CC BY
48
5 10 15 20 25 jv.kbt
Рис. 4. Изменение времени достижения стационарного значения скорости испарения
графита от мощности электронного пучка при формировании отверстия диаметром 2 мм
Обсуждение результатов
На рис. 2 представлены зависимости скорости испарения графита от времени и мощности электронного пучка при формировании отверстия диаметром 2 мм.
В начальный момент скорость круто нарастает, а затем выходит практически на стационарный уровень. Время достижения постоянного
СПИСОК J
1. Коротеев, A.A. Аналитические методы расчета выводных каналов систем транспортировки электронных пучков в плотные среды |Текст| / A.A. Коротеев // Изв. РАН, сер. «Энергетика».^ 2010.— № 1,— С. 106—118.
2. Карлероу, Г. Теплопроводность твердых тел |Текст|
значения скорости испарения тем больше, чем меньше мощность электронного пучка.
Графики, иллюстрирующие зависимости глубины сформированного в графитовой диафрагме отверстия диаметром 2 мм от времени и мощности электронного пучка, представлены на рис. 3.
Зависимость глубины от времени является практически линейной: для «прошивки» канала длиной 15 мм (характерная длина канала транспортировки электронного пучка в область с давлением на один-два порядка ниже атмосферного) требуется -12,6 мс при N= 5 кВт; ~6,5 мс при N = 10 кВт и -2,2 мс при N = 30 кВт. Каналы в более коротких диафрагмах, сообщающихся с атмосферой, формируются за меньшее время.
Кривая, характеризующая изменение времени достижения стационарного значения скорости испарения графита от мощности электронного пучка при формировании отверстия диаметром 2 мм, представлена на рис. 4. С увеличением мощности стационарный режим достигается значительно быстрее.
Результаты анализа данных, приведенных в литературных источниках (например [3]), свидетельствуют о том, что воздействовать на глубину отверстия, формируемого электронным пучком, за один и тот же промежуток времени можно не только изменением мощности, но и выбором оптимальной величины заглубления фокуса в материал.
/ Г. Карлероу, Д. Егср — М.: Наука, 1964.— 487 с.
3. Рыкалин, H.H. Основы электронно-лучевой обработки материалов |Текст|: Библиотека технолога / H.H. Рыкалин, И.В. Зуев, A.A. Углов.'— М.: Машиностроение, 1978.— 239 с.
УДК 534.6; 535.4; 534.29
A.B. Кудряшов, Л.Б. Лиокумович, A.B. Медведев
ПОВЫШЕНИЕ ЭФФЕКТИВНОСТИ ПРЕОБРАЗОВАНИЯ ЗВУКОВОГО ДАВЛЕНИЯ В ВОЛОКОННЫХ ИНТЕРФЕРОМЕТРИЧЕСКИХ МИКРОФОНАХ
Волоконно-оптические (ВО) интерферометри- связанные с созданием волоконно-оптических
ческие устройства имеют известные достоинства интерферометрических измерителей звуковых ко-
при регистрации различных физических величин лебаний, а именно с принципом создания эффек-
[1 — 3]. В данной работе рассмотрены вопросы, тивного чувствительного элемента для таких из-
мерителей. В подобных устройствах (типичная схема с интерферометром Маха — Цендера показана на рис. 1) измеряемое воздействие, в данном случае акустический сигнал, меняет разность фаз интерферирующих волн Дф, то есть разность фазовых задержек ф, и ф2 света в волокнах плеч интерферометра. На выходе подводящего волоконного тракта колебания интенсивности регистрируются фотодетектором, и с помощью специальных методов производится детектирование колебаний Дф
нальную измеряемому звуковому сигналу.
Чувствительный элемент такого устройства, содержащий интерферометр, прежде всего должен выполнять функцию волоконно-оптического акустического преобразователя (АП), то есть его конструкция должна обеспечить эффективное преобразование звукового давления р(0
ф
ф
где К— фазовая чувствительность АП, измеряемая в рад/Па.
Очевидно, что от уровня фазовой чувствительности ВО акустического преобразователя зависят непосредственно как общая чувствительность, так и разрешающая способность интерферометрического датчика звука.
