Halbleiter-Schaltungstechnik

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Author: Ulrich Tietze | Christoph Schenk

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Ulrich Tietze · Christoph Schenk Halbleiter-Schaltungstechnik

U. Tietze Ch. Schenk

HalbleiterSchaltungstechnik li., völlig neu bearbeitete und erweiterte Auflage i. korrigierter Nachdruck Unter Mitarbeit von E. Gamm

Mit 1328 Abbildungen, 189 Tabellen und CD-ROM

Springer

Dr.-Ing. Ulrich Tietze Dipl.-Ing. Eberhard Gamm Lehrstuhl für Technische Elektronik Universität Erlangen Cauerstr. 9 91058 Erlangen

Dr. Christoph Schenk Geschäftsführender Gesellschafter der Dr. Schenk GMBH Industriemesstechnik Einsteinstr. 37 82152 Martinsried/München

URL: www.springer.de/engine-de/tietze-schenk/ [email protected]

EMAIL:

Übersetzt in folgende Sprachen: Polnisch: Naukowo-Techniczne, Warschau 1976, 1987, 1996 Ungarisch: Müszaki, Budapest 1974, 1981, 1990 Russisch: Mir, Moskau 1982 Spanisch: Marcombo, Barcelona 1983 Chinesisch: 1985 Englisch (Kurzfassung): Springer Berlin, Heidelberg, New York 1978 Englisch (vollständige Fassung): Springer Berlin, Heidelberg, New York 1991

ISBN 3-540-64192-0 Springer Verlag Berlin Heidelberg New York Die Deutsche Bibliothek - ciP-Einheitsaufnahme Halbleiter-Schaltungstechnik [Medienkombination] Ulrich Tietze, Christoph Schenk / - Berlin ; Heidelberg ; New York ; Barcelona ; Hongkong ; London ; Mailand ; Paris ; Singapur ; Tokio : Springer ISBN 3-540-64192-0 Buch. - 11. neubearb. Aufl. - 1999 CD-ROM zur 11., neubearb. Aufl. - 1999 Dieses Werk ist urheberrechtlich geschützt. Die dadurch begründeten Rechte, insbesondere die der Übersetzung, des Nachdrucks, des Vortrags, der Entnahme von Abbildungen und Tabellen, der Funksendung, der Mikroverfilmung oder der Vervielfältigung auf anderen Wegen und der Speicherung in Datenverarbeitungsanlagen, bleiben, auch bei nur auszugsweiser Verwertung, vorbehalten. Eine Vervielfältigung dieses Werkes oder von Teilen dieses Werkes ist auch im Einzelfall nur in den Grenzen der gesetzlichen Bestimmungen des Urheberrechtsgesetzes der Bundesrepublik Deutschland vom 9. September 1965 in der jeweils geltenden Fassung zulässig. Sie ist grundsätzlich vergütungspflichtig. Zuwiderhandlungen unterliegen den Strafbestimmungen des Urheberrechtsgesetzes. Springer-Verlag ist ein Unternehmer der Fachverlagsgruppe BertelsmannSpringer @ Springer-Verlag Berlin Heidelberg 1999 Printed in Germany Die Wiedergabe von Gebrauchsnamen, Handelsnamen, Warenbezeichnungen usw. in diesem Werk berechtigt auch ohne besondere Kennzeichnung nicht zu der Annahme, daß solche Namen im Sinne der Warenzeichen- und Markenschutz-Gesetzgebung als frei zu betrachten wären und daher von jedermann benutzt werden dürfen. Satzherstellung mit MgX: PTP-Berlin, Stefan Sossna Umschlaggestaltung: Frido Steinen, Estudio Calamar, Spanien SPIN: 10786959

62/3020 - 5 4 3 2 1 - Gedruckt auf säurefreiem Papier

Gewidmet Herrn Prof. Dr.-Ing. Dieter Seitzer für seinen unermüdlichen Einsatz in der Ingenieurausbildung

Vorwort

In elektronischen Schaltungen werden in zunehmendem Maße höherintegrierte Schaltungen eingesetzt. In der Analogtechnik haben integrierte Verstärker ihre aus Einzeltransistoren aufgebauten Vorgänger in nahezu allen Bereichen verdrängt. Auch in der Leistungselektronik und der Hochfrequenztechnik geht der Trend zu integrierten Schaltungen; „Smart Power ICs" und integrierte Mikrowellenschaltungen („MMICs") sind typische Beispiele. In gleicher Weise werden in der Digitaltechnik zunehmend programmierbare Logikbausteine („PLDs") eingesetzt; der Aufbau logischer Schaltungen mit Gatter- und Flip-FlopBausteinen ist nicht mehr zeitgemäß. Höherintegrierte Schaltungen reduzieren den Platzbedarf und die Bauteil- und Bestückungskosten; gleichzeitig nimmt die Zuverlässigkeit zu. In diesem Zusammenhang vollzieht sich eine Teilung des Schaltungsentwurfs in zwei Teilbereiche: Schaltungsentwurf mit handelsüblichen integrierten Schaltungen („board level design") und Entwurf integrierter Schaltungen („IC design" bzw. „transistor level design"). Der Anwender handelsüblicher integrierter Schaltungen muß Kenntnisse über den inneren Aufbau der Schaltungen haben, um sie richtig einsetzen zu können; Schaltungsdetails auf Transistorebene sind für ihn jedoch nicht relevant. Im Gegensatz dazu arbeitet ein IC-Entwickler ausschließlich auf Transistorebene. Deshalb ist Schaltungsentwicklung auf Transistorebene heute gleichbedeutend mit IC-Entwicklung. Die IC-Schaltungstechnik unterscheidet sich jedoch erheblich von der Schaltungstechnik mit Einzeltransistoren. Typische Merkmale sind die Skalierbarkeit der Transistoren, die Arbeitspunkteinstellung mit Stromspiegeln, der Einsatz aktiver Lasten anstelle von Widerständen und die direkte Kopplung der einzelnen Stufen. Auf diese Techniken wird in den neuen Grundlagenkapiteln eingegangen. In vielen Anwendungen mit hohen Stückzahlen werden anwendungsspezifische integrierte Schaltungen („ASICs") eingesetzt, um Kosten zu reduzieren oder eine geforderte Miniaturisierung zu erreichen. Dazu muß der Anwender einen Halbleiter-Hersteller auswählen, der einen geeigneten Herstellungsprozeß anbietet. Die Schaltung wird dann vom Anwender mit Unterstützung durch den Halbleiter-Hersteller entwickelt. Dabei benötigt auch der Anwender Kenntnisse in der IC-Schaltungstechnik. Die neuen Grundlagenkapitel sollen hier einen Einstieg ermöglichen.

VIII

Vorwort

Im Zuge dieser Entwicklung hat die Schaltungssimulation an Bedeutung gewonnen. Sie ist zwingend für die IC-Entwicklung, wird aber auch in der Anwendungsentwicklung zunehmend unverzichtbar. Eine Schaltung wird heute erst dann aufgebaut, wenn ihre Funktion mit Hilfe einer Schaltungssimulation nachgewiesen wurde. Wenn die Schaltung nicht im Ganzen simuliert werden kann, beschränkt m a n sich auf die Simulation von möglichst vielen Teilen. Bei der Schaltungssimulation spielen die Modelle eine zentrale Rolle. In der Anwendungsentwicklung werden Makromodelle für handelsübliche integrierte Schaltungen wie Operationsverstärker, Komparatoren, etc. eingesetzt, die von den Herstellern bereitgestellt werden. Sie bilden das äußere Verhalten einer integrierten Schaltung möglichst gut nach, enthalten aber nicht die vollständige innere Schaltung. Diese Modelle sind nicht standardisiert; deshalb m u ß der Anwender den Leistungsumfang u n d die Einsatzmöglichkeiten aus der Modellbeschreibung entnehmen. In der IC-Entwicklung werden standardisierte Modelle für Dioden, Bipolaru n d Feldeffekt-Transistoren verwendet; die einzelnen Herstellungsprozesse unterscheiden sich nur in den Modellparametern. Diese Parameter bestimmt der Halbleiter-Hersteller aus dem laufenden Herstellungsprozeß u n d stellt sie der hauseigenen IC-Entwicklung zur Verfügung; bei einer ASIC-Entwicklung werden die Parameter an den Anwender weitergegeben. Sie ersetzen damit die aus Datenblättern von Einzel-Transistoren gewohnten Kennlinien. Die Modelle für Dioden u n d Transistoren sowie die zugehörigen Parameter werden in den neuen Grundlagenkapiteln beschrieben. Dabei gehen wir schrittweise vor, indem wir ausgehend von einem einfachen Modell weitere Effekte beschreiben; dadurch werden die zum Teil sehr komplexen Modelle transparent. Wir beschränken uns dabei auf eine phänomenologische Betrachtung u n d verzichten auf eine Behandlung der Halbleiter-physikalischen Grundlagen. Wir hoffen, dadurch die Lücke zu schließen zwischen der simulatororientierten Literatur, in der die Modelle nur oberflächlich in Form von Gleichungssätzen u n d Parameter-Tab eilen beschrieben werden, u n d der Literatur zur Modellbildung, in der die physikalischen Vorgänge im Halbleiter im Vordergrund stehen. Die Modellparameter werden in den neuen Grundlagenkapiteln auch in der formelmäßigen Schaltungsberechnung eingesetzt. Dadurch erzielt m a n Ergebnisse, die mit der Simulation weitgehend übereinstimmen u n d Rückschlüsse auf die begrenzenden Parameter ermöglichen. Das ist besonders wichtig, weil die Schaltungssimulation ein Analyse- u n d kein Synthesewerkzeug ist. Hinweise zur Optimierung erhält m a n im allgemeinen nicht aus der Simulation, sondern aus der formelmäßigen Berechnung. Die neuen Grundlagenkapitel über Dioden, Bipolar- u n d FeldeffektTransistoren bestehen aus vier Teilen. Im ersten Teil wird das Verhalten so einfach wie in früheren Auflagen beschrieben. Im zweiten Teil folgen Angaben zum inneren Aufbau. Die Modelle u n d ihre Parameter werden im dritten Teil behandelt. Im vierten Teil folgen die Grundschaltungen. Man kann die Teile über den inne-

Vorwort

IX

ren Aufbau und die Modelle überspringen und trotzdem die Grundschaltungen verstehen. Im Kapitel über Verstärker werden die wichtigsten Grundschaltungen der integrierten Schaltungstechnik vorgestellt; dazu zählen Stromspiegel, Kaskodeschaltungen, Differenzverstärker, Impedanzwandler und Referenzstromquellen zur Arbeitspunkteinstellung. Ein Abschnitt über allgemeine Eigenschaften und Kenngrößen von Verstärkern schließt das Kapitel ab. Das Kapitel über Operationsverstärker wurde wesentlich erweitert. Wir zeigen darin, daß es nicht nur einen, sondern vier verschiedene Typen von Operationsverstärkern gibt, und erläutern, für welche Anwendungen sie besonders geeignet sind. Bei der Berechnung von Schaltungen werden die Operationsverstärker durch einfache Modelle beschrieben. Darüber hinaus liegt dem Buch eine CD-ROM mit einem Schaltungssimulationsprogramm und Simulationsbeispielen bei. Damit wollen wir dem Leser die Möglichkeit geben, das Verständnis für die im Buch beschriebenen Schaltungen zu vertiefen und eigene Schaltungen zu untersuchen. Das Programm ersetzt zusammen mit einem bei den meisten Lesern ohnehin vorhandene PC eine Laborausrüstung. Wir haben uns für die Demo-Version des Simulators PSpice der Firma Microsim in der Version 8 entschieden, die wir mit freundlicher Genehmigung des deutschen Distributors Hoschar kostenlos bereitstellen können. PSpice beruht wie viele andere Simulationsprogramme auf dem Spice-Simulator der Universität Berkeley und ist besonders weit verbreitet. Mit der Demo-Version können nur einfache Schaltungen mit bis zu 10 Transistoren und bis zu 50 Bauteilen simuliert werden; für viele Schaltungen ist das ausreichend. Für den Entwurf integrierter Schaltungen benötigt man die Modellparameter der Transistoren, die man normalerweise vom Halbleiter-Hersteller erhält. Damit der Leser trotzdem IC-gerechten Schaltungsentwurf studieren kann, stellen wir in einer Bibliothek Transistoren mit den Parametern eines typischen Bipolar- und eines typischen CMOS-Prozesses bereit. Eine weitere Bibliothek enthält einfache Modelle für Operationsverstärker, Stromquellen und Stromspiegel; dabei kann der Anwender die Modellparameter selbst einstellen und schrittweise vom idealen zum realen Verhalten übergehen. Damit kann man z.B. die Anforderungen an einen realen Operationsverstärker durch Simulation ermitteln. Durch Austausch weiterer Bibliotheken haben wir die amerikanischen Schaltzeichen durch die entsprechenden deutschen ersetzt. Wir wollen der außerordentlich dynamischen Entwicklung auf diesem Gebiet Rechnung tragen, ohne unsere Leser finanziell unnötig zu belasten. Deshalb sind wir ab sofort online. Auf unserer Homepage www.springer.de/engine-de/tietze-schenk/ werden wir in loser Folge laufend neue Simulationsbeispiele und Updates einbringen. Wir wissen, daß das Erscheinen der 11. Auflage schon seit geraumer Zeit überfällig ist. Aber auch wir waren gezwungen, mit der Zeit zu gehen und das Buch komplett auf elektronischen Satz umzustellen. Damit sind wir jetzt

X

Vorwort

in der Lage, Neuauflagen in Zukunft ohne großen Aufwand jeweils auf dem neuesten Stand zu halten, ohne die Konsistenz des bei diesem Buch besonders wichtigen Sachregisters und der Querverweise zu gefährden. Verbesserungsvorschläge oder Hinweise auf Fehler erreichen uns über unsere Email-Adresse: [email protected]

Wir danken dem Springer-Verlag, insbesondere Frau Matthias und Herrn Dr. Merkle, für die großartige Unterstützung, die uns bei der Digitalisierung unseres Buches gewährt wurde. Mit dieser Umstellung sind wir für die Herausforderungen der Informationstechnologie auch nach dem Jahrtausendwechsel gewappnet. Unser ganz besonderer Dank gilt Herrn Eberhard Gamm, der die neuen Grundlagenkapitel über Dioden, Bipolartransistoren, Feldeffekttransistoren und Verstärker einschließlich der gesamten Schaltungssimulation beigesteuert hat. Wir freuen uns, in Herrn Gamm einen jungen kongenialen Kollegen gefunden zu haben, der uns in dem anspruchsvollen Unterfangen unterstützt, die schier endlose Informationsflut so aufzubereiten, daß sie gleichermaßen in der Ingenieurausbildung als auch in der täglichen Praxis genutzt werden kann. Zum Schluß danken wir unseren Lesern für die zahlreichen Hinweise, die von intensiver Beschäftigung mit der Materie zeugen und deshalb gerne von uns aufgegriffen werden. Erlangen und München, im April 1999

U. Tietze Ch. Schenk

Übersicht

1 Diode 2 Bipolartransistor 3 Feldeffekttransistor 4 Verstärker 5 Operationsverstärker 6 Kippschaltungen 7 Digitaltechnik Grundlagen 8 Schaltnetze (Kombinatorische Logik) 9 Schaltwerke (Sequentielle Logik) 10 Halbleiterspeicher 11 Lineare und nichtlineare Analogrechenschaltungen 12 Gesteuerte Quellen und Impedanzkonverter 13 Aktive Filter 14 Signalgeneratoren 15 Leistungsverstärker 16 Stromversorgung 17 Analogschalter und Abtast-Halte-Glieder 18 DA- und AD-Umsetzer 19 Mikrocomputer-Grundlagen 20 Modularer Aufbau von Mikrocomputern 21 Digitale Filter 22 Meßschaltungen 23 Sensorik 24 Elektronische Regler 25 Optoelektronische Bauelemente 26 Anhang Sachverzeichnis

3 39 187 297 479 595 623 655 685 725 769 815 839 903 931 953 1005 1025 1065 1103 1133 1189 1221 1271 1299 1319 1413

Inhaltsverzeichnis

Teil I. Grundlagen

1

1

Diode 1.1 Verhalten einer Diode 1.1.1 Kennlinie 1.1.2 Beschreibung durch Gleichungen 1.1.3 Schaltverhalten 1.1.4 Kleinsignalverhalten 1.1.5 Grenzdaten und Sperrströme 1.1.6 Thermisches Verhalten 1.1.7 Temperaturabhängigkeit der Diodenparameter 1.2 Aufbau einer Diode 1.2.1 Einzeldiode 1.2.2 Integrierte Diode 1.3 Modell für eine Diode 1.3.1 Statisches Verhalten 1.3.2 Dynamisches Verhalten 1.3.3 Kleinsignalmodell 1.4 Spezielle Dioden und ihre Anwendung 1.4.1 Z-Diode 1.4.2 pin-Diode 1.4.3 Kapazitätsdiode 1.4.4 Brückengleichrichter 1.4.5 Mischer

3 4 4 6 8 11 12 13 13 15 15 16 17 17 21 24 27 27 30 32 34 35

2

Bipolartransistor 2.1 Verhalten eines Bipolartransistors 2.1.1 Kennlinien 2.1.2 Beschreibung durch Gleichungen 2.1.3 Verlauf der Stromverstärkung

39 40 40 42 43

XIV

Inhaltsverzeichnis

2.2

2.3

2.4

3

2.1.4 Arbeitspunkt und Kleinsignalverhalten 2.1.5 Grenzdaten und Sperrströme 2.1.6 Thermisches Verhalten 2.1.7 Temperaturabhängigkeit der Transistorparameter . . . . Aufbau eines Bipolartransistors 2.2.1 Einzeltransistoren 2.2.2 Integrierte Transistoren Modelle für den Bipolartransistor 2.3.1 Statisches Verhalten 2.3.2 Dynamisches Verhalten 2.3.3 Kleinsignalmodell 2.3.4 Rauschen Grundschaltungen 2.4.1 Emitterschaltung 2.4.2 Kollektorschaltung 2.4.3 Basisschaltung 2.4.4 Darlington-Schaltung

Feldeffekttransistor 3.1 Verhalten eines Feldeffekttransistors 3.1.1 Kennlinien 3.1.2 Beschreibung durch Gleichungen 3.1.3 Feldeffekttransistor als steuerbarer Widerstand 3.1.4 Arbeitspunkt und Kleinsignalverhalten 3.1.5 Grenzdaten und Sperrströme 3.1.6 Thermisches Verhalten 3.1.7 Temperaturabhängigkeit der Fet-Parameter 3.2 Aufbau eines Feldeffekttransistors 3.2.1 Integrierte Mosfets 3.2.2 Einzel-Mosfets 3.2.3 Sperrschicht-Fets 3.2.4 Gehäuse 3.3 Modelle für den Feldeffekttransistor 3.3.1 Statisches Verhalten 3.3.2 Dynamisches Verhalten 3.3.3 Kleinsignalmodell 3.3.4 Rauschen 3.4 Grundschaltungen 3.4.1 Sourceschaltung 3.4.2 Drainschaltung 3.4.3 Gateschaltung

46 52 57 61 62 63 65 66 66 77 84 93 107 108 146 164 177 187 190 191 194 198 200 205 209 209 212 212 214 217 218 218 219 228 237 245 253 254 278 288

Inhaltsverzeichnis

XV

4

Verstärker 4.1 Schaltungen 4.1.1 Stromquellen und Stromspiegel 4.1.2 Kaskodeschaltung 4.1.3 Differenzverstärker 4.1.4 Impedanzwandler 4.1.5 Schaltungen zur Arbeitspunkteinstellung 4.2 Eigenschaften und Kenngrößen 4.2.1 Kennlinien 4.2.2 Kleinsignal-Kenngrößen 4.2.3 Nichtlineare Kenngrößen

297 300 306 345 361 425 437 450 450 453 460

5

Operationsverstärker 5.1 Übersicht 5.1.1 Operationsverstärker-Typen 5.1.2 Prinzip der Gegenkopplung 5.2 Der normale Operationsverstärker (VV-OPV) 5.2.1 Das Prinzip 5.2.2 Universalverstärker 5.2.3 Betriebsspannungen 5.2.4 Single-Supply-Verstärker 5.2.5 Rail-to-Rail-Verstärker 5.2.6 Breitband-Operationsverstärker 5.2.7 Frequenzgang-Korrektur 5.2.8 Parameter von Operationsverstärkern 5.3 Der Transkonduktanz-Verstärker (VC-OPV) 5.3.1 Innerer Aufbau 5.3.2 Typische Anwendung 5.4 Der Transimpedanz-Verstärker (CV-OPV) 5.4.1 Innerer Aufbau 5.4.2 Frequenzverhalten 5.4.3 Typische Anwendungen 5.5 Der Strom-Verstärker (CC-OPV) 5.5.1 Innerer Aufbau 5.5.2 Typische Anwendung 5.6 Vergleich 5.6.1 Praktischer Einsatz 5.6.2 Typen

479 479 481 484 489 490 493 495 497 499 504 509 525 545 545 548 549 549 553 557 558 558 561 571 578 581

6

Kippschaltungen 6.1 Der Transistor als digitales Bauelement 6.2 Kippschaltungen mit gesättigten Transistoren 6.2.1 Bistabile Kippschaltung

595 595 598 599

XVI

Inhaltsverzeichnis

6.3

6.4

6.5

6.2.2 Monostabile Kippschaltungen 6.2.3 Astabile Kippschaltung Kippschaltungen mit emittergekoppelten Transistoren 6.3.1 Emittergekoppelter Schmitt-Trigger 6.3.2 Emittergekoppelter Multivibrator Kippschaltungen mit Gattern 6.4.1 Flip-Flop 6.4.2 Univibrator 6.4.3 Multivibrator Kippschaltungen mit Komparatoren 6.5.1 Komparatoren 6.5.2 Schmitt-Trigger 6.5.3 Multivibratoren 6.5.4 Univibratoren

602 603 604 604 605 607 607 607 608 610 610 612 615 618

7

Digitaltechnik Grundlagen 7.1 Die logischen Grundfunktionen 7.2 Aufstellung logischer Funktionen 7.2.1 Das Karnaugh-Diagramm 7.3 Abgeleitete Grundfunktionen 7.4 Schaltungstechnische Realisierung der Grundfunktionen 7.4.1 Widerstands-Transitor-Logik (RTL) 7.4.2 Dioden-Transistor-Logik (DTL) 7.4.3 Langsame Störsichere Logik (LSL) 7.4.4 Transistor-Transistor-Logik (TTL) 7.4.5 Emittergekoppelte Logik (ECL) 7.4.6 Komplementäre MOS-Logik (CMOS) 7.4.7 NMOS-Logik 7.4.8 Übersicht 7.5 Verbindungsleitungen

623 623 626 628 630 632 633 634 634 635 639 643 647 648 650

8

Schaltnetze (Kombinatorische Logik) 8.1 Zahlendarstellung 8.1.1 Positive ganze Zahlen im Dualcode 8.1.2 Positive ganze Zahlen im BCD-Code 8.1.3 Ganze Dualzahlen mit beliebigem Vorzeichen 8.1.4 Festkomma-Dualzahlen 8.1.5 Gleitkomma-Dualzahlen 8.2 Multiplexer 8.2.1 1-aus-w-Decoder 8.2.2 Demultiplexer 8.2.3 Multiplexer

655 657 657 658 658 661 662 665 665 666 667

Inhaltsverzeichnis

8.3 8.4 8.5 8.6

8.7

9

Prioritäts-Decoder Schiebelogik (Barrel Shifter) Komparatoren Addierer 8.6.1 Halbaddierer 8.6.2 Volladdierer 8.6.3 Parallele Übertragslogik 8.6.4 Subtraktion 8.6.5 Zweierkomplement-Überlauf 8.6.6 Addition und Subtraktion von Gleitkomma-Zahlen Multiplizierer 8.7.1 Multiplikation von Festkomma-Zahlen 8.7.2 Multiplikation von Gleitkomma-Zahlen

Schaltwerke (Sequentielle Logik) 9.1 Integrierte Flip-Flops 9.1.1 Transparente Flip-Flops 9.1.2 Flip-Flops mit Zwischenspeicherung 9.2 Dualzähler 9.2.1 Asynchroner Dualzähler 9.2.2 Synchrone Dualzähler 9.2.3 Vorwärts-Rückwärtszähler 9.3 BCD-Zähler im 8421-Code 9.3.1 Asynchroner BCD-Zähler 9.3.2 Synchroner BCD-Zähler 9.4 Vorwahlzähler 9.5 Schieberegister 9.5.1 Grundschaltung 9.5.2 Schieberegister mit Paralleleingabe 9.6 Aufbereitung asynchroner Signale 9.6.1 Entprellung mechanischer Kontakte 9.6.2 Flankengetriggertes #S-Flip-Flop 9.6.3 Synchronisation von Impulsen 9.6.4 Synchrones Monoflop 9.6.5 Synchroner Änderungsdetektor 9.6.6 Synchroner Taktschalter 9.7 Systematischer Entwurf von Schaltwerken 9.7.1 Zustandsdiagramm 9.7.2 Entwurfsbeispiel für einen umschaltbaren Zähler 9.7.3 Reduzierung des Speicherplatzbedarfs 9.8 Abhängigkeitsnotation

XVII

. . .

....

668 669 671 673 673 674 675 677 678 679 680 680 682 685 685 685 688 693 694 695 697 701 701 703 704 705 705 706 707 707 708 709 710 711 711 712 712 715 717 721

XVIII

Inhaltsverzeichnis

10 Halbleiterspeicher 10.1 Schreib-Lese-Speicher (RAM) 10.1.1 Statische RAMs 10.1.2 Dynamische RAMs 10.2 RAM-Erweiterungen 10.2.1 Zweitorspeicher 10.2.2 RAM als Schieberegister 10.2.3 First-In-First-Out Memories (FIFO) 10.2.4 Fehler-Erkennung und -Korrektur 10.3 Festwertspeicher (ROM) 10.3.1 Masken-ROMs 10.3.2 Programmierbare Festwertspeicher (PROM) 10.3.3 UV-löschbare Festwertspeicher (EPROM) 10.3.4 Elektrisch löschbare Festwertspeicher(EEPROMs) 10.4 Programmierbare logische Bauelemente (PLD) 10.4.1 Programmable Array Logic (PAL) 10.4.2 Computer-gestützter PLD-Entwurf 10.4.3 Typenübersicht 10.4.4 Anwender-programmierbare Gate-Arrays

Teil II. Anwendungen 11 Lineare und nichtlineare Analogrechenschaltungen 11.1 Addierer 11.2 Subtrahierer 11.2.1 Rückführung auf die Addition 11.2.2 Subtrahierer mit einem Operationsverstärker 11.3 Bipolares Koeffizientenglied 11.4 Integratoren 11.4.1 Umkehrintegrator 11.4.2 Anfangsbedingung 11.4.3 Summationsintegrator 11.4.4 Nicht invertierender Integrator 11.5 Differentiatoren 11.5.1 Prinzipschaltung 11.5.2 Praktische Realisierung 11.5.3 Differentiator mit hohem Eingangswiderstand 11.6 Lösung von Differentialgleichungen 11.7 Funktionsnetzwerke 11.7.1 Logarithmus 11.7.2 Exponentialfunktion

....

725 727 727 732 735 735 737 738 741 746 746 746 748 751 753 757 758 761 764

767 769 769 770 770 771 774 774 775 778 779 779 780 780 781 782 783 785 785 789

Inhaltsverzeichnis

11.7.3 Bildung von Potenzfunktionen über Logarithmen . . . . 11.7.4 Sinus- und Cosinusfunktion 11.7.5 Einstellbares Funktionsnetzwerk 11.8 Analog-Multiplizierer 11.8.1 Multiplizierer mit logarithmierenden Funktionsgeneratoren 11.8.2 Steilheits-Multiplizierer 11.8.3 Multiplizierer mit elektrisch isolierten Kopplern 11.8.4 Abgleich von Multiplizierern 11.8.5 Erweiterung von Ein- und Zweiquadrantenmultiplizierern zu Vierquadrantenmultiplizierern 11.8.6 Multiplizierer als Dividierer und Radizierer 11.9 Koordinatentransformation 11.9.1 Transformation von Polarkoordinaten in kartesische Koordinaten 11.9.2 Transformation von kartesischen Koordinaten in Polarkoordinaten

XIX

790 791 797 800 800 801 806 808 809 810 811 811 812

12 Gesteuerte Quellen und Impedanzkonverter 12.1 Spannungsgesteuerte Spannungsquellen 12.2 Stromgesteuerte Spannungsquellen 12.3 Spannungsgesteuerte Stromquellen 12.3.1 Stromquellen für erdfreie Verbraucher 12.3.2 Stromquellen für geerdete Verbraucher 12.3.3 Transistor-Präzisionsstromquellen 12.3.4 Schwimmende Stromquellen 12.4 Stromgesteuerte Stromquellen 12.5 Der NIC (Negative Impedance Converter) 12.6 Der Gyrator 12.7 Der Zirkulator

815 815 816 817 818 819 821 827 828 828 831 835

13 Aktive Filter 13.1 Theoretische Grundlagen von Tiefpaßfiltern 13.1.1 Butterworth-Tiefpässe 13.1.2 Tschebyscheff-Tiefpässe 13.1.3 Bessel-Tiefpässe 13.1.4 Zusammenfassung der Theorie 13.2 Tiefpaß-Hochpaß-Transformation 13.3 Realisierung von Tief- und Hochpaßfiltern 1. Ordnung 13.4 Realisierung von Tief- und Hochpaßfiltern 2. Ordnung 13.4.2 Filter mit Mehrfachgegenkopplung 13.4.3 Filter mit Einfachmitkopplung

839 839 844 846 850 853 861 862 863 864 866

XX

Inhaltsverzeichnis

13.5 Realisierung von Tief- und Hochpaßfiltern höherer Ordnung . . 13.6 Tiefpaß-Bandpaß-Transformation 13.6.1 Bandpaßfilter 2. Ordnung 13.6.2 Bandpaßfilter 4. Ordnung 13.7 Realisierung von Bandpaßfiltern 2. Ordnung 13.7.1 L#C-Filter 13.7.2 Bandpaß mit Mehrfachgegenkopplung 13.7.3 Bandpaß mit Einfachmitkopplung 13.8 Tiefpaß-Bandsperren-Transformation 13.9 Realisierung von Sperrfiltern 2. Ordnung 13.9.1 LflC-Sperrfilter 13.9.2 Aktive Doppel-T-Bandsperre 13.9.3 Aktive Wien-Robinson-Bandsperre 13.10Allpässe 13.10.1 Grundlagen 13.10.2 Realisierung von Allpässen 1. Ordnung 13.10.3 Realisierung von Allpässen 2. Ordnung 13.11 Einstellbare Universalfilter 13.12 Switched-Capacitor-Filter 13.12.1 Grundprinzip 13.12.2 Der SC-Integrator 13.12.3 SC-Filter erster Ordnung 13.12.4 Entwurf von SC-Filtern zweiter Ordnung 13.12.5 Integrierte Realisierung von SC-Filtern 13.12.6 Allgemeine Gesichtspunkte beim Einsatz von SC-Filtern 13.12.7 Typenübersicht

868 870 871 873 875 876 876 878 879 880 880 881 882 883 883 886 886 888 893 893 894 895 896 898 898 899

14 Signalgeneratoren 14.1 LC-Oszillatoren 14.1.1 Schwingbedingung 14.1.2 Meißner-Schaltung 14.1.3 Hartley-Schaltung (induktive Dreipunktschaltung) . . . . 14.1.4 Colpitts-Oszillator (kapazitive Dreipunktschaltung) . . . 14.1.5 Emittergekoppelter LC-Oszillator 14.1.6 Gegentaktoszillatoren 14.2 Quarzoszillatoren 14.2.1 Elektrische Eigenschaften eines Schwingquarzes 14.2.2 Grundwellen-Oszillatoren 14.2.3 Oberwellen-Oszillatoren 14.3 Wien-Brücken-Oszillatoren 14.4 Analogrechner-Oszillatoren

903 903 903 906 907 908 908 909 910 911 912 914 916 920

Inhaltsverzeichnis

14.5 Funktionsgeneratoren 14.5.1 Prinzipielle Anordnung 14.5.2 Praktische Realisierung 14.5.3 Funktionsgeneratoren mit steuerbarer Frequenz 14.5.4 Funktionsgeneratoren zur gleichzeitigen Erzeugung von Sinus- und Cosinus-Schwingungen

XXI

923 923 924 926 928

15 Leistungsverstärker 15.1 Emitterfolger als Leistungsverstärker 15.2 Komplementäre Emitterfolger 15.2.1 Komplementäre Emitterfolger in B-Betrieb 15.2.2 Komplementäre Emitterfolger in AB-Betrieb 15.2.3 Erzeugung der Vorspannung 15.3 Komplementäre Darlington-Schaltungen 15.4 Komplementäre Sourcefolger 15.5 Elektronische Strombegrenzung 15.6 Vier-Quadranten-Betrieb 15.7 Dimensionierung einer Leistungsendstufe 15.8 Ansteuerschaltungen mit Spannungsverstärkung 15.9 Erhöhung des Ausgangsstromes integrierter Operationsverstärker

931 931 933 933 935 937 939 940 942 944 945 948 950

16 Stromversorgung 16.1 Eigenschaften von Netztransformatoren 16.2 Netzgleichrichter 16.2.1 Einweggleichrichter 16.2.2 Brückengleichrichter 16.2.3 Mittelpunkt-Schaltung 16.3 Lineare Spannungsregler 16.3.1 Einfachste Ausführung 16.3.2 Spannungsregler mit fester Ausgangsspannung 16.3.3 Spannungsregler mit einstellbarer Ausgangsspannung . . 16.3.4 Spannungsregler mit geringem Spannungsverlust . . . . 16.3.5 Spannungsregler für negative Spannungen 16.3.6 Symmetrische Aufteilung einer erdfreien Spannung . . . 16.3.7 Spannungsregler mit Sensor-Anschlüssen 16.3.8 Labornetzgeräte 16.3.9 Übersicht über integrierte Spannungsregler 16.4 Erzeugung der Referenzspannung 16.4.1 Referenzspannungsquellen mit Z-Dioden 16.4.2 Bandabstands-Referenz 16.4.3 Typenübersicht 16.5 Schaltnetzteile

953 953 954 954 956 959 960 961 962 964 965 967 968 969 970 971 973 973 975 977 978

XXII

16.6 Sekundärgetaktete Schaltregler 16.6.1 Der Abwärts-Wandler 16.6.2 Erzeugung des Schaltsignals 16.6.3 Der Aufwärts-Wandler 16.6.4 Der invertierende Wandler 16.6.5 Spannungs-Wandler mit Ladungspumpe 16.6.6 Typenübersicht 16.7 Primärgetaktete Schaltregler 16.7.1 Eintakt-Wandler 16.7.2 Gegentakt-Wandler 16.7.3 Hochfrequenztransformatoren 16.7.4 Leistungsschalter 16.7.5 Erzeugung der Schaltsignale 16.7.6 Verlustanalyse 16.7.7 Integrierte Ansteuerschaltungen

Inhaltsverzeichnis

979 980 983 985 986 986 988 989 989 991 993 995 998 1000 1001

17 Analogschalter und Abtast-Halte-Glieder 17.1 Anordnung der Schalter 17.2 Elektronische Schalter 17.2.1 Fet als Schalter 17.2.2 Dioden als Schalter 17.2.3 Bipolartransistor als Schalter 17.2.4 Differenzverstärker als Schalter 17.3 Analogschalter mit Verstärkern 17.3.1 Analogschalter für hohe Spannungen 17.3.2 Verstärker mit umschaltbarer Verstärkung 17.4 Abtast-Halte-Glieder 17.4.1 Grundlagen 17.4.2 Praktische Ausführung

1005 1005 1006 1007 1010 1011 1015 1017 1017 1018 1019 1019 1021

18 DA- und AD-Umsetzer 18.1 Grundprinzipien der DA-Umsetzung 18.2 DA-Umsetzer in CMOS-Technologie 18.2.1 Summation gewichteter Ströme 18.2.2 DA-Umsetzer mit Wechselschaltern 18.2.3 Leiternetzwerk 18.2.4 Inversbetrieb eines Leiternetzwerks 18.3 Leiternetzwerk zur Dekadenkopplung 18.4 DA-Umsetzer in Bipolartechnologie 18.5 DA-Umsetzer für spezielle Anwendungen 18.5.1 Verarbeitung vorzeichenbehafteter Zahlen 18.5.2 Multiplizierende DA-Umsetzer

1025 1025 1026 1026 1027 1028 1029 1031 1031 1033 1033 1035

Inhaltsverzeichnis

18.6

18.7 18.8

18.9

18.5.3 Dividierende DA-Umsetzer 18.5.4 DA-Umsetzer als Funktionsgenerator Genauigkeit von DA-Umsetzern 18.6.1 Statische Kenngrößen 18.6.2 Dynamische Kenngrößen Grundprinzipien der AD-Umsetzung Genauigkeit von AD-Umsetzern 18.8.1 Statische Fehler 18.8.2 Dynamische Fehler Ausführung von AD-Umsetzern 18.9.2 Kaskadenumsetzer 18.9.3 Wägeverfahren 18.9.4 Zählverfahren

XXIII

1036 1036 1039 1039 1040 1043 1044 1044 1045 1047 1050 1053 1056

19 Mikrocomputer-Grundlagen 19.1 Grundstruktur eines Mikrocomputers 19.2 Arbeitsweise eines Mikroprozessors 19.2.1 Innerer Aufbau 19.2.2 Befehls-Struktur 19.2.3 Ausführung eines Befehls 19.3 Befehls-Satz 19.3.1 Speicher-Operationen 19.3.2 Arithmetische und logische Operationen 19.3.3 Sprungbefehle 19.4 Entwicklungshilfen 19.4.1 Programmierung im Hex-Code 19.4.2 Programmierung mit Assembler 19.4.3 Simulation und Emulation 19.5 Typenübersicht 19.6 Ein-Chip-Mikrocomputer

1065 1065 1067 1067 1068 1073 1074 1074 1075 1078 1088 1088 1089 1091 1091 1096

20 Modularer Aufbau von Mikrocomputern 20.1 Mikroprozessor-Platine 20.2 Parallele Schnittstelle 20.2.1 Feste Datenrichtung 20.2.2 Bidirektionale Parallel-Schnittstellen 20.3 Serielle Schnittstelle 20.3.1 Serielle Übertragung 20.3.2 DasACIA 20.3.3 AnschluO an den Mikrocomputer Bus 20.3.4 Programmierung des ACIAs 20.3.5 Der ASCII-Code 20.3.6 RS 232 C-, V.24-Schnittstelle

1103 1103 1105 1105 1106 1109 1109 1110 1111 1112 1114 1115

XXIV

20.3.7 Stromschnittstelle 20.3.8 RS449-Norm 20.4 IEC-Bus-Schnittstelle 20.5 Datenausgabe auf Anzeigeeinheiten 20.6 Analog-Ein-/Ausgabe 20.6.1 Analog-Eingabe 20.6.2 Analog-Ausgabe 21 Digitale Filter 21.1 Abtasttheorem 21.1.1 Praktische Gesichtspunkte 21.2 Digitale Übertragungsfunktion 21.2.1 Beschreibung im Zeitbereich 21.2.2 Beschreibung im Frequenzbereich 21.3 Grundstrukturen 21.4 Berechnung von FIR-Filtern 21.4.1 Grundgleichungen 21.4.2 Einfache Beispiele 21.4.3 Berechnung der Filterkoeffizienten 21.5 Realisierung von FIR-Filtern 21.5.1 Parallele Realisierung von FIR-Filtern 21.5.2 Serielle Realisierung von FIR-Filtern 21.6 Berechnung von IIR-Filtern 21.6.1 Berechnung der Filterkoeffizienten 21.6.2 IIR-Filter in Kaskadenstruktur 21.7 Realisierung von IIR-Filtern 21.7Λ Aufbau aus einfachen Bausteinen 21.7.2 Aufbau aus hochintegrierten Bausteinen 21.8 Vergleich von FIR- und IIR-Filtern

Inhaltsverzeichnis

1119 1120 1121 1126 1129 1129 1130 1133 1134 1137 1140 1140 1140 1144 1147 1148 1149 1152 1167 1168 1169 1171 1171 1174 1177 1177 1181 1184

22 Meßschaltungen 1189 22.1 Spannungsmessung 1189 22.1.1 Impedanzwandler 1189 22.1.2 Messung von Potentialdifferenzen 1190 22.1.3 Trennverstärker (Isolation Amplifier) 1197 22.2 Strommessung 1200 22.2.1 Erdfreies Amperemeter mit niedrigem Spannungsabfall . 1200 22.2.2 Strommessung auf hohem Potential 1201 22.3 Meßgleichrichter (AC/DC-Converter) 1202 22.3.1 Messung des Betragsmittelwertes 1202 22.3.2 Messung des Effektivwertes 1207 22.3.3 Messung des Scheitelwertes 1212 22.3.4 Synchrongleichrichter 1215

Inhaltsverzeichnis

XXV

23 Sensorik 23.1 Temperaturmessung 23.1.1 Metalle als Kaltleiter 23.1.2 Kaltleiter auf Siliziumbasis, PTC 23.1.3 Heißleiter, NTC 23.1.4 Betrieb von Widerstandstemperaturfühlern 23.1.5 Transistor als Temperatursensor 23.1.6 Das Thermoelement 23.1.7 Typenübersicht 23.2 Druckmessung 23.2.1 Aufbau von Drucksensoren 23.2.2 Betrieb temperaturkompensierter Drucksensoren . . . . 23.2.3 Temperaturkompensation von Drucksensoren 23.2.4 Handelsübliche Drucksensoren 23.3 Feuchtemessung 23.3.1 Feuchtesensoren 23.3.2 Betriebsschaltungen für kapazitive Feuchtesensoren . . . 23.4 Übertragung von Sensorsignalen 23.4.1 Galvanisch gekoppelte Signalübertragung 23.4.2 Galvanisch getrennte Signalübertragung 23.5 Eichung von Sensorsignalen 23.5.1 Eichung des Analogsignals 23.5.2 Computer-gestützte Eichung

1221 1224 1224 1225 1225 1226 1231 1235 1239 1241 1242 1243 1248 1250 1251 1253 1253 1256 1256 1260 1261 1262 1266

24 Elektronische Regler 1271 24.1 Grundlagen 1271 24.2 Regler-Typen 1272 24.2.1 P-Regler 1272 24.2.2 PI-Regler 1274 24.2.3 PID-Regler 1277 24.2.4 Einstellbarer PID-Regler 1279 24.3 Regelung nichtlinearer Strecken 1281 24.3.1 Statische Nichtlinearität 1281 24.3.2 Dynamische Nichtlinearität 1282 24.4 Nachlaufsynchronisation (PLL) 1284 24.4.1 Abtast-Halte-Glied als Phasendetektor 1286 24.4.2 Synchrongleichrichter als Phasendetektor 1289 24.4.3 Frequenzempfindlicher Phasendetektor 1291 24.4.4 Phasendetektor mit beliebig erweiterbarem Meßbereich . 1293 24.4.5 PLL als Frequenzvervielfacher 1294

XXVI

Inhaltsverzeichnis

25 Optoelektronische Bauelemente 25.1 Photometrische Grundbegriffe 25.2 Photowiderstand 25.3 Photodiode 25.4 Phototransistor 25.5 Leuchtdioden 25.6 Optokoppler 25.7 Optische Anzeige 25.7.1 Binär-Anzeige 25.7.2 Analog-Anzeige 25.7.3 Numerische Anzeige 25.7.4 Alpha-Numerische Anzeige

1299 1299 1301 1303 1305 1306 1307 1307 1308 1310 1312 1313

26 Anhang 26.1 PSpice-Kurzanleitung 26.1.1 Grundsätzliches 26.1.2 Programme und Dateien 26.1.3 Ein einfaches Beispiel 26.1 Λ Weitere Simulationsbeispiele 26.1.5 Einbinden weiterer Bibliotheken 26.1.6 Einige typische Fehler 26.2 Passive RC- und LRC-Netzwerke 26.2.1 Der Tiefpaß 26.2.2 Der Hochpaß 26.2.3 Kompensierter Spannungsteiler 26.2.4 Passiver ßC-Bandpaß 26.2.5 Wien-Robinson-Brücke 26.2.6 Doppel-T-Filter 26.2.7 Schwingkreis 26.3 Erklärung der verwendeten Größen 26.4 Typen der 7400-Logik-Familien 26.5 Normwert-Reihen 26.6 Farbcode 26.7 Hersteller und Distributoren

1319 1319 1319 1319 1322 1340 1345 1347 1350 1350 1354 1357 1358 1359 1360 1361 1364 1372 1387 1388 1390

Sachverzeichnis

1413

Teil I Grundlagen

Kapitel 1: Diode

Die Diode ist ein Halbleiterbauelement mit zwei Anschlüssen, die mit Anode (anode,A) und Kathode (cathode,K) bezeichnet werden. Man unterscheidet zwischen Einzeldioden, die für die Montage auf Leiterplatten gedacht und in einem eigenen Gehäuse untergebracht sind, und integrierten Dioden, die zusammen mit weiteren Halbleiterbauelementen auf einem gemeinsamen Halbleiterträger (Substrat) hergestellt werden. Integrierte Dioden haben einen dritten Anschluß, der aus dem gemeinsamen Träger resultiert und mit Substrat (substrate,S) bezeichnet wird; er ist für die elektrische Funktion von untergeordneter Bedeutung. Aufbau: Dioden bestehen aus einem pn- oder einem Metall-n-Übergang und werden dem entsprechend als pn- oder Schottky-Dioden bezeichnet; Abb. 1.1 zeigt das Schaltzeichen und den Aufbau einer Diode. Bei pn-Dioden besteht die p- und die η-Zone im allgemeinen aus Silizium. Bei Einzeldiodenfindetman noch Typen aus Germanium, die zwar eine geringere Durchlaßspannung haben, aber veraltet sind. Bei Schottky-Dioden ist die p-Zone durch eine Metall-Zone ersetzt; sie haben ebenfalls eine geringere Durchlaßspannung und werden deshalb u.a. als Ersatz für Germanium-pn-Dioden verwendet. In der Praxis verwendet man die einfache Bezeichnung Diode für die Siliziumpn-Diode; alle anderen Typen werden durch Zusätze gekennzeichnet. Da für alle Typen mit Ausnahme einiger Spezialdioden dasselbe Schaltzeichen verwendet wird, ist bei Einzeldioden eine Unterscheidung nur mit Hilfe der aufgedruckten Typennummer und dem Datenblatt möglich. Betriebsarten: Eine Diode kann im Durchlaß-, Sperr- oder Durchbruchbereich betrieben werden; diese Bereiche werden im folgenden Abschnitt genauer be-

A ο

/\

/\ cρ

f

ρ

ι

" i

)

I i

Metall η

ö

ό

Κ Schaltzeichen

Κ

ό Κ

pn-Diode

Schottky-Diode

Abb. 1.1. Schaltzeichen und Aufbau einer Diode

1 Die Diode

schrieben. Dioden, die überwiegend zur Gleichrichtung von Wechselspannungen eingesetzt werden, bezeichnet man als Gleichrichterdioden; sie werden periodisch abwechselnd im Durchlaß- und im Sperrbereich betrieben. Dioden, die für den Betrieb im Durchbruchbereich ausgelegt sind, bezeichnet man als Z-Dioden; sie werden zur Spannungsstabilisierung verwendet. Eine weitere wichtige Gattung stellen die Kapazitätsdioden dar, die im Sperrbereich betrieben und aufgrund einer besonders ausgeprägten Spannungsabhängigkeit der Sperrschichtkapazität zur Frequenzabstimmung von Schwingkreisen eingesetzt werden. Darüber hinaus gibt es eine Vielzahl von Spezialdioden, auf die hier nicht näher eingegangen werden kann. 1.1 Verhalten einer Diode

Das Verhalten einer Diode läßt sich am einfachsten anhand der Kennlinie aufzeigen. Sie beschreibt den Zusammenhang zwischen Strom und Spannung für den Fall, daß alle Größen statisch, d.h. nicht oder nur sehr langsam zeitveränderlich sind. Für eine rechnerische Behandlung werden zusätzlich Gleichungen benötigt, die das Verhalten ausreichend genau beschreiben. In den meisten Fällen kann man mit einfachen Gleichungen arbeiten. Darüber hinaus gibt es ein Modell, das auch das dynamische Verhalten bei Ansteuerung mit sinus- oder pulsförmigen Signalen richtig wiedergibt. Dieses Modell wird im Abschnitt 1.3 beschrieben und ist für ein grundsätzliches Verständnis nicht nötig. Im folgenden wird primär das Verhalten einer Silizium-pn-Diode beschrieben. 1.1.1 Kennlinie

Legt man an eine Silizium-pn-Diode eine Spannung Up = UAK an und mißt den Strom ID, positiv von Α nach Κ gezählt, erhält man die in Abb. 1.2 gezeigte Kennlinie. Man beachte, daß der Bereich positiver Spannungen stark vergrößert dargestellt ist. Für UD > 0 V arbeitet die Diode im Durchlaßbereich. Hier nimmt der Strom mit zunehmender Spannung exponentiell zu; ein nennenswerter Strom fließt für UD > 0,4 V. Für - UBR < UD < 0 V sperrt die Diode und es fließt nur ein vernachlässigbar kleiner Strom; dieser Bereich wird Sperrbereich genannt. Die Durchbruchspannung UBR hängt von der Diode ab und beträgt bei Gleichrichterdioden UBR = 50... 1000V. Für UD < - UBR bricht die Diode durch und es fließt ebenfalls ein Strom. Nur Z-Dioden werden dauerhaft in diesem Durchbruchbereich betrieben; bei allen anderen Dioden ist der Stromfluß bei negativen Spannungen unerwünscht. Bei Germanium- und bei Schottky-Dioden fließt im Durchlaßbereich bereits für UD > 0,2 V ein nennenswerter Strom und die Durchbruchspannung UBR liegt bei 10... 200 V. Im Durchlaßbereich ist die Spannung bei typischen Strömen aufgrund des starken Anstiegs der Kennlinie näherungsweise konstant. Diese Spannung

1.1

Verhalten einer Diode

Schottky

f-150

-100

-50

Silizium-pA?

t

-0,5--

-1,0-Abb. 1.2. Strom-Spannungs-Kennlinie einer Kleinsignal-Diode

wird Flußspannung (forward voltage) UF genannt und liegt bei Germaniumund Schottky-Dioden bei UF,Ge ~ UFiSchottky ~ 0 , 3 . . . 0 , 4 V und bei Siliziumpn-Dioden bei UFysi ~ 0 , 6 . . . 0,7 V. Bei Leistungsdioden kann sie bei Strömen im Ampere-Bereich auch deutlich größer sein, da zusätzlich zur inneren Flußspannung ein nicht zu vernachlässigender Spannungsabfall an den Bahnund Anschlußwiderständen der Diode auftritt: UF = Upj + IDRB- Im Grenzfall ID —• oo verhält sich die Diode wie ein sehr kleiner Widerstand mit RB ^ 0 , 0 1 . . . 1 0 Ω . Abb. 1.3 zeigt eine Vergrößerung des Sperrbereichs. Der Sperrstrom (reverse current) IR = — ID ist bei kleinen Sperrspannungen UR = —UD sehr klein und nimmt bei Annäherung an die Durchbruchspannung zunächst langsam und bei Eintritt des Durchbruchs schlagartig zu.

Abb. 1.3. Kennlinie einer Kleinsignal-Diode im Sperrbereich

1 Die Diode 1.1.2 Beschreibung durch Gleichungen Trägt man die Kennlinie für den Bereich UD > 0 halblogarithmisch auf, erhält man näherungweise eine Gerade, siehe Abb. 1.4; daraus folgt wegen \nID ~ UD ein exponentieller Zusammenhang zwischen ID und UD. Eine Berechnung auf der Basis halbleiter-physikalischer Grundlagen liefert [1.1]: h(UD)

= Is

für UD > 0

Zur korrekten Beschreibung realer Dioden muß ein Korrekturfaktor eingeführt werden, mit dem die Steigung der Geraden in der halblogarithmischen Darstellung angepaßt werden kann [1.1]:

(1.1) Dabei ist Is ^ 10 1 2 . . . 1 0 6 A der Sättigungssperrstrom, η ^ 1...2 der Emissionskoeffizient und UT = kT/q & 26 mV die TemperaturSpannung bei Raumtemperatur. Obwohl die Gleichnung (1.1) streng genommen nur für UD > 0 gilt, wird sie gelegentlich auch für UD < 0 verwendet. Man erhält für UD ^ — nUj einen konstanten Strom ID = — ISy der im allgemeinen viel kleiner ist als der tatsächlich fließende Strom. Richtig ist demnach nur die qualitative Aussage, daß im Sperrbereich ein kleiner negativer Strom fließt; der Verlauf nach Abb. 1.3 läßt sich aber nur mit zusätzlichen Gleichungen beschreiben, siehe Abschnitt 1.3.

Abb. 1.4. Halblogarithmische Darstellung der Kennlinie für UD > 0

1.1 Verhalten einer Diode

A

ID

A

r

' flfl = o HB>0

ρ /

! ι

(/ Ι ν

ι

^

(b)

ς

uD

I

(a)

I

2'

UF

κ

a Schaltbild

RB

,'AU D

Λ ( b ) Ma)

c Κ

/

uD

b Kennlinie

Abb. 1.5. Einfache Ersatzschaltung für eine Diode ohne (—) und mit (- -) Bahnwiderstand

Im Durchlaßbereich gilt UD > Näherung

nUT

2 6 . . . 52 mV und man kann die

UD_

(1.2)

ID = Is e»uT

verwenden; daraus folgt für die Spannung: UD = nUTIn—

h

= nUTIn 10- log—

h

60...120mVlog —

Demnach nimmt die Spannung bei einer Zunahme des Stroms um den Faktor 10 um 6 0 . . . 120mV zu. Bei großen Strömen muß der Spannungsabfall IDRB am Bahnwiderstand RB berücksichtigt werden, der zusätzlich zur Spannung am pn-Übergang auftritt: UD =

nUrhi^+hRB

h

Eine Darstellung in der Form ID = ID(UD) ist in diesem Fall nicht möglich. Für einfache Berechnungen kann die Diode als Schalter betrachten werden, der im Sperrbereich geöffnet und im Durchlaßbereich geschlossen ist. Nimmt man an, daß im Durchlaßbereich die Spannung näherungsweise konstant ist und im Sperrbereich kein Strom fließt, kann man die Diode durch einen idealen spannungsgesteuerten Schalter und eine Spannungsquelle mit der Flußspannung Up ersetzen, siehe Abb. 1.5a. Abb. 1.5b zeigt die Kennlinie dieser Ersatzschaltung, die aus zwei Halbgeraden besteht: ID

=

0

für UD 0

-> Schalter geschlossen (b)

Berücksichtigt man zusätzlich den Bahnwiderstand RB, erhält man: 0

{ UD-UF RB

für UD UF

-> Schalter geschlossen (b)

Bei Silizium-pn-Dioden gilt UF ^ 0,6 V und bei Schottky-Dioden UF % 0,3 V. Die zugehörige Schaltung und die Kennlinie sind in Abb. 1.5 gestrichelt darge-

1 Die Diode

Abb. 1.6. Beispiel zur Anwendung der einfachen Ersatzschaltung

stellt. Bei beiden Varianten ist eine Fallunterscheidung nötig, d.h. man muß mit offenem und geschlossenem Schalter rechnen und den Fall ermitteln, der nicht zu einem Widerspruch führt. Der Vorteil liegt darin, daß beide Fälle auf lineare Gleichungen führen, die leicht zu lösen sind; im Gegensatz dazu erhält man bei Verwendung der e-Funktion nach (1.1) implizite nichtlineare Gleichungen, die nur numerisch gelöst werden können. Beispiel: Abb. 1.6 zeigt eine Diode in einer Brückenschaltung. Zur Berechnung der Spannungen U\ und U2 und der Diodenspannung UD = U\ — U2 geht man zunächst davon aus, daß die Diode sperrt, d.h. es gilt UD < UF = 0,6 V und der Schalter in der Ersatzschaltung ist geöffnet. Man kann in diesem Fall U\ und U2 über die Spannungsteilerformel bestimmen: \JX — Ut,R2/(Ri + R2) = 3,75 V und U2 = UbR4/(R3 + R4) = 2,5 V. Man erhält UD = 1,25 V im Widerspruch zur Annahme. Demnach leitet die Diode und der Schalter in der Ersatzschaltung ist geschlossen; daraus folgt UD = UF = 0,6 V und ID > 0. Aus den Knotengleichungen

^L + / R2

- ^-î R\

Ά ~ iv4

~U2

Ub ID+

iv3

kann man durch Addition und Einsetzen von U\ = U2 + Up die Unbekannten ID und U\ eliminieren; man erhält:

Daraus folgt U2 = 2,76 V, Ui = U2 + UF = 3,36 V und, durch Einsetzen in eine der Knotengleichungen, ID = 0,52 mA. Die Voraussetzung ID > 0 ist erfüllt, d.h. es tritt kein Widerspruch auf und die Lösung ist gefunden. 1.1.3 Schaltverhalten

Bei vielen Anwendungen wird die Diode abwechselnd im Durchlaß- und im Sperrbereich betrieben; ein Beispiel hierfür ist die Gleichrichtung von Wechselspannungen. Der Übergang erfolgt nicht entsprechend der statischen Kennlinie, da in der parasitären Kapazität der Diode Ladung gespeichert wird, die beim Einschalten auf- und beim Ausschalten abgebaut wird. Abb. 1.7 zeigt eine Schaltung, mit der das Schaltverhalten bei ohmscher (I = 0) und ohmsch-induktiver (L > 0) Last ermittelt werden kann. Bei Ansteuerung mit einem Rechtecksignal erhält man die in Abb. 1.8 gezeigten Verläufe.


