Оценка помехоустойчивости пассивного транспондера системы радиочастотной идентификации высокочастотного диапазона Текст научной статьи по специальности «Электротехника, электронная техника, информационные технологии»

Известия вузов России. Радиоэлектроника. 2012. Вып. 6======================================

4. Тытарь А. Д. Анализ перестраиваемых фильтров на основе трехзвенных цепей // Вопр. теории и практики активных фильтров. 1973. Вып. 1. С. 57-63.

5. Тытарь А. Д., Кузавков В. М. ФНЧ и ФВЧ с электронной перестройкой на основе трехзвенных цепей. // Вопр. теории и практики активных фильтров. 1970. Вып. 29. C. 94-101.

6. Калякин А. И. Дробное звено активного RC-фильтра с независимой регулировкой параметров // Вопр. теории и практики активных фильтров. 1974. Вып. 2. С. 90-93.

7. Головкин В. Л. Топологический синтез управляемых ЛС-фильтров // Вопр. теории и практики активных фильтров. 1976. Вып. 6. С. 15-19.

8. Жаров Ю. А. Перестраиваемые ARC-фильтры с аналоговым управлением полосой пропускания // Проблемы электроснабжения и электросбережения на горнорудных предприятиях Кузбасса: мат-лы Всерос. науч.-практ. конф., 11-12 апр. 2000, Новокузнецк / под ред. Е. В. Пугачёва. Новокузнецк: СибГИУ, 2000. С. 167-168.

A. V. Belov, Y. M. Inshakov

Saint-Petersburg state electrotechnical university "LETI"

Tunable active low-pass RC-filter

Realization of the scheme of the active low-pass second order RC- filter with independent variation of resonant frequency, quality factor and transfer coefficient is considered. Resonant frequency of the filter is tunable in nine times by means of one potentiometer at preservation of stability of quality factor and of transfer coefficient.

The active low-pass RC-filter, variation of resonant frequency, polar quality factor, transfer coefficient of the filter

Статья поступила в редакцию 21 августа 2012 г.

УДК 621.37

Л. Н. Здухов, Ю. В. Парфёнов, Б. А. Титов

Объединённый институт высоких температур РАН (Москва)

А. Н. Горовой ФГУП "18 ЦНИИ" МО РФ

Оценка помехоустойчивости пассивного транспондера системы радиочастотной идентификации высокочастотного диапазона

Предложена методика расчета параметров наводок, индуцированных в антенне транспондера системы радиочастотной идентификации при воздействии импульсного магнитного поля. Оценены критерии нарушения работоспособности пассивного транс-пондера высокочастотного диапазона.

RFID-Транспондер, импульсное магнитное поле, критерий нарушения работоспособности

В настоящее время системы радиочастотной идентификации (RFID-системы) получают все большее распространение [1]. По используемому диапазону частот RFID-системы подразделяются на низкочастотные (30...300 кГц), высокочастотные (3...30 МГц) и сверхвысокочастотные (0.3...3 ГГц). Среди высокочастотных RFID-систем наиболее распространены системы с пассивными метками, работающие в частотном диапазоне 13.56 МГц. Все RFID-системы содержат считыватели и транспондеры. Транспондер состоит из антенны, соединенной линией передачи с конденсатором и интегральной микросхемой, например MF1 IC S50 07 производства фирмы "Philips". Упомянутая микросхема преобразует и ис-

76

© Здухов Л. Н., Парфёнов Ю. В., Титов Б. А., Горовой А. Н., 2012

пользует энергию электромагнитного поля считывателя и направляет ее обратно, вызывая управляемый отклик. Наличие в транспондере антенны и микроэлектронных компонентов обусловливает его чувствительность к внешним электромагнитным помехам.

В связи с этим является актуальной задача оценки фактического уровня электромагнитной устойчивости транспондера. В качестве объекта исследования выбрана модель пассивного RFГО-транспондера, состоящая из антенны, конденсатора и резистора, имитирующего входное сопротивление интегральной микросхемы. В качестве антенны в модели использована плоская шестивитковая катушка, которая вместе с конденсатором образует резонансный контур, настроенный на частоту магнитного поля (формируемого считывателем), равную 13.56 МГц. Индуцированное этим полем переменное напряжение на катушке транспондера преобразуется в постоянное и используется для питания микросхемы. Ток потребления микросхемы составляет около 1 мА, а напряжение питания - около 3 В. Уровень магнитного поля считывателя находится в диапазоне 1.5...7.5 А/м [1]1.

Естественно предположить, что при уровнях магнитного поля, существенно превышающих указанные значения, токи и напряжения, индуцированные в элементах транс-пондера, превысят предельно допустимые значения и могут привести к повреждению этих элементов. Для проверки данного предположения выполнены теоретические оценки и модельные эксперименты.