В данной работе обсуждаются принципы построения и эффективность конструкции такого преобразователя, созданного на основе эластичного полого цилиндра и противофазного изменения плеч интерферометра.
Выбор схемы интерферометрического преобразователя для измерения звуковых сигналов
При рассмотрении механических возмущений волокна в интерферометрическом акустическом преобразователе следует учитывать, что
наиболее эффективным механизмом модуляции фазовой задержки в световоде является продольное натяжение [4]. Кроме того, АП должен менять разность фазовых задержек в волоконных плечах, в связи с чем часто разделяют преобразователи с «изолированным опорным плечом» и работающие в дифференциальном режиме (так называемый «push-pull» режим) [4, 5]. В первом случае измеряемое возмущение меняет только фазовую задержку ф, одного плеча, а второе плечо является опорным. В случае дифференциального режима воздействие влияет на оба волоконных плеча, но разность фаз меняется потому, что
ф
ф
но требует более сложных конструкций, но обеспечивает более высокую эффективность.
В литературе описаны различные принципы построения АП интерферометрических измерителей механических колебаний (рис. 2). При этом можно отметить, что в большинстве случаев в публикациях рассматриваются конструкции интерферометрических чувствительных элементов для регистрации гидроакустических сигналов, вибраций, ускорений. Реальные конструкции измерителей звуковых сигналов в воздухе (микрофонов) на основе двухплечевых интерферометров в литературе почти не встречаются.
Типичным примером ВО акустических преобразователей могут служить конструкции с эластичным цилиндром, на боковую поверхность которого намотано волоконное плечо интерферометра (рис. 2, а). При их применении в ВО интерферометрических гидрофонах [4 — 8] звуковая волна меняет гидростатическое сдавливание поверхности цилиндра, что приводит к изменению эффективного диаметра катушки волокна dи наведенным изменениям продольного натяжения световода. Однако следует отметить, что
Рис. 1. Структурная схема интерферометрического датчика звука (микрофона)
Рис. 2. Принципы построения конструкций преобразователей для интерферометрических датчиков;
/— эластичный цилиндр (гибкий диск), 2— волоконное плечо интерферометра, 3 — слой фиксирующего ютея, 4— жесткие (несущие) элементы корпуса
в воздушной среде такая схема практически не может работать, поскольку звуковая волна в воздухе не обеспечивает эффективное сжатие цилиндра из-за существенно более низкого акустического импеданса воздушной среды по сравнению с водой.
В другом варианте схемы с опорным цилиндром регистрируемое воздействие создает давление на основания цилиндра, и диаметр цилиндра меняется вследствие преобразования продольной деформации в поперечную (рис. 2, б). Чаще всего при этом используют инерционную массу на торце цилиндра, и конструкция работает в режиме акселерометра или виброметра [4,9]. Однако нетрудно предложить «микрофонный» режим работы: цилиндр с торцов сдавливается мембраной, на поверхность которой действует звуковое давление.
Еще один пример преобразователя — конструкция с гибким диском (мембраной), на поверхность которого по спирали уложено и закреплено волокно (рис. 2, в) [4, 7 — 11].
Конструкция с диском относительно легко может быть выполнена в варианте с дифференциальным режимом работы, если плечи интерферометра закреплены на разных поверхностях диска (рис. 2, г) [4,9,11]. Конструкция на основе продольно сдавливаемого цилиндра и инерционной массы может быть сделана дифференциальной путем намотки плеч на два цилиндра (рис. 2, д) [4, 9]. Кроме того, в литературе (см. например, работу [3]) упоминается конструкция, обеспечивающая дифференциальный режим работы ВО интерферометрического АП посредством закрепления волоконных плеч на внешней и внутренней поверхностях полого цилиндра (рис. 2, е).
В ходе исследований, направленных на разработку ВО интерферометрических микрофонов, и поиска простого и эффективного варианта конструкции АП для интерферометрической схемы Маха — Цендера был выбран вариант построения ВО акустического преобразователя
с полым цилиндром и дифференциальным режимом работы (рис. 2, е).
