeiseleitung,
Güte für Kondensator und Spule:
QC = 500, QL = 100,
10 m Koaxialkabel (H 155) Sender zu Koppler
MHz
|
Eingangsimpedanz
Paralleldraht-
leitung 600 Ω
|
Verlust
HL 600 Ω
|
CL-Netzwerk (Hochpass)
C L
|
Verlust
CL-Netzwerk
|
Verlust Koaxial-kabel 10 m H155
(matched line loss)
|
Total
Verluste
|
|
Ω
|
dB
|
pF µH
|
dB
|
dB
|
dB
|
3.500
|
18 - j 168
|
0.100
|
256 ;
3
|
0.66
|
0.20
|
0.960
|
3.650
|
20 - j 90
|
0.094
|
306
;
2
|
0.33
|
0.20
|
0.624
|
3.800
|
47 - j 59
|
0.041
|
798
; 1.25
|
0.12
|
0.20
|
0.361
|
5.358
|
290 + j 1280
|
0.015
|
56
;
27
|
0.35
|
0.25
|
0.615
|
7.100
|
630 - j 2230
|
0.002
|
31 ;
10
|
0.74
|
0.28
|
1.022
|
Wie die Tabelle 2 zeigt, gelangen bei 100 Watt Ausgangsleistung auf dem 80m-Band doch 80 bis 92 Watt und auf dem 40m-Band 80 Watt zur Antenne. Wenn man auf dem 60m-Band
beim Sender 17.25 Watt Ausgangsleistung einstellt, erreichen 15 Watt die Antenne. Diese Werte sind tolerabel, wenn man die, - durch die tiefe Aufhängung und die Nähe
zu den Metallelementen des Hauses bedingte -, tiefe Fusspunktimpedanz am Dipol berücksichtigt (Tabelle
1). Das symmetrische CL-Anpassnetzwerk muss auf 80 m einen
tiefen Realwiderstand herauftransformieren und auf den beiden höheren Bändern grössere komplexe Anteile ausgleichen.
Durch einen Balun zur Elimination von Gleichtaktanteilen würde eine zusätzliche Verlustquelle
eingefügt.
Wir haben hier versuchsweise zur Symmetrierung einen 1:1 Luftbalun von 3.5 µH (Güte Q = 100, k = 0.92)
am Kopplerausgang eingefügt und die dabei entstehenden zusätzlichen Verluste berechnet: 0.19
dB auf 80m, 2.3 dB auf 60m und 1.85 dB auf 40m. Solche doch beträchtlichen Zusatzverluste können wegen der Art der symmetrierenden Anpassschaltung nun mit dem
Weglassen eines Baluns vermieden werden. Würde der Balun am
Kopplereingang eingesetzt, wären die Verluste durch den Luftbalun
selbst zwar kleiner, der Gesamtverlust wäre jedoch auf 60m (1.04 dB)
und auf 40m (1.55 dB) wegen grösseren Verlusten im LC-Glied doch um
einiges grösser als mit der gewählten Variante ohne Balun.
Am Kopplereingang kann, wenn
nötig, praktisch ohne zusätzliche Verluste, eine koaxiale
Mantelwellensperre Typ W1JR (9 Windungen RG142 auf einem Ringkern
FT240-31), oder ein Typ nach W2DU, eingesetzt werden (Abb. 4). Eine
solche beeinflusst den Energietransport der Gegentaktanteile im
Innern des Koaxialkabels und die Impedanzabschlussverhältnisse am
Ende des Koaxialkabels für die Gegentaktanteile nicht. Ähnliche
Sperren werden auch bei käuflichen Modellen (MFJ 974 HB,
BX-1200) verwendet. Ich habe die Typ-W1JR-Mantelwellensperre zusätzlich eingesetzt, auch wenn ich,
vielleicht aufgrund der sonst schon guten Symmetrie in meinem
Antennensystem, keinen Unterschied zum Betrieb
ohne diese Sperre feststellen kann.
Wie man zudem aus der Tabelle ersehen kann, verursacht das Koaxialkabel einen beachtlichen Anteil der Verluste, auch wenn es selbst nur 10m lang ist und nur
im "matched line Modus" betrieben wird und so keine zusätzlichen Verluste durch Reflexion (Fehlanpassung) verursacht werden.
Der Wirkungsgrad dieses Multibanddipols, also der Antenne selbst, ist hier noch nicht berechnet und muss natürlich für die tatsächlich in den Raum abgestrahlte HF
zusätzlich berücksichtigt werden. Vor allem auf 40m hat die hier als Ganzwellendipol arbeitende Antenne einen höheren Antennengewinn, der gewisse Verlust wieder
wettmacht.
Bild 1:
Der symmetrische Koppler mit einer C-Bank für jeden Arm (in Serieschaltung), eine L-Bank
parallelgeschaltet in der Mitte, kein Balun.
Für den Einsatz
im Aussenbereich gegen Wasser und Feuchtigkeit besteht eine
entsprechende Abdichtung.
Es handelt sich um eine Abwandlung des bekannten
Christian-Kopplers (von DL3LAC).
Die Fernsteuerung der Relais für die Kapazitäten und
Induktivitäten erfolgt im Shack mit Schiebeschaltern
(Einstellmöglichkeiten siehe Abbildung 4 und Bild 4).
Bild 2:
Der symmetrische Koppler im Aussenbereich.
Bild 3:
Kontrolle der Symmetrie mit zwei Fahrradlämpchen in der
Speiseleitung.
Bild 4:
Für die Steuerung der Relais werden Schiebeschalter
verwendet. Es sind für die drei gewünschten Bänder nur
wenige Einstellungen nötig und diese können auf der
Liste nebenan schnell abgelesen und eingestellt werden.
Der beschriebene Koppler wird auch für meine vertikale Loop von 14 MHz bis 28 MHz verwendet.
Für 1.8 MHz verwende ich den Koppler einarmig mit nur einer C-Bank als asymmetrischen LC-Koppler und betreibe den
Dipol am kurzgeschlossenen Hühnerleitereingang als T-Antenne gegen Erde. Beides funktioniert sehr gut.
Ein grosser Dank gebührt Walter, DL3LH, für die Mithilfe zur Planung
und Berechnung der Antennenanlage.
Ein sehr gutes Programm zur Berechnung der Verluste stellt übrigens Walter, DL1JWD, zur Verfügung: "kleiner
Netzwerkanalysator" unter :
https://dl1jwd.darc.de
___________________________________________
Ein zweites Beispiel:
Andere Verhältnisse am Hühnerleitereingang finden sich im Italien-QTH. Dort kann ein fullsize-Dipol mit 2 x 20 m (19,5m) Länge in 10 Meter Höhe aufgehängt werden.
Dafür braucht es aber zur Speisung eine 8m lange 600 Ω Doppelleitung, also länger als im obigen Beispiel (wo atypischerweise eine sehr kurze Speiseleitung nötig ist).
Mit dem EZNEC lassen sich die folgenden Eingangsimpedanzen berechnen:
Frequenz
MHz |
Impedanz am Dipol-Fusspunkt
Ω
|
Impedanz am Eingang der 600 Ω Doppeldrahtleitung
Ω |
Impedanzanpassung bei Tiefpass
(L in Serie / C parallel)
µH / pF |
Impedanzanpassung bei Hochpass
(C in Serie / L parallel)
µH / pF
|
3.5 |
46 - j48 |
64 + j356 |
14 / 264 |
123 / 144 |
3.65 |
53 + j27 |
92 + j492 |
16 / 202 |
61 / 119 |
3.8 |
62 + j104 |
140 + j666 |
17 / 162 |
42 / 104 |
5.36 |
364 + j1160 |
286 - j1010 |
13 / 40 |
9.3 / 68 |
7.1 |
5400 - j1679 |
67 - j175 |
3.5 / 20 |
2 / 146 |
10.1 |
104 - j437 |
425 + j1292 |
7.3 / 45 |
11 / 34 |
14.18 |
3033 + j1409 |
241 + j674 |
3.6 / 49 |
6.5 / 35 |
18.1 |
96 - j181 |
92 - j146 |
1.0 / 20 |
0.73 / 75 |
21.2 |
1747 + j1633 |
441 - j1019 |
2.8 / 14 |
2.2 / 21 |
24.95 |
122 - j413 |
145 + j461 |
1.8 / 35 |
4.3 / 23 |
28.5 |
1419 + j1408 |
127 + j56 |
0.4 / 69 |
0.9 / 78 |
Tabelle 3:
Impedanzverhältnisse an dem Dipol 2 x 19.5 m auf
10 m Höhe, Kupferdraht 1.13mm Durchmesser (FL-Litze), und 8m langer symmetrischer 600 Ω
-Speiseleitung
Wie aus der Tabelle 3 ersichtlich ist, sollte hier ein Antennenkoppler in Tiefpasskonstellation mit der Induktivität in Serie und
der Kapazität parallel
gewählt werden. Der Grund liegt bei den sonst im 80m-Band nötigen hohen Induktivitäten (von bis zu 123 µH; siehe letzte Spalte rechts). Dies aufgrund der
Transformation der Impedanz durch die Hühnerleiter. Bei einem symmetrischen Koppler bedeutet eine Tiefpassvariante ein Mehraufwand in der Konstruktion,
da die Spulen alle doppelt angefertigt werden müssen. Da für die Induktivitäten jedoch eine Serienschaltung vorliegt, ergibt sich pro Seite jeweils nur
die halbe Induktivität, was die Spulengrösse wiederum reduziert.
Wie anhand dieses Beispiels ersichtlich ist, lohnt es sich vor dem konkreten Aufbau der Antenne, die zu erwartenden Impedanzen an der Antenne, und die durch
die Impedanztransformation durch die Hühnerleiter am Eingang derselben zu erwartende Impedanz, zunächst mit dem EZNEC zu berechnen. Danach kann die Anpassung der
jeweiligen komplexen Last vorausbestimmt werden, was für die Wahl des geeigneten Kopplers wegweisend wird.
Bilder 5 und 6:
Mein Eigenbau des Tuners in den Bildern rechts zeigt den symmetrischen Antennenkoppler als Tiefpassvariante mit zwei gleichen Spulen-Bänken links und rechts und
in der Mitte mit der Kapazitätseinheit. Mit Steckverbindungen lässt sich die Kapazität sowohl für eine hochohmige oder eine niederohmige Anpassung schalten.
Am Tunereingang liegt eine Mantelwellensperre nach W1JR (12 Windungen auf einem FT240-31 Ringkern).
Die Induktivitäten sind in einer Kaskade mit Schiebeschaltern einstellbar (0.015 µH – 0.03 µH – 0.06 µH – 0.125 µH – 0.25 µH –
0.5 µH – 1 µH – 2 µH – 4 µH – 8 µH). Die 8µH-Spule wurde aus Platzgründen mit einer Ringkernspule (T157-2) gefertigt. Die maximale Induktivität, alle in Serie,
beträgt somit fast 32 µH.
Der parallelgeschaltete Drehkondensator hat maximal 100 pF. Parallel zuschaltbar sind mit den Schiebeschaltern in der Mitte Kapazitäten von
50 pF,
100 pF, 200 pF, 300 pF sowie 700 pF, womit insgesamt1450 pF zur Verfügung stehen.
Das Bild rechts zeigt die symmetrische LC-
Einheit vor dem Einbau in das Gehäuse.
Giorgio, HB9AWJ ( Kontakt: hb9awj [at] de-suisse.ch )