Abb. 1.7. Schaltung zur Messung des Schaltverhaltens

Schaltverhalten bei ohmscher Last: Bei ohmscher Last (L = 0) tritt beim Einschalten eine Stromspitze auf, die durch die Aufladung der Kapazität der Diode verursacht wird. Die Spannung steigt während dieser Stromspitze von der zuvor anliegenden Sperrspannung auf die Flußspannung UF an; damit ist der Einschaltvorgang abgeschlossen. Bei pin-Dioden λ kann bei höheren Strömen

Abb. 1.8. Schaltverhalten der Silizium-Diode 1N4148 und der Schottky-Diode BAS40 in der Meßschaltung nach Abb. 1.7 mit U = 10 V, / = 10 MHz, R = 1 kü und L = 0 bzw. I = 5 μΗ

1 pin-Dioden besitzen eine undotierte (intrinsische) oder schwach dotierte Schicht zwischen der p- und der η-Schicht; damit erreicht man eine höhere Durchbruchspannung.

1 Die Diode

10

Ό'

pin-Diode, Ιο 9 r o ß

IF {

In 10

RR

ν

/^QRR

IR-

'

a Ausschalten

b Einschalten

Abb. 1.9. Angaben zum Schaltverhalten

auch eine Spannungsüberhöhung auftreten, siehe Abb. 1.9b, da diese Dioden beim Einschalten zunächst einen höheren Bahnwiderstand RB besitzen; die Spannung nimmt anschließend entsprechend der Abnahme von Rß auf den statischen Wert ab. Beim Ausschalten fließt zunächst ein Strom in umgekehrter Richtung, bis die Kapazität entladen ist; anschließend geht der Strom auf Null zurück und die Spannung fallt auf die Sperrspannung ab. Da die Kapazität bei SchottkyDioden deutlich kleiner ist als bei Silizium-Dioden gleicher Baugröße, ist ihre Abschaltzeit deutlich geringer, siehe Abb. 1.8. Deshalb werden Schottky-Dioden bevorzugt zur Gleichrichtung in hochgetakteten Schaltnetzteilen (/ > 20 kHz) eingesetzt, während in Netzgleichrichtern (/ = 50 Hz) die billigeren SiliziumDioden verwendet werden. Wenn die Frequenz so hoch wird, daß die Endladung der Kapazität nicht vor dem nächsten Einschalten abgeschlossen ist, findet keine Gleichrichtung mehr statt. Schaltverhalten bei ohmsch-induktiver Last: Bei einer ohmsch-induktiven Last (L > 0) dauert der Einschaltvorgang länger, da der Stromanstieg durch die Induktivität begrenzt wird; es tritt dabei auch keine Stromspitze auf. Während die Spannung relativ schnell auf die Flußspannung ansteigt, erfolgt der Stromanstieg mit der Zeitkonstante Τ = L/R der Last. Beim Ausschalten nimmt der Strom zunächst mit der Zeitkonstante der Last ab, bis die Diode sperrt. Danach bilden die Last und die Kapazität der Diode einen Reihenschwingkreis, und Strom und Spannung verlaufen als gedämpfte Schwingungen; dabei können, wie Abb. 1.8 zeigt, hohe Sperrspannungen auftreten, die die statische Sperrspannung um ein Mehrfaches übersteigen und eine entsprechend hohe Durchbruchspannung der Diode erfordern. In Abb. 1.9 sind die typischen Angaben zum Ausschalt- (reverse recovery, RR) und Einschaltverhalten (forward recovery, FR) dargestellt. Die Rückwärtserholzeit tRR ist die Zeitspanne vom Nulldurchgang des Stroms bis zu dem Zeitpunkt, an dem der Rückwärtsstrom auf 10% 2 seines Maximalwerts IR abgenommen hat. Typische Werte reichen von tRR < 100 ps bei schnellen Schottky-Dioden über 2 Bei Gleichrichterdioden wird teilweise bei 25% gemessen.


11

tRR — 1... 20 ns bei Silizium-Kleinsignaldioden bis zu tRR > 1 με bei Gleichrichterdioden. Die bei der Entladung der Kapazität transportierte Abschaltladung QRR entspricht der Fläche unterhalb der x-Achse, siehe Abb. 1.9a. Beide Größen hängen vom zuvor fließenden Flußstrom IF und der Abschaltgeschwindigkeit ab; deshalb enthalten Datenblätter entweder Angaben zu den Rahmenbedingungen der Messung oder die Meßschaltung wird angegeben. Näherungsweise gilt QRR ~ IF und QRR ~ \h\tRR [1.2]; daraus folgt, daß die Rückwärtserholzeit in erster Näherung proportional zum Verhältnis von Vor- und Rückwärtsstrom ist: tRR ~ IF/\IR\. Diese Näherung gilt allerdings nur für \IR\ < 3 . . . 5 · /p, d.h. man kann tRR nicht beliebig klein machen. Bei pin-Dioden mit hoher Durchbruchspannung kann ein zu schnelles Abschalten sogar zu einem Durchbruch weit unterhalb der statischen Durchbruchspannung UBR führen, wenn die Sperrspannung an der Diode stark zunimmt, noch bevor die schwach dotierte i-Schicht frei von Ladungsträgern ist. Beim Einschalten tritt die EinschaltSpannung UFR auf, die ebenfalls von den Einschaltbedingungen abhängt [1.3]; in Datenblättern ist für UFR ein Maximalwert angegeben, typisch UFR = 1 . . . 2,5 V. 1.1.4 Kleinsignalverhalten

Das Verhalten bei Aussteuerung mit kleinen Signalen um einen durch UD,A u n < i IDjA gegebenen Arbeitspunkt wird als Kleinsignalverhalten bezeichnet. Die nichtlineare Kennlinie (1.1) kann in diesem Fall durch ihre Tangente im Arbeitspunkt ersetzt werden; mit den Kleinsignalgrößen *D — ID ~ ID,A

)

Up = Up — UpiA

erhält man: 1 dID uD = — uD ' dUD Daraus folgt für den differentiellen Widerstand rp der Diode: lD

(1.3) Das Kleinsignalersatzschaltbild einer Diode besteht demnach aus einem Widerstand mit dem Wert rD; bei großen Strömen wird rD sehr klein und man muß zusätzlich den Bahnwiderstand RB berücksichtigen, siehe Abb. 1.10. Das Ersatzschaltbild nach Abb. 1.10 eignet sich nur zur Berechnung des Kleinsignalverhaltens bei niedrigen Frequenzen ( 0 . . . 10 kHz); es wird deshalb Gleichstrom-Kleinsignalersatzschaltbild genannt. Bei höheren Frequenzen muß man das Wechselstrom-Kleinsignalersatzschaltbild aus Abschnitt 1.3.3 verwenden.

Abb. 1.10. Kleinsignalersatzschaltbild einer Diode

12

1 Die Diode

1.1.5 Grenzdaten und Sperrströme

Bei einer Diode sind verschiedene Grenzdaten im Datenblatt angegeben, die nicht überschritten werden dürfen. Sie gliedern sich in Grenzspannungen, Grenzströme und die maximale Verlustleistung. Damit alle Grenzdaten positive Werte annehmen, werden für den Sperrbereich die Zählpfeilrichtungen für Strom und Spannung umgekehrt und die entsprechenden Größen mit dem Index R (reverse) versehen; für den Durchlaßbereich wird der Index F (forward) verwendet. Grenzspannungen

Bei der Durchbruchspannung UBR bzw. U(BR) bricht die Diode im Sperrbereich durch und der Rückwärtsstrom steigt steil an. Da der Strom bereits bei Annäherung an die Durchbruchspannung deutlich zunimmt, siehe Abb. 1.3, wird eine maximale Sperrspannung URymax angegeben, bis zu der der Rückwärtsstrom noch unter einem Grenzwert im μΑ-Bereich bleibt. Bei Aussteuerung mit Pulsen oder bei einem einzelnen Impuls sind höhere Sperrspannungen zulässig; sie werden periodische Spitzensperrspannung (repetitive peak reverse voltage) URRM und Spitzensperrspannung (peak surge reverse voltage) URSM genannt und sind so gewählt, daß die Diode keinen Schaden nimmt. Als Pulsfrequenz wird / = 50 Hz angenommen, da von einem Einsatz als Netzgleichrichter ausgegangen wird. Alle Spannungen sind aufgrund der geänderten Zählpfeilrichtung positiv und es gilt:

Grenzströme

Für den Durchlaßbereich ist ein maximaler Dauerflußstrom IFymax angegeben. Er gilt für den Fall, daß das Gehäuse der Diode auf einer Temperatur von Τ = 25 °C gehalten wird; bei höheren Temperaturen ist der erlaubte Dauerstrom geringer. Bei Aussteuerung mit Pulsen oder bei einem einzelnen Impuls sind höhere Flußströme zulässig; sie werden periodischer Spitzenflußstrom (repetitive peak forward current) IFRM und Spitzenflußstrom (peak surge forward current) IFSM genannt und hängen vom Tastverhältnis bzw. von der Dauer des Impulses ab. Es gilt: h.max < IFRM < hsM

Bei sehr kurzen Einzelimpulsen gilt IFSM *** 4 . . . 2 0 · I^max- Bei Gleichrichterdioden ist IFRM besonders wichtig, weil hier ein pulsförmiger, periodischer Strom fließt, siehe Kapitel 16.2; dabei ist der Maximalwert viel größer als der Mittelwert. Für den Durchbruchbereich ist eine maximale Strom-Zeit-Fläche I2t angegeben, die bei einem durch einen Impuls verursachten Durchbruch auftreten darf: i2t

=

Trotz der Einheit A2s wird sie oft maximale Pulsenergie genannt.


13

Sperrstrom Der Sperrstrom IR wird bei einer Sperrspannung unterhalb der Durchbruchspannung gemessen und hängt stark von der Sperrspannung und der Temperatur der Diode ab. Bei Raumtemperatur erhält man bei Silizium-Kleinsignaldioden IR = 0 , 0 1 . . . 1 μΑ, bei Kleinsignal-Schottky-Dioden und Silizium-Gleichricherdioden für den Ampere-Bereich IR = 1 . . . 10μΑ und bei Schottky-Gleichrichterdioden IR > 10 μΑ; bei einer Temperatur von Τ = 150 °C sind die Werte um den Faktor 20... 200 größer. Maximale Verlustleistung Die Verlustleistung ist die in der Diode in Wärme umgesetzte Leistung: Pv = UDID Sie entsteht in der Sperrschicht, bei großen Strömen auch in den Bahngebieten, d.h. im Bahnwiderstand Rß. Die Temperatur der Diode erhöht sich bis auf einen Wert, bei dem die Wärme aufgrund des Temperaturgefälles von der Sperrschicht über das Gehäuse an die Umgebung abgeführt werden kann. Im Abschnitt 2.1.6 wird dies am Beispiel eines Bipolartransistors näher beschrieben; die Ergebnisse gelten für die Diode in gleicher Weise, wenn man für Py die Verlustleistung der Diode einsetzt. In Datenblättern wird die maximale Verlustleistung Ptot für den Fall angegeben, daß das Gehäuse der Diode auf einer Temperatur von Γ = 25 °C gehalten wird; bei höheren Temperaturen ist Ptot geringer. 1.1.6 Thermisches Verhalten Das thermische Verhalten von Bauteilen ist im Abschnitt 2.1.6 am Beispiel des Bipolartransistors beschrieben; die dort dargestellten Größen und Zusammenhänge gelten für eine Diode in gleicher Weise, wenn für Pv die Verlustleistung der Diode eingesetzt wird. 1.1.7 Temperaturabhängigkeit der Diodenparameter Die Kennlinie einer Diode ist stark temperaturabhängig; bei expliziter Angabe der Temperaturabhängigkeit gilt für die Silizium-pn-Diode [1.1] ID(UD,T)

= IS(T)

(eWT)

-1

mit: kT uV UT(T) = — = 8 6 , 1 4 2 ^ - Τ q Κ

T=30 K

«

°

26 mV

1 Die Diode

14

Is(T) = k(To) e

(H

nUT(T) (

_

(1.4)

mit

Dabei ist k = 1,38 · 10~23 VAs/K die Boltzmannkonstante, q = 1,602 · 10"19 As die Elementarladung und 17G = 1,12 V die Bandabstandsspannung (gap voltage) von Silizium; die geringe Temperaturabhängigkeit von UG kann vernachlässigt werden. Die Temperatur To mit dem zugehörigen Strom IS(TQ) dient als Referenzpunkt; meist wird To = 300 Κ verwendet. Im Sperrbereich fließt der Sperrstrom IR = — ID % Is; mit xTj = 3 folgt für den Temperaturkoeffizienten des Sperrstroms:

In diesem Bereich gilt für die meisten Dioden η ^ 2 und man erhält: Γ=300Κ

_

0,08K

ι

Daraus folgt, daß sich der Sperrstrom bei einer Temperaturerhöhung um 9 Κ verdoppelt und bei einer Erhöhung um 30 Κ um den Faktor 10 zunimmt. In der Praxis treten oft geringere Temperaturkoeffizienten auf; Ursache hierfür sind Oberflächen- und Leckströme, die oft größer sind als der Sperrstrom des pnÜbergangs und ein anderes Temperaturverhalten haben. Durch Differentiation von ID(UD,T) erhält man den Temperaturkoeffizienten des Stroms bei konstanter Spannung im Durchlaßbereich: 1 /

üb-üb

Γ=300 Κ

UT

h dT

0 , 0 4 . . . 0,08 K"

Mit Hilfe des totalen Differentials öU

ÖL

kann man die Temperaturänderung von UQ bei konstantem Strom bestimmen:

dUD dT

uD -uG ID=const.

-3UT τ

Γ=300Κ UD=0,7V

m

^r

y

(1-5)

K

Die Durchlaßspannung nimmt demnach mit steigender Temperatur ab; eine Zunahme der Temperatur um 60 Κ führt zu einer Abnahme von UD um etwa 100 mV. Dieser Effekt wird in integrierten Schaltungen zur Temperaturmessung verwendet. Diese Ergebnisse gelten auch für Schottky-Dioden, wenn man XJJ ^ 2 einsetzt und die Bandabstandsspannung UG durch die der Energiedifferenz zwischen den Austrittsenergien der n- und Metallzone entsprechenden Spannung UMn = (WMetaii - W„si)/q ersetzt; es gilt UMn « 0 , 7 . . . 0,8 V [1.1].

1.2 Aufbau einer Diode

15

1.2

Aufbau einer Diode

Die Herstellung von Dioden erfolgt in einem mehrstufigen Prozess auf einer Halbleiterscheibe (wafer), die anschließend durch Sägen in kleine Plättchen (die) aufgeteilt wird. Auf einem Plättchen befindet sich entweder eine einzelne Diode oder eine integrierte Schaltung (integrated circuitJC) mit mehreren Bauteilen. 1.2.1 Einzeldiode

Innerer Aufbau: Einzelne Dioden werden überwiegend in Epitaxial-PlanarTechnik hergestellt. Abb. 1.11 zeigt den Aufbau einer pn- und einer SchottkyDiode, wobei der aktive Bereich besonders hervorgehoben ist. Das n+-Gebiet ist stark, das p-Gebiet mittel und das n~ -Gebiet schwach dotiert. Die spezielle Schichtung unterschiedlich stark dotierter Gebiete trägt zur Verminderung des Bahnwiderstands und zur Erhöhung der Durchbruchspannung bei. Fast alle pnDioden sind als pin-Dioden aufgebaut, d.h. sie besitzen eine schwach oder undotierte mittlere Zone, deren Dicke etwa proportional zur Durchbruchspannung ist; in Abb. 1.11a ist dies die n~-Zone. In der Praxis wird eine Diode jedoch nur dann als pin-Diode bezeichnet, wenn die Lebensdauer der Ladungsträger in der mittleren Zone sehr hoch ist und dadurch ein besonderes Verhalten erzielt wird; darauf wird im Abschnitt 1.4.2 noch näher eingegangen. Bei Schottky-Dioden wird die schwach dotierte n~-Zone zur Bildung des Schottky-Kontakts benötigt, siehe Abb. 1.1 lb; ein Übergang von einem Metall zu einer mittel bzw. stark dotierten Zone zeigt dagegen ein schlechteres bzw. gar kein Diodenverhalten, sondern verhält sich wie ein Widerstand (ohmscher Kontakt). Gehäuse: Der Einbau in ein Gehäuse erfolgt, indem die Unterseite durch Löten mit dem Anschlußbein für die Kathode oder einem metallischen Gehäuseteil verbunden wird. Der Anoden-Anschluß wird mit einem feinen Gold- oder Aluminiumdraht (Bonddraht) an das zugehörige Anschlußbein angeschlossen. Ab-

Ρ

ι—

h/ r

M

SiO9

,SiO9

η

A

Α

Κ

ΧΑΙ

κ a pn-Diode

b Schottky-Diode

Abb. 1.11. Aufbau eines Halbleiterplättchens mit einer Diode

16

1 Die Diode

S*^Jb DO-35

D-PAK

DO-41

SMA

DO-204

MELF

DO-220

SOT-23

Abb. 1.12. Gängige Gehäusebauformen bei Einzeldioden

schließend werden die Dioden mit Kunststoff vergossen oder in ein Metallgehäuse mit Schraubanschluß eingebaut. Für die verschiedenen Baugrößen und Einsatzgebiete existiert eine Vielzahl von Gehäusebauformen, die sich in der maximal abführbaren Verlustleistung unterscheiden oder an spezielle geometrische Erfordernisse angepaßt sind. Abb. 1.12 zeigt eine Auswahl der gängigsten Bauformen. Bei Leistungsdioden ist das Gehäuse für die Montage auf einem Kühlkörper ausgelegt; dabei begünstigt eine möglichst große Kontaktfläche die Wärmeabfuhr. Gleichrichterdioden werden oft als Brückengleichrichter mit vier Dioden zur Vollweg-Gleichrichtung in Stromversorgungen ausgeführt, siehe Abschnitt 1.4.4; ebenfalls vier Dioden enthält der Mischer nach Abschnitt 1.4.5. Bei Hochfrequenzdioden werden spezielle Gehäuse verwendet, da das elektrische Verhalten bei Frequenzen im GHz-Bereich von der Geometrie abhängt. Oft wird auf ein Gehäuse ganz verzichtet und das DiodenPlättchen direkt in die Schaltung gelötet bzw. gebondet. 1.2.2 Integrierte Diode

Integrierte Dioden werden ebenfalls in Epitaxial-Planar-Technik hergestellt. Hier befinden sich alle Anschlüsse an der Oberseite des Plättchens und die Diode ist durch gesperrte pn-Übergänge von anderen Bauteilen elektrisch getrennt. Der aktive Bereich befindet sich in einer sehr dünnen Schicht an der Oberfläche. Die Tiefe des Plättchens wird Substrat (substrate,S) genannt und stellt einen gemeinsamen Anschluß für alle Bauteile der integrierten Schaltung dar.

1.3

Modell für eine Diode

17

A

φ-, ό

S Abb. 1.13. Ersatzschaltbild und Aufbau einer integrierten pn-Diode mit Nutzdiode (1) und parasitärer Substrat-Diode (2)

Innerer Aufbau: Abb. 1.13 zeigt den Aufbau einer integrierten pn-Diode. Der Strom fließt von der p-Zone über den pn-Übergang in die n~-Zone und von dort über die n^-Zone zur Kathode; dabei wird durch die stark dotierte n+-Zone ein geringer Bahnwiderstand erreicht. Substrat-Diode: Das Ersatzschaltbild in Abb. 1.13 enthält zusätzlich eine Substrat-Diode, die zwischen der Kathode und dem Substrat liegt. Das Substrat wird an die negative Versorgungsspannung angeschlossen, so daß diese Diode immer gesperrt ist und eine Isolation gegenüber anderen Bauteilen und dem Substrat bewirkt. Unterschiede zwischen integrierten pn- und Schottky-Dioden: Prinzipiell kann man eine integrierte Schottky-Diode wie eine integrierte pn-Diode aufbauen, wenn man die p-Zone am Anoden-Anschluß wegläßt. In der Praxis ist dies jedoch nicht so einfach möglich, da für Schottky-Kontakte ein anderes Metall verwendet werden muß als zur Verdrahtung der Bauteile und bei den meisten Prozessen zur Herstellung integrierter Schaltungen die entsprechenden Schritte nicht vorgesehen sind. 1.3

Modell für eine Diode

Im Abschnitt 1.1.2 wurde das statische Verhalten der Diode durch eine Exponentialfunktion beschrieben; dabei wurden sekundäre Effekte im Durchlaßbereich und der Durchbruch vernachlässigt. Für den rechnergestützten Schaltungsentwurf wird ein Modell benötigt, das alle Effekte berücksichtigt und darüber hinaus auch das dynamische Verhalten richtig wiedergibt. Aus diesem Großsignalmodell erhält man durch Linearisierung das dynamische KleinsignalmodelL 1.3.1 Statisches Verhalten

Die Beschreibung geht von der idealen Diodengleichung (1.1) aus und berücksichtigt weitere Effekte. Ein standardisiertes Diodenmodell entspre-

:18

1 Die Diode

chend dem Gummel-Poon-Modell beim Bipolartransistor existiert nicht; deshalb müssen bei einigen CAD-Programmen mehrere Diodenmodelle verwendet werden, um eine reale Diode mit allen Stromanteilen zu beschreiben. Beim Entwurf integrierter Schaltungen wird das Diodenmodell praktisch nicht benötigt, da hier im allgemeinen die Basis-Emitter-Diode eines Bipolartransistors als Diode verwendet wird.

Bereich mittlerer Durchlaßströme

Im Bereich mittlerer Durchlaßströme dominiert bei pn-Dioden der Diffusionsstrom IDD; er folgt aus der Theorie der idealen Diode und kann entsprechend (1.1) beschrieben werden: \ (1.6) Als Modellparameter treten der Sättigungssperrstrom Is und der Emissionskoeffizient η auf. Für die ideale Diode gilt η — 1, für reale Dioden erhält man η ~ 1... 2. Dieser Bereich wird im folgenden Diffusionsbereich genannt. Bei Schottky-Dioden tritt der Emissionsstrom an die Stelle des Diffusionsstroms. Da jedoch beide Stromleitungsmechanismen auf denselben Kennlinienverlauf führen, kann man (1.6) auch bei Schottky-Dioden verwenden [1.1],[1.3].

Weitere Effekte

Bei sehr kleinen und sehr großen Durchlaßströmen sowie im Sperrbereich treten Abweichungen vom idealen Verhalten nach (1.6) auf: •

Bei großen Durchlaßströmen tritt der Hochstromeffekt auf, der durch eine stark angestiegene Ladungsträgerkonzentration am Rand der Sperrschicht verursacht wird [1.1]; man spricht in diesem Zusammenhang auch von starker Injektion. Dieser Effekt wirkt sich auf den Diffusionsstrom aus und wird durch einen Zusatz in (1.6) beschrieben. • Durch Ladungsträgerrekombination in der Sperrschicht tritt zusätzlich zum Diffusionsstrom ein Leck- bzw. Rekombinationsstrom IDR auf, der durch eine zusätzliche Gleichung beschrieben wird [1.1]. • Bei großen Sperrspannungen bricht die Diode durch. Der Durchbruchstrom IDBR wird ebenfalls durch eine zusätzliche Gleichung beschrieben. Der Strom ID setzt sich demnach aus drei Teilströmen zusammen: ID =

IDD + IDR + IDBR

(1·7)

1.3 Modell für eine Diode

19

Hochstromeffekt: Der Hochstromeffekt bewirkt eine Zunahme des Emissionskoeffizienten von η im Bereich mittlerer Ströme auf In für ID - • oo; er kann durch eine Erweiterung von (1.6) beschrieben werden [1.4]: ( — [ enUT IDD

\ __ 1 ]

(

=

UD_ Is enUT uD

!!

·

UD_ f ü r Is enUifc T < IK

lür /

'

;

(1.8)

Als zusätzlicher Parameter tritt der Kniestrom IK auf, der die Grenze zum Hochstrombereich angibt. Leckstrom: Für den Leckstrom folgt aus der Theorie der idealen Diode [1.1]: ( — IDR

= Is* {enRUr

\ - \ \

Diese Gleichung beschreibt den Rekombinationsstrom jedoch nur im Durchlaßbereich ausreichend genau. Im Sperrbereich erhält man durch Einsetzen von UD - • — oo einen konstanten Strom IDR = —IS,R, während bei einer realen Diode der Rekombinationsstrom mit steigender Sperrspannung betragsmäßig zunimmt. Eine bessere Beschreibung erhält man, wenn man die Spannungsabhängigkeit der Sperrschichtweite berücksichtigt [1.4]:

IDR = h,R (e^ü - 1 ) i n - ^

λ + 0.005 J

(1.9)

Als weitere Parameter treten der Leck-Sättigungssperrstrom IS,R, der Emissionskoeffizient nR > 2, die Diffusionsspannung Uoiff ^ 0 , 5 . . . 1V und der Kapazitätskoeffizient ms ^ 1/3... 1/2 auf 3 . Aus (1.9) folgt: IDR «

- h,R

f \U \\ms ~— \ uDiff J

für UD < - UDiff

Der Strom nimmt mit steigender Sperrspannung betragsmäßig zu; dabei hängt der Verlauf vom Kapazitätskoeffizienten ms ab. Im Durchlaßbereich wirkt sich der zusätzliche Faktor in (1.9) praktisch nicht aus, weil dort die exponentielle Abhängigkeit von UD dominiert. Wegen IS,R ^> Is ist der Rekombinationsstrom bei kleinen positiven Spannungen größer als der Diffusionsstrom; dieser Bereich wird Rekombinationsbereich genannt. Für TJ

TT

UD,RD =

UT

in

riR-n Is sind beide Ströme gleich groß. Bei größeren Spannungen dominiert der Diffusionsstrom und die Diode arbeitet im Diffusionsbereich. 3

Uoiff und m$ werden primär zur Beschreibung der Sperrschichtkapazität der Diode verwendet, siehe Abschnitt 1.3.2.

1

20

Die Diode

/ D [log]

J

Abb. 1.14. Halblogaritmische Darstellung von ID im Durchlaßbereich: (I) Rekombinations-, (II) Diffusions-, (III) Hochstrombereich

D.RD

Abb. 1.14 zeigt den Verlauf von ID im Durchlaßbereich in halblogarithmischer Darstellung und verdeutlicht die Bedeutung der Parameter Is, IS,R und Ιχ. Bei einigen Dioden sind die Emissionskoeffizienten η und nR nahezu gleich. In diesem Fall hat die halblogarithmisch dargestellte Kennlinie im Rekombinationsund im Diffusionsbereich dieselbe Steigung und man kann beide Bereiche mit einer Exponentialfunktion beschreiben 4 . Durchbruch: Für UD < — UBR bricht die Diode durch; der dabei fließende Strom kann näherungweise durch eine Exponentialfunktion beschrieben werden [1.5]: _

UD+UBR

(1.10) = - IBR e nBR UT Dazu werden die Durchbruchspannung UBR « 5 0 . . . 1000V, der DurchbruchKniestrom IBR und der Durchbruch-Emissionskoeffizient nBR « 1 benötigt. Mit ttßß = l und [7r ~ 26 mV gilt 5 : 1

DBR

h

IDBR

—

- IBR für l/D = - UBR - IOIOIBR für [7D = - UBR - 0,6 V

Die Angabe von IBR und UBR ist nicht eindeutig, weil man dieselbe Kurve mit unterschiedlichen Wertepaaren (UBRyIBR) beschreiben kann; deshalb kann das Modell einer bestimmten Diode unterschiedliche Parameter haben. Bahnwiderstand Zur vollständigen Beschreibung des statischen Verhaltens wird der Bahnwiderstand RB benötigt; er setzt sich nach Abb. 1.15 aus den Widerständen der einzelnen Schichten zusammen und wird im Modell durch einen Serienwiderstand 4 In Abb. 1.4 ist die Kennlinie einer derartigen Diode dargestellt. 5 Es gilt: 10L/ r lnl0 = 0,6V.


21

a in der Diode

b im Modell

Abb. 1.15. Bahnwiderstand einer Diode

berücksichtigt. Man muß nun zwischen der inneren Diodenspannung UD und der äußeren Diodenspannung UD = U'D + IDRB (1.11) unterscheiden; in die Formeln für IDD, IDR und IDBR muß UD anstelle von UD eingesetzt werden. Der Bahnwiderstand liegt zwischen 0,01 Ω bei Leistungsdioden und 10 Ω bei Kleinsignaldioden. 1.3.2 Dynamisches Verhalten Das Verhalten bei Ansteuerung mit puls- oder sinusförmigen Signalen wird als dynamisches Verhalten bezeichnet und kann nicht aus den Kennlinien ermittelt werden. Ursache hierfür sind die nichtlineare Sperrschichtkapazität des pn- oder Metall-Halbleiter-Übergangs und die im pn-Übergang gespeicherte Diffusionsladungy die über die ebenfalls nichtlineare Diffusionskapazität beschrieben wird. Sperrschichtkapazität Ein pn- oder Metall-Halbleiter-Übergang besitzt eine spannungsabhängige Sperrschichtkapazität Cs, die von der Dotierung der aneinander grenzenden Gebiete, dem Dotierungsprofil, der Fläche des Übergangs und der anliegenden Spannung UD abhängt. Man kann sich den Übergang wie einen Plattenkondensator mit der Kapazität C = eA/d vorstellen; dabei entspricht Α der Fläche des Übergangs und d der Sperrschichtweite. Eine vereinfachte Betrachtung eines pn-Übergangs liefert d(U) - (1 - U/UDiff)ms [1.1] und damit: Cs

Cs(UD) =

°

xms

für UD < UDiff

(1.12)

1 Als Parameter treten die Null-Kapazität C50 = CS(UD = 0), die Diffusionsspannung UDiff & 0 , 5 . . . 1 V und der Kapazitätskoeffizient m$ ^ 1/3... 1/2 auf [1.2].

22

1 Die Diode

Für UD -> UDjff sind die Annahmen, die auf (1.12) führen, nicht mehr erfüllt. Man ersetzt deshalb den Verlauf für UD > fsUDiff durch eine Gerade [1.5]: —^

für UD < fsUDiff

Unff)

v

CS(UD) = Cso

(1.13) für UD > fsUDiff

Dabei gilt fs % 0 , 4 . . . 0,7. Abb. 2.32 auf Seite 79 zeigt den Verlauf von Cs für ms = 1/2 und ms = 1/3. Diffusionskapazität In einem pn-Übergang ist im Durchlaßbetrieb eine Diffusionsladung QD gespeichert, die proportional zum Diffusionsstrom durch den pn-Übergang ist [1.2]: QD

=

?TIDD

Der Parameter ττ wird Transitzeit genannt. Durch Differentiation von (1.8) erhält man die Diffusionskapazität:

h -^ 1 -\ > U

CDM D)

ττίρρ

dQD =

-ZT

=

dUD

^_ enUT 2IK

—77

nUT

^r-

1+

(1.14)

r UD_ J. enUT IK

Im Diffusionsbereich gilt IDD ^> IDR und damit ID » IDD; daraus folgt für die Diffusionskapazität die Näherung: ... (L15)

Bei Silizium-pn-Dioden gilt Xj & 1 . . . 100ns; bei Schottky-Dioden ist die Diffusionsladung wegen r r « 10... 100 ps vernachlässigbar klein. Vollständiges Modell einer Diode Abb. 1.16 zeigt das vollständige Modell einer Diode; es wird in CAD-Programmen zur Schaltungssimulation verwendet. Die Diodensymbole im Modell stehen für den Diffusionsstrom IDD und den Rekombinationsstrom IDR; der Durchbruchstrom IDBR ist durch eine gesteuerte Stromquelle dargestellt. Tabelle 1.1 gibt einen Überblick über die Größen und die Gleichungen. Die Parameter sind in Tabelle 1.2 aufgelistet; zusätzlich sind die Bezeichnungen der Parameter im Schaltungs-


23 / c

ι

\1

G

Λ / ^

z

^s

'D.BR

ID,D

I

Abb. 1.16. Vollständiges Modell einer Diode

κ

Größe

Bezeichnung

Gleichung

IDBR

Diffusionsstrom Rekombinationsstrom Durchbruchstrom

RB

Bahnwiderstand

Cs

Sperrschichtkapazität Diffusionskapazität

CD,D

(1.8) (1.9) (1.10) (1.13) (1.14)

Tab. 1.1. Größen des Dioden-Modells

Parameter

PSpice

Statisches Verhalten IS η Ν kR nR

h IHR

ISR NR

Bezeichnung Sättigungssperrstrom Emissionskoeffizient Leck-Sättigungssperrstrom Emissionskoeffizient

IK

Kniestrom zur starken Injektion

IBV NBV BV

Durchbruch-Kniestrom Emissionskoeffizient Durchbruchspannung

RS

Bahnwiderstand

Dynamisches Verhalten Cso CJO Null-Kapazität der Sperrschicht VJ Diffusionsspannung Uoiff Μ Kapazitätskoeffizient ms FC Koeffizient für den Verlauf der Kapazität ^5 ττ

TT

Transit-Zeit

Thermisches Verhalten xTyI XTI Temperaturkoeffizient der Sperrströme nach (1.4) Tab. 1.2. Parameter des Dioden-Modells [1.4]

24

1 Die Diode

Parameter

PSpice

is

IS Ν

η

h» »R IK

ISR NR IK

nBR UBR

IBV NBV BV

RB

RS

Cso Voiff ms

CJO VJ Μ FC

IBR

fs ττ

1Ν4148

1Ν4001

BAS40

2,68 1,84 1,57 2 0,041 100 1 100

0 1 254 2 0,01 10 1 40

4 0,5 0,333 0,5 11,5

14,1 1,98 0 2 94,8 10 1 75 0,034 25,9 0,325 0,44 0,5 5700

4 0,5 0,333 0,5 0,025

3

3

2

0,6

ΤΤ

ΧΤΙ

0,1

Einheit ηΑ

fA A

μΑ V Ω

pF V ns

1N4148: Kleinsignaldiode, 1N4001: Gleichrichterdiode, BAS40: Schottky-Diode Tab. 1.3. Parameter einiger Dioden 6

simulator PSpice angegeben. Tabelle 1.3 zeigt die Parameterwerte einiger ausgewählter Dioden, die der Bauteile-Bibliothek von PSpice entnommen wurden. Nicht angegebene Parameter werden von PSpice unterschiedlich behandelt: • es wird ein Standardwert verwendet: 7S = 10" 14 A , η = 1 , nR = 2 , IBR = 1(Γ10 A , nBR = 1 , xTJ = 3 , fs = 0,5 , UDiff = I V , ms = 0,5 • der Parameter wird zu Null gesetzt: IS,R , RB > Qo > *r • der Parameter wird zu Unendlich gesetzt: Ικ > UBR Die Werte Null und Unendlich bewirken, daß der jeweilige Effekt nicht modelliert wird [1.4]. 1.3.3 Kleinsignalmodell Durch Linearisierung in einem Arbeitspunkt erhält man aus dem nichtlinearen Modell ein lineares Kleinsignalmodell. Das statische Kleinsignalmodell beschreibt das Kleinsignalverhalten bei niedrigen Frequenzen und wird deshalb auch Gleichstrom-Kleinsignalersatzschaltbild genannt. Das dynamische Kleinsignalmodell beschreibt zusätzlich das dynamische Kleinsignalverhalten und wird zur Berechnung des Frequenzgangs von Schaltungen benötigt; es wird auch Wechselstrom-Kleinsignalersatzschaltbild genannt. 6 PSpice ist ein Produkt der Firma MicroSim.


25

Statisches Kleinsignalmodell Die Linearisierung der statischen Kennlinie (1.11) liefert den Kleinsignalwiderstand: dUD

dl

dID

ID

RB

=

rD + RB

Er setzt sich aus dem Bahnwiderstand RB und dem differentiellen Widerstand rD der inneren Diode zusammen, siehe Abb. 1.10 auf Seite 11. Für rD erhält man drei Anteile entsprechend den drei Teilströmen Ipp, IpR und IDBRdID

1

dLDD

dlpR

dlpBR

dUp

Eine Berechnung durch Differentiation von (1.6), (1.9) und (1.10) liefert umfangreiche Ausdrücke; in der Praxis kann man folgende Näherungen verwenden: dlpp

Ιρρ,Α + h

dUD

1+

IDD,A 2IK

IDD,A

ΙΡΡ,Α

~nÜr

h

IDR,A

für lDR, A > 0

ηκυτ h,R

dUp

\l-ms

für IDR>A < 0

IpBR,A nBRUT

dUp

Für den differentiellen Widerstand rD folgt dann: Für Arbeitspunkte im Diffusionsbereich und unterhalb des Hochstrombereichs gilt IpyA ^ Ιρρ,Α und IDyA < IK 7 ; man kann dann die Näherung nUT (1.16) ID,A verwenden. Diese Gleichung entspricht der bereits im Abschnitt 1.1.4 angegebenen Gleichung (1.3). Sie kann näherungsweise für alle Arbeitspunkte im Durchlaßbereich verwendet werden; im Hochstrom- und im Rekombinationsbereich liefert sie Werte, die um den Faktor 1 . . . 2 zu klein sind. Mit η = 1... 2 erhält man: IAA

-

1 ^

μΑ } mA Α

uT=26mv =>

( rD = 2 6 . . . 5 2 ocy und CD ^ Cso verwendet.

a Niederfrequenzdiode Abb. 1.17. Dynamisches Kleinsignalmodell

b Hochfrequenzdiode

1.4

Spezielle Dioden und ihre Anwendung

27

1.4 Spezielle Dioden und ihre Anwendung 1.4.1 Z-Diode Z-Dioden sind Dioden mit genau spezifizierter Durchbruchspannung, die für den Dauerbetrieb im Durchbruchbereich ausgelegt sind und zur Spannungsstabilisierung bzw. -begrenzung eingesetzt werden. Die Durchbruchspannung UBR wird bei Z-Dioden als Z-Spannung Uz bezeichnet und beträgt bei handelsüblichen Z-Dioden Uz ^ 3...300V. Abb. 1.18 zeigt das Schaltsymbol und die Kennlinie einer Z-Diode. Im Durchbruchbereich gilt (1.10): _ UD+Uz ID

%

IDBR — -

η

IBR e

υ

^τ

Die Z-Spannung hängt von der Temperatur ab. Der Temperaturkoeffizient T=300K,/D=const.

gibt die relative Änderung bei konstantem Strom an: UZ(T) = UZ(TO) (1 + TC (Γ - r 0 ))

mit Γο = 300 Κ

Bei Z-Spannungen unter 5 V dominiert der Zener-Effekt mit negativem Temperaturkoeffizienten, darüber der Avalanche-Effekt mit positivem Temperaturkoeffizienten; typische Werte sind TC % - 6 · 10" 4 K"1 für Uz = 3,3 V, TC % 0 für Uz = 5,1 V und TC « 10~3 K"1 für Uz = 47 V. Der differentielle Widerstand im Durchbruchbereich wird mit rz bezeichnet und entspricht dem Kehrwert der Steigung der Kennlinie; mit (1.17) folgt: dÜD

d!D

KBRUT

~

\ID\

KBRUT

~

^

AUD

h

A ο UF

Ö Κ

a Schaltsymbol Abb. 1.18. Z-Diode

^D

"Z

b Kennlinie

A/n

UD

1

28

Die Diode

1 a Schaltung

b Kennlinie

Abb. 1.19. Spannungsstabilisierung mit Z-Diode

Er hängt maßgeblich vom Emissionskoeffizienten nBR ab, der bei Uz ^ 8 V mit nBR « 1 . . . 2 ein Minimum erreicht und zu kleineren und größeren ZSpannungen hin zunimmt; typisch ist HBR & 10...20 bei £/z = 3,3V und nBR ^ 4 . . . 8 bei Uz = 47 V. Die Spannungsstabilisierende Wirkung der Z-Diode beruht darauf, daß die Kennlinie im Durchbruchbereich sehr steil und damit der differentielle Widerstand xz sehr klein ist; am besten eignen sich Z-Dioden mit Uz ^ SV, da deren Kennlinie wegen des Minimums von nBR die größte Steigung hat. Für \ID\ = 5mA erhält man Werte zwischen xz & 5 . . . 10Ω bei Uz = 8,2 V und xz ^ 50... 100 Ω bei Uz = 3,3 V. Abb. 1.19a zeigt eine typische Schaltung zur Spannungsstabilisierung. Für 0 < Ua < Uz sperrt die Z-Diode und die Ausgangsspannung ergibt sich durch Spannungsteilung an den Widerständen Ry und RL'.

ua = u e ^ Wenn die Z-Diode leitet gilt Ua « Uz· Daraus folgt für die in Abb. 1.19b gezeigte Kennlinie: RL

fürl/e

!/ (1 +

Ua für Ue > Uz ( 1 +

Uz

^ ) RL) ^

Der Arbeitspunkt muß in dem Bereich liegen, in dem die Kennlinie nahezu horizontal verläuft, damit die Stabilisierung wirksam ist. Aus der Knotengleichung Rv RL erhält man durch Differentiation nach Ua den Glättuttgsfaktor dUe G

- düa -

Rv 1+

^z~

Rv +

TL

r

z«Rv-RL Rv

Tz

(1.20)

29

1.4 Spezielle Dioden und ihre Anwendung

und den Stabilisierungsfaktor [1.7]: dUe Ue

s=

Ua Μ Ue dUa

UqRy Uerz

Ue

Ua Beispiel: In einer Schaltung mit einer Versorgungsspannung Ub = 12 V ± 1V soll ein Schaltungsteil Α mit einer Spannung UA = 5,1 V db 10 mV versorgt werden; dabei wird ein Strom IA = 1 mA benötigt. Man kann den Schaltungsteil als Widerstand mit RL = UA/IA = 5,1 kQ auffassen und die Schaltung aus Abb. 1.19a mit einer Z-Diode mit Uz = 5,1 V verwenden, wenn man Ue — Ub und Ua — UA setzt. Der Vorwiderstand Ry muß nun so gewählt werden, daß G = dUe/dUa > 1 V/10 mV = 100 gilt; damit folgt aus (1.20) Rv « Grz > 100rz. Aus der Knotengleichung folgt D

-

Ue-Ua

Ua

Rv

RL RL

Ub-UA RV

und aus (1.17) — h = nBRUT/rz; durch Gleichsetzen erhält man mit Rv = GrZ) G — 100 und nBR = 2: Ub-UA-GnBRUT Ky

=

1

=

1,/Ki2

Für die Ströme folgt Iv = (Ub - UA)/RV = 4,06mA und |/ D | = Iv - IA = 3,06 mA. Man erkennt, daß der Strom durch die Z-Diode wesentlich größer ist als die Stromaufnahme IA des zu versorgenden Schaltungsteils. Deshalb eignet sich diese Art der Spannungsstabilisierung nur für Teilschaltungen mit geringer Stromaufnahme. Bei größerer Stromaufnahme muß man einen Spannungsregler einsetzen, der zwar teurer ist, aber neben einer geringeren Verlustleistung auch eine bessere Stabilisierung bietet.

Uz

υ.

1

1 a Schaltung

Abb. 1.20. Spannungsbegrenzung mit Z-Diode

~--uF b Kennlinie

ue

30

1

c

—ι

ι

UZ+UF

0

"

Diode

^

sι

1

-u7-uF a Schaltung

b Kennlinie

Abb. 1.21. Symmetrische Spannungsbegrenzung mit zwei Z-Dioden Die Schaltung nach Abb. 1.19a kann auch zur Spannungsbegrenzung eingesetzt werden. Entfernt man in Abb. 1.19a den Widerstand RL, erhält man die Schaltung in Abb. 1.20a mit der in Abb. 1.20b gezeigten Kennlinie:

{

- UF

für

Ue

für

Ue 2... 100MHz > l/r geeignet. Eine weitere wichtige Eigenschaft der pin-Diode ist die geringe Sperrschichtkapazität aufgrund der vergleichsweise dicken i-Schicht. Deshalb kann man die pin-Diode auch als Hochfrequenzschalter einsetzen, wobei aufgrund der geringen Sperrschichtkapazität bei offenem Schalter (ϊη,ρΐη = 0) eine gute Sperrdämpfung erreicht wird. Die typische Schaltung eines HF-Schalters entspricht weitgehend dem in Abb. 1.23 gezeigten Dämpfungsglied, das in diesem Fall als KurzschlußSerien-Kurzschluß-Schalter mit besonders hoher Sperrdämpfung arbeitet.

ο υ,

ι

Abb. 1.23. 7T-Dämpfungsglied mit drei pin-Dioden für HF-Anwendungen

1 Die Diode

32

1.4.3 Kapazitätsdiode

Aufgrund der Spannungsabhängigkeit der Sperrschichtkapazität kann man eine Diode als variable Kapazität betreiben; dazu wird die Diode im Sperrbereich betrieben und die Sperrschichtkapazität über die Sperrspannung eingestellt. Aus (1.12) auf Seite 21 folgt, daß der Bereich, in dem die Kapazität verändert werden kann, maßgeblich vom Kapazitätskoeffizienten ms abhängt und mit zunehmendem Wert von ms größer wird. Einen besonders großen Bereich von 1 : 3 . . . 10 erreicht man bei Dioden mit hyperabrupter Dotierung (ms ~ 0,5... 1), bei denen die Dotierung in der Nähe der pn-Grenze zunächst zunimmt, bevor der Übergang zum anderen Gebiet erfolgt [1.8]. Dioden mit diesem Dotierungsprofil werden Kapazitätsdioden (Abstimmdiode, varicap) genannt und überwiegend zur Frequenzabstimmung in LC-Schwingkreisen eingesetzt. Abb. 1.24 zeigt das Schaltzeichen einer Kapazitätsdiode und den Verlauf der Sperrschichtkapazität Cs für einige typische Dioden. Die Verläufe sind ähnlich, nur die Diode BB512 nimmt aufgrund der starken Abnahme der Sperrschichtkapazität eine Sonderstellung ein. Man kann den Kapazitätskoeffizienten ms aus der Steigung in der doppelt logaritmischen Darstellung ermitteln; dazu sind in Abb. 1.24 die Steigungen für ms = 0,5 und ms = 1 eingezeichnet. Neben dem Verlauf der Sperrschichtkapazität Cs ist die Güte Q ein wichtiges Qualitätsmaß einer Kapazitätsdiode. Aus der Gütedefinition 9 Q = Re{Z}

PF 1000

500-200 100 50 20 10

5

Abb. 1.24. Schaltzeichen und Kapazitätsverlauf von Kapazitätsdioden

9 Diese Definition der Güte gilt für alle reaktiven Bauelemente.


1

Ά f

1

1

Τ

33

1

1

a mit einer Diode

b mit zwei Dioden

Abb. 1.25. Frequenzabstimmung von LC-Kreisen mit Kapazitätsdioden

und der Impedanz 1

Z(s) = RB + — 5C

s=jw

=

der Diode folgt [1.8]: 1 Q = Bei vorgegebener Frequenz ist Q umgekehrt proportional zum Bahnwiderstand RB. Eine hohe Güte ist demnach gleichbedeutend mit einem kleinen Bahnwiderstand und entsprechend geringen Verlusten bzw. einer geringen Dämpfung beim Einsatz in Schwingkreisen. Typische Dioden haben eine Güte von Q ^ 50... 500. Da man für einfache Berechnungen und für die Schaltungssimulation primär den Bahnwiderstand benötigt, wird in neueren Datenblättern zum Teil nur noch RB angegeben. Zur Frequenzabstimmung von LC-Schwingkreisen wird in den meisten Fällen eine der in Abb. 1.25 gezeigten Schaltungen verwendet. In Abb. 1.25a liegt die Reihenschaltung der Sperrschichtkapazität Cs der Diode und der Koppelkapazität CK parallel zu dem aus L und C bestehenden Parallelschwingkreis. Die Abstimmspannung UA > 0 wird über die Induktivität LB zugeführt; damit wird eine wechselspannungsmäßige Trennung des Schwingkreises von der Spannungsquelle UA erreicht und ein Kurzschluß des Schwingkreises durch die Spannungsquelle verhindert. Man muß LB ^> L wählen, damit sich LB nicht auf die Resonanzfrequenz auswirkt. Die Abstimmspannung kann auch über einen Widerstand zugeführt werden, dieser belastet jedoch den Schwingkreis und führt zu einer Abnahme der Güte des Kreises. Die Koppelkapazität CK verhindert einen Kurzschluß der Spannungsquelle UA durch die Induktivität L des Schwingkreises. Die Resonanzfrequenz beträgt unter Berücksichtigung von LB ^> L: CUR = 2nfR

1

=

L C +

CS(UA)

CK

34

1 Die Diode

Der Abstimmbereich hängt vom Verlauf der Sperrschichtkapazität und ihrem Verhältnis zur Schwingkreis-Kapazität C ab. Den maximalen Abstimmbereich erhält man mit C = 0 und CK ^> CsIn Abb. 1.25b liegt die Reihenschaltung von zwei Sperrschichtkapazitäten parallel zum Schwingkreis. Auch hier wird durch die Induktivität Lß ^> L ein hochfrequenter Kurzschluß des Schwingkreises durch die Spannungsquelle UA verhindert. Eine Koppelkapazität wird nicht benötigt, da beide Dioden sperren und deshalb kein Gleichstrom in den Schwingkreis fließen kann. Die Resonanzfrequenz beträgt in diesem Fall: CUR = 2nfR

=

L[C

CS(UA)\

Auch hier wir der Abstimmbereich mit C = 0 maximal; allerdings wird dabei nur die halbe Sperrschichtkapazität wirksam, so daß man bei gleicher Resonanzfrequenz im Vergleich zur Schaltung nach Abb. 1.25a entweder die Sperrschichtkapazität oder die Induktivität doppelt so groß wählen muß. Ein wesentlicher Vorteil der symmetrischen Anordnung der Dioden ist die bessere Linearität bei großen Amplituden im Schwingkreis; dadurch wird die durch die Nichtlinearität der Sperrschichtkapazität verursachte Abnahme der Resonanzfrequenz bei zunehmender Amplitude weitgehend vermieden [1.3]. 1.4.4 Brückengleichrichter

Die in Abb. 1.26 gezeigte Schaltung mit vier Dioden wird Brückengleichrichter genannt und zur Vollweg-Gleichrichtung in Netzteilen und Wechselspannungsmessern eingesetzt. Bei Brückengleichrichtern für Netzteile unterscheidet man zwischen Hochvolt-Brückengleichrichtern, die zur direkten Gleichrichtung der Netzspannung eingesetzt werden und deshalb eine entsprechend hohe Durchbruchspannung aufweisen müssen (UBR > 350 V), und NiedervoltBrückengleichrichtern, die auf der Sekundärseite eines Netztransformators eingesetzt werden; in Kapitel 16.5 wird dies näher beschrieben. Von den vier Anschlüssen werden zwei mit ~ und je einer mit + und — gekennzeichnet.

r\

ο

•

uo 11

t

'a

-*—o

ΛΛ

r\

0

Abb. 1.26. Brückengleichrichter


35

a Spannungskennlinie

b Stromkennlinie

Abb. 1.27. Kennlinien eines Brückengleichrichters

Bei positiven Eingangsspannungen leiten D\ und D3, bei negativen D2 und D4; die jeweils anderen Dioden sperren. Da der Strom immer über zwei leitende Dioden fließt, ist die gleichgerichtete Ausgangsspannung um 2UF « 1,2...2V kleiner als der Betrag der Eingangsspannung: 0 \Ue\-2UF

für \Ue\ < 2UF für \Ue\ > 2UF

Abb. 1.27a zeigt die Spannungskennlinie. An den sperrenden Dioden liegt eine maximale Sperrspannung von |L/b|mflx = \Ue\max an, die kleiner sein muß als die Durchbruchspannung der Dioden. Im Gegensatz zu den Spannungen ist das Verhältnis der Ströme betragsmäßig linear, siehe Abb. 1.27b: Ia = \Ie\

Dieser Zusammenhang wird in Meßgleichrichtern ausgenutzt; dazu wird die zu messende Wechselspannung über einen Spannungs-Strom-Wandler in einen Strom umgewandelt und mit einem Brückengleichrichter gleichgerichtet. 1.4.5 Mischer

Mischer werden in Datenübertragungsystemen zur Frequenzumsetzung benötigt. Man unterscheidet passive Mischer, die mit Dioden oder anderen passiven Bauteilen arbeiten, und aktive Mischer mit Transistoren. Bei den passiven Mischern wird der aus vier Dioden und zwei Übertragern mit Mittelanzapfung bestehende Ringmodulator am häufigsten eingesetzt. Abb. 1.28 zeigt einen als Abwärtsmischer (downconverter) beschalteten Ringmodulator mit den Dioden Di... D4 und den Übertragern L\ — L2 und L3 — L4 [1.9]. Die Schaltung setzt das Eingangssignal UHF mit der Frequenz fHF mit Hilfe der Lokaloszillator-Spannung Uw mit der Frequenz fw auf eine Zwischenfrequenz fzF = \/HF ~~ fw\ u m · Das Ausgangssignal UzF wird mit einem auf die Zwischenfrequenz abgestimmten Schwingkreis von zusätzlichen, bei der Umsetzung entstehenden Frequenzanteilen befreit. Der Lokaloszillator liefert eine Sinus- oder Rechteck-Spannung

36

1 Diode

Abb. 1.28. Ringmodulator als Abwärtsmischer

mit der Amplitude üw> UHF und UZF sind sinusförmige Spannungen mit den Amplituden üHF bzw. ÜZF> Im normalen Betrieb gilt üL0 > ÜHF > ÜZF> d.h. die Spannung des Lokaloszillators legt fest, welche Dioden leiten; bei Verwendung eines l:l-Übertragers mit L4 = L3fl + gilt: Α und D2 leiten Uw > 2UF keine Diode leitet - 2UF < UL0 2UF verwendet, erfolgt die Polaritätsumschaltung schlagartig, d.h. der Ringmodulator multipliziert das Eingangssignal mit einem Rechteck-Signal. Von den dabei entstehenden Frequenz-

Abb. 1.29. Funktionsweise eines Ringmodulators


37

anteilen der Form \mfw + nfHF\ mit beliebigem ganzzahligem Wert für m und η = ± 1 filtert das ZF-Filter die gewünschte Komponente mit m = 1, η = — 1 bzw. m = — l,n = 1 aus. Der Ringmodulator ist als Bauteil mit sechs Anschlüssen, je zwei für HF-, LOund ZF-Seite, erhältlich [1.9]. Darüber hinaus gibt es integrierte Schaltungen, die nur die Dioden enthalten und demzufolge nur vier Anschlüsse besitzen. Man beachte in diesem Zusammenhang, daß sich Mischer und Brückengleichrichter trotz der formalen Ähnlichkeit in der Anordnung der Dioden unterscheiden, wie ein Vergleich von Abb. 1.28 und Abb. 1.26 zeigt.

