книги / Цифровые приборы с частотными датчиками
..pdfстического резонанса LPJRPCP по сравнению с контуром LCR является
низкоомным, и вне акустических резонансов его сопротивление близко
к нулю, а возрастает лишь на частотах резонансов. Поэтому при экс
периментальном определении зависимости модуля электрического
сопротивления | ZBX| от частоты для ленточного скоростного микро фона в свободном пространстве получается кривая / (рис. 6-14), со ответствующая лишь элементам R0t L 0, L, С и R (рис. 6-13). Из этой
кривой подобно тому, как это было сделано выше, могут быть опреде
лены параметры подвижной части преобразователя I , С и R.
Кривая 2 (рис. 6-14) отличается
тем, что в результате нагрузки микро фона на трубу резонатора уменьша
ется добротность механического резо
нанса и одновременно понижается зна чение резонансной частоты от /п до /р.
В эквивалентной схеме замещения
рис. 6-13, б (при сопротивлении кон
тура LpCp/?p, близком к нулю) это соответствует присоединению парал
лельно контуру LCR сопротивления
R3 и емкости С3. Поэтому из кривых
1 и 2 рис. 6-14 по сдвигу частоты
механического резонанса может быть
определена емкость С3 из отношения |
|
|
|||
/п |
__ ^ |
L {С Сз) |
|
Рис. 6-15. Электрическая эквива |
|
/р |
|
V 'l с |
|
лентная схема мостовой частотно |
|
|
|
зависимой цепи |
автогенератора |
||
где fn— частота |
механического резо |
(микрофон включен в левое ниж |
|||
нее плечо). Прерывистой линией |
|||||
нанса при нагрузке свободного |
пре |
показан вариант схемы смежного |
|||
образователя |
на |
пространство; |
/р— |
с микрофоном плеча |
|
частота механического резонанса |
при |
|
|
||
нагрузке преобразователя на резонатор; L — электрический эквива |
|||||
лент податливости подвижной части |
преобразователя, |
характеризу |
|||
ющий жесткость закрепления ленты; |
С — электрический эквивалент |
массы подвижной части микрофона (массы ленты).
Значение сопротивления зазора R3t являющегося функцией тре ния воздуха в зазоре г3, определяется из той же схемы рис. 6-13 по изменению добротности механического резонанса (кривые / и 2 на рис. 6-14). Значение R определяется как высота ординаты AZ кривой 1 (рис. 6-14), a Rj, — как высота ординаты AZ кривой 2. Отсюда сопро
тивление R3 ёы ч и сл и тс я как /?з = R R^/(R — /?,,).
Применительно к параметрам ленточного микрофона типа МЛ-16 (кривые 1 и 2 на рис. 6-14) такой расчет приводит к следующим зна
чениям элементов схемы замещения (рис. 6-13, a): R0 = 0,3 ом, L0 =-
= |
0,05 |
мкгн> L = 6,4 мгн, С = 3400 мкф, R = 1,56 ом} С3 = 4000 мкф |
и |
/?3 = |
1,3 ом, |
На рис. 6-15 эквивалентная схема замещения резонатора (рис. 6-13, б) с опущенной для рабочих частот индуктивностью пока зана включенной в левое нижнее плечо моста. Частотнонезависимое уравновешивание индуктивности L 0 цепи микрофона на высоких
частотах может быть произведено включением параллельно правому
верхнему плечу моста R z соответствующей емкости CL. Однако дейст
вие L 0 сказывается лишь на частотах выше 20 кгц, поэтому практиче
ски конденсатор CL может быть опущен. Эквивалентом, замещающим
резонатор со скоростным ленточным микрофоном на всех частотах,
кроме частот акустических резонансов, является правое плечо моста, состоящее из Я 0экв, Сэки и /?экв, где пропорционально ак тивному сопротивлению R 0 ленты, R3Kn пропорционально суммарному
сопротивлению, |
равному R R J(R + ' R3), |
С9КВ |
пропорционально |
суммарной емкости, равной С + С3. Коэффициент |
пропорционально |
||
сти определяется |
отношением сопротивлений |
R v и R 2 двух других |
плеч моста. Это отношение R 2/RL ~ К зависит от принятой схемы генератора, поэтому обоснование его выбора изложено в следующем
параграфе. Плечо моста, составленное из |
элементов R 0экв, |
и |
Сэкв, может быть заменено эквивалентной |
схемой, составленной из |
|
элементов Яоэкв, /?Экв, Сэк□, обозначенных прерывистой |
линией |
|
на схеме рис. 6-15. В этом случае значение |
емкости Сэкв существенно |
|
уменьшается. |
|
|
6-6. Генераторы электроакустических датчиков
К генераторам акустических датчиков предъявляются те же тре
бования, что и к генераторам других частотных датчиков: малые фа зовые сдвиги усилителя в рабочей полосе частот, достаточный для
самовозбуждения коэффициент усиления, определенная и стабильная амплитуда колебаний.
Величина напряжения, развиваемого генератором на-микрофоне, ограничена как сверху, так и снизу. Верхняя граница определяется тем, что должны отсутствовать нагрев и остаточные деформации мик рофона. Для ленточных микрофонов она соответствует току 5 ма,
для мембранных — напряжению порядка 100 мв. Нижняя граница диапазона возможных напряжений определяется необходимым пре
вышением сигнала акустического резонанса над акустическими шу мами из окружающей среды, шумами усилителя и шумами, возникаю
щими при работе датчика в условиях вибраций. Исходя из этого, ток
через ленточный микрофон выбирают не менее 1—2 ма, а напряжение, подаваемое на мембранный микрофон,— не менее 10—20 мв. Это обес печивает устойчивую работу датчиков при вибрациях до 1 g в диапа зоне частот вибраций от нуля почти до частоты механического резо
нанса микрофонов (150—500 гц).
Нестабильность амплитуды колебаний акустических генераторов за счет различных вторичных явлений приводит к некоторой неста
бильности частоты. В связи с этим в акустических генераторах жела-
т
тельио введение цепей, повышающих постоянство величины генери
руемого напряжения.
Коэффициент усиления усилителей акустических генераторов ко леблется от нескольких десятков (для двухмикрофонных датчиков) до нескольких десятков тысяч (для датчиков с одним микрофоном).
В последнем случае требуемый коэффициент усиления в значительной степени зависит от соотношения сопротивлений плеч моста, в который
Рис. 6-16а. Схема двухмикрофонного акустиче ского генератора
включен микрофон. Для уменьшения габаритов конденсатора, урав новешивающего реактивную составляющую сопротивления микрофона (из соображений стабильности здесь нельзя использовать электроли тический конденсатор), нужно стремиться к уменьшению емкости Сэкв (рис. 6-15). Однако при этом, очевидно, необходимо увеличивать сопротивления Яэкв и R 09кв, что в свою очередь приводит к необ ходимости увеличения входного напряжения моста при заданном вы
ходном напряжении. Так, например, для скоростного ленточного микрофона требуемый коэффициент усиления усилителя был равен
1000 при значении емкости Сэкв, равном 10 мкф, и входном напря
жении моста UüX =?= 20 мв и 100 000 при Сэкв — 0,1 мкф и t/BX = 2 в. На практике выбирают сопротивления моста так, чтобы получить
При достаточно малой величйнё ёмкости СЗКВ разумные значения коэффициента усиления (не более 10—50 тысяч) и входного напряже ния моста (1—3 в).
Акустические генераторы с согласующими трансформаторами по зволяют легко осуществить переход от низкоомных микрофонов ко
входному и выходному сопротивлению усилителя. Схема генератора
•оказывается весьма простой, однако наличие трансформаторов при водит к появлению значительных фазовых погрешностей усилителя
как на низких, так и на высоких частотах.
Бестрансформаторные двухмикрофонные генераторы акустических датчиков для измерения состава газовой смеси показаны на рис. 6-1ба
и 6-166. Схема на рис. 6-16а относительно проста. Однако наличие
четырех низкочастотных постоянных времени не дает возможности полностью устранить влияние фазовых сдвигов на нижнем участке
диапазона выходных частот. Генератор, схема которого показана
на рис. 6-166, применен в датчике для обнаружения в газовой смеси
малых примесей некоторого пробного газа. Для получения минималь
ного значения порога чувствительности датчика начальная частота акустического генератора должна быть как можно более стабильной. Для этого был предпринят ряд мер. Во-первых, введен стабилизатор
напряжения питания (на триоде Т 10). Во-вторых, входная и выход ная цепи генератора построены так, чтобы без введения дополнитель
ных конденсаторов практически исключить протекание через микро фоны постоянного тока, вызывающего смещение подвижной части
микрофонов. Для этого входной микрофон включается в относительно
высокоомный делитель, с помощью которого подается напряжение смешения на первый триод усилителя. Выходной микрофон подклю чается одним зажимом к выходу усилителя, а вторым — к средней
точке резистивного делителя, и постоянная составляющая напряже ния на выходе усилителя при его настройке устанавливается равной
напряжению на средней точке делителя. В-третьих, в генератор вве
дена цепь АРУ, позволяющая получить синусоидальную форму ге нерируемого напряжения достаточно стабильной амплитуды. Цепь АРУ построена на триодах Т5 и Т4, первый из которых служит для выпрямления и усиления выходного напряжения генератора, а вто рой используется в качестве регулируемого сопротивления, включен ного в эмиттер триода Т3. Выходное напряжение генератора поддер живается на уровне примерно 1,5 в, при этом напряжение на возбуж дающем микрофоне составляет величину порядка 30—40 мв. Для съема
колебаний с генератора используется резистор, включенный в кол
лекторную цепь триода Tô. Напряжение на этом резисторе имеет вид синусоидальных полуволн амплитудой порядка 0,3 в. Благодаря та
кому методу съема уменьшается влияние последующих цепей на ча
стоту генератора.
Бестрансформаторный одномикрофонный генератор для акустиче ских датчиков, предназначенных для измерения давления и уровня жидкости, показан на рис. 6-17, а . На рис. 6-17, б изображена фазо
частотная характеристика усилителя этого генератора. Несмотря
на применение конденсаторов большой емкости, фазовая погрешность усилителя на частотах 100—200 гц составляет 15—20°. Такие фазо вые сдвиги могут вызвать заметную нелинейность характеристики акустического датчика.
Фазовые сдвиги в усилителях с кольцевой обратной связью по по стоянному току. Во всех описанных выше акустических генераторах
применяются непосредственные межкаскадные связи с использова-
Рис. 6-17. Схема генератора с кольцевой обратной связью по постоянному току для широкодиапазонного акустического датчика, выполненного на основе резонатора со скоростным ленточным микрофоном (я), и фазо-частотная характеристика усилителя этого генератора (б)
нием общей отрицательной обратной связи по постоянному току для стабилизации режимов каскадов. Такой метод построения усилителя значительно снижает габариты усилителя и уменьшает количество
конденсаторов, сдвигающих фазу сигнала на низких частотах. Тем не
менее подобные усилители имеют довольно большую фазовую погреш
ность на низких частотах за счет влияния цепи обратной связи.
Схема цепи обратной связи по постоянному току в усилителе с
кольцевой стабилизацией представлена на рис. 6-18. Она представ-
Ш
ляет собой резисторный делитель с конденсатором для устранения обратной, связи по переменному току. Часть переменного напряжения, которая, несмотря на наличие конденсатора, поступает с выхода уси
лителя на его вход,
1
^{3 |
Ra_____ /^ С |
_________ _________ |
^вых |
R 2 "Ь Ra R i |
jto C R i (R z Ra) |
где R L и R 2 — значения элементов делителя; R* — входное сопротив ление цепи питания первого каскада.
