Точная юстировка фиксированных аттенюаторов с малым уровнем ослабления Текст научной статьи по специальности «Электротехника, электронная техника, информационные технологии»

Представленная конструктивная модель аттенюатора на основе неоднородной тонкопленочной резистивной структуры позволяет получать номиналы коэффициента ослабления А от 0,5 до 4 дБ. Отклонение величины ослабления от номинального значения на постоянном токе обозначим ДА, неравномерность ослабления в полосе рабочих частот - а. Точная юстировка величины ослабления на постоянном токе обеспечивается лазерной подгонкой по низко-и высокоомной резистивным пленкам (рис. 1). Частотная равномерность ослабления зависит от геометрических размеров неоднородной резистивной структуры, а также от величины лазерных резов. Симметричность лазерных резов относительно оси симметрии резистивной структуры обеспечивает симметричность частотных характеристик плеч аттенюатора.

Рис. 1. Эскиз топологии платы аттенюатора:

1 - диэлектрическая подложка; 2 - входной и выходной контакты; 3 - заземляющий контакт; 4 - резистивные пленки, р2> р1; 5 - заземляющая перемычка

Эквивалентная схема замещения аттенюатора на постоянном токе представляет собой П-образное соединение трех сопротивлений: последовательного Д и двух сопротивлений на землю [1]. Параметры подобной схемы поддаются строгому инженерному расчету методом симметрично-ассиметричного возбуждения [4]. Величина ослабления А (дБ) и нормируемое к волновому сопротивлению подводящей линии входное сопротивление устройства г находятся по формулам:

А = 20

1+1

V

'2 У

1+г

2 2 г

2

Г =

1

Г +1

V Г2

ГГ2 + Г2 + Г1 У

(1)

где г , Г - нормируемые к сопротивления Д и .

В связи с этим поставленная задача создания аттенюатора с уровнем ослабления на постоянном токе А±ДА сводится к определению размеров, поверхностных сопротивлений пленок аттенюатора, обеспечивающих требуемые значения сопротивлений Д и , а также допустимых отклонений указанных величин с учетом лазерной подгонки.

Расчет сопротивлений Д и проведем аналитически. Для этого рассечем исходную распределенную резистивную структуру вдоль оси симметрии ОО'. Рассчитав сопротивление этой структуры с контактами, расположенными так, как показано на рис. 2, а, найдем

1

1/2R. Рассчитав контактное сопротивление структуры рис. 2, б, получим величину сопротивления R.

Для этого запишем для первой структуры (рис. 2, а) в областях:

I (x e[0, а/2], y e[0, /J,

II (x e[0, а/2], y e[/ b], III(x e [0, а/2], y e [b, b + c],

и для второй структуры (рис. 2, б) в областях:

I(x e [0, а/2], y e[0, b],

II (x e [0, /2], y e [b, b + c],

III (x e[/2, а/2], y e[b, b + c],

а) б)

Рис. 2. Распределенные резистивные структуры

уравнения Лапласа

££+= 0(,=I, I, III)

dx dy

(2)

при краевых условиях для первой структуры

Ui (0, y) = ид (0, y) = Ui, ид (а/ 2, y) = Um (а/ 2, y) = U2,

dU,

dy

= 0,

dU,

y=0

dx

= 0. dUm

2/2

dy

= a dU-

y=b+c

dx

= 0,

и для второй

UI (0, y) = Ui, Ui (а /2, y) = Um (а /2, y) = U2,

dUr

dx

= 0, dUi

с=а /2

dy

= 0.

dU,

Ii

y=0

dx

= 0, U

x=0 dy

=0

dU,

III

y=b+c

dx

=а / 2

При условиях сопряжения для первой структуры

Ui (x, /i) = Ui (x, /), Ui (x, b) = Ua (x, b),

(3а)

= 0. (3б)

dUj _ dUii dUB

dy x=/i dy y=/i dy

= Q-dUiii

y=b

dy

y=b

(4а)

и для второй резистивной структуры

x=0

и, (X, Ь) = и Д (х, Ь), и И / у) = и ш / У),

дит

ду

У=Ь

ду

ди

У=Ь

дх

ди

х=./2

дх

ди

х=/2

ду

=пди'"

у=ь

ду

(4б)

У=Ь

где и (х, у) - поле потенциалов в резистивной структуре; П = р1/ р2 - параметр, характеризующий степень неоднородности резистивной структуры.