Методика расчета наводок в многовитковой плоской антенне в результате воздействия импульсного магнитного поля. Рассмотрим воздействие импульсного магнитного поля на антенну А, входящую в состав модели транспондера (рис. 1). Магнитный поток Ф формируется при разряде емкости С\ через разрядник Р на многовитковую антенну

Ь.. Подвергаемая воздействию приемная антенна характеризуется длиной аг, шириной шириной токопроводящей дорожки Иг, расстоянием между дорожками с:, толщиной дорожки gJ и количеством витков Ыг. Антенна, формирующая воздействующее магнитное поле, представляет собой катушку, расположенную соосно с приемной антенной на расстоянии от последней. Она характеризуется радиусом гс, диаметром провода расстоянием между витками и числом витков Ыс.

Расчетная модель показана на рис. 2, где Ц - начальное напряжение на емкости С^; Ь и Щ - индуктивность и омическое сопротивление воздействующей антенны соответственно; ¿2 и Щ - индуктивность и омическое сопротивление приемной антенны соответственно; м - взаимная индуктивность двух антенн; С2 и Щ - емкость и омическое сопротивление нагрузки антенны - входной цепи микросхемы MF1 ГС S50 07.

Индуктивность приемной антенны определяется по формуле [2]:

1 Identification cards - contactless integrated circuit(s) card. Proximity cards. Pt. 2: Radio frequency power and signal interface // http://www.waazaa.org/download/fcd-14443-2.pdf

m

ЗУ

С

Ф

ч

Г

и

ТТТТТ

я

м

я

с

к\

I

Ч

14

С

я

Рис. 1 Рис. 2

где (10 - магнитная постоянная; ат =ах - МГИТ - А''г -1 сг - средняя длина приемной антенны; Ьт=Ьт- Л^ - Ит-1 сг - средняя ширина приемной антенны; к - Л^./^ + — 1 сх

- толщина приемной антенны.

Индуктивность воздействующей антенны, представляющей собой катушку круглого

сечения, определяется как [3]: Л| = Ыс1+ X X , где = ц()/"с [1п 16гс/с1с -1.75 ]

]=И=1,

- собственная индуктивность одного кругового витка катушки; /у,- = ц()гс [ 2/Ъ —К Ъ —

2 2/2 2

- 2/Ь Е Ь - взаимная индуктивность 7-го и /-го витков (Ь =4тс 4гс + г^ ; =

= | / — /| с/с + - расстояние между /-м и /-м витками катушки); К Ь , Е Ъ - полные эллиптические интегралы первого рода и второго рода с модулем Ь.

ыс ыг

Взаимная индуктивность двух катушек определяется по формуле М = ^ ^ М ц, где

1=1]=1

1/ 2 1 2

М¡1 = | | Н Л", у\ г сЬсёу - взаимная индуктивность /-го витка круглой катушки

-«у/2 Л/2

и 7-го витка приемной антенны, причем а^ = аг - / - 1 /?г + сг , Ь^ = Ьг - / — 1 Иг+сг -

длина и ширина 7-го витка приемной антенны соответственно;

Я здг =■

271]/

2 2 2

2 2 2 2

-V

-Е Ь +К Ь

х2 + у2 + г2

- магнитное поле кругового витка, создаваемого единичным током; г = + г — 1 с1с+$с ( - расстояние между воздействующей катушкой и приемной антенной), а

Ь = \/4Гс>/ х2 + у2 Гс+^.

2 , ,.2

Гс+л/ х + у +г

I

I

2

I

2

I

2

Р

1

2

2

В электрической схеме (см. рис. 2) фигурируют омические сопротивления воздействующей катушки Я± и приемной антенны определяемые по обычной формуле

Я-1/ стЛ' , где /, о и £ - общая длина, проводимость материала и площадь поперечного сечения проводника соответственно.

Использовав первый и второй законы Кирхгофа, запишем систему уравнений для определения наводок в различных элементах рассматриваемой схемы [2]:

+ ! t +/.Д'

С1

Л

<я о I

-= 0:

дХ

Я212 ^ +^2

б//2 г (М

/4 г

0 С2

+ 1

л-м

6//| I

(к

= 0:

-1

1а г

О

Л + Щ13 г =0;

2

о

/2 t -/4 Г -/3 Г =0; 1Х 0 =/2 0 =/3 0 =/4 0 =0. Решение системы уравнений в операторном представлении имеет вид

к р = к р \с2 Щ+Кз +р + +р2Щ1^2

/ рмс2+Р2р3мс\ ;

12 р =-рМС2(\ 1 + рС2К3 и{/1< р ; к р = к р / | + ; 74 Р =к Р рС2Щ/ \ + рС2% , где /•' р = Щ1,21^1(\-ЩМ2с1сл р4+ ¡ЬЧ^лк -

-м2СхС2 р3

кС\С2+Щ^С2+ К3К2С2 + Р2С2

Р2+

+

Я2+Я3 (\С2 + ЩП2С4 + /.2С2\р+ Я2+Я3 С2.

Временное представление 12 ^ находится стандартным методом:

к 1 =Х-—-е 1

1=1

ЙР р /ф|

Р=Рх

где р^, / = 1,4- корни многочлена четвертой степени /•' р (в общем случае определяемые численно). Аналогично находятся и выражения для наводок в других элементах схемы.

Разработанный математический аппарат реализован в виде программного продукта.

Проведение расчетов и обобщение результатов. Перед расчетом характеристик наводок на антенне, подвергаемой воздействию импульсного магнитного поля, следует ответить на вопрос: какие именно характеристики необходимо знать для оценки помехоустойчивости транспондера? Для ответа на этот вопрос рассмотрим физический механизм выхода из строя элементов исследуемого транспондера (конденсатора и/или микросхемы).

Под действием импульсного магнитного поля в антенне индуцируется импульс напряжения, который затем поступает на конденсатор С2 и входное сопротивление микро-

схемы Лз (см. рис. 2). В том случае, если это напряжение имеет достаточный уровень, происходит пробой одного из названных элементов. Существуют два типа пробоя [4]:

• электрический пробой - разрушение материала, обусловленное ударной ионизацией электронами, либо разрушение связей между атомами или между молекулами;

• тепловой пробой - разрушение материала за счет прогрессирующего локального энерговыделения при протекании тока.

Собственно электрический пробой не приводит к необратимому выходу элемента из строя. Для этого должен развиться тепловой пробой, что происходит лишь в том случае, если в месте пробоя выделится достаточная энергия.

Таким образом, можно выделить два параметра, определяющих эффективность воздействия импульсного магнитного поля на транспондер: амплитуду импульса напряжения Ц на указанных элементах транспондера и энергию Щдр, выделяемую в одном из этих

элементов в случае его пробоя.

Для расчета первого из данных параметров необходимо знать входное сопротивление микросхемы до пробоя. При проектировании микросхемы оно выбирается таким, чтобы обеспечить максимальное энерговыделение на резонансной частоте. Для выполнения этого требования указанное сопротивление должно быть согласовано с сопротивлением контура Ч>С2, которое на рабочей частоте транспондера составляет 350 Ом. Поэтому при

выполнении расчетов значения напряжения С/3 принято, что = 350 Ом.

Сопротивление пробитого элемента неизвестно, и потому определить энергию Щзпр

невозможно. В связи с этим, в качестве параметра, характеризующего помехоустойчивость транспондера на резонансной частоте, целесообразно выбрать интеграл действия тока (интеграл Джоуля), который соответствует энергии, выделяемой в элементе после его пробоя, с точностью до множителя, равного входному сопротивлению пробитого элемента:

Т

Лф = |^2пр 1 0

где т - длительность импульса тока; ¡2щ - ток пробоя.

С учетом изложенного выполнены расчеты Ц и Jпр в зависимости от резонансной частоты / воздействующего контура Ь^С^.. В качестве исходных данных приняты омическое сопротивление высоковольтного разрядника Л^; зарядное напряжение СД; радиус катушки, формирующей воздействующее магнитное поле Гс; число витков данной катушки Ыс; расстояние между ними диаметр провода, из которого выполнена катушка а также расстояние между воздействующей катушкой и приемной антенной Расчеты выполнены при фиксированных значениях СД = 20 кВ, = 40 см.

В табл. 1 представлены результаты расчета зависимостей С/3 и Jпр от резонансной частоты /} контура, формирующего магнитное поле, при следующих параметрах: — 0.5 Ом,

Таблица 1

Критериальный параметр Л, Мгц

0.5 1 2 10 12 13.56 15

В 37.7 37.4 36.1 36.0 35.0 31.9 28.6

2 Jпр, мкА -с 6.97 1.77 0.445 0.0178 0.0124 0.00963 0.00792

Ыс—\, 5с=1мм, й?с=1мм, гс=0.15м. Из приведенных данных следует, что при уменьшении резонансной частоты контура от 13.56 МГц (рабочей частоты транс-

пондера) до 0.5 МГц (т. е., примерно, в 27 раз) напряжение на нагрузке приемной антенны возрастет на 18 %, а энерговыделение увеличится примерно в 724 раза. Объяснение этого факта состоит в том, что уменьшение резонансной частоты контура ЬС при фиксированном значении индуктивности катушки Ь достигается увеличением емкости конденсатора С^. В результате увеличивается накапливаемая в этом конденсаторе энергия, а также уменьшается характеристическое сопротивление контура Ь^С^, ограничивающее создаваемый в нем ток.

В связи с изложенным последующие расчеты выполнялись при максимально возможном (с учетом массогабаритных ограничений) значении емкости (\ — 23.5 мкФ.

Экспериментальное определение критериальных параметров. Модельные эксперименты выполнены на лабораторном устройстве формирования импульсного магнитного поля, состоящего из зарядного устройства ЗУ, емкости С\, разрядника Р и катушки

Ь (см. рис. 1), работающем следующим образом. С помощью ЗУ заряжалась емкость С^. Когда напряжение достигало значения, равного напряжению срабатывания разрядника Р, происходили разряд емкости на катушку Ь и формирование импульсного магнитного поля, представляющего собой затухающие осцилляции.

Перед проведением экспериментов с помощью разработанной расчетной методики установлены параметры лабораторного устройства, при которых обеспечивается наиболее эффективное воздействие импульсного магнитного поля на модельный транспондер.

Результаты экспериментального исследования этого воздействия представлены в табл. 2, где /[тах максимальное значение импульса тока в возбуждающей катушке; Б -

предельное расстояние, на котором происходит нарушение работоспособности модельного транспондера.

С использованием описанной методики рассчитаны значения параметров Ц и Jпр, соответствующие условиям выполненного эксперимента (табл. 3), при следующих значениях

Таблица 2

Параметр

1 2 4

Л, кА 3.8 2.5 1.26

Л, МГц 1.25 0.814 0.352

Д см 17.5 31 38

Таблица 3

Параметр N

1 2 4

Д см 17 31 38

Цз, в 390 76 28

о Jпр, мкА • с 160 58 71

параметров: IJ\ = 25 кВ, R{) - 0.4 Ом, лс = 15 мм, dc— 2 мм, гс = 0.16 м. Из этих данных

2

следует, что критериальные значения составляют — 28 В и ./Пр =58 мкА ■ с.

Результаты описанного в настоящей статье исследования заключаются в следующем. Разработана методика расчета наводок, образующихся в многовитковой плоской антенне под действием импульсного магнитного поля, формируемого катушкой, в которой создается импульсный электрический ток. Методика реализована в виде сервисного программного продукта и позволяет рассчитать ток в катушке, формируемое импульсное магнитное поле, а также характеристики электрических процессов в антенне, подвергаемой воздействию магнитного поля, и в ее нагрузке.

В качестве критериальных параметров, характеризующих помехоустойчивость пассивного транспондера высокочастотного диапазона, предложено принять максимальное значение импульса напряжения на элементах транспондера U3 и интеграл Джоуля Jap,

дающий оценку энергии, выделенной в одном из этих элементов после пробоя, с точностью до множителя, равного сопротивлению пробитого элемента.

С помощью разработанной методики выполнены расчеты зависимости критериальных параметров от конструктивных и электрических характеристик устройства, формирующего магнитное поле, что позволило выбрать упомянутые характеристики, при которых обеспечивается достижение максимальных уровней амплитуды наводимого импульсного напряжения и интеграла Джоуля. Весьма важно, что эти уровни достигаются при резонансной частоте контура, формирующего магнитное поле, которая существенно ниже рабочей частоты транспондера.

В результате проведения экспериментов получены данные, необходимые для расчета критериальных значений параметров импульсных наводок на нагрузке антенны модельно-

2

го транспондера; = 28 В и J^ =58 мкА • с.

Список литературы

1. Финкенцеллер К. RFID-технологии: справ, пособие / пер. с нем. М.: Додэка XXI, 2010. 496 с.

2. Поливанов К. М. Теоретические основы электротехники: в 3 ч. Ч. 1. М.: Энергия, 1965. 360 с.

3. Калантаров П. Л., Цейтлин Л. А. Расчет индуктивностей: справ. кн. Л.: Энергоатомиздат, 1986. 488 с.

4. Воробьёв А А. Электрический пробой и разрушение твердых диэлектриков. М.: Высш. шк., 1966. 224 с.

L. N. Zdoukhov, Yu. V. Parfenov, B. A. Titov Joint institute of high temperature of RAS (Moscow) A. N. Gorovoi

FSUE "18 Central research institute" of Defense Ministry

Estimation of electromagnetic immunity of passive transponder of high frequency identification system

Technique of calculating parameters of electrical pulses induced in aerial of RFID-transponder by pulsed magnetic field is proposed. Criteria of upset of HF passive transponder capacity for work are estimated.

RFID-Transponder, pulsed magnetic field, criteria of upset

Статья поступила в редакцию 8 октября 2012 г.