Literatur

[1.1] [1.2] [1.3] [1.4] [1.5] [1.6] [1.7] [1.8] [1.9]

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Kapitel 2: Bipolartransistor

Der Bipolartransistor ist ein Halbleiterbauelement mit drei Anschlüssen, die mit Basis (base,B), Emitter (emitter,E) und Kollektor (collector,C) bezeichnet werden. Man unterscheidet zwischen Einzeltransistoren, die für die Montage auf Leiterplatten gedacht und in einem eigenen Gehäuse untergebracht sind, und integrierten Transistoren, die zusammen mit weiteren Halbleiterbauelementen auf einem gemeinsamen Halbleiterträger (Substrat) hergestellt werden. Integrierte Transistoren haben einen vierten Anschluß, der aus dem gemeinsamen Träger resultiert und mit Substrat (substrate,S) bezeichnet wird; er ist für die elektrische Funktion von untergeordneter Bedeutung. Dioden-Ersatzschaltbilder: Bipolartransistoren bestehen aus zwei antiseriell geschalteten pn-Dioden, die eine gemeinsame p- oder η-Zone besitzen. Abbildung 2.1 zeigt die Schaltzeichen und die Dioden-Ersatzschaltbilder eines npnTransistors mit gemeinsamer p-Zone und eines pnp-Transistors mit gemeinsamer η-Zone. Die Dioden-Ersatzschaltbilder geben zwar die Funktion des Bipolartransistors nicht richtig wieder, ermöglichen aber einen Überblick über die Betriebsarten und zeigen, daß bei einem unbekannten Transistor der Typ (npn oder pnp) und der Basisanschluß mit einem Durchgangsprüfer ermittelt werden kann; Kollektor und Emitter sind wegen des symmetrischen Aufbaus nicht einfach zu unterscheiden. Betriebsarten: Der Bipolartransistor wird zum Verstärken und Schalten von Signalen eingesetzt und dabei meist im Normalbetrieb (forward region) betrieben, bei dem die Emitter-Diode (BE-Diode) in Flußrichtung und die Kollektor-Diode (BC-Diode) in Sperrichtung betrieben wird. Bei einigen Schalt-

E

Ε a npn-Transistor

Ε

Ε b pnp-Transistor

Abb. 2.1. Schaltzeichen und Dioden-Ersatzschaltbilder

2 Der Bipolartransistor

40

)[uBE>o a npn-Transistor

b pnp-Transistor

Abb. 2.2. Spannungen und Ströme im Normalbetrieb

anwendungen wird auch die BC-Diode zeitweise in Flußrichtung betrieben; man spricht dann von Sättigung oder Sättigungsbetrieb (saturation region). In den Inversbetrieb (reverse region) gelangt man durch Vertauschen von Emitter und Kollektor; diese Betriebsart bietet nur in Ausnahmefällen Vorteile. Im Sperrbetrieb (cut-off region) sind beide Dioden gesperrt. Abbildung 2.2 zeigt die Polarität der Spannungen und Ströme bei Normalbetrieb für einen npnund einen pnp-Transistor. 2.1

Verhalten eines Bipolartransistors

Das Verhalten eines Bipolartransistors läßt sich am einfachsten anhand der Kennlinien aufzeigen. Sie beschreiben den Zusammenhang zwischen den Strömen und den Spannungen am Transistor für den Fall, daß alle Größen statisch, d.h. nicht oder nur sehr langsam zeitveränderlich sind. Für eine rechnerische Behandlung des Bipolartransistors werden zusätzlich Gleichungen benötigt, die das Verhalten ausreichend genau beschreiben. Wenn man sich auf den für die Praxis besonders wichtigen Normalbetrieb beschränkt und sekundäre Effekte vernachlässigt, ergeben sich besonders einfache Gleichungen. Bei einer Überprüfung der Funktionstüchtigkeit einer Schaltung durch Simulation auf einem Rechner muß dagegen auch der Einfluß sekundärer Effekte berücksichtigt werden. Dazu gibt es aufwendige Modelle, die auch das dynamische Verhalten bei Ansteuerung mit sinus- oder pulsförmigen Signalen richtig wiedergeben. Diese Modelle werden im Abschnitt 2.3 beschrieben und sind für ein grundsätzliches Verständnis nicht nötig. Im folgenden wird das Verhalten von npn-Transistoren beschrieben; bei pnp-Transistoren haben alle Spannungen und Ströme umgekehrte Vorzeichen. 2.1.1 Kennlinien

Ausgangskennlinienfeld: Legt man in der in Abb. 2.2a gezeigten Anordnung verschiedene Basis-Emitter-Spannungen UBE an und mißt den Kollektorstrom Ic als

2.1

Verhalten eines Bipolartransistors

41

0,72 U,BE_

1

2

3

4

5

6

7

Abb. 2.3. Ausgangskennlinienfeld eines npn-Transistors

Funktion der Kollektor-Emitter-Spannung UCE-> erhält man das in Abb. 2.3 gezeigte Ausgangskennlinienfeld. Mit Ausnahme eines kleinen Bereiches nahe der Ic-Achse sind die Kennlinien nur wenig von UCE abhängig und der Transistor arbeitet im Normalbetrieb, d.h. die BE-Diode leitet und die BC-Diode sperrt. Nahe der Jc-Achse ist UCE SO klein, daß auch die BC-Diode leitet und der Transistor in die Sättigung gerät. An der Grenze, zu der die Sättigungsspannung UcE,sat gehört, knicken die Kennlinien scharf ab und verlaufen näherungsweise durch den Ursprung des Kennlinienfeldes. Übertragungskennlinienfeld: Im Normalbetrieb ist der Kollektorstrom Ic im wesentlichen nur von ÜBE abhängig. Trägt man Ic für verschiedene, zum Normalbetrieb gehörende Werte von UCE als Funktion von UBE auf, erhält man

JcA

bJ

mA

μΑ

10--

25-

f

206 -

15-

4—

10-

2 —

5-

0

-h

0,2

0,4

0,6

0,8

4-

1,0 UBE

a Ubertragungskennlinienfeld Abb. 2.4. Kennlinienfelder im Normalbetrieb

1

0,2

0,4

7

/

0,6

I

0,8

I •

1,0 UBE V b Eingangskennlinienfeld

42


das in Abb. 2.4a gezeigte Übertragungskennlinienfeld. Aufgrund der geringen Abhängigkeit von UCE liegen die Kennlinien sehr dicht beieinander. Eingangskennlinienfeld: Zur vollständigen Beschreibung wird noch das in Abb. 2.4b gezeigte Eingangskennlinienfeld benötigt, bei dem der Basisstrom IB für verschiedene, zum Normalbetrieb gehörende Werte von UCE als Funktion von ÜBE aufgetragen ist. Auch hier ist die Abhängigkeit von UCE sehr gering. Stromverstärkung: Vergleicht man die Übertragungskennlinien in Abb. 2.4a mit den Eingangskennlinien in Abb. 2.4b, so fällt sofort der ähnliche Verlauf auf. Daraus ergibt sich, daß im Normalbetrieb der Kollektorstrom Ic dem Basisstrom IB näherungsweise proportional ist. Die Proportionalitätskonstante Β wird Stromverstärkung genannt:

k h

Β

(2.1)

2.1.2 Beschreibung durch Gleichungen

Die für die rechnerische Behandlung erforderlichen Gleichungen basieren auf der Tatsache, daß das Verhalten des Transistors im wesentlichen auf das Verhalten der BE-Diode zurückgeführt werden kann. Der für eine Diode charakteristische exponentielle Zusammenhang zwischen Strom und Spannung zeigt sich im Übertragungs- und im Eingangskennlinienfeld des Transistors als exponentielle Abhängigkeit der Ströme IB und Ic von der Spannung ÜBE» Ausgehend von einem allgemeinen Ansatz Ic = IC(UBE>UCE) und IB = IB(UBE>UCE) erhält man für den Normalbetrieb [2.1]:

( h

=

f)

mit Β = B(UBE,UCE)

| D 16

12

(2.2) (2.3)

Dabei ist Is ^ 10~ ... 10~ Α der Sättigungssperrstrom des Transistors und UT die Temperaturspannung; bei Raumtemperatur gilt UT ^ 26 mV. Early-Effekt: Die Abhängigkeit von UCE wird durch den Early-Effekt verursacht und durch den rechten Term in (2.2) empirisch beschrieben. Grundlage für diese Beschreibung ist die Beobachtung, daß sich die extrapolierten Kennlinien des Ausgangskennlinienfelds näherungsweise in einem Punkt schneiden [2.2]; Abb. 2.5 verdeutlicht diesen Zusammenhang. Die Konstante UA heißt EarlySpannung und beträgt bei npn-Transistoren U^npn ^ 3 0 . . . 150 V, bei pnp-Transistoren UA)Pnp « 3 0 . . . 75V. Im Abschnitt 2.3.1 wird der Early-Effekt genauer betrachtet, für den hier betrachteten Normalbetrieb ist die empirische Beschreibung ausreichend. Basisstrom und Stromverstärkung: Der Basisstrom IB wird auf Ic bezogen; dabei tritt die Stromverstärkung Β als Proportionalitätskonstante auf. Diese Dar-

2.1 Verhalten eines Bipolartransistors

43

-υΔ

J

CE

Abb. 2.5. Early-Effekt und Early-Spannung UA im Ausgangskennlinienfeld Stellung wird gewählt, da für viele einfache Berechnungen die Abhängigkeit der Stromverstärkung von UBE und UCE vernachlässigt werden kann; Β ist dann eine unabhängige Konstante. In den meisten Fällen wird jedoch die Abhängigkeit von UCE berücksichtigt, da sie ebenfalls durch den Early-Effekt verursacht wird [2.2], d.h. es gilt: B(UBE,UCE)

= BO(UBE)\1

(2.4)

+ -Ü

BO(UBE) ist die extrapolierte Stromverstärkung für UCE = 0 V. Die Extrapolation ist notwendig, da bei UCE = OV kein Normalbetrieb mehr vorliegt. Großsignalgleichungen: Durch Einsetzen von (2.4) in (2.3) erhält man die Großsignalgleichungen des Bipolartransistors:

(2.5)

(2.6)

2.1.3

Verlauf der Stromverstärkung Gummel-Plot: Die Stromverstärkung B(UBE> UCE) wird im folgenden noch näher untersucht. Da die Ströme IB und Ic exponential von ÜBE abhängen, bietet sich eine halblogarithmische Darstellung über ÜBE mit UCE als Parameter an. Diese in Abb. 2.6 gezeigte Auftragung wird Gummel-Plot genannt und hat die Eigenschaft, daß die exponentiellen Verläufe in (2.5) und (2.6) in Geraden übergehen, wenn man Bo als konstant annimmt:

1+

^

2

44

Der Bipolartransistor

Α Ά 1 -100 m - 10m--

1 m-100μ-10μ--

1μ100η-10η-1 η--

100 ρ - -

τ0,2

0,4

0,6

0,8

1,0

V

Abb. 2.6. Halblogrithmische Auftragung der Ströme IB und Ic im Normalbetrieb (Gummel-

Plot) In Abb. 2.6 sind diese Geraden für zwei Werte von UCE gestrichelt wiedergegeben. Die Stromverstärkung Β tritt dabei als Verschiebung in y-Richtung auf: UCE

UA Die realen Verläufe sind ebenfalls in Abb. 2.6 eingetragen. Sie stimmen in einem großen Bereich mit den Geraden überein, d.h. Bo kann hier als konstant angenommen werden. In zwei Bereichen ergeben sich jedoch Abweichungen [2.2]: •

•

Bei sehr kleinen Kollektorströmen ist der Basisstrom größer als der durch (2.6) für konstantes Bo gegebene Wert. Diese Abweichung wird durch zusätzliche Anteile im Basisstrom verursacht und führt zu einer Abnahme von Β bzw. Bo. Die Großsignalgleichungen (2.5) und (2.6) sind auch in diesem Bereich gültig. Bei sehr großen Kollektorströmen ist der Kollektorstrom kleiner als der durch (2.5) gegebene Wert. Diese Abweichung wird durch den Hochstromeffekt verursacht und führt ebenfalls zu einer Abnahme von Β bzw. Bo. In diesem Bereich sind die Großsignalgleichungen (2.5) und (2.6) nicht mehr gültig, da eine Abnahme von BQ nach diesen Gleichungen zu einer Zunahme von Iß und nicht, wie erforderlich, zu einer Abnahme von Ic führt. Dieser Bereich wird jedoch nur bei Leistungstransistoren genutzt.

Darstellung des Verlaufs: In der Praxis wird die Stromverstärkung Β als Funktion von Ic und UCE angegeben, d.h. man ersetzt B{UBE>UCE) durch B(ICyUCE)> indem man den für festes UCE gegebenen Zusammenhang zwischen Ic und ÜBE nutzt, um die Variablen auszutauschen. In gleicher Weise wird B0(UBE) durch ersetzt. Diese veränderte Darstellung erleichtert die Dimensionierung von


10μ

ΊΟΟμ

45

1m

1Om

100m

_/ς_

Abb. 2.7. Verlauf der Großsignalstromverstärkung Β und der Kleinsignalstromverstärkung β im Normalbetrieb

Schaltungen, da bei der Arbeitspunkteinstellung zunächst Ic und UCE festgelegt werden und anschließend mit Hilfe von B(IC, UCE) der zugehörige Basisstrom ermittelt wird; bei der Arbeitspunkteinstellung für die Grundschaltungen im Abschnitt 2.4 wird auf diese Weise vorgegangen. In Abb. 2.7 ist der Verlauf der Stromverstärkung Β und der differentiellen Stromverstärkung (2.7) über Ic für zwei verschiedene Werte von UCE aufgetragen. Man bezeichnet Β als Großsignalstromverstärkung und β als Kleinsignalstromverstärkung. Die Verläufe sind typisch für Kleinleistungstransistoren, bei denen das Maximum der Stromverstärkung für Ic ~ 1 . . . 10 mA erreicht wird. Bei Leistungstransistoren verschiebt sich dieses Maximum in den Ampere-Bereich. In der Praxis wird der Transistor im Bereich des Maximums oder links davon, d.h. bei kleineren Kollektorströmen, betrieben. Den Bereich rechts des Maximums vermeidet man nach Möglichkeit, da durch den Hochstromeffekt nicht nur B, sondern zusätzlich die Schaltgeschwindigkeit und die Grenzfrequenzen des Transistors reduziert werden; in den Abschnitten 2.3.2 und 2.3.3 wird dies näher beschrieben. Die Kleinsignalstromverstärkung β wird zur Beschreibung des Kleinsignalverhaltens im nächsten Abschnitt benötigt. Ausgehend von (2.7) erhält man über 1

ß

die

dir

46


einen Zusammenhang zwischen β und Β [2.3]: Β

ß =

Β die Im Bereich links des Maximums von Β ist (dB/die) positiv und damit β > Β. Im Maximum ist (dB/die) = 0, so daß dort β — Β gilt. Rechts des Maximums ist (dB/die) negativ und damit β < Β. Bestimmung der Werte: Wird der Transistor mit einem Kollektorstrom im Bereich des Maximums der Stromverstärkung Β betrieben, so kann man die Näherung Bmax(UCE)

(2.8)

verwenden; dabei bezeichnet Bmax(UCE)> wie in Abb. 2.7 gezeigt, den von UCE abhängigen Maximalwert von B. Ist der Verlauf von Β im Datenblatt eines Transistors durch ein Diagramm entsprechend Abb. 2.7 gegeben, kann man B(Ic, UCE) aus dem Diagramm entnehmen und, wenn Kurven für β fehlen, die Näherung (2.8) verwenden. Ist für Β nur ein Wert im Datenblatt angegeben, kann man diesen als Ersatzwert für Β und β verwenden. Typische Werte sind Β % 100... 500 für Kleinleistungstransistoren und Β % 10... 100 für Leistungstransistoren. Bei Darlington-Transistoren sind intern zwei Transistoren zusammengeschaltet, so daß je nach Leistungsklasse Β « 500... 10000 erreicht wird. Die Darlington-Schaltung wird im Abschnitt 2.4.4 näher beschrieben.

2.1.4 Arbeitspunkt und Kleinsignalverhalten Ein Anwendungsgebiet des Bipolartransistors ist die lineare Verstärkung von Signalen im Kleinsignalbetrieb. Dabei wird der Transistor in einem Arbeitspunkt A betrieben und mit kleinen Signalen um den Arbeitspunkt ausgesteuert. Die nichtlinearen Kennlinien können in diesem Fall durch ihre Tangenten im Arbeitspunkt ersetzt werden und man erhält näherungsweise lineares Verhalten.

Bestimmung des Arbeitspunkts Der Arbeitspunkt Α wird durch die Spannungen UCE,A und UBE,A und die Ströme IQA und IB,A charakterisiert und durch die äußere Beschattung des Transistors festgelegt. Diese Festlegung wird Arbeitspunkteinstellung genannt. Beispielhaft wird der Arbeitspunkt der einfachen Verstärkerschaltung in Abb. 2.8a ermittelt. Er wird mit den als bekannt vorausgesetzten Widerständen Ri und R2 eingestellt. Numerische Lösung: Aus den Großsignalgleichungen des Transistors und den Knotengleichungen für Basis- und Kollektoranschluß erhält man mit Ie = Ia = 0


47

o-*-

1

a Schaltung

J

BE,A

b Eingangskennlinienfeld

Abb. 2.8. Beispiel zur Bestimmung des Arbeitspunkts das Gleichungssystem k

=

IC(UBE,UCE)

h

=

IB(UBE,UCE)

h

= h =

Kennlinien des Transistors

η

Lastgeraden

Ic = h = mit vier Gleichungen und vier Unbekannten. Die Arbeitspunktgrößen UBE,A> UCE,A> h,A und IC,A findet man durch Lösen der Gleichungen. Graphische Lösung: Neben der numerischen Lösung ist auch eine graphische Lösung möglich. Dazu zeichnet man die Lastgeraden in das entsprechende Kennlinienfeld ein und ermittelt die Schnittpunkte. Da das Eingangskennlinienfeld wegen der vernachlässigbar geringen Abhängigkeit von UCE praktisch nur aus einer Kennlinie besteht, erhält man nach Abb. 2.8b nur einen Schnittpunkt

J

CE,A

CE

Abb. 2.9. Beispiel zur Bestimmung des Arbeitspunkts im Ausgangskennlinienfeld

48

2


und kann UBE,A und IByA sofort ablesen. Im Ausgangskennlinienfeld kann man nun UcEyA und IQA aus dem Schnittpunkt der Geraden mit der zu UBE,A gehörigen Ausgangskennlinie bestimmen, siehe Abb. 2.9. Arbeitspunkteinstellung: Sowohl die numerische als auch die graphische Bestimmung des Arbeitspunkts sind analytische Verfahren, d.h. man kann damit bei bekannter Beschaltung den Arbeitspunkt ermitteln. Zum Entwurf von Schaltungen werden dagegen Syntheseverfahren benötigt, mit denen man die zu einem gewünschten Arbeitspunkt gehörige Beschaltung finden kann. Diese Verfahren werden bei der Beschreibung der Grundschaltungen im Abschnitt 2.4 behandelt. Kleinsignalgleichungen und Kleinsignalparameter

Kleinsignalgrößen: Bei Aussteuerung um den Arbeitspunkt werden die Abweichungen der Spannungen und Ströme von den Arbeitspunktwerten als Kleinsignalspannungen und -ströme bezeichnet. Man definiert: ÜBE

=

ÜBE — UBE,A

>

iß

=

h

UCE

=

UCE — UCE,A

y

ic

=

Ic ~

—

h,A IQA

Linearisierung: Die Kennlinien werden durch ihre Tangenten im Arbeitspunkt ersetzt, d.h. sie werden linearisiert. Dazu führt man eine Taylorreihenentwicklung im Arbeitspunkt durch und bricht nach dem linearen Glied ab: iB =

IB(UBE,A

dIB dUBE

+ uBE> UCE,A + UCE) UBE

ic =

h,A

UCE

E> UCE, A

dir

die UBE

UCE

Abb. 2.10 verdeutlicht die Linearisierung am Beispiel der Übertragungskennlinie; dazu ist der Bereich um den Arbeitspunkt stark vergrößert dargestellt. Die Stromänderung ic wird über die Kennlinie aus der Spannungsänderung UBE ermittelt, die Stromänderung /c,/m über die Tangente. Bei kleiner Aussteuerung kann man ic = icyiin setzen. Kleinsignalgleichungen: Die partiellen Ableitungen im Arbeitspunkt werden Kleinsignalparameter genannt. Nach Einführung spezieller Bezeichner erhält man die Kleinsignalgleichungen des Bipolartransistors:

1 IB

=

rBE

UBE

+

Sr WC£ 1

ic -

S ÜBE 4

WCJS

(2.9) (2.10)

2.1 Verhalten eines Bipolartransistors UCE= const

lc=

49

IC{U

Abb. 2.10. Linearisierung am Beispiel der Übertragungskennlinie

Kleinsignalparameter: Die Steilheit S beschreibt die Änderung des Kollektorstroms Ic mit der Basis-Emitter-Spannung ÜBE i m Arbeitspunkt. Sie kann im Übertragungskennlinienfeld nach Abb. 2.4a aus der Steigung der Tangente im Arbeitspunkt ermittelt werden, gibt also an, wie steil die Übertragungskennlinie im Arbeitspunkt ist. Durch Differentiation der Großsignalgleichung (2.5) erhält man: die

duBE

A '

k,A UT

(2.11)

Der Kleinsignaleingangswiderstand TBE beschreibt die Änderung der BasisEmitter-Spannung ÜBE mit dem Basisstrom IB im Arbeitspunkt. Er kann aus dem Kehrwert der Steigung der Tangente im Eingangskennlinienfeld nach Abb. 2.4b ermittelt werden. Die Differentiation der Großsignalgleichung (2.6) läßt sich umgehen, indem man den Zusammenhang JBE

'BE du>

die

dir din nutzt. Damit läßt sich TBE aus der Steilheit S nach (2.11) und der Kleinsignalstromverstärkung β nach (2.7) berechnen: reE =

duBE

„ öle A

β S

(2.12)

Der Kleinsignalausgangswiderstand TCE beschreibt die Änderung der Kollektor-Emitter-Spannung UCE mit dem Kollektorstrom 7c im Arbeitspunkt. Er kann aus dem Kehrwert der Steigung der Tangente im Ausgangskennlinienfeld nach Abb. 2.3 ermittelt werden. Durch Differentiation der Großsignalgleichung (2.5) erhält man: (2.13) In der Praxis arbeitet man mit der in (2.13) angegeben Näherung.

50

2


ΙΑ

BE, A

AU,'BE ÜBE, A

UBE

AUCE t

A/r AU,BE

Eingangskennlinie

CE,A

CE

Übertragungskennlinie

Ausgangskennlinie

Abb. 2.11. Ermittlung der Kleinsignalparameter aus den Kennlinienfeldern

Die Rückwärtssteilheit Sr beschreibt die Änderung des Basisstroms IB mit der Kollektor-Emitter-Spannung UCE im Arbeitspunkt. Sie ist vernachlässigbar gering. In der Großsignalgleichung (2.6) ist diese Abhängigkeit bereits vernachlässigt, d.h. Iß hängt nicht von UCE ab: (2.14) A

Man kann die Kleinsignalparameter auch aus den Kennlinienfeldern ermitteln; dazu zeichnet man die Tangenten im Arbeitspunkt ein und bestimmt ihre Steigungen, siehe Abb. 2.11. In der Praxis wird dieses Verfahren wegen der begrenzten Ablesegenauigkeit nur selten verwendet; zudem sind die Kennlinienfelder im Datenblatt eines Transistors meist gar nicht enthalten. Kleinsignalersatzschaltbild Aus den Kleinsignalgleichungen (2.9) und (2.10) erhält man mit Sr = 0 das in Abb. 2.12 gezeigte Kleinsignalersatzschaltbild des Bipolartransistors. Kennt man die Arbeitspunktgrößen IQA-> UCE,A und β des Transistors, kann man mit (2.11), (2.12) und (2.13) die Parameter bestimmen. Dieses Ersatzschaltbild eignet sich zur Berechnung des Kleinsignalverhaltens von Transistorschaltungen bei niedrigen Frequenzen ( 0 . . . 10 kHz); es wird des-

U

BE\

SUr

'CE\

U

CE

Abb. 2.12. Kleinsignalersatzschaltbild eines Bipolartransistors


51

halb auch Gleichstrom-Kleinsignalersatzschaltbild genannt. Aussagen über das Verhalten bei höheren Frequenzen, den Frequenzgang und die Grenzfrequenz von Transistorschaltungen kann man nur mit Hilfe des im Abschnitt 2.3.3 beschriebenen Wechselstrom-Kleinsignalersatzschaltbilds erhalten. Vierpol-Matrizen

Man kann die Kleinsignalgleichungen auch in Matrizen-Form angeben:

•i-

s,

s

1_

ic

ÜBE UCE

Diese Darstellung entspricht der Leitwert-Darstellung eines Vierpols und stellt damit eine Verbindung zur Vierpoltheorie her. Die Leitwert-Darstellung beschreibt den Vierpol durch die Y-Matrix Ye: _ γ ί UBE 1

iß 1 ic

\

l

U

CE

J

Γ yn,e

yi2ye j Γ UBE

_ | y2l,e

y22ye \ |_ UQE

Der Index e weist darauf hin, daß der Transistor in Emitterschaltung betrieben wird, d.h. der Emitteranschluß wird entsprechend der Durchverbindung im Kleinsignalersatzschaltbild nach Abb. 2.12 für das Eingangs- und das Ausgangstor benutzt. Die Emitterschaltung wird im Abschnitt 2.4 näher beschrieben. Ebenfalls üblich ist die Hybrid-Darstellung mit der Η-Matrix He: U

BE

]

H

[ iß 1 _

\ hn,e

hn,e

l21,e

h22,e

Durch einen Vergleich erhält man folgende Zusammenhänge: h

S =

Τ = «ΙΙ,έ?

- ^—

ß -- h

721,e

> h

Sr l

= h

Tn

e

^^-

n,e

1

Gültigkeitsbereich der Kleinsignalbetrachtung

Im Zusammenhang mit dem Kleinsignalersatzschaltbild stellt sich oft die Frage, wie groß die Aussteuerung um den Arbeitspunkt maximal sein darf, damit noch Kleinsignalbetrieb vorliegt. Diese Frage kann nicht allgemein beantwortet werden. Von einem mathematischen Standpunkt aus gesehen gilt das Ersatzschaltbild nur für infinitesimale, d.h. beliebig kleine Aussteuerung. In der Praxis sind die nichtlinearen Verzerrungen maßgebend, die bei endlicher Aussteuerung entstehen und einen anwendungsspezifischen Grenzwert nicht überschreiten sollen. Dieser Grenzwert ist oft in Form eines maximal zulässigen Klirrfaktors gegeben.


52

Im Abschnitt 4.2.3 wird darauf näher eingegangen. Das Kleinsignalersatzschaltbild ergibt sich aus einer nach dem linearen Glied abgebrochenen Taylorreihenentwicklung. Berücksichtigt man weitere Glieder der Taylorreihe, erhält man für den Kleinsignal-Kollektorstrom bei konstantem UCE [2.1]: die dUBE J.J.

uBE + "JJL·, •

o r r

2

6 dU? BE DL· '

X-TT3

DL· '

Bei harmonischer Aussteuerung mit uBE = üBE cos cot folgt daraus: ic

1 /

A

4

\~ÜT)

\

2

+

/

ÜBE

[uT+

Α

8 \UT)

\

3

COSCtff

2

+ .. .

cos 2cot +

In den eckigen Klammern treten Polynome mit geraden oder mit ungeraden Potenzen auf. Aus dem Verhältnis der ersten Oberwelle mit 2cot zur Grundwelle mit cot erhält man bei kleiner Aussteuerung, d.h. bei Vernachlässigung höherer Potenzen, näherungsweise den Klirrfaktor k [2.1]: ,

^

icgcot

^

uBE

(2.15)

ic,cot

Will man k z.B. kleiner als 1% halten, muß üBE < 0,04 UT ~ 1 mV gelten. Es ist also in diesem Fall nur eine sehr kleine Aussteuerung zulässig. 2.1.5 Grenzdaten und Sperrströme

Bei einem Transistor werden verschiedene Grenzdaten angegeben, die nicht überschritten werden dürfen. Sie gliedern sich in Grenzspannungen, Grenzströme und die maximale Verlustleistung. Betrachtet werden wieder npn-Transistoren; bei pnp-Transistoren haben alle Spannungen und Ströme umgekehrte Vorzeichen. Durchbruchsspannungen

BE-Diode: Bei der Emitter-Basis-Durchbruchsspannung U(BR)EBo bricht die Emitter-Diode im Sperrbetrieb durch. Der Zusatz (BR) bedeutet Durchbruch (breakdown); der Index Ο gibt an, daß der dritte Anschluß, hier der Kollektor, offen (open) ist. Für fast alle Transistoren gilt U(BR)EBo ^ 5 . . . 7 V; damit ist U(BR)EBO die kleinste Grenzspannung. Da ein Transistor selten mit negativen BasisEmitter-Spannungen betrieben wird, ist sie von untergeordneter Bedeutung.


53

m

I

1 Durchbruch 1 Art

Hi

III III III III

Illj jjji Durchbruch 2. Art Μ/L —

in

\\

^-TT7

/

)

Υ\£ε

/B=o

= 0

f~ ί J J

(BR)

CEO

J

(BR)

CER

U

(BR)

CES

CE

Abb. 2.13. Ausgangskennlinienfeld mit den Durchbruchskennlinien eines npn-Transistors

BC-Diode: Bei der Kollektor-Basis-Durchbruchspannung U(BR)CBO bricht die Kollektor-Diode im Sperrbetrieb durch. Da im Normalbetrieb die KollektorDiode gesperrt ist, ist durch U(BR)CBO eine für die Praxis wichtige Obergrenze für die Kollektor-Basis-Spannung gegeben. Bei Niederspannungstransistoren gilt % U(BR)CBO 2 0 . . . 80 V, bei Hochspannungstransistoren erreicht U(BR)CBO Werte bis zu 1300 V. U(BR)CBO ist die größte Grenzspannung eines Transistors. Kollektor-Emitter-Strecke: Besonders wichtig für die praktische Anwendung ist die maximal zulässige Kollektor-Emitter-Spannung UCE- Einen Überblick gibt das Ausgangskennlinienfeld in Abb. 2.13, bei dem im Vergleich zum Ausgangskennlinienfeld nach Abb. 2.3 der Bereich für UCE erweitert ist. Bei einer bestimmten Kollektor-Emitter-Spannung tritt ein Durchbruch auf, der ein starkes Ansteigen des Kollektorstroms zur Folge hat und in den meisten Fällen zur Zerstörung des Transistors führt. Die in Abb. 2.13 gezeigten Durchbruchskennlinien werden für verschiedene Beschaltungen der Basis aufgenommen. Bei der Aufnahme der Kennlinie „Jß > 0" wird mit einer Stromquelle ein positiver Basisstrom einprägt. Im Bereich der Kollektor-Emitter-Durchbruchsspannung U(BR)CEO steigt der Strom stark an und die Kennlinie geht näherungsweise in eine Vertikale über. Die Spannung U(BR)CEO ist die Kollektor-Emitter-Spannung, bei der trotz offener Basis, d.h. IB = 0, der Kollektorstrom aufgrund des Durchbruchs einen bestimmten Wert überschreitet. Zur Bestimmung von U(BR)CEO wird die Kennlinie „IB = 0" verwendet, die bei U(BR)CEO näherungsweise in eine Vertikale übergeht. Bei der Aufnahme der Kennlinie yyR" wird ein Widerstand zwischen Basis und Emitter geschaltet; dadurch erhöht sich die Durchbruchsspannung auf U(BR)CER· Der bei Durchbruch auftretende Stromanstieg hat in diesem Fall ein Absinken der Kollektor-Emitter-Spannung von U(BR)CER auf etwa U(BR)CEO zur Folge, so daß ein Kennlinienast mit negativer Steigung entsteht. Der Basisstrom IB ist dabei negativ. Dasselbe Verhalten zeigt die Kennlinie „UBE = 0", die mit kurzgeschlossener Basis-Emitter-Strecke aufgenommen wird. Die dabei auftretende Durchbruchsspannung U(BR)CES ist die größte der angegebenen Kollektor-Emitter-

54


Durchbruchsspannungen. Der Index S gibt an, daß die Basis kurzgeschlossen (shorted) ist. Es gilt allgemein: U(BR)CEO
die maximale Verlustleistung Ptot und die Grenze zum Bereich des Durchbruchs 2.Art begrenzt. Abbildung 2.14 zeigt die SOA in linearer und in doppelt logarithmischer Darstel-


56

'C, max

'C. max

i

\

CEO

a

b

|jnear

doppelt logarithmisch

Abb. 2.14. Zulässiger Betriebsbereich {safe operating area,SOA)

lung. Bei linearer Darstellung ergeben sich für die maximale Verlustleistung und den Durchbruch 2.Art Hyperbeln [2.2]: Verlustleistung:

Ic,max = —^~ const.

Durchbruch 2.Art: Ic,m

mit χ % 2

J

CE

' tot

W

mA

1.5

300

\

\

\

\

100

\

1,0

\ 30

\

10

50

100

150 TA Tc

\ \

10

30

100

°c °c a Power derating curve8

100 με 1 ms

\

\

0,5

25

s

-10 με

\

\

0

- 1 μβ

\

bSOA

Abb. 2.15. Grenzkurven eines Hochspannungs-Schalttransistors

\

10 ms DC

300

UCE V


57

Bei doppelt logarithmischer Darstellung gehen die Hyperbeln in Geraden mit der Steigung — 1 bzw. — χ über. Bei Kleinleistungstransistoren verläuft die Kurve für den Durchbruch 2.Art auch bei hohen Spannungen oberhalb der Kurve für die maximale Verlustleistung; sie tritt damit nicht als SOA-Grenze auf. Bei Leistungstransistoren sind zusätzlich Grenzkurven für Pulsbetrieb mit verschiedenen Pulsdauern angegeben. Bei sehr kurzer Pulsdauer und kleinem Tastverhältnis kann man den Transistor mit der maximalen Spannung U(BR)CEO und dem maximalen Kollektorstrom ICM gleichzeitig betreiben; die SOA ist in diesem Fall ein Rechteck. Aus diesem Grund lassen sich mit einem Transistor Lasten schalten, deren Leistung groß gegenüber der maximalen Verlustleistung ist; im Abschnitt 2.1.6 wird darauf noch näher eingegangen. Abbildung 2.15b zeigt die SOA eines Hochspannungs-Schalttransistors, der in drei verschiedenen Ausführungen mit U(BR)CEO = 160/250/300 V gefertigt wird. Der maximale Dauerstrom beträgt Ic,max = 100 mA, der maximal zulässige Spitzenstrom für einen Puls mit einer Dauer von 1 ms ist ICM = 300 mA. Für eine Pulsdauer unter 1 JLZS ist die SOA ein Rechteck. Man kann Lasten mit einer Verlustleistung bis zu Ρ = U(BR)cEoIcymax = 30 W > Ptot = 1,5 W schalten. 2.1.6 Thermisches Verhalten Zur Erläuterung des thermischen Verhaltens dient die Anordnung in Abb. 2.16. Die an den Außenseiten isolierten Körper haben die Temperaturen Γι, Τ2 und T3', Cthy2 ist die Wärmekapazität (thermische Speicherkapazität) des mittleren Körpers. Aufgrund der Temperaturunterschiede ergeben sich die Wärmeströme P\2 und P23 ly die sich mit Hilfe der Wärmewiderstände Rthyn und Rth,23 der Übergänge berechnen lassen: T1-T2 T2-T3

Pn =

Rfh,l2

P

p» τ,

\

23

T3

Abb. 2.16. Anordnung zur Erläuterung des thermischen Verhaltens

1 In der Wärmelehre werden Wärmeströme mit Φ bezeichnet. Hier wird Ρ verwendet, da bei elektrischen Bauteilen die Verlustleistung Pv die Wärmeströme verursacht.

58

2 Der Bipolartransistor ι Gehäuse

1 Sperrschicht R

th,

L

Kühlkörper R

th,

JC

1 1 ctl 1 1 L

CH

ι Umgebung ™th, HA

„cL·

Cth,Hj:\TH A

1 1 1 1 _L

ι

- ϊ\

-L-r-1-

J

Abb. 2.17. Thermisches Ersatzschaltbild eines Transistors mit Kühlkörper

Durch eine Bilanzierung der Wärmeströme erhält man die im mittleren Körper gespeicherte Wärmemenge Q^}2 und die Temperatur T2:

,

dT2

Pn-Pn

Bei konstanten Temperaturen T\ und Γ3 ändert sich die Temperatur T2 so lange, bis P\2 = P23 gilt; es wird dann genausoviel Wärme zu- wie abgeführt und T2 bleibt konstant. Wenn der zugeführte Wärmestrom P 12 konstant ist und der rechte Körper die Umgebung {ambient) mit der Umgebungstemperatur T3 = TA darstellt, erwärmt sich der mittlere Körper auf die Temperatur T2 = ^ + #^23^23; auch hier stellt sich Pu = P25 ein. Thermisches Ersatzschaltbild: Man kann ein elektrisches Ersatzschaltbild für das thermische Verhalten angeben. Die Größen Wärmestrom, Wärmewiderstand, Wärmekapazität und Temperatur entsprechen den elektrischen Größen Strom, Widerstand, Kapazität und Spannung. Bei einem Transistor werden die Körper Sperrschicht {junction,}), Gehäuse {case,Q, Umgebung {ambient,A) und, wenn vorhanden, Kühlkörper {heat sink,H) betrachtet. In die Sperrschicht wird die Verlustleistung Pv als Wärmestrom eingeprägt; die Temperatur TA der Umgebung sei konstant. Man erhält das in Abb. 2.17 gezeigte thermische Ersatzschaltbild, mit dem sich ausgehend von einem bekannten zeitlichen Verlauf von Pv die zeitlichen Verläufe der Temperaturen 7), TQ und TH berechnen lassen. Betrieb ohne Kühlkörper: Wenn kein Kühlkörper vorhanden ist, werden Rth,CH> RthyHA und CthyH durch den Wärmewiderstand Rth,CA zwischen Gehäuse und Umgebung ersetzt. Im Datenblatt eines Transistors ist für stehende Montage auf einer Leiterplatte und Betrieb ohne Kühlkörper oft der resultierende Wärmewiderstand RthjA zwischen Sperrschicht und Umgebung angegeben: RthJA — RthJC + Rth,CA

Betrieb mit Kühlkörper: Der Wärmewiderstand Rth,HA des Kühlkörpers ist im Datenblatt des Kühlkörpers angegeben; er hängt von der Größe, der Bauform und der Einbaulage ab. Der Wärmewiderstand Rth,CH hängt von der Montage des Transistors auf dem Kühlkörper ab; er muß durch die Verwendung spezieller Wärmeleitpasten klein gehalten werden, damit die Wirksamkeit des Kühlkörpers


59

nicht beeinträchtigt wird. Durch die Verwendung von Isolierscheiben zur elektrischen Isolation zwischen Transistor und Kühlkörper kann Rth,cH so groß werden, daß die Wirksamkeit großer Kühlkörper mit kleinem Rth,HA deutlich reduziert wird; auf jeden Fall sollte Rth,cH < Rth,HA gelten. Es gilt: RthJA = RthJC + Rth,CH + Rth,HA

Wenn mehrere Transistoren auf einem gemeinsamen Kühlkörper montiert werden, erhält man ein Ersatzschaltbild mit mehreren Sperrschichten und Gehäusen, die am Kiäukörper-Knoten angeschlossen sind. SMD-Transistoren: Bei Transistoren in SMD-Technik wird die Wärme über die Anschlußbeine an die Leiterplatte abgeführt. Der Wärmewiderstand zwischen Sperrschicht und Lötpunkt wird im Datenblatt mit Rthjs bezeichnet; der Index S bedeutet Lötpunkt (solderingpoint). Hier gilt: RthJA = RthJS + RthtSA Thermisches Verhalten bei statischem Betrieb

Bei statischem Betrieb ist die Verlustleistung Pv konstant und nur vom Arbeitspunkt abhängig; dies gilt aufgrund der geringen Aussteuerung auch für den Kleinsignalbetrieb: =

(2.16)

UCE,AIQA

Für die Temperatur der Sperrschicht erhält man: Tj = TA + PvRthjA Daraus folgt für die maximal zulässige statische Verlustleistung:

(2.17)

(2.18) Bei Silizium-Transistoren wird mit TJtgrenz = 150 °C gerechnet. TAjmax muß anwendungsspezifisch vorgegeben werden und bestimmt die maximale Umgebungstemperatur, bei der man die Schaltung betreiben darf. Im Datenblatt eines Transistors wird Pv,max(stat) als Funktion von TA und/oder Tc angegeben; Abb. 2.15a zeigt diese power derating curves. Ihr abfallender Teil wird durch (2.18) beschrieben, wenn man die zugehörigen Größen für Τ und Rth einsetzt:

Ρ

/ηη \ Vymax{stat)\L A)

JifffGnz —

A

~ K thJA •Ljygrenz

-*C

RthJC

Man kann deshalb die Wärmewiderstände RthjA und Rthjc auch aus dem Gefälle dieser Kurven bestimmen.


60

Thermisches Verhalten bei Pulsbetrieb Bei Pulsbetrieb darf die maximale Verlustleistung Pvymax(puis) die maximale statische Verlustleistung Pv,max(stat) nach (2.18) übersteigen. Mit der Pulsdauer tP, der Wiederholrate fw = l/TV und dem Tastverhältnis D = tPfw ergibt sich aus der Verlustleistung Pv(puU) die mittlere Verlustleistung Ργ = DPyxpwZs)» die Verlustleistung im ausgeschalteten Zustand kann dabei vernachlässigt werden. Im eingeschalteten Zustand nimmt 7} zu, im ausgeschalteten Zustand ab. Es ergibt sich ein etwa sägezahnförmiger Verlauf von 7). Der Mittelwert 7) kann mit (2.17) aus Pv bestimmt werden, der wichtigere Maximalwert 7}>max hängt vom Verhältnis zwischen den Pulsparametern tP und D und der thermischen Zeitkonstante ab; letztere ergibt sich aus den Wärmekapazitäten und den Wärmewiderständen. Aus der Bedingung Tjimax < Tjygrenz erhält man die maximale Verlustleistung Pv,max(puls) ·

Bestimmung der maximalen Verlustleistung bei Pulsbetrieb: In der Praxis werden zwei Verfahren zur Bestimmung von Pv,max(puis) angewendet: •

Man bestimmt zunächst mit (2.18) die maximale statische Verlustleistung Pv,max(stat) und daraus Pvimax(puis)l dazu ist im Datenblatt das Verhältnis Pv,max(puis)/Pvymax(stat) für verschiedene Werte von D über tP aufgetragen, siehe Abb. 2.18a. Mit kleiner werdender Pulsdauer tP nimmt die Amplitude des sägezahnförmigen Anteils im Verlaufs von 7) immer mehr ab; für tP —• 0 gilt Tj = TJ>max und damit: !. Pv>max(puls) 1 lim — = — fp-»O Pv,max(stat) D

ρ V max (puls)'

tp

^h.JAlpuls)

r

π

π I I I

τ 0,5

10 - ^

7

κ

(Δ.ΖΙ)

Auch die Stromverstärkung Β ist temperaturabhängig; es gilt [2.2]: (τ

\ Au**

B(T) = B(T0) eVo Μ(Γ) Die Spannung AUdot ist eine Materialkonstante und beträgt bei npn-Transistoren aus Silizium etwa 44 mV. Durch Differentialtion erhält man:

l dB

AUdot T=l

Β dT In der Praxis wird oft ein vereinfachter Zusammenhang verwendet [2.4]: ΧΤ,Β

B(T)

= B(T0) 1 - 1

mit xZB * 1,5

(2.22)

Es ergibt sich im praktisch genutzten Bereich dieselbe Temperaturabhängigkeit: T=300K ;

Die Stromverstärkung nimmt also bei einer Temperaturerhöhung um 1 Κ um etwa 0,5% zu. In der Praxis ist diese Abhängigkeit von untergeordenter Bedeutung, da die Stromverstärkung deutlich größeren fertigungsbedingten Schwankungen unterliegt. Sie wird nur bei differentiellen Betrachtungen berücksichtigt, z.B. bei der Berechnung des Temperaturkoeffizienten einer Schaltung. 2.2 Aufbau eines Bipolartransistors Der Bipolartransistor ist im allgemeinen unsymmetrisch aufgebaut. Daraus ergibt sich eine eindeutige Zuordnung von Kollektor und Emitter und, wie später noch gezeigt wird, unterschiedliches Verhalten bei Normal- und Inversbetrieb. Einzelund integrierte Transistoren sind aus mehr als drei Zonen aufgebaut, speziell die Kollektorzone besteht aus mindestens zwei Teilzonen. Die Typen-Bezeichnungen npn und pnp geben deshalb nur die Zonenfolge des aktiven inneren Bereichs wieder. Die Herstellung erfolgt in einem mehrstufigen Prozess auf einer Halblei-

2.2 Aufbau eines Bipolartransistors

63

terscheibe (wafer), die anschließend durch Sägen in kleine Plättchen (die) aufgeteilt wird. Auf einem Plättchen befindet sich entweder ein Einzeltransistor oder eine aus mehreren integrierten Transistoren und weiteren Bauteilen aufgebaute integrierte Schaltung (integrated circuit,IC). 2.2.1 Einzeltransistoren

Innerer Aufbau: Einzeltransistoren werden überwiegend in Epitaxial-PlanarTechnik hergestellt. Abb. 2.19 zeigt den Aufbau eines npnund eines pnp-Transistors, wobei der aktive Bereich besonders hervorgehoben ist. Die Gebiete n+ und p+ sind stark, die Gebiete η und p mittel und die Gebiete n~ und p~ schwach dotiert. Die spezielle Schichtung unterschiedlich stark dotierter Gebiete verbessert die elektrischen Eigenschaften des Transistors. Die Unterseite des Plättchens bildet den Kollektor, Basis und Emitter befinden sich auf der Oberseite. Gehäuse: Der Einbau in ein Gehäuse erfolgt, indem die Unterseite durch Löten mit dem Anschlußbein für den Kollektor oder einem metallischen Gehäuseteil verbunden wird. Die beiden anderen Anschlüsse werden mit feinen Gold- oder Aluminiumdrähten (Bonddrähte) an das zugehörige Anschlußbein angeschlossen. Abbildung 2.20 zeigt einen Kleinleistungs- und einen Leistungstransistor nach dem Löten und Bonden. Abschließend wird der Kleinleistungstransistor mit Kunststoff vergossen; das Gehäuse des Leistungstransistors wird mit einem Deckel verschlossen. Für die verschiedenen Baugrößen und Einsatzgebiete existiert eine Vielzahl von Gehäusebauformen, die sich in der maximal abführbaren Verlustleistung unterscheiden oder an spezielle geometrische Erfordernisse angepaßt sind. Abbildung 2.21 zeigt eine Auswahl der gängisten Bauformen. Bei Leistungstransistoren ist das Gehäuse für die Montage auf einem Kühlkörper ausgelegt; dabei begünstigt eine möglichst große Kontaktfläche die Wärmeabfuhr. SMD-Transistoren für größere Leistungen haben zur besseren Wärmeabfuhr an die Leiterplatte zwei Anschlußbeine für den Kollektor. Bei Hochfrequenztransistoren werden sehr spezielle Gehäusebauformen verwendet, da das elektrische Verhal-

Bo—

Ba-

a npn-Transistor

b pnp-Transistor

Abb. 2.19. Aufbau eines Halbleiterplättchens mit einem Epitaxial-Planar-Einzeltransistor


64

TO-3

TO-92

Abb. 2.20. Einbau in ein Gehäuse

ten bei Frequenzen im GHz-Bereich stark von der Geometrie abhängt; einige Gehäuse haben zur besseren Masseführung zwei Anschlußbeine für den Emitter. Komplementäre Transistoren: Da npnund pnp-Transistoren in getrennt optimierten Herstellungsabläufen gefertigt werden, ist es leicht möglich, komplementäre Transistoren zu fertigen. Ein npnund ein pnp-Transistor werden als komplementär bezeichnet, wenn ihre elektrischen Daten bis auf die Vorzeichen der Ströme und Spannungen übereinstimmen.

TO-92 TO-220 TO-218

SOT-223

SOT-89

Abb. 2.21. Gängige Gehäusebauformen bei Einzeltransistoren

SOT-23

2.2 Aufbau eines Bipolartransistors

65

2.2.2 Integrierte Transistoren

Integrierte Transistoren werden ebenfalls in Epitaxial-Planar-Technik hergestellt. Hier befinden sich auch der Kollektoranschluß auf der Oberseite des Plättchens und die einzelnen Transistoren sind durch gesperrte pn-Übergänge elektrisch voneinander getrennt. Der aktive Bereich der Transistoren befindet sich in einer sehr dünnen Schicht an der Oberfläche. Die Tiefe des Plättchens wird Substrat (substrate,S) genannt und stellt einen für alle Transistoren gemeinsamen vierten Anschluß dar, der ebenfalls an die Oberseite geführt ist. Da mit demselben Herstellungsablauf npnund pnp-Transistoren hergestellt werden müssen, unterscheiden sich beide Typen in Aufbau und elektrischen Daten erheblich. Innerer Aufbau: npn-Transistoren werden als vertikale Transistoren nach Abb. 2.22 ausgeführt; der Stromfluß vom Kollektor zum Emitter erfolgt vertikal, d.h. senkrecht zur Oberfläche des Plättchens. pnp-Transistoren werden dagegen meist als laterale Transistoren nach Abb. 2.23 ausgeführt; der Stromfluß erfolgt hier lateral, d.h. parallel zur Oberfläche des Plättchens. Substrat-Dioden: Die Dioden-Ersatzschaltbilder in Abb. 2.22 und Abb. 2.23 enthalten zusätzlich eine Substrat-Diode, die beim vertikalen npn-Transistor zwischen Kollektor und Substrat, beim lateraten pnp-Transistor zwischen Basis und Substrat liegt. Das Substrat wird an die negative Versorgungsspannung angeschlossen, so daß diese Dioden immer gesperrt sind und eine Isolation der Transistoren untereinander und vom Substrat bewirken. Unterschiede zwischen Vertikal- und Lateral-Transistor: Da bei einem Ver-

tikaltransistor die Dicke der Basiszone kleiner gehalten werden kann, ist die Stromverstärkung um den Faktor 3 . . . 10 größer als bei einem Lateraltransistor; auch die Schaltgeschwindigkeit und die Grenzfrequenzen sind bei einem Vertikaltransistor wesentlich höher. Deshalb werden immer öfter auch vertikale pnpTransistoren hergestellt. Ihr Aufbau entspricht dem vertikaler npn-Transistoren, wenn man in allen Zonen n- und p-Dotierung vertauscht. Eine Isolation vom Substrat wird erreicht, indem die Transistoren in eine η-dotierte Wanne ein-

+ η

(s~^)

ρ

-ß-

Abb. 2.22. Dioden-Ersatzschaltbild und Aufbau eines integrierten vertikalen npn-Transistors

66

2

Ρ ( +

Ρ

—

ί

ν) 7

-L Ρ

Ρ (

) Ρ

7

Bipolartransistor

η+

Ι 1 η

{\

Abb. 2.23. Dioden-Ersatzschaltbild und Aufbau eines integrierten lateralen pnp-Transistors

gebettet werden, die an die positive Versorgungsspannung angeschlossen wird, npnund pnp-Transistoren werden in diesem Fall auch dann als komplementär bezeichnet, wenn ihre elektrischen Daten im Vergleich zu komplementären Einzeltransistoren keine gute Übereinstimmung aufweisen. 2.3

Modelle für den Bipolartransistor

Im Abschnitt 2.1.2 wurde das statische Verhalten des Bipolartransistors im Normalbetrieb durch die Großsignalgleichungen (2.5) und (2.6) beschrieben; dabei wurden sekundäre Effekte vernachlässigt oder, wie bei der Beschreibung des Verlaufs der Stromverstärkung im Abschnitt 2.1.3, nur qualitativ beschrieben. Für den rechnergestützten Schaltungsentwurf mit CAD-Programmen wird ein Modell benötigt, das alle Effekte berücksichtigt, für alle Betriebsarten gilt und darüber hinaus auch das dynamische Verhalten richtig wiedergibt. Aus diesem Großsignalmodell erhält man durch Linearisierung im Arbeitspunkt das dynamische Kleinsignalmodelly das zur Berechnung des Frequenzgangs von Schaltungen benötigt wird. 2.3.1 Statisches Verhalten

Das statische Verhalten wird für einen npn-Transistor aufgezeigt; bei einem pnpTransistor haben alle Ströme und Spannungen umgekehrte Vorzeichen. Das einfachste Modell für den Bipolartransistor ist das Ebers-Moll-Modell, das auf dem Dioden-Ersatzschaltbild aufbaut. Das Modell hat nur drei Parameter und beschreibt alle primären Effekte. Zur genaueren Modellierung wird eine Umformung durchgeführt, die zunächst auf das Transportmodell und nach Hinzunahme weiterer Parameter zur Beschreibung sekundärer Effekte auf das Gummel-PoonModell führt; letzteres erlaubt eine sehr genaue Beschreibung des statischen Verhaltens und wird in CAD-Programmen eingesetzt.

2.3 Modelle für den Bipolartransistor

67

Das Ebers-Moll-Modell

Ein npn-Transistor besteht aus zwei antiseriell geschalteten pn-Dioden mit gemeinsamer p-Zone. Die beiden Dioden werden Emitter- bzw. BE-Diode und Kollektor- bzw. BC-Diode genannt. Die Funktion des Bipolartransistors beruht auf der Tatsache, daß aufgrund der sehr dünnen gemeinsamen Basiszone ein Großteil der Diodenströme durch die Basiszone hindurch zum jeweils dritten Anschluß abfließen kann. Das Ebers-Moll-Modell in Abb. 2.24 besteht deshalb aus den beiden Dioden des Dioden-Ersatzschaltbilds und zwei stromgesteuerten Stromquellen, die den Stromfluß durch die Basis beschreiben. Die Steuerfaktoren der gesteuerten Quellen sind mit Αχ für den Normalbetrieb und Aj für den Inversbetrieb bezeichnet; es gilt AN % 0,98... 0,998 und Aj « 0 , 5 . . . 0,9. Die unterschiedlichen Werte für AN und A/ folgen aus dem im Abschnitt 2.2 beschriebenen unsymmetrischen Aufbau. Allgemeine Gleichungen: Mit den Emitter- und Kollektor-Diodenströmen

= h erhält man nach Abb. 2.24 für die Ströme an den Anschlüssen [2.5]: \

UBE_

Ic = ANISiN [eVr

h = — h,N

/

UBC

- l U i y U

- 1

- 1

Abb. 2.24. Ebers-Moll-Modell für einen npn-Transistor

- l


68

I

ι

Ε

C

a Normalbetrieb

b Inversbetrieb

Abb. 2.25. Reduzierte Ebers-Moll-Modelle eines npn-Transistors

-

h = (1 -

l

Aus dem Theorem über reziproke Netzwerke erhält man eine Bindung für die Parameter: Das Modell wird deshalb durch AN> A7 und Is vollständig parametriert. Normalbetrieb: Im Normalbetrieb ist die BC-Diode wegen UBc < 0 gesperrt; sie kann wegen IDtI % — JSj/ « 0 zusammen mit der zugehörigen gesteuerten Quelle vernachlässigen werden. Für £/#£ ^$> UT kann man zusätzlich den Term — 1 gegen die Exponentialfunktion vernachlässigen und erhält damit:

Ic = he -ι

h =

^ΒΕ

-— AN ÜBE

h =

1

UBE

AN

Abb. 2.25a zeigt das reduzierte Modell mit den wichtigsten Zusammenhängen; dabei ist AN die Stromverstärkung in Basisschaltung und BN die Stromverstärkung in Emitterschaltung2: AN

=

-

Ic h AN

1 - AN

Ic

h

Bei den Stromverstärkungen muß zwischen Modellparametern und meßbaren äußeren Stromverstärkungen unterschieden werden. Beim Ebers-Moll-Modell sind die Modellparameter AN und BN für den Normalbetrieb und A7 und Bi für den Inversbetrieb mit den äußeren Stromverstärkungen identisch; sie können deshalb durch die äußeren Ströme definiert werden.