Поставленные краевые задачи (2)-(4) решаем методом разделения переменных. Для поля потенциалов в областях 1-Ш первой структуры (рис. 2, а) получаем:

и1 =1 + Е Ап 81п(а„х)сЬ(апу),

п=0

и и =

а/2 - х а/2

+ Е Вп *т(Рпх){сЬ[рп (у - /1)] + сЬ[рп (Ь - у)]},

п=0

и11/ = Е Сп §1П[ап (а / 2 - х)]сЬ[ап (Ь + с - У)],

п=0

(5а)

и второй резистивной структуры:

то

и, = 1 + Е Ап §1п(апх)сЬ(аnУ),

п=0

и I = Е Вп сс8[рпх]сЬ[Рп(Ь + с - у)],

п=0 то

иш=Е Сп сС8[Рпх]8Ь[Рп (Ь + с - у)],

п=0

(5б)

л(2п +1) _ 2лп

где ап =-, рп =-•

а а

Подставляя выражения для полей потенциалов (5) в условия сопряжения (4), получаем систему линейных алгебраических уравнений относительно коэффициентов Ап, Вп, Сп •

Выражая Вп, Сп через коэффициенты Ап, приходим к следующей бесконечной системе уравнений относительно коэффициентов А п = Ап (-1)п $л(апа / 2) для первой структуры

Е, .иа/1 +(ь-/)];=1

Е«(а„/Рк)2 -П

к,п=0 (ап ' рк

и для второй резистивной структуры

Рк 8Ь[рк (Ь - /1)]

1 а„

Е А' п ^ сй(а„/1) + -^ с1Ь[Рк (Ь + с - /1)] \ = 1к,

к,п=0 I 12 рк \

(6а)

(6б)

Где /пк =

а 2л

сОБ

а

(2(п + к) +1)

сОБ

2(п + к) +1

+ -

л/2 а

(2(п - к) +1)

2(п - к) +1

а

+ -

2л 1 2(п + к) +1 2(п - к) +11'

1 • 2лк/2

/, =-Б1П-—

рк

а

Решая полученные системы линейных уравнений (6) методом редукции, находим коэффициенты Ап. Сопротивление рассматриваемых структур находится исходя из величины

тока, протекающего через поперечное сечение резистивного слоя вблизи контакта ОМ1, по формулам:

то

то

1

1

<

R1 = 2/

- Z a

Pl n=0

R2 =Pl/

f h - f Z\A'n +2^nsh[ßn (h - fl)] - 2 —h

n=0 l a

(7)

Сравнение результатов расчета контактного сопротивления при О = 1 и О = 0 (р2 »Р!) с результатами, полученными для однородных резистивной структур методом конформных отображений [1], показало расхождение не более 0,15%. На рис. 3 приведены графики зависимости сопротивления от параметра неоднородности резистивной структуры (рис. 3, а), от коэффициента формы высокоомного резистора (рис. 3, б), от относительной величины лазерного реза низкоомной пленки (рис. 3, в), а также сопротивления Я2 от относительной величины лазерной подрезки высокоомной резистивной пленки вблизи заземляющего контакта (рис. 3, г).

Поскольку провести непосредственное измерение значений сопротивлений Д и Д2 вследствие особенностей топологии аттенюатора практически невозможно, для оценки реализуемой величины ослабления и её точной юстировки предлагается измерять в процессе лазерной подгонки сопротивления Я\ и Я2, которые связаны с Д и Д2 соотношениями:

Я (8)

R'i =

R1R2

R/2 + R2

R' 2 =■

2

Схемы измерения указанных сопротивлений представлены на рис.4. Поскольку введение прорези по низкоомной резистивной пленке изменяет только Д, а подрезка высокоомной резистивной пленки изменяет оба сопротивления [5], то сначала следует проводить лазерную подгонку по высокоомной резистивной пленке (рис. 4, а), затем - по низкоомной (рис. 4, б).

Ri/pl

а/Ъ= 1

¡йч \

X

N4 —

s. c/d=0.î NN

c/d= 0.6 ^

Ri/p

б

а)

б)

In

a/b-1 /

c/d= 0 5

)1/рг=у ;

/..APi/P 2=0,2E

4 0,6 0,В 1 fl/b

Рис. 3. Результаты расчета сопротивлений

то

Выражая из (8) Я и Я2 через Я'ги Я2 и подставляя в (1), получаем:

А = 201§

V

г =

2К,

1 +

V 2Я 2 J

2Я' 2 Я' 1

1 + - 21

2Я

V

^ (4Я' 2 - Я ' О 4Я ' 2 - Я '! J

V

я ' 2 + /2

4 Я\ Я ':

(4Я' 2 - Я ' 1)

+ Я 2 +

2Я' 1Я' 2 (4Я' 2 - Я ',)

(9)

а)

б)

Рис. 4. Схемы технологического контроля

В табл. 1 приведены результаты расчета сопротивлений Я и Я2, а также Я' 1 и Я' 2, обеспечивающих заданную величину ослабления. Анализ чувствительности величины ослабления низкодецибельных аттенюаторов ^ и к изменению сопротивлений Я \ и Я ' 2 показал, что относительный вклад в величину ДА погрешности лазерной подгонки Я' 1 и Я' 2 по модулю приблизительно одинаков и составляет 0,5%. При этом знаки указанных чув-ствительностей противоположны, поэтому равные относительные отклонения величин сопротивлений не будут приводить к существенному отклонению величины ДА от нулевого значения. Очевидно, что согласование устройства при этом несколько ухудшится.

Сопротивления и чувствительности величины ослабления

Таблица 1

А, дБ Я ,Ом Я, Ом Я\ ,Ом Я ' 2, Ом

1 5,77 869,6 5,75 434,8 0.493 -0.500

2 11,61 436,2 11,46 218,1 0.488 -0.499

3 17,61 292,4 17,10 146,2 0.479 -0.498

4 23,85 110,5 22,63 110,5 0.473 -0.495

Используя предложенную математическую модель, можно с учетом технологического допуска на размеры резистивной структуры сформировать требования к минимальной величине поверхностных сопротивлений пленок. Нижняя граница отклонений поверхностных сопротивлений определяется исходя из максимальной величины лазерного реза. Последняя зависит от требований к частотным характеристикам и тепловым режимам работы аттенюатора.

Частотные характеристики

Эквивалентная схема СВЧ платы аттенюатора с подводящими линиями представлена на рис. 5. Паразитная емкость на землю С3 определяется габаритными размерами резистивной структуры и величиной лазерного реза по высокоомной пленке /2. Величина последовательной паразитной индуктивности резистивной структуры Ь2 зависит от длины а резистивной пленки и величины лазерного реза/¡. Эквивалентом центральных контактов выступает

ФНЧ, образованный индуктивностью Ь1 и емкостями С1 и C2. Емкость С4 представляет собой краевую емкость между торцами центральных контактов. Паразитная индуктивность Ь3 задается заземляющей перемычкой.

В ходе численного моделирования сеточными методами было установлено, что на частотные характеристики низкодецибельных аттенюаторов наибольшее влияние оказывает паразитная емкость на землю С3 (рис. 5). Чем больше эта емкость, тем быстрее с ростом частоты увеличивается затухание. Подрезка контакта высокоомной пленки приводит к возникновению дополнительной эквивалентной емкости параллельного шлейфа, представляющего собой отрезок линии из резистивного материала. С ростом частоты эквивалентная емкость увеличивается, что приводит к существенному сужению полосы рабочих частот аттенюатора.

Рис. 5. Эквивалентная схема аттенюатора

Лазерная подгонка низкоомной резистивной пленки приводит к увеличению индуктивности L2 (рис. 5), что также снижает верхнюю рабочую частоту устройства.

На рис. 6 представлены графики частотной зависимости величины ослабления для од-нодецибельных аттенюаторов с различными вариантами юстировки резистивных пленок. Из графиков видно, что подрезка высокоомной резистивной пленки практически в два раза снижает верхнюю рабочую частоту, в отличие от лазерной подгонки низкоомной резистив-ной пленки, при одинаковых значениях относительных величин лазерного реза.

1.18 1.15 1.13 1.10 1.08 1.05 1.03 1.00

А, дБ

0.98

0.

ü=b=d=0.5 мм с=0,3 мм

2

_____—"

ii^i^—■

2.0

4.0

6.0

8.0

F, ГГц 10.0

Рис. 6. Частотная зависимость ослабления аттенюатора с параметрами:

1 - без лазерной подгонки: р1=5.8 Ом/^, р2=720 Ом/^; 2 - с лазерной подгонкой по низкоомной пленке: ра=3.8 Ом/^, р2=720 Ом/^, / = Ь/2;

3 - с подгонкой по высокоомной резистивной пленке: Р1=5,8 Ом/^, р2=400 Ом/^, / = 0.35а?

Неравномерность ослабления а и КСВн в частотной полосе 10 ГГц для разработанных

низкодецибельных аттенюаторов приведены в табл. 2. Минимальная неравномерность ослабления атщ достигается при отсутствии лазерной подгонки, т. е. при максимальных значениях поверхностных проводимостей резистивных пленок. КСВн и аmax соответствуют случаю максимальной величины лазерного реза. При этом погрешность величины ослабления на нулевой частоте составляла 0,01 дБ от номинального значения.

Таблица 2

Характеристики низкодецибельных аттенюаторов

A, дБ pi, Ом/^ p2, Ом/^ ^min ^max КСВн

1 3,5 - 5,5 370 - 720 0,08 0,2 1,3

2 9 - 11 190 - 370 0,10 0,3 1,4

4 19 - 22,5 90 - 190 0,15 0,4 1,5

Заключение

Таким образом, в результате исследований было выяснено, что при одинаковых размерах лазерных резов по низкоомной и высокоомной резистивным пленкам большей величиной частотной неравномерности ослабления и худшим КСВн характеризуются аттенюаторы с большим номиналом ослабления. Кроме того, подрезка высокоомной резистивной пленки вблизи заземляющего контакта существенно влияет на частотные характеристики аттенюатора, тогда как лазерная подгонка низкоомной резистивной пленки оказывает меньшее влияние.

Библиографический список

1. Садков, В.Д. Расчет тонкопленочной аттенюаторной пластины / В.Д. Садков, Ю.А. Горячев // Техника средств связи. Сер. Радиоизмерительная техника. 1977. Вып. 2. С. 13-19.

2. Моругин, С.Л. Анализ теплового режима и частотных характеристик тонкопленочных аттенюаторов ВЧ- и СВЧ-диапазонов / С.Л. Моругин, В.Д. Садков, В.Н. Уткин // Радиофизика. Вестник Нижегородского университета им. Н.И. Лобачевского. 2007. № 6. С. 34-39.

3. Анализ и моделирование сверхширокополосных фиксированных аттенюаторов СВЧ-диапазона / Г.Г. Гошин [и др.] // Доклады ТУСУРа. 2011. № 2 (24). Ч. 1.

4. Чижов, А.И. Метод определения элементов матрицы рассеяния СВЧ - четырёхполюсников // Антенны. 2007. Вып. 2 (117). С. 55-59.

5. Садков, В.Д. Расчет и юстировка тонкопленочных звеньев затухания // Изв. вузов. Радиоэлектроника. 1977. Вып. 9. С. 115-117.

Дата поступления в редакцию 15.07.2013

V.A. Bagilov, E.A. Mihalitsyn THE FINE ADJUSTMENT OF FIXED ATTENUATORS WITH A LOW ATTENUATION LEVEL

Federal research and рroduction сenter «Measuring system research institute n. a. Yu.Ye. Sedakov»

The paper deals with the inhomogeneous thin resistive film structure placed on the top side of a metalized substrate. The problem of the laser trimming effect on the attenuator frequency bandwidth is concerned here. A theoretical framework is proposed based on the partial region method. This routine method seems suitable to calculate distributed structure equivalent resistances which could be than measured and controlled. As a result, the aimed resistance values and the required tolerance, which ensures the appropriate direct current attenuation, are obtained. The proposed numerical model in the paper does not account for the laser beam size, which is much smaller than the dimensions of the resistive film. The present study provides an assuming of frequency bandwidth for laser trimmed attenuators with different values of a surface resistance. The chief aim of this comprehensive investigation is to estimate the parasitic grounded capacity influence to the attenuator operating characteristics.

Key words: fixed attenuators, thin resistive films, laser adjustment.

УДК 621.039.534

Ю.Н. Дроздов1, А.В. Безносов2, Т.А. Бокова2, А.И. Шумилков2, К.А. Махов2, А.С. Черныш2

ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНЫЕ ИССЛЕДОВАНИЯ ХАРАКТЕРИСТИК ТРЕНИЯ ПРИ ПРОДОЛЬНОМ ВОЗВРАТНО-ПОСТУПАТЕЛЬНОМ ПЕРЕМЕЩЕНИИ

ОБРАЗЦОВ В СРЕДЕ ТЖМТ

Институт машиноведения им. А.А. Благонравова Российской академии наук (ИМАШ РАН)1, Нижегородский государственный технический университет им. Р.Е. Алексеева2

Представлены результаты экспериментальных работ по исследованию триботехнических характеристик трения в среде высокотемпературного свинцового теплоносителя при продольном возвратно-поступательном перемещении образцов, выполненных из стали аустенитного класса 12Х18Н10Т. Исследования проводились при температуре 5000С, содержании кислорода в свинце на линии насыщения (термодинамической активности теплоносителя) 100, состояние контактных поверхностей пары - материал в состоянии поставки и со сформированными на поверхностях образцов оксидными покрытиями в среде расплава свинца, удельная нагрузка варьировалась от 0,5 до 23 кг/см2, скорость относительного перемещения образцов 0,005-0,01 м/с. Получены повторяющиеся представительные результаты зависимости коэффициента трения в среде ТЖМТ от пути перемещения исследуемых образцов.

Введение

Наша страна располагает значительным опытом создания и эксплуатации транспортных реакторных установок со свинец-висмутовым теплоносителем атомных подводных лодок проектов 645, 705 и 705К, а также исследований и отработки технологий и оборудования со свинцовым теплоносителем. При проведении этих работ вопросам триботехники в элементах реакторных контуров в среде тяжелых жидкометаллических теплоносителей внимания практически не уделялось. Имевшие место аварийные ситуации и необходимость обеспечить ресурсную работоспособность установок при работе энергоблока АЭС с установками БРЕСТ И СВБР не с моделью эксплуатации АПЛ, а с работой в течение нескольких десятилетий на номинальной мощности, инициировали проведение исследований и создание новой области трибологии - трибологии в среде высокотемпературных свинцового и свинец-висмутового теплоносителей инновационных реакторов на быстрых нейтронах, охлаждаемых этими теплоносителями.

Основными элементами рассматриваемых реакторных контуров, содержащих контактные пары трения в среде расплавов свинца и эвтектики свинец-висмут (объектами трибологии), являются следующие:

• главные циркуляционные насосы, наиболее ответственные элементы которых подшипники скольжения, работающие в среде высокотемпературных жидких металлов при высоких скоростях и нагрузках;

• элементы системы управления и защиты реакторов;

• стержни с нейтронопоглащающим веществом, находящимся в стальных оболочках, которая является поверхностью трения о внутреннюю поверхность чехла стержней-поглотителей в среде теплоносителя;

• элементы системы перегрузки ядерного топлива, содержащие поверхности трения в среде теплоносителя;

• трубная система парогенераторов в части поверхностей теплообменных трубок, контактирующих с дистанционирующими решетками;

| © Дроздов Ю.Н., Безносов А.В., _Бокова Т. А., Шумилков А.И., Махов К.А., Черныш А.С., 2013.