Подобная конструкция является относительно простой, лучше согласована с воздействием акустической волны в воздушной среде и представляется привлекательной для построения ВО интерферометрических микрофонов. Однако для подтверждения применимости таких преобразователей необходимо проверить, насколько этот принцип эффективен с точки зрения обеспечиваемого уровня чувствительности преобразования А'.
Кроме того, хотя размещение волоконных плеч на внешней и внутренней сторонах полого цилиндра предполагает дифференциальный ражим преобразования, эффективность реализации этого режима не так очевидна, как в симметричных конструкциях (рис. 2, г, д). Это важно, поскольку если регистрируемое возмущение не воздействует на волоконные плечи интерферометра противофазно, то значение К может не только не увеличиться, но и значительно уменьшиться по сравнению со случаем изолированного опорного плеча.
В связи с относительной простотой рассматриваемой конструкции может показаться, что ее характеристики нетрудно проанализировать теоретически, рассчитав ее как механическую колебательную систему. Однако в литературе попытки расчета конструкций интерферометрических чувствительных элементов встречаются крайне редко (например, анализу наиболее простой конструкции, приведенной на рис. 2, а, посвящена работа [12]), и результаты расчетов часто плохо согласуются с практически получаемыми параметрами. В действительности сложно разработать адекватную акустомеханическую модель преобразователя и связать параметры ее элементов с параметрами механических элементов реальной конструкции. Сложным и неопределенным фактором является, например, механическая нагрузка на цилиндр со стороны слоя волокна и фиксирующего его клея. Кроме того, достаточно сложно судить, в какой степени колебания диаметра цилиндра преобразуются в удлинение сердцевины световода, а в какой степени продольное натяжение в сердцевине световода демпфируется фиксирующим клеем-компаундом и полимерным покрытием волокна. Как показывает практика, попытки теоретического расчета не только не позволяют определить час-
тотную характеристику чувствительности АП, но даже уровень рассчитанной величины Сможет в десятки раз отличаться от экспериментально измеренного.
С учетом указанных обстоятельств для построения чувствительных элементов ВО интерферометрических микрофонов на основе описанного принципа преобразования были проведены экспериментальные исследования. Измерения были нацелены на определение характеристик реальных образцов АП и достигаемых в рассматриваемой конструкции значений чувствительности К. При этом важной составляющей исследования была проверка реализации противофазного возмущения плеч световода.
Основные характеристики преобразователя и методика измерений
Рассмотрим подробнее использованные нами параметры и характеристики, описывающие волоконно-оптический АП интерферометрическо-го микрофона. С учетом возможности линейных искажений основной характеристикой преобразователя является частотная зависимость фазовой чувствительности К(/):
5фп
(2)
где 5фт — амплитуда колебания аргумента интерференционного сигнала при гармоническом акустическом воздействии с амплитудой звукового давления рт и частотой/
Эта характеристика преобразователя, как правило, задает вид амплитудно-частотной характеристики (АЧХ) всего интерферометричес-кого микрофона, а разрешающая способность микрофона обратно пропорциональна уровню фазовой чувствительности.
При оценках интегральной эффективности акустических преобразователей (микрофонов) специалисты, как правило, используют среднюю (характеристическую) чувствительность [13], учитывающую субъективные особенности восприятия звука слуховой системы человека:
=
I 2Ш
(3)
где/ — центральные частоты стандартных треть-октавных полос (100,125,160,200,250,315,400,
500,630,800,1000 Гцит. д.), п — количество треть-октавных полос в рабочем диапазоне частот.
С другой стороны, более общим объективным показателем среднего уровня чувствительности в рабочем диапазоне частот может служить усредненная величина чувствительности
1
Л
\Jn ~h)i=2
(4)
Кроме того, для сравнения эффективности конструкций преобразователей часто удобно использовать погонную чувствительность, приведенную к единице длины чувствительных волоконных плеч / в преобразователе
К' = К/1. (5)
В экспериментах проводились измерения значения чувствительности образцов ВО акустических преобразователей на центральных частотах стандартных третьоктавных полосв диапазоне частот 0,3 — 8 кГц, после чего для этих частот рассчитывались указанные параметры Кх, Кг„ и их погонные значения.