69

Typische Werte sind AN % 0,98... 0,998 und BN % 5 0 . . . 500. Inversbetrieb: Für den Inversbetrieb erhält man in gleicher Weise das in Abb. 2.25b gezeigte reduzierte Modell; die Stromverstärkungen lauten:

*•-1 Β

£

-^— 1

"

l-Aj

"

IB

Typische Werte sind A7 % 0,5... 0,9 und ßj % 1 . . . 10. Sättigungsspannung: Beim Einsatz als Schalter gerät der Transistor vom Normalbetrieb in die Sättigung; dabei interessiert die erreichbare minimale Kollektor-Emitter-Spannung UcE,sat(lB>Ic)· Man erhält: BN (1 + B7) (fl,JB + Je)

IW W = Ifrln

-2——

—

Bj {BNIB - Ic)

Für 0 < Ic < BNIB erhält man UCE,sat ^ 2 0 . . . 200 mV. Das Minimum von UcEysat wird für Ic = 0 erreicht:

+ jj-) =

-UT\nAl

Vertauscht man Emitter und Kollektor, erhält man beim Schalten vom Inversbetrieb in die Sättigung für IE = 0:

( + -M =

-UT\nAN

Wegen A/ < AN < 1 gilt UEQsat(h = 0) < UCE,sat(Ic = 0). Typische Werte sind ^ s a i ( / c = 0) « 2 . . . 20mV und UEC,sat(h = 0) « 0 , 0 5 . . . 0,5 mV. Das Transportmodell

Durch eine Äquivalenzumformung erhält man aus dem Ebers-Moll-Modell das in Abb. 2.26 gezeigte Transportmodell [2.5]; es besitzt nur eine gesteuerte Quelle und bildet die Grundlage für die Modellierung weiterer Effekte im nächsten Abschnitt. Allgemeine Gleichungen: Mit den Strömen

IBJ

j

(2.24)

= ΛΙ [ί e u— _ i\j T

(2.25) /

IT

= BNIB,N - B!lBJ

erhält man aus Abb. 2.26:

ÜBE

= IsieUr

UBC\

- β * \

(2.26)


70

J

BC

Bo-

-

B

NIB,N *

B I

I B,I

'B,N

Abb. 2.26. Transportmodell für einen npn-Transistor

1 \

—

1

Normalbetrieb: Für den Normalbetrieb erhält man bei Vernachlässigung der Sperrströme: r

h =

UBE

ßN UBE

Ic = he * Unter Berücksichtigung des Zusammenhangs zwischen AM und BM sind diese Gleichungen mit denen des Ebers-Moll-Modells identisch. Abbildung 2.27 zeigt das reduzierte Transportmodell für den Normalbetrieb. Eigenschaften: Das Transportmodell beschreibt das primäre Gleichstromverhalten des Bipolartransistors unter der Annahme idealer Emitter- und KollektorDioden. Eine wichtige Eigenschaft des Modells ist, daß der durch die Basiszone

J

BE

(V)

F

Abb. 2.27. Reduziertes Transportmodell für den Normalbetrieb


71

hindurchfließende Transportstrom Ij separat auftritt; beim Ebers-Moll-Modell ist dies nicht der Fall. Wie beim Ebers-Moll-Modell sind drei Parameter zur Beschreibung nötig: Js, BN und Bi [2.5].

Weitere Effekte

Zur genaueren Beschreibung des statischen Verhaltens wird das Transportmodell erweitert. Die Effekte, die dabei modelliert werden, wurden bereits in den Abschnitten 2.1.2 und 2.1.3 qualitativ beschrieben: •

•

•

Durch Ladungsträgerrekombination in den pn-Übergängen werden zusätzliche Leckströme in der Emitter- und der Kollektordiode erzeugt; diese Ströme addieren sich zum Basisstrom und haben keinen Einfluß auf den Transportstrom I^. Bei großen Strömen ist der Transportstrom IT kleiner als der durch (2.26) gegebene Wert. Verursacht wird dieser Hochstromeffekt durch die stark angestiegene Ladungsträgerkonzentration in der Basiszone; man spricht in diesem Zusammenhang auch von starker Injektion. Die Spannungen ÜBE und UBC beeinflussen die effektive Dicke der Basiszone und haben damit auch einen Einfluß auf den Transportstrom IT; dieser Effekt wird Early-Ejfekt genannt.

Leckströme: Zur Berücksichtigung der Leckströme wird das Transportmodell um zwei weitere Dioden mit den Strömen / *L \ - l \

(2.27)

IB,C = kc iencUr - i \

(2.28)

ΙΒ,Ε = kE le»zVr

erweitert [2.5]. Es werden vier weitere Modellparameter benötigt: die LeckSättigungssperrströme IS,E und Is,c und die Emissionskoeffizienten nE ^ 1,5 und nc « 2 . Hochstromeffekt und Early-Effekt: Der Einfluß des Hochstrom- und des Early-Effekts auf den Transportstrom IT wird durch die dimensionslose Größe qB beschrieben [2.5]: =

BSI^BJIBJ = 9B

h fef_e^\ qB\ J

(229)

Allgemeine Gleichungen: Die Ströme ΙΒ,Ν und ΙΒ,Ι sind weiterhin durch (2.24) und (2.25) gegeben. Abbildung 2.28 zeigt das erweiterte Modell. Man erhält: h = h,N + Ι

IBJ

+

— \q

ΙΒ,Ε

+ IB,C \~ 1 )h,i — h,c )


72

i >B,C

B

N/B,N

Bo-

ιΧ

~

B f

/

TB

'Β,Ν

Abb. 2.28. Erweitertes Transportmodell für einen npn-Transistor

h =~

+1

Η

ΙΒ,Ν

IBJ

— ΙΒ,Ε

IB

Definition von qB: Die Größe qB ist ein Maß für die relative Majoritätsträgerladung in der Basis und setzt sich aus den Größen qx zur Beschreibung des Early-Effekts und q2 zur Beschreibung des Hochstromeffekts zusammen 3 : (2.30) 1 1 -

UBE_

UBC

UAtI

UAtN

Als weitere Modellparameter werden die Early-Spannungen UA,N und UAJ und die Knieströme zur starken Injektion IK,N und IK,i benötigt. Die Early-Spannungen liegen zwischen 30 V und 150 V, bei integrierten und Hochfrequenz-Transistoren sind auch kleinere Werte möglich. Die Knieströme hängen von der Größe des Transistors ab und liegen bei Kleinleistungstransistoren im Milliampere-, bei Leistungstransistoren im Ampere-Bereich. Einfluß von qB bei Normalbetrieb: Der Einfluß von qB läßt sich am einfachsten durch eine Betrachtung des Kollektorstroms bei Normalbetrieb aufzeigen; bei Vernachlässigung der Sperrströme erhält man: R

^

Τ

= ^ q

UBE

e^

(2.31)

3 In der Literatur wird oft ein anderer Ausdruck für qB verwendet, z.B. [2.5]; der hier angegebene Ausdruck wird von Spiee verwendet [2.4],[2.6],

2.3 Modelle für den Bipolartransistor •

73

Bei kleinen und mittleren Strömen ist q2 der Koeffizient für die Transit-Zeit xTyN, der Transit-Zeit-Kniestrom ITyN und die Transit-ZeitSpannung UTyM auf. Der Koeffizient xT^ gibt an, wie stark τχ für UB>C = 0 maximal zunimmt: lim

—

T

0,N ( l

+

UB'c'=°

Für BNIByN = ΙΤ,Ν wird die Hälfte der maximalen Zunahme erreicht: T

N

\BNIB,N=ITtN,UB,c,=0

—

Τ

Ο,

Bei einer Abnahme von UB>C um die Spannung UTiN ist die Zunahme nur noch halb so groß; für Uwe = — nUTyN ist sie um den Faktor 2n kleiner. Zur Verdeutlichung zeigt Abb. 2.33 den Verlauf von τΝ/τ0,Ν für xTyN = 40 und UTyN = 10 V. Die Zunahme von TN bei großen Strömen hat eine Abnahme der Grenzfrequenzen und der Schaltgeschwindigkeit des Transistors zur Folge; diese Auswirkungen werden im Abschnitt 2.3.3 behandelt.

2.3

τ

81


Ο,Ν

100 0 ^

^

\UB,C

-υτ,Ν

10 ^

0,01

0,1

BNlBiN

Abb. 2.33. Verlauf von τΝ/τ0,Ν für χτ>Ν = 40 u n d UTiN = 10 V

Gummel-Poon-Modell Abbildung 2.34 zeigt das vollständige Modell eines npn-Transistors; es wird Gummel-Poon-Modell genannt und in CAD-Programmen zur Schaltungssimulation verwendet. Tabelle 2.1 gibt einen Überblick über die Größen und die Gleichungen des Modells. Die Parameter sind in Tab. 2.2 aufgelistet; zusätzlich sind die Bezeichnungen der Parameter im Schaltungssimulator PSpice 6 angegeben,

Abb. 2.34. Vollständiges Gummel-Poon-Modell eines npn-Transistors

6 PSpice ist ein Produkt der Firma MicroSim.

82


Größe

Bezeichnung

Gleichung

IB,N IB,i IByE IByC IT IDtS

idealer Basisstrom der Emitter-Diode idealer Basisstrom der Kollektor-Diode Basis-Leckstrom der Emitter-Diode Basis-Leckstrom der Kollektor-Diode Kollektor-Emitter-Transportstrom Strom d e r Substrat-Diode

RB Rc RE

Basisbahnwiderstand Kollektorbahnwiderstand Emitterbahnwiderstand

CS,E Cs,ci Cs,ce Cs,s CD>N CDJ

Sperrschichtkapazität der Emitter-Diode interne Sperrschichtkapazität der Kollektor-Diode externe Sperrschichtkapazität der Kollektor-Diode Sperrschichtkapazität der Substrat-Diode Diffusionskapazität der Emitter-Diode Diffusionskapazität der Kollektor-Diode

(2.24) (2.25) (2.27) (2.28) (2.29),(2.30) (2.34) (2.35)

(2.37) (2.37),(2.38) (2.37),(2.39) (2.37) (2.40),(2.42) (2.41)

Tab. 2.1. Größen des Gummel-Poon-Modells die mit Ausnahme des Basisbahnwiderstands mit den hier verwendeten Bezeichnungen übereinstimmen, wenn m a n die folgenden Ersetzungen vornimmt: Spannung Normalbetrieb Inversbetrieb Sperrschicht

—• voltage —• forward region - • reverse region —• junction

: U —• V : Ν —>• F : I —>• R : S —• J

Tabelle 2.3 zeigt die Parameter einiger ausgewählter Transistoren, die der Bauteile-Bibliothek von PSpice e n t n o m m e n wurden; dort sind n u r die Parameter für den Normalbetrieb angegeben. Nicht angegebene Parameter werden von PSpice unterschiedlich behandelt: •

•

es wird ein Standardwert verwendet: 16 Is = Ι Ο " Α , BN = 100 , ß j = 1 , nE = 1,5 , nc = 2 , xTJ = 3 , fs = 0,5 ÜDiffj- = UDiffyC = UDiffyS = 0,75 V , ms,E = ms,c = 0,333 , xCSc = 1 der Parameter wird zu Null gesetzt: h,s > h,E > h,c > RB > Rc > RE > Qo,£ > Q o , c > Q o , s > ms,s > TO,N > *T,N Ιτ,Ν > ΪΌ,7 > χΤ,Β

•

der Parameter wird zu Unendlich gesetzt:

ΙΚ,Ν > IKJ y UA,N > UAJ , UTyN Die Werte Null und Unendlich bewirken, daß der jeweilige Effekt nicht modelliert wird [2.6]. In PSpice wird eine erweiterte Form des Gummel-Poon-Modells verwendet, die die Modellierung weiterer Effekte ermöglicht, siehe [2.6]; auf diese Effekte und die zusätzlichen Parameter wird hier nicht eingegangen.

2.3 Modelle für den Bipolartransistor Parameter

PSpice

Bezeichnung

Statisches Verhalten IS ISS BF BR

Sättigungssperrstrom Sättigungssperrstrom der Substrat-Diode ideale Stromverstärkung für Normalbetrieb ideale Stromverstärkung für Inversbetrieb

ISE NE ISC NC IKF IKR

Leck-Sättigungssperrstrom der Emitter-Diode Emissionskoeffizient der Emitter-Diode Leck-Sättigungssperrstrom der Kollektor-Diode Emissionskoeffizient der Kollektor-Diode

uAtN

VAF VAR

Early-Spannung für Normalbetrieb Early-Spannung für Inversbetrieb

Rße

RB]V

Rm Re

-

externer Basisbahnwiderstand interner Basisbahnwiderstand (RBi = RB — RBM) Basisbahnwiderstand (RB = RBe + RBi) Kollektorbahnwiderstand Emitterbahnwiderstand

h ks BN

B,

h,E «E

nB XTB Temperaturkoeffizient der Stromverstärkungen (2.22) Tab. 2.2. Parameter des Gummel-Poon-Modells

83

84


Parameter

PSpice

BC547B

BC557B

BUV47

BFR92P

BN B,

IS BF BR

7 375 1

1 307 6,5

974 95

0,12

ISE NE

68

2570

1,58

10,7 1,76

nE Ικ,Ν

IKF

0,082

0,092

15,7

uA,N

VAF

63

52

RBM RB RC

10 0 10 1

10 0 10 1,1

0,035

0,14

Ω

1093

0,01

pF V

Rße

Rsi7 _ 7

RE') u n d Ic = IT(UB'E>>UC>E') werden im Arbeitspunkt A

linearisiert: die

IQA UT

qB UB'E>.

9/ß

die ai/cj

U

k,E

e

BNUT

nEUT

UAyN

- UB'E',A

B'E',A

"EUT

UA,N\ UAJ)

Näherungen für die Kleinsignalparameter: Die Kleinsignalparameter S, rBE und rCE werden nur in CAD-Programmen nach den obigen Gleichungen ermittelt; für den praktischen Gebrauch werden Näherungen oder andere Zusammenhänge

Bo-

's

R

B

β1 [IRE

JV

a vor der Linearisierung

φ

/γ

b nach der Linearisierung

Abb. 2.35. Ermittlung des statischen Kleinsignalmodells durch Linearisierung des statischen Gummel-Poon-Modells

86


verwendet: die

ς

duB,E' -

rBE

r

ΙΚ,Ν UT

Α

—

CE

A

^B

A

S N

IQA

A

IQA

UT

+ VCEU

die

N

ß

die

"IC

dUCE'

IC,A oo), kann man neben dem entsprechend reduzierten Ersatzschaltbild nach Abb. 2.36a auch die in Abb. 2.36b gezeigte alternative Form verwenden; dabei gilt: 1

rE

=

1

I s

;

a

_ß '

i+ß

=

SrE

Man erhält diese alternative Form durch Linearisierung des reduzierten EbersMoll-Modells nach Abb. 2.25a. Sie wird hier nur der Vollständigkeit wegen angegeben, da sie nur in Ausnahmefällen vorteilhaft eingesetzt werden kann und die Vernachlässigung des Early-Effekts in vielen Fällen zu unzureichenden Ergebnissen führt 8 .

8 In der Literatur findet man gelegentlich eine Variante mit einem zusätzlichen Widerstand rc zwischen Basis und Kollektor. Dieser entsteht durch die Linearisierung der in diesem Fall nicht vernachlässigten Kollektor-Basis-Diode des Ebers-Moll-Modells und dient deshalb nicht, wie oft angenommen wird, der Modellierung des Early-Effekts. Diese Variante ist deshalb auch nicht äquivalent zu dem vereinfachten Modell in Abb. 2.36a.


87 οC

Bo-

a nach Vernachlässigung der Bahnwiderstände

-Θ

b alternative Darstellung nach Vernachlässigung des Early-Effekts {rCE-> )

Abb. 2.36. Vereinfachte statische Kleinsignalmodelle

Dynamisches Kleinsignalmodell Vollständiges Modell: Durch Ergänzen der Sperrschicht- und Diffusionskapazitäten erhält man aus dem statischen Kleinsignalmodell nach Abb. 2.35b das in Abb. 2.37 gezeigte dynamische Kleinsignalmodell; dabei gilt mit Bezug auf Abschnitt 2.3.2:

Cd

=

Cs =

Cs,Ci(UB'C',A) +

CDJ(UB>C,A)

CS,C(USC,A)

Die Emitterkapazität CE setzt sich aus der Emitter-Sperrschichtkapazität Cs>£ und der Diffusionskapazität CD,N für Normalbetrieb zusammen. Die interne Kollektorkapazität Ca entspricht der internen Kollektor-Sperrschichtkapazität; die parallel liegende Diffusionskapazität CDj ist wegen UBC < 0 vernachlässigbar klein. Die externe Kollektorkapazität CCe und die Substratkapazität Cs entsprechen den jeweiligen Sperrschichtkapazitäten; letztere tritt nur bei integrierten Transistoren auf.

-Ce

Bof

BE

C U

E E

Υ

C uU

" Τ-r\ B'E· B'E

Abb. 2.37. Dynamisches Kleinsignalmodell

ϊ-CZl·

-o C

88

2 Bipolartransistor

Bo-

τ

°c

I r

CE

~Γ I

C

S

Ö

Ε

Abb. 2.38. Vereinfachtes dynamisches Kleinsignalmodell

Vereinfachtes Modell: Für praktische Berechnungen werden die Bahnwiderstände RE und Rc vernachlässigt; der Basisbahnwiderstand RB kann wegen seines Einflusses auf das dynamische Verhalten nur in Ausnahmefällen vernachlässigt werden. Zusätzlich werden die interne und die externe Kollektorkapazität zu einer internen Kollektorkapazität Cc zusammengefaßt; nur bei integrierten Transistoren mit überwiegendem externen Anteil wird sie extern angeschlossen. Man erhält das in Abb. 2.38 gezeigte vereinfachte dynamische Kleinsignalmodell, das für die im folgenden durchgeführten Berechnungen verwendet wird. Auf die praktische Bestimmung der Kapazitäten CE und Cc wird im nächsten Abschnitt näher eingegangen.

Grenzfrequenzen bei Kleinsignalbetrieb Mit Hilfe des Kleinsignalmodells aus Abb. 2.38 kann man die Frequenzgänge der Kleinsignalstromverstärkungen α und β und der Transadmittanz y2\ye berechnen; die dabei anfallenden Grenzfrequenzen fa, fß und fY2ie und die Transitfrequenz fr sind ein Maß für die Bandbreite und die Schaltgeschwindigkeit des Transistors. Frequenzgang der Kleinsignalstromverstärkung ß: Das Verhältnis der Laplacetransformierten der Kleinsignalströme ic und iB in Emitterschaltung bei Normalbetrieb und konstantem UQE = UCE,A wird Übertragungsfunktion der Kleinsignalstromverstärkung β genannt und mit ß(s) bezeichnet:

ßis) =

k

=

LB

Durch Einsetzen von s = )ω erhält man aus ß(s) den Frequenzgang β{}ω) und daraus durch Betragsbildung den Betragsfrequenzgang \ß(jco)\. Zur Ermittlung von ß(s) wird eine Kleinsignalstromquelle mit dem Strom iB an die Basis angeschlossen und ic ermittelt. Abbildung 2.39 zeigt das zugehörige Kleinsignalersatzschaltbild; der Kollektor ist wegen UCE = UCE — UCE,A = 0 mit Masse verbunden. Aus den Knotengleichungen

iB = f — + s (CE + Cc)) uWE \rBE

ic = (S-sCc)u•ΒΈ

J

2.3 Modelle für den Bipolartransistor Β

R

B

89

B1

'BE

Abb. 2.39. Kleinsignalersatzschaltbild zur Berechnung von ß(s)

erhält m a n mit ß0 — S rBE:9rBE (S -

sCc)

ß(s) = l+sr (CE + Cc) BE

1 + srBE (CE + Cc) Die Übertragungsfunktion hat einen Pol und eine Nullstelle, wobei die Nullstelle aufgrund der sehr kleinen Zeitkonstante CcS'1 vernachlässigt werden kann. Abbildung 2.40 zeigt den Betragsfrequenzgang \ß{jco)\ für ß0 = 100 unter Berücksichtigung der Nullstelle; bei der β-Grenzfrequenz (2.43)

ist er um 3 dB gegenüber ß0 abgefallen [2.7].

\a\.\ß\

ω [log]

Abb. 2.40. Betragsfrequenzgänge |α(;ω)| und |/?(ja>)|

9 Die statische Kleinsignalstromverstärkung in Emitterschaltung, die bisher mit β bezeichnet wurde, wird hier zur Unterscheidung von der inversen Laplacetransformierten β = C~l{ß(s)} mit ßo bezeichnet; der Index Null bedeutet dabei Frequenz Null, d.h. es

2

90


Transitfrequenz: Die Frequenz, bei der \ß(jco)\ auf Eins abgefallen ist, wird Transitfrequenz fT genannt; man erhält [2.7]: (2.44)

Aufgrund der Näherungen beim Kleinsignalmodell und bei der Berechnung von ß(s) stimmt die Transitfrequenz nach (2.44) nicht mit der realen Transitfrequenz des Transistors überein; sie wird deshalb auch extrapolierte Transitfrequenz genannt, da man sie durch Extrapolation des abfallenden Teils von \ß(jco>)\ entsprechend einem Tiefpaß 1.Grades erhält. Im Datenblatt eines Transistors ist immer die extrapolierte Transitfrequenz angegeben. Die Transitfrequenz hängt vom Arbeitspunkt ab; außerhalb des Hochstrombereichs gilt: ύ

—

~ΓΓ~

)

^Ε

—

Cc = ^s,c

UT

Daraus folgt [2.7]: coT

1

% -

*N + —

(Cs,E + Q,c)

Abb. 2.41 zeigt die Abhängigkeit der Transitfrequenz vom Kollektorstrom drei Bereiche lassen sich unterscheiden: Bei kleinen Kollektorströmen gilt: CUT

UT (CSyE -

IQA

für I

QA

—

{CS,E

In diesem Bereich ist fr näherungsweise proportional zu IQA-

ωτ [log],

Abb. 2.41. Abhängigkeit der Transitfrequenz vom Kollektorstrom

+ Cs,c)


91

Bei mittleren Kollektorströmen unterhalb des Hochstrombereichs gilt:

1 „ _L •

a, 3L

(CU

Hier erreicht fr ein Maximum und hängt nur wenig von ICyA ab. Im Hochstrombereich gilt ebenfalls ωτ ~ 1/TN> allerdings nimmt dort r# nach (2.42) zu, so daß fT mit zunehmendem IQA abnimmt.

Frequenzgang der Kleinsignalstromverstärkung α: Das Verhältnis der Laplacetransformierten der Kleinsignalströme ic und iE in Basisschaltung bei Normalbetrieb und konstantem UBc = UBQA wird Übertragungsfunktion der Kleinsignalstromverstärkung α genannt und mit a(s) bezeichnet. Zur Ermittlung von a(s) wird eine Kleinsignalstromquelle mit dem Strom iE am Emitter angeschlossen und ic ermittelt; dabei sind Basis und Kollektor, letzterer wegen UBC = UBc - UBQA = 0, mit Masse verbunden. Mit rCE -» °o und a 0 = SrE 1 0 erhält man: ι _L

2

a0 (l+srECE)(l+sRBCc) Die Übertragungsfunktion hat zwei Pole und zwei Nullstellen; der Betragsfrequenzgang \a(jco)\ ist in Abb. 2.40 gezeigt [2.8]. Im allgemeinen gilt RßCc TBE an, spricht man von Stromsteuerung; die Grenzfrequenz der Schaltung wird in diesem Fall durch die β-Grenzfrequenz fß nach oben begrenzt. Bei Ansteuerung mit einer Spannungsquelle bzw. mit einer Quelle mit einem Innenwiderstand Ri ΓΕ, so daß Stromsteuerung vorliegt und die Bandbreite der Schaltung durch die a-Grenzfrequenz fa nach oben begrenzt wird, siehe Abschnitt 2.4.3. Wahl des Arbeitspunktes: Die Bandbreite einer Schaltung hängt auch vom Arbeitspunkt des Transistors ab. Bei der Emitterschaltung mit Stromsteuerung und bei der Basisschaltung erreicht man die maximale Bandbreite, indem man den Kollektorstrom IQA SO wählt, daß die Transitfrequenz fr maximal wird. Bei der Emitterschaltung mit Spannungssteuerung sind die Verhältnisse komplizierter; zwar nimmt die Steilheitsgrenzfrequenz fx2\e mit steigendem IQA ab, gleichzeitig kann aber bei gleicher Verstärkung der Schaltung die Kollektorbeschaltung niederohmiger ausfallen und damit die ausgangsseitige Bandbreite erhöht werden, siehe Abschnitt 2.4.1. Bestimmung der Kleinsignalkapazitäten: Im Datenblatt eines Transistors ist die Transitfrequenz fT und die Ausgangskapazität in Basisschaltung Cobo (output, grounded base, open emitter) angegeben; Cobo entspricht der Kollektor-BasisKapazität. Aus diesen Angaben erhält man unter Verwendung von (2.44):

Zusammenfassung der Kleinsignalparameter

Aus dem Kollektorstrom IQA im Arbeitspunkt und Datenblattangaben kann man die Parameter des in Abb. 2.38 gezeigten Kleinsignalmodells gemäß Tab. 2.4 bestimmen.

2.3 Modelle für den Bipolartransistor Param.

(ß)

93

Bezeichnung

Bestimmung

Steilheit

S = —

Kleinsignalstromverstärkung

direkt aus Datenblatt oder indirekt aus Datenblatt unter Verwendung von β % Β oder sinnvolle Annahme (ß ^ 50... 500)

mit UT % 26 mV bei Τ = 300 Κ

Kleinsignaleingangswiderstand

rcE

Basisbahnwiderstand

sinnvolle Annahme (RB ^ 10... 1000 Ω) oder aus optimaler Rauschzahl nach (2.58)

Earlyspannung

aus der Steigung der Kennlinien im Ausgangskennlinienfeld (Abb. 2.5) oder sinnvolle Annahme (UA % 30... 150 V) UA

Kleinsignalausgangswiderstand

(fr)

Transitfrequenz

aus Datenblatt

Cc

Kollektorkapazität

aus Datenblatt (z.B. Coho)

Emitterkapazität

cE =

S 2nfT

Tab. 2.4. Kleinsignalparameter (Hilfsgrößen in Klammern)

2.3.4 Rauschen

In Widerständen und pn-Übergängen treten Rauschspannungen bzw. Rauschströme auf, die bei Widerständen auf die thermische Bewegung der Ladungsträger und bei pn-Übergängen auf den unstetigen Stromfluß aufgrund des Durchtritts einzelner Ladungsträger zurückzuführen sind.

Rauschdichten

Da es sich beim Rauschen um einen stochastischen Vorgang handelt, kann man nicht wie gewohnt mit Spannungen und Strömen rechnen. Eine Rauschspannung ur wird durch die Rauschspannungsdichte |w r (/)| 2 , ein Rauschstrom ir durch die Rauschstromdichte \ir(f)\2 beschrieben; die Dichten geben die spektrale Vertei-

94


lung der Effektivwerte ureff bzw. ireff an u : d(u2reff) df

li(/)l2 = "ψ Durch Integration kann man aus den Rauschdichten die Effektivwerte bestimmen [2.9]: Ureff =

heff = Ist die Rauschdichte eines Rauschsignals konstant, spricht man von weißem Rauschen. Ein Rauschsignal kann nur in einem bestimmten Bereich weiß sein; speziell für / —• oo muß die Rauschdichte derart gegen Null gehen, daß die Integrale endlich bleiben. Übertragung von Rauschdichten in Schaltungen: Hat man an einem Punkt e eine Rauschspannung uTye mit der Rauschspannungsdichte |w r>e (/)| 2 vorliegen, kann man die dadurch an einem Punkt α verursachte Rauschspannung uryU mit der Rauschspannungsdichte \uryü(f)\2 mit Hilfe der Übertragungsfunktion H(s) = ur>a(s)/uriß(s) berechnen [2.9]:

\urya(f)\2 = \H(j2nf)\2 \urye(f)\2 Bei mehreren Rauschquellen kann man die Rauschdichten an jedem Punkt addieren, wenn die Rauschquellen unkorreliert, d.h. unabhängig voneinander sind; das ist im allgemeinen der Fall. Hat man beispielsweise eine Rauschspannungsquelle mit der Dichte \ur(f)\2 und eine Rauschstromquelle mit der Dichte | i r ( / ) | 2 , so erhält man am Punkt α mit H fl (s) = ura(s)/ur(s) und Z_a(s) = ura(s)/ir(s): \urya(f)\2

=

2

2

2

\Ha(j2nf)\ \ur(f)\ ^\Za(j2nf)\ \ir(f)\

2

Rauschen eines Widerstands: Ein Widerstand R erzeugt eine Rauschspannung uRyT mit der Rauschspannungsdichte [2.9]: Dabei ist k = 1,38 · 10~23 VAs/K die Boltzmannkonstante und Γ die Temperatur des Widerstands in Kelvin. Dieses Rauschen wird thermisches Rauschen genannt, da es auf die thermische Bewegung der Ladungsträger zurückzuführen ist; die Rauschspannungsdichte ist deshalb proportional zur Temperatur. Für R = 1 Ω 2 20 2 und Τ = 300 Κ ist \uRyr(f)\ « 1,66· 10" V /Hzbzw. \uRyT{f)\ « 0,13nV/VHz. 11 Hier wird die einseitige Frequenz / mit 0 < / < oo anstelle der zweiseitigen Kreisfrequenz ω bzw. )ω mit — oo < ω < oo als Frequenzvariable verwendet. Es gilt \ur(f)\2 = An\ur{jco)\2\ der Faktor Απ setzt sich dabei aus dem Faktor In gemäß ω = 2nf und dem Faktor 2 für den Übergang zur einseitigen Frequenzvariable zusammen.


Τ

L

R

a Widerstand

95

' D

b pn-Übergang

Abb. 2.42. Modellierung des Rauschens durch Rauschquellen

Abbildung 2.42a zeigt die Modellierung des Rauschens durch eine Rauschspannungsquelle; der Doppelpfeil kennzeichnet die Quelle als Rauschquelle. Da die Rauschspannungsdichte konstant ist, liegt weißes Rauschen vor; deshalb erhält man bei der Berechnung des Effektivwerts den Wert oo. Dieses Ergebnis ist jedoch nicht korrekt, da für / —>• oo die parasitäre Kapazität CR des Widerstands berücksichtigt werden muß; sie ist in Abb. 2.42a eingezeichnet. Für die Rauschspannung uRr an den Anschlüssen des Widerstands erhält man mit uKr(s) den Ausdruck:

l + (2nfRCR)2 Die Integration ergibt dann einen endlichen Effektivwert [2.10]: u

R,reff

-

Rauschen eines pn-Übergangs: Ein pn-Übergang, d.h. eine ideale Diode, erzeugt einen Rauschstrom iDyr mit der Rauschstromdichte [2.9]: Dabei ist q = 1,602 · 10~19As die Elementarladung. Die Rauschstromdichte ist proportional zum Strom JD, der über den pn-Übergang fließt. Dieses Rauschen wird Schrotrauschen genannt. Für ID = 1mA ist li D>r (/)| 2 « 3,2 · 10" 22 A 2 /Hz bzw. |z A r (/)|^18pAA/Hz~. Abbildung 2.42b zeigt die Modellierung des Rauschens durch eine Rauschstromquelle; auch hier kennzeichnet der Doppelpfeil die Quelle als Rauschquelle. Wie beim Widerstand liegt weißes Rauschen vor; bezüglich des Effektivwerts gelten die dort angestellten Überlegungen, d.h. für / —>• oo ist die Kapazität des pn-Übergangs zu berücksichtigen. 1/f-Rauschen: Bei Widerständen und pn-Übergängen tritt zusätzlich ein i/fRauschen auf, dessen Rauschdichte umgekehrt proportional zur Frequenz ist.

96

2 Bipolartransistor

Bei Widerständen ist dieser Anteil im allgemeinen vernachlässigbar gering; bei pn-Übergängen gilt —

7

mit den experimentellen Konstanten fc(i//> und Y(\/f) ^ 1 . . . 2 [2.10]. Bei der Berechnung des Effektivwerts erhält man den Wert oo, wenn man bei der Integration die untere Grenze / = 0 verwendet. Da aber ein Vorgang in der Praxis nur für eine endliche Zeit beobachtet werden kann, nimmt man den Kehrwert der Beobachtungszeit als untere Grenze. Bei Meßgeräten bezeichnet man die Anteile bei Frequenzen unterhalb des Kehrwerts der Dauer einer Messung nicht mehr als Rauschen, sondern als Drift. Rauschquellen eines Bipolartransistors Beim Bipolartransistor treten in einem durch ΙΒ,Α und IQA gegebenen Arbeitspunkt drei Rauschquellen auf [2.10]: •

Thermisches Rauschen des Basisbahnwiderstands mit:

•

Das thermische Rauschen der anderen Bahnwiderstände kann im allgemeinen vernachlässigt werden. Schrotrauschen des Basisstroms mit: =

2

ΨΒ,Α Η

7

Schrotrauschen des Kollektorstroms mit: C

i

0//) C,A 7

Abb. 2.43 zeigt im oberen Teil das Kleinsignalmodell mit der Rauschspannungsquelle URBS und den Rauschstromquellen iß,r und ic,r. Beim Schrotrauschen dominiert bei niedrigen Frequenzen der 1/f-Anteil, bei mittleren und hohen Frequenzen der weiße Anteil. Die Frequenz, bei der beide Anteile gleich groß sind, wird i/f-Grenzfrequenz fg(i/f) genannt: '

Tq

r / = 1

k

2f

Für Y(\/f) = 1 ist die 1/f-Grenzfrequenz arbeitspunktunabhängig. Bei rauscharmen Transistoren ist Y(i/f) ^ 1 , 2 und fg(i/f) nimmt mit zunehmendem Arbeitspunktstrom zu. Typische Werte liegen im Bereich fg(\//) ^ 10Hz... 10kHz. Äquivalente Rauschquellen Zur einfacheren Berechnung des Rauschens einer Schaltung werden die Rauschquellen auf die Basis-Emitter-Strecke umgerechnet. Man erhält das in Abb. 2.43

2.3 Modelle für den Bipolartransistor U

97

RB,r

I

Co φ Ε-Γ

Rauschquellen

Ua. Β·Ε

υ

' SuB'E

X φ

-o C 'c.r

rauschfreier Transistor

I i/r, ''r,0

Η-Ο-

Β1

Ο C

I Abb. 2.43. Kleinsignalmodell eines Bipolartransistors mit den ursprünglichen (oben) und mit den äquivalenten Rauschquellen (unten)

im unteren Teil gezeigte Kleinsignalmodell, bei dem die ursprünglichen Rauschquellen durch eine äquivalente Rauschspannungsquelle uTy0 und eine äquivalente Rauschstromquelle ir,o repräsentiert werden; der eigentliche Transistor ist dann rauschfrei. Es gilt:

Ι^Ο'2π/)|2 Mit ^/S = r B £ > RB , Β sa /? » 1 und y ( 1 / ^ = 1 erhält man [2.10]:

f (2.47) (2.48)

Im Frequenzbereich fg(i/f) < f< fr/ \fß sind die äquivalenten Rauschdichten konstant, d.h. das Rauschen ist weiß; mit S = IQA/UT erhält man: (2.49)


Abb. 2.44. Arbeitspunktabhängigkeit der äquivalenten Rauschdichten für RB = 60 Ω: asymptotischer Verlauf für β = 100 (gestrichelt) und realer Verlauf mit arbeitspunkabhängigem £ u n d / W = 100

(2.50)

ß

Für f< fg(\/f) und f> fr/y/ß nehmen die Rauschdichten zu. Bei rauscharmen Kleinleistungstransistoren ist fg(i/f) ~ 100 Hz und fr/y/ß % 10 MHz. Arbeitspunktabhängigkeit: Abb. 2.44 zeigt die Abhängigkeit der äquivalenten Rauschdichten vom Arbeitspunktstrom IQA für den Frequenzbereich fg(\/f) < / < fr/y/ß- Die Rauschstromdichte lir>0(/)l2 ist für β = const, proportional zu IQAI dieser Zusammenhang ist in Abb. 2.44 als Asymptote gestrichelt gezeichnet. Bei kleinen und großen Kollektorströmen liegt der reale Verlauf aufgrund der Abnahme von β oberhalb der Asymptote. Bei der Rauschspannungsdichtedichte 2 |w r 0 (/)| sind drei Bereiche zu unterscheiden: 2kTUT

r

..

T

UT

τ

Die drei Teilverläufe sind in Abb. 2.44 mit β = const, als Asymptoten gestrichelt gezeichnet. Der reale Verlauf liegt bei großen Kollektorströmen aufgrund der Abnahme von β oberhalb der Asymptote.

2.3

99


Ersatzrauschquelle und Rauschzahl Bei Ansteuerung des Transistors mit einem Signalgenerator erhält man das in Abb. 2.45a gezeigte Kleinsignalersatzschaltbild, bei dem der Transistor nur schematisch dargestellt ist. Der Signalgenerator erzeugt die Signalspannung ug und die Rauschspannung urjg. Die Rauschquelle des Signalgenerators kann mit den äquivalenten Rauschquellen des Transistors zu einer Ersatzrauschquelle ur zusammengefaßt werden, siehe Abb. 2.45b; es gilt:

\Ur(f)\2 = \ung(f)\2 + \un0(f)\2 + R2g\ir,o(f)\2

(2.51)

Man denkt sich das Rauschen des Transistors im Signalgenerator entstanden und bezeichnet das Verhältnis der Rauschdichte der Ersatzrauschquelle zur Rauschdichte des Signalgenerators als spektrale Rauschzahl [2.10]:

F(f) =

\ur(f)\2

(2.52)

= 1+

Die mittlere Rauschzahl F (noise-figure) gibt den Verlust an Signal-RauschAbstand SNR (signal-to-noise-ratio) durch den Transistor in einem Frequenzintervall fu < f< fo an; dabei ist der Signal-Rausch-Abstand durch das Verhältnis der Leistungen des Nutzsignals und des Rauschens gegeben. Da die Leistung eines Signals proportional zum Quadrat des Effektivwerts ist, gilt für den SignalRausch-Abstand des Signalgenerators: u2

ii2 U

geff

„

W

ί

U

geff

KAf)\2df

Durch den Transistor wird dieJfvRauschdichte um die spektrale Rauschzahl F(f) angehoben; dadurch nimmt der Signal-Rausch-Abstand auf den Wert U

leff

SNR = 2

[°\ur(f)\ df

Jfu

Signalgenerator mit Rauschquelle

2

Γ F(f)\u {f)\ df Jfu

Rauschquellen

a mit Rauschquelle des Signalgenerators und äquivalenten Rauschquellen des Transistors

Abb. 2.45. Betrieb mit einem Signalgenerator

Signalgenerator mit Ersatzrauschquelle I

b mit Ersatzrauschquelle


100

ab. Für die mittlere Rauschzahl folgt [2.9]:

F

=

SNRg

Ι ° F(f)\uryg(f)\2df _

J

_Ä

SNR

rfo

Jf '**

(f)\2äf

Nimmt man an, daß das Rauschen des Signalgenerators auf das thermische Rauschen des Innenwiderstands Rg zurückzuführen ist, d.h. \ung(f)\2 = 4kT Rgy kann man diesen Ausdruck vor die Integrale ziehen und erhält: fo 1 Π = ~r T \ F(f)df 0

JO - JU Jfu

In diesem Fall erhält man die mittlere Rauschzahl F durch Mittelung über die spektrale Rauschzahl F(f). Oft ist F(f) im betrachteten Frequenzintervall konstant; dann gilt F = F(f) und man spricht nur von der Rauschzahl F.

Rauschzahl eines Bipolartransistors

Die spektrale Rauschzahl F(f) eines Bipolartransistors erhält man durch Einsetzen der äquivalenten Rauschdichten |w r0 (/)| 2 nach (2.47) und |i r 0 (/)| 2 nach (2.48) in (2.52). Abbildung 2.46 zeigt den Verlauf von F(f) für ein Zahlenbeispiel. Für f < f\ < fg(\/f) dominiert das 1/f-Rauschen und F(f) verläuft umgekehrt proportional zur Frequenz; für f>fi> fr/y/ß ist F(f) proportional zu f2.

1M 9(1 If)

Abb. 2.46. Verlauf der spektralen Rauschzahl F(f) eines Bipolartransistors mit IC,A = 11 β = 100, RB = 60Q,Rg

= l k n , fg(1/f)

= 100 Hz und fT = 100 MHz


101

Durch Einsetzen von (2.49) und (2.50) in (2.52) erhält man die Rauschzahl F für fgd/f) < f < fcl \J~ß\ in diesem Frequenzbereich sind alle Rauschdichten konstant, d.h. F hängt nicht von der Frequenz ab: F = F(f)

= 1 +

UT

1 B

R2BIC 2ßUT

(2.53)

Die Rauschzahl wird meist in Dezibel angegeben: F^B = 10 log F. Abbildung 2.47 zeigt die Rauschzahl eines Kleinleistungstransistors als Funktion des Arbeitspunktstroms IQA für verschiedene Innenwiderstände Rg des Signalgenerators. Abbildung 2.47a zeigt die Verläufe für eine Frequenz oberhalb der 1/fGrenzfrequenz fg(i/fy> hier gilt (2.53), d.h. die Rauschzahl hängt nicht von der Frequenz ab. Abbildung 2.47b zeigt die Verläufe für eine Frequenz unterhalb fgd/f)\ hier ist die Rauschzahl frequenzabhängig, d.h. die Verläufe gelten nur für die angegebene Frequenz. Minimierung der Rauschzahl: Man entnimmt Abb. 2.47a, daß die Rauschzahl unter bestimmten Bedingungen minimal wird; für die eingetragenen Werte für Rg kann man den zugehörigen optimalen Arbeitspunktstrom IcyAopt direkt ablesen. Einen besseren Überblick ermöglicht Abb. 2.48, bei der Kurven gleicher Rauschzahl in der doppelt logaritmischen IQA-Rg-Ebene eingetragen sind. Aus (2.53) erhält man über dF

= ο

den optimalen Arbeitspunktstrom Ic,Aopt bei vorgebenem Wert für Rg: für Rg < RB RB

(2.54)

Ic,Aopt —

R*

für Rg > RB

Bei niederohmigen Signalgeneratoren mit Rg < RB ist IctAopt durch RB, β und UT gegeben, hängt also nicht von Rg ab; mit RB ^ 10... 300 Ω und β % 100... 400 erhält man Ic,Aopt % 1 · · · 50 mA. Dieser Fall tritt in der Praxis jedoch selten auf. Bei Signalgeneratoren mit Rg > RB ist IQA umgekehrt proportional zu Rg; bei Kleinleistungstransistoren kann man die Abschätzung (2.55)

verwenden, die in Abb. 2.48 gestrichelt eingezeichnet ist. In gleicher Weise kann man für einen festen Wert IQA den optimalen Quellenwiderstand Rgopt ermitteln: Rgopt —

(2.56)

102

2 Bipolartransistor

1μ

10 μ

100 μ

1m

a fürfg(J/f) < f = 100 kHz bei kleinen Arbeitspunktströmen gilt Rgopt ~ l/ic,A> bei mittleren Rgopt ~ 1/y/IöÄ. Setzt man den optimalen Arbeitspunktstrom IÂopt nach (2.54) in (2.53) ein, erhält man einen Ausdruck für die optimale Rauschzahl:

Vρ V

K

\^/

s

Man erkennt, daß die optimale Rauschzahl eines Transistors durch den Basisbahnwiderstand RB und die Kleinsignalstromverstärkung β bestimmt wird. In rauscharmen Schaltungen müssen Transistoren mit kleinem Basisbahnwiderstand und hoher Kleinsignalstromverstärkung eingesetzt werden; bei großem Innenwiderstand Rg ist eine hohe Kleinsignalstromverstärkung ß, bei kleinem Rg ein kleiner Basisbahnwiderstand RB wichtig. Da β arbeitspunktabhängig ist, wird das absolute Minimum von Fopt nicht, wie (2.57) suggeriert, für Rg -> oo, sondern für einen endlichen Wert Rg « lOOkn... 1 ΜΩ mit Ic,Aopt ^ 1 μΑ erreicht. Rauschzahl im Bereich des 1/f-Rauschens: Für / < / g (i//) erhält man durch Einsetzen von (2.47) und (2.48) in (2.52):

Rg ν

HL +

2/ V^,A

^

^t/τ ; y

2ßuTf

Die Rauschzahl nimmt für / —> 0 zu. Der optimale Arbeitspunktstrom IcyAopt ist auch im Bereich des 1/f-Rauschens durch (2.54) gegeben, hängt also nicht von der Frequenz ab. Das bedeutet, daß man bei gegebenem Innenwiderstand Rg mit Ic,Aopt nach (2.54) bei jeder Frequenz / < fir/y/ß die optimale Rausch-

104


zahl erreicht. Der optimale Innenwiderstand RgOpt,(i/f) für festes IQA ist dagegen frequenzabhängig:

Ur

|

IQA

2RBf\ fg(i/f))

Die praktische Bedeutung von RgOpt,(i/f) ist gering, da aufgrund der Frequenzabhängigkeit keine breitbandige Anpassung erfolgen kann. Für die optimale Rauschzahl erhält man: 2 t'RB\

Ro

\ > Κ δ . , RB

+

Fopty(i/f) nimmt für / -> 0 zu; eine hohe Kleinsignalstromverstärkung β ist hier besonders wichtig. Rauschzahl bei hohen Frequenzen: Berücksichtigt man die Zunahme der äquivalenten Rauschdichten für f> fr/y/ßy erhält man für fg(i/f) < f< fr-

IQA

Rgopt,HF

\

fr

..+N Der optimale Quellenwiderstand Rgopt,HF nimmt für / > fr/y/ß mit steigender Frequenz ab. Da Hochfrequenzschaltungen meist schmalbandig sind, ist die Angabe von RgoptyHF trotz der Frequenzabhängigkeit sinnvoll. Der Arbeitspunktstrom IQA muß bei diesen Schaltungen mit Hinblick auf die Verstärkung optimiert werden, steht also nicht als freier Parameter für die Minimierung der Rauschzahl zur Verfügung; deshalb ist FopttfF hier als Funktion von IQA angegeben. Bei sehr hohen Frequenzen sind die Rauschquellen im Transistor nicht mehr unabhängig. Dadurch treten in den äquivalenten Rauschdichten Kreuzterme auf, die dazu führen, daß der optimale Innenwiderstand des Signalgenerators nicht mehr reell ist; in diesem Bereich erhält man aus den hier angegebenen Gleichungen nur Näherungswerte für RgOpt,HF und FoptyHF. Hinweise zur Minimierung der Rauschzahl: Bei der Minimierung der Rauschzahl sind einige Aspekte zu berücksichtigen: •

Die Minimierung der Rauschzahl hat nicht zur Folge, daß das Rauschen absolut minimiert wird; vielmehr wird, wie aus der Definition der Rauschzahl unmittelbar folgt, der Verlust an Signal-Rausch-Abstand SNR minimiert. Minimales absolutes Rauschen, das heißt minimale Rauschdichte \ur(f)\2 der Ersatzrauschquelle, wird nach (2.51) für Rg = 0 erreicht. Welche Größe minimiert werden muß, hängt von der Anwendung ab: bei einer Schaltung, die ein


105

1 : η

Γ· Abb. 2.50. Transformation des Innenwiderstands eines Signalgenerators durch einen Übertrager

Signal überträgt, muß man die Rauschzahl minimieren, um optimales SNR am Ausgang zu erhalten; dagegen muß man bei einer Schaltung, die kein Signal überträgt, z.B. bei einer Stromquelle zur Arbeitspunkteinstellung, das absolute Rauschen am Ausgang minimieren. Die Rauschzahl ist deshalb nur für Signalübertragungssysteme relevant. Das absolute Minimum der Rauschzahl wird bei hohem Innenwiderstand Rg und kleinem Arbeitspunktsstrom IC,A erreicht. Dieses Ergebnis gilt jedoch nur für f< fr/y/ß· Bei IQA ^ 1 μΑ erreicht ein typischer Kleinleistungstransistor mit einer maximalen Transitfrequenz von 300 MHz und einer maximalen Kleinsignalstromverstärkung von 400 nur noch fi· ~ 200 kHz und β ^ 100; damit gilt die Betrachtung nur für / < 20 kHz. Man kann deshalb IQA nicht beliebig klein machen; eine Untergrenze ist durch die erforderliche Bandbreite der Schaltung gegeben. In den meisten Fällen ist der Innenwiderstand Rg vorgegeben und man kann Ic,Aopt a u s (2.54) ermitteln oder durch (2.55) abschätzen. Wenn sich der so ermittelte Wert als ungünstig erweist, kann man bei Schaltungen mit besonders hohen Anforderungen einen Übertrager verwenden, der den Innenwiderstand transformiert, siehe Abb. 2.50. Diese Methode wird bei sehr kleinen Innenwiderständen angewendet, da in diesem Fall die optimale Rauschzahl nach (2.57) relativ groß ist. Durch den Übertrager wird der Innenwiderstand auf einen größeren Wert n2Rg transformiert, für den eine kleinere optimale Rauschzahl erreicht werden kann. Aufgrund der Induktivität LQ des Übertragers erhält man einen Hochpaß mit der Grenzfrequenz fy = n2Rg/{2nLjj)\ fy muß kleiner als die minimale interessierende Signalfrequenz sein. Beispiel: Für einen Transistor mit β = 100 und RB = 60 Ω erhält man bei einem Innenwiderstand Rg = 50 Ω aus (2.54) Ic,Aopt = 3,3 mA und aus (2.57) Fopt = 2,36 = 3,7 dB. Nimmt man an, daß aufgrund der geforderten Bandbreite ein minimaler Arbeitspunktstrom IQA = 1 mA erforderlich ist, erhält man aus (2.56) Rgopt = 620 Ω. Durch Einsatz eines Übertragers mit η = 4 kann der Innenwiderstand auf n2Rq — 800 Ω transformiert und an ο

Rgopt angeglichen werden. Da das Optimum mit einem ganzzahligen Wert η nicht erreicht wird, muß die Rauschzahl mit (2.53) bestimmt werden: F = 1,18 = 0,7 dB. Durch den Einsatz des Übertragers gewinnt man in diesem Beispiel also 3 dB an SNR. Die Optimierung der Rauschzahl durch Anpassung von Rg an Rgopt kann nicht durch zusätzliche Widerstände erfolgen, da durch diese Widerstände

106


zusätzliche Rauschquellen entstehen, die bei der Definition der Rauschzahl in (2.52) nicht berücksichtigt sind; die Formeln für Fopt, Ic,Aopt und Rgopt sind deshalb nicht anwendbar. Die Rauschzahl wird durch zusätzliche Widerstände auf jeden Fall schlechter. Die Anpassung muß also so erfolgen, daß keine zusätzlichen Rauschquellen auftreten. Bei der Transformation des Innenwiderstands mit einem Übertrager ist diese Forderung erfüllt, solange das Eigenrauschen des Übertragers vernachlässigt werden kann; bei schmalbandigen Anwendungen in der Hochfrequenztechnik kann die Anpassung mit LC-Kreisen oder Streifenleitungen erfolgen. Beispiel: Es soll versucht werden, im obigen Beispiel die Anpassung von Rg = 50 Ω an Rgopt = 620 Ω mit einem Serienwiderstand R = 570 Ω vorzunehmen. Die Ersatzrauschquelle hat dann, in Erweiterung von (2.51), die Rauschdichte 2

2

2

2

2

2

\ur(f)\ = \Urig(f)\ + \URAf)\ + \ur,0(f)\ + R gopt \ir,0(f)\ und für die Rauschzahl erhält man mit \uTyg(f)\2 = 8,28 · 10~19V2/Hz, \uRiV(f)\2 = 9,44 . ΙΟ"18 V2/Hz, |wr>0(/)|2 = 1,22 · 10"18 V2/Hz aus (2.49) und |i r , 0 (/)| 2 = 3,2 · 10~24 A2/Hz aus (2.50): = J M ^ L = 15,36 = ll,9dB Die Rauschzahl nimmt durch den Serienwiderstand im Vergleich zur Schaltung ohne Übertrager um 8,2 dB, im Vergleich zur Schaltung mit Übertrager um 11,2 dB zu. Für die Optimierung der Rauschzahl wurde angenommen, daß das Rauschen des Signalgenerators durch das thermische Rauschen des Innenwiderstands verursacht wird, d.h. \ung(f)\2 = 4kTRg. Im allgemeinen trifft dies nicht zu. Die Optimierung der Rauschzahl durch partielle Differentiation von (2.52) ist jedoch unabhängig von \uryg(f)\2, da die Konstante Eins durch die Differentiation verschwindet und der verbleibende Ausdruck durch \urAf)\2 nur skaliert wird. Dadurch ändert sich zwar Fopti die zugehörigen Werte Rgopt und Ic,Aopt bleiben aber erhalten.

Bestimmung des Basisbahnwiderstands

Man kann den Basisbahnwiderstand RB aus der optimalen Rauschzahl Fopt bestimmen, indem man die Gleichung für FoptyHF für f< fr/yfß auswertet: (2.58) Davon wird in der Praxis oft Gebrauch gemacht, da eine direkte Messung von RB sehr aufwendig ist. So erhält man beispielsweise für den Hochfrequenztransistor BFR92P aus Fopt = 1,41 = l , 5 d B b e i / = 10MHz < fr/y/ß = 300MHz, β % 100 und IC,A = 5 mA den Wert RB ^ 40 Ω.