Соответственно коэффициент усиления усилителя с учетом обратной связи будет
|
^°-с |
К |
к |
|
|
1-лгр |
1 - к |
||
|
|
|
I'MCR-L (Ял+ R 3) |
|
0- |
Отсюда может быть найден фазовый сдвиг, |
|||
возникающий в усилителе с подобной цепью |
||||
|
||||
Рис. 6-18. Схема цепи обрат обратной |
связи: |
|
||
ной связи |
по постоянному |
|
K R 3 |
|
току в усилителе с кольце |
t g ? = |
|||
вой стабилизацией (см. рис. |
(R 3 -)- /?з) |
|||
6-17, а) |
|
|||
|
|
|||
Таким |
образом, фазовая погрешность |
усилителя увеличивается |
с ростом коэффициента усиления К и может достигать значительной величины даже при включении в цепь обратной связи конденсатора
ПЗА П42Б ЛЭА П42Б Л42Б П9А П42Б +/8в
Рис. 6-19. Схема двухсекционного генератора для широкодиапазонных акустических датчиков, выполненных на основе резонаторов со скоростными ленточ ными микрофонами
большой емкости. Физически это можно объяснить следующим обра
зом. Напряжение обратной связи, сдвинутое на 90° относительно
выходного напряжения, суммируется со входным напряжением уси-
лителя. Чем больше коэффициент усиления усилителя, тем меньше его входное напряжение и тем, следовательно, больше будет изменяться фаза сигнала при суммировании его с напряжением об ратной связи.
Двухсекционный усилитель акустического генератора (рис. 6-19) отличается малыми фазовыми сдвигами в широком диапазоне частот. Усилитель состоит из входного каскада и двух секций, каждая из ко
торых охвачена отрицательной обратной связью по постоянному и по переменному току. Входной каскад и секции соединяются друг с дру
гом переходными конденсаторами. Частотнозависимый мост с микро
фоном соединяется с делителем входного каскада таким образом, что постоянная составляющая тока делителя в микрофоне скомпенсиро
вана током, поступающим с выхода усилителя. Коэффициент усиле
ния входного каскада равен 15, первой секции — 100 и второй — 7;
таким образом, общий коэффициент усиления составляет примерно 10 000. Экспериментальное исследование показало, что в диапазоне частот от 100 гц до 2 кгц фазовые сдвиги в усилителе практически от
сутствуют.
6-7. Погрешности электроакустических датчиков и методы их коррекции
Зависимость частоты акустических датчиков от их температуры
обусловлена пр!ежде всего тем, что значение абсолютной температуры 0 непосредственно входит в зависимость
1 21 V М
характерную как для полуволновых резонаторов, так и для резона
торов Гельмгольца |
(где I — некоторый геометрический размер резо |
|||||||
натора). |
Кроме того, с изменением тем |
|
|
|
|
|
||
пературы |
некоторое изменение испыты |
|
|
|
Таблица 6-3 |
|||
вают и значения геометрических разме |
|
|
|
|
|
|||
ров I резонатора |
и значения у = cplcv |
|
|
|
Р0, проц!град |
|||
заполняющего его |
газа. Изменение соб |
|
°с |
е.сК |
||||
ственной |
частоты резонатора, непосред |
|
|
|
|
|
||
ственно вызываемое отклонением его тем |
— |
60 |
213 |
+ |
0,235 |
|||
пературы на небольшую величину At от |
||||||||
— 40 |
233 |
+ |
0,217 |
|||||
начального значения 0, можно предста |
— 20 |
253 |
+ |
0,197 |
||||
вить как |
|
|
+ |
0 |
273 |
+ |
0,183 |
|
f + af = A ) / e + |
20 |
293 |
+ |
0,170 |
||||
+ |
40 |
313 |
+ |
0,160 |
||||
|
|
|
+ |
60 |
333 |
+ |
0,150 |
Отсюда относительное изменение частоты A///— At/2& и температур-
ный коэффициент изменения частоты ре = — ~ ~ ПРИ различ
ной |
температуре получают различные значения, приведенные в |
табл. |
6-3. |
Изменение с температурой коэффициента у = ср!са для двухатом ных газов подчиняется зависимости
л , |
1,985 |
т «= 1 Н----------------• |
|
1 |
4 *9 + 0,00106/ |
Это приводит к изменению собственной частоты резонатора в
районе t — 20° С с температурным коэффициентом 0 == — 0,0031
проц/град.
И, наконец, последним фактором, влияющим на собственную ча
стоту резонатора, |
является температурное |
изменение его |
геометри |
|||||
|
|
|
Т аб л и ц а 6-4 |
ческих размеров. Так |
||||
|
|
|
как для большинства ма |
|||||
|
|
|
|
|
||||
Материал |
oj, |
проц/град |
|3, проц/град |
териалов температурный |
||||
резонатора |
|
|
коэффициент |
линейного |
||||
|
|
|
|
|
расширения а, |
положи |
||
Сталь |
+ |
0,0010 |
+ |
0,166 |
телен, то температурный |
|||
Латунь |
+ |
0,0017 |
+ |
0,165 |
коэффициент |
р/ измене |
||
Бронза |
+ |
0,0018 |
+ |
0,165 |
ния |
частоты |
резонатора |
|
Алюминий |
+ |
0,0024 |
+ |
0,165 |
вследствие |
увеличения |
||
Эбонит |
+ |
0,0077 |
+ |
0,160 |
||||
|
|
|
|
|
его |
размеров |
оказыва |
ется отрицательным. По
этому результирующий температурный коэффициент собственной часто ты резонатора Р = Р0 — | Рт J — | P,j зависит от материала, из которого
изготовлен резонатор. Для температуры 20° С эта зависимость по казана в табл. 6-4.
Такова температурная зависимость частоты всех акустических
частотных датчиков, за исключением описанного выше акустического манометра. Выходная частота акустического манометра согласно (6-6)
f = k P s V W -
Учитывая, что температурный коэффициент площади резонатора
= 2р/( для результирующего температурного коэффициента ча стоты резонатора получаем (3 = 2$t — | р |— J ре |, т. е. соотноше
ние, существенно отличное от предыдущего. Так, при изготовлении корпуса резонатора манометра из алюминия температурный коэффи циент площади резонатора ps = 20, = -f 0,0048 проц/град, а общий
температурный коэффициент |
собственной |
частоты резонатора при |
20° С составляет (J = — 0,152 |
проц/град, |
т. е. практически равен |
по величине, но обратен по знаку коэффициентам всех остальных
акустических датчиков.
Методы коррекции температурной зависимости акустических дат
чиков. Такая коррекция практически всегда необходима, так как тем пературная погрешность, равная 0,16 проц/град, т. е. 1,6% на 10 град, может быть допущена только в очень грубых приборах. Вследствие значительного изменения температурного коэффициента с темпера турой (см. табл. 6-3) система температурной коррекции должна вос-
производить необходимый вид функции /(0 ). В частотно-цифровых
приборах это достигается использованием в качестве источника об разцовой частоты /0 (необходимого в любом цифровом частотомере) не кварцевого генератора, частота которого не зависит от темпера туры, а специального термозависимого генератора, частота кото
рого Д = V | / 0 (а |
в случае акустического манометра |
ft = kt/V&). |
В результате этого |
показание цифрового частотомера, |
равное N = |
=fx/ft9 оказывается независимым от значения температуры. Благодаря тому обстоятельству, что в результирующем темпера
турном коэффициенте р = | Рт|—|Р,| основную часть составляет р0, а значения р и р, представляют собой лишь поправки, общий вид
зависимости fx от 0 сохраняет характер fx = kt ]/0" и подбором со
ответствующего значения коэффициента kt может быть достаточно
точно скорректировано суммарное действие изменений и 0, и I, и у.
Методы |
построения |
термозависимых кор |
|
|||
ректирующих генераторов образцовой частоты |
|
|||||
определяются необходимостью |
воспроизведе |
|
||||
ния зависимости ft = kt ]/0 \ |
При использо |
|
||||
вании /?С-генераторов |
такую |
зависимость |
|
|||
можно было бы получить, включая в одно |
|
|||||
плечо Г-образной цепи |
[см. § 3-4 и формулу |
Рис. 6-20. Т-образная |
||||
(3-21)] полупроводниковый терморезистор, со |
||||||
схема включения терми |
||||||
противление которого падало бы обратно про |
стора |
|||||
порционально повышению температуры, т. е. |
|
|||||
по закону |
/?1= f e 1/0. |
Реально |
же сопро |
|
тивление полупроводниковых термисторов падает с температурой
значительно быстрее, чем 1/0, подчиняясь зависимости Rt = Ает
Поэтому термистор Rt включают в цепь #С-генератора через Т-образ ную ослабляющую цепь (рис. 6-20). Три независимых сопротивления
этой цепи г1у г2 и г3 всегда можно выбрать таким образом, чтобы из
менение сопротивления R x всей этой цепи в трех точках соответство вало требуемой зависимости R t — kJQ . Недостатком этого типа кор ректирующих генераторов явлется узость диапазона изменения тем
ператур (порядка 15—20 град), |
в котором может быть достигнута точ |
ная коррекция. |
__ |
Для получения зависимости ft = k Y 0 в более широком диапазоне
изменения температур (от + 60 до — 60° С) используют корректирую щие ^ L -генераторы и металлические терморезисторы, обеспечиваю щие линейную зависимость R x = R0 (1 + otf). Пример схемы такого
генератора приведен на рис. 6-21. Частота jRL-генератора определяется соотношением
'•-■£-!/Ц И ^
что и обеспечивает температурную коррекцию в широком диапазоне
температур.
Температурный коэффициент металлических терморезисторов со ставляет 0,4 проц/град, что обеспечивает температурный коэффициент изменения частоты 0,2 проц/град. Для доведения его до значения, не обходимого для акустических датчиков, (т. е. р = 0,16 проц/град) часть сопротивления R ± выполняется из манганина.
Использование корректирующих RC и 7?£-генераторов удобно
еще и тем, что изменением сопротивлений, добавляемых к терморези
стору, можно достаточно точно отрегулировать температурный ко эффициент генератора и подогнать его к температурному коэффици
енту датчика, а подбором смежного плеча частотнозависимого моста
генератора установить такую частоту ft, при которой отсчет N = fx/ft
на цифровом табло прибора соответствует значению измеряемой ве-
Рис. 6-21. Схема ^ L -генератора для температурной коррек ции в акустических датчиках с помощью металлического со противления
личины непосредственно в ее физических единицах (при произволь
ном дробном значении частоты датчика).
Недостатком RC и ^ L -генераторов является малая стабильность их частоты, ограничивающая общую погрешность прибора величиной 0,5 — 0,1%.
Для построения приборов более высокой точности в качестве кор
ректирующего генератора необходимо использовать частотный дат чик акустического термометра, располагая его так, чтобы температура его резонатора была равна температуре резонатора, воспринимаю щего измеряемую величину. В этом случае зависимости обеих частот от температуры оказываются идентичными. Правда, при серийном изготовлении акустических датчиков их температурные коэффициенты имеют технологический разброс порядка ± (3 5) % от средней величины Р = 0,165 проц/град. Однако, имея серию изготовленных датчиков, всегда можно подобрать пары датчиков, разнящихся по
температурному коэффициенту не более чем на 0,3 -г- 0,5% от его
значения. Такой прием позволяет свести температурную погрешность
приборов к значениям 0,0005 — 0,0008 проц/град.
В электроакустическом манометре рассмотренные типы корректи
рующих генераторов не могут быть использованы. Температурный ко
эффициент манометра отрицателен, и поэтому единственной возмож
н о