Схема экспериментальной установки показана на рис. 3. Волоконная часть схемы представляла собой интерферометр Маха-Цендера,
образованный волокнами тестируемого акустического преобразователя 7 и двумя волоконными У-разветвителями 2. Источником оптического излучения 4служил одночастотный полупроводниковый лазерный диод. Напряжение м(/), пропорциональное фс(0, выделялось при помощи вспомогательной модуляции частоты лазерного источника и обработки модулированного ин-терферометрического сигнала, поступающего с выхода фотодетектора в приемном модуле 5. Параметры полученного сигнала u(t) контролировались осциллографом Р(С1-83) и анализатором спектра 7(В&К2032).
Акустическая часть установки содержала излучатель звука 11 (динамическую излучающую головку 4ГД-36, подвешенную на высоте 1,5 м, на которую через звуковой усилитель мощности 10 поступал сигнал от генератора <?(ГЗ-112), и измерительный микрофон 6 (шумомер «СЕ Digital Sound Level Meter 8921/8922»), расположенный рядом с тестируемым преобразователем 1.
Для измерения чувствительности K(fl) на излучатель подавалось гармоническое напряжение требуемой частоты^, а с помощью измерительного микрофона и интерферометрической схемы регистрировалась амплитуда звукового давления рт и амплитуда фт, а также вызванные этим звуковым давлением колебания разности фаз Аф.
Рис. 3. Схема экспериментальной установки:
тестируемый акустический преобразователь; 2 — )-разветвители; 3 — световоды; 4— оптический источник; 5— приемный модуль; 6— измерительный микрофон; 7— анализатор спектра; 8— генератор; 9— осциллограф; 10— усилитель мощности; 11 — излучающая динамическая головка
1-
По формуле (2) вычислялись значения а по набору значений для/в полосе от 300 Гц до 8 кГц с помощью выражений (3) — (5) рассчитывались характеристическая чувствительность Кх, среднее значение Кг„ и их погонные величины.
Образцы преобразователей и результаты измерений
Основным вариантом преобразователя, рассматриваемым в данной работе, является конструкция с эластичным полым цилиндром (рис. 2, е). Однако в ходе исследований были проведены измерения для ряда образцов ВО акустических преобразователей разного типа с целью дополнительного обоснования выбора материала цилиндра и проверки реализации дифференциального режима работы. Отметим кратко результаты этих предварительных измерений.
Первая серия измерений была проведена для образцов АП на основе цилиндров, выполненных из разных материалов: металла, капролона, плотной резины (см. конструкцию на рис. 4, а). На цилиндр наматывалось одномодовое волокно длиной 10 м только одного плеча интерферометра. Внешний корпус был сделан из прочного пластика, крышки корпуса выполняли функцию мембран, давящих на основания цилиндра. Целью измерений была экспериментальная проверка работы таких цилиндров с учетом механи-
ческой нагрузки на внешнюю сторону цилиндра, создаваемой слоем клея-компаунда и волокном. Измерения величины А'для нескольких образцов таких преобразователей в области частот 0,1—1 кГц убедительно подтвердили, что (как и ожидалось) цилиндр из резины обеспечивает значительно больший уровень К, чем цилиндры из других материалов. Наименьший уровень чувствительности наблюдался для цилиндров из металла, средний — для капролона. Таким образом, более высокие значения коэффициента Пуассона и низкие значения модуля Юнга материала цилиндра являются определяющими, несмотря на наличие дополнительного механического элемента — волокна, закрепленного на боковой поверхности цилиндра.