2.4

107

Grundschaltungen

2.4

Grundschaltungen Grundschaltungen mit einem Bipolartransistor: Es gibt drei Grundschaltungen, in denen ein Bipolartransistor betrieben werden kann: die Emitterschaltung (common emitter configuration), die Kollektorschaltung (common collector configuration) und die Basisschaltung (common base configuration). Die Bezeichung erfolgt entsprechend dem Anschluß des Transistors, der als gemeinsamer Bezugsknoten für den Eingang und den Ausgang der Schaltung dient; Abb. 2.51 verdeutlicht diesen Zusammenhang. In vielen Schaltungen ist dieser Zusammenhang nicht streng erfüllt, so daß ein schwächeres Kriterium angewendet werden muß: Die Bezeichnung erfolgt entsprechend dem Anschluß des Transistors, der weder als Eingang noch als Ausgang der Schaltung dient. Beispiel: Abb. 2.52 zeigt einen dreistufigen Verstärker mit Gegenkopplung. Die erste Stufe besteht aus dem npn-Transistor Γι. Der Basisanschluß dient als Eingang der Stufe, an dem über R\ die Eingangsspannung Ue und über R2 die gegengekoppelte Ausgangsspannung Ua anliegt, und der Kollektor bildet den Ausgang; T\ wird demnach in Emitterschaltung betrieben. Der Unterschied zum strengen Kriterium liegt darin, daß trotz der Bezeichnung Emitterschaltung nicht der Emitter, sondern der Masseanschluß als gemeinsamer Bezugsknoten für den Eingang und den Ausgang der Stufe dient. Der Ausgang der ersten Stufe ist mit dem Eingang der zweiten Stufe verbunden, die aus dem pnp-Transistor T2 besteht. Hier dient der Emitter als Eingang und der Kollektor als Ausgang; T2 wird demnach in Basisschaltung betrieben. Auch hier wird die Basis nicht als Bezugsknoten verwendet. Die dritte Stufe besteht aus dem npn-Transistor T5. Die Basis dient als Eingang, der Emitter bildet den Ausgang der Stufe und gleichzeitig den Ausgang der ganzen Schaltung; T5 wird demnach in Kollektorschaltung betrieben. Die Transistoren T3 und T4 arbeiten als Stromquellen und dienen zur Einstellung der Arbeitspunktströme von T2 und T5. Grundschaltungen mit mehreren Transistoren: Es gibt mehrere Schaltungen mit zwei und mehr Transistoren, die so häufig auftreten, daß sie ebenfalls als Grundschaltungen anzusehen sind, z.B. Differenzverstärker und Stromspiegel; diese Schaltungen werden im Kapitel 4.1 beschrieben. Eine Sonderstellung nimmt

uc Emitterschaltung

Kollektorschaltung

Abb. 2.51. Grundschaltungen eines Bipolartransistors

Basisschaltung

108


[h Π

D

1 V

ι

"sh

ϊ

ϊ

ϊ

Abb. 2.52. Beispiel zu den Grundschaltungen des Bipolartransistors

die Darlington-Schaltung ein, bei der zwei Transistoren so verschaltet sind, daß sie wie ein Transistor behandelt werden können, siehe Abschnitt 2.4.4. Polarität: In allen Schaltungen werden bevorzugt npn-Transistoren eingesetzt, da sie bessere elektrische Kenndaten besitzen; dies gilt besonders für integrierte Schaltungen. Prinzipiell können in allen Schaltungen npn- gegen pnp- und pnpgegen npn-Transistoren ausgetauscht werden, wenn man die Versorgungsspannungen, gepolte Elektrolytkondensatoren und Dioden umpolt. 2.4.1 Emitterschaltung

Abbildung 2.53a zeigt die Emitterschaltung bestehend aus dem Transistor, dem Kollektorwiderstand Rc, der Versorgungsspannungsquelle Üb und der Signalspannungsquelle Ug mit dem Innenwiderstand Rg. Für die folgende Untersuchung wird Üb = 5 V und Rc — Rg = 1 kQ angenommen, um zusätzlich zu den formelmäßigen Ergebnissen auch typische Zahlenwerte angeben zu können. Übertragungskennlinie der Emitterschaltung

Mißt man die Ausgangsspannung Ua als Funktion der Signalspannung Ugy erhält man die in Abb. 2.54 gezeigte Übertragungskennlinie. Für Ug < 0,5 V ist der Kollektorstrom vernachlässigbar klein und man erhält Ua = Üb = 5V. Für 0,5 V < Ug < 0,72 V fließt ein mit Ug zunehmender Kollektorstrom J c , und die Ausgangsspannung nimmt gemäß Ua = Ub~ IcRc ab. Bis hier arbeitet der Transistor im Normalbetrieb. Für Ug > 0,72 V gerät der Transistor in die Sättigung und man erhält Ua = UcE,sat>

2.4

Grundschaltungen

109

1 b Ersatzschaltbild für Normalbetrieb

a Schaltung Abb. 2.53. Emitterschaltung

Normalbetrieb: Abb. 2.53b zeigt das Ersatzschaltbild für den Normalbetrieb, bei dem für den Transistor das vereinfachte Transportmodell nach Abb. 2.27 eingesetzt ist; es gilt: UBE_

Ic = BIB = IseUr Diese Gleichung folgt aus den Grundgleichungen (2.5) und (2.6), indem man den Early-Effekt vernachlässigt und die Großsignalstromverstärkung Β als konstant annimmt; letzteres führt auf Β = Bo = ß. Für die Spannungen erhält man: Ua = UCE = Ub + (/« - Ic) Rc = Ue = UBE

υ. ν

=

Ux - IBR„

Normalbetrieb

=

Ug

-

Ub - IcRc

(2.59)

IcR, Β

(2.60)

Sättigungsbetrieb

4\ 32|

1 — Ι

1

1 — L^—ι

1

1

1 —

1 2

Abb. 2.54. Kennlinien der Emitterschaltung

•

"lt. A

110


In (2.60) wird angenommen, daß der Spannungsabfall an Rg vernachlässigt werden kann, wenn Β ausreichend groß und Rg ausreichend klein ist. Als Arbeitspunkt wird ein Punkt etwa in der Mitte des abfallenden Bereichs der Übertragungskennlinie gewählt; dadurch wird die Aussteuerbarkeit maximal. Nimmt man Β = β = 400 und Is — 7 fA 12 an, erhält man für den in Abb. 2.54 beispielhaft eingezeichneten Arbeitspunkt mit Üb = 5 V und Rc — Rg = l kQ: Ua = 3V =>> Ic=

Ub Ua

~

= 2 m A =» IB = ξ = 5μΑ

=> Ue = UBE = UT\n γ = 685mV =» Ug = Ue + / ß fl g = 690mV Der Spannungsabfall an Rg beträgt in diesem Fall nur 5 mV und kann vernachlässigt werden; in Abb. 2.54 gilt deshalb bei Normalbetrieb Ue ^ Ug. Bei der Berechnung der Größen wurde rückwärts vorgegangen, d.h. es wurde Ug = Ug(Ua) bestimmt; in diesem Fall lassen sich alle Größen ohne Näherungen sukzessive bestimmen. Die Berechnung von Ua — Ua(Ug) kann dagegen nicht direkt erfolgen, da wegen IB — IB(UBE) durch (2.60) nur eine implizite Gleichung für ÜBE gegeben ist, die nicht nach ÜBE aufgelöst werden kann; hier kann man nur mit Hilfe der Näherung ÜBE ~ Ug sukzessive weiterrechnen. Sättigungsbetrieb: Der Transistor erreicht die Grenze zum Sättigungsbetrieb, wenn UQE die Sättigungsspannung UcEysat erreicht; mit UcEysat ^ 0,1 V erhält man: IC = =>

Ub

-**~

= 4,9mA = » 4 = |

= 12,25μΑ

Ue = UBE = UT In — = 709 mV => U„ = Ue + IBRo = 721 mV Is

Für Ug > 0,72 V gerät der Transistor in Sättigung, d.h. die Kollektor-Diode leitet. In diesem Bereich sind alle Größen mit Ausnahme des Basisstroms etwa konstant: Ic^

4,9mA

,

Ue = UBE^

0,72 V

,

Ua = UCE,sat » 0 , 1 V

Der Basisstrom beträgt h

= ^ -

UBE

«

t/g-0.72 V

und verteilt sich auf die Emitter- und die Kollektor-Diode. Der Innenwiderstand Rg muß in diesem Fall eine Begrenzung des Basisstroms auf zulässige Werte bewirken. In Abb. 2.54 wurde UgyTnax = 2 V gewählt; mit Rg — 1 kH folgt daraus Ιβ,ηιαχ % 1,28 mA, ein für Kleinleistungstransistoren zulässiger Wert. Kleinsignalverhalten der Emitterschaltung

Das Verhalten bei Aussteuerung um einen Arbeitspunkt Α wird als Kleinsignalverhalten bezeichnet. Der Arbeitspunkt ist durch die Arbeitspunktgrößen UefA = u UBE,A> a,A = UCE,A> h,A = h,A und IQA gegeben; als Beispiel wird der oben 12 Typische Werte für einen npn-Kleinleistungstransistor BC547B.

2.4 Grundschaltungen

111

ν ο

5

1,0

—h-

-20

4 -

-40

3-

-60

2 -

-80

1 0,5

1,0

- 100

a Übertragungskennlinie

b Verstärkung = Steigung der Übertragungskennlinie

Abb. 2.55. Verstärkung der Emitterschaltung ermittelte Arbeitspunkt mit UBEyA = 685 mV, UCE,A = 3 V, IB)A — 5μΑ und lCA = 2 mA verwendet. Zur Verdeutlichung des Zusammenhangs zwischen den nichtlinearen Kennlinien und dem Kleinsignalersatzschaltbild wird das Kleinsignalverhalten zunächst aus den Kennlinien und anschließend unter Verwendung des Kleinsignalersatzschaltbilds berechnet. Berechnung aus den Kennlinien: Die Kleinsignal-Spannungsverstärkung entspricht der Steigung der Übertragungskennlinie, siehe Abb. 2.55; durch Differentiation von (2.59) erhält man: die = - SRc Rc = dUBE Mit S = IQA/UT = 77mS und Rc = ikQ folgt A = -77. Diese Verstärkung wird auch Leerlaufverstärkung genannt, da sie für den Betrieb ohne Last (Ia = 0) gilt. Man erkennt ferner, daß die Kleinsignal-Spannungsverstärkung proportional zum Spannungsabfall IQARC a m Kollektorwiderstand Rc ist. Wegen IQARC < Üb ist die mit einem ohmschen Kollektorwiderstand Rc maximal mögliche Verstärkung proportional zur Versorgungsspannung Üb. Der Kleinsignal-Eingangswiderstand ergibt sich aus der Eingangskennlinie: dUe dUBE = rBE dIB Mit rBE = ß/S und β = 400 folgt re = 5,2 kQ. Der Kleinsignal-Ausgangswiderstand kann aus (2.59) ermittelt werden: Tn

=

Hier ist ra = 1 kü.

= Rc


112

«cljl

-—φ-

j*-"«ljfc

Abb. 2.56. Kleinsignalersatzschaltbild der Emitterschaltung

Die Berechnung aus den Kennlinien führt auf die Kleinsignalparameter S und rBE des Transistors, siehe Abschnitt 2.1.4 13. Deshalb wird in der Praxis ohne den Umweg über die Kennlinien sofort mit dem Kleinsignalersatzschaltbild des Transistors gerechnet. Berechnung aus dem Kleinsignalersatzschaltbild: Abb. 2.56 zeigt das Kleinsignalersatzschaltbild der Emitterschaltung, das man durch Einsetzen des Kleinsignalersatzschaltbilds des Transistors nach Abb. 2.12 bzw. Abb. 2.36a, Kurzschließen von Gleichspannungsquellen, Weglassen von Gleichstromquellen und Übergang zu den Kleinsignalgrößen erhält 14: ue = Ue- U6yA Ua = Ua — Ua,A

, ,

ie = Ie- Ie,A ta — Ia — IÜ}A

Ohne Lastwiderstand RL folgt aus Abb. 2.56 für die Emitterschaltung: A

=

>Rc

Ua

CE

= -S(Rc\\rcE)

*
oo angenommen wurde. Mit XQE = UA/IQA und UA ~ 100 V erhält man A = — 75, re = 5,2 kü, und ra = 980 Ω. Die Größen A, re und ra beschreiben die Emitterschaltung vollständig; Abb. 2.57 zeigt das zugehörige Ersatzschaltbild. Der Lastwiderstand RL kann ein ohmscher Widerstand oder ein Ersatzelement für den Eingangswiderstand einer am Ausgang angeschlossenen Schaltung sein. Wichtig ist dabei, daß der Arbeitspunkt durch RL nicht verschoben wird, d.h. es darf kein oder nur ein vernachlässigbar 13 Der Ausgangswiderstand TCE des Transistors tritt hier nicht auf, da bei der Herleitung der Kennlinien der Early-Effekt vernachlässigt, d.h. YCE —• oo angenommen wurde 14 Der Übergang zu den Kleinsignalgrößen durch Abziehen der Arbeitspunktwerte entspricht dem Kurzschließen von Gleichspannungsquellen bzw. Weglassen von Gleichstromquellen, da die Arbeitspunktwerte Gleichspannungen bzw. Gleichströme sind.


113

4 Abb. 2.57. Ersatzschaltbild mit den Ersatzgrößen A, re und ra kleiner Gleichstrom durch RL fließen; darauf wird im Zusammenhang mit der Arbeitspunkteinstellung noch näher eingegangen. Mit Hilfe von Abb. 2.57 kann man die Kleinsignal-Betriebsverstärkungberechnen:

AB = — = —J^— A — ^ —

(2.64)

Sie setzt sich aus der Verstärkung Α der Schaltung und den Spannungsteilerfaktoren am Eingang und am Ausgang zusammen. Nimmt man an, daß eine Emitterschaltung mit denselben Werten als Last am Ausgang angeschlossen ist, d.h. RL = re = 5,2 kQ, erhält man AB ~ 0,7 · A = - 53. Maximale Verstärkung μ und ß-UA-Produkt: Die Verstärkung der Emitterschaltung wird für Rc —• σο maximal; aus (2.61) folgt die maximale Verstärkung: μ =

lim |A| = SrCE = -j^- j ^ - = τφ

Rcôo

UT

lQA

VT

Dieser Grenzfall kann mit einem ohmschen Kollektorwiderstand Rc nur schwer erreicht werden, da aus Rc -> oo auch Rc ^> rCE folgt und demnach der Spannungsabfall an Rc wegen IQARC ^ Ic,ArCE = UA viel größer als die EarlySpannung UA ~ 100 V sein müßte. Man erreicht den Grenzfall, wenn man den Kollektorwiderstand durch eine Konstantstromquelle mit dem Strom IK = IC,A ersetzt; damit erhält man auch bei niedrigen Spannungen sehr große Kleinsignalwiderstände. In der Praxis wird μ nur selten angegeben, da es sich nur um eine Ersatzgröße für die Earlyspannung UA handelt. Man kann also festhalten, daß die maximal mögliche Verstärkung eines Bipolartransistors proportional zu UA ist. Bei npnTransistoren gilt UA & 3 0 . . . 150V und damit μ « 1000... 6000, bei pnp-Transistoren folgt aus UA ~ 30... 75 V μ % 1000... 3000. Die maximale Verstärkung μ wird nur im Leerlauf, d.h. ohne Last erreicht. In vielen Schaltungen, speziell in integrierten Schaltungen, ist als Last der Eingangswiderstand einer nachfolgenden Stufe wirksam, der bei der Emitterschaltung und bei der Kollektorschaltung proportional zur Stromverstärkung β ist. Die in der Praxis zu erreichende Verstärkung hängt also von UA und β ab; deshalb wird oft das ß-UA-Produkt (ßVA-product) als Gütekriterium für einen Bipolartransistor angegeben. Typische Werte liegen im Bereich 1000... 60000. Nichtlinearität: Im Abschnitt 2.1.4 wird ein Zusammenhang zwischen der Amplitude einer sinusförmigen Kleinsignalaussteuerung üe = ÜBE und dem Klirrfaktor k des Kollektorstroms, der bei der Emitterschaltung gleich dem Klirrfaktor der Ausgangsspannung ua ist, hergestellt, siehe (2.15) auf Seite 52. Es gilt

114

2


üe < k · 0, IV, d.h. für k < 1% muß üe < 1 mV sein. Die zugehörige Ausgangsamplitude ist wegen üa = \A\üe von der Verstärkung Α abhängig; für das Zahlenbeispiel mit A = —75 gilt demnach üa < k · 7,5 V. Temperaturabhängigkeit: Zur Betrachtung der Temperaturabhängigkeit eignet sich Gl. (2.21); sie besagt, daß die Basis-Emitter-Spannung UBE bei konstantem Kollektorstrom Ic mit 1,7 mV/K abnimmt. Man muß demnach die Eingangsspannung um 1,7 mV/K verringern, um den Arbeitspunkt Ic = IQA der Schaltung konstant zu halten. Hält man dagegen die Eingangsspannung konstant, wirkt sich eine Temperaturerhöhung wie eine Zunahme der Eingangsspannung mit dUe/dT = 1,7 mV/K aus; man kann deshalb die Temperaturdrift der Ausgangsspannung mit Hilfe der Verstärkung berechnen: IFF = ΈΤ ^F * A-1,7mV/K (2.65) dT A öUe A dT Für das Zahlenbeispiel erhält man (dUa/dT)\A w - 127mV/K. Man erkennt, daß bereits eine Temperaturänderung um wenige Kelvin eine deutliche Verschiebung des Arbeitspunkts zur Folge hat; dabei ändern sich A, re und ra aufgrund des veränderten Arbeitspunkts, Α und re zusätzlich aufgrund der Temperaturabhängigkeit von 5 bzw. UT und ß. Da in der Praxis oft Temperaturänderungen von 50 Κ und mehr auftreten, ist eine Stabilisierung des Arbeitspunkts erforderlich; dies kann z.B. durch eine Gegenkopplung geschehen. Emitterschaltung mit Stromgegenkopplung Die Nichtlinearität und die Temperaturabhängigkeit der Emitterschaltung kann durch eine Stromgegenkopplung verringert werden; dazu wird ein Emitterwiderstand RE eingfügt, siehe Abb. 2.58a. Abb. 2.59 zeigt die Übertragungskennlinie Ua(Ug) und die Kennlinien für Ue und UE für Rc = Rg = 1 kQ und RE = 500 Ω. Für Ug < 0,5 V ist der Kollektorstrom vernachlässigbar klein und man erhält Ua = Ub = 5 V. Für 0,5 V < Ug < 2,3 V fließt ein mit Ug zunehmender Kollektorstrom Ic, und die Ausgangsspannung nimmt gemäß Ua = Ub — IcRc ab; in diesem Bereich verläuft die Kennlinie aufgrund der Gegenkopplung nahezu linear. Bis hier arbeitet der Transistor im Normalbetrieb. Für Ug > 2,3 V gerät der Transistor in die Sättigung. Normalbetrieb: Abb. 2.58b zeigt das Ersatzschaltbild für den Normalbetrieb. Für die Spannungen erhält man: Ua = Ub + (Ia - Ic) Rc

=° Ub - IcRc

(2.66)

Ue = ÜBE + UE = UBE + {Ic + h) RE « UBE + kRE

(2.67)

Ue = Ug- IBRg

(2.68)

w Ug

In (2.67) wird der Basisstrom Iß wegen Β ^> 1 gegen den Kollektorstrom Ic vernachlässigt. In (2.68) wird angenommen, daß der Spannungsabfall an Rg vernachlässigt werden kann. Die Stromgegenkopplung zeigt sich in (2.67) darin, daß durch den Kollektorstrom Ic die Spannung ÜBE von ÜBE = Ue für die Emit-

2.4

115

Grundschaltungen

1

a Schaltung

b Ersatzschaltbild für Normalbetrieb

Abb. 2.58. Emitterschaltung mit Stromgegenkopplung

terschaltung ohne Gegenkopplung, siehe (2.60), auf UBE ^ Ue — ICRE verringert wird. Für 0,8 V < Ug < 2,2 V gilt ÜBE ^ 0,7 V; damit erhält man aus (2.67) und (2.68) t/g-0,7V C

%

Ώ

und durch Einsetzen in (2.66):

Ua »

Ub-?£(Ug-

(2.69)

Dieser lineare Zusammenhang ist in Abb. 2.59 strichpunktiert eingezeichnet und stimmt für 0,8 V < Ug < 2,2 V sehr gut mit der Übertragungskennlinie überein; letztere hängt also in diesem Bereich nur noch von Rc und RE ab. Die GegenU iI

\

Sättigungsbetrieb

Normalbetrieb

ν

Ν

Ν.

4-

U

3-

\

2-

u

\

1-

\

"

^Α-

\

1

Abb. 2.59. Kennlinien der Emitterschaltung mit Stromgegenkopplung

116


kopplung bewirkt demnach, daß das Verhalten der Schaltung in erster Näherung nicht mehr von den nichtlinearen Eigenschaften des Transistors, sondern nur von linearen Widerständen abhängt; auch Exemplarstreuungen bei den Transistorparametern wirken sich aus diesem Grund praktisch nicht aus. Als Arbeitspunkt wird ein Punkt etwa in der Mitte des abfallenden Bereichs der Übertragungskennlinie gewählt; dadurch wird die Aussteuerbarkeit maximal. Für den in Abb. 2.59 beispielhaft eingezeichneten Arbeitspunkt erhält man mit = ß = 400, Rc = Rg = 1 kQ und RE = 500 Ω: V =• Ic=

Ub

~Ua

= 1,5mA =• Ι β = § =

=> Ue = UBE + t/£ = l/ r ln ^ + [7£ = 1430mV h => Ug = Ue + IBRg = 1434 mV Aus (2.69) erhält man mit Ua = 3,5 V die Näherung Ug % 1,45 V. Sättigungsbetrieb: Der Transistor erreicht die Grenze zum Sättigungsbetrieb, wenn UCE die Sättigungsspannung UCEySat erreicht; aus (2.69) folgt mit UE ^ U* - 0 , 7 V:

V

ί ^ ) ^ - °'7 ) Einsetzen von [7C£ = l/c£,sat ^ 0,1 V und Auflösen nach Ug liefert Ug % 2,3 V. Für [7g > 2,3 V leitet die Kollektor-Diode und es fließt ein mit Ug zunehmender Basisstrom, der sich auf die Emitter- und die Kollektor-Diode verteilt und durch Rg begrenzt wird, siehe Abb. 2.59. Da der Basisstrom über RE fließt, sind die Spannungen Ue, Ua und UE nicht näherungsweise konstant wie bei der Emitterschaltung ohne Gegenkopplung, sondern nehmen mit Ug zu. Kleinsignalverhalten: Die Spannungsverstärkung Α entspricht der Steigung der Übertragungskennlinie, siehe Abb. 2.60; sie ist in dem Bereich, für den die lineare Näherung nach (2.69) gilt, näherungsweise konstant. Die Berechnung von Α erfolgt mit Hilfe des in Abb. 2.61 gezeigten Kleinsignalersatzschaltbilds. Aus den Knotengleichungen ue-uE ua-uE uE + SuBE + = — ΓΒ£

TCE

erhält man mit uBE

E

- u E u a h — = ία rcE Rc = ue — uE:

SuBE -\

u

K

a

SRr A=

* i«=0

1 +.

ß

ßrCE/

rCEJ

rCE

2.4

Grundschaltungen

117

V 1

π

ο

2

υ

V

4

Ν.

3

- 1-

2

Vχ

1 Ι

ι 2

1

fc

^ (7 e

)

2-

~ν



Abb. 2.60. Verstärkung der Emitterschaltung mit Stromgegenkopplung

SRc

Rc RE

Für SRE ^> 1 hängt die Verstärkung nur noch von Rc und RE ab. Bei Betrieb mit einem Lastwiderstand RL kann man die zugehörige Betriebsverstärkung AB berechnen, indem man für Rc die Parallelschaltung von Rc und RL einsetzt, siehe Abb. 2.61. In dem beispielhaft gewählten Arbeitspunkt erhält man mit S = 57,7mS, rBE = 6,9ka, rCE = 67kü, Rc = Rg = ikQ und RE = 500Ω exakt A = - 1,927; die erste Näherung liefert A = - 1,933, die zweite A = - 2. Für den Eingangswiderstand erhält man: RE ia=0

rCE

11 Abb. 2.61. Kleinsignalersatzschaltbild der Emitterschaltung mit Stromgegenkopplung


118

Er hängt vom Lastwiderstand ab, wobei hier wegen ia — 0 (RL —> oo) der Leerlaufeingangswiderstand gegeben ist. Der Eingangswiderstand für andere Werte von RL wird berechnet, indem man für Rc die Parallelschaltung von Rc und RL einsetzt; durch Einsetzen von RL = Rc = 0 erhält man den Kurzschlußeingangswiderstand. Die Abhängigkeit von RL ist jedoch so gering, daß sie durch die Näherung aufgehoben wird. Im beispielhaft gewählten Arbeitspunkt ist re>L = 202,1 k ü der exakte Leerlaufeingangswiderstand und reiK = 205 kQ der exakte Kurzschlußeingangswiderstand; die Näherung liefert re = 206,9 kQ. Der Ausgangswiderstand hängt vom Innenwiderstand Rg ab; hier werden nur die Grenzfälle betrachtet. Der Kurzschlußausgangswiderstand gilt für Kurzschluß am Eingang, d.h. ue = 0 bzw. Rg = 0:

ra,x =

=

—

RcWrcE

1+

rCE

RE + rBE Mit ie = 0 bzw. Rg -> oo erhält man den Leerlauf ausgangswiderst and:

ua ra,L

=

=

Rc

ie=0

Auch hier ist die Abhängigkeit von Rg so gering, daß sie in der Praxis vernachlässigt werden kann. Im Beispiel ist ra = Rc = 1 kQ. Mit rCE ^> Rc> RE > β ^> 1 und ohne Lastwiderstand RL erhält man für die Emitterschaltung mit Stromgegenkopplung: Rc 1

Ue ia=0 Ue

re

=

—

%

TßE -

(2.70)

RE

£ = r B £ (l + SRE)

(2.71)

le

ra

=

-r-

(2.72)

Vergleich mit der Emitterschaltung ohne Gegenkopplung: Ein Vergleich von (2.70) mit (2.61) zeigt, daß durch die Stromgegenkopplung die Verstärkung näherungsweise um den Gegenkopplungsfaktor (1 + SRE) reduziert wird; gleichzeitig nimmt der Eingangswiderstand um denselben Faktor zu, wie ein Vergleich von (2.71) und (2.62) zeigt. Die Wirkung der Stromgegenkopplung läßt sich besonders einfach mit Hilfe der reduzierten Steilheit (2J3)


119

beschreiben. Durch den Emitterwiderstand RE wird die effektive Steilheit des Transistors auf den Wert Sred reduziert: für die Emitterschaltung ohne Gegenkopplung gilt A % — SRc und re = r%E = ß/S, für die Emitterschaltung mit Gegenkopplung A % - Sre(jRc und re & ß/Sred. Nichtlinearität: Die Nichtlinearität der Übertragungskennlinie wird durch die Stromgegenkopplung stark reduziert. Der Klirrfaktor der Schaltung kann durch eine Reihenentwicklung der Kennlinie im Arbeitspunkt näherungsweise bestimmt werden. Aus (2.67) folgt: Ue = IcRE + Urln1^ Durch Einsetzen des Arbeitspunkts, Übergang zu den Kleinsignalgrößen und Reihenentwicklung erhält man ue =

und daraus durch Invertieren der Reihe: 2

ic IQA

+

+

1 + SRE

2

UT 2(1+SRE) \UT Bei Aussteuerung mit ue = üe cos cot erhält man aus dem Verhältnis der ersten Oberwelle mit 2ωί zur Grundwelle mit cot bei kleiner Aussteuerung, d.h. bei Vernachlässigung höherer Potenzen, näherungsweise den Klirrfaktor k: , ^ Κ &

UgqcQt ^ ~

«α,αιί

ic,2cot

tQa>t

^ ~

Üe

_ , (2.74)

n

=•

4ί/Γ (1 + SK £ )

2

Ist ein Maximalwert für k vorgegeben, muß üe < 4kUT (1 + SRE)2 gelten. Mit üa = \A\üe erhält man daraus die maximale Ausgangsamplitude. Für das Zahlenbeispiel gilt üe < k · 93 V und, mit A % - 1,93, üa < k · 179 V. Ein Vergleich mit (2.15) zeigt, daß die zulässige Eingangsamplitude üe durch die Gegenkopplung um das Quadrat des Gegenkopplungsfaktors (1+SRE) größer wird. Da gleichzeitig die Verstärkung um den Gegenkopplungsfaktor geringer ist, ist die zulässige Ausgangsamplitude bei gleichem Klirrfaktor um den Gegenkopplungsfaktor größer, solange dadurch keine Übersteuerung oder Sättigung des Transistors auftritt, d.h. solange der Gültigkeitsbereich der Reihenentwicklung nicht verlassen wird. Bei gleicher Ausgangsamplitude ist der Klirrfaktor um den Gegenkopplungsfaktor geringer. Temperaturabhängigkeit: Da die Basis-Emitter-Spannung nach (2.21) mit 1,7 mV/K abnimmt, wirkt sich eine Temperaturerhöhung bei konstanter Eingangsspannung wie eine Zunahme der Eingangsspannung um 1,7 mV/K bei konstanter Temperatur aus. Man kann deshalb die Temperaturdrift der Ausgangsspannung mit Hilfe von (2.65) berechnen. Für das Zahlenbeispiel erhält man (dUa/dT)\A « - 3 , 3 m V / K . Dieser Wert ist für die meisten Anwendungsfälle

120

2


1 a Schaltung


Abb. 2.62. Emitterschaltung mit Spannungsgegenkopplung

ausreichend gering, so daß auf weitere Maßnahmen zur Stabilisierung des Arbeitspunkts verzichtet werden kann. Emitterschaltung mit Spannungsgegenkopplung

Eine weitere Art der Gegenkopplung ist die Spannungsgegenkopplung; dabei wird über die Widerstände R\ und #2 ein Teil der Ausgangsspannung auf die Basis des Transistors zurückgeführt, siehe Abb. 2.62a. Wird die Schaltung mit einer Spannungsquelle Ue angesteuert 15, erhält man mit Rc = RY = l k Q und #2 = 2kQ die in Abb. 2.63 gezeigten Kennlinien. Für Ue < — 0,8 V ist der Kollektorstrom vernachlässigbar gering und man erhält Ua durch Spannungsteilung an den Widerständen. Für - 0,8 V < Ue < 1 V fließt ein mit Ue zunehmender Kollektorstrom und die Ausgangsspannung nimmt entsprechend ab; in diesem Bereich verläuft die Kennlinie aufgrund der Gegenkopplung nahezu linear. Bis hier arbeitet der Transistor im Normalbetrieb. Für Ue > 1V gerät der Transistor in die Sättigung und man erhält Ua = UcEySatNormalbetrieb: Abb. 2.62b zeigt das Ersatzschaltbild für den Normalbetrieb. Aus den Knotengleichungen Ue-UBE , Ua-UBE Ic I R2 D

Ua - UBE

Rc

15 Bei der Emitterschaltung ohne Gegenkopplung nach Abb. 2.53a wird der Innenwiderstand Rg der Signalspannungsquelle zur Begrenzung des Basisstroms bei Sättigungsbetrieb benötigt; hier wird der Basisstrom durch RY begrenzt, d.h. man kann Rg = 0 setzen und eine Spannungsquelle Ue = Ug zur Ansteuerung verwenden. Diese Vorgehensweise wird gewählt, damit die Kennlinien für den Normalbetrieb nicht von Rg abhängen.


121

υ V 5 4

——

ΝV

32s

1-

ÜBE

-2

1

-1

X

\

2

-1^

^

V

-2-

Abb. 2.63. Kennlinien der Emitterschaltung mit Spannungsgegenkopplung

folgt für den Betrieb ohne Last, d.h. Ia = 0: UfrRi — IcRcRi

α

=

Β

H~ UBERC

(2.75)

(2.76)

-^£

Löst man (2.75) nach Ic auf und setzt in (2.76) ein, erhält man unter Verwendung von Β ^> 1 und BRc ^> R2· 1

BRC -VRJ *-**

(2

·

77)

Für - 0,6 V < Ue < 0,9 V gilt [7ß£ ^ 0,7 V; damit folgt aus (2.77) ein linearer Zusammenhang zwischen Ua und Ue, der in Abb. 2.63 strichpunktiert eingezeichnet ist und sehr gut mit der Übertragungskennlinie übereinstimmt. Die Spannungsgegenkopplung bewirkt also, daß die Übertragungskennlinie in diesem Bereich in erster Näherung nur noch von Ri und # 2 abhängt. Als Arbeitspunkt wird UeyA — 0 V gewählt; dieser Punkt liegt etwa in der Mitte des linearen Bereichs. Eine sukzessive Berechnung der Arbeitspunktgrößen ist hier nicht möglich, da man aus (2.75) und (2.76) nur implizite Gleichungen erhält. Mit Hilfe von Näherungen und einem iterativen Vorgehen kann man den Arbeitspunkt dennoch sehr genau bestimmen; dabei geht man von Schätzwerten aus, die im Verlauf der Rechnung präzisiert werden. Mit R\ = 1 k ß , # 2 = 2kQ, Β = β = 400, Ue = 0 und dem Schätzwert UBE ~ 0,7 V folgt aus (2.76) Ua = 3 ÜBE + Ic · 5 Ω « 3 UBE « 2,1 V

122

2


ν

υθ ν

1

4-

2-

1

-Ί κ.

5-

\

1 -

1

-2-

-1

)

0



Abb. 2.64. Verstärkung der Emitterschaltung mit Spannungsgegenkopplung Aus der Knotengleichung am Ausgang folgt mit Ub = 5 V und Rc = 1 Ua- UBE Ub -Ua Ic = 2,2 mA Rc Mit diesem Schätzwert für IQ und 1$ = 7 fA kann man C7ß£ präzisieren: ί/β£ = t/T In — % 688 mV Is Wiederholt man damit die Berechnung, erhält man: ÜBE ^ 6 8 8 m V => Ua * 2,07 V => J c % 2,24mA =^· Iß = — ~ 5,6 juA =^ i/e ^

2,6 mV ^ 0

Mit diesen Werten hat man eine sehr genaue Lösung von (2.75) und (2.76) für den Fall Ue = 0. Sättigungsbetrieb: Der Transistor erreicht die Grenze zum Sättigungsbetrieb, wenn Ua die Sättigungsspannung UCEySat erreicht; Einsetzen von Ua = UCE,sat ^ 0,1V und ÜBE ^ 0,7 V in (2.77) liefert Ue*lV. Für Ue > 1 V leitet die KollektorDiode. Kleinsignalverhalten: Die Spannungsverstärkung Α entspricht der Steigung der Übertragungskennlinie, siehe Abb. 2.64; sie ist in dem Bereich, für den die lineare Näherung nach (2.77) gilt, näherungsweise konstant. Die Berechnung von Α erfolgt mit Hilfe des in Abb. 2.65 gezeigten Kleinsignalersatzschaltbilds. Aus den Knotengleichungen ue - ÜBE ua - ÜBE UBE

SuBE

-

ÜBE


123

rCE

Abb. 2.65. Kleinsignalersatzschaltbild der Emitterschaltung mit Spannungsgegenkopplung

erhält man mit Rc = Rc\\rcEA=

-SR2

*

- SR2

R, Wenn alle Bedingungen erfüllt sind, hängt Α nur noch von R\ und R2 ab; dabei besagt die letzte Bedingung, daß die Verstärkung ohne Gegenkopplung, i.e. — SRCJ viel größer sein muß als die ideale Verstärkung mit Gegenkopplung, i.e. — R2/R1' Wird die Schaltung mit einem Lastwiderstand RL betrieben, kann man die zugehörige Betriebsverstärkung Aß berechnen, indem man für Rc die Parallelschaltung von Rc und RL einsetzt, siehe Abb. 2.65. In dem beispielhaft gewählten Arbeitspunkt erhält man mit S = 86,2 mS, rBE = 4,6 kQ, rCE = 45 kQ, Rc = Ri = Ikü und R2 = 2kQ exakt A = - 1,885; die erste Näherung liefert A = - 1,912, die zweite A = - 1,933 und die dritte A = - 2. Für den Leerlauf eingangswiderstand erhält man mit # c = Rc || 7c£:

rBE+(l+ß)Rc

i„=o

R2 ) ßRc^>rBE,R2

ο

+~


124

Er gilt für ia = 0, d.h. RL -» oo. Der Eingangswiderstand für andere Werte von RL wird berechnet, indem man für Rc die Parallelschaltung von Rc und RL einsetzt. Durch Einsetzen von RL = Rc = 0 erhält man den Kurzschlußeingangswiderstand: re>K =

=

y

Ri+rBE\\R2

ua=0

In dem beispielhaft gewählten Arbeitspunkt erhält man für den Leerlaufeingangswiderstand exakt re>L = 1034 Ω; die erste Näherung liefert ebenfalls reyL = 1034 Ω, die zweite r6yL = 1035 Ω, die dritte r6yL = 1012 Ω und die vierte r6yL = ^ Ω . Der Kurzschlußeingangswiderstand beträgt rßyK = 2,4 kΩ. F ü r d e n Kurzschlußausgangswiderstand erhält m a n m i t Rc — Rc\\ TCE'· =

R2) rBE rBE + Äi (1 + ß)

Rr

ue=0

Äc II

TBE

+ ßR\

Rc Daraus folgt mit R\ —> oo der Leerlaufausgangswiderstand:

-

TBE

Rc

s-j

l+ß

te=O

In dem beispielhaft gewählten Arbeitspunkt erhält man für den Kurzschlußausgangswiderstand exakt rüyK = 37,5 Ω; die erste Näherung liefert ebenfalls rüyK = 37,5 Ω, die zweite rüyK = 38,3 Ω. Der Leerlaufausgangswiderstand beträgt exakt rüyL = 16,2 Ω; die Näherung liefert rUyL = 16,3 Ω. In erster Näherung gilt für die Emitterschaltung mit Spannungsgegenkopplung: SKC»1+K2/Ki

Ua

Λ

+

Ue ia-0

D ivj

1 D -|i\2

Ue

=

& Rr C II 11 JX

ia

(2.78) (2.79)

h ra

Ri Ri

(s 0 /]

R2\

(2.80)

Nichtlinearität: Die Nichtlinearität der Übertragungskennlinie wird durch die Spannungsgegenkopplung stark reduziert. Der Klirrfaktor der Schaltung kann durch eine Reihenentwicklung der Kennlinie im Arbeitspunkt näherungsweise


125

bestimmt werden. Einsetzen des Arbeitspunkts in (2.75) u n d (2.76) liefert: Ua

=

Γ^Γ

Durch Reihenentwicklung und Eliminieren von ic erhält man daraus mit β ^> 1 und SR2 > 1: R2 (

( 1

1\

2

/

#2λ UTR2

9

A

Bei Aussteuerung mit we = we cos ω ί erhält man aus dem Verhältnis der ersten Oberwelle mit 2cot zur Grundwelle mit cot bei kleiner Aussteuerung, d.h. bei Vernachlässigung höherer Potenzen, näherungsweise den Klirrfaktor k:

Ist ein Maximalwert für k vorgegeben, muß

üe < 4kUT 4 gelten. Mit üa = \A\üe erhält m a n daraus die maximale Ausgangsamplitude. Für das Zahlenbeispiel folgt üe K = 37,5 Ω eine Temperaturdrift von (dUa/dT)\A ^ -4,8mV/K. Betrieb als Strom-Spannungs-Wandler: Schließt man bei der Emitterschaltung mit Spannungsgegenkopplung den Widerstand Ri kurz u n d steuert mit einer Stromquelle Ie an, erhält m a n die Schaltung nach Abb. 2.67a, die als Strom-

126

2

i

^7D(1

+

r


CE I

^ )

Abb. 2.66. Kleinsignalersatzschaltbild zur Berechnung der Temperaturdrift der Emitterschaltung mit Spannungsgegenkopplung: mit Spannungsquelle wro (oben) und nach Verschieben der Quelle (unten)

Spannungs- Wandler arbeitet; sie wird auch Transimpedanzverstärker 16 genannt. Abbildung 2.67b zeigt die Kennlinien Ua(Ie) und Ue(Ie) für Ub = 5Vy Rc = ikQ und R2 = 2 kQ. Aus den Knotengleichungen für den Ein- und den Ausgang folgt für den Normalbetrieb, d.h. — 1,3 mA < Ie < 0,2 mA: (1+B)RC

Mit Ue = UBE^0JV

Ub - R2Ie + Ue BRc erhält man die Näherung Ua ^ 0,72 V - 2 kQ · Ie.

V

R, №

-3 υ

\

-2

Ue

1 i

-1,5

a Schaltung

-1,0

-1

\

\

-0,5

0

0,5 Je_ mA

b Kennlinien

Abb. 2.67. Strom-Spannungs-Wandler

16 Die Bezeichnung Transimpedanzverstärker wird auch für Operationsverstärker mit Stromeingang und Spannungsausgang verwendet (CV-OPV).


127

Das Kleinsignalverhalten des Strom-Spannungs-Wandlers kann aus den Gleichungen für die Emitterschaltung mit Spannungsgegenkopplung abgeleitet werden. Der Übertragungswiderstand (Transimpedanz) tritt an die Stelle der Verstärkung; mit (2.78) erhält man: =

—-

lim

ie=0

Riôc

Ue ia=0 -

lim

R\u

Rôc

SR2 + 1 Rr

-SR2

-Ri

rBE

Der Eingangswiderstand kann aus den Gleichungen für die Emitterschaltung mit Spannungsgegenkopplung berechnet werden, indem man Ri = 0 setzt. Der Ausgangswiderstand entspricht dem Leerlaufausgangswiderstand der Emitterschaltung mit Spannungsgegenkopplung. Zusammengefaßt erhält man für den Strom-Spannungs-Wandler in Emitterschaltung: RT

=

r,

=

ra

=

Ua

-Ri

ie

ia=O

h

~ SV

ua

« Rc\\

+

6

(2.81)

tc ) +

(2.82) (2.83)

7)

Arbeitspunkteinstellung

Der Betrieb als Kleinsignalverstärker erfordert eine stabile Einstellung des Arbeitspunkts des Transistors. Der Arbeitspunkt sollte möglichst wenig von den Parametern des Transistors abhängen, da diese temperaturabhängig und fertigungsbedingten Streuungen unterworfen sind; wichtig sind in diesem Zusammenhang die Stromverstärkung Β und der Sättigungssperrstrom Is: Β

Is

Temperaturkoeffizient + 0,5 %/K + 15 %/K - 30/ + 50% - 70/ + 200% Streuung Es gibt zwei grundsätzlich verschiedene Verfahren zur Arbeitspunkteinstellung: die Wechselspannungskopplung und die Gleichspannungskopplung.


128

ι

ι

ι

a Spannungseinstellung

1

1 1

ι

b Stromeinstellung

Abb. 2.68. Arbeitspunktseinstellung bei Wechselspannungskopplung

Arbeitspunkteinstellung bei Wechselspannungskopplung: Bei Wechselspan-

nungskopplung wird der Verstärker oder die Verstärkerstufe über Koppelkondensatoren mit der Signalquelle und mit der Last verbunden, siehe Abb. 2.68. Damit kann man die Arbeitspunktspannungen unabhängig von den Gleichspannungen der Signalquelle und der Last wählen; die Koppelkondensatoren werden dabei auf die Spannungsdifferenz aufgeladen. Da über die Koppelkondensatoren kein Gleichstrom fließen kann, kann man eine beliebige Signalquelle oder Last anschließen, ohne daß sich der Arbeitspunkt verschiebt. Bei mehrstufigen Verstärkern läßt sich der Arbeitspunkt für jede Stufe getrennt einstellen. Jeder Koppelkondensator bildet zusammen mit dem Ein- bzw. Ausgangswiderstand der gekoppelten Stufen, der Signalquelle oder der Last einen Hochpaß. Abbildung 2.69 zeigt einen Ausschnitt des Kleinsignalersatzschaltbilds eines mehrstufigen Verstärkers; dabei wurde für jede Stufe das Kleinsignalersatzschaltbild nach Abb. 2.57 mit den Kenngrößen A, re und ra eingesetzt. Aus dem Kleinsignalersatzschaltbild kann man die Grenzfrequenzen der Hochpässe berechnen. Die Dimensionierung der Koppelkondensatoren muß so erfolgen, daß die kleinste interessierende Signalfrequenz noch voll übertragen wird. Gleichspannungen können nicht übertragen werden. Die Arbeitspunkteinstellung für die Emitterschaltung kann durch Spannungsoder Stromeinstellung erfolgen; dabei wird UBE,A oder ΙΒ,Α SO vorgegeben, daß

Abb. 2.69. Kleinsignalersatzschaltbild eines mehrstufigen Verstärkers zur Berechnung der Hochpässe bei Wechselspannungskopplung


129

1 Abb. 2.70. Berechnung der Temperaturdrift bei Spannungseinstellung

sich der gewünschte Kollektorstrom ICyA und damit die gewünschte Ausgangsspannung UUyA einstellt. Wegen iC A

IC Α

UBEAT>E)

= υτ{Τ)Ιη

,

IByA{TyE)

=

hängen UBEyA und IByA von der Temperatur Γ und vom Exemplar Ε ab. Spannungseinstellung: Bei der Spannungseinstellung nach Abb. 2.68a wird mit den Widerständen Ri und R2 die Spannung UBEyA eingestellt. Wählt man dabei den Querstrom durch die Widerstände deutlich größer als lByA, wirkt sich eine Änderung von IByA nicht mehr auf den Arbeitspunkt aus. Die Abhängigkeit vom Exemplar kann durch Einsatz eines Potentiometers für R2 und Abgleich des Arbeitspunkts behoben werden. Zur Berechnung der durch UBE verursachten Temperaturdrift der Ausgangsspannung fügt man eine Spannungsquelle UTD mit duTü/dT = — 1,7 mV/K in das Kleinsignalersatzschaltbild ein, siehe Abb. 2.70. Sie wirkt, wie ein Vergleich mit Abb. 2.56 zeigt, wie eine Signalspannungsquelle ug = — UTD mit dem Innenwiderstand Rg = R\ \\ R2; daraus folgt: rBE

dUa dT

A

l 7

mV v

re + Rg dT TBE + {Ri\\Ri) Κ "~' Beispiel: Mit A = - 75 und Rx \\ R2 = rBE folgt (dUa/dT)\A « - 64mV/K. Wegen der hohen Temperaturdrift wird diese Art der Arbeitspunkteinstellung in der Praxis nicht eingesetzt. Stromeinstellung: Bei der Stromeinstellung nach Abb. 2.68b wird über den Widerstand R\ der Basisstrom IByA eingestellt: . Üb - UBE,A W t / f r - 0 , 7 V R Iß,A h,A Für Üb ^> UBE,A wirkt sich eine Änderung von UBEyA praktisch nicht auf IByA aus; ausgehend von \Ja — \Jh — IQRC erhält man: dT

C

A UT

« A ^ -

die dT

IB=const.

dB

(2.23)

TR—

&

'

B

A.0,13-

IQARC

dT dT

C

''

Ur

^

Β

dT

(2.85)

Beispiel: Mit A = - 75 folgt (dUa/dT)\A ^ - 9,8mV/K. Die Temperaturdrift ist zwar geringer als bei der Spannungseinstellung, für die Praxis aber dennoch zu groß. Aufgrund der großen Streuung von β muß für Ri ein Potentiometer zum Abgleich des Arbeitspunkts eingesetzt werden. Deshalb wird diese Art der Arbeitspunkteinstellung in der Praxis nicht eingesetzt.


130

Arbeitspunkteinstellung mit Gleichstromgegenkopplung: Die Temperaturdrift ist proportional zur Verstärkung, siehe (2.84) und (2.85); deshalb kann man die Stabilität des Arbeitspunkts durch eine Reduktion der Verstärkung verbessern. Da die Temperaturdrift ein langsam ablaufender Vorgang ist, muß nur die Gleichspannungsverstärkung AG reduziert werden; die Wechselspannungsverstärkung Aw kann unverändert bleiben. Man erreicht dies mit einer frequenzabhängigen Gegenkopplung, die nur für Gleichgrößen und Frequenzen unterhalb der kleinsten interessierenden Signalfrequenz wirkt und für höhere Frequenzen ganz oder teilweise unwirksam ist. Auf diesem Prinzip beruht die Arbeitspunkteinstellung mit Gleichstromgegenkopplung nach Abb. 2.71a; dabei wird die Spannungseinstellung mit einer Stromgegenkopplung über den Widerstand RE kombiniert. Der Kondensator CE bewirkt mit zunehmender Frequenz einen Kurzschluß von RE und hebt damit die Gegenkopplung für höhere Frequenzen auf. Die im Arbeitspunkt an der Basis des Transistors erforderliche Spannung UB,A

= {IQA + /IM)

R

E + UBE,A *

IQARE

+ 0,7 V

wird mit Rx und R2 eingestellt; dabei wird der Querstrom durch die Widerstände deutlich größer als ΙΒ,Α gewählt, damit der Arbeitspunkt nicht von ΙΒ,Α abhängt. Wenn die Signalquelle einen geeigneten Gleichspannungsanteil aufweist und den benötigten Basisstrom ΙΒ,Α liefern kann, kann man auf die Widerstände und den Koppelkondensator Ce verzichten und eine direkte Kopplung vornehmen; dabei kann UßyA durch Variation von RE an die vorliegende Eingangsgleichspannung angepaßt werden. RE darf aber nicht zu klein gewählt werden, da sonst die Gegenkopplung unwirksam und die Arbeitspunktstabilität herabgesetzt wird. Für kleine positive und negative Eingangsgleichspannungen kann man durch eine zusätzliche negative Versorgungsspannung eine direkte Kopplung ermöglichen, siehe Abb. 2.71b. Die Temperaturdrift der Ausgangsspannung folgt aus (2.84), indem man für A und re die Werte der Emitterschaltung mit Stromgegenkopplung nach (2.70) und

1 a mit Spannungseinstellung

b mit direkter Kopplung

Abb. 2.71. Arbeitspunktseinstellung mit Gleichstromgegenkopplung


131

rCE

-i-'-f

1

1 Abb. 2.72. Kleinsignalersatzschaltbild zu Abb. 2.71a

(2.71) einsetzt; dabei gilt A = AQ. Mit re » R\ \\ R2 erhält man den ungünstigsten Fall: dUa mV mV dT A Man muß also RE möglichst groß machen, um eine geringe Gleichspannungsverstärkung AG und damit eine geringe Temperaturdrift zu erhalten. In der Praxis wählt man RQ/RE % 1 . . . 10. Der Frequenzgang der Verstärkung kann mit Hilfe des in Abb. 2.72 gezeigten Kleinsignalersatzschaltbilds oder aus (2.70) durch Einsetzen von RE\\(l/sCE) anstelle von RE ermittelt werden:

A(s)

SRE>>1

SRc(l+sCERE)

RC

1+SCERE

SRE + sCERE

Abb. 2.73 zeigt den Betragsfrequenzgang A = \A(j2nf)\ zen / i u n d f2; dabei gilt: ωχ

= 2nfi

1 = —— CERE

,

cü2 = 2nf2

^

mit den KnickfrequenS — CE

Für / < / i ist die Gegenkopplung voll wirksam; hier gilt A % Ας % — RQ/RE* Für f>fi ist die Gegenkopplung unwirksam u n d m a n erhält A « A ^ ^ — Si^c- Da-

Abb. 2.73. Betragsfrequenzgang A = |A(j27r/)|


132

1 I

I a

b

c

Abb. 2.74. Arbeitspunkteinstellung mit Gleich- und Wechselstromgegenkopplung

zwischen liegt ein Übergangsbereich. Der Kondensator CE muß so dimensioniert werden, daß f2 kleiner als die kleinste interessierende Signalfrequenz ist. Das Kleinsignalersatzschaltbild nach Abb. 2.72 zeigt ferner, daß am Eingang die Parallelschaltung von R\ und R2 auftritt, die bei der Berechnung des Eingangswiderstands re zu berücksichtigen ist; für f>f2 gilt: re =

rBE\\Ri\\R2

Man darf Ri und R2 nicht zu klein wählen, da sonst der Eingangswiderstand stark abnimmt. Möchte man auch für Wechselpannungen, d.h. für f> f2, eine Stromgegenkopplung haben, z.B. zur Verringerung der nichtlinearen Verzerrungen, und soll dabei die Wechselspannungsverstärkung größer sein als die Gleichspannungsverstärkung, kann man eine der in Abb. 2.74 gezeigten Varianten verwenden. Tabelle 2.5 faßt die Kenngrößen zusammen. Bei der Schaltung nach Abb. 2.74c wird eine Konstantstromquelle mit dem Strom 7K und dem Innenwiderstand rK zur Arbeitspunkteinstellung verwendet; damit gilt IQA ~ Ικ· Wegen VK ^> Rc ist die Gleichspannungsverstärkung AQ und damit die durch den Transistor verursachte Temperaturdrift sehr klein; die Temperaturdrift der Schaltung hängt in diesem Fall von der Temperaturdrift der Konstantstromquelle ab: mV dT

έ

dIK

Beispiel: Ein Signal mit einer Amplitude üg = 10 mV, das von einer Quelle mit einem Innenwiderstand Rg = lOkQ geliefert wird, soll auf üa = 200 mV verstärkt und an eine Last RL = 10 kQ abgegeben werden. Es wird eine untere Grenzfrequenz fij = 20 Hz und ein Klirrfaktor k < 1% gefordert. Die Versorgungsspannung beträgt Üb — 12 V. Aus (2.74) folgt, daß mit üe ^ üg = 10 mV


133

Abb. 2.71

Abb. 2.74a S R c

ςρ

Α

Aw

- , ,

-SRc

S R c

l+S(REl\\RE2)

rn

Rc Rn + #£2

Rc RE

G

Abb. 2.74b und Abb. 2.74c (REl = rK)

1 CERE

RE1 1

1 CEREI

+ ^£2)

CE (ÄEI

<X>2

S CE

CE((l/S + REl)\\RE2)

Annahme

SRE » 1

S (REl + RE2) » 1

S

1

SREi

Tab. 2.5. Kenngrößen der Emitterschaltung mit Gleichstromgegenkopplung und k < 0,01 eine Stromgegenkopplung mit SRE > 2,2 erforderlich ist; es muß also eine Emitterschaltung mit Wechselstromgegenkopplung verwendet werden. Die Betriebsverstärkung AB erhält man aus (2.64), indem man für Α und ra die Werte der Emitterschaltung mit Stromgegenkopplung nach (2.70) und (2.72) einsetzt: r A

*

re + R g

R L A

RL + ra

~

r

*

" re + Rg

S R

( C\\RL)

1 + SRE

Es wird Aß = üa/üg = 20 gefordert. Die durch den Eingangswiderstand r e verursachte Abschwächung kann noch nicht berücksichtigt werden, da re noch nicht bekannt ist; es wird deshalb zunächst re —> σο angenommen. Um die Abschwächung durch den Ausgangswiderstand ra « Rc klein zu halten, wird Rc — 5kQ < RL gewählt. Unter Berücksichtigung von SRE > 2,2 erhält man RE = 115Ω -> 120Ω 1 7 , S = 21,3mS und IQA = SUT % 0,55mA. Nimmt man für den Transistor Β % β % 400 und Is ^ 7 fA an, folgt L/BÂ ~ 0,65 V, hyA % l,4juA und rg£ ^ 19kD. Um einen stabilen Arbeitspunkt zu erhalten, wird eine zusätzliche Gleichstromgegenkopplung nach Abb. 2.74a mit RE\ = RE und RE2 = 4,7 kQ « #c verwendet, siehe Abb. 2.75; damit liegt die Gleichstromverstärkung etwa bei Eins und die Temperaturdrift ist entsprechend gering. Für die Spannung an der Basis folgt UB,A ~ IQA (REI + #£2) + UBE,A % 3,3 V. Durch den Basisspannungteiler soll ein Querstrom IQ = 10IB,A fließen; daraus folgt #2 = UBtA/IQ w 240 k ü und Ä! = (Ub - ΌΒΛ) I {IQ + ΙΒ,Α) » 560 kü. Jetzt kann man den Eingangswiderstand bestimmen: re = ßi || R2 \\ (rBE + ^ £ i ) ^ 48kQ. Mit i^g = 10 kQ erhält man durch re eine Abnahme der Verstärkung um den Faktor 1 + Rg/re % 1,2. Diese Abnahme läßt sich ausgleichen, indem man den Wert für (Rc 11 RL) durch nachträgliches Ändern von Rc um diesen Faktor vergrößert; man erhält Rc = 6,8kü. Damit sind alle Widerstände dimensio17 Es wird auf Normwerte gerundet.


134

Abb. 2.75. Dimensioniertes Beispiel einer Emitterschaltung mit Gleich- und Wechselstromgegenkopplung

niert, siehe Abb. 2.75. Abschließend sind die durch die Kondensatoren Ce, Ca und CE verursachten Hochpässe so auszulegen, daß fij = 20 Hz gilt; dabei ist jeder einzelne Hochpaß auf/^ = fu/V$ ^ 11 Hz auszulegen: 2nfv (Rg + re) 1 Ca

=

CE

=

lnfO (Rc + RL)

= 250nF-> 270 nF = 860 nF -> 1 μ¥

1

=

90 μΥ - 100 pF

\REI)

Einsatz der Wechselspannungskopplung: Die Wechselspannungskopplung kann nur eingesetzt werden, wenn keine Gleichspannungen zu übertragen sind, d.h. wenn der Verstärker Hochpaßverhalten aufweisen darf. Eine Ausnahme bilden Wechselspannungsverstärker mit sehr niedriger unterer Grenzfrequenz, bei denen die Koppelkondensatoren sehr große Werte annehmen können; man muß deshalb in der Praxis oft auch dann eine direkte Kopplung vornehmen, wenn keine Gleichspannungen verstärkt werden müssen. Der wesentliche Vorteil der Wechselspannungskopplung liegt in der Unabhängigkeit von den Gleichspannungen an der Signalquelle und der Last. Das Hochpaßverhalten hat zur Folge, daß sich die Temperaturdrift nur innerhalb der jeweiligen Stufe als Arbeitspunktverschiebung bemerkbar macht und nicht, wie bei direkter Kopplung, auf nachfolgende Stufen übertragen wird. Trotz der Vorteile, die die Wechselspannungskopplung bei reinen Wechselspannungsverstärkern bietet, wird sie in der Praxis wegen der zusätzlich benötigten Kondensatoren und Widerstände nach Möglichkeit vermieden. Dies gilt besonders für Niederfrequenzverstärker, da dort wegen der großen Kapazitätswerte Elektrolytkondensatoren eingesetzt werden müssen, die groß und teuer sind und eine hohe Ausfallrate aufweisen. Bei Hochfrequenzverstärkern


135

ist die Wechselspannungskopplung weit verbreitet; man kann dort keramische Kondensatoren im Pikofarad-Bereich einsetzen, die klein und vergleichsweise billig sind. In integrierten Schaltungen wird die Wechselspannungskopplung wegen der schlechten Integrierbarkeit von Kondensatoren nur in Ausnahmefallen eingesetzt. Werden dennoch Kondensatoren benötigt, müssen sie oft extern angeschlossen werden. Arbeitspunkteinstellung bei Gleichspannungskopplung: Bei Gleichspannungskopplung, auch als direkte oder galvanische Kopplung bezeichnet, wird der Verstärker oder die Verstärkerstufe direkt mit der Signalquelle und mit der Last verbunden. Dabei müssen die im Arbeitspunkt vorliegenden Gleichspannungen am Eingang und am Ausgang, i.e. UetA und UayA> an die Gleichspannungen der Signalquelle und der Last angepaßt werden. Bei mehrstufigen Verstärkern kann der Arbeitspunkt der einzelnen Stufen nicht mehr getrennt eingestellt werden. Die Gleichspannungskopplung wird bei mehrstufigen Verstärkern fast immer in Verbindung mit einer Gegenkopplung über alle Stufen eingesetzt; dabei sind die einzelnen Stufen direkt gekoppelt und der Arbeitspunkt wird durch die Gegenkopplung eingestellt. Oft wird UeiA = UüyA gefordert, d.h. der Verstärker soll den Gleichspannungsanteil im Signal nicht verändern. Beispiel: Abb. 2.76 zeigt einen gleichspannungsgekoppelten Verstärker mit zwei Stufen in Emitterschaltung und einer Gegenkopplung über beide Stufen. Die erste Stufe besteht aus dem npn-Transistor T\ und dem Widerstand Ru die zweite aus dem pnp-Transistor T2 und dem Widerstand R2; die Widerstände R3, R4 und R5 bilden die Gegenkopplung zur Arbeitspunkt- und Verstärkungseinstellung. Der Verstärker ist für Ue>A = UüyA = 2,5 V und A = 10 ausgelegt. Bei einer Emitterschaltung mit npn-Transistor ist im Arbeitspunkt die Ausgangsspannung größer als die Eingangsspannung, bei einer Emitterschaltung mit pnp-Transistor dagegen kleiner. Deshalb ist es wegen der Forderung UejA = UUJA zweckmäßig, in

C2

1,8kQ

1

Abb. 2.76. Beispiel für einen gleichspannungsgekoppelten Verstärker mit zwei Stufen in Emitterschaltung und Gegenkopplung

136


der zweiten Stufe einen pnp-Transistor zu verwenden. Auf die Dimensionierung der Widerstände wird hier nicht eingegangen. Zur Berechnung des Arbeitspunkts geht man von UayA = 2,5 V aus. Vernachlässigt man den Strom durch R3y erhält man JC2,A ^ — UÂ/RI ^ — 1,4 mA. * 0,73 V und Mit IS2 = 1 fA und ß2 = 300 18 folgt UEB2,A = UT In ( - Ici^/hi) IB2,A ^ - 4 , 7 μ Α . Daraus folgt ICI,A = UEB2,A/Ri ~ hiyA ~ 78 μΑ. Aus der Knotengleichung UE,A UajA-UEyA Ub-UE>A + + C1 A ~Ö~ = Ώ Ώ ' i\4

i\3

K5

am Emitteranschluß von T\ erhält man UEyA = 1,9 V. Mit Is\ = 7 fA folgt UBE\yA = UT\n (ichA/hi) ^ 0,6 V und daraus U6yA = UBE\yA + UE>A % 2,5 V. Abschließend muß noch geprüft werden, ob die Vernachlässigung des Stroms durch R3 bei der Berechnung von JC2,A zulässig ist: IR3 = (UayA - UEyA) /R5 % 18 μΑ < |/ 2,AIDiese Berechnung verdeutlicht noch einmal die Vorgehensweise bei der Berechnung von Arbeitspunkten. Einsatz der Gleichspannungskopplung: Eine Gleichspannungskopplung ist unumgänglich, wenn Gleichspannungen verstärkt werden müssen 19. Aber auch bei mehrstufigen Wechselspannungsverstärkern werden die einzelnen Stufen nach Möglichkeit direkt gekoppelt, um die Koppelkondensatoren und die zusätzlichen Widerstände einzusparen. Nachteilig ist, daß bei der Gleichspannungskopplung eine durch Temperaturdrift verursachte Arbeitspunktverschiebung in einer Verstärkerstufe auf die Last übertragen wird; folgen weitere Stufen, wird die Drift von diesen weiter verstärkt. Man muß deshalb bei der Gleichspannungskopplung besondere Maßnahmen zur Driftunterdrückung vorsehen oder Schaltungsvarianten mit geringer Drift, z.B. Differenzverstärker, einsetzen. C

Frequenzgang und obere Grenzfrequenz Die Kleinsignalverstärkung Α und die Betriebsverstärkung AB gelten in der bisher berechneten Form nur für niedrige Signalfrequenzen; bei höheren Frequenzen nehmen beide aufgrund der Transistorkapazitäten ab. Um eine Aussage über den Frequenzgang und die obere Grenzfrequenz zu bekommen, muß man bei der Berechnung das dynamische Kleinsignalmodell des Transistors nach Abb. 2.38 auf Seite 88 verwenden; dabei wird neben der Emitterkapazität CE und der Kollektorkapazität Cc der Basisbahnwiderstand RB berücksichtigt. Emitterschaltung ohne Gegenkopplung: Abb. 2.77 zeigt das dynamische Kleinsignalersatzschaltbild der Emitterschaltung ohne Gegenkopplung. Für die Betriebsverstärkung AB(s) = ua(s)/ug(s) erhält man mit Rg = Rg + RB und

18 Typische Werte für einen pnp-Kleinleistungstransistor BC557B. 19 Eine Ausnahme bilden spezielle Schaltungskonzepte wie der Chopper-Verstärker oder Verstärker mit geschalteten Kapazitäten, bei denen der Gleichanteil des Signals über einen getrennten Pfad übertragen wird.


137 Rb=rCE\\Rc\\RL

Abb. 2.77. Dynamisches Kleinsignalersatzschaltbild der Emitterschaltung ohne Gegenkopplung

| «c 1

^

Γ

TBE

\

' E

R

(R

g

C

\

c

g

c

(2.86) Abb. 2.78 zeigt den Betragsfrequenzgang mit den Knickfrequenzen fPi und fP2 der beiden Pole und der Knickfrequenz fN der Nullstelle. Die Nullstelle kann aufgrund der kleinen Zeitkonstante CcS~1 = (ΐη/χ) vernachlässigt werden. Die beiden Pole sind reell und liegen weit auseinander. Man kann den Frequenzgang deshalb näherungsweise durch einen Tiefpaß 1.Grades beschreiben, indem man den s2-Term im Nenner streicht 20 . Mit der Niederfrequenzverstärkung A, = AgiP) =

^—r SRC rBE + Rg

(2.87)

folgt: AB(S)

* -

—7

j

—

rys—

(2-88)

Abb. 2.78 zeigt die Betragsfrequenzgänge der Näherung (2.88) und des vollständigen Ausdrucks (2.86). Aus (2.88) erhält man eine Näherung für die -3dB-Grenzfrequenz f-3dB> bei der der Betrag der Verstärkung um 3 dB abgenommen hat: ω-jdB = 2nf-3dB »

-,

-.

r ^

—

(2.89)

CE + Cc 11 + SRC + ^ J J (rBE \\Rg) 20 Diese Vorgehensweise entspricht dem aus der Regelungstechnik bekannten Verfahren der Summenzeitkonstantey bei dem mehrere Pole zu einem Pol mit der Summe der Zeitkonstanten zusammengefaßt werden: (1 + sTi) (1 + sT2) • · · (1 + sTn) % 1 + s(Ti +T2 Η hTn). Der Koeffizient von s ist die Summenzeitkonstante. Die Zusammenfassung erfolgt demnach durch Weglassen der höheren Potenzen von s.

2

138


In den meisten Fällen gilt RCyRg ^> l/S; damit erhält man:

(2.90)

Die obere Grenzfrequenz hängt von der Niederfrequenzverstärkung Ao ab. Geht man davon aus, daß eine Änderung von Ao durch eine Änderung von Rc erfolgt und alle anderen Größen konstant bleiben, erhält man durch Auflösen von (2.87) nach Rc und Einsetzen in (2.89) eine Darstellung mit zwei von Ao unabhängigen Zeitkonstanten: 1

co-3dB(A0)

Γι+Γ 2 |Α 0 |

(2.91) (2.92)

' --

(2.93)

Zwei Bereiche lassen sich unterscheiden: •

Für |A0| -3dBtmax

Sie entspricht der Steilheitsgrenzfrequenz cüY2ie> siehe (2.46).

\AB\ [log]

Abb. 2.78. Betragsfrequenzgang \AB\ der Emitterschaltung: (a) vollständig nach (2.86) und (b) Näherung (2.88)


R

139

C

9

C

Abb. 2.79. Kleinsignalersatzschaltbild der Emitterschaltung mit kapazitiver Last CL

Für \A0\ > Ti/T2 gilt co-3dB « C^lAol)"1, d.h. die obere Grenzfrequenz ist proportional zum Kehrwert der Verstärkung und man erhält ein konstantes Verstärkungs-Bandbreite-Produkt (gain-bandwidth-product, GBW): (2.94) Das Verstärkungs-Bandbreite-Produkt GBW ist eine wichtige Kenngröße, da es eine absolute Obergrenze für das Produkt aus dem Betrag der Verstärkung bei niedrigen Frequenzen und der oberen Grenzfrequenz darstellt, d.h. für alle Werte von |Ao| gilt GBW >

f-3dB\Ao\.

Für l/S deshalb wird die Kollektorschaltung auch als Emitterfolger bezeichnet. Der Transistor arbeitet dabei immer im Normalbetrieb. Abb. 2.84b zeigt das Ersatzschaltbild der Kollektorschaltung, bei dem für den Transistor das vereinfachte Transportmodell nach Abb. 2.27 mit UBE_

Ic = BIB =

IseVr

eingesetzt ist. Aus Abb. 2.84b folgt: L=0

Ua = I Ue = ι Ue

(2.111)

uBE

= Ug - .

a Schaltung Abb. 2.84. Kollektorschaltung

(2.110)

Β

(2.112)


147

Abb. 2.85. Kennlinien der Kollektorschaltung

In (2.112) wird angenommen, daß der Spannungsabfall an Rg vernachlässigt werden kann, wenn Β ausreichend groß und Rg ausreichend klein ist; in (2.110) wird der Basisstrom IB vernachlässigt. Für Ue > 1 V erhält man aus (2.111) mit UBE ^ 0,7 V die Näherung: Ua » l / e - 0 , 7 V

(2.113)

Wegen der nahezu linearen Kennlinie kann der Arbeitspunkt in einem weiten Bereich gewählt werden. Nimmt man Β — β — 400 und Is = 7 fA 2 3 an, erhält man für den in Abb. 2.85 beispielhaft eingezeichneten Arbeitspunkt mit Üb = 5 V, RE = Rg = 1 kQ und Ia = 0: Ua = 2V

C

~ RE

lc => [/, = [7fl + 17B£ = Ua + UT\n — = 2,685V => C/g = [/e + IßJRg = 2,69 V Der Spannungsabfall an i^g beträgt in diesem Fall nur 5 mV und kann vernachlässigt werden; in Abb. 2.85 gilt deshalb Ue ^ Ug. Betreibt man die Kollektorschaltung mit einer zusätzlichen negativen Versorgungsspannung — Üb und einer vom Ausgang nach Masse angeschlossenen Last RL> siehe Abb. 2.86, kann man auch negative Ausgangsspannungen erzeugen. Die Übertragungskennlinie hängt in diesem Fall vom Verhältnis der Widerstände RE und RL ab, da die minimale Ausgangsspannung Ua>m/„ durch den Spannungsteiler aus RL und RE vorgegeben ist: UbRL

23 Typische Werte für einen npn-Kleinleistungstransistor BC547B.

2 Bipolartransistor

148

Abb. 2.86. Kennlinien der Kollektorschaltung mit zusätzlicher negativer Versorgungsspannung und Last RL

Einen großen Aussteuerungsbereich erhält man demnach nur dann, wenn Ua,mm klein bzw. |(7fl,mz„| groß ist; dazu muß man RL > RE wählen. Für Ug < UaMn arbeitet der Transistor wegen ÜBE < 0 im Sperrbetrieb und es gilt Ua = Uaymin. Für Ug > Uaymin liegt Normalbetrieb vor und die Kennlinie verläuft entsprechend Abb. 2.85. Die Versorgungsspannungen sind hier symmetrisch, d.h. die positive und die negative Versorgungsspannung sind betragsmäßig gleich. Dieser Fall ist typisch für die Praxis, im allgemeinen kann die negative Versorgungsspannung jedoch unabhängig von der positiven gewählt werden. Kleinsignalverhalten der Kollektorschaltung Das Verhalten bei Aussteuerung um einen Arbeitspunkt Α wird als Kleinsignalverhalten bezeichnet. Der Arbeitspunkt ist durch die Arbeitspunktgrößen [7e,A> Ua,A> h,A = h,A und IQA gegeben; als Beispiel wird der oben ermittelte Arbeitspunkt mit Ue>A = 2,69 V, \]αΛ — 2 V, IByA = 5 μΑ und IQA = 2 mA verwendet. Die Kleinsignal-Spannungsverstärkung entspricht der Steigung der Übertragungskennlinie. Da die Ausgangsspannung der Eingangsspannung folgt, erhält man durch Differentiation von (2.113) erwartungsgemäß die Näherung: A =

dUa

duP

1


149

Abb. 2.87. Kleinsignalersatzschaltbild der Kollektorschaltung

Die genauere Berechnung von Α erfolgt mit Hilfe des in Abb. 2.87 gezeigten Kleinsignalersatzschaltbilds. Aus der Knotengleichung ue-uE rBE erhält man mit uBE

( 1 1 \ — + — )ua \RE rCEJ = ue — uE und RE = RE \\ rcE: SuBE

=

1 L=0

1+ β

SRL 1 SRE-\ Mit S = IQA/UT = 77 mS, β = 400, RE = 1 kü und rCE = i7A//C)A == 50 kQ folgt für den beispielhaft gewählten Arbeitspunkt exakt und in erster Näherung A = 0,987. Für den Kleinsignal-Eingangswiderstand erhält man:

=

r

BE H~ (1 + ß) RE

^

r

BE H" ßRl

ia=O

Er hängt vom Lastwiderstand ab, wobei hier wegen ia — 0 (RL -^ oo) der laufeingangswiderstand gegeben ist. Der Eingangswiderstand für andere Werte von RL wird berechnet, indem man für RE die Parallelschaltung von RE und RL einsetzt, siehe Abb. 2.87; er hängt demnach für den in der Praxis häufigen Fall RL < RE maßgeblich von RL ab. Mit rBE = ß/S und RL —• oo folgt für den beispielhaft gewählten Arbeitspunkt exakt re = 398 kQ.; die erste Näherung liefert re = 405 kQ, die zweite re = 400 k a . Für den Kleinsignal-Ausgangswiderstand erhält man:

ra —

150

2


ra [log]4

Abb. 2.88. Verlauf des Kleinsignal-Ausgangswiderstands ra der Kollektorschaltung in Abhängigkeit vom Innenwiderstand Rg des Signalgenerators

Er hängt vom Innenwiderstand Rg des Signalgenerators ab; drei Bereiche lassen sich unterscheiden: β 1 für Rg β treten keine konjugiert komplexen Pole auf. Die Abhängigkeit von ks macht sich nur bei großen Lastkapazitäten (TL/TE groß), hoher Stromverstärkung β und kleinem Innenwiderstand Rg des Signalgenerators bemerkbar; sie führt in Abb. 2.95 zu der Einbuchtung am rechten Rand des Bereichs für β = 500 und kg = 1.

160


Sind Rg, Cg, RL und CL vorgegeben und liegen konjugiert komplexe Pole vor, gibt es vier verschiedene Möglichkeiten, aus diesem Bereich herauszukommen: 1. Man kann Tg vergrößern und damit den Bereich konjugiert komplexer Pole nach oben verlassen. Dazu muß man einen zusätzlichen Kondensator vom Eingang der Kollektorschaltung nach Masse oder zu einer Versorgungsspannung einfügen; dieser liegt im Kleinsignalersatzschaltbild parallel zu Cg und führt zu einer Zunahme von Tg. Von dieser Möglichkeit kann immer Gebrauch gemacht werden; sie wird deshalb in der Praxis häufig angewendet. 2. Liegt man in der Nähe des linken Rands des Bereichs, kann man TE vergrößern und damit den Bereich nach links unten verlassen. Dazu muß man einen langsameren Transistor mit größerer Zeitkonstante TE, d.h. kleinerer Transitfrequenz fTy einsetzen. 3. Liegt man in der Nähe des rechten Rands des Bereichs, kann man TE verkleinern und damit den Bereich nach rechts oben verlassen. Dazu muß man einen schnelleren Transistor mit kleinerer Zeitkonstante TEi d.h. größerer Transitfrequenz fT> einsetzen. Von dieser Möglichkeit wird z.B. bei Netzgeräten mit Längsregler Gebrauch gemacht, da dort aufgrund des Speicherkondensators am Ausgang eine hohe Lastkapazität vorliegt, die auf einen Punkt in der Nähe des rechten Rands führt; der Einsatz eines schnelleren Transistors führt in diesem Fall zu einer Verbesserung des Einschwingverhaltens. 4. Liegt man in der Nähe des rechten Rands des Bereichs, kann man TL vergrößern und damit den Bereich nach rechts verlassen. Dazu muß man die Lastkapazität Q, durch Parallelschalten eines zusätzlichen Kondensators vergrößern. Von dieser Möglichkeit wird ebenfalls bei Netzgeräten mit Längsregler Gebrauch gemacht; dabei wird der Speicherkondensator am Ausgang entsprechend vergrößert.

Abb. 2.96. Möglichkeiten zum Verlassen des Bereichs konjugiert komplexer Pole


t

161

4,Aci „

I

Abb. 2.97. Ersatzschaltbild mit den Ersatzgrößen re, ray Ce, Ca und La

Abb. 2.96 deutet die vier Möglichkeiten an. Die fünfte Möglichkeit, das Verkleinern von TL, wird in der Praxis nur selten angewendet, da dies bei vorgegebenen Werten für RL und CL nur durch Parallelschalten eines Widerstands erreicht werden kann, der den Ausgang zusätzlich belastet. Alle Möglichkeiten haben eine Abnahme der obere Grenzfrequenz zur Folge. Um diese Abnahme gering zu halten, muß man den Bereich konjugiert komplexer Pole auf dem kürzesten Weg verlassen. Ersatzschaltbild: Man kann die Kollektorschaltung näherungsweise durch das Ersatzschaltbild nach Abb. 2.97 beschreiben. Es folgt aus Abb. 2.90 durch Ergänzen der Eingangskapazität Ce, der Ausgangskapazität Ca und der Ausgangsinduktivität La, Man erhält Ce, Ca und La aus der Bedingung, daß eine Berechnung von AB(s) auf (2.124) führen muß, wenn man beide Ausdrücke durch einen Tiefpaß 1.Grades annähert. Zusammengefaßt gilt für die Elemente des Ersatzschaltbilds: _L r

ΗΏ'

re

r

— ρΚ-L τ" BE y

-

+ ß

Ca

s ' La

ê

=

C E V B E

:

+

C

L

R

L

ßRL + rBE

-

CERe

S Man erkennt, daß neben den Widerständen re und ra auch die Kapazitäten Ce und Ca und die Induktivität La maßgeblich von der Signalquelle und der Last abhängen; Eingang und Ausgang sind demnach stark verkoppelt. Beispiel: Für das Zahlenbeispiel nach Abb. 2.84a wurde IQA = 2 mA gewählt. Mit β = 400, UA = 100 V, Cobo = 3,5pF und fr = 160 MHz erhält man aus Tab. 2.4 auf Seite 93 die Kleinsignalparameter S = 77 mS, rBE = 5,2 küy rCE = 50 kQ, Cc = 3,5 pF und CE = 73 pF. Mit Rg = RE = 1 kü, RL -> oo und Rg & Rg folgt mit RL = RL\\RE\\rCE = 980Ω aus (2.121) Ao = 0,984 % 1 und aus (2.123) f.3dB « 36 MHz. Mit einer Lastkapazität CL = 1 nF folgt aus (2.125) / - 3 ^ w 8 MHz und aus (2.126) /. 3iiB % 5 MHz. Aus (2.127) und (2.128) erhält man T^ = 3,5 ns, TL = 980 ns, TE = 0,95 ns, rg = 0,98 und rs = 0,013 und damit aus (2.129) cx = 20,6 ns und c2 = 979 (ns) 2 . Aus (2.130) folgt Q = 1,52, d.h. es liegen konjugiert komplexe Pole vor. Zu diesem Ergebnis gelangt man auch mit Hilfe von Abb. 2.95, da der Punkt TL/TE % 1000, Tg/TE % 4, kg % 1 im Bereich konjugiert komplexer Pole liegt; dabei wird wegen β = 400 der Bereich für β = 500 verwendet. Ein Verlassen des Bereichs konjugiert komplexer

162


1 r~

Co |

za

ι—^

7

±BE ι

IB

1

•

—φ-

h L

X

& X et; ι

Ί

u

ZBE ____

Is

a Vereinfachtes Kleinsignalersatzschaltbild

b andere Darstellung für den Transistor

Abb. 2.98. Ersatzschaltbild zur Impedanztransformation

Pole kann hier nur durch eine Vergrößerung von Tg auf Tg/TE ^ 75 erreicht werden; dazu muß man C' % 71 pF wählen, d.h. einen Kondensator mit Cq = C'—Cc^ 68 pF zwischen der Basis des Transistors und Masse anschließen. Durch diese Maßnahme nimmt die obere Grenzfrequenz ab; man erhält aus (2.125) fsdB % 1,8 MHz, wenn man Cg = 71 pF anstelle von C c einsetzt. Man kann Cg kleiner wählen, wenn man schwach konjugiert komplexe Pole und ein daraus resultierendes Überschwingen bei Ansteuerung mit einem Rechtecksignal zuläßt; die obere Grenzfrequenz nimmt dann weniger stark ab. Impedanztransformation mit der Kollektorschaltung

Die Kollektorschaltung bewirkt eine Impedanztransformation. Im statischen Fall ist der Eingangswiderstand re im wesentlichen von der Last abhängig und der Ausgangswiderstand ra hängt vom Innenwiderstand des Signalgenerators ab; mit RE > RL und Rg > rBE folgt aus (2.117) re ^ ßRL und ra ^ Rg/ß. Diese Eigenschaft läßt sich verallgemeinern. Dazu wird das in Abb. 2.98a gezeigte Kleinsignalersatzschaltbild betrachtet, daß man aus Abb. 2.93 durch Vernachlässigen von RB, RE und Cc, Zusammenfassen von rBE und CE zu ZBE(S)

= rBE\\-— = -—-ψ sCE

1+

sCErBE

und Annahme allgemeiner Generator- und Lastimpedanzen Z_g(s) bzw. Z L (s) erhält. Für den Transistor kann man auch die in Abb. 2.98b gezeigte Darstellung mit der frequenzabhängigen Kleinsignalstromverstärkung

ß(s) = SZBE(s) =

—^V 1+ — COß

verwenden 29 . Eine Berechnung der Eingangsimpedanz Z_e(s) und der Ausgangsimpedanz Z_a(s) aus Abb. 2.98 liefert: Ze(s) = Z ß £ ( s ) + ( l + / ? ( s ) ) z L ( s ) ^ ZBE(s) + ß(s)ZL(s)

29 Mit Cc = 0 gilt ω^

1

= CErBE> siehe (2.43); ferner gilt ß0 = \ß(jO)\ = SrBE.

2.4

163

Grundschaltungen

a ausgangsseitig

b eingangsseitig

Abb. 2.99. Impedanztransformation mit der Kollektorschaltung

ß(s) Abb. 2.99 verdeutlicht diesen Zusammenhang. Oft kann man Z_BE{s) vernachlässigen und die einfachen Transformationsgleichungen

Ze(s) % ß(s)ZL(s)

,

Zîs) «

verwenden; Abb. 2.100 zeigt einige ausgewählte Beispiele. Besonders auffällig sind die Fälle Z g (s) — sL und Z_L{s) = l/(sC), bei denen durch die Transformation ein frequenzabhängiger, negativer Widerstand entsteht; Zâ(s) bzw. Z_e(s) sind in diesem Fall nicht mehr passiv und die Schaltung kann bei entsprechender Beschaltung instabil werden. Für die Praxis folgt daraus, daß Induktivitäten

ßoc

ω-f-C o)j L

Αι

/.

R

Αι

ω Z.

R_ ßo

C

= 1

Abb. 2.100. Einige ausgewählte Impedanztransformationen

2

164


im Basiskreis und/oder Kapazitäten im Emitterkreis eines Transistors eine unerwünschte Schwingung zur Folge haben können; ein Beispiel hierfür ist die Kollektorschaltung mit kapazitiver Last. Die in Abb. 2.100 links unten gezeigte RC-Parallelschaltung mit der Nebenbedingung coßRC = 1 führt auf eine rein ohmsche Ausgangsimpedanz; in diesem Fall führt eine zusätzliche Kapazität am Ausgang nicht zu konjugiert komplexen Polen, d.h. es kann keine Schwingung auftreten. 2.4.3 Basisschaltung Abbildung 2.101a zeigt die Basisschaltung bestehend aus dem Transistor, dem Kollektorwiderstand Rc, der Versorgungsspannungsquelle Uy und der Signalspannungsquelle Ue 30. Der Widerstand RBv dient zur Begrenzung des Basisstroms bei Übersteuerung; im Normalbetrieb hat er praktisch keinen Einfluß. Für die folgende Untersuchung wird Üb = 5 V und Rc = RBV = 1 k ü angenommen. Übertragungskennlinie der Basisschaltung Mißt man die Ausgangsspannung Ua als Funktion der Signalspannung Ue, erhält man die in Abb. 2.102 gezeigte Übertragungskennlinie. Für Ue > —0,5V ist der Kollektorstrom vernachlässigbar klein und man erhält Ua = Üb = 5 V. Für — 0,72 V < Ue < — 0,5 V fließt ein mit abnehmender Spannung Ue zunehmender Kollektorstrom Jc> und die Ausgangsspannung nimmt gemäß Ua — \]h — IQRC ab. Bis hier arbeitet der Transistor im Normalbetrieb. Für Ue < — 0,72 V gerät der Transistor in die Sättigung und man erhält Ua = Ue + UcEiSat-

Β Ια

1

1 a Schaltung


Abb. 2.101. Basisschaltung

30 Im Gegensatz zur Vorgehensweise bei der Emitter- und der Kollektorschaltung wird hier eine Spannungsquelle ohne Innenwiderstand zur Ansteuerung verwendet; mit Rg = 0 folgt Ue — Ugy wie ein Vergleich mit Abb. 2.53b bzw. Abbildung 2.84b zeigt. Diese Vorgehensweise wird gewählt, damit die Kennlinien für den Normalbetrieb nicht von Rg abhängen.

2.4

165

Grundschaltungen

-2,0

Abb. 2.102. Kennlinien der Basisschaltung

Normalbetrieb: Abb. 2.101b zeigt das Ersatzschaltbild für den Normalbetrieb, bei dem für den Transistor das vereinfachte Transportmodell nach Abb. 2.27 mit UBE_

Ic = BIB =

IseVr

eingesetzt ist. Aus Abb. 2.101b folgt: '"= Ub Ue = - UBE - IBRBV

=

(2.131)

ICRc

(2.132)

-ÜBE-

In (2.132) wird angenommen, daß der Spannungsabfall an RBV vernachlässigt werden kann, wenn Β ausreichend groß und RBv ausreichend klein ist. Als Arbeitspunkt wird ein Punkt etwa in der Mitte des abfallenden Bereichs der Übertragungskennlinie gewählt; dadurch wird die Aussteuerbarkeit maximal. Nimmt man Β = β = 400 und Is = 7fA 3 1 an, erhält man für den in Abb. 2.102 beispielhaft eingezeichneten Arbeitspunkt mit Ub — 5 V und Rc = RBV — 1 kQ: Ua = 2,5V

= • I c=

Ub

Ua O

— =692mV

= 2,5mA Ue

= -

Β UBE

-

IBRBV

= - 698

mV

Der Spannungsabfall an RBV beträgt in diesem Fall nur 6,25 mV und kann vernachlässigt werden, d.h. für die Spannung an der Basis des Transistors gilt UB ^ 0.

31 Typische Werte für einen npn-Kleinleistungstransistor BC547B.


166

Abb. 2.103. Schaltung und Kennlinien der Basisschaltung bei Ansteuerung mit einer Stromquelle

Sättigungsbetrieb: Für Ue < — 0,72 V gerät der Transistor in die Sättigung, d.h. die Kollektor-Diode leitet. In diesem Bereich gilt UCE = UCEySat und Ua — Ue + UCE,sat> und es fließt ein Basisstrom, der durch den Widerstand RBV auf zulässige Werte begrenzt werden muß: Iß =

—

Ue + UBE

~

RBV

—

Ue + 0,72 V RBV

Übertragungskennlinie bei Ansteuerung mit einer Stromquelle: Man kann zur Ansteuerung auch eine Stromquelle Ie verwenden, siehe Abb. 2.103; die Schaltung arbeitet dann mit Ub = 5 V und Rc = RBV = 1 kH für -5,5 mA < Ie < 0 als Strom-Spannungs-Wandler bzw. Transimpedanzverstärker 32: Ua = Ub-ICRC =

- ÜBE -

= Ub + T-ri;lERc

1+B

w

- Ü BE

* Ub + IeRc

(2.133) (2.134)

Dabei wird Ie = IE ^ — /c verwendet. In diesem Bereich arbeitet der Transistor im Normalbetrieb und die Übertragungskennlinie ist nahezu linear. Für Ie > 0 sperrt der Transistor und für Ie < — 5,5 mA gerät er in die Sättigung. In der Praxis wird zur Stromansteuerung in den meisten Fällen eine Emitterschaltung mit offenem Kollektor oder ein Stromspiegel verwendet; darauf wird im Zusammenhang mit der Arbeitspunkteinstellung näher eingegangen. 32 Die Bezeichnung Transimpedanzverstärker wird auch für Operationsverstärker mit Stromeingang und Spannungsausgang verwendet (CV-OPV).


167

Kleinsignalverhalten der Basisschaltung Das Verhalten bei Aussteuerung um einen Arbeitspunkt Α wird als Kleinsignalverhalten bezeichnet. Der Arbeitspunkt ist durch die Arbeitspunktgrößen UeyA, Ua,Ay h,A = h,A und IQA gegeben; als Beispiel wird der oben ermittelte Arbeitspunkt mit Ue,A = - 0,7 V, Ua>A = 2,5 V, IB,A = 6,25 μΑ und ICyA = 2,5 mA verwendet. Die Kleinsignal-Spannungsverstärkung Α entspricht der Steigung der Übertragungskennlinie. Die Berechnung erfolgt mit Hilfe des in Abb. 2.104 gezeigten Kleinsignalersatzschaltbilds. Aus der Knotengleichung ua - ue SuBE = 0 Rc und der Spannungsteilung ÜBE

=

-

folgt A=

i

* ia=0

ßRc

SRr

RBV

Maximale Verstärkung erhält man mit RBv = 0; dazu muß man die Basis des Transistors direkt oder über einen Kondensator mit Masse verbinden. Im folgenden Abschnitt über die Arbeitspunkteinstellung wird darauf näher eingegangen. Bei Betrieb mit einem Lastwiderstand RL kann man die zugehörige Betriebsverstärkung Aß berechnen, indem man für Rc die Parallelschaltung von RL und Rc einsetzt, siehe Abb. 2.104. Mit S = IQA/UT = 96 mS, β = 400, rBE = 4160 Ω, rCE = U /IQA = 40 k ü und RBv = 1 k ü erhält man exakt und in erster Näherung A — 76; die zweite Näherung liefert mit A = 96 einen sehr ungenauen Wert, weil die Voraussetzung rBE ^> RBV nur unzureichend erfüllt ist. A

>rBE+RBV

Er hängt vom Lastwiderstand ab, wobei hier wegen ia = 0 (RL -> oo) der Leerlaufeingangswiderstand gegeben ist. Der Eingangswiderstand für andere Werte von RL wird berechnet, indem man für Rc die Parallelschaltung von Rc und RL einsetzt; durch Einsetzen von RL = Rc = 0 erhält man den Kurzschlußeingangswiderstand. Die Abhängigkeit von RL ist jedoch so gering, daß sie durch die Näherung aufgehoben wird. Für den beispielhaft gewählten Arbeitspunkt erhält man exakt re — 13,2 Ω; die Näherung liefert re — 12,9 Ω. Für den Kleinsignal-Ausgangswider stand erhält man:

ua

Λ . ** ßrcE + rBE + R B V \

=

?ΒΕ-

ßRg

Rc 'BE

ι -^ßV

ι -ίν^

Rc Er hängt vom Innenwiderstand Rg des Signalgenerators ab. Mit Rg = 0 erhält man den Kurzschlußausgangswiderstand ra,K = -Rc II

KE

und mit Rg —> oo den

Leerlaufausgangswiderstand:

ra,L = Rc\\rCE(l+ß)

« Rc II ßrCE

In der Praxis gilt in den meisten Fällen rCE ^> ^c> und man kann die Abhängigkeit von Rg vernachlässigen. Für das Beispiel erhält man rüiK = 976 Ω und rüyL — 999,94 Ω; die Näherung liefert ra = Rc = 1 k ü .


169

Mit rCE ^> Rcy β ?CE ^> ΓΒΕ + RBV > β 2> 1 und ohne Lastwiderstand RL erhält man für die Basisschaltung:

Ue

re

=

ra

=

n E»JW

ßRc

Ua

A

ia=0

1

Ue

Ua

^

(2.135)

rB£ +

RBV

g

rBE^>RBV

Ύ

(2.136)

s

D

(2.137)

Ein Vergleich von (2.135)-(2.137) mit (2.61)-(2.63) zeigt, daß das Kleinsignalverhalten der Basisschaltung und der Emitterschaltung ohne Gegenkopplung ähnlich ist. Diese Ähnlichkeit beruht auf der Tatsache, daß der Signalgenerator bei beiden Schaltungen zwischen Basis und Emitter des Transistors angeschlossen ist und das Ausgangssignal am Kollektor abgegriffen wird. Der Eingangskreis ist identisch, wenn man Ug und Rg in Abb. 2.53a auf Seite 109 mit Ue und RBV in Abb. 2.101a identifiziert und die geänderte Polarität des Signalgenerators berücksichtigt. Daraus folgt, daß die Verstärkung dem Betrag nach etwa gleich, aufgrund der geänderten Polarität des Signalgenerators jedoch mit anderem Vorzeichen versehen ist. Der Ausgangswiderstand ist bis auf den etwas anderen Einfluß von YCE ebenfalls gleich. Der Eingangswiderstand ist bei der Basisschaltung etwa um den Faktor β kleiner, weil hier der Emitterstrom iE = — (1 + ß)iß % — β iß anstelle des Basisstroms iB als Eingangsstrom auftritt. Aufgrund der Ähnlichkeit kann das in Abb. 2.57 auf Seite 113 gezeigte Ersatzschaltbild der Emitterschaltung mit den Ersatzgrößen A, re und ra auch für die Basisschaltung verwendet werden. Bei Ansteuerung mit einer Stromquelle tritt der Übertragungswiderstand RT (Transimpedanz) an die Stelle der Verstärkung:

ia=0

ia=0

=

Are

=

(ß rCE + rBE +

Mit β » 1, rCE » Rc> und ßrCE » Strom-Spannungs- Wandler in Basisschaltung:

;«=o

rBE + RBV

folgt für

« Rc

Ein- und Ausgangswiderstand sind durch (2.136) und (2.137) gegeben.

den

(2.138)

170

2


Nichtlinearität: Bei ausreichend kleinem Widerstand RBV und Aussteuerung mit einer Spannungsquelle gilt Ue & — UBE, siehe (2.132). Daraus folgt ÜBE ~ üe und man kann Gl. (2.15) auf Seite 52 verwenden, die einen Zusammenhang zwischen der Amplitude ÜBE einer sinusförmigen Kleinsignalaussteuerung und dem Klirrfaktor k des Kollektorstroms, der bei der Basisschaltung gleich dem Klirrfaktor der Ausgangsspannung ist, herstellt. Es gilt also üe < k · 0,1 V, d.h. für k < 1% muß üe < 1 mV sein. Die zugehörige Ausgangsamplitude ist wegen üa — \A\üe von der Verstärkung Α abhängig; für das Zahlenbeispiel mit A = 76 gilt demnach üa < k · 7,6 V. Bei Aussteuerung mit einer Stromquelle ist der Klirrfaktor aufgrund des nahezu linearen Zusammenhangs zwischen Ie = Iß und Ic sehr klein. Temperaturabhängigkeit: Nach Gl. (2.21) auf Seite 62 nimmt die BasisEmitter-Spannung UBE bei konstantem Kollektorstrom 7c m i t 1,7 mV/K ab. Da bei ausreichend kleinem Widerstand RBV und Ansteuerung mit einer Spannungsquelle Ue % — UBE gilt, siehe (2.132), muß die Eingangsspannung um 1,7 mV/K zunehmen, damit der Arbeitspunkt Ic — IQA der Schaltung konstant bleibt. Hält man dagegen die Eingangsspannung konstant, wirkt sich eine Temperaturerhöhung wie eine Abnahme der Eingangsspannung mit dUe/dT = — 1,7 mV/K aus; man kann deshalb die Temperaturdrift der Ausgangsspannung mit Hilfe der Verstärkung berechnen: dün

~dT

3Ue

A

dUe ~dT

-A·

1,7 mV/K

Für das Zahlenbeispiel erhält man {dUa/dT)\A » - 129mV/K. Bei Ansteuerung mit einer Stromquelle folgt aus (2.133): dT

= A

Rc

~ ltf

IC,A

(1+B)B

dB ι, Im

dT

'

Β

dle,A

1+ß

dT

Für das Zahlenbeispiel folgt mit (2.23) bei temperaturunabhängigem Eingangsstrom eine Temperaturdrift von (dUa/dT)\A ^ — 31 pV/K; in diesem Fall wirkt sich nur die Temperaturabhängigkeit der Stromverstärkung Β aus.


Der Betrieb als Kleinsignalverstärker erfordert eine stabile Einstellung des Arbeitspunkts; dabei unterscheidet man zwischen Wechselspannungskopplung und Gleichspannungskopplung. Arbeitspunkteinstellung bei Wechselspannungskopplung: Abb. 2.105 zeigt zwei Varianten der Wechselspannungskopplung, bei der die Signalquelle und die Last über Koppelkondensatoren angeschlossen werden; die weiteren Eigenschaften werden auf Seite 128 beschrieben. Bei beiden Varianten handelt es sich um eine Arbeitspunkteinstellung mit Gleichstromgegenkopplung, die in gleicher Weise bei der Emitterschaltung verwendet wird, siehe Abb. 2.71 auf Seite 130.

2.4

Grundschaltungen

a mit Basisspannungsteiler

171

b mit Basis an Masse

Abb. 2.105. Arbeitspunkteinstellung bei Wechselspannungskopplung

Bei der Schaltung nach Abb. 2.105a wird die im Arbeitspunkt an der Basis des Transistors erforderliche Spannung UB,A = {IQA + IB^RE + UBE* * /c,A#£ + 0,7V mit R\ und R2 eingestellt; dabei wird der Querstrom durch die Widerstände deutlich größer als IBjA gewählt, damit der Arbeitspunkt nicht von IB>A abhängt. Die Temperaturstabilität des Arbeitspunkts hängt maßgeblich vom Verhältnis der Widerstände Rc und RE ab; es gilt:

dT Κ RE Zur Minimierung der Temperaturdrift muß man RE möglichst groß wählen; in der Praxis wählt man RC/RE ^ 1 . . . 10. Im Kleinsignalersatzschaltbild liegt RE parallel zum Eingangswiderstand re, kann aber wegen RE ^> re % 1/5 vernachlässigt werden. Die Parallelschaltung von R\ und R2 tritt an die Stelle des Widerstands RBV aus Abb. 2.101a 33: RBV = R1UR2 Die maximale Verstärkung wird nur erreicht, wenn der Basiskreis niederohmig ist; aus (2.135) erhält man die Forderung RBv 1 mA. Dagegen kann die Forderung, daß der Querstrom deutlich größer sein soll als der Basisstrom, wegen IBiA = Ic^/ß = 2,5 μΑ bereits mit IQ & 25 μΑ erfüllt werden. Man wählt deshalb den Querstrom nur deutlich größer als den Basisstrom und erfüllt die Forderung nach einem niederohmigen Basiskreis nur für Wechselspannungen, indem man den Basisanschluß über einen Kondensator Q, mit Masse verbindet, siehe Abb. 2.105a 34; dabei muß man Q, so wählen, daß bei der kleinsten interessierenden Signalfrequenz fo noch l/(2nfijCb) der in Abb. 2.105 und Abb. 2.106 gestrichelt eingezeichnet ist. Die in der Praxis verwendeten Widerstände liegen im Bereich 10...100Ω, in Ausnahmefällen auch darüber. Sie sind möglichst kurz mit Masse zu verbinden, damit die Zuleitungsinduktivität klein bleibt. Frequenzgang und obere Grenzfrequenz

Die Kleinsignalverstärkung Α und die Betriebsverstärkung Aß nehmen bei höheren Frequenzen aufgrund der Transistorkapazitäten ab. Um eine Aussage über den Frequenzgang und die obere Grenzfrequenz zu bekommen, muß man bei der Berechnung das dynamische Kleinsignalmodell des Transistors verwenden. Ansteuerung mit einer Spannungsquelle: Abb. 2.107 zeigt das dynamische Kleinsignalersatzschaltbild der Basisschaltung bei Ansteuerung mit einer Signalspannungsquelle mit dem Innenwiderstand Rg. Die exakte Berechnung der Betriebsverstärkung AB(s) — ua(s)/ug(s) ist aufwendig und führt auf umfangreiche Ausdrücke. Eine ausreichend genaue Näherung erhält man, wenn man

174


den Widerstand TQE vernachlässigt und β ^> 1 annimmt; mit RBV = RBy + RB> Rc = RC\\RL und der Niederfrequenzverstärkung r

Ao = AB(0) * — ßRg

-± + RBV + rBE

(2.139)

folgt:

AB(s)

1 + SCi + 5ZC2

Cc ( ß w (/J (Rg + Ä' C ) + r ß£ ) + Ä'C (ßRg c\ = CECC [RBV (Rg + Rc ) C

> =

an

PKg

„

+

K

BV + rJ3£

Die Übertragungsfunktion hat zwei reelle Pole und zwei Nullstellen; letztere sind in den meisten Fällen konjugiert komplex. Man kann den Frequenzgang näherungsweise durch einen Tiefpaß 1.Grades beschreiben, indem man die s2Terme streicht und die Differenz der linearen Terme bildet: AB(S) « -

, χ

—,

1+5-

-^

A

°

, ,

,

r^

^ r-^-^ ßRg ~^~ RßV + rBE

r—

(2.140)

—

Damit erhält man eine Näherung für die obere sdB-Grenzfrequenz f-3dB> bei der der Betrag der Verstärkung um 3 dB abgenommen hat: - RBV -3dB

'"-

/

CErBE [Rg

Ι ρ "Γ -Κ

+ rBE

Bv) + ( -CR'C (ß (Rg + RBv)

(2.141)

+ rBEj

Die obere Grenzfrequenz hängt von der Niederfrequenzverstärkung Ao ab; aus (2.139) und (2.141) erhält man eine Darstellung mit zwei von Ao unabhängigen Zeitkonstanten: -3dB(Ao) w _ , ^ .

(

(2.142) g

)

J = CE —-± ; ßRg + RBV + r ß£

T2 = CcUg + RBv + yJ

(2.143)

(2.144)

Auch hier besteht eine enge Verwandschaft mit der Emitterschaltung, wie ein Vergleich von (2.142)-(2.144) mit (2.91)-(2.93) zeigt. Die Ausführungen zum


175

Verstärkungs-Bandbreite-Produkt GBW einschließlich Gl. (2.94) auf Seite 139 gelten in gleicher Weise. Besitzt die Last neben dem ohmschen auch einen kapazitiven Anteil, d.h. tritt parallel zum Lastwiderstand RL eine Lastkapazität Q, auf, erhält man /

ιλ

(

(

/_ , cL

(2.145)

Die Zeitkonstante T\ hängt nicht von Q, ab. Die obere Grenzfrequenz nimmt entsprechend der Zunahme von T2 ab. Man kann die Basisschaltung näherungsweise durch das Ersatzschaltbild nach Abb. 2.80 auf Seite 140 beschreiben. Die Eingangskapazität Ce und die Ausgangskapazität Ca erhält man aus der Bedingung, daß eine Berechnung von AB(s) nach Streichen des s2-Terms auf (2.140) führen muß: (Rg

Rg β [Rg + R.'BV ) + rBE

La — Lc — —

—,

RBV^Rg,rBE ~

Cc

ßRg + RBV + rBE A, re und ra sind durch (2.135)-(2.137) gegeben; dabei wird RBV = RBV + RB anstelle von RBy eingesetzt. Ansteuerung mit einer Stromquelle: Bei Ansteuerung mit einer Stromquelle interessiert der Frequenzgang der Transimpedanz Z_T(s); ausgehend von (2.140) kann man eine Näherung durch einen Tiefpaß 1.Grades angeben: R,

l

(2.146)

(y +

Für die obere Grenzfrequenz gilt in diesem Fall:

(2.147)

Dieses Ergebnis erhält man auch aus (2.141), wenn man Rg —• oo einsetzt. Bei kapazitiver Last muß man CL + Cc anstelle von Cc einsetzen. Vergleich mit der Emitterschaltung: Ein Vergleich der Basis- und der Emitterschaltung läßt sich am einfachsten anhand der in Abb. 2.108 gezeigten Ersatzschaltbilder durchführen; sie folgen aus Abb. 2.80, wenn man die vereinfachten Ausdrücke für Ao, rey Ce, ra und Ca einsetzt. Ausgangsseitig sind beide Schaltungen identisch; auch die LeerlaufVerstärkung ist bis auf das Vorzeichen gleich. Große Unterschiede bestehen dagegen im Eingangskreis. Bei der Basisschaltung ist sowohl der Eingangswiderstand als auch die Eingangskapazität kleiner und

176

2 Ao= SHC

X

—η ±

BE

s

β


T~

AO=-SRC

Abb. 2.108. Ersatzschaltbild der Basisschaltung (oben) und der Emitterschaltung (unten)

letztere hängt auch nicht von der Verstärkung ab. Daraus folgt, daß die Basisschaltung eine sehr viel kleinere eingangsseitige Zeitkonstante Te — Cere besitzt, während die ausgangsseitige Zeitkonstante Ta = Cara = CcRc bei beiden Schaltungen gleich ist. Deshalb ist die obere Grenzfrequenz bei der Basisschaltung größer, vor allem dann, wenn die ausgangseitige Zeitkonstante klein ist und die Grenzfrequenz in erster Linie von der eingangsseitigen Zeitkonstante abhängt. Beispiel: Für das Zahlenbeispiel zur Basisschaltung nach Abb. 2.101a wurde IC,A = 2,5 mA gewählt. Mit β = 400, Cobo = 3,5pF und fT = 160 MHz erhält man aus Tab. 2.4 auf Seite 93 die Kleinsignalparameter S = 96 mS, rBE = 4160 Ω, Cc = 3,5pF und CE = 92 pF. Mit RBv = Rc = i k Q , RBV « RBV> RL -> oo und Rg = 0 folgt aus (2.139) Ao « 77,5 und aus (2.141) f.3dB ^ 457 kHz. Die vergleichsweise niedrige obere Grenzfrequenz wird durch den Widerstand RBv verursacht. Man erzielt eine wesentlich höhere obere Grenzfrequenz, wenn man RBv kleiner wählt oder entfernt, sofern dadurch keine hochfrequente Schwingung auftritt; letzteres führt auf RBV « RB. Mit RB = Rg = 10 Ω erhält man aus (2.139) Ao w 49 und aus (2.141) f.3dB w 25,9 MHz. Aus (2.143) folgt Tx « 0,94 ns, aus (2.144) T2 « 107 ps und aus (2.94) GBW w 1,5 GHz. Die Werte hängen stark von RB ab; mit RB = 100 Ω folgt Ao « 48, /.3iZB w 6,2 MHz, Γι « 5,1 ns, T2 w 421 ps und G W = 378 MHz. Mit einer Lastkapazität CL = 1 nF und RB = 10 Ω erhält man aus (2.145) T2 « 20,5 ns, aus (2.142) /. 3dB ^ 158 kHz und aus (2.94) GßW » 7,74 MHz. Bei Ansteuerung mit einer Stromquelle und RL -^ oo folgt aus (2.146) #7 = Z r (0) & Rc = l k Q und aus (2.147) /_ 3 ^ = 35,7 MHz. Der Widerstand RBV wirkt sich in diesem Fall nicht aus. Mit einer Lastkapazität CL = 1 nF erhält man aus (2.147) j - ^ B « 159 kHz, wenn man anstelle von Cc die Kapazität Cc + Q, einsetzt.


177

2.4.4 Darlington-Schaltung

Bei einigen Anwendungen reicht die Stromverstärkung eines einzelnen Transistors nicht aus; man kann dann eine Darlington-Schaltung einsetzen, die aus zwei Transistoren aufgebaut ist und deren Stromverstärkung in erster Näherung gleich dem Produkt der Stromverstärkungen der Einzeltransistoren ist: Β ^ B\

(2.148)

Die Darlington-Schaltung ist unter der Bezeichnung Darlington-Transistor als Bauelement mit eigenem Gehäuse für Leiterplattenmontage verfügbar; dabei werden die Anschlüsse wie bei einem Einzeltransistor mit Basis, Emitter und Kollektor bezeichnet. Darüber hinaus kann man die Darlington-Schaltung auch aus einzelnen Elementen aufbauen. Der Darlington-Transistor ist in diesem Zusammenhang eine integrierte Schaltung, die nur eine Darlington-Schaltung enthält. Abbildung 2.109 zeigt die Schaltung und das Schaltzeichen eines npnDarlington-Transistors, der aus zwei npn-Transistoren und einem Widerstand zur Verbesserung des Schaltverhaltens besteht. Er kann im wesentlichen wie ein npn-Transistor eingesetzt werden. Beim pnp-Darlington-Transistory der im wesentlichen wie ein pnp-Transistor eingesetzt werden kann, sind zwei Varianten gängig, siehe Abb. 2.110: • Der normale pnp-Darlington besteht aus zwei pnp-Transistoren und ist unmittelbar komplementär zum npn-Darlington. Er wird in der Praxis als pnpDarlington bezeichnet, d.h. ohne den Zusatz normal. • Der komplementäre pnp-Darlington besteht aus einem pnp- und einem npnTransistor und ist mittelbar komplementär zum npn-Darlington, da der pnpTransistor Τλ die Polarität festlegt; der npn-Transistor T2 ist nur für die weitere Stromverstärkung zuständig. Die Stromverstärkung eines pnp-Darlingtons ist oft wesentlich kleiner als die eines vergleichbaren npn-Darlingtons, da die Stromverstärkung eines pnp-Tran-

Abb. 2.109. Schaltung und Schaltzeichen eines npn-Darlington-Transistors


178

a normal

b komplementär

Abb. 2.110. Schaltung eines pnp-Darlington-Transistors

sistors im allgemeinen kleiner ist als die eines npn-Transistors, was sich beim Darlington aufgrund der Produktbildung doppelt, d.h. quadratisch auswirkt. Abhilfe bietet hier der komplementäre pnp-Darlington, bei dem der zweite pnpTransistor durch einen npn-Transistor ersetzt wird; damit wirkt sich die kleinere Stromverstärkung von pnp-Transistoren nur einfach aus. Im folgenden wird der npn-Darlington beschrieben, der in der Praxis die größere Bedeutung hat. Die Ausführungen gelten in gleicher Weise für den pnpDarlington, wenn man alle Ströme und Spannungen mit umgekehrten Vorzeichen versieht. Eine Ausnahme bildet der komplementäre pnp-Darlington, der getrennt behandelt werden muß. Kennlinien eines Darlington-Transistors

Abbildung 2.111 zeigt das Ausgangskennlinienfeld eines npn-Darlington-Transistors. Es ist dem eines npn-Transistors sehr ähnlich, lediglich die KollektorEmitter-Sättigungsspannung UcE,sat> bei der die Kennlinien abknicken, ist mit 0 , 7 . . . 1 V deutlich größer. Für UQE > UcE,sat arbeiten ΤΊ und T2 und damit auch der Darlington im Normalbetrieb. Für UCE < UCE,sat gerät Ti in die Sättigung, während T2 weiterhin im Normalbetrieb arbeitet; man nennt diesen Betrieb auch beim Darlington Sättigungsbetrieb. Abbildung 2.112 zeigt den Bereich kleiner Kollektorströme und kleiner Kollektor-Emitter-Spannungen. Bei sehr kleinen Kollektorströmen ist die Spannung am Widerstand R des Darlingtons so klein, daß T2 sperrt (unterste Kennlinie in Abb. 2.112); die Stromverstärkung entspricht in diesem Bereich der Stromverstärkung von T\. Mit zunehmendem Kollektorstrom beginnt T2 zu leiten und die Stromverstärkung nimmt stark zu; man erkennt dies in Abb. 2.112 daran, daß eine gleichmäßige Zunahme von Iß eine immer stärkere Zunahme von Ic bewirkt. Das Ausgangskennlinienfeld eines pnp-Darlingtons erhält man durch Umkehr der Vorzeichen. Das gilt für den komplementären pnp-Darlington in glei-


A

179

?""

——

-

200

— 160

1,0-

\js_ 120 Ι μΑ

0,80,6-

r

0,4-

.

* 80

~

0,2-

40 Η

1

1 3

1 4

1 5

1 6

1

h -—I 9

1 10

1

•

Abb. 2.111. Ausgangskennlinienfeld eines npn-Darlington-Transistors

eher Weise, da sich die beiden pnp-Varianten im Ausgangskennlinienfeld praktisch nicht unterscheiden. Unterschiede bestehen jedoch im Eingangskennlinienfeld, da die Basis-Emitter-Strecke beim npnund beim pnp-Darlington aus zwei, beim komplementären pnp-Darlington dagegen nur aus einer Transistor-BasisEmitter-Strecke besteht; deshalb ist die Basis-Emitter-Spannung beim komplementären pnp-Darlington bei gleichem Strom nur etwa halb so groß wie beim normalen pnp-Darlington.

10,0--

Abb. 2.112. Ausgangskennlinienfeld bei kleinen Kollektorströmen

180

Β ο

2


•

Abb. 2.113. Ersatzschaltbild eines npn-Darlington-Transistors im Normalbetrieb Beschreibung durch Gleichungen Abbildung 2.113 zeigt das Ersatzschaltbild eines npn-Darlington-Transistors im Normalbetrieb, das sich aus den Ersatzschaltbildern für die beiden Transistoren und dem Widerstand R zusammensetzt. Für die Ströme gilt Ic kx Ici

— Ici H~ Ici = BJm = BXIB = B2IB2 = B2 (Ici + Iß ~ IR)

(2.149)

und für die Basis-Emitter-Spannung: TT

π

. π

π

(\

^C1

ι 1

Ici\

TT

t

Icilci

UBE = UBEl + UBE2 = UT In -— + In -— = UT In — — V hi hi) hihi Dabei sind h\ und hi die Sättigungssperrströme von T\ und T2; es gilt in den meisten Fällen I& & 2... 31$\. Bei mittleren Kollektorströmen erhält man UBE ^ 1,2...1,5V. Verlauf der Stromverstärkung Abbildung 2.114 zeigt die Stromverstärkung Β in Abhängigkeit vom Kollektorstrom Ic; man unterscheidet vier Bereiche [2.8]: •

Bei kleinen Kollektorströmen sperrt T2 und man erhält 35 : B{0,1

35 Die Stromverstärkungen Bx und B2 sind von 7C1 bzw. lcl und damit von Ic abhängig; diese Abhängigkeit ist in Abb. 2.114 berücksichtigt, wird jedoch in Berechnungen durch die Annahme Bx ^ Β0Λ bzw. B2 ^ Boa vernachlässigt, d.h. Bx und B2 werden als konstant angenommen. Dies gilt nicht für den Hochstrombereich, der getrennt betrachtet wird.

2.4

Grundschaltungen

181

Bo 7 B02 = 10000

100 μ

Im

10 m

100 m

1

Abb. 2.114. Verlauf der Stromverstärkung eines Darlington-Transistors

Die Stromverstärkung des Darlingtons entspricht in diesem Bereich der Stromverstärkung von T\. Man kann die Grenze dieses Bereichs einfach angeben, wenn man davon ausgeht, daß UBEI ~ 0,7 V gilt, wenn T2 leitet; durch den Widerstand R fließt dann der Strom: 0,7V IR>max «

R

Daraus folgt, daß T2 für Ic < lR,max sperrt. •

Für Ic > lR,max leiten beide Transistoren; aus (2.149) folgt mit IR = /^,mflX τ

ΙΒ

=

und daraus

ι

ρ

τ

(1+Βι)Β 2 +Βι IB

(l+Bl)B2 (2.150)

1+ Diese Gleichung beschreibt zwei Bereiche. Für I^max < Ic < B2IRytnax erhält man: Β ~ In diesem Bereich ist die Stromverstärkung näherungsweise proportional zum Kollektorstrom. Diese Eigenschaft wird durch den Widerstand JR verursacht, da in diesem Bereich der überwiegende Teil des Kollektorstroms IC\ durch den Widerstand R fließt und nur ein kleiner Anteil als Basisstrom IBi für T2 zur Verfügung steht. Eine Zunahme von IC\ bewirkt jedoch eine entsprechende

182

•

2

Zunahme von ΙΒ2> da der Strom durch den Widerstand R wegen IR « lR,max näherungsweise konstant bleibt. Für Ic > B2lRymax erhält man aus (2.150) Β

•


~

^

B\B2

BQ^BQ^

in Übereinstimmung mit der bereits genannten Gleichung (2.148). Dieser Bereich ist der bevorzugte Arbeitsbereich eines Darlington-Transistors. Mit weiter zunehmendem Kollektorstrom gerät zunächst T2 und dann T\ in den Hochstrombereich. Mit B

°>1

R

B

κ

2

°>

folgt

Dabei sind IK,N\ und IK,N2 die Knieströme zur starken Injektion von T\ und T2; es gilt in den meisten Fällen IK^2 ^ 2 . . . 3 ΙΚ,ΝΙ- Die Stromverstärkung nimmt im Hochstrombereich sehr schnell ab; besonders deutlich erkennt man dies durch eine Grenzwertbetrachtung [2.8]: lim B(IC) = Die Stromverstärkung nimmt beim Darlington bei großen Strömen mit beim Einzeltransistor dagegen nur mit 1/7C ab. Kleinsignalverhalten Zur Bestimmung des Kleinsignalverhaltens des Darlington-Transistors in einem Arbeitspunkt Α werden zusätzlich zu den Arbeitspunktströmen IByA und IQA die inneren Ströme IC\,A u n d IC2>A benötigt, d.h. die Aufteilung des Kollektorstroms muß bekannt sein; damit erhält man zunächst die Kleinsignalparameter der beiden Transistoren: Je 1/2, Α —Τ} VT

)

ΓΒΕ1/2 =

A/2 -£ &/

)

^*C£l/2

=

UAI/2

Die Early-Spannungen sind meist etwa gleich groß; man kann dann mit einer Earlyspannung rechnen: UA ^ 17Aι ^ Â2· Der Arbeitspunkt wird im Bereich großer Stromverstärkung gewählt; dort gilt 7C2,A ^> IC\,A und man kann die Näherung 7C2,A ~ IQA verwenden, d.h. der Kollektorstrom des Darlingtons fließt praktisch vollständig durch T2. Abbildung 2.115 zeigt im oberen Teil das vollständige Kleinsignalersatzschaltbild eines Darlington-Transistors; es gilt für den npnund für den pnp-, jedoch nicht für den komplementären pnp-Darlington. Dieses umfangreiche Ersatzschaltbild wird jedoch nur selten verwendet, da man den Darlington auf-


183

Abb. 2.115. Kleinsignalersatzschaltbild eines Darlington-Transistors: vollständig (oben) und nach Vereinfachung (unten)

grund seiner Ähnlichkeit mit einem Einzeltransistor ausreichend genau durch das Ersatzschaltbild eines Einzeltransistors beschreiben kann, siehe Abb. 2.115; dabei kann man die Parameter S, VBE und TQE entweder aus den Kennlinien oder durch eine Umrechnung aus dem vollständigen Ersatzschaltbild bestimmen 36. Die Umrechnung der Parameter liefert mit /?i,/?2 ^> 1: Α]

»J2

£\)

L·

Für die Kleinsignalstromverstärkung folgt: (2.151) Die Bedingung .R ^> rBE2 ist genau dann erfüllt, wenn der Strom durch den Widerstand R wegen J#2 ^> IR vernachlässigt werden kann; es gilt dann: *Cl,A

B2 Dazu muß der Darlington im Bereich maximaler Stromverstärkung Β betrieben werden, d.h. es muß IQA ^> ^2^,™«* gelten, siehe Abb. 2.114. Damit erhält man 36 Es handelt sich hierbei nicht um eine Äquivalenztransformation, da die Umrechnung zusätzlich einen Widerstand zwischen Basis und Kollektor liefert, der jedoch vernachlässigt werden kann.

184

2


im Bereich maximaler Stromverstärkung für den Darlington-Transistor: (2.152) (2.153) (2.154) Für den komlementären pnp-Darlington folgt in gleicher Weise zunächst: #»r ß £ 2

S « Sl(l+S2(rBE2\\R))

«

S2

l + S2(rBE2\\R) : GL (2.151) gilt in gleicher Weise. Man erhält im Bereich maximaler Stromverstärkung für den komplementären Darlington-Transistor: (2.155)

(2.156) (2.157)

Schaltverhalten

Der Darlington-Transistor wird häufig als Schalter eingesetzt; dabei kann man aufgrund der großen Stromverstärkung große Lastströme mit vergleichsweise kleinen Steuerströmen schalten. Besonders kritisch ist dabei das Abschalten der Last: der Transistor T\ sperrt verhältnismäßig schnell, der Transistor T2 jedoch erst dann, wenn die in der Basis gespeicherte Ladung über den Widerstand R abgeflossen ist. Eine kurze Abschaltdauer wird folglich nur mit ausreichend kleinem Widerstand R erreicht, siehe Abb. 2.116. Andererseits verringert sich durch einen kleinen Widerstand R die Stromverstärkung. Man muß also einen Kompromiß finden; dabei werden bei Darlingtons für Schaltanwendungen kleinere Widerstände verwendet als bei Darlingtons für allgemeine Anwendungen.

2.4

185

Grundschaltungen

RL

Π

1OV

ΊΟΩΜ 1 kü.

40

1 1

2

3

4

5

Abb. 2.116. Schaltverhalten eines Darlington-Transistors

Darlington-Transistoren für Schaltanwendungen enthalten neben den beiden Transistoren und dem Widerstand R zusätzlich drei Dioden; Abb. 2.117 zeigt das vollständige Schaltbild eines entsprechenden npn-Darlingtons. Beim Abschalten kann man zur Verkürzung der Abschaltdauer den Basisstrom invertieren; in diesem Fall begrenzen die Dioden Di und D2 die Sperrspannung an den BasisEmitter-Übergängen. Die Diode D$ dient als Freilaufdiode bei induktiven Lasten.

Abb. 2.117. Aufbau eines npn-Darlington für Schaltanwendungen

Literatur

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Kapitel 3: Feldeffekttransistor

Der Feldeffekttransistor (Fet) ist ein Halbleiterbauelement mit drei Anschlüssen, die mit Gate (G), Source (S) und Drain (D) bezeichnet werden. Man unterscheidet zwischen Einzeltransistoren, die für die Montage auf Leiterplatten gedacht und in einem eigenen Gehäuse untergebracht sind, und integrierten Feldeffekttransistoren, die zusammen mit weiteren Halbleiterbauelementen auf einem gemeinsamen Halbleiterträger (Substrat) hergestellt werden. Integrierte Feldeffekttransistoren haben einen vierten Anschluß, der aus dem gemeinsamen Träger resultiert und mit Substrat (bulk,B) bezeichnet wird *. Dieser Anschluß ist bei Einzeltransistoren intern ebenfalls vorhanden, wird dort aber nicht getrennt nach außen geführt, sondern mit dem Source-Anschluß verbunden. Funktionsweise: Beim Feldeffekttransistor wird mit einer zwischen Gate und Source angelegten Steuerspannung die Leitfähigkeit der Drain-Source-Strecke beeinflußt, ohne daß ein Steuerstrom fließt, d.h. die Steuerung erfolgt leistungslos. Es werden zwei verschiedene Effekte genutzt: • Beim Mosfet (metal-oxid-semiconductor-fet oder insulated-gate-fet, Igfet) ist das Gate durch eine Oxid-Schicht (SiO2) vom Kanal isoliert, siehe Abb. 3.1; dadurch kann die Steuerspannung beide Polaritäten annehmen, ohne daß ein Strom fließt. Die Steuerspannung beeinflußt die Ladungsträgerdichte in der unter dem Gate liegenden Inversionsschicht, die einen leitfähigen Kanal (channel) zwischen Drain und Source bildet und dadurch einen Stromfluß ermöglicht. Ohne Inversionschicht ist immer mindestens einer der pnÜbergänge zwischen Source und Substrat bzw. Drain und Substrat gesperrt und es kann kein Strom fließen. Je nach Dotierung des Kanals erhält man selbstleitende (depletion) oder selbstsperrende (enhancement) Mosfets; bei selbstleitenden Mosfets fließt bei UQS = 0 ein Drainstrom, bei selbstsperrenden nicht. Neben dem Gate hat auch das Substrat Β eine geringe Steuerwirkung; darauf wird im Abschnitt 3.3 näher eingegangen. • Beim Sperrschicht-Fet (junction-fet, Jfet bzw. non-insulated-gate-jet, Nigfet) beeinflußt die Steuerspannung die Sperrschichtweite eines in Sperrichtung betriebenen pn-Übergangs. Dadurch wird die Querschnittsfläche und damit die 1 Beim Bipolartransistor wird dieser Anschluß mit substrate (S) bezeichnet; da S beim Fet die Source bezeichnet, wird für das Substrat die Bezeichnung Bulk (B) verwendet.

188

3

UDS>0

U

Der Feldeffekttransistor

GS2 > UGS1

G|

U

P o ly- S

,°

4-4-4-4-4-4-4-4-4-4-4-

+ + + 4D

DS > 0

^SiO2

s

Si v

D η

A

η

Ρ

Τ

Τ Abb. 3.1. Funktionsweise eines n-Kanal-Mosfets

Leitfähigkeit des Kanals zwischen Drain und Source beeinflußt, siehe Abb. 3.2. Da das Gate nicht vom Kanal isoliert ist, kann man den pn-Übergang auch in Flußrichtung betreiben; da dabei jedoch der Vorteil der leistungslosen Steuerung verloren geht, wird diese Betriebsart in der Praxis nicht verwendet. Beim Mesfet (metal-semiconductor-fet) wird anstelle eines pn-Übergangs ein Metall-Halbleiter-Übergang (Schottky-Übergang) verwendet; die Funktionsweise ist diesselbe wie beim normalen Sperrschicht-Fet. Jfets und Mesfets sind selbstleitend, d.h. bei einer Steuerspannung von UGS = 0fließtein Drainstrom. Aus Abb. 3.1 und Abb. 3.2 folgt, daß Mosfets und Sperrschicht-Fets prinziell symmetrisch sind, d.h. Drain und Source können vertauscht werden. Die meisten Einzel-Fets sind jedoch nicht exakt symmetrisch aufgebaut und bei EinzelMosfets ist durch die interne Verbindung zwischen Substrat und Source eine Zuordnung gegeben. Sowohl Mosfets als auch Sperrschicht-Fets gibt es in n- und in p-KanalAusfuhrung, so daß man insgesamt sechs Typen von Feldeffekttransistoren erhält; Abb. 3.3 zeigt die Schaltsymbole zusammen mit einer vereinfachten Darstellung der Kennlinien. Für die Spannungen UGS und UDsy den Drainstrom ID

< 0

>0

Uth < Ur Uo

J

- In

Sperrschicht

Abb. 3.2. Funktionsweise eines n-Kanal-Sperrschicht-Fets

Sperrschicht

3


p-Mosfet, selbstsperrend

n-Mosfet, selbstleitend

p-Mosfet, selbstleitend

D "th

U

GS

Jt S n-Jfet

D

S

J

GS

p-Jfet

D

Abb. 3.3. Typen von Feldeffekttransistoren

1

9

Typ

Mosfet, selbstsperrend

0

n-Kanal Uth>0 > Uth UDS>0

UGS

ID>0

uth υίΗ UDS>0

uth0 ID>0

3


p-Kanal

uth

UDS,ab =

UGS — Uth

Es fließt zwar weiterhin ein Drainstrom durch den Kanal, weil die Ladungsträger den abgeschnürten Bereich durchqueren können, aber eine weitere Zunahme von UDs wirkt sich nur noch geringfügig auf den nicht abgeschnürten Teil des Kanals aus; dadurch bleibt der Drainstrom näherungsweise konstant. Die geringfügige Restwirkung von UDS im Abschnürbereich wird Kanallängenmodulation (channel-length modulation) genannt und führt zu einer leichten Zunahme des Drainstroms mit zunehmender Spannung Uw Im Sperrbereich ist der Kanal wegen UGS < Uth auch auf der Source-Seite abgeschürt; in diesem Fall kann kein Strom mehr fließen. Abb. 3.5 zeigt die Verteilung der Ladungsträger im Kanal für die drei Bereiche. Beim Sperrschicht-Fet kommt die Abschnürung dadurch zustande, daß sich die Sperrschichten berühren und den Kanal abschnüren; dies geschieht mit zunehmender Spannung UDS zuerst auf der Drain-Seite, weil dort die Spannung über der Sperrschicht am größten ist. Für die Grenze zwischen dem ohmschem und dem Abschnürbereich gilt wie beim Mosfet UDSfab = UQS — Uth- Auch hier fließt weiterhin ein Drainstrom, weil die Ladungsträger den abgeschnürten Bereich durchqueren können. Eine weitere Zunahme von UDS wirkt sich aber nur noch geringfügig aus. Abb. 3.6 zeigt die Ausdehnung der Sperrschichten in den drei Bereichen. Übertragungskennlinienfeld: Im Abschnürbereich ist der Drainstrom ID im wesentlichen nur von UGs abhängig. Trägt man ID für verschiedene, zum Abschnürbereich gehörende Werte von UDS als Funktion von UGs auf, erhält man das in Abb. 3.7 gezeigte Übertragungskennlinienfeld. Zusätzlich zur Kennlinie des selbstsperrenden Mosfets sind auch die des selbstleitenden Mosfets und des Sperrschicht-Fets dargestellt; sie haben bis auf eine Verschiebung in [7Gs-Richtung

3.1

193

Verhalten eines Feldeffekttransistors

uDS < uDSrab

£

UDS-

UGs>Uth

ÜO

!

Ii

J

il

sT j f i

!

Sperrbereich

J 1 j

D

sT

ohmscher Bereich

!

μ—

G|

ί|

ι

Abschnürbereich

Abb. 3.6. Ausdehnung der Sperrschichten beim Sperrschicht-Fet

einen identischen Verlauf. Die einzelnen Kennlinien liegen bei allen Typen aufgrund der geringen Abhängigkeit von UDS sehr dicht beieinander. Für UGS < Uth fließt kein Strom, weil der Kanal in diesem Fall auf der ganzen Länge abgeschnürt ist. Eingangskennlinien: Zur vollständigen Beschreibung werden noch die in Abb. 3.8 gezeigten Eingangskennlinien benötigt, bei denen der Gatestrom IG als Funktion von UGS aufgetragen ist. Bei allen Feldeffekttransistoren fließt im normalen Betrieb entweder kein oder nur ein vernachlässigbar kleiner Gatestrom. Beim Mosfet ohne Überspannungsschutz fließt nur dann ein Gatestrom, wenn durch Überspannung ein Durchbruch des Oxids auftritt; dadurch wird der Mosfet zerstört. Bei vielen Mosfets ist deshalb die Gate-Source-Strecke mit einer internen Z-Diode gegen Überspannung geschützt und man erhält im Eingangskennlinienfeld die Kennlinie der Z-Diode. Beim Sperrschicht-Fet wird der pn-Übergang für UGS > 0 in Durchlaßrichtung betrieben und es fließt ein Gatestrom entsprechend dem Flußstrom einer Diode; im Bereich UGS < 0 fließt dagegen erst dann ein Strom, wenn die Spannung betragsmäßig so groß wird, daß ein Durchbruch des pn-Übergangs auftritt.

mA Sperrschicht-Fet

Μ

//

η

^

^ 1

°

j l ^ Mosfet, selbstleitend // Mosfet, selbstsperrend //

ο

4 UtGS Abb. 3.7. Übertragungskennlinien von n-Kanal-Feldeffekttransistoren

194

3


-40 V 40 V UGS

-0,6 V y

30 V

u,GS

-50 V 0,6 V

J

GS

Abb. 3.8. Eingangskennlinien von n-Kanal-Feldeffekttransistoren

3.1.2 Beschreibung durch Gleichungen

Ausgehend von einer idealisierten Ladungsverteilung im Kanal kann man den Drainstrom ID(UGS,UDS) berechnen; dabei erhält man für den Sperrschicht-Fet und den Mosfet unterschiedliche Gleichungen, die aber ohne größeren Fehler durch eine einfache Gleichung angenähert werden können [3.1]: 0

für UGS < Uth s

In =
l/ tÄ ,0 < UDS < UGS - Uth für UGS > Uthy UDS > UGS - Uth

Die erste Gleichung beschreibt den Sperr-, die zweite den ohmschen und die dritte den Abschnürbereich. Der Steilheitskoeffizient Κ ist ein Maß für die Steigung der Übertragungskennlinie und wird im folgenden noch näher beschrieben. Verlauf der Kennlinien: Die Gleichung für den ohmschen Bereich ist quadratisch in UDS und erscheint deshalb als Parabel im Ausgangskennlinienfeld, siehe Abb. 3.9a. Der Scheitel der Parabel liegt bei UDs,ab = UGS — Uth, also an der Grenze zum Abschnürbereich; hier endet der Gültigkeitsbereich der Gleichung, da sie nur für 0 < UDS < UDsAb gilt. Für UDS > UDs,ab m u ß man die Gleichung für den

3.1 Verhalten eines Feldeffekttransistors

195

U,DS b Übertragungskennlinie

a Ausgangskennlinie KUDS I UGS ~ ϋΛ -

-ψ

|

(UGS - Uth)2

Abb. 3.9. Gleichungen eines n-Kanal-Fets

Abschnürbereich verwenden, die nicht von UDS abhängt und deshalb Parallelen zur L^s-Achse liefert; in Abb. 3.9a ist die zugehörige Kennlinie strichpunktiert dargestellt. Die Gleichung für den Abschnürbereich ist quadratisch in UGS und erscheint deshalb als Parabel im Übertragungskennlinienfeld, siehe Abb. 3.9b. Der Scheitel der Parabel liegt bei UGS — Uth\ hier beginnt der Gültigkeitsbereich der Gleichung, die bei n-Kanal-Fets nur für UGS > Uth gilt. Alle Gleichungen gelten nur im ersten Quadranten des Ausgangskennlinienfelds, d.h. für UDS > 0 4 . Bei einem symmetrisch aufgebauten Fet verlaufen die Kennlinien im dritten Quadranten symmetrisch zu denen des ersten Quadranten; das ist vor allem bei integrierten Fets der Fall. Man kann die Gleichungen auch im dritten Quadranten verwenden, wenn man Drain und Source vertauscht, d.h. UGD anstelle von UGS und USD anstelle von UDs einsetzt 5 . Einzel-Mosfets, vor allem Leistungs-Mosfets, sind dagegen unsymmetrisch aufgebaut und zeigen im dritten Quadranten ein anderes Verhalten als im ersten Quadranten, siehe Kapitel 3.2. Zur Vereinfachung der weiteren Darstellung werden Abkürzungen für die Arbeitsbereiche eines n-Kanal-Fets eingeführt: SB : Sperrbereich

Ί

(UGS

OB : ohmscher Bereich AB : Abschnürbereich

J

(UGS

uth, 0 < uDS< UGS>uth, uDS >UGS -uth

4 In Abb. 3.4 ist nur dieser Bereich dargestellt.

5 Wegen U$D = — UDS kann man auch — UDs einsetzen.

(3.1)

3 Der Feldeffekttransistor

196

Berücksichtigt man zusätzlich den Einfluß der Kanallängenmodulation [3.2] und ergänzt die Gleichung für den Gatestrom, erhält man die Großsignalgleichungen eines Feldeffekttransistors: ' 0 ID

=

1V. Verfahren zur Arbeitspunkteinstellung werden im Abschnitt 3.4 behandelt. Kleinsignalgleichungen und Kleinsignalparameter Kleinsignalgrößen: Bei Aussteuerung um den Arbeitspunkt werden die Abweichungen der Spannungen und Ströme von den Arbeitspunktwerten als Kleinsignalspannungen und -ströme bezeichnet. Man definiert: U

GS

— UGS — UGS, A

>

U

DS =

10 Der Early-Effekt wird vernachlässigt.

UDS — UOS,A

>

*D — ID — ID, A

3.1


201

n-Kanal Mosfet, selbstsperrend

p-Kanal

3mAi

Öl

3,1

5V

5V

3,1

3 mA1' = 3,1 \J>Uth =

Mosfet, selbstleitend

UGS = -3,1 V < Uth = -2 V

3 mA

0.1

öl

5V

5V

i/ es =0.1V>i/ n --1V SperrschichtFet

. JL 3 mA 0,9 V l

5V

Abb. 3.14. Arbeitspunkteinstellung für IDtA — 3 mA bei η-Kanal- und p-Kanal-Fets mit Κ = 5 mA/V2

Linearisierung: Die Kennlinien werden durch ihre Tangenten im Arbeitspunkt ersetzt, d.h. sie werden linearisiert. Dazu führt man eine Taylorreihenentwicklung im Arbeitspunkt durch und bricht nach dem linearen Glied ab: iD =

ID(UGS,A

+ uGS, UDSiA + uDS) - ID,A

dID

dlD dUGS

UDS

Kleinsignalgleichungen: Die partiellen Ableitungen im Arbeitspunkt werden Kleinsignalparameter genannt. Nach Einführung spezieller Bezeichner erhält man die Kleinsignalgleichungen des Feldeffekttransistors: iG

=

0

iD

=

S uGS Η

(3.8) uDS rDs

(3.9)


202

Abb. 3.15. Verlauf der Steilheit bei n-Kanal-Fets mit Übertragungskennlinien nach Abb. 3.7 (K = 5mA/V2)

Kleinsignalparameter im Abschnürbereich: Die Steilheit S beschreibt Änderung des Drainstroms ID mit der Gate-Source-Spannung UGS im beitspunkt. Sie kann im Übertragungskennlinienfeld nach Abb. 3.7 aus Steigung der Tangente im Arbeitspunkt ermittelt werden, gibt also an, steil die Übertragungskennlinie im Arbeitspunkt ist. Durch Differentiation Großsignalgleichung (3.3) erhält man:

die Arder wie der

3/ D (3.10) = Κ (U ,A Κ (U ,A 317'GS ( UA J Die Steilheit ist definitionsgemäß proportional zum Steilheitskoeffizienten K. In Abb. 3.15 werden die Verläufe für n-Kanal-Fets mit IC = 5mA/V 2 gezeigt; die zugehörigen Übertragungskennlinien zeigt Abb. 3.7 auf Seite 193. Man erhält Geraden mit dem x-Achsen-Abschnitt Uth und der Steigung K:

s=

GS

GS

ds d2iD κ = düt'GS Man kann S auch als Funktion des Drainstroms ID,A angeben, indem man (3.3) nach UGS — Uth auflöst und in (3.10) einsetzt: c

dh dUGS

Λ , UDS,A\ . JIT τ ID,A \ l + ) \ UA

UDS A

'
das ist vor allem bei Mosfets in integrierten Schaltungen der Fall. Bei unsymmetrisch aufgebauten Mosfets ist \U(BR)DG\ wesentlich größer als \U(BR)GS\> weil hier ein Großteil der Spannung über einer schwach dotierten Schicht zwischen Kanal und Drainanschluß abfällt, siehe Abschnitt 3.2. In Datenblättern wird diese Spannung mit U(BR)DGR oder UDGR bezeichnet, weil die Messung mit einem Widerstand R zwischen Gate und Source durchgeführt wird; der Wert des Widerstands ist angegeben. Da bei diesem Durchbruch die Sperrschicht zwischen dem Substrat und dem schwach dotierten Teil des Drain-Gebiets durchbricht, tritt gleichzeitig auch ein Drain-Source-Durchbruch auf; deshalb wird für U(BR)DG meist derselbe Wert wie für die im folgenden beschreibene Drain-Source-Durchbruchspannung U(BR)DSS angegeben. Beim Sperrschicht-Fet ist U(BR)GSS die Durchbruchspannung der Gate-KanalDiode; sie wird bei kurzgeschlossener Drain-Source-Strecke, d.h. Ups = 0, gemessen und ist bei n-Kanal-Sperrschicht-Fets negativ, bei p-Kanal-SperrschichtFets positiv. Typisch sind U(BR)GSS ~ — 5 0 . . . — 20 V bei n-Kanal-Fets. Zusätzlich werden die Durchbruchspannungen U(BR)GSO und U(BR)GDO auf der Source- bzw. Drain-Seite angegeben; der Index Ο weist daraufhin, daß der dritte Anschluß offen (open) ist. Die Spannungen sind normalerweise gleich: U(BR)GSS = U(BR)GSO = U(BR)GDO- Da beim Sperrschicht-Fet UGS und UDS unterschiedliche Polarität haben,

206

3

U

(BR)DSS

a Leistungs-Mosfet

U


\UGDO\

DS

b Sperrschicht-Fet

Abb. 3.17. Ausgangskennlinienfelder von Einzel-Fets im Durchbruch

ist UGD = UGS — UDS die betragsmäßig größte Spannung und damit U(BR)GDO für die Praxis besonders wichtig. Im Gegensatz zum Mosfet führt der Durchbruch beim Sperrschicht-Fet nicht zu einer Zerstörung des Bauteils, solange der Strom begrenzt wird und keine Überhitzung auftritt. Drain-Source-Durchbruch: Bei der Drain - Source - Durchbruchspannung U(BR)DSS bricht die Sperrschicht zwischen dem Drain-Gebiet und dem Substrat eines Mosfets durch; dadurch fließt ein Strom vom Drain-Gebiet in das Substrat und von dort über den in Flußrichtung betriebenen pn-Übergang zwischen Substrat und Source oder über die bei Einzeltransistoren vorhandene Verbindung zwischen Substrat und Source zur Source. Abb. 3.17a zeigt den Durchbruch im Ausgangskennlinienfeld eines Leistungs-Mosfets; er setzt vor allem bei größeren Strömen langsam ein und ist reversibel, solange der Strom begrenzt wird und keine Überhitzung auftritt. Bei selbstsperrenden n-Kanal-Mosfets wird U(BR)DSS bei kurzgeschlossener Gate-Source-Strecke, d.h. UGS = 0 gemessen; der zusätzliche Index S bedeutet kurzgeschlossen (shorted). Bei selbstleitenden nKanal-Mosfets wird eine negative Spannung UQS < Uth angelegt, damit der Transistor sperrt. Die zugehörige Drain-Source-Durchbruchspannung wird ebenfalls mit U(BR)DSS bezeichnet; der Index S bedeutet dabei Kleinsignal-Kurzschluß, d.h. Ansteuerung des Gates mit einer Spannungsquelle mit vernachlässigbar geringem Innenwiderstand. Die Werte reichen von U(BR)DSS % 10...40V bei integrierten Fets bis zu U(BR)DSS = 1000 V bei Einzeltransistoren für Schaltanwendungen. Bei Sperrschicht-Fets gibt es keinen direkten Durchbruch zwischen Drain und Source, da es sich um ein homogenes Gebiet handelt. Hier bricht bei abgeschnürtem Kanal und zunehmender Drain-Source-Spannung die Sperrschicht zwischen Drain und Gate durch, wenn die oben genannte Durchbruchspannung U(BR)GDO erreicht wird. Abb. 3.17b zeigt den Durchbruch im Ausgangskennlinienfeld eines Kleinsignal-Sperrschicht-Fets; er tritt schlagartig ein.

3.1


207

Grenzströme Drainstrom: Beim Drainstrom wird zwischen maximalem Dauerstrom (continuous current) und maximalem Spitzenstrom (peak current) unterschieden. Für den maximalen Dauerstrom existiert keine besondere Bezeichnung im Datenblatt; er wird hier mit Ιη,ηιαχ bezeichnet. Der maximale Spitzenstrom gilt für gepulsten Betrieb mit vorgegebener Pulsdauer und Wiederholrate und wird im Datenblatt mit IDM u bezeichnet; er ist um den Faktor 2 . . . 5 größer als der maximale Dauerstrom. Beim Sperrschicht-Fet wird anstelle des maximalen Dauerstroms l^max der Drain-Sättigungsstrom IDSs u angegeben; er wird mit UGS — 0 im Abschnürbereich gemessen und ist damit der maximal mögliche Drainstrom bei normalem Betrieb. Rückwärtsdiode: Einzel-Mosfets enthalten aufgrund der Verbindung zwischen Source und Substrat eine Rückwärtsdiode zwischen Source und Drain, siehe Abschnitt 3.2. Für diese Diode wird ein maximaler Dauerstrom Is,max und ein maximaler Spitzenstrom ISM angegeben. Sie sind aufbaubedingt genauso groß wie die entsprechenden Drainströme Ιϋ,τηαχ und IDM> SO daß die Rückwärtsdiode uneingeschränkt als Freilauf- oder Kommutierungsdiode eingesetzt werden kann. Gatestrom: Bei Sperrschicht-Fets wird zusätzlich der maximale Gatestrom Icmax m Flußrichtung angegeben; typisch sind I^max ~ 5 . . . 50 mA. Diese Angabe ist von untergeordneter Bedeutung, da die Gate-Kanal-Diode normalerweise in Sperrichtung betrieben wird. Sperrströme Drainstrom: Bei selbstsperrenden Mosfets fließt bei kurzgeschlossener GateSource-Strecke ein geringer Drain - Source - Leckstrom IDSs; er entspricht dem Sperrstrom des Drain-Substrat-Übergangs und hängt deshalb stark von der Temperatur ab. Typisch sind IDSs < 1 μΑ bei integrierten Mosfets und Einzel-Mosfets für Kleinsignalanwendungen und loss = 1...100μΑ bei Einzel-Mosfets für Ströme im Ampere-Bereich. Bei selbstleitenden Mosfets wird IDss ebenfalls im Sperrbereich gemessen; dazu muß eine Gate-Source-Spannung UGS < Uth angelegt werden. Man beachte, daß der Strom IDSs auch bei Sperrschicht-Fets angegeben wird, dort aber eine ganz andere Bedeutung hat. Bei Mosfets ist IDSs der minimale Drainstrom, der auch im Sperrbereich fließt und bei Schaltanwendungen als Leckstrom über den geöffneten Schalter auftritt; bei Sperrschicht-Fets ist IDSs der maximale Drainstrom im Abschnürbereich. Trotz der unterschiedlichen Bedeutung wird in Datenblättern dieselbe Bezeichnung verwendet.

11 Bei Mosfets für Schaltanwendungen wird oft ID>Puis anstelle von IDM verwendet. 12 JDSS wird auch mit 7D>S bezeichnet und entspricht dem im Abschnitt 3.1.2 für SperrschichtFets angegeben Strom IDy0 = ID(UGS = 0).

208

3


Maximale Verlustleistung Die Verlustleistung ist die im Transistor in Wärme umgesetzte Leistung: Pv = UDSID Sie entsteht im wesentlichen im Kanal und führt zu einer Erhöhung der Temperatur im Kanal, bis die Wärme aufgrund des Temperaturgefalles über das Gehäuse an die Umgebung abgeführt werden kann. Dabei darf die Temperatur im Kanal einen materialabhängigen Grenzwert, bei Silizium 175 °C, nicht überschreiten; in der Praxis wird aus Sicherheitsgründen mit einem Grenzwert von 150 °C gerechnet. Die zugehörige maximale Verlustleistung hängt bei Einzeltransistoren vom Aufbau des Transistors und von der Montage ab; sie wird im Datenblatt mit Ptot bezeichnet und für zwei Fälle angegeben: •

Betrieb bei stehender Montage auf einer Leiterplatte ohne weitere Maßnahmen zur Kühlung bei einer Temperatur der umgebenden Luft (freeair temperature) von TA = 25 °C; der Index Α bedeutet Umgebung (ambient). • Betrieb bei einer Gehäusetemperatur (case temperature) von Tc = 25 °C. Die beiden Maximalwerte werden hier mit Pv,25(A) und ί\ζ25(ο bezeichnet. Bei Kleinsignal-Fets, die für stehende Montage ohne Kühlkörper ausgelegt sind, ist nur Ptot = Ργ,25(Α) angegeben. Bei Leistungs-Mosfets, die ausschließlich für den Betrieb mit einem Kühlkörper ausgelegt sind, ist nur Ptot = Pyy25{C) angegeben. In praktischen Anwendungen kann TA = 25 °C oder Tc = 25 °C nicht eingehalten werden. Da Ptot mit zunehmender Temperatur abnimmt, ist im Datenblatt oft eine power derating curve angeben, in der Ptot über TA oder Tc aufgetragen ist, siehe Abb. 3.18a. Im Abschnitt 2.1.6 auf Seite 57 wird das thermische Verhalten am Beispiel des Bipolartransistors ausführlich behandelt; die Ergebnisse gelten für Fets in gleicher Weise. = 0,1Ω

/ \ \ \\ 7\ ιο- - / \ \χ \ ΊΠ

IDM

^D.max

jf\.

ί -

ΙΟμε ΙΟΟμε 1ms 10ms DC

U(BR)DSS

10

a power derating curve

b SOA

Abb. 3.18. Grenzkurven eines Mosfets für Schaltanwendungen

100

UDS v

3.1 Verhalten eines Feldeffekttransistors

209

Zulässiger Betriebsbereich Aus den Grenzdaten erhält man im Ausgangskennlinienfeld den zulässigen Betriebsbereich (safe operating area,S0A); er wird durch den maximalen Drainstrom h,max> die Drain-Source-Durchbruchsspannung U(BR)DSS> die maximale Verlustleistung Ptot und die Rosyon-Grenze begrenzt. Abb. 3.18b zeigt die SOA in doppelt logarithmischer Darstellung; dabei erhält man sowohl für die Hyperbel der maximalen Verlustleistung, gegeben durch UDSID = Ptot> und die Rosyon-Grenze mit au UDS = RDS,OUID Geraden. Daraus folgt, daß der maximale Dauerstrom lD,max s Ptot und RDs,on berechnet werden kann:

Bei Fets für Schaltanwendungen sind zusätzlich Grenzkurven für Pulsbetrieb mit verschiedenen Pulsdauern angegeben. Bei sehr kurzer Pulsdauer und kleinem Tastverhältnis kann man den Fet mit der maximalen Spannung U(BR)DSS und dem maximalen Drainstrom IDM gleichzeitig betreiben; die SOA ist in diesem Fall ein Rechteck. Man kann mit einem Fet Lasten mit einer Verlustleistung bis zu ρ = U(BR)DsslD,max schalten. Diese maximale Schaltleistung ist groß gegenüber der maximalen Verlustleistung Ptot; aus Abb. 3.18 folgt Ρ — U(BR)DsslD,max — 100V - 30A = 3kW » Ptot = 100W. 3.1.6 Thermisches Verhalten Das thermische Verhalten von Bauteilen ist im Abschnitt 2.1.6 am Beispiel des Bipolartransistors beschrieben; die dort dargestellten Größen und Zusammenhänge gelten für einen Fet in gleicher Weise, wenn für Pv die Verlustleistung des Fets eingesetzt wird. 3.1.7 Temperaturabhängigkeit der Fet-Parameter Mosfets und Sperrschicht-Fets haben ein unterschiedliches Temperaturverhalten und müssen deshalb getrennt betrachtet werden. Mosfet Beim Mosfet sind die Schwellenspannung Uth und der Steilheitskoeffizient Κ temperaturabhängig; damit erhält man durch Differentiation von (3.3) den Temperaturkoeffizienten des Drainstroms für einen n-Kanal-Mosfet im Abschnürbereich: J_ dh 1 ^ _ _ 2 _ dUth ID dT Κ dT UGS -Uth dT '

210

3 Feldeffekttransistor

Aus (3.5) und der auf den Referenzpunkt To bezogenen Temperaturabhängigkeit der Beweglichkeit [3.1]

(

ψ

\Πίμ

mit τημκ

j)

1,5

folgt, daß der Steilheitskoeffizient mit steigender Temperatur abnimmt: Γ ο κ J. dK ηΐμ = ^ _ Κ dT ~ Τ ~ Für die Schwellenspannung gilt [3.1]

5

io

_3K_1

mit der Flachbandspannung UFB> der Inversionsspannung \J[nv und dem SubstratSteuerfaktor γ. Die Flachbandspannung hängt vom Aufbau des Gates ab und wird hier nicht weiter benötigt; auf die anderen Größen wird im Abschnitt 3.3 noch näher eingegangen. UFB und γ hängen nicht von der Temperatur ab; daraus folgt: dUth

/

γ

+

\ dUinv

dT V 2^Ü~) dT Typische Werte sind Uinv % 0,55... 0,8 V, düinv/dT % - 2 , 3 . . . - 1,7 mV/K und γ % 0,3... 0,8 VV; damit erhält man: dUth _ mV — ^ -3,5... - 2 — Da die Temperaturkoeffizienten von iC und L/^ negativ sind, ist der Temperaturkoeffizient des Drainstroms aufgrund der Differenzbildung in (3.14) je nach Arbeitspunkt positiv oder negativ. Folglich gibt es einen Temperaturkompensationspunkt TK> an dem der Temperaturkoeffizient zu Null wird; durch Auflösen von (3.14) erhält man für n-Kanal-Mosfets: 2

i_ dK Κ dT

"m

]

">"·—> —

Κ · 0,3... 1 V2 Abb. 3.19a zeigt Übertragungskennlinie eines n-Kanal-Mosfets mit dem Temperaturkompensationspunkt. Bei p-Kanal-Mosfets gilt UGSJK = L^ — 0 , 8 . . . 1,4 V undIDyTK = - I C - 0 , 3 . . . IV 2 . Diese Angaben gelten für integrierte Mosfets mit einfacher Diffusion. EinzelMosfets werden dagegen fast ausschließlich mit doppelter Diffusion ausgeführt, siehe Abschnitt 3.2; für sie gilt dUth/dT % - 5 mV/K und damit: UGS,TK(DMOS)

^

Uth + 2 V

ID,TK(DMOS)

^

Κ ·2 V

In der Praxis werden die meisten n-Kanal-Mosfets mit UGs > UGS,TK betrieben; in diesem Bereich ist der Temperaturkoeffizient negativ, d.h. der Drainstrom nimmt mit zunehmender Temperatur ab. Diese thermische Gegenkopplung erlaubt einen thermisch stabilen Betrieb ohne besondere schaltungstechnische

3.1


211

'D.TK

25 °C

J

GS

a

150°C

Τ

b R,DS,on

Übertragungskennlinie

Abb. 3.19. Temperaturverhalten eines n-Kanal-Mosfets Maßnahmen. Im Gegensatz dazu muß man beim Bipolartransistor eine elektrische Gegenkopplung vorsehen, damit durch die mit der Temperatur zunehmenden Ströme keine thermische Mitkopplung entstehen kann, die zur Aufheizung und Zerstörung des Transistors führt. Im ohmschen Bereich interessiert vor allem der Einschaltwiderstand aus (3.7) folgt durch Differentiation: 1

dRDSyOn

R DS,on

dT

1 UGS-Uth UQS

^> Ufh

1

dUth

1 dK

dT

Κ dT

A V —3

—1

K " Κ ~dT ' 5 ' 1 0 Daraus folgt, daß sich Ros,on bei einer Temperaturerhöhung von 25 °C auf 150 °C etwa verdoppelt; Abb. 3.19b zeigt den resultierenden Verlauf von RDSW

Sperrschicht-Fet Für n-Kanal-Sperrschicht-Fets gilt ebenfalls (3.14). Der Steilheitskoeffizient IC ist proportional zur Leitfähigkeit σ des Kanals; wegen σ ~ μ erhält man denselben Temperaturkoeffizienten wie beim Mosfet: 1 dK -5 Κ ~dT Die Schwellenspannung Uth setzt sich aus einem temperaturunabhängigen Anteil und der Diffusionsspannung UDiff des pn-Übergangs zwischen Gate und Kanal zusammen; daraus folgt:

Damit folgt für den Temperaturkompensationspunkt eines n-Kanal-SperrschichtFets: UGs,TK(jfet)

%

Uth+ 0 , 7 . . . I V

«

K- 0,25...0,5 V2

212


Die Übertragungskennlinie verläuft bis auf eine Verschiebung in L7Gs-Richtung wie beim Mosfet; auch der Einschaltwiderstand RDs,on verhält sich wie beim Mosfet. 3.2

Aufbau eines Feldeffekttransistors Mosfets und Sperrschicht-Fets sind in ihrer einfachsten Form symmetrisch aufgebaut. Dieser einfache Aufbau entspricht im wesentlichen den Prinzip-Darstellungen in Abb. 3.1 bzw. Abb. 3.2 und wird vor allem in integrierten Schaltungen verwendet; deshalb werden hier zunächst die integrierten Transistoren beschrieben. 3.2.1 Integrierte Mosfets

Aufbau: Abb. 3.20 zeigt den Aufbau eines η-Kanal- und eines p-Kanal-Mosfets auf einem gemeinsamen Halbleitersubstrat; die Anschlüsse Drain, Gate, Source und Bulk sind mit entsprechenden Indizes versehen. Beim n-Kanal-Mosfet dient das p-dotierte Halbleitersubstrat mit dem Anschluß Bn als Bulk. Der p-Kanal-Mosfet benötigt ein η-dotiertes Bulk-Gebiet und muß deshalb in einer n-dotierten Wanne hergestellt werden; Bp ist der zugehörige Bulk-Anschluß. Die Drain- und Source-Gebiete sind beim n-Kanal-Mosfet stark n-, beim p-Kanal-Mosfet stark p-dotiert. Die Gates werden aus Poly-Silizium hergestellt und sind durch das dünne Gate-Oxid vom darunter liegenden Kanal isoliert. In den Außengebieten erfolgt die Isolation zwischen den Halbleiter-Bereichen und den AluminiumLeiterbahnen der Metallisierungsebene durch das wesentlich dickere Dickoxid. Da Poly-Silizium ein relativ guter Leiter ist, kann man die Zuleitungen zum Gate ganz aus Poly-Silizium herstellen; man benötigt also nicht unbedingt die in Abb. 3.20 gezeigte Metallisierung auf den Gates.

Abb. 3.20. Aufbau eines η-Kanal- und eines p-Kanal-Mosfets in einer integrierten CMOSSchaltung

3.2 Aufbau eines Feldeffekttransistors

213

Ub>0

U+

S

n

p

+

B

'

\ r~>

ι—ι—
0 und UDB > 0 und beim p-Kanal-Mosfets USB < 0 und UDB < 0 gelten; dabei bezeichnet Β das jeweilige Bulk-Gebiet, also Bn beim nund Bp beim p-Kanal-Mosfet. Außerdem muß UBn < UBp sein, damit die Diode zwischen den Bulk-Gebieten sperrt. Daraus folgt, daß alle Dioden gesperrt sind, wenn man Bn mit der negativen und Bp mit der positiven Versorgungsspannung der Schaltung verbindet; alle anderen Spannungen bewegen sich dann dazwischen. Latch-up: Neben den Dioden enthält die CMOS-Schaltung einen parasitären Thyristor, der durch die Schichtenfolge und die Verbindungen Bn — Sn und Bp — Sp gebildet wird; Abb. 3.21 zeigt eine vereinfachte Darstellung des Aufbaus mit dem aus zwei Bipolartransistoren und zwei Widerständen bestehenden Ersatzschaltbild des Thyristors. Die Bipolartransistoren resultieren aus der Schichtenfolge und Rn und Rp sind die Bahnwiderstände der vergleichsweise hochohmigen Bulk-Gebiete. Normalerweise sind die Transistoren gesperrt, weil die Basen über Rn bzw. Rp mit den Emittern verbunden sind und keine Ströme in den Bulk-


214

Al

Abb. 3.22. n-Kanal-Mosfet für hohe Drain-Source-Spannungen

Gebieten fließen; der Thyristor sperrt. Bei Über- oder Unterspannung an einem der Eingänge einer CMOS-Schaltung fließen über die im Kapitel 7.4.6 beschriebenen Schutzdioden Ströme in die Bulk-Gebiete. Dadurch kann der Spannungsabfall an Rp oder Rn so groß werden, daß einer der Transistoren leitet. Der dabei fließende Strom verursacht einen Spannungsabfall am jeweils anderen Widerstand, so daß auch der zweite Transistor leitet, der wiederum durch seinen Strom den ersten Transistor leitend hält. Man erhält eine Mitkopplung, die einen Kurzschluß der Versorgungsspannung Üb zur Folge hat: der Thyristor hat gezündet. Dieser Fehlerfall wird Latch-up genannt und führt fast immer zur Zerstörung der Schaltung. Bei modernen CMOS-Schaltungen wird durch eine geeignete Anordnung der Gebiete und eine spezielle Beschaltung der Eingänge eine hohe Lafc/z-wp-Sicherheit erreicht. Eine Sonderstellung nehmen dielektrisch isolierte CMOS-Schaltungen ein, bei denen die einzelnen Mosfets in separaten, durch Oxid isolierten Wannen hergestellt werden; dadurch entfällt der Thyristor und die Schaltungen sind latch-up-frei. Mosfets für höhere Spannungen: Da der Steilheitskoeffizient eines Mosfets wegen Κ ~ W/L umgekehrt proportional zur Kanallänge L ist, versucht man diese möglichst klein zu machen, indem man den Abstand zwischen dem Drainund dem Source-Gebiet verringert. Dadurch nimmt jedoch die Drain-SourceDurchbruchspannung ab. Will man trotz kleiner Kanallänge eine hohe Durchbruchspannung erreichen, muß zwischen dem Kanal und dem Drain-Anschluß ein schwach dotiertes Driftgebiet vorgesehen werden, über dem ein Großteil der Drain-Source-Spannung abfallt; Abb. 3.22 zeigt dies am Beispiel eines n-KanalMosfets. Die Durchbruchspannung ist etwa proportional zur Länge des Driftgebiets; deshalb benötigen integrierte Hochspannungs-Mosfets eine große Fläche auf dem Halbleiterplättchen. 3.2.2 Einzel-Mosfets

Aufbau: Einzel-Mosfets sind im Gegensatz zu integrierten Mosfets meist vertikal aufgebaut, d.h. der Drain-Anschluß befindet sich auf der Unterseite des Substrats. Abb. 3.23 zeigt einen dreidimensionalen Schnitt durch einen derart aufgebauten

3.2 Aufbau eines Feldeffekttransistors

215

Abb. 3.23. Aufbau eines n-Kanal-DMOS-Fets

vertikalen Mosfet. Die schwach dotierte Driftstrecke, hier η -dotiert, verläuft nicht lateral an der Oberfläche wie beim integrierten Mosfet nach Abb. 3.22, sondern vertikal; dadurch wird Platz an der Oberfläche gespart und eine vergleichsweise hohe Durchbruchspannung entsprechend der Dicke des n~-Gebiets erreicht. Der Kanal verläuft wie gewohnt an der Oberfläche unterhalb des Gates. Das p-dotierte Bulk-Gebiet wird hier nicht durch das Substrat gebildet, sondern durch Diffusion in dem n~ -Substrat hergestellt und über ein p+-Kontaktgebiet mit der Source verbunden. Da die n+-Source-Gebiete ebenfalls durch Diffusion herstellt werden, nennt man diese Mosfets auch doppelt diffundierte Mosfets (double diffused mosfets, DMOS). In Abb. 3.23 erkennt man ferner den zellularen Aufbau. Ein vertikaler Mosfet besteht aus einer zweidimensionalen Parallelschaltung kleiner Zellen, deren Source-Gebiete durch eine ganzflächige Source-Metallisierung an der Oberfläche verbunden sind und die über ein gemeinsames Poly-Silizium-Gate angesteuert werden, das in Form eines Gitters unter der Source-Metallisierung verläuft und nur am Rand des Halbleiterplättchens mit dem äußeren Gate-Anschluß verbunden ist; die Unterseite dient als gemeinsamer Drain-Anschluß. Durch diesen Aufbau erreicht man auf einer kleinen Fläche eine sehr große Kanalweite W und damit einen großen Steilheitskoeffizienten Κ ~ W. So erhält man z.B. bei einem Halbleiterplättchen mit einer Fläche von 2 χ 2 mm 2 und einer Zellengröße von 20 χ 20 μτη2 mit Wzeiie — 20 μηι eine Kanalweite von W = 0,2 m; mit L = 2pm und Kn « 25JLZA/V erhält man Κ = KnW/L = 2,5A/V2. Da die Anzahl der Zellen bei einer n-fachen Verkleinerung der geometrischen Größen um den Faktor n2 zu-, die Weite W pro Zelle aber nur um den Faktor η abnimmt, hat eine weitere Miniaturisierung eine entsprechende Erhöhung der Kanalweite pro Flächeneinheit zur Folge. 2


216

DS "GD

ö D

Abb. 3.24. Parasitäre Elemente und Ersatzschaltbild eines n-Kanal-DMOS-Fets

Parasitäre Elemente: Durch den besonderen Aufbau vertikaler Mosfets ergeben sich mehrere parasitäre Elemente, die in Abb. 3.24 zusammen mit dem resultierenden Ersatzschaltbild dargestellt sind: •

•

•

•

•

Durch die großflächige Überlappung von Gate und Source ergibt sich eine große äußere Gate-Source-Kapazität CQS> die meist größer ist als die innere Gate-Source-Kapazität, die im Abschnitt 3.3.2 näher beschrieben wird. Aus der Überlappung zwischen Gate und n~ -Drain-Gebiet resultiert eine relativ große äußere Gate-Drain-Kapazität CGD-> die sich zur inneren Drain-GateKapazität addiert; letztere wird ebenfalls im Abschnitt 3.3.2 näher beschrieben. Zwischen dem Bulk-Gebiet und dem Drain-Gebiet liegen die Drain-SourceKapazitäten CDS und CB; dabei liegt CDS unmittelbar zwischen Drain und Source, während bei CB noch der Bahnwiderstand RB des Bulk-Gebiets in Reihe liegt. Aufgrund der Schichtenfolge enthält der Aufbau einen Bipolartransistor TB> dessen Basis über den Bahnwiderstand RB mit dem Emitter verbunden ist; deshalb sperrt TB bei normalem Betrieb. Bei einem sehr schnellen Anstieg der Drain-Source-Spannung kann der Strom I = CB dUns/dt durch CB und damit die Spannung an RB so groß werden, daß TB leitet. Um dies zu verhindern, muß man beim Ausschalten von DMOS-Leistungsschaltern die Anstiegsgeschwindigkeit durch geeignete Ansteuerung oder durch eine AbschaltEntlastungsschaltung begrenzen. Zwischen Source und Drain liegt die Rückwärtsdiode Drev, die bei negativer Drain-Source-Spannung leitet. Sie kann beim Schalten von induktiven Lasten als Freilaufdiode eingesetzt werden, führt aber aufgrund ihrer aufbaubedingt hohen Rückwärtserholzeit tRR vor allem bei Brückenschaltungen zu unerwünschten Querströmen.

3.2

217

Aufbau eines Feldeffekttransistors

(Gl.3.2)

DMOS

J

th


J

U

DS

GS

b Ausgangskennlinienfeld

Abb. 3.25. Kennlinien eines vertikalen Leistungs-Mosfets (DMOS)

Kennlinien von vertikalen Leistungs-Mosfets: Die Kennlinien von vertikalen Leistungs-Mosfets weichen von den einfachen Großsignalkennlinien (3.2) und (3.3) ab; Abb. 3.25 zeigt diese Abweichungen im Übertragungs- und im Ausgangskennlinienfeld: •

•

Bei großen Strömen macht sich der Einfluß parasitärer Widerstände in der Source-Leitung bemerkbar. Die äußere Gate-Source-Spannung UGS an den Anschlüssen setzt sich in diesem Fall aus der inneren Gate-Source-Spannung und dem Spannungsabfall am Source-Widerstand Rs zusammen; dadurch wird die Übertragungskennlinie bei großen Strömen linearisiert, siehe Abb. 3.25a. Die Abschnürspannung UDSyab ist bei vertikalen Mosfets aufgrund eines zusätzlichen Spannungabfalls im Drift-Gebiet größer als UGS — Uth- Dieser Spannungsabfall läßt sich durch einen nichtlinearen Drain-Widerstand beschreiben und führt zu einer Scherung des Ausgangskennlinienfelds, siehe Abb. 3.25b.

Gleichungen zur Beschreibung dieses Verhaltens werden im Abschnitt 3.3.1 beschrieben. 3.2.3 Sperrschicht-Fets Abb. 3.26 zeigt den Aufbau eines normalen n-Kanal-Sperrschicht-Fets mit einem pn-Übergang zwischen Gate und Kanal und eines n-Kanal-Mesfets mit einem Metall-Halbleiter-Übergang (Schottky-Übergang) zwischen Gate und Kanal. Die Substrat-Anschlüsse Β sind bei integrierten Sperrschicht-Fets mit der negativen Versorgungsspannung verbunden, damit die pn-Übergange zwischen dem Substrat und den «"-Kanal-Gebieten immer in Sperrichtung betrieben werden. Ferner muß jeder Fet von einem geschlossenen p + -Ring umgeben sein, damit die Kanal-Gebiete der einzelnen Fets gegeneinander isoliert sind. Bei EinzelSperrschicht-Fets kann man das Substrat auch mit dem Gate verbinden; dadurch

218

3

Ϊ

ΐ p

+

Ϊ

LEII

η

Β

ϊ

Ρ

ι

!

a normaler Jfêt

ΐ Ρ

S

Der Feldeffekttransistor G

Ι η+ Ι +

Al

D

Ι η+ Ι

η Ρ

ι(

b Mesfet

Abb. 3.26. Aufbau von Sperrschicht-Fets

hat zusätzlich zum Gate-Kanal-Übergang auch der Substrat-Kanal-Übergang eine steuernde Wirkung. Ein vertikaler Aufbau wie beim Mosfet oder beim Bipolartransistor ist beim Sperrschicht-Fet nicht möglich.

3.2.4 Gehäuse

Für Einzel-Mosfets und Einzel-Sperrschicht-Fets werden dieselben Gehäuse verwendet wie für Bipolartransistoren; Abb. 2.21 auf Seite 64 zeigt die gängigsten Gehäusetypen. Mosfets gibt es in allen Leistungsklassen und damit auch in allen Gehäusegrößen. Sperrschicht-Fets gibt es dagegen nur als Kleinsignaltransistoren mit entsprechend kleinen Gehäusen; eine Ausnahme sind Leistungs-Mesfets fuer Hochfrequenz-Leistungsverstärker, für die spezielle Hochfrequenz-Gehäuse für Oberflächenmontage verwendet werden. Es gibt auch Sperrschicht-Fets mit separatem Bulk-Anschluß in Gehäusen mit vier Anschlüssen. Für Dual-Gate-Mosfets werden ebenfalls Gehäuse mit vier Anschlüssen benötigt; dabei handelt es sich ausschließlich um Hochfrequenz-Transistoren in speziellen HochfrequenzGehäusen.

3.3

Modelle für den Feldeffekttransistor

Im Abschnitt 3.1.2 wurde das statische Verhalten eines Feldeffekttransistors durch die Großsignalgleichungen (3.2)-(3.4) beschrieben; dabei wurden sekundäre Effekte vernachlässigt. Für den rechnergestützten Schaltungsentwurf werden genauere Modelle benötigt, die diese Effekte berücksichtigen und darüber hinaus auch das dynamische Verhalten richtig wiedergeben. Aus diesem Großsignalmodell erhält man durch Linearisierung das dynamische Kleinsignalmodelly das zur Berechnung des Frequenzgangs von Schaltungen benötigt wird.

3.3 Modelle für den Feldeffekttransistor

219

3.3.1 Statisches Verhalten

Im Gegensatz zum Bipolartransistor, bei dem sich das Gummel-Poon-Modell allgemein bewährt hat, gibt es für Fets eine Vielzahl von Modellen, die jeweils anwendungsspezifische Vor- und Nachteile haben und teilweise sehr komplex sind. Im folgenden wird das LeveZ-i-Mosfet-Modell 13 beschrieben, das in fast allen CAD-Programmen zur Schaltungssimulation zur Verfügung steht. Es eignet sich sehr gut zur Beschreibung von Einzeltransistoren mit vergleichsweise großer Kanallänge und -weite, jedoch nicht für integrierte Mosfets mit den für hochintegrierte Schaltungen typischen kleinen Abmessungen. Hier muß man die erheblich aufwendigeren Level-2- und Leve/-3-Modelle oder die BSIM-Modelle 14 verwenden; sie berücksichtigen zusätzlich den Kurzkanal-, den Schmalkanal- und den Unterschwellen-Effekt. Diese Effekte werden hier nur qualitativ beschrieben. Für Sperrschicht-Fets wird ein eigenes Modell verwendet, dessen statisches Verhalten dem des Level-1-Mosfet-Modells entspricht, obwohl in CAD-Programmen oft andere Parameter oder andere Bezeichnungen für Parameter mit gleicher Bedeutung verwendet werden; darauf wird am Ende des Abschnitts näher eingegangen. Level-I-Mosfet-Modell

Ein n-Kanal-Mosfet besteht aus einem p-dotierten Substrat (Bulk), den n-dotierten Gebieten für Drain und Source, einem isolierten Gate und einem zwischen Drain und Source liegenden Inversionskanal. Daraus folgt das in Abb. 3.27 gezeigte Großsignal-Ersatzschaltbild mit einer gesteuerten Stromquelle für den Ka-

G

'

ο

'D.D

UGS

5i = 11,9 sowie UT = 26 mV und nx — 1,45 10 cm~ für Τ = 300 Κ erhält man: γ

w

-3 · dox/nm

1,7 10"

T=300K

ft,

52 mV-In-

1,45· 10

16 3 Typische Werte sind Nsub 1...7 · 1016 cm~ für integrierte Schaltungen und 14 16 3 5 · 10 ... 10 c m " für Einzel-Mosfets. Nsub Substrat-Dioden: Aus dem Aufbau eines Mosfets ergeben sich Substrat-Dioden zwischen Bulk und Source bzw. Bulk und Drain; Abb. 3.27 zeigt Anordnung und Polarität dieser Dioden im Ersatzschaltbild eines n-Kanal-Mosfets. Für die

222


Ströme durch diese Dioden gelten die Diodengleichungen Mus. (3.21) / IM ID,D = koienur - l j

(3.22)

mit den Sättigungssperrströmen ISys und ISyD und dem Emissionsfaktor η ^ 1. Alternativ zu Is,s und I$,D kann man die Sperrstromdichte Js und die Randstromdichte JR angeben; mit den Flächen As und AD und den Randlängen ls und lD des Source- und Draingebiets erhält man: ks = JsAs + hk IS,D = JSAD + JRID

(3.23) (3.24)

Davon macht man besonders bei CAD-Programmen zum Entwurf integrierter Schaltungen Gebrauch; Js und JR sind in diesem Fall Parameter des MOSProzesses und für alle n-Kanal-Mosfets gleich. Sind die Größen der einzelnen Mosfets festgelegt, muß man nur noch die Flächen und Randlängen bestimmen; das CAD-Programm ermittelt dann daraus Is,s und I^D· Bei normalem Betrieb liegt der Bulk-Anschluß eines n-Kanal-Mosfets auf niedrigerem oder höchstens gleichem Potential wie Drain und Source; es gilt dann [7ßS, UBD < 0 und die Dioden werden im Sperrbereich betrieben. Bei EinzelMosfets mit interner Verbindung zwischen Source und Bulk ist diese Bedingung automatisch erfüllt, solange UDS > 0 ist. In integrierten Schaltungen ist der gemeinsame Bulk-Anschluß der n-Kanal-Mosfets mit der negativen Versorgungsspannung verbunden, so daß die Dioden immer sperren. Die Sperrströme hys % — h,s und IDyD ~ — IS,D liegen bei kleineren Mosfets im pA-Bereich, bei Leistungs-Mosfets im μΑ-Bereich; sie können im allgemeinen vernachlässigt werden. Weitere Effekte: Es gibt eine Vielzahl von weiteren Effekten, die vom Level-1Modell nicht erfaßt werden; die wichtigsten werden im folgenden kurz vorgestellt [3.2]: •

Bei kleinen Kanallängen L wird der Bereich unter dem Kanal von den Sperrschichten der Bulk-Source- und Bulk-Drain-Diode stark eingeengt. Die dort vorhandene Raumladung wird in diesem Fall in zunehmendem Maße durch Ladungen im Source- und Drain-Gebiet kompensiert, was zu einer Abnahme der Gate-Ladung führt; dadurch nimmt die Schwellenspannung Uth ab. Dieser Effekt wird Kurzkanal-Effekt genannt und hängt von den Spannungen UBS und UBD bzw. Ups = UBS — UBD ab. Mit zunehmender Drain-SourceSpannung nimmt die Schwellenspannung ab und der Drainstrom entsprechend zu; dadurch erhalten die Ausgangskennlinien im Abschnürbereich eine von UDS abhängige Steigung. Die Beschreibung dieses Effekts in den Level2/3- und BSIM-Modellen kann deshalb als erweiterte Kanallängenmodulation aufgefaßt werden, die in diesem Fall nicht mehr mit der Early-Spannung UA

3.3


223

bzw. dem Kanallängenmodulations-Parameter A, sondern durch die Schwellenspannung f(U UDS, UBS)) y/Uinv - UBS ~ VÜ~) = U Utht0 + γ ((1 - f(U Uth = tht0 modelliert wird. Die Funktion /(L, UDS, UBS) wird in [3.3] näher beschrieben. Abb. 3.29a zeigt die Abhängigkeit der Schwellenspannung von der Kanallänge bei einem integrierten Mosfet. Mit abnehmender Kanalweite W wird die Ladung an den Rändern des Kanals im Vergleich zur Ladung im Kanal immer größer und muß berücksichtigt werden. Sie wird durch Ladung auf dem Gate kompensiert und bewirkt deshalb eine Zunahme der Schwellenspannung Uth- Dieser Effekt wird SchmalkanalEffekt genannt und ebenfalls durch eine Erweiterung der Gleichung für die Schwellenspannung beschrieben:

Uth = Uthy0 + γ ^ ... J + k Der Faktor k wird in [3.3] näher beschrieben. Abb. 3.29b zeigt die Abhängigkeit der Schwellenspannung von der Kanalweite bei einem integrierten Mosfet. Auch ohne Inversionskanal sind freie Ladungen im Kanalgebiet vorhanden; dadurch kann auch unterhalb der Schwellenspannung Uth ein kleiner Drainstrom fließen. Dieser Effekt wird Unterschwellen-Effekt und der Strom Unterschwellenstrom (sub-threshold current) genannt. Die Kennlinie ist in diesem Unterschwellenbereich (sub-threshold region) exponentiell und geht im Bereich der Schwellenspannung in die Kennlinie für den Abschnürbereich über:

1+ - f ID

für UGS < Uth + 2nvUT (3.25)

=

für UGS > Uth +

2ηυυτ

L= ΊΟμιη UBS=0V

W= ΊΟΟμΓη UBS=0V

0,7-0.6--

1

ι

ι

ι Ι

Η

1

I

h

4

10 L μιτι a Kurzkanal-Effekt

_W_ μιη

b Schmalkanal-Effekt

Abb. 3.29. Abhängigkeit der Schwellenspannung von den geometrischen Größen

3

224


'D

[log]

UGS b logarithmisch

a linear

Abb. 3.30. Verlauf des Drainstroms im Unterschwellenbereich Dabei ist rt\j ^ 1,5...2,5 der Emissionsjaktor im Unterschwellenbereich. Der Übergang erfolgt bei UGS ^ Uth + 3 . . . 5 · UT ^ Uth + 7 8 . . . 130 mV. Abb. 3.30 zeigt den Verlauf des Drainstroms im Bereich der Schwellenspannung in linearer und logarithmischer Darstellung; letztere liefert für den exponentiellen Unterschwellenstrom eine Gerade. In integrierten MOS-Schaltungen für batteriebetriebene Geräte werden die Mosfets oft in diesem Bereich betrieben; damit kann man die Stromaufnahme auf Kosten der Geschwindigkeit stark reduzieren. p-Kanal-Mosfets: Die Kennlinien eines p-Kanal-Mosfets erhält man, indem man das Ausgangs- und das Übertragungskennlinienfeld eines n-Kanal-Mosfets jeweils am Ursprung spiegelt. In den Gleichungen hat diese Punktspiegelung eine Änderung der Polarität aller Spannungen und Ströme zur Folge; mit UDS,ab = UGS - Uth < 0 erhält man: 0 K W

P

für UGS > Uth

uDS [uGS - uth - —

h =

ι- —

UA

fur U

GS < uth,

UDStab K

PW

-^r

LL

2,

(UGS - Uth)

( \

UDS

1- 7p UA

S' ab und können mit den folgenden Gleichungen näherungsweise beschrieben werden [3.3]: GS,K

1 -

—

- U,h -

UD'S'

2(UGS/-Uth)-UD'S'J

für -ΌΌ,Κ

1 -

—

> U,h,

- Uth

- Uth) - UD.S>

Im Abschnürbereich ist der Kanal auf der Drain-Seite abgeschnürt, d.h. es besteht keine Verbindung mehr zwischen dem Kanal und dem Drain-Gebiet; daraus folgt CQD,K = 0. Damit wirkt nur noch CGS,K als Kanalkapazität [3.3]:

CGD,K

—

0

=

0

für UG's' > Ufa UD>s> > - Uth

(3.34)


230 Abschnürbereich

Sperrbereich

A

/

£GB,K

ohmscher Bereich

4 GS,K

'GD,K

'GD,K

uth

J

GS

Abb. 3.35. Verlauf der Kanalkapazitäten bei einem n-Kanal-Mosfet schematisch. Die Übergänge sind bei einem realen Mosfet stetig

Abb. 3.35 zeigt den Verlauf der drei Kapazitäten. Man beachte, daß die Analogie zum Plattenkondensator nur bei homogener Ladungsverteilung gilt; nur in diesem Fall gilt CQS,K + CGDyK + CQB,K = Cox. Das ist im Sperrbereich immer, im ohmschen Bereich nur bei U&s' = 0 und im Abschnürbereich nie der Fall. Man erkennt in Abb. 3.35, daß bei dem hier vorgestellten Kapazitätsmodell am Übergang zwischen dem Sperr- und dem Abschnürbereich ein abrupter Übergang von CGB,K auf CGS,K mit einem Sprung in der Gesamtkapazität von Cox auf 2C0X/3 auftritt. In diesem Bereich gibt das Modell die realen Verhältnisse nur sehr grob wieder. Der Übergang ist bei einem realen Mosfet stetig; die entsprechenden Verläufe sind in Abb. 3.35 strich-punktiert dargestellt 17. Überlappungskapazitäten: Da das Gate im allgemeinen größer ist als der Kanal 18, d.h. breiter als die Kanalweite W und länger als Kanallänge L, ergeben sich an den Rändern Überlappungen, die entsprechende Überlappungskapazitäten CGSjy, CGDjj und CGBjy zur Folge haben. Man kann diese Kapazitäten aber nicht mit Hilfe der Formel für Plattenkondensatoren aus der Fläche der jeweiligen Überlappung berechnen, da die Feld- und Ladungsverteilung in den Randbereichen nicht homogen ist. Deshalb gibt man als Parameter die auf die Randlänge

17 Eine relativ einfache Beschreibung dieses Übergangs findet man in [3.3]. Ein weiteres Problem ist die Ladungserhaltung, deren Einhaltung eine weitergehende Änderung der Gleichungen erfordert; in PSpice von MicroSim wird ein entsprechend erweitertes Modell verwendet [3.5]. 18 Das Gate muß mindestens so groß sein wie das Kanalgebiet zwischen Source und Drain, damit sich ein durchgehender Kanal bilden kann.


231

bezogenen Kapazitätsbeläge C'GSÜ, C'GDÜ und CGBÜ an, die durch Messung oder mit Hilfe einer Feldsimulation ermittelt werden; daraus folgt:

C

GDyÜ

C

GByÜ

=

C

=

C

=

GS,ÜW

(3.35)

GD,ÜW

C

L

GB,Ü

Dabei beinhaltet CLDr-v die Anteile beider Seiten und muß deshalb nur mit der Gß,U

einfachen Kanallänge multipliziert werden. Bei symmetrisch aufgebauten Mosfets ist C'GSÜ = C'GDÜ bzw. CGSjy = CGDjy; bei Hochspannungs-Mosfets mit einer zusätzlichen Driftstrecke sind die Werte verschieden. Bei vertikalen Leistungs-Mosfets ist die Gate-Source-Überlappungskapazität CGSß besonders groß, weil die ganzflächige Source-Metallisierung das darunter liegende Gate-Gitter überdeckt, siehe Abb. 3.23 auf Seite 215 bzw. CQS in Abb. 3.24 auf Seite 216. Der dadurch verursachte zusätzliche Anteil in der Überlappungskapazität hängt zwar von W und L ab, ist aber für den Fall, daß verschieden große Mosfets aus einer unterschiedlichen Anzahl gleicher Zellen bestehen, nur noch von W abhängig; L ist in diesem Fall für alle Mosfets gleich. Sperrschichtkapazitäten: Die pn-Übergänge zwischen Bulk und Source bzw. Bulk und Drain besitzen eine spannungsabhängige Sperrschichtkapazität CBs bzw. CBD> die von der Dotierung, der Fläche des Übergangs und der anliegenden Spannung abhängt. Die Beschreibung erfolgt wie bei einer Diode; aus (1.13) auf Seite 22 folgt sinngemäß: für UB's' < Ο (3.36) m 1 -

CBD(UB'D)

--

1

^

%

für I W

< Ο

(3.37)

1 -

UoiffJ mit den Nullkapazitäten CSo,s und CSO,D> der Diffusionsspannung UDiff und dem Kapazitätskoeffizienten m$ ^ 1/3... 1/2. Alternativ zu CSo,s und CSO,D kann man den Sperrschicht-Kapazitätsbelag Cs, den Rand-Kapazitätsbelag CRy die Rand-Diffusionsspannung UDijfiR und den Rand-Kapazitätskoeffizienten ntR angeben; mit den Flächen As und AD und den Randlängen Z5 und lD des Source- und Drain-Gebiets gilt: C

BS =

S

S TT

x

ms + "7

/! S

UB S

N

l - ^ ^Diff) SL)

UV

'' ÜDiff,R

1 - 7 ^ 1 UDiff)

IIV UDiff,R

mR

für C7ß'S' < 0

(3.38)

232


Davon macht man besonders bei CAD-Programmen zum Entwurf integrierter Schaltungen Gebrauch; Cs, C'R, UDiff, UDijfiR, ms und mR sind in diesem Fall Parameter des MOS-Prozesses und für alle n-Kanal-Mosfets gleich. Sind die Größen der einzelnen Mosfets festgelegt, muß man nur noch die Flächen und Randlängen bestimmen; das CAD-Programm ermittelt dann daraus CBs und CBD. Der Gültigkeitsbereich der Gleichungen wird hier auf Ußfsr < 0 und UB'D' — 0 beschränkt. Für UB'sf > 0 und UB>D' > 0 werden die pn-Übergänge in Flußrichtung betrieben und man muß zusätzlich zur Sperrschichtkapazität die Diffusionskapazität berücksichtigen, d.h. ein vollständiges Kapazitätsmodell wie bei einer Diode verwenden, siehe Abschnitt 1.3.2 auf Seite 21; dabei tritt als zusätzlicher Parameter die Transit-Zeit ττ auf, die zur Bestimmung der Diffusionskapazität benötigt wird. In CAD-Programmen wird für jeden pn-Übergang ein vollständiges Kapazitätsmodell verwendet. Level-1-Mosfet-Modell

Abb. 3.36 zeigt das vollständige Level-1-Modell eines n-Kanal-Mosfets; es wird in CAD-Programmen zur Schaltungssimulation verwendet. Tabelle 3.2 gibt einen Überblick über die Größen und die Gleichungen des Modells. Die Parameter sind in Tab. 3.3 aufgelistet; zusätzlich sind die Bezeichnungen der Parameter im Schaltungssimulator PSpice 19 angegeben, die weitgehend mit den hier verwendeten Bezeichnungen übereinstimmen, wenn man die folgenden Ersetzungen vornimmt: Spannung -» voltage u- > V Sperrschicht -> junction s -• J Überlappung —> overlap ü- • 0 Rand -> sidewall R - * SW Es gibt vier verschiedene Parameter-Typen: •

Prozeßparameter (P): Diese Parameter sind charakteristisch für den MOSProzeß und für alle n- bzw. p-Kanal-Mosfets in einer integrierten Schaltung gleich. • Skalierbare Prozeßparameter (PS): Diese Parameter sind ebenfalls charakteristisch für den MOS-Prozeß, werden aber noch entsprechend den geometrischen Daten des jeweiligen Mosfets skaliert. • Skalierungsparameter (S): Dabei handelt es sich um die geometrischen Daten des jeweiligen Mosfets. Aus diesen Parametern werden zusammen mit den skalierbaren Prozeßparametern die effektiven Parameter für den jeweiligen Mosfet bestimmt, z.B. Κ = KnW/L • Effektive Parameter (E): Diese Parameter gelten für einen Mosfet bestimmter Größe. Tabelle 3.4 zeigt die Parameterwerte eines NMOS- und eines CMOS-Prozesses.

19 PSpice ist ein Produkt der Firma MicroSim.


233

Abb. 3.36. Level- 1-MosfetModell eines n-Kanal-Mosfets

Man kann einige Modell-Größen in skalierbarer oder effektiver Form angeben; das ist z.B. bei den Bahnwiderständen der Fall, die man mit nRG,..., nRB und Rsh skalierbar oder mit RG,...,RB effektiv angeben kann. Die Oxiddicke dox geht auch in das dynamische Verhalten ein, da sie zur Bestimmung der Kanalkapazitäten benötigt wird; sie ist aber in Tab. 3.3 nur einmal aufgeführt. Die Parameter Kn und γ müssen nicht angegeben werden, da sie aus dox, μη, Uinv und Nsub berechnet werden können; Uinv wiederum kann aus Nsub berechnet werden. Bei widersprüchlichen Angaben hat die direkte Angabe Vorrang vor dem berechneten Wert.

Größe

Bezeichnung

ID

idealer Drainstrom

h,s

Strom der Bulk-Source-Diode Strom der Bulk-Drain-Diode

ID,D RG

Rs RD RB

CGS CGD CGB CBS CBD

Gleichung (3.16) (3.21),(3.23) (3.22),(3.24)

Gate-Bahnwiderstand Source-Bahnwiderstand Drain-Bahnwiderstand Bulk-Bahnwiderstand

(3.26)

Gate-Source-Kapazität Gate-Drain-Kapazität Gate- Bulk- Kap azität

(3.30)-(3.35)

Bulk-Source-Kapazität Bulk-Drain-Kapazität

(3.36) bzw. (3.38) (3.37) bzw. (3.39)

Tab. 3.2. Größen des Level-1-Mosfet-Modells

234 Parameter

3 Der Feldeffekttransistor PSpice

Geometrische Daten W L L AS As PS k AD A„ PD h NRG KRG NRS KRS NRD KRD NRB KRB

Bezeichnung

Typ

Kanalweite Kanallänge Fläche des Source-Gebiets Randlänge des Source-Gebiets Fläche des Drain-Gebiets Randlänge des Drain-Gebiets Multiplikator für Gate-Bahnwiderstand Multiplikator für Source-Bahnwiderstand Multiplikator für Drain-Bahnwiderstand Multiplikator für Bulk-Bahnwiderstand

S S S S S S S S S S

PHI NSUB

relativer Steilheitskoeffizient Null-Schwellenspannung Substrat-Steuerfaktor Kanallängenmodulations-Parameter Early-Spannung (UA = 1/Λ) Oxiddicke Ladungsträger-Beweglichkeit in cm 2 /Vs Inversionsspannung Substrat-Dotierdichte in cm" 3

PS Ρ Ρ Ρ Ρ Ρ Ρ Ρ Ρ

h,s ho

JS JSSW Ν IS IS

Sperrstromdichte der Bulk-Dioden Randstromdichte der Bulk-Dioden Emissionskoeffizient der Bulk-Dioden Sättigungssperrstrom der Bulk-Source-Diode Sättigungssperrstrom der Bulk-Drain-Diode

PS PS Ρ Ε Ε

Rsl,

RSH

Schichtwiderstand

PS

Rc, Rs

RG RS RD RB

Gate-Bahnwiderstand Source-Bahnwiderstand Drain-Bahnwiderstand Bulk-Bahnwiderstand

Ε Ε Ε Ε

PB CJSW MJSW PBSW FC CBS CBD

Sperrschicht-Kapazitätsbelag Kapazitätskoeffizient der Bulk-Dioden Diffusionsspannung der Bulk-Dioden Rand-Kapazitätsbelag Rand-Kapazitätskoeffizient Rand-Diffusionsspannung Koeffizient für den Verlauf der Kapazitäten

PS Ρ Ρ PS Ρ Ρ Ρ

Null-Kapazität der Bulk-Source-Diode Null-Kapazität der Bulk-Drain-Diode

Ε Ε

CGSO CGDO CGBO

Gate-Source-Überlappungskapazität Gate-Drain-Überlappungskapazität Gate-Bulk-Überlappungskapazität

PS PS PS

TT

Transit-Zeit für Substrat-Dioden

Ρ

w

Statisches Verhalten KP < VTO Uth,0 GAMMA Υ λ LAMBDA uA TOX μη

Uinu Nsub

Js

h η

RD RB

uo

Dynamisches Verhalten Cs ms Uüiff

cR mR

U

Diff,R

fs Qo,s Cso,D C

GSÜ

C

GD,Ü

C

GB,Ü

TT

CJ

MJ

Auswahl des Modells LEVEL

LEVEL=1 wählt das Level-1-Modell aus

Tab. 3.3. Parameter des Level-1-Mosfet-Modells


Parameter PSpice

< Uth,o

Υ λ

uA

KP VTO GAMMA LAMBDA TOX

235

NMOS selbstselbstsperrend leitend

CMOS n-Kanal ρ-Kanal

37 1,1 0,41 0,03 33 55 590 0,62 0,2

33 -3,8 0,92 0,01 100 55 525 0,7 1

69 0,73 0,73 0,033 30 25 500 0,76 3

23,5 -0,75 0,56 0,055 18 25 170 0,73 1,8

25

25

25

45

Uinv

uo PHI

NSub

NSUB

RSh

RSH

Cs ms

CJ MJ PB CJSW MJSW PBSW FC

110 0,5 0,8 500 0,33 0,8 0,5

110 0,5 0,8 500 0,33 0,8 0,5

360 0,4 0,9 250 0,2 0,9 0,5

340 0,5 0,9 220 0,2 0,9 0,5

CGSO CGDO CGBO

160 160 170

160 160 170

300 300 150

300 300 150

μη

Vüiff

cR mR

^Diff,R

fs C

GS,Ü

C

GD,Ü

C

GB,Ü

Einheit μΑ/V2 V

Vv v-1

V nm cm2/Vs V 10 1 6 /cm 3 Ω

μν/m

2

V

pF/m V

pF/m pF/m pF/m

Tab. 3.4. Parameter eines NMOS- und eines CMOS-Prozesses

Einzel-Mosfets: Während beim Bipolartransistor für Einzel- und integrierte Transistoren das nicht skalierbare Gummel-Poon-Modell in gleicher Weise verwendet werden kann, ist das skalierbare Level-1-Mosfet-Modell strenggenommen nur für integrierte Mosfets in ihrer einfachsten Form gültig; Einzel-Mosfets, die als vertikale DMOS-Fets ausgeführt sind, und integrierte Mosfets mit Driftstrecke zeigen teilweise ein anderes Verhalten. Es hat sich jedoch gezeigt, daß man diese Mosfets näherungsweise mit dem Level-1-Modell beschreiben kann, wenn man einige Parameter zweckentfremdet; dadurch verlieren diese Parameter ihre ursprüngliche Bedeutung und nehmen zum Teil halbleiter-physikalisch unsinnige Werte an. Tabelle 3.5 enthält die Level-1-Parameter einiger DMOS-Fets. Da Source und Bulk verbunden sind, entfällt der Substrat-Steuerfaktor γ; außerdem wird die Kanallängenmodulation vernachlässigt, d.h. der Parameter Α entfällt. Werden höhere Anforderungen an die Genauigkeit gestellt, muß ein MakroModell verwendet werden, das neben dem eigentlichen Mosfet-Modell weitere Bauteile zur Modellierung spezifischer Eigenschaften enthält. Ein Beispiel hierfür ist das in Abb. 3.32b gezeigte statische Ersatzschaltbild eines DMOS-Fets, bei dem ein weiterer Mosfet zur Modellierung des nichtlinearen Drainwiderstands verwendet wird. Ähnliche Erweiterungen werden auch zur Beschreibung des dynamischen Verhaltens eines DMOS-Fets benötigt, ein einheitliches Ersatzschaltbild gibt es aber nicht.

236


Parameter

PSpice

W L

W L KP

Kn, Kp

ντο

Rs RD RB C C

GS,Ü GD,Ü

Qo,D ms U

Diff

fs ττ

540 μ

0,97

2

2

1,9 2

20,8 0,95

20,6

uo

PHI IS

125

1,3

μη

RG

IRF9140

3,2 100 600 0,6

TOX

uinv

IRF140

100 600 0,6

dox

k

BSD215

RG RS RD RB

—

0,02 25 370

5,6

0,022 0,022 -

10,2 -3,7 100 300 0,6

ίο- 5

Einheit m μηι

μΑ/V2 V nm cm2/Vs V pA

0,8

Ω

0,07 0,06

Ω

-

Ω Ω

1,2

1100

880

1,2

430

370

5,35

2400

2140

PB FC

0,5 0,8 0,5

0,5 0,8 0,5

0,5 0,8 0,5

V

TT

-

142

140

ns

CGSO CGDO CBD MJ

pF/m pF/m pF

BSD215: n-Kanal-Kleinsignal-Fet, IRF140: n-Kanal-Leistungs-Fet, IRF9140: p-Kanal-Leistungs-Fet Tab. 3.5. Parameter einiger DMOS-Fets Beim Level-2- und Level-3-Modell werden zwar zum Teil andere Gleichungen verwendet, die Parameter sind jedoch weitgehend gleich; zusätzlich treten folgende Parameter auf [3.3]: • • •

Level-2-Modell: UCRIT, UEXP und VMAX zur Spannungsabhängigkeit der Beweglichkeit und NEFF zur Beschreibung der Kanalladung. Level-3-Modell: THETA, ETA und KAPPA zur empirischen Modellierung des statischen Verhaltens. Beide Modelle: DELTA zur Modellierung des Schmalkanaleffekts und XQC zur Ladungsverteilung im Kanal.

Beide Modelle beschreiben die Kanallängenmodulation mit Hilfe der zusätzlichen Parameter; dadurch entfallt der Kanallängenmodulations-Parameter Λ. Sperrschicht-Fet-Modell Abb. 3.37 zeigt das Modell eines n-Kanal-Sperrschicht-Fets. Es geht aus dem Level-1-Modell eines n-Kanal-Mosfets durch Weglassen des Gate-Anschlusses und der damit verbundenen Elemente sowie Umbenennen von Bulk in Gate hervor. Die Größen und Gleichungen sind in Tab. 3.6 zusammengefaßt. In Tab. 3.7 sind die Parameter aufgelistet.

3.3

237


Abb. 3.37. Modell eines n-Kanal-Sperrschicht-Fets

Größe

Bezeichnung

ID IG

idealer Drainstrom Gatestrom

Rs RD

Source-Bahnwiderstand Drain-Bahnwiderstand

CGS CGD

Gate-Source-Kapazität Gate-Drain-Kapazität

Gleichung (3.29)

(3.36) mit CBS (3.37) mit CBD

C

GS

Tab. 3.6. Größen des Sperrschicht-Fet-Modells

Parameter

PSpice

Statisches Verhalten BETA β VTO u λ th LAMBDA

k η

Rs RD

Bezeichnung Jfet-Steilheitskoeffizient Schwellenspannung Kanallängenmodulations-Parameter (Λ = l/UA)

IS Ν

Sättigungssperrstrom der Dioden Emissionskoeffizient der Dioden

RS RD

Source-Bahnwiderstand Drain-Bahnwiderstand

Dynamisches Verhalten CGS Cso,s CGD Cso,D PB Uoiff Μ ms FC fs

Null-Kapazität der Gate-Source-Diode Null-Kapazität der Gate-Drain-Diode Diffusionsspannung der Dioden Kapazitätskoeffizient der Dioden Koeffizient für den Verlauf der Kapazitäten

Tab. 3.7. Parameter des Sperrschicht-Fet-Modells

3.3.3 Kleinsignalmodell

Durch Linearisierung in einem Arbeitspunkt erhält man aus dem Level- 1-MosfetModell ein lineares Kleinsignalmodell Der Arbeitspunkt wird in der Praxis so

3

238


gewählt, daß der Fet im Abschnürbereich arbeitet; die hier behandelten Kleinsignalmodelle sind deshalb nur für diese Betriebsart gültig. Das statische Kleinsignalmodell beschreibt das Kleinsignalverhalten bei niedrigen Frequenzen und wird deshalb auch Gleichstrom-Kleinsignalersatzschaltbild genannt. Das dynamische Kleinsignalmodell beschreibt zusätzlich das dynamische Kleinsignalverhalten und wird zur Berechnung des Frequenzgangs von Schaltungen benötigt; es wird auch Wechselstrom-Kleinsignalersatzschaltbild ge-

nannt. Statisches Kleinsignalmodell im Abschnürbereich Kleinsignalparameter des Level-1-Mosfet-Modells: Aus Abb. 3.36 folgt durch Weglassen der Kapazitäten und Vernachlässigung der Sperrströme (IDtS = ID,D = 0) das in Abb. 3.38a gezeigte statische Level-1-Modell; dabei entfallen die Bahnwiderstände RG und RB, da in den entsprechenden Zweigen kein Strom fließen kann. Durch Linearisierung der Großsignalgleichungen (3.16) und (3.18) in einem Arbeitspunkt Α erhält man: 5 =

dip {UG'S',A -

dU«s> A =

dUth

A

dip

dUD>s·

Κ W

2\/Uinv - UVS ,A

L

UA

A

B1 RB Β o-HΓ."."_Ί—ο

UD>S A

''

AdUBS

Υ

1

ι

(1

duth

dip SB

Γ/Λ

W

< 1L

irr K

O i

Λ

n

(u

UD>S

'

Uth)

G - G1

B = B' ο

Μ'ßS

a vor der Linearisierung

b nach der Linearisierung

Abb. 3.38. Ermittlung des statischen Kleinsignalmodells durch Linearisierung des statischen Level-1 -Mosfet-Modells


239

Näherungen für die Kleinsignalparameter: Die Kleinsignalparameter S, SB und rDS werden nur in CAD-Programmen nach den obigen Gleichungen ermittelt; für den praktischen Gebrauch werden folgende Näherungen verwendet, die man durch Rücksubstitution von 7D,A> Bezug von Sß auf S, Annahme von Uofsf,A ff.A<s;uA

dID

1+

aifasSB =

uA

dID dUffs·

UA

UA

(3.42)

Die Näherungen für S und rDS entsprechen den bereits im Abschnitt 3.1.4 angegebenen Gleichungen (3.11) und (3.12). Als weiterer Kleinsignalparameter tritt die Substrat-Steilheit Sß auf, die nur dann wirksam wird, wenn eine Kleinsignalspannung uBS Φ 0 zwischen Source und Bulk auftritt. Kleinsignalparameter im Unterschwellenbereich: In vielen integrierten CMOS-Schaltungen mit besonders niedriger Stromaufnahme werden die Mosfets im Unterschwellenbereich betrieben. In diesem Bereich hängt der Drainstrom ID nach (3.25) exponentiell von UGS ab; daraus folgt für die Steilheit: für UGS < Uth +

S =

(3.43)

Die Gleichungen (3.41) und (3.42) für SB und rDS gelten auch im Unterschwellenbereich. Die Grenze zum Unterschwellenbereich liegt mit nu ^ 2 bei UGS ~ Uth + 4l7r « Uth + 100 mV bzw. ID ^ 2K (ηυυτ)2 « Κ · 0,005 V2. Die Steiheit verläuft stetig, d.h. (3.40) und (3.43) liefern an der Grenze denselben Wert: ID,A=2K(nuUT)2

lDA

Gleichstrom-Kleinsignalersatzschaltbild: Abb. 3.38b zeigt das resultierende statische Kleinsignalmodell. Für fast alle praktischen Berechnungen werden die Bahnwiderstände R$ und Rp vernachlässigt; man erhält das in Abb. 3.39 gezeigte Kleinsignalersatzschaltbild, das aus dem bereits im Abschnitt 3.1.4 behandelten Kleinsignalersatzschaltbild durch Hinzufügen der gesteuerten Quelle mit der Substrat-Steilheit SB hervorgeht. Kleinsignalersatzschaltbild für Sperrschicht-Fets: Abb. 3.39 gilt auch für Sperrschicht-Fets, wenn man die Quelle mit der Substrat-Steilheit entfernt; die Kleinsignalparameter folgen aus (3.29): S == 2\lßlDy

240

3


D G

Β ο

U

i

^Γ

GS

τ

Abb. 3.39. Vereinfachtes statisches Kleinsignalmodell

s Uns'Λ + UA rDS

U

;

=

^

< U A

~

lD,A

UA

-— lD,A

Dabei gilt IDy0 = ID(UGS = 0) = ßUt\. Unter Berücksichtigung des Zusammenhangs Κ = 2ß erhält man dieselben Gleichungen wie beim Mosfet. Dynamisches Kleinsignalmodell im Abschnürbereich Vollständiges Modell: Durch Ergänzen der Kanal-, Überlappungs- und Sperrschichtkapazitäten erhält man aus dem statischen Kleinsignalmodell nach Abb. 3.38b das in Abb. 3.40 gezeigte dynamische Kleinsignalmodell im Abschnürbereich; dabei gilt mit Bezug auf Abschnitt 3.3.2:

CGD,Ü =

CGD

=

CGB

—

CBS

=

CBS(UB'S',A)

CBD

=

CBD(UB>D\A)

CGDÜW

CGB,Ü — CGBÜL

Dabei gilt:

c'ox = €J

(3.45)

Die Gate-Source-Kapazität CGs setzt sich aus der Kanalkapazität im Abschnürbereich und der Gate-Source-Überlappungskapazität zusammen; sie hängt nur von den geometrischen Größen und nicht von den Arbeitspunktspannungen ab, solange der Abschnürbereich nicht verlassen wird. Die Gate-Drain-Kapazität CGD und die Gate-Bulk-Kapazitäten CGB sind als reine Überlappungskapazitäten ebenfalls nicht vom Arbeitspunkt abhängig, während die Sperrschichtkapazitäten CBS und CBD von den Arbeitspunktspannungen UB'S\A und UB'D>,A abhängen. Vereinfachtes Modell: Für praktische Berechnungen werden die Bahnwiderstände Rs, RD und RB vernachlässigt; der Gate-Widerstand RG kann nicht vernachlässigt werden, da er zusammen mit CGS einen Tiefpaß im Gate-Kreis bildet, der bei der Berechnung des dynamischen Verhaltens der Grundschaltungen berücksichtigt werden muß. Die Gate-Bulk-Kapazität CGB macht sich nur bei Mosfets mit sehr kleiner Kanalweite W bemerkbar und kann deshalb ebenfalls vernachlässigt werden. Damit erhält man das in Abb. 3.41 gezeigte vereinfachte


241

-GB

Abb. 3.40. Dynamisches Kleinsignalmodell

Kleinsignalmodell, das zur Berechnung des Frequenzgangs der Grundschaltungen verwendet wird. Bei Einzel-Mosfets sind Source und Bulk im allgemeinen verbunden; dadurch entfallen die Quelle mit der Substrat-Steilheit SB und die Bulk-Source-Kapazität CBSI die Bulk-Drain-Kapazität liegt in diesem Fall zwischen Drain und Source und wird in CDs umbenannt. Damit erhält man das in Abb. 3.42a gezeigte Kleinsignalmodell, das weitgehend dem Kleinsignalmodell eines Bipolartransistors entspricht, wie ein Vergleich mit Abb. 3.41b zeigt. Aufgrund dieser Ähnlichkeit kann man die Ergebnisse der Kleinsignalberechnungen übertragen, indem man die entsprechenden Größen austauscht, den Grenzübergang rm -> oo durchführt und VCE

1+

sCDSrDS

20

einsetzt . Man kann dieses Modell auch bei integrierten Mosfets anwenden, wenn Source und Bulk im Kleinsignalersatzschaltbild zusammenfallen oder mit der Kleinsignalmasse verbunden sind.

BD

r

/ J.S

τ—••— τ _S II CBs]_ Ι/ / Α\ Χ —

V Τ y

σ

ίο

°

_L"A?.S

Abb. 3.41. Vereinfachtes dynamisches Kleinsignalmodell

20 Bei einer Source- oder Drainschaltung liegt CDS zwischen dem Ausgang der Schaltung und der Kleinsignalmasse und wirkt demnach wie eine kapazitive Last, siehe Abschnitt 3.4.1 bzw. 3.4.2; man kann deshalb alternativ TCE = rDS und CL = CL + CDS setzen.

242

3 L

GD

Β

R


B1

B

D

-A

r

BE

r

CE

b Bipolartransistor

a Einzel-Mosfet

Abb. 3.42. Dynamisches Kleinsignalmodell eines Einzel-Mosfets im Vergleich zum Bipolartransistor Grenzfrequenzen bei Kleinsignalbetrieb Mit Hilfe des Kleinsignalmodells kann man die Steilheitsgrenzfrequenz fY2is und die Transitfrequenz fr berechnen. Da beide Grenzfrequenzen für UBS = 0 und UDS — const., d.h. uDS = 0, ermittelt werden, kann man das Kleinsignalmodell aus Abb. 3.42a verwenden und zusätzlich ros und Cos weglassen. Steilheitsgrenzfrequenz: Das Verhältnis der Laplacetransformierten des Kleinsignalstroms iD und der Kleinsignalspannung uGS in Sourceschaltung bei Betrieb im Abschnürbereich und konstantem Uos — UQS,A wird Transadmittanz y (s) genannt; aus dem in Abb. 3.43a gezeigten Kleinsignalersatzschaltbild folgt S -

sCGD

( l2 S)

ZZ ^ uGS :: £{uGS} mit der Steilheitsgrenzfrequenz:

(3.46) Die Steilheitsgrenzfrequenz hängt nicht vom Arbeitspunkt ab, solange der Abschürbereich nicht verlassen wird. Transitfrequenz: Die Transitfrequenz fT ist die Frequenz, bei der der Betrag der Kleinsignalstromverstärkung bei Betrieb im Abschnürbereich und konstantem UDS = UDS)A auf 1 abgenommen hat: \ip\

= 1

\!G\ G

R

G

G

C

GD

Su,GS a zur Berechnung der Steilheitsgrenzfrequenz

b zur Berechnung der Transitfrequenz

Abb. 3.43. Kleinsignalersatzschaltbilder zur Berechnung der Grenzfrequenzen


243

Aus dem in Abb. 3.43b gezeigten Kleinsignalersatzschaltbild folgt \n_

S - SCGD S

LG

(CGS

+

CGD)

und damit: (3.47)

Die Transitfrequenz ist proportional zur Steilheit S und nimmt wegen S ~ y/IÂ mit zunehmendem Arbeitspunktstrom zu. Zusammenhang und Bedeutung der Grenzfrequenzen: Ein Vergleich der Grenzfrequenzen führt auf folgenden Zusammenhang: SRG 1 V fließt ein mit Ug zunehmender Drainstrom ID und die Ausgangsspannung nimmt entsprechend ab; dabei arbeitet der Mosfet für 1 V < Ug < 2,4 V im Abschnürbereich und für Ug > 2,4 V im ohmschen Bereich. Der bei integrierten Mosfets auftretende Substrat-Effekt wirkt sich bei der Sourceschaltung nicht aus, weil der Substratbzw. Bulk-Anschluß und der Source-Anschluß mit Masse verbunden sind, d.h. es gilt immer UBs = 0. Betrieb im Abschnürbereich: Abb. 3.48b zeigt das Ersatzschaltbild; bei Vernachlässigung des Early-Effekts gilt: h =

*(UGs-Uth)2

1 a Schaltung Abb. 3.48. Sourceschaltung

b Ersatzschaltbild

1

255

3.4 Grundschaltungen ohmscher Bereich

Abb. 3.49. Übertragungskennlinie der Sourceschaltung Für die Ausgangspannung erhält man mit Ug = Ue = UGs: Iaus=O

Ua = UDS

=

Ub-IDRD

=

Ub-

'Je - Uth)2

(3.49)

Der Innenwiderstand Rg der Quelle hat bei Mosfets wegen IG = 0 keinen Einfluß auf die Kennlinie; er wirkt sich nur auf das dynamische Verhalten aus. Bei Jfets treten dagegen Gate-Leckströme im pA- bzw. nA-Bereich auf, die bei sehr hohen Innenwiderständen einen nicht mehr vernachlässigbaren Spannungsabfall zur Folge haben; deshalb setzen man bei Quellen mit Rg > 10 ΜΩ bevorzugt Mosfets ein. Als Arbeitspunkt wird ein Punkt etwa in der Mitte des abfallenden Bereichs der Übertragungskennlinie gewählt; dadurch wird die Aussteuerbarkeit maximal. Für den in Abb. 3.49 beispielhaft eingezeichneten Arbeitspunkt erhält man mit 2 Ub = 5 V, RD = 1 kQ, Κ = 4mA/V und Uth = 1 V: Ua = 3 V

=> ID

= 2mA =» Ue = UGS = Uth + i № = 2V

=

V

J\

Grenze zum ohmschen Bereich: Für Ua = Ua,ab — Uos,ab erreicht der Mosfet die Grenze zum ohmschen Bereich. Mit UDS)ab = UGS — Uth und Ue = UGS erhält man die Bedingung Ua = Ue — Uth\ Einsetzen in (3.49) liefert 1 Uayab

=

RDK

v>

2UbRDK-l)

" ' ——-

-'

1

y RDK

R DK und Uetab = Uayab + Uth· Für das Zahlenbeispiel erhält man Ua,ab — 1,35 V und Bei vorgegebener Versorgungsspannung muß man das Produkt vergrößern, wenn man \Ja,ab vermindern und damit den Aussteuerbereich vergrößern will. In der Praxis ist die Aussteuerbarkeit jedoch immer geringer als bei der Emitterschaltung, weil ein Bipolartransistor weitgehend unabhängig von der äußeren Beschaltung bis auf UCEiSat ^ 0,1 V ausgesteuert werden kann.


256

Kleinsignalverhalten der Sourceschaltung Das Verhalten bei Aussteuerung um einen Arbeitspunkt Α wird als Kleinsignalverhalten bezeichnet. Der Arbeitspunkt ist durch die Arbeitspunktgrößen UeA = UGS,A> Ua,A = UDS,A und IDjA gegeben und muß im Abschnürbereich liegen, damit eine nennenswerte Verstärkung erreicht wird; als Beispiel wird der oben ermittelte Arbeitspunkt mit UQS,A = 2 V, UD$,A = 3 V und IDyA = 2 mA verwendet. Abb. 3.50 zeigt das Kleinsignalersatzschaltbild der Sourceschaltung, das man durch Einsetzen des Kleinsignalersatzschaltbilds des Fets nach Abb. 3.16 bzw. Abb. 3.39 und Übergang zu den Kleinsignalgrößen erhält. Die in Abb. 3.39 enthaltene Quelle mit der Substrat-Steilheit SB entfällt wegen UBs = uBs = 0. Ohne Lastwiderstand RL folgt aus Abb. 3.50 für die Sourceschaltung: (3.50)

>RD

ua

A

=

-S(RD\

1 rDS)

-SRD

?Ö

ue i(,=0 ue = oo

re

(3.51)

ie Ua_

ra

=

RD

1 ros

(3.52)

^

Mit Κ = 4mA/V 2 und UA = 50 V erhält man S = ^2K IDyA = 4mS, rDS = UA/IDA = 25 k n , A = - 3,85 und ra = 960 Ω. Zum Vergleich: die im Abschnitt 2.4.1 beschriebene Emitterschaltung erreicht bei gleichem Arbeitspunkt, d.h. IQA = ID,A = 2 mA und Rc = RD = l kü, eine Verstärkung von A — — 75. Ursache für die geringere Verstärkung des Mosfets ist die geringere Steilheit bei gleichem Strom: 5 = 4 mA/V beim Mosfet und S = 77 mA/V beim Bipolartransistor. Die Größen A, re und ra beschreiben die Sourceschaltung vollständig; Abb. 3.51 zeigt das zugehörige Ersatzschaltbild. Der Lastwiderstand RL kann ein ohmscher Widerstand oder ein Ersatzelement für den Eingangswiderstand einer am Ausgang angeschlossenen Schaltung sein. Wichtig ist dabei, daß der Arbeitspunkt durch RL nicht verschoben wird, d.h. es darf kein oder nur ein vernachlässigbar kleiner Gleichstrom durch RL fließen.

u

e -

DS

U

GS

1

1

1

1

Abb. 3.50. Kleinsignalersatzschaltbild der Sourceschaltung

I

Ρ RL


257

I Abb. 3.51. Ersatzschaltbild mit den Ersatzgrößen A, re und ra Mit Hilfe von Abb. 3.51 kann man die nen:

Kleinsignal-Betriebsverstärkungberech-

AB = * = - i - A - A . " r w

r +#

# +r

A_**_

(3.53)

# +r

Sie setzt sich aus der Verstärkung Α der Schaltung und dem Spannungsteilerfaktor am Ausgang zusammen. Maximale Verstärkung: Aus (3.50) folgt mit RD —• oo die maximale Verstärkung: μ =

lim \A\ = SrDS *D-*OO

« W— y ID,A

17A = UGS -

^~ Uth

Dieser Grenzfall kann mit einem ohmschen Drainwiderstand RD nur schwer erreicht werden, da aus RD —> oo auch RD ^> r^s folgt und demnach der Spannungsabfall an RD wegen ID,ARD ^> h,A^DS = UA viel größer als die EarlySpannung L/A ^ 50 V sein müßte. Man erreicht den Grenzfall, wenn man anstelle von RD eine Konstantstromquelle mit IK = ID,A einsetzt. Die maximale Verstärkung hängt vom Arbeitspunkt ab; sie nimmt mit zunehmendem Strom bzw. zunehmender Spannung UGS — Uth ab. Will man eine hohe maximale Verstärkung erreichen, muß man einen Mosfet mit möglichst großem Steilheitskoefiizienten Κ mit möglichst kleinem Strom ID,A betreiben. Der Maximalwert pmax wird im Unterschwellenbereich, d.h. für Ucs — Uth < 100 mV erreicht; in diesem Bereich ist die Übertragungskennlinie exponentiell, siehe (3.25), und man erhält pmax w UA/(2UT) « 400...2000. In der Praxis werden Mosfets oft in der Nähe des Temperaturkompensationspunkts UGSJK ^ Uth + 1 V betrieben, siehe Abschnitt 3.1.7; dann gilt μ ^ 4 0 . . . 200. Nichtlinearität: Im Abschnitt 3.1.4 wird der Klirrfaktor k des Drainstroms für eine sinusförmige Kleinsignalaussteuerung mit üe = üGs berechnet, siehe (3.13) auf Seite 204; er ist bei der Sourceschaltung gleich dem Klirrfaktor der Ausgangsspannung ua. Es gilt üe < 4k (UGS,A — Uth)> d.h. für k < 1% muß üe < (UGS,A — Uth) /25 gelten; für das Zahlenbeispiel mit UGS,A — Uth = 1V erhält man üe < 40mV. Die zugehörige Ausgangsamplitude ist wegen üa = \A\üe von der Verstärkung Α abhängig; für das Zahlenbeispiel mit A = — 3,85 gilt demnach üa < 4/c|A| (UGSyA — Uth) = k· 15,4 V. Zum Vergleich: für die Emitterschaltung im Abschnitt 2.4.1 gilt üa < k · 7,5 V, d.h. die Sourceschaltung erreicht bei gleichem Klirrfaktor eine größere Ausgangsamplitude. Die Sourceschaltung eignet sich besonders zum Einsatz in Verstärkern mit Bandpaß-Verhalten, z.B. Sende-, Empfangs- und Zwischenfrequenzverstärker in

258


der drahtlosen Übertragungstechnik. Bei diesen Verstärkern sind die quadratischen Verzerrungen unbedeutend, weil die dabei entstehenden Summen- und Differenzfrequenzen außerhalb des Durchlaßbereichs der Bandpässe liegen: f\> f2 im Durchlaßbereich => fx — f2, f\ +f2 außerhalb des Durchlaßbereichs. Im Gegensatz dazu entstehen durch kubische Verzerrungen unter anderem Anteile bei Ifi—fi und 2/ 2 —/1, die im Durchlaßbereich liegen können. Die kubischen Verzerrungen sind jedoch bei Fets aufgrund der nahezu quadratischen Kennlinie sehr klein. Deshalb werden in modernen Sendeendstufen bevorzugt HochfrequenzMosfets und GaAs-Mesfets in Sourceschaltung ohne Gegenkopplung eingesetzt. Eine Gegenkopplung führt zwar auch bei Fets zu einer Verringerung des Klirrfaktors, weil die vergleichsweise starken quadratischen Verzerrungen abnehmen, die kubischen Verzerrungen nehmen jedoch zu. Temperaturabhängigkeit: Aus (3.49) und (3.14) folgt: , dT

=

I dK

- ID,ARD

— - j - -

Κ

1

IDARD-lO^K'

dT

2

dUt

UGS>A-Uth

5-

dT

4...7V UGS,A — U

Für das Zahlenbeispiel erhält man (dUa/dT)\A % - 4 . . . + 2mV/K. Die Temperaturdrift ist gering, weil der Mosfet hier in der Nähe des Temperaturkompensationspunkts betrieben wird, siehe Abschnitt 3.1.7. Ein Vergleich der Temperaturdrift der Source- und der Emitterschaltung ist nur mit Bezug auf die Verstärkung sinnvoll; man erhält für die Sourceschaltung (dUa/dT)\A ^ - 1 . . . + 0,5mV/K · \A\ und für die Emitterschaltung (dUa/dT)\A ^ - 1,7mV/K · \A\. Die Drift der Sourceschaltung ist demnach bei gleicher Verstärkung geringer, vor allem dann, wenn der Arbeitspunkt nahe am Kompensationspunkt liegt.

Sourceschaltung mit Stromgegenkopplung

Die Nichtlinearität und die Temperaturabhängigkeit der Sourceschaltung kann durch eine Stromgegenkopplung verringert werden; dazu wird ein Sourcewiderstand Rs eingfügt, siehe Abb. 3.52a. Die Übertragungskennlinie und das Kleinsignalverhalten hängen in diesem Fall von der Beschaltung des Bulk-Anschlusses ab. Er ist bei Einzel-Mosfets mit der Source und in integrierten Schaltungen mit der negativsten Versorgungsspannung, hier Masse, verbunden; in Abb. 3.52a ist deshalb ein Umschalter für den Bulk-Anschluß enthalten. Abb. 3.53 zeigt die Übertragungskennlinie für einen Einzel-Mosfet (UBs = 0) und für einen integrierten Mosfet (UB = 0) für RD = 1 kH und Rs = 200 Ω. Die eingezeichnete Grenze zwischen dem Abschnür- und dem ohmschen Bereich gilt für den Einzel-Mosfet.


259

J

GS

[υπ

1

a Schaltung

1

1

1

Uo

S

TS 1

b Ersatzschaltbild

Abb. 3.52. Sourceschaltung mit Stromgegenkopplung

Betrieb im Abschnürbereich: Abb. 3.52b zeigt das Ersatzschaltbild; für den Abschnürbereich erhält man mit Ia = 0: RDK (3.54) Ua = Ub - IDRD = Ub (UGS - Uth)2 Ue = UGS + Us = UGS + IDRS

(3.55)

Für den in Abb. 3.53 beispielhaft eingezeichneten Arbeitspunkt erhält man mit 2 Ub = 5 V, Κ = 4 mA/V , RD = 1 kQ und Rs = 200 Ω beim Einzel-Mosfet: Ua = 3,5 V = • ID=

UGS

=

Ub

~Ua

Us = IDRS

RD

= 1,866 V =• Ue = UGS

= 0,3 V

= 2,166 V

ohmscher Bereich

Abb. 3.53. Übertragungskennlinie der Sourceschaltung mit Stromgegenkopplung bei einem Einzel-Mosfet (UBs = 0) und einem integrierten Mosfet (UB = 0); Grenze Abschnür-Zohmscher Bereich für Einzel-Mosfet


260

Abb. 3.54. Kleinsignalersatzschaltbild der Sourceschaltung mit Stromgegenkopplung

Beim integrierten Mosfet muß die Abhängigkeit der Schwellenspannung von UBS nach (3.18) auf Seite 220 berücksichtigt werden. Für den Mosfet wird Uthy0 = 1V, γ = 0,5 Λ/V und Uinv = 0,6 V angenommen; damit folgt: UBS = -US

-0,3V

=

=» % = UfÄ,o + Υ £/GS = i/fÄ + y ^

-

UBS -

VÜ

1,087 V

= 1,953 V = • Ue = UGS + Us = 2,253 V

Kleinsignalverhalten: Die Berechnung erfolgt mit Hilfe des in Abb. 3.54 gezeigten Kleinsignalersatzschaltbilds. Aus der Knotengleichung r

DS RD erhält man mit UQS = ue — US und UDS = ua — u$ die Verstärkung: A =

SRD

— ue

R,

1 + (S + SRD Bei Einzel-Mosfets, d.h. ohne Substrat-Effekt (uBs = 0), und starker Gegenkopplung (SRS ^> 1) hängt die Verstärkung nur noch von RD und Rs ab. Allerdings kann man aufgrund der geringen Maximalverstärkung eines Mosfets im allgemeinen keine starke Gegenkopplung vornehmen, weil sonst die Verstärkung zu klein wird; deshalb ist die Bedingung SRS ^> 1 in der Praxis nur selten erfüllt. Bei Betrieb mit einem Lastwiderstand RL kann man die zugehörige Betriebsverstärkung AB berechnen, indem man für RD die Parallelschaltung von RD und RL einsetzt, siehe Abb. 3.54. In dem beispielhaft gewählten Arbeitspunkt erhält man für den Einzel-Mosfet mit S = 3,46mS, rDS = 33kQ, RD = Ikü und Rs = 200Ω exakt A = — 2,002; die ersten beiden Näherungen liefern A = — 2,045, die dritte ist wegen SRS < 1 nicht anwendbar. Für den integrierten Mosfet wird γ = 0 , V


261

und Uinv = 0,6 V angenommen; aus (3.41) folgt SB = 0,91 mS und damit exakt A = — 1,812 und in erster Näherung A = — 1,846. Für den Eingangswiderstand gilt re = σο und für den Ausgangswiderstand: