автореферат диссертации по информатике, вычислительной технике и управлению, 05.13.05, диссертация на тему:Разработка и исследование частотных датчиков механических величин на основе кремния

На правах рукописи

СОРОКИН МИХАИЛ ЮРЬЕВИЧ

РАЗРАБОТКА И ИССЛЕДОВАНИЕ ЧАСТОТНЫХ ДАТЧИКОВ МЕХАНИЧЕСКИХ ВЕЛИЧИН НА ОСНОВЕ КРЕМНИЯ

Специальность 05.13.05 — Элементы и устройства вычислительной техники и систем управления

АВТОРЕФЕРАТ диссертации на соискание ученой степени кандидата технических наук

Ульяновск - 2006

Работа выполнена на кафедре «Измерительно-вычислительные комплексы» Ульяновского государственного технического университета (УлГТУ)

Научный руководитель: кандидат технических наук, профессор

Владимир Андреевич Тнхоненров

Официальные оппоненты:

доктор технических наук, профессор

Геннадий Николаевич Абрамов

кандидат технических наук, доцент

Евгений Васильевич Антонец

Ведущее предприятие - Пензенский «Научно-исследовательский институт физических измерений» НИИФИ

Защита диссертации состоится 20 декабря 2006 г. в 12 ч. 00 мин. на заседании диссертационного совета Д212.277.01 в Ульяновском государственном техническом университете по адресу 432700, г. Ульяновск, ул. Северный Венец, 32.

С диссертацией можно ознакомиться в библиотеке УлГТУ.

Автореферат разослан «ТУ» ¿¿ХЯХ?2006 г.

Ученый секретарь диссертационного совета а . .

ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА РАБОТЫ

Актуальность работы. Развитие авиационного приборостроения неразрывно связано с созданием летательных аппаратов новых типов, обладающих большой скоростью и дальностью полета и требующих все более высокого уровня автоматизации процессов управления полетом. Дальнейшее совершенствование систем автоматического управления полетом связано с решением ряда сложных научно-технических проблем в области конструирования приборов и датчиков.

Параметры движения летательных аппаратов являются однозначными функциями статического и полного давлений. Датчики давлений во многом определяют метрологические и технологические характеристики системы воздушных сигналов (СВС), такие как точность, диапазоны измерения, надежность, долговечность, габаритные размеры, качество выходной информации системы и удобство обслуживания в эксплуатации. Кроме того, развитие класса беспилотных летательных аппаратов приводит к ужесточению требований по габаритно-весовым характеристикам датчиков. Это требует больших материальных затрат, так как эти датчики обладают высокими метрологическими характеристиками. Разработкой авиационных датчиков давлений занимаются фирмы: Ульяновское конструкторское бюро приборостроения, Восход (Россия); Rosemount Engineering, Honeywell Corp. (США); Solatron Transducer Ltd. (Англия); французские Crouzet, Jaeger и многие другие.

Работы по совершенствованию датчиков давлений ведутся в следующих направлениях.

1. Повышение точности измерения в условиях работы при всех дестабилизирующих факторах. Одним из наиболее мощных дестабилизирующих факторов в процессе эксплуатации является температура, поэтому решение вопросов компенсации именно температурной погрешности позволяет уменьшить погрешность измерений в процессе эксплуатации до приемлемых значений.

2. Расширение диапазонов измерения, повышение точности и чувствительности. Особую трудность составляют измерения околонулевых значений наряду с измерениями больших давлений.

3. Уменьшение потребляемой мощности. В данном вопросе используются преимущества полупроводниковой технологии, на базе которой разрабатываются полупроводниковые датчики.

Наиболее перспективными датчиками для СВС военных и гражданских летательных аппаратов являются: полупроводниковый с использованием тензо-резистивного и пьезоэлектрического эффектов; вибрационно-частотный; емкостный. Основная погрешность датчиков должна быть 0.005 - 0.01% от измеряемого давления; потребляемая мощность не более 1 — 1.5 Вт; масса порядка 0.1 кг в минимальном габаритном объеме. Только такие характеристики датчиков давления позволяют реализовать требования норм летной годности самолета к параметрам движения в СВС. Таким образом, повышение точности и чувствительности датчиков механических величин является актуальной задачей, решение которой позволит разрабатывать датчики механических величин, удовлетворяющие современным требованиям норм летной годности самолетов.

Целью диссертационной роботы является повышение точности и чувствительности частотных датчиков механических величин из монокристаллического кремния за счет выбора конструктивного исполнения элементов преобразователя и уменьшения погрешности измерения при воздействии внешних дестабилизирующих факторов, особенно температуры.

Задача научного исследования заключается в разработке и исследовании частотных датчиков механических величин, изготовленных из полупроводникового материала (монокристалл кремния), для обеспечения требуемой точности и чувствительности измерения при воздействии различных внешних факторов, таких как температура, механический удар, вибрация и др., должны быть разработаны соответствующие способы компенсации влияния внешних воздействующих факторов.

, Поставленная задача исследования решается в следующих направлениях.

1. Исследование конструктивных вариантов исполнения частотного датчика механических величин с целью повышения чувствительности к измеряемому параметру.

2. Исследование влияния внешних воздействующих факторов (широкополосная случайная вибрация, механический удар, акустический шум, температура) на погрешность частотного датчика.

3. Проведение анализа механизма возникновения температурных погрешностей частотных датчиков в стационарном температурном режиме эксплуатации. Анализ существующих способов уменьшения температурных погрешностей частотных датчиков (схемных, конструктивных, технологических) с целью определения направления дальнейших исследований по уменьшению температурной погрешности.

4. Разработка способов компенсации температурной погрешности частотных датчиков в стационарном температурном режиме эксплуатации.

Методы исследования. При решении поставленной задачи использовались методы математического моделирования физических процессов, статистической обработки результатов, расчетов электрических цепей. Достоверность полученных научных результатов определяется применением математических моделей и подтверждена результатами сравнения математического моделирования аналогичных измерительных преобразователей с экспериментальными данными.

Научная новизна работы заключается в следующем.

1. Предложен новый способ повышения чувствительности частотных датчиков механических величин.

2. Разработаны математические модели частотного датчика давления, позволяющие получить функции преобразования для информационной составляющей выходного сигнала датчика.

3. Предложены новые способы компенсации аддитивной температурной погрешности (АТП) частотных датчиков в стационарном температурном режиме эксплуатации.

4. Разработаны способы компенсации мультипликативной температурной погрешности (МТП) частотных датчиков в стационарном температурном режиме эксплуатации с целью уменьшения температурной погрешности.

5. Разработан способ компенсации обшей температурной погрешности (ОТП) частотных датчиков в стационарном температурном режиме эксплуатации с учетом взаимной корреляции элементов, предназначенных для компенсации АТГГ и МТП, с целью уменьшения температурной погрешности.

Практическая ценность. Одним из результатов работы является создание научно-обоснованной методики математического моделирования преобразователей давления с выходным сигналом в виде частоты, что позволяет в дальнейшем проектировать частотные преобразователи давления с заданными точностью и чувствительностью измерения, а также с выбранным запасом механической прочности преобразователя.

Разработанный способ оценки технологических допусков на геометрические размеры измерительного преобразователя (ИЛ) при изготовлении чувствительного элемента позволяет предсказать изменение статической характеристики частотного датчика давления и запаса прочности конструкции преобразователя в зависимости от точности изготовления чувствительного элемента.

Предложенные способы компенсации АТП, МТП и ОТП позволяют уменьшить температурную погрешность частотного датчика в стационарном температурном режиме эксплуатации.

Реализация н внедрение результатов. Работа выполнена в соответствии с план-графиком по теме «Сенсор» ОАО «Ульяновское конструкторское бюро приборостроения». Полученные научные и практические результаты внедрены в ОАО «УКБГТ» при проектировании и разработке подобных частотных датчиков давления и в учебный процесс на кафедре «Измерительно-вычислительные комплексы» УлГТУ.

Апробация работы. Основные положения и результаты диссертационной работы докладывались на ежегодных научно-технических конференциях УлГТУ «Вузовская наука в современных условиях» (Ульяновск, 2003 - 2006), международных конференциях «Континуальные алгебраические логики, исчисления и нейроинформатика в науке, технике и экономике» (Ульяновск, 20032006).

По теме диссертации опубликовано 11 печатных работ, в том числе 4 статьи, 4 материалов и тезисов докладов, получено 3 патента на изобретение, оформлено 9 научно-технических отчетов в ОАО «УКБП»,

Основные положения, выносимые на защиту.

1. Способ повышения чувствительности частотных датчиков механических величин позволяет повысить чувствительность к измеряемому параметру.

2. Математические модели частотного датчика давления позволяют проводить математическое моделирование частотного датчика давления для определения статической характеристики и максимальных механических напряжений в конструкции.

3. Способы компенсации АТП частотных датчиков позволяют снизить погрешности в стационарном температурном режиме эксплуатации.

4. Способы компенсации МТТТ частотных датчиков позволяют снизить погрешности в стационарном температурном режиме эксплуатации.

5. Способ компенсация ОТП частотных датчиков в стационарном температурном режиме эксплуатации позволяет снизить температурную погрешность с учетом взаимной корреляции элементов, предназначенных для компенсации ЛТП и МТП.

Структура и объем работ.

Диссертационная работа состоит из введения, пяти глав с выводами, заключения, списка литературы, включающего 26 наименований. Основная часть работы изложена на 193 листах машинописного текста. Работа содержит 34 рисунка и 21 таблицу.

ОСНОВНЫЕ РЕЗУЛЬТАТЫ РАБОТЫ

Во введении обоснована актуальность темы исследований, приведены результаты аналитического обзора существующих типов датчиков, выделены наиболее перспективные направления разработок, определены цели и задачи работы, приведено краткое содержание работы и основные положения, выносимые на защиту.

В первой главе выбрано направление исследования, рассматривались современные технологии изготовления элементов ИП, проводился анализ резонатора и мембраны, определена конструкция преобразователя.

На основе проведенного аналитического обзора выявлено большое количество изобретений, нацеленных на создание вибрационно-частотных датчиков. Большинство изобретений направлено на использование в качестве материала преобразователя монокристалла кремния, для которого характерно отсутствие гистерезиса (более стабильная статическая характеристика преобразователя в целом), низкий коэффициент внутреннего трения (возможность получения высокой добротности колебательной системы). Наиболее широкое распространение при изготовлении элементов преобразователей получил метод анизотропного травления. При соединении элементов преобразователя используется способ электростатического соединения через стекло типа «Пирекс».

Проведенный анализ резонатора, приведенного на рис. 1, исследуемого преобразователя выявил следующие особенности резонатора.

1. Частота собственных колебаний резонатора зависит от толщины резонатора, ширины центральной части и связей резонатора с местами закрепления.

2. Форма колебаний на основной гармонике характеризуется тем, что перемещения центральной части резонатора происходят в противофазе с перемещениями боковых частей резонатора,

. 3. Целесообразно использование емкостного способа возбуждения и регистрации колебаний. Возбуждение колебаний резонатора лучше производить в центральной части резонатора, а регистрацию колебаний производить боковыми электродами.

4. Для увеличения площади возбуждения центральная часть изменена таким образом, что центр гибкой связи между инерционными пластинами представляет собой восьмиугольник.

5. Резонатор предназначен для колебаний в вакууме, в противном случае коэффициент добротности уменьшится вследствие появления потерь на трение.

Рис. I. Общий вид исследуемого резонатора

Для изготовления мембраны и резонатора выбрана плоскость (100), которая является предпочтительной при изготовлении элементов микроэлектронной техники. По результатам математического моделирования с использованием метода конечных элементов различных вариантов исследуемой конструкции ИП толщина резонатора выбрана равной 20 мкм, а толщина мембраны -110 мкм. Окончательные результаты математического моделирования приведены в табл. 1. Рабочим диапазоном измерения преобразователя является давление от нуля до 2100 мм рт. ст., предельное значение измеряемого параметра равно 2730 мм рт. ст. (130% от диапазона измерения).

Таблица 1.

Измеряемое давление Р, кПа 0 35 70 105 140 175 210 245 280 315 364

Частота собственных колебаний/, Гц 52555 52810 53060 53306 53546 53782 54013 54241 54464 54683 54983

По результатам оценки влияния изменения линейных размеров резонатора и мембраны на характеристики ИП выявлено, что при изменении линейных размеров одного из краев резонатора незначительно изменяется как начальная частота собственных колебаний, так и девиация частоты, при таком дисбалансе масс форма колебаний резонатора остается прежней. Наиболее чувствительными к изменениям линейных размеров элементами резонатора являются центральная часть резонатора и связи резонатора с заделкой. Рекомендовано установить следующие допуска на линейные размеры элементов при изготовлении: резонатор — 5 мкм, ширина растяжек — 4 мкм, мембрана —10 мкм.

Во второй главе составлена новая математическая модель ИП на основании проведенного математического моделирования путем аппроксимации полученных результатов полиномом третьего порядка. Уравнение зависимости частоты собственных колебаний от измеряемого давления при номинальной толщине резонатора (20 мкм) и толщине мембраны (110 мкм) выглядит следующим образом:

/(/*) = 5.33602• 10"' Р* -2.09147-10"3 Рг +7.36П5-Р + 52555, (1) где Р — измеряемое давление, кПа;

/(Р) — частота собственных колебаний, Гц.

Па основании исследований ИП составлена его математическая модель. Чувствительность к давлению равна 6.8 Гц/кПа (0.91 Гц/мм рт. ст.).

Исследования влияния технологических допусков на характеристики преобразователя проводились на основе существующих технологических допусков на изготовление элементов преобразователя ±5 мкм, основное внимание уделялось механической прочности ИП. По результатам исследований допуск на толщину резонатора уменьшен до ±3 мкм для обеспечения требуемого запаса механической прочности, допуск на толщину мембраны составляет ±5 мкм.

Результаты исследования влияния технологических допусков на характеристики ИП приведены в табл. 2.

Таблица 2.

Толщина резонатора А, МКМ Толщина мембраны Н, МКМ Измеряемое давление Р, кПа

0 35 70 103 140 175 210 245 280 315 364

17 105 45329 45671 46002 46324 46636 46938 47233 47519 47797 48068 48436

20 ПО 52555 52810 53060 53306 53546 53782 54013 54241 54464 54683 54983

23 115 59699 59895 60089 60279 60468 60654 60838 61019 61198 61375 61619

На основании полученных результатов исследования предложены способы оценки расстояния между электродами, оценки толщины мембраны и оценки толщины резонатора. Оценка расстояния между электродами и оценка толщины мембраны основаны на изменении емкости при приложении измеряемого давления на основе известкой зависимости перемещения резонатора £ от измеряемого давления Р, Оценка толщины резонатора основана па зависимости частоты собственных колебаний резонатора/от толщины А.

Скорректирована математическая модель ИП для толщины резонатора и толщины мембраны, воспринимающей давление с учетом технологических допусков на изготовление элементов. Математическая модель зависимости частоты собственных колебаний представлена в виде полинома четвертой степени:

Жя,р)=¿о; •Ан -н11'-рк1', (2)

где/(Ь,Н,Р) - частота собственных колебаний, Гц;

С/- коэффициент слагаемого;

А - толщина резонатора, мкм;

кI — степень параметра «А» (толщина резонатора);

Я-толщина мембраны, мкм;

к2 - степень параметра «Я» (толщина мембраны);

Р— измеряемое давление, хПа;

кЗ - степень параметра «Л> (измеряемое давление);

п - общее количество слагаемых, и = 35.

Максимальные механические напряжения, возникающие в конструкции преобразователя, описываются следующим выражением:

о-(А, Я, Р)=-0.036724 • А • Р-0.015268-Я ■ Р +1.2862 • 1 (Г* • Р1 + 3.668 • Р+

(31

+ 0.18121-А-Я + 0.013515-Я1 -6.5956-Я+ 624.62-26.613-А+0.16684-А1, где а(Н,Н,Р) - максимальные механические напряжения, МПа; А - толщина резонатора, мкм; Я—толщина мембраны, мкм; Р - измеряемое давление, кПа.

Оценка влияния температуры на характеристики ИП проводилась только для стационарного режима работы. Результаты математического моделирования воздействия температуры на преобразователь в диапазоне температур ¿бО^С приведены в табл. 3.

Проведенное математическое моделирование влияния температуры на изменение частоты собственных колебаний резонатора показало, что при уменьшении температуры преобразователя от номинальной +20°С до минус 60"С частота собственных колебаний увеличивается с 52555 Гц до 53019 Гц, а при увеличении температуры преобразователя до +60°С частота собственных колебаний уменьшается 52095 Гц. Данное математическое моделирование проводилось в предположении отсутствия измеряемого параметра. Как видно из приведенных результатов, наблюдается существенная аддитивная погрешность (уход начального уровня выходного сигнала) при воздействии температуры, так при уменьшении температуры на 80°С от номинальной уход частоты собственных колебаний составляет 464 Гц при общей девиации частоты 2428 Гц, что составляет 19.11%, а во всем диапазоне температур аддитивная температурная погрешность составляет 38.05%, аддитивная температурная чувствительность Вщ равна 31.7*10"4 1ЛС, мультипликативная погрешность равна 6.05%, мультипликативная температурная чувствительность равна 5-10"4 1/°С. Указанная величина является типичной для ряда преобразователей, в которых отсутствует температурная компенсация. Уровень необходимой температурной компенсации, а, значит, и точность определения температуры вибрирующего элемента, полностью определяется необходимой точностью измерения ИП.

Среднее отклонение частоты колебаний составляет 423 Гц на 60°С, или по отношению к средней девиации частоты 2468 Гц на 364 кПа, около 20 % от всей перестройки частоты. Чувствительность к температуре составляет 423 Гц / 60°С ~ 7 Гц/°С. При использовании температурного канала для компенсации температурной погрешности требуемая точность измерения температуры должна быть не хуже 0.25 Гц / 7 ГцГС ~ 0.03 °С (если заданная погрешность измерения 0.01 % или 0.01 % • 2468 Гц = 0.25 Гц).

Таблица 3.

Толщина резо~ нато-рв !h ЛАМ Толщина мембраны н, МКМ И>ме V*tMoe (Mtnenue Р ,кПа

partty-раТ, К 0 35 70 105 140 175 210 245 280 315 364

17 105 213 45852 46179 46496 46804 47104 47394 47677 47953 48221 48482 48837

293 45329 45671 46002 46324 46636 46938 47233 47519 47797 48068 48436

333 44807 45165 45511 45846 46171 46486 46792 47089 47378 47659 48040

20 110 213 53019 53266 53508 53746 53979 54208 54432 54653 54869 55082 55374

293 52555 52810 53060 53306 53546 53782 54013 5424] 54464 54683 54983

333 52095 52351 526 L 7 52870 53118 53361 53600 53833 54063 54289 54597

23 115 213 60122 60313 60501 60688 60872 61053 61233 61410 61585 61758 61996

293 59699 59895 60089 60279 60468 60654 60838 61019 61198 61375 61619

333 59279 59481 59679 59875 60068 60259 60447 60633 60816 60997 61246

Основной вклад в возникновение ЛТП вносит изменение геометрических размеров преобразователя вследствие наличия у любого материала коэффициента линейного расширения, а изменение модуля упругости от температуры приводит к возникновению МТП. Например, если не учитывать изменение геометрических размеров преобразователя от температуры, то аддитивная температурная погрешность в этом случае составит 5.3 %, что в семь раз меньше приведенного ранее значения.

Разработанная ранее математическая модель ИП (зависимость частоты собственных колебаний и перемещений резонатора от толщины резонатора, толщины мембраны и измеряемого давления) дополнена температурной зависимостью по результатам моделирования. Математическая модель зависимости частоты собственных колебаний представлена в следующем виде:

Н11' - Г*3' -Рк*\ (4)

/-1

где/(Н,Н, Т,Р) - частота собственных колебаний, Гц; С/- коэффициент слагаемого; А - толщина резонатора, мкм; кI - степень параметра «А» (толщина резонатора); Я - толщина мембраны, мкм; к2 - степень параметра «Я» (толщина мембраны); Т-температура, К;

кЗ - степень параметра «Т» (температура); Р - измеряемое давление, кПа; к4 — степень параметра <сР» (измеряемое давление); п - общее количество слагаемых, и = 70.

В третьей главе проведено исследование влияния внешних воздействующих факторов на характеристики ИП с использованием вычислительного

эксперимента, выявлены конструктивные особенности резонатора, разработан способ повышения чувствительности преобразователя.

Исследование воздействия широкополосное случайной вибраций в диапазоне частот от 10 до 2000 Гц с суммарным средиеквааратнческим значением ускорения *S.48jf на характеристики ИП показало, что наиболее опасным направлением воздействия вибрации является направление, перпендикулярное плоскости резонатора, именно в этом направлении жесткость конструкции минимальна. В этом случае максимальные механические напряжения в конструкции равны 43.7 кПа, что соответствует приложению давления величиной 35 Па.

Допуская линейную зависимость между прикладываемым давлением и перемещением резонатора, ошибка измерения при воздействии случайной вибрации равна 0.00111 мкм по перемещению резонатора или приблизительно 450 Па (3.38 мм рт. ст. или 0.16% от диапазона измеряемого параметра) по выходному сигналу. Поскольку частота собственных колебаний резонатора в 25 раз выше максимальной частоты вибрации, то возникающую ошибку можно рассматривать как плавно изменяющуюся в пределах ± 3.38 мм рт. ст. по синусоидальному закону. Для более низких частот случайной вибрации перемещения резонатора будут меньше (сказывается удаленность от резонансной частоты), соответственно амплитуда помех уменьшается с уменьшением частоты вибрации.

Одним из способов уменьшения величины погрешности измерения при воздействии случайной вибрации является применение фильтра высоких частот с частотой среза равной или несколько меньшей рабочей частоты резонатора, фильтр должен быть установлен перед преобразователем синусоидального сигнала в прямоугольные импульсы (компаратором).

Исследование воздействия механического удара с пиковым ускорением 150 м/с2 и длительностью 20 мс на характеристики ИП показали, что, как и в случае воздействия случайной вибрации, наиболее опасным является направление, перпендикулярное плоскости резонатора. Перемещения резонатора, вызванные ударом, составляют 0.065 мкм. Предполагая линейную зависимость перемещения резонатора в статическом состоянии от прикладываемого давления, ошибка составляет 26.29 кПа (9.38% от диапазона измеряемого параметра). При воздействии механического удара соблюдается механическая прочность преобразователя и отсутствует столкновение резонатора с крышкой.

Для уменьшения влияния подобных воздействующих факторов рекомендовано усреднение значения резонансной частоты за несколько периодов. Для компенсации погрешности от воздействия удара рекомендовано использование полосового фильтра с частотой пропускания, близкой к резонансной частоте колебаний.

Акустический шум воздействует в диапазоне частот от 50 до 10000 Гц с уровнем звукового давления 130 дБ. Рассматривался случай, когда акустический шум воздействует во всем спектре указанных выше частот (равномерный закон распределения), что соответствует более жестким требованиям, при этом

уровень звукового давления 130 дБ приблизительно соответствует звуковому давлению 63 Па. Исследовался ИПс номинальными геометрическими размерами при номинальной температуре и отсутствии измеряемого давления при воздействии акустических шумов на мембрану, поскольку учесть, как передаются акустические шумы через заделку на основание ИП очень сложно. Коэффициент демпфирования равен 0.0001. Максимальные механические напряжения в конструкции ИП равны 76.8 кПа, что составляет порядка 0,017% от максимальных механических напряжений при приложении предельного значения измеряемого давления. По результатам расчета выявлено, что акустические шумы практически не оказывают влияния на работу ИП.

Как и в случае воздействия случайной вибрации, частота резонатора в несколько раз выше частоты воздействующего фактора. При увеличении частоты воздействующего фактора (и по мере приближения к резонансной частоте) перемещения резонатора увеличиваются и на максимальной частоте воздействующего фактора составляют порядка 0.00014 мкм, что соответствует ошибке по выходному сигналу 56 Па (0.02% от диапазона измеряемого параметра). Эта величина (56 Па) является как бы «дополнительной» составляющей для выходного сигнала, которая изменяется от минус 56 Па до 56 Па по синусоидальному закону с частотой 10 кГц. Для более низких частот амплитуда «постоянной» составляющей уменьшается. В целях компенсации погрешности от воздействия акустического шума можно использовать фильтр высоких частот с частотой среза, близкой к резонансной частоте 52 кГц.

По результатам моделирования выявлено, что разрабатываемый ИП является стойким к таким воздействиям как вибрация, удар и акустический шум. Кроме того, поскольку эти дестабилизирующие факторы носят случайный характер, то математическая модель ИП разработанная ранее, в корректировке и уточнении не нуждается.

Повышение чувствительности преобразователя к измеряемому параметру.

В целях повышения чувствительности резонатора проведен дополнительный анализ резонатора. Выявлены следующие конструктивные особенности резонатора:

1. Начальная частота собственных колебаний резонатора в значительной степени зависит от толщины резонатора.

2. Девиация частоты собственных колебаний при воздействии измеряемого давления зависит как от толщины резонатора, так и от ширины центральной части и связей резонатора с местами заделки.

3. Поскольку связи резонатора с местами заделки расположены под углом к центральной части резонатора, то и силы растяжения действуют под углом к центральной части резонатора.

Для повышения чувствительности к измеряемому параметру необходимо изменить конструкцию резонатора таким образом, чтобы силы растяжения действовали вдоль центральной части резонатора. Тогда девиация частоты колебаний, которая зависит от степени растяжения центральной части, увеличится. Проведенный анализ резонатора выявил возникновение дополнительных мо-

ментов, возникающих в силу несовпадения продольных осей гибких связей и центральной вибрирующей пластинки, что отрицательно сказывается на чувствительности такого резонатора, а также на коэффициенте добротности и на стабильности колебаний. Другой недостаток указанного преобразователя касается электродов системы поддержания колебаний: электроды возбуждения и регистрации колебаний расположены достаточно близко друг от друга и при изготовлении преобразователя необходимо точное позиционирование указанных выше электродов относительно вибрирующей пластинки, а также это ведет к увеличению габаритов вибрирующей пластинки. Кроме того, при неправильном позиционировании электродов возможен случай возбуждения колебаний на более высоких (либо наоборот, на более низких) гармониках, либо вообще отсутствия колебаний резонатора. Исключение указанных недостатков решается следующим образом.

1. Повышение чувствительности предложенной конструкции резонатора путем совмещения продольной оси гибких связей с продольной осью центральной вибрирующей пластинки, см. рис. 2, что исключает возникновение дополнительных моментов, негативно влияющих на чувствительность резонатора. Увеличение чувствительности составляет до 170%.

2. Увеличение эффективной площади электродов путем увеличения ширины инерционных пластин, уменьшение чувствительности к точности позиционирования электродов за счет увеличения числа инерционных пластин.

3. Определение зависимости чувствительности резонатора от соотношения длин гибких связей и центральной вибрирующей пластинки; максимальная чувствительность резонатора достигается при длине гибких связей равной половине длины центральной вибрирующей пластинки, см. рис. 3, при этом увеличение чувствительности к измеряемому параметру составляет до 23%.

Рис. 2. Предлагаемая конструкция резонатора: 1,10 - гибкие связи; 2-3,4-6,7-8,9-11 - дополнительные пластины; 5 - вибрирующая пластинка; 12,13 - технологические элементы для обеспечения жесткости; 14-закрепления резонатора «заделка»; 15 —электрод регистрации; 16-электрод возбуждения

Отношение длины гибкой связи к длине центральной вибрирующей пластинки х/Ь

Рис. 3. Зависимость изменения относительной девиации частоты от отношения длины гибкой связи к длине вибрирующей пластинки х/Ь

При выполнении указанных действий повышается чувствительность к измеряемому параметру более, чем в два раза, а также повышается стабильность колебаний вибрирующей пластинки, патент № 2 276 339.

В. четвертой главе рассмотрены современные методы минимизации температурной погрешности и разработаны способы компенсации ЛТП.

В настоящее время наибольшее распространение получил способ компенсации температурной погрешности, заключающийся во введении в конструкцию датчика термозави симого элемента (например, терморезистора}, с которого снимается информация о температуре, с последующей ее обработкой и корректировкой информационного сигнала (например, патент США №4 724 707 от 20.0S.19S6 г.). Однако данный способ компенсации имеет ряд недостатков; введение дополнительного канала измерения температуры, математическая обработка сигнала с дополнительного канала и корректировка информационного сигнала с учетом дополнительного сигнала. Наибольшим недостатком данного способа является то, что не обеспечивается заданная точность компенсации температурной погрешности. Для исследуемого преобразователя аддитивная температурная чувствительность должна быть не более ¿«<0.5-10"51/°С, что более чем на два порядка меньше полученной количественной оценки датчиков с монокристаллическим резонатором. Как было показано ранее, для обеспечения заданной точности компенсации канал для измерения температуры должен иметь погрешность не более 0.03°С (для рассмотренного ранее случая изменения температуры в диапазоне 1206С), что при существующих методах измерения температуры является проблематичным. Одним из способов уменьшения температурной чувствительности является уменьшение чувствительности к из-

меряемому параметру. Например, если для исследуемого преобразователя уменьшить чувствительность к измеряемому параметру в 2.33 раза, то температурная чувствительность уменьшается в 2.82 раза. Таким образом, аддитивная составляющая температурной погрешности равна 150 Гц на 60"С, чувствительность к измеряемому параметру уменьшена до 0.39 Гц/мм рт. ст., т.е. относительная аддитивная погрешность равна 18% и для компенсации этой температурной погрешности достаточно точности температурного канала 0. PC.

Разработаны и более сложные способы компенсации температурной погрешности: использование двух идентичных резонаторов, на один из которых воздействует измеряемый параметр. Тогда компенсация температурной погрешности производится по частоте колебаний свободного резонатора. Но такие преобразователи сложны в изготовлении и трудно обеспечить равные температурные чувствительности этих резонаторов в силу технологической погрешности изготовления, а, кроме того, повышается энергопотребление такой системы и снижается надежность.

В рамках решения задачи компенсации АТП рассматривались следующие структурные схемы:

- режим вынужденных колебаний, выходной сигнал - зависимость амплитуды колебаний от измеряемого параметра (патент № 2 282 162);

- режим автоколебаний, выходной сигнал - зависимость частоты выходного сигнала от измеряемого параметра, обратная связь построена на изменении амплитуды колебаний резонатора, в результате изменяется управляющее напряжение, подаваемое на генератор гармонических колебаний;

- режим автоколебаний, выходной сигнал — зависимость частоты выходного сигнала от измеряемого параметра, обратная связь построена на изменении амплитуды колебаний резонатора, в обратную связь добавлен инвертирующий усилитель, в результате изменяется управляющее напряжение, подаваемое на генератор гармонических колебаний;

- режим автоколебаний, выходной сигнал - зависимость частоты выходного сигнала от измеряемого параметра, обратная связь построена на изменении разности фаз между сигналами возбуждения и регистрации колебаний, в результате изменяется управляющее напряжение, подаваемое на генератор гармонических колебаний.

В первом случае за счет включения в генератор гармонических колебаний (например, генератор синусоидальных колебаний с мостом Вина) термозависимого элемента (например, сопротивления или емкости) частота генератора гармонических колебаний поддерживается равной частоте собственных колебаний резонатора при любом изменении температуры и при отсутствии измеряемого параметра, т.е. колебания резонатора поддерживаются в резонансе. При увеличении величины измеряемого параметра уменьшается амплитуда колебаний резонатора в соответствии с резонансной кривой. Поскольку выходной сигнал является зависимостью амплитуды колебаний от измеряемого параметра, то изменение частоты собственных колебаний резонатора от температуры не сказывается на точности измерения.

В случае использовании режима автоколебаний с обратной связью по амплитуде, колебаний или по разности фаз термозависимый элемент также включается в генератор гармонических колебаний, управляемый напряжением. При использовании режима автоколебаний с введением в обратную связь инвертирующего усилителя, термозависимый элемент включается в инвертирующий усилитель. В режиме автоколебаний колебания резонатора поддерживаются в резонансе при любом изменении измеряемого параметра и любом значении температуры, т.е. изменение температуры также приводит к изменению частоты колебаний резонатора. Таким образом, задача компенсации температурной погрешности заключается в поддержании постоянной частоты генератора гармонических колебаний при отсутствии измеряемого параметра и любом значении температуры. Функциональная зависимость изменения величины термоза-виснмого элемента от температуры выбрана таким образом, что при изменении температуры начальная частота генератора остается постоянной. А поскольку выходной сигнал есть зависимость частоты колебаний от измеряемого параметра, то изменение амплитуды колебаний не сказывается на точности измерения.

Были выведены аналитические выражения для расчета термозависимого компенсационного элемента для всех рассмотренных структурных схем. Например, для преобразователя с частотным выходом и обратной связью по амплитуде колебаний резонатора аналитическое выражение для расчета компенсационного сопротивления Rp выглядит следующим образом:

гяе/тш и /„ах - начальные частоты датчика при крайних рабочих (минимальной и максимальной соответственно) значениях температурного диапазона;

Л/ - сопротивление в цепи управления генератора при температуре, соответствующей/«^;

аЯр- конструктивно полученный при изготовлении ТКС Rp;

AT-диапазон изменения рабочих температур.

Затем определяют величину термо независимого управляющего резистора Rh = R/ - Rp, устанавливают в цепь управления генератора вместо резистора Л/ последовательно соединенные термонезависимый резистор и компенсационный термозависимый резистор Rp. Аналогично проводится расчет и для тер-м»зависимой емкости Ср.

В пятой главе разработаны способы компенсации МТП и ОТП.

В рамках решения задачи компенсации МТП рассматривались те же структурные схемы, что и в случае компенсации АТП.

В рассматриваемых случаях для компенсации мультипликативной составляющей температурной погрешности девиация выходного сигнала от измеряемого параметра должна оставаться постоянной при любом изменении температуры. В первых двух случаях термозависимый элемент (сопротивление) включен в нормирующий усилитель выходного каскада, в третьем случае термозависимый элемент включен в инвертирующий усилитель, а в последнем случае термозависимый элемент включен в выходной усилительный каскад

преобразователя фаз. Бо всех рассматриваемых случаях изменяется коэффициент усиления усилителя в связи с изменением величины тсрмозависимого элемента от температуры, а функциональная зависимость изменения терм озав ней-мого элемента от температуры выбрана таким образом, что:

- в случае вынужденных колебаний девиация амплитуды выходного сигнала от измеряемого параметра сохраняется постоянной при любом изменении температуры;

- в режиме автоколебаний сохраняется постоянной девиация управляющего напряжения от измеряемого параметра при любом изменении температуры преобразователя.

Были выведены аналитические выражения для расчета термозависимого компенсационного элемента для всех рассмотренных структурных схем. Для режима автоколебаний с обратной связью по амплитуде колебаний номиналы компенсационного сопротивления Ra и термонезависимого сопротивления Д?я при нормальной температуре определяют следующим образом:

я (я,+л;„Нд/_-дО ■ * 4С-(1 + а.Д7;)-ДО0 + а.Д7-2) {6)

Л»

где R/ — сопротивление в обратной связи нормирующего усилителя;

4/1,4/+ - девиация частоты выходного сигнала при минимальной и максимальной рабочей температуре соответственно; а-ТКС компенсационного термозависимого резистора R^ ATi - диапазон изменения температуры от нормальной до максимальной рабочей;

АТ2 — диапазон изменения температуры от нормальной до минимальной рабочей,

затем устанавливают термозависимое сопротивление расчетной величины Ra в обратную связь нормирующего усилителя последовательно с термонезависн-мым сопротивлением Кщ.

Влияние элементов компенсации АТП на МТП определяется смещением начальной частоты по резонансной кривой при изменении температуры и в силу нелинейности последней приводит к изменению наклона градуировочной характеристики, т.е. появлению дополнительной МТП. Влияние элементов компенсации МТП на АТП определяется изменением коэффициента усиления без воздействия измеряемого параметра при изменении температуры и, как результат, изменению управляющего напряжения, подаваемого на генератор. Это приводит к изменению частоты генератора, т.е. появлению дополнительной АТП. Например, для исследуемого преобразователя при компенсации АТП МТП увеличивается на 30% (с 147 Гц до 188 Гц в диапазоне температур J7M20°C), т.е. присутствует взаимная корреляция компенсационных элементов для компенсации аддитивной и мультипликативной составляющих температурной погрешности. В связи с этим разработан способ компенсации ОТП частотных датчиков в стационарном температурном режиме эксплуатации с учетом взаимной корреляции компенсационных элементов для компенсации

аддитивной и мультипликативной составляющих температурной погрешности. В рамках решения указанной задачи компенсации температурной погрешности рассматривалась структурная схема преобразователя с работой в режиме автоколебаний, выходной сигнал - зависимость частоты выходного сигнала от измеряемого параметра, обратная связь построена на изменении амплитуды колебаний резонатора, в обратную связь добавлен инвертирующий усилитель. Функциональные зависимости изменения термозависимых элементов от температуры выбраны таким образом, что начальная частота генератора и девиация частоты генератора от измеряемого параметра остаются постоянными при любом изменении температуры.

Выведенные аналитические выражения для определения требуемых значений термозависимых сопротивлений ^и^и термонезависимых сопротивлений Я/н и выглядят следующим образом:

Л* - + *« ■ 0+а. • ЛГ,) I ~ + ЛИ1 + ад' ДГ' У

где яЦЕ^, -(1+ав «ДТ^-Е^ '(ЛзЯ '(1+аи

Ь = Е, • (*,„ +Ха-(И-аа-ЛГ1})(П11/+Яа (|+а„ -Д7;))-«, К -ЛТ,)+

+ ^ (2+а<) (дГ)+ДГ|)) [£4+.(Л1И+Л, а+^ ДГ.Й-Е^. (1+ав ДГ,))]:

=К + • 0+е. • ))- Ел. ■ (*5„ + Дя • (1+<*„ • дт;))]. ;

= [-Д1г*С1г'{^1-0 Л-/Л« -Е„/Л|+] д2+ -напряжение с детектора, пропорциональное амплитуде колебаний вибрирующего элемента при минимальной рабочей температуре и отсутствии измеряемого параметра;

£Л, -1)-/0+/Дк-£0/Л,»]-Я,» -напряжение с детектора,

пропорциональное амплитуде колебаний вибрирующего элемента при максимальной рабочей температуре и отсутствии измеряемого параметра;

Ео - входное напряжение инвертирующего сумматора, соответствующее начальному уровню частоты генерации генератора;

Я/и - термонезависимое сопротивление, включаемое последовательно с термозависимым сопротивлением Кр в цепи инвертирующего сумматора;

Ац. — величина сопротивления в цепи инвертирующего сумматора, выбранное при предварительной настройке схемы поддержания колебаний при максимальной температуре, соответствующее начальному уровню частоты генератора;

¿17"/ - диапазон изменения температуры от нормальной до максимальной рабочей температуры;

Я|г- сопротивление в цепи генератора гармонических колебаний;

Сц— емкость в цепи генератора гармонических колебаний;

Лх - сопротивление в обратной связи операционного усилителя инвертирующего сумматора;

Ег — опорное напряжение генератора гармонических колебаний;

— начальный уровень частоты генератора гармонических колебаний при максимальной и минимальной рабочей температуре соответственно;

Я и/ — термонезависимое сопротивление, включаемое последовательно с термозависимым сопротивлением Яа в цепи инвертирующего сумматора; - величина сопротивления в цепи инвертирующего сумматора, выбранное при предварительной настройке схемы поддержания колебаний при максимальной температуре, соответствующее девиации частоты генератора от измеряемого параметра;

АТ} — диапазон изменения температуры от нормальной до максимальной рабочей температуры;

Л/. - девиация частоты генератора от измеряемого параметра при максимальной и минимальной температуре соответственно, затем производят подгонку номиналов установленных в датчике термозависимых сопротивлений Яд и Ка до расчетного значения, подключают термозависимое сопротивление Яр последовательно с термонезависимым сопротивлением Яш и термозависимое сопротивление Яа последовательно с термонезависимым сопротивлением Ящ в цепь инвертирующего сумматора.

Для рассматриваемой структурной схемы функция преобразования инвертирующего усилителя и управляемого напряжением генератора гармонических колебаний, соединенных последовательно, имеет вид:

где Яц— сопротивление в цепи генератора гармонических колебаний;

Cd— емкость в цепи генератора гармонических колебаний;

Ej - опорное напряжение в цепи генератора гармонических колебаний;

Roc - сопротивление в обратной связи операционного усилителя инвертирующего сумматора;

Еа - входное напряжение, соответствующее начальному уровню частоты генерации генератора;

Ri - сопротивление в цепи En,

Ел - входное напряжение, пропорциональное амплитуде колебаний вибрирующего элемента;

Я2 - сопротивление в цепи В соответствии с выражением (8) путем изменения номиналов сопротивлений Ri, R3, Roc, R/r и емкости С!Г можно регулировать частоту генератора гармонических колебаний. Выражения (7) справедливы при использовании в качестве термозависимых элементов сопротивления Ri, предназначенного для компенсации аддитивной составляющей температурной погрешности, и Rit предназначенного для компенсации мультипликативной составляющей температурной погрешности. Во всех остальных случаях сочетаний сопротивлений Ri, Яг, Roc> Rir и емкости С/г один из термозависимых элементов предназначен для компенсации аддитивной составляющей температурной погрешности с одновременным изменением наклона градуировочной характеристики, а другой термозависимый элемент предназначен для компенсации мультипликативной

составляющей температурной погрешности с одновременным изменением начального уровня частоты генератора. Таким образом, в этом случае рассматривается компенсация температурной погрешности с учетом взаимной корреляции элементов компенсации.

В заключении представлены основные результаты работы.

В соответствии с целями и задачами представленной диссертационной работы были проведены исследования и получены следующие результаты.

1. Проведено исследование новых конструктивных вариантов исполнения частотного датчика механических величин, на основе которого разработан способ повышения чувствительности частотных датчиков механических величин, позволяющий увеличить чувствительность к измеряемому параметру практически в 2 раза.

2. Проведено исследование частотного датчика давления с использованием вычислительного эксперимента и разработаны новые математические модели частотного датчика давления, позволяющие получить функции преобразования для информационной составляющей выходного сигнала датчика.

3. Проведено исследование влияния внешних воздействующих факторов на погрешность частотного датчика, которое показало, что исследуемый преобразователь является стойким к внешним воздействующим факторам и предложено использование полосового фильтра с полосой пропускания близкой к частоте собственных колебаний резонатора с целью уменьшения погрешности измерения в этих условиях.

4. Разработан способ оценки технологических допусков на геометрические размеры ИП при изготовлении чувствительного элемента, позволяющий оценивать точность изготовления элементов ИП и запас механической прочности ИП.

5. Проведен анализ механизма возникновения температурных погрешностей частотных датчиков в стационарном температурном режиме эксплуатации.

6. Разработаны способы компенсации ЛТП частотных датчиков в стационарном температурном режиме эксплуатации (табл. 4).

7. Разработаны способы компенсации МТП частотных датчиков в стационарном температурном режиме эксплуатации (табл. 4).

8. Разработан способ компенсации общей температурной погрешности частотных датчиков в стационарном температурном режиме эксплуатации с учетом взаимной корреляции элементов, предназначенных для компенсации ЛТП и МТП. Способ компенсации общей температурной погрешности основан на рассмотренных способах компенсации аддитивной и мультипликативной температурных погрешностей, поэтому указанные величины в табл. 4 температурной чувствительности и способы дополнительного уменьшения температурной погрешности справедливы и для способа компенсации общей температурной погрешности.

Таблица 4.

Температурной чувствительность исследуемого преобразователи Полученные результаты Дополнительные с велении

Структурная схема преобразователи Температурпая чувствительность при компенсации

Аддитивной температурная погрешность

^ = 3.03-10" 1/Х режим вынужденных колебаний, выходной сигнал - зависимость амплитуды колебаний от измеряемого параметра = 4-10"а 1ГС Температурная чувствительность соответствует требуемой, дополнительное уменьшение температурной погрешности не требуется

режим автоколебаний, преобразователь с обратной связью 5Л = 2.7-10",)>С Температурная чувствительность не соответствует требуемой, дополнительное уменьшение температурной погрешности может быть решена следующим образом: 1. Нелинейность аддитивной температурной погрешности может быть скомпенсирована использованием нескольких термозавнеимых элементов, соединенных последовательно / параллельно с целью получения требуемой нелинейной характеристики изменения величины термозависимых элементов в целом. 2. Погрешность температурного канала должна не более 0.36°С для компенсации температурной погрешности (без компенсации указанными способами -порядка 0.03°С)

Мультипликативная температурная погрешность

= 4.9'10"* 1/°С режим вынужденных колебаний, выходкой сигнал — зависимость амплитуды колебаний от измеряемого параметра 4.94-10"' 1/°С Температурная чувствительность не соответствует требуемой, дополнительное уменьшение температурной погрешности может быть достигнуто либо использованием температурного канала либо путем учета нелинейности изменения наклона градуировочной характеристики от температуры счет использования нескольких термозависимых элементов, соединенных последовательно / параллельно с целью получения требуемой нелинейной характеристики изменения величины термозависимых элементов в целом

режим автоколебаний, преобразователь с обратной связью

Основное содержание диссертации опубликовано в следующих работах:

1. Сорокин. М. Ю. Моделирование частотного датчика давления / М. Ю. Сорокин // Конгтиуалькыс алгебраические логики, исчисления и нейроннформатика и науке, технике и экономике: труды международной конференции. Т. 3 / Ульяновск: УлГТУ, 2003.- С. 139-141.

2. Сорокин, М. Ю. Исследование конструкции монокристаплнческого упругого элемента частотного датчика давления / М. Ю. Сорокин, В. А, Тихоне г ikob // Научно-технический калейдоскоп. - 2004, - № 2, - С. 67-75.

3. Сорокин. М 10. Исследование резонатора частотного датчика давления / М. ТО. Сорокин, В. А. Тихоненков // Континуальные алгебраические логики, исчисления и нейроинформатика в науке, технике и экономике: труды международной конференции. Т. 7 / Ульяновск: УлГТУ, 2004. - С. 195-197.

4. Сорокин, М. Ю. Оценка температурной погрешности измерительного преобразователя / М. Ю. Сорокин // Актуальные вопросы промышленности и прикладных наук: сборник статей заочной научно-технической конференции / Ульяновск: УлГТУ. 2004. -С. 223-226.

5. Сорокин, М. Ю. Исследование влияния температуры на измерительный преобразователь / М: Ю. Сорокин, В. А. Тихоненков // Вестник УлГТУ. 2005. - №1, -С. 47—í 9,

6. Сорокин, М. ТО. Исследование возможности минимизации температурной погрешности датчика давления / М. Ю. Сорокин, В. А. Тихоненков // Континуальные алгебраические логики, исчисления и нейроинформатика в науке и технике: труды международной конференции. Т. 2 / Ульяновск: УлГТУ, 2005. - С. 139-141.

7. Способ выявления механизма образования аддитивной температурной погрешности тенэорезисториых датчиков давления с мостовой измерительной цепью: пат. 2253087 Рос. Федерация: МПКТ G01B7/16, G01L9/04/ Тихоненков В.А., Сорокин М.Ю.. Тихоненков E.G.; заявитель и пате1ггообладатель Ульян, госуд. тех. уннв. -№ 2003115067/28; заявл. 20.05.2003; опубл. 27.05.2005, Бюл. № 15,- 13 с: ил.

8. Тихоненков, В. А. Способ компенсации мультипликативной температурной погрешности датчика с вибрирующим элементом / В. А. Тихоненков, М. Ю. Сорокин И Вестник УлГТУ. 2006. - №2. - С. 43-45.

9. Тихоненков. В.А. Способ минимизации мультипликативной температурной погрешности частотного датчика давления / В. А. Тихоненков, М IO. Сорокин // Континуальные алгебраические логики, исчисления и нейроинформатика в науке, технике и экономике; труды международной конференции. Т. 3 / Ульяновск: УлГТУ, 2006. -С. 150-154.

10. Преобразователь с вибрирующей пластинкой: пат. 2276339 Рос. Федерация, МПК7 C0IL 9/00/ Сорокин М.Ю., Тихоненков В.А.; заявитель и патентообладатель Ульян, госуд. тех. унив. - № 2004131407/28; заявл. 27.10.2004; опубл. 10.05.2006, Бюл. № 13,- Юс: ил.

11. Способ компенсации аддитивной температурной погрешности датчика с вибрирующим элементом: пат. 2282162 Рос, Федерация, МПК' GQIK7/25, G01К7/34/Тихоненков В.А., Сорокин М.Ю., Ефимов И.П.; заявитель и патентообладатель Ульян, госуд, тех. уннв. - № 2005114130/28; заявл. 11.05.2005; опубл. 20.08.2006, Бюл. №23. -10 с: ил.

СОРОКИН МИХАИЛ ЮРЬЕВИЧ

РАЗРАБОТКА И ИССЛЕДОВАНИЕ ЧАСТОТНЫХ ДАТЧИКОВ МЕХАНИЧЕСКИХ ВЕЛИЧИН НА ОСНОВЕ КРЕМНИЯ

Автореферат

Подписано в печать 10.I1.20M. Формат 60x84 1/16. Бумага офсетная. Печать трафаретная. Усл. печ. л. 1,40. Уч.-изд. л. 1,00. Тираж 100 экз. Заказ Ля

Типография УлГТУ. 432027, Ульяновск, ул. Северный Венец, 32,

ВВЕДЕНИЕ.

1. ПОСТАНОВКА ЗАДАЧИ ИССЛЕДОВАНИЯ И АНАЛИЗ

ИЗМЕРИТЕЛЬНОГО ПРЕОБРАЗОВАТЕЛЯ.

1.1. Аналитический обзор существующих типов датчиков, перспективные разработки.

1.2. Основные методы изготовления элементов первичного преобразователя.

1.3. Анализ резонатора.

1.4. Анализ мембраны.

1.5. Описание работы преобразователя.

1.6. Механические свойства монокристалла кремния.

1.7. Исследование конструкции измерительного преобразователя.

1.7.1. Оценка статической характеристики измерительного преобразователя.

1.7.2. Оценка влияния изменения линейных размеров резонатора и мембраны.

1.8. Выбор направления исследования и постановка задачи.

1.9. Результаты и выводы.

2. ИССЛЕДОВАНИЕ ИЗМЕРИТЕЛЬНОГО ПРЕОБРАЗОВАТЕЛЯ

И РАЗРАБОТКА МАТЕМАТИЧЕСКОЙ МОДЕЛИ.

2.1. Первоначальная математическая модель измерительного преобразователя.

2.2. Оценка статической характеристики с учетом технологических допусков.

2.3. Оценка основных конструктивных характеристик измерительного преобразователя.

2.3.1. Оценка расстояния между электродами.

2.3.2. Оценка толщины мембраны.

2.3.3. Оценка толщины резонатора.

2.4. Математическая модель измерительного преобразователя с учетом технологических допусков.

2.5. Математическое моделирование изменения температурного режима работы.

2.6. Математическая модель измерительного преобразователя с дополнительной зависимостью от температуры.

2.7. Результаты и выводы.

3. ИССЛЕДОВАНИЕ ВЛИЯНИЯ ВНЕШНИХ ВОЗДЕЙСТВУЮЩИХ ФАКТОРОВ И РАЗРАБОТКА СПОСОБА ПОВЫШЕНИЯ ЧУВСТВИТЕЛЬНОСТИ ИЗМЕРИТЕЛЬНОГО ПРЕОБРАЗОВАТЕЛЯ.

3.1. Влияние внешних воздействующих факторов.

3.1.1. Воздействие широкополосной случайной вибрации.

3.1.2. Воздействие механического удара.

3.1.3. Воздействие акустического шума.

3.2. Описание конструктивных особенностей резонатора.

3.3. Разработка способа повышения чувствительности.

3.4. Результаты и выводы.

4. АНАЛИЗ СУЩЕСТВУЮЩИХ МЕТОДОВ МИНИМИЗАЦИИ ТЕМПЕРАТУРНЫХ ПОГРЕШНОСТЕЙ В СТАЦИОНАРНОМ ТЕМПЕРАТУРНОМ РЕЖИМЕ ЭКСПЛУАТАЦИИ. РАЗРАБОТКА СПОСОБОВ КОМПЕНСАЦИИ АДДИТИВНОЙ ТЕМПЕРАТУРНОЙ

ПОГРЕШНОСТИ.

4.1. Обзор существующих методов минимизации температурной погрешности.

4.2. Датчик с выходным сигналом в виде девиации амплитуды напряжения.

4.3. Преобразователь с частотным выходом и обратной связью по амплитуде колебаний резонатора.

4.4. Преобразователь с частотным выходом и обратной связью по фазе колебаний резонатора.

4.5. Преобразователь с частотным выходом и обратной связью по амплитуде колебаний резонатора и инвертирующим сумматором в обратной связи.

4.6. Результаты и выводы.

ГЛАВА 5. РАЗРАБОТКА СПОСОБОВ КОМПЕНСАЦИИ МУЛЬТИПЛИКАТИВНОЙ ТЕМПЕРАТУРНОЙ ПОГРЕШНОСТИ И ОБЩЕЙ ТЕМПЕРАТУРНОЙ ПОГРЕШНОСТИ.

5.1. Датчик с выходным сигналом в виде девиации амплитуды напряжения.

5.2. Преобразователь с частотным выходом и обратной связью по амплитуде колебаний резонатора.

5.3. Преобразователь с частотным выходом и обратной связью по фазе колебаний резонатора.

5.4. Разработка способа компенсации общей температурной погрешности.

5.5. Результаты и выводы.

Развитие авиационного приборостроения неразрывно связано с созданием летательных аппаратов новых типов, обладающих большой скоростью и дальностью полета и требующих все более высокого уровня автоматизации процессов управления полетом. Дальнейшее совершенствование систем автоматического управления полетом связано с решением ряда сложных научно-технических проблем в области конструирования приборов и датчиков [1, 25,36].

Используемые датчики во многом определяют метрологические и технологические характеристики бортовых систем, такие как точность, диапазоны измерения, надежность, долговечность, габаритные размеры, качество выходной информации системы и удобство обслуживания в эксплуатации. Кроме того, развитие класса беспилотных летательных аппаратов приводит к ужесточению требований по габаритно-весовым характеристикам датчиков. В связи с этим датчиковой аппаратуре уделяется особое внимание со стороны специалистов авиационной техники, что требует больших материальных затрат для обеспечения высоких метрологических характеристик.

Основными направлениями при разработке датчиковой аппаратуры являются следующие.

1. Повышение точности измерения в условиях работы при всех дестабилизирующих факторах (вибрация, удары, ускорения, температура и др.). Одним из наиболее мощных дестабилизирующих факторов в процессе эксплуатации является температура, поэтому решение вопросов компенсации именно температурной погрешности позволяет уменьшить погрешность измерений в процессе эксплуатации до приемлемых значений.

2. Расширение диапазонов измерения, повышение точности и чувствительности. Особую трудность представляют измерения малых величин.

3. Уменьшение потребляемой мощности. В данном вопросе используются преимущества полупроводниковой технологии, на базе которой разрабатываются полупроводниковые датчики. У лучших образцор потребляемая мощность составляет 2-5 Вт.

4. Уменьшение габаритно-весовых характеристик датчиков.

Наиболее перспективными датчиками для использования в бортовых системах военных и гражданских летательных аппаратов являются: полупроводниковый с использованием тензорезистивного и пьезоэлектрического эффектов; вибрационно-частотный; емкостный. Основная погрешность датчиков должна быть 0.005 - 0.01% от измеряемого давления; потребляемая мощность не более 1-1.5 Вт; масса порядка 0.1 кг в минимальном габаритном объеме. Только такие характеристики датчиков позволяют реализовать требования норм летной годности самолета к параметрам движения летательных аппаратов. Таким образом, повышение точности и чувствительности датчиков механических величин является актуальной задачей, решение которой позволит разрабатывать датчики механических величин, удовлетворяющие современным требованиям норм летной годности самолета.

Целью диссертационной работы является повышение точности и чувствительности частотных датчиков механических величин из монокристаллического кремния за счет выбора конструктивного исполнения элементов преобразователя и уменьшения погрешности измерения при воздействии внешних дестабилизирующих факторов, особенно температуры. Задача исследования заключается в разработке и исследовании частотных датчиков механических величин, изготовленных из полупроводникового материала (монокристалл кремния), для обеспечения требуемой точности и чувствительности измерения при воздействии различных внешних факторов, таких как температура, механический удар, вибрация и др., должны быть разработаны соответствующие способы компенсации влияния внешних воздействующих факторов.

Поставленная цель исследований достигается решением следующих задач.

1. Исследование конструктивных вариантов исполнения частотного датчика механических величин.

2. Разработка способа повышения чувствительности частотных датчиков механических величин.

3. Разработка и исследование математических моделей частотного датчика давления, позволяющих получить функции преобразования для информационной составляющей выходного сигнала датчика.

4. Исследование влияния внешних воздействующих факторов на погрешность частотного датчика.

5. Разработка способа оценки технологических допусков на геометрические размеры измерительного преобразователя при изготовлении чувствительного элемента.

6. Проведение анализа механизма возникновения температурных погрешностей частотных датчиков в стационарном температурном режиме эксплуатации.

7. Проведение анализа существующих способов уменьшения температурных погрешностей частотных датчиков (схемных, конструктивных, технологических и методологических) с целью определения направления дальнейших исследований по их уменьшению при стационарных температурных режимах эксплуатации.

8. Разработка способов компенсации аддитивной температурной погрешности частотных датчиков в стационарном температурном режиме эксплуатации.

9. Разработка способов компенсации мультипликативной температурной погрешности частотных датчиков в стационарном температурном режиме эксплуатации.

10. Разработка способа компенсации общей температурной погрешности частотных датчиков в стационарном температурном режиме эксплуатации с учетом взаимной корреляции компенсационных элементов для компенсации аддитивной и мультипликативной составляющих температурной погрешности.

Исходя из изложенного, на защиту выносятся следующие положения.

1. Способ повышения чувствительности частотных датчиков механических величин позволяет повысить чувствительность к измеряемому параметру

2. Математические модели частотного датчика давления позволяют проводить математическое моделирование частотного датчика давления для определения статической характеристики и максимальных механических напряжений в конструкции.

3. Способы компенсации аддитивной температурной погрешности час тотных датчиков позволяют снизить погрешности в стационарном температурном режиме эксплуатации.

4. Способы компенсации мультипликативной температурной погрешности частотных датчиков позволяют снизить погрешности в стационарном температурном режиме эксплуатации.

5. Способ компенсации общей температурной погрешности частотных датчиков в стационарном температурном режиме эксплуатации позволяет снизить температурную погрешность с учетом взаимной корреляции элементов, предназначенных для компенсации аддитивной и мультипликативной температурных погрешностей.

Решение поставленных задач позволит не только обеспечить требуемые точности в процессе измерения, но и значительно упростись сам процесс конструирования частотных датчиков механических величин.

Основные результаты работы можно сформулировать следующим образом.

1. На основе прототипа разработана конструкция нового измерительного преобразователя, которая изменена в дальнейшем с целью повышения чувствительности к измеряемому параметру и сохранения при этом механической прочности. Чувствительность к измеряемому параметру в рабочем диапазоне измеряемого параметра составила порядка 6.8 Гц/кПа (0.91 Гц/мм рт. ст.).

2. Выбрано направление исследования, которое заключается в исследовании возможности дополнительного повышения чувствительности преобразователя к измеряемому параметру, а также в исследовании влияния внешних воздействующих факторов на измерительный преобразователь. По результатам исследования должны быть рассмотрены вопросы компенсации влияния внешних воздействующих факторов (таких как температура, механический удар, вибрация и др.) для обеспечения требуемой точности и чувствительности измерения. Для разработки способов компенсации общей температурной погрешности, аддитивной и мультипликативной составляющих температурной погрешности предварительно должен быть проведен анализ механизма возникновения температурных погрешности исследуемого преобразователя в г стационарном режиме эксплуатации.

3. По результатам оценки статической характеристики с учетом технологических допусков предложены способы оценки основных конструктивных характеристик измерительного преобразователя. Оценка расстояния между электродами и толщины мембраны основана на изменении емкости при приложении измеряемого давления на основе известной зависимости перемещения резонатора от измеряемого давления. Оценка толщины резонатора основана на зависимости частоты собственных колебаний резонатора от толщины.

4. По результатам математического моделирования влияния температуры на исследуемый преобразователь выявлено, что среднее отклонение частоты собственных колебаний составило 423 Гц на 60°С, или по отношению к средней девиации частоты 2468 Гц на 364 кПа, около 20 % от всей перестройки частоты, чувствительность к температуре составила приблизительно 7 Гц/°С. Для компенсации такой температурной чувствительности точность температурного канала должна быть не хуже 0.03°С, что на данный момент сложно реализовать на практике. В связи с этим дальнейшая работа была направлена на решение вопросов компенсации температурной погрешности измерительного преобразователя

5. Анализ механизма возникновения температурной погрешности показал, что на частоту собственных колебаний вследствие изменения температуры наибольшее влияние оказывает измерительная мембрана и сам резонатор. Показано, что изменение модулей упругости монокристалла приводит к незначительному изменению частоты собственных колебаний. Например, для резонатора толщиной 20 мкм начальная частота собственных колебаний (при отсутствии измеряемого давления) для температуры 213 К составляет 52617 Гц, для 293 К - 52555 Гц, для 333 К - 52488 Гц. С учетом изменения геометрических размеров измерительного преобразователя от температуры и изменения модулей упругости эти значения равны 53019, 52555 и 52095 Гц соответственно. Таким образом, влияние на изменение собственной частоты колебаний резонатора оказывает как изменение геометрических размеров первичного преобразователя вследствие наличия у любого материала коэффициента линейного расширения, так и модуля упругости из-за присущего любому материалу температурного коэффициента модуля упругости. Изменение первого приводит к появлению аддитивной температурной погрешности, а изменение модуля упругости приводит к возникновению мультипликативной температурной погрешности.

6. На основании результатов математического моделирования исследуемого преобразователя составлена новая математическая модель путем аппроксимации исходных данных методом наименьших квадратов, получены полиноминальные выражения для определения частоты собственных колебаний / и перемещения резонатора 8 от измеряемого давления Р, температуры Т, толщины резонатора h и толщины мембраны Я. Максимальная погрешность определения частоты собственных колебаний / составляет порядка 0.02 % от начальной частоты собственных колебаний резонатора при номинальной температуре.

7. При воздействии случайной вибрации максимальная погрешность составляет 3.38 мм рт. ст. (0.16 % от диапазона измеряемого параметра), причем эта величина изменяется с частотой 2 кГц, что для резонатора, частота которого составляет 50 кГц, является плавно изменяющейся во времени. Одним из способов уменьшения величины погрешности измерения при воздействии случайной вибрации является применение фильтра высоких частот с частотой среза равной или несколько меньшей рабочей частоты резонатора, фильтр должен быть установлен перед преобразователем синусоидального сигнала в прямоугольные импульсы (компаратором).

8. Максимальная погрешность при воздействии механического удара составляет 197 мм рт. ст. (9.38 % от диапазона измеряемого параметра). Для уменьшения влияния подобных воздействующих факторов предложено усреднение значения резонансной частоты за несколько периодов (например, за два периода), т.е. построение своеобразного фильтра выходного сигнала для сглаживания пиков выходной характеристики. Для компенсации погрешности от воздействия удара можно предложить использование полосового фильтра с частотой пропускания, близкой к резонансной частоте колебаний.

9. При воздействии акустических шумов ошибка по выходному сигналу составляет 0.43 мм рт. ст. (0.02 % от диапазона измеряемого параметра). В целях компенсации погрешности от воздействия акустического шума можно использовать фильтр высоких частот с частотой среза, близкой к резонансной частоте 52 кГц. Таким образом, исследуемый преобразователь является стойким к таким воздействиям как вибрация, удар и акустический шум.

10. На основе анализа резонатора выявлено, что для повышения чувствительности к измеряемому параметру можно изменить конструкцию резонатора таким образом, чтобы силы растяжения действовали вдоль центральной части резонатора. Кроме того, устранение следующих признаков позволяет увеличить чувствительность к измеряемому параметру: растяжки установлены под углом к центральной части резонатора, что приводит к возникновению дополнительных изгибающих моментов при деформации резонатора вследствие приложения измеряемого параметра; расположение растяжек под углом к центральной части препятствует деформации центральной части, что снижает девиацию частоты от измеряемого параметра; чувствительность к измеряемому параметру зависит от соотношения длины центральной части и длины растяжки. На примере прототипа выявлены те же недостатки, что и в исследуемом преобразователе, показаны пути устранения этих недостатков. Например, путем выбора соотношения длины центральной части и длины растяжки чувствительность к измеряемому параметру может быть повышена на 25 %. Результат заключается в увеличении коэффициента Добротности резонатора, чувствительности преобразователя к измеряемому параметру почти вдвое, повышении стабильности колебаний резонатора и стабильности характеристики преобразователя.

11. Дополнительная аддитивная температурная погрешность исследуемого преобразователя составила yt ~ 37 % в диапазоне температур ЛТ= 120°С, аддитивная температурная чувствительность Sot = 3.08-10"3 1/°С. Приведенная дополнительная мультипликативная температурная погрешность равна у, ~ 6 % в диапазоне температур АТ=\20°С, мультипликативная температурная чувствительность = 4.9-1 О*4 1/°С. Полученные количественные оценки дополнительной аддитивной температурной погрешности и чувствительности не позволяют использовать подобные конструкции без применения специальных методов компенсации температурной погрешности.

12. В настоящее время наибольшее распространение получил способ компенсации температурной погрешности, заключающийся во введении в конструкцию датчика термозависимого элемента (например, терморезистора), с которого снимается информация о температуре, с последующей ее обработкой и корректировкой информационного сигнала. Однако на данный момент не обеспечивается требуемая точность измерения температуры для компенсации температурной погрешности. Рассмотрены еще несколько способов компенсации температурной погрешности, недостатки которых заключаются в усложнении технологии изготовления (изготавливаются два вибрирующих элемента на одной подложке), уменьшении температурной чувствительности за счет уменьшения чувствительности к измеряемому параметру, снижении надежности такой системы и увеличении энергопотребления (практически в два раза), не позволяют использовать подобные способы для исследуемого преобразователя с учетом требований, предъявляемых к последнему.

13. Одним из способов уменьшения температурной чувствительности исследуемого преобразователя является увеличение угла растяжек относительно продольной оси резонатора, при этом уменьшается и чувствительность к измеряемому параметру. Зависимость изменения температурной чувствительности от угла является нелинейной, например, уменьшение угла относительно выбранного на 5° ведет к увеличению температурной чувствительности приблизительно на 38 %, увеличение угла на 5° приводит к уменьшению температурной погрешности на 3.7 %. Чувствительность к измеряемому параметру в обоих случаях изменяется приблизительно на 19 %. При этом температурная чувствительность преобразователя снижается до такого уровня, что точность температурного канала обеспечивает заданную точность компенсации температурной погрешности. Например, точность измерения температурного канала 0.1 °С позволяет компенсировать аддитивную температурную погрешность порядка 18 % от диапазона измеряемого параметра.

14. В связи с тем, что существующие методы компенсации температурной погрешности либо не обеспечивают заданную точность, либо технологически сложны, выбрано направление дальнейшей работы, заключающееся в разработке способов компенсации температурной погрешности, которые позволили бы достичь заданную точность компенсации температурной погрешности при существующей чувствительности к измеряемому параметру и избежать указанных недостатков рассмотренных способов компенсации.

15. В рамках решения задачи компенсации аддитивной температурной погрешности рассматривались следующие структурные схемы:

- режим вынужденных колебаний, выходной сигнал - зависимость амплитуды колебаний от измеряемого параметра;

- режим автоколебаний, выходной сигнал - зависимость частоты выходного сигнала от измеряемого параметра, обратная связь построена на изменении амплитуды колебаний резонатора;

- режим автоколебаний, выходной сигнал - зависимость частоты выходного сигнала от измеряемого параметра, обратная связь построена на изменении разности фаз между сигналами возбуждения и регистрации колебаний резонатора.

- режим автоколебаний, выходной сигнал - зависимость частоты выходного сигнала от измеряемого параметра, обратная связь построена на изменении амплитуды колебаний резонатора с введением в обратную связь инвертирующего усилителя.

Для всех рассмотренных схем преобразователей выведены аналитические выражения для расчета номинала термозависимого элемента.

16. Для датчика с выходным сигналом в виде девиации амплитуды напряжения аддитивная температурная погрешность составила у = 0.05% на 120°С изменения температуры, аддитивная температурная чувствительность равна Sot = 4-10"6 1/°С. Полученные результаты обеспечивают требуемую точность компенсации аддитивной температурной погрешности по сравнению с прототипом.

17. Поскольку рассмотренные способы компенсации аддитивной температурной погрешности преобразователей с обратной связью основаны на использовании в качестве опорных точек крайних значений рабочих температур, то не учитывается нелинейность ухода нуля. Абсолютная погрешность компенсации аддитивной температурной погрешности при номинальной температуре может быть уменьшена до 152 Гц, при этом аддитивная температурная чувствительность равна Sot = 2.7-10"4 1/°С, что на порядок меньше полученной аддитивной температурной чувствительности нескомпенсиро-ванного датчика.

18. Требуемая аддитивная температурная чувствительность 0.5-10'5 1/°С не достигнута в силу нелинейности аддитивной температурной погрешности. Одним из решений, позволяющим учесть эту нелинейность, является использование нескольких термозависимых элементов, соединенных последовательно/параллельно с целью получения требуемой нелинейной характеристики изменения величины термозависимых элементов в целом.

19. Достигнутая аддитивная температурная чувствительность при компенсации аддитивной температурной погрешности преобразователей с обратной связью позволяет дополнительно использовать температурный канал для компенсации температурной погрешности, при этом погрешность температурного канала не более 0.36°С, что может быть обеспечено на практике.

20. В рамках решения задачи компенсации мультипликативной температурной погрешности рассматривались те же структурные схемы, что и при компенсации аддитивной температурной погрешности:

- режим вынужденных колебаний, выходной сигнал - зависимость амплитуды колебаний от измеряемого параметра;

- режим автоколебаний, выходной сигнал - зависимость частоты выходного сигнала от измеряемого параметра, обратная связь построена на изменении амплитуды колебаний резонатора;

- режим автоколебаний, выходной сигнал - зависимость частоты выходного сигнала от измеряемого параметра, обратная связь построена на изменении разности фаз между сигналами возбуждения и регистрации колебаний резонатора.

21. Поскольку рассмотренные способы компенсации мультипликативной температурной погрешности основаны на использовании в качестве опорных точек крайних значений рабочих температур, то не учитывается нелинейность изменения наклона градуировочной характеристики. Мультипликативная температурная чувствительность может быть уменьшена до Ski = 4.94-10"5 1/°С путем использования в качестве опорных точек компенсации температур 219 К и 321 К, что на порядок меньше полученной мультипликативной температурной чувствительности нескомпенсированного датчика.

22. Мультипликативная температурная чувствительность дополнительно может быть уменьшена за счет учета нелинейности изменения наклона градуировочной характеристики от температуры. Одним из решений, позволяющим учесть эту нелинейность, является использование нескольких термозависимых элементов, соединенных последовательно/параллельно с целью получения требуемой нелинейной характеристики изменения величины термозависимых элементов в целом.

23. Выявлена корреляция между компенсационным элементом аддитивной температурной погрешности и компенсационным элементом мультипликативной температурной погрешности. Для исследуемого преобразователя при компенсации аддитивной температурной погрешности мультипликативная температурная погрешность увеличивается на 30% (с 147 Гц до 188 Гц в диапазоне температур АТ=\2Ъ°С). Поскольку изменение величины каждого из компенсационного элемента влияет на статическую характеристику преобразователя, которая описывает зависимость частоты выходного сигнала от измеряемого параметра, то необходимо рассматривать одновременную компенсацию как аддитивной температурной погрешности, так и мультипликативной температурной погрешности с учетом взаимного влияния компенсационных элементов.

24. Компенсация общей температурной погрешности рассмотрена для преобразователя с режимом автоколебаний и обратной связью по амплитуде колебаний вибрирующего элемента. Способ компенсации заключается во введении в обратную связь преобразователя инвертирующего сумматора с одновременной организацией раздельной компенсации аддитивной и мультипликативной составляющих температурной погрешности. Аддитивная составляющая компенсируется путем изменения постоянной составляющей управляющего напряжения, подаваемого на генератор гармонических колебаний, при изменении температуры за счет изменения сопротивления в цепи постоянной составляющей управляющего напряжения. Мультипликативная составляющая компенсируется путем изменения составляющей управляющего напряжения, соответствующей амплитуде колебаний вибрирующего элемента, при изменении температуры за счет изменения сопротивления в цепи этой составляющей управляющего напряжения.

25. Выведены аналитические выражения для расчета номинала термозависимого элемента как для компенсации мультипликативной температурной погрешности, так и для компенсации общей температурной погрешности.

26. Величины температурных чувствительностей при компенсации температурной погрешности равны величинам ад дитивной и мультипликативной температурных чувствительностей при компенсации аддитивной и мультипликативной температурных погрешностей, рассмотренных ранее. Решения, позволяющие учесть нелинейность ухода нуля и нелинейность изменения наклона градуировочной характеристики от температуры, соответствуют указанным ранее для компенсации аддитивной и мультипликативной погрешностей.

Обобщенная информация по способам компенсации температурной погрешности представлена в таблице 1.

ЗАКЛЮЧЕНИЕ

1. Авиационные приборы и системы: учебное пособие / Г. И. Клюев, Н. Н. Макаров, В. М. Солдаткин; под ред. В. А. Мишина Ульяновск: Ул-ГТУ, 2000.

2. Агейкин, Д. И. Датчики контроля и регулирования. Справочное издание / Д. И. Агейкин, Е. Н. Костина, Н. Н. Кузнецова. М.: Машиностроение, 1965.

3. Ананьев, И. В. Справочник по расчету собственных колебаний упругих систем / И. В. Ананьев. М.: ОГИЗ, Гостехиздат, 1964.

4. Андреева, Л. Е. Упругие элементы приборов / Л. Е. Андреева. М.: Машиностроение. 1981.

5. Анизотропия механических свойств металлов / П. Г. Микляев, Я. Б. Фридман. 2-е изд., перераб. и доп. - М.: Металлургия, 1986.

6. Бабаков, И. М. Теория колебаний / И. М. Бабаков. 2-е изд., перераб. -М.: Наука, 1965.

7. Бессерер, К. У. Инженерный справочник по управляемым снарядам / К. У. Бессерер -М.: Воениздат, 1962.

8. Бидерман, В. Л. Теория механических колебаний: учебник для ВУЗов / В. Л. Бидерман. М.: Высш. школа, 1980.

9. Богданов, Ю. М. Приборы точной механики / Ю. М. Богданов. М.: Машгиз, 1960.

10. Боднер, В. А. Приборы первичной информации: Учебник для авиационных вузов / В. А. Боднер. М.: Машиностроение, 1981.

11. Браславский, Д. А. Точность измерительных устройств / Д. А. Бра-славский, В. В. Петров. М.: Машиностроение, 1976.

12. Ваганов, В. И. Интегральные тензопреобразователи / В. И. Ваганов -М.: Энергоатомиздат, 1983.

13. Вернер, Г. Удар; теория и физические свойства соударяемых тел / Г. Вернер, перевод с англ. М. С. Лужиной и О. В. Лужина. М.: Издательство литературы по строительству, 1965.

14. Виглеб, Г. Датчики / Г. Виглеб. пер. с нем. - М.: Мир, 1989.

15. Вольмир, А. С. Устойчивость упругих систем / А. С. Вольмир. М.: Физматгиз, 1963.

16. Вопилкин, Е. А. Расчет и конструирование механизмов приборов и систем: учебное пособие для ВУЗов / Е. А. Вопилкин. М.: Высш. школа, 1980.

17. Выгода, Ю. А. Проектирование измерительных элементов датчиков систем автоматики: учебное пособие / Ю. А. Выгода, Е. П. Осадчий, А. И. Тихонов. Пенза: ППИ, 1977.

18. Гаврилов, А. Н. Основы технологии приборостроения: учебник для ВТУЗов / А. Н. Гаврилов. М.: Высш. школа, 1976.

19. Глушков, Г. С. Инженерные методы расчетов на прочность и жесткость / Г. С. Глушков. 2-е изд., перераб. и дополн. - М.: Машгиз, 1962.

20. Гольденблат, И. И. Нелинейные проблемы теории упругости / И. И. Гольденблат. -М.: Наука, 1969.

21. Готра, 3. Ю. Технология микроэлектронных устройств: Справочник / 3. Ю. Готра. М.: Радио и связь, 1991.

22. Гридчин, В. А. Проектирование кремниевых интегральных тензо-преобразователей с квадратными упругими элементами / В. А. Гридчин // Полупроводниковые тензорезисторы: Сб. научн. работ НЭТИ. Новосибирск, 1985.

23. Гридчин, В. А. Расчет механических напряжений в прямоугольном упругом элементе интегрального преобразователя / В. А. Гридчин // Полупроводниковая тензометрия: Сб. научн. работ НЭТИ. Новосибирск, 1986.

24. Гутников, В. С. Интегральная электроника в измерительных устройствах / В. С. Гутников. 2-е изд. перераб. и доп.- JL: Энергоатомиздат, 1988.

25. Датчики теплофизических и механических параметров: Справочник в трех томах. Т. 1 (кн.1) / под общ. ред. Ю. Н. Коптева; под ред. Е. Е. Ба-гдатьева, А. В. Гориша, Я. В. Малкова. М.: ИПРЖР, 1998.

26. Добровольский, В.А. и др. Детали машин / В. А. Добровольский -М.: Машиностроение, 1972.

27. Жуковский, В. С. Основы теории теплопередачи / В. С. Жуковский. -Д.: Энергия, 1969.

28. Исаченко, В. П. Теплопередача / В. П. Исаченко, В. А. Осипова, А. С. Сукомел. М.: Энергоиздат, 1981.

29. Карслоу, Г. Теплопроводность твердых тел / Г. Карслоу, Д. Егер. -М.: Наука, 1964.

30. Клокова, Н. П. Тензорезисторы: Теория, методики расчета, разработки / Н. П. Клокова. М.: Машиностроение, 1990.

31. Концевой, Ю. А. Пластичность и прочность полупроводниковых материалов и структур / Ю. А. Концевой, Ю. М. Литвинов. М.: Радио и связь, 1982.

32. Литвин, Ф. Л. Проектирование механизмов и деталей приборов / Ф. Л. Литвин. Л.: Машиностроение, 1973.

33. Малков, В. П. Оптимизация упругих систем / В. П. Малков, А. Г. Угодчиков. М.: Наука, 1969.

34. Марков, Н. Н. Погрешности от температурных деформаций при линейных измерениях / Н. Н. Марков, П. А. Сацердотов. М.: Машиностроение, 1976.

35. Мельников, В. Е. Информационная специфика и методы обработки сигналов частотных датчиков / В. Е. Мельников, В. Д. Вавилов. М.: МАИ, 1980.

36. Милохин, П. Т. Частотные датчики систем автоконтроля и управления / П. Т. Милохин. М.: Энергия, 1968.

37. Михеев, М. А. Краткий курс теплопередачи / М. А. Михеев, И. М. Михеева. -М.: Госэнергоиздат, 1969.

38. Михлин, С. Г. Некоторые вопросы теории погрешностей / С. Г. Мих-лин. Л.: Издательство Ленинградского университета, 1988.

39. Нащекин, В.В. Техническая термодинамика и теплопередача / В. В. Нащекин. М.: Высшая школа, 1969.

40. Никаноров, С. Н., Упругие свойства кремния / С. Н. Никаноров, Ю. А. Буренков, А. В. Степанов // ФТТ. 1971. - Т. 13. - В. 10.

41. Новиков, Н. Н. Структура и структурночувствительные свойства реальных кристаллов / Н. Н. Новиков. К.: Виша школа, 1983.

42. Новицкий, П. В. Основы информационной теории измерительных устройств / П. В. Новицкий. Л.: Энергия, 1968.

43. Новицкий, П. В. Оценка результатов измерения / П. В. Новицкий, И. А. Зограф. JL: Энергоатомиздат, 1985.

44. Нуберт, Г. П. Измерительные преобразователи неэлектрических величин / Г. П. Нуберт. JL: Энергия, 1970.

45. Осадчий, Е. П. Погрешности датчиков: Учебное пособие / Е. П. Осадчий, В. И. Карпов, Н. В. Мясникова. Пенза: ПГТУ, 1993.

46. Осадчий, Е. П. Проектирование средств автоматики и телемеханики: учебное пособие / Е. П. Осадчий, А. И. Тихонов. Пенза: ППИ, 1987.

47. Осипович, А. А. Датчики физических величин / А. А. Осипович. -М.: Машиностроение, 1979.

48. Основы метрологии и теории точности измерительных устройств / В. П. Короткое, Б. А. Тайц. -М.: Издательство стандартов, 1978.

49. Пановко, Я. Г. Устойчивость и колебания упругих систем: современные концепции, парадоксы и ошибки / Я. Г. Пановко, И. И. Губанова. М.: Наука, 1967.

50. Полякова, A. JI. Деформация полупроводников и полупроводниковых приборов / A. JI. Полякова. М.: Энергия, 1979.

51. Проектирование датчиков для измерения механических величин / под редакцией Осадчего Е.П. М.: Машиностроение, 1979.

52. Прочность, устойчивость, колебания. Справочник в трех томах / под редакцией д-ра техн. наук И. А. Биргера и чл.-корр. АН Латвийской ССР Я. Г. Пановко. М.: Машиностроение, 1968.

53. Рабинович, С. Г. Погрешности измерений / С. Г. Рабинович. Л.: Энергия, 1978.

54. Разработка малогабаритного прецизионного частотного датчика давления с монокристаллическим кремниевым тензометром струнного типа // отчет по НИР гос. № 01880049111, Львов, 1990.

55. Светлицкий, В. А. Случайные колебания механических систем / В. А. Светлицкий. М.: Машиностроение, 1976.

56. Случайные колебания / перевод с английского под редакцией

57. A. А. Первозванского. М.: Мир, 1967.

58. Структура и свойства материалов и сплавов / Л. В. Тихонов,

59. B. А. Кононенко, Г. И. Прокопенко, В. А. Рафаловский. Киев: Наукова Думка, 1985.

60. Структура и свойства металлов и сплавов: Справочник / Л. Н. Лари-ков, Ю. Ф. Юрченко. Киев: Наукова думка, 1985.

61. Тамм, И. Е. Основы теории электричества / И. Е. Тамм. М.: Наука, 1976.

62. Тензометрия в машиностроении. Справочное пособие / под ред. канд. техн. наук Р. А. Макарова. М.: Машиностроение, 1975.

63. Тихоненков, В. А. Проектирование и технология производства ме-таллопленочных датчиков механических величин в примерах и задачах: учебное пособие для ВУЗов / В. А. Тихоненков, В. А. Мишин. Ульяновск: УлГТУ, 2004.

64. Тихоненков, В. А. Температурные погрешности датчиков механических величин при воздействии нестационарных тепловых полей: учебное пособие / В. А. Тихоненков. Ульяновск: УлГТУ, 1998.

65. Тихоненков, В. А. Температурные погрешности тензорезисторных датчиков и методы их компенсации: учебное пособие / В. А. Тихоненков, А. И. Тихонов. Ульяновск: УлГТУ, 1996.

66. Тихоненков, В. А. Теория, расчет и конструирование датчиков механических величин: учебное пособие для ВУЗов / В. А. Тихоненков, А. И. Тихонов. Ульяновск: УлГТУ, 2000.

67. Тихоненков, В. А. Технология производства металлопленочных датчиков механических величин: учебное пособие для ВУЗов / В. А. Тихоненков, В. А. Мишин, А. И. Тихонов. Ульяновск: УлГТУ, 2003.

68. Тихонов, А. И. Упругие элементы датчиков механических величин: учебное пособие / А. И. Тихонов, В. А. Тихоненков, Е. А. Мокров. Ульяновск: УлГТУ, 1998.

69. Феликсон, Е. И. Упругие элементы приборов / Е. И. Феликсон. М.: Машиностроение, 1977.

70. Филин, JI. П. Прикладная механика твердого деформируемого тела. Т.1. / Л. П. Филин. -М.: Наука, 1975.

71. Фридман, Я. Б. Механические свойства металлов. В 2 частях / Я. Б. Фридман. -М.: Машиностроение, 1974.

72. Фролов, Г. П. Точность изготовления упругих элементов / Г. П. Фролов. М.: Машиностроение, 1966.

73. Хайкин, С. Э. Физические основы механики / С. Э. Хайкин. М.: Физматгиз, 1962.

74. Шаскольская, М. П. Кристаллография: учебное пособие для ВТУЗов / М. П. Шаскольская. 2-е изд., перераб. и доп. - М.: Высш. шк., 1984.

75. Электрические измерения неэлектрических величин / под редакцией П. В. Новицкого. Л.: Энергия, 1975.

76. Электрические измерения: учебник для ВУЗов / Л. И. Байда, Н. С. Добротворский, Е. М. Душин и др.; под ред. А. В. Фремке и Е. М. Ду-шина. 5-е изд., перераб. и доп. - Л.: Энергия. Ленингр. отд-ние, 1980.

77. Ярышев, Н. А. Теоретические основы измерения нестационарной температуры / Н. А. Ярышев. 2-е изд., перераб. - Л.: Энергоатомиздат. Ленингр. отд-ние, 1990.

78. Сорокин, М. Ю. Моделирование частотного датчика давления / М. Ю. Сорокин // Континуальные алгебраические логики, исчисления и ней-роинформатика в науке, технике и экономике: труды международной конференции. Т. 3 / Ульяновск: УлГТУ, 2003. С. 139 - 141.

79. Сорокин, М. Ю. Исследование конструкции монокристаллического упругого элемента частотного датчика давления / М. Ю. Сорокин, В. А. Тихоненков // Научно-технический калейдоскоп. 2004. - № 2. - С. 67 -75.

80. Сорокин, М. Ю. Оценка температурной погрешности измерительного преобразователя / М. Ю. Сорокин // Актуальные вопросы промышленности и прикладных наук: сборник статей заочной научно-технической конференции / Ульяновск: УлГТУ, 2004. С. 223 - 226.

81. Сорокин, М. Ю. Исследование влияния температуры на измерительный преобразователь / М. Ю. Сорокин, В. А. Тихоненков // Вестник УлГТУ. 2005.-№1.-С. 47-49.

82. Тихоненков, В. А. Способ компенсации мультипликативной температурной погрешности датчика с вибрирующим элементом / В. А. Тихоненков, М. Ю. Сорокин // Вестник УлГТУ. 2006. №2. - С. 43-45.

83. Преобразователь с вибрирующей пластинкой: пат. 2276339 Рос. Федерация, МПК G01L 9/00/ Сорокин М.Ю., Тихоненков В.А.; заявитель и патентообладатель Ульян, госуд. тех. унив. № 2004131407/28; заявл. 27.10.2004; опубл. 10.05.2006, Бюл. № 13. - 10 с: ил.