Была также проведена вторая серия измерений для преобразователей с двумя волоконными плечами, но имеющих иную конструкцию, чем показанные выше. Тестированию подверглись образцы преобразователей (их устройство показано на рис. 4, б, в) с двумя цилиндрами из эбонита (диаметры 70 и 60 мм, толщина стенок4 мм, зазор между свободным торцом и крышкой корпуса 1 мм). Тестировался образец (рис. 4, г) с двумя цилиндрами из капролона (внешний диаметр 70 мм, внутренний 60 мм, толщина стенок 3—5 мм). Целью измерений была проверка эффективности таких дифференциальных конструк-
Рис. 4. Конструкции образцов волоконных АП для измерения зависимости К{/); 1,2— плечи 1 и 2 соответственно
ций, однако результаты измерений параметров всех образцов показали значительно меньший уровень чувствительности, чем основной вариант Третья (итоговая) стадия проведенного исследования связана с измерениями образцов АП, изготовленных по схеме, показанной на рис. 4, д, е. В одном образце (см. рис. 4, д) внешний корпус был выполнен из стеклотекстолита с крышками — мембранами толщиной 3 мм. Опорный цилиндр был сделан из плотной резины (марки МБС) диаметром 70 мм и толщиной стенок 6 мм. Волокна длиной около 50 м были намотаны на боковые стенки цилиндра (около двухсот витков, в несколько слоев) с небольшим натяжением и с фиксацией каждого слоя эпоксидным клеем. Другой образец АП (см. рис. 4, е) был выполнен идентично предыдущему, но одно волоконное плечо интерферометра было зафиксировано на внутренней поверхности боковой стенки корпуса. Таким образом, оно было фактически изолировано от влияния звука, по крайней мере,
от наиболее сильно влияющего на величину ф продольного натяжения световода в результате действия звуковой волны. Целью измерения и сравнения этих двух образцов была оценка эффективности данного принципа построения преобразователя и проверка реализации дифференциального режима работы.
На рис. 5 приведены зависимости Д/), построенные по измеренным значениям фазовой чувствительности преобразователя на различных частотах. Максимальные значения и интегральные характеристики уровня чувствительности, рассчитанные согласно (4)—(6), приведены в таблице.
Как видно из приведенных зависимостей Щ), для обоих образцов АП частотная характеристика неравномерна и имеет резонанс в области 3 кГц. И в области резонанса, и на большинстве другихча-стот чувствительность АП с дифференциальным режимом работы волоконных плеч примерно в два раза выше чувствительности АП с изолированным плечом. Более того, приведенные в таблице пара-
К, рад/Па
/ 1
1
1
1
1
1 1
;
4 ' \ »
! / » 1
1
тФ 2 X 1 1
; / \ 1
■ч (/ - 1 \ /
> /
1 1 *
-I V -Ш — к>
0,1 1 10 /, кГц
Рис. 5. Частотные зависимости чувствительности образцов с дифференциальным режимом работы (/) и с изолированным опорным плечом (2)
Параметры образцов волоконных акустических преобразователей
Образец Чувствительность, рад/Па Погонная чувствительность, рад/(Па-м)
IУ Лтах ^хр ТУ1 Лтах 1УГ ср
с дифференциальным режимом работы 9,93 3,32 2,97 0,2 0,066 0,059
с изолированным опорным плечом 4,8 1,59 1,61 0,096 0,032 0,032
Обозначения: Ктм, ККср — максимальная, характеристическая и средняя чувствительность.
Значения Ктш и определены на частоте f «3 кГц (см. рис. 5)
метры преобразователей также отличаются примерно в два раза. Эти результаты подтверждают, что волоконные плечи, намотанные на внешнюю и внутреннюю поверхности цилиндра, действительно испытывают в основном противофазные продольные деформации (дифференциальный режим работы), и такая конструкция обеспечивает удвоение чувствительности по сравнению с вариантом, включающим изолированное плечо.
Кроме того, следует отметить, что полученный уровень чувствительности (Кх ~ Кср^ 3 рад/Па) для рассмотренного АП существенно превышает типовые значения чувствительности преобразователей интерферометрических микрофонов и гидрофонов, приводимых в литературе [4]. Учитывая, что характерный уровень приведенных шумов фазы, достигаемый в практических схемах, по литературным данным составляет ~1(Г6 рад/(Гц)1/2, достигнутая чувствительность 3 рад/Па обеспечит разрешающую способность измерителя ~ 0,3 мкПаДГц)|,/2, или минимально детектируемое звуковое давление 0,3 МПа в рабочей полосе 10 кГц.
Следует иметь в виду, что подбором геометрических параметров элементов конструкции и материалов, из которых они изготовлены, можно
влиять на величину уровня чувствительности, а также на форму зависимости Щ) и добиваться лучших параметров для конкретной задачи. Остается возможность повышения чувствительности за счет увеличения длины волокон. Однако проведенные исследования не предусматривали оптимизацию конструкции и дополнительного изучения влияния параметров элементов на характеристики АП.
Итак, исследования, результаты которых описаны в данной работе, продемонстрировали эффективную работоспособность предложенного варианта конструкции акустического преобразователя для волоконно-оптических интерферометрических измерителей звука. Конструкция представляет собой эластичный цилиндр из резины с волоконными плечами интерферометра, закрепленными на внешней и внутренней поверхностях цилиндра. Измерение характеристик созданных образцов показали высокую чувствительность — около 3 рад/Па в диапазоне 0,3—8 кГц и до 10 рад/Па в области максимума частотной характеристики на частоте 3 кГц. Кроме того, результаты исследования подтвердили дифференциальный режим работы интерферометра.
СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
1. Удд, Э. Волоконно-оптические датчики |Текст|: Вводный курс для инженеров и научных работников / Э. Удд,- М.: Техносфера, 2008.— 520 с.
2. Yin, S. Fiber optic sensors |Текст| / S. Yin, P.B. Ruffin, F. T.S. Yu, cds - 2nd ed. // CRC Press Taylor & Francis Group, 2008,— 477 p.
3. Бутусов, M.M. Волоконная оптика и приборостроение |Текст| / M.M. Бутусов, СЛ. Галкин, С. П. Оробинский, Б.П. Пал,— J1.: Машиностроение,
1987,- 328 с.
4. Лиокумович, Л.Б. Волоконно-оптические интер-ферометрические измерения |Текст|: Ч. 2. Волоконный интерферометрический чувствительный элемент / Л.Б. Лиокумович,— СПб.: Изд-во Политехи, ун-та, 2007,-68 с."
5. Dandridge, A. Overview of Mach— Zehnder sensor technology and applications |Текст| / A. Dandridge, A. Kersey// FiberOptic and Laser Sensors VI. Proc. SP1E.—
1988. Vol. 985,- P. 34-52.
6. Wang, C.C. Very high responsivity fiber optic hydrophones for commercial applications |Текст| / A. Dandridge, A. B. Tveten, A. M. Yurek // 10lh Optical Fiber Sensors Conference. Proc. SP1E. 1994,- Vol. 2360,— P. 360—363.
7. Wiesler, D. Fiber optic ultrasound sensors for medical applications |Текст| / D. Wiesler, H. Wen, A.B. Tveten |et
al.| // 12lh Optical Fiber Sensors Conference. 1997.— P. 358-361.
8. Wooler, J. Fiber-optic microphones for battlefield acoustics |Текст| / J. Wooler, R. Crickmorc// Applied Optics/ 2007,- Vol. 46,- No. 13,- P. 2486-2491.
9. Yurek, A.M. Fiber optic gradient hydrophones |Текст| / A.M. Yurek, B.A. Danver, A.B. Tveten, A. Dandridge // 10lh Optical Fiber Sensors Conference. Proc. SP1E.— 1994,- Vol. 2360,- P. 364-367.
10. Knudsen, S. A high sensitivity fiber optic planar ultrasonic microphone |Текст| / S. Knudsen, A.M. Yurek, A.B. Tveten, A. Dandridge // 10lh Optical Fiber Sensors Conference. Proc. SP1E.- 1994,- Vol. 2360,- P. 396-399.
11. Wang, Z. Fiber-optic hydrophone using a cylindrical Helmholtz resonator as a mechanical anti-aliasing filter |Текст| / Z. Wang, Y. Hu, Z. Meng, M. Ni // Optics Letters. 2008,- Vol. 33,- No. 1,- P. 37-39.
12. Knudsen, S. Bandwidth limitations due to mechanical resonances of fiber-optic air-backed mandrel hydrophones |Текст| / S. Knudsen, G.B. Havsgard, Q. Christensen |et al.| // 12th Int. Conf. on Optical Fiber Sensors.— 1997. OSA Technical Digest Series.— 1997.— Vol. 16,
13. ГОСТ P 53576-2009 (МЭК 60268-4:2004). Микрофоны. Методы измерения электроакустических параметров. |Текст| / М.: Стандартинформ, 2010.— 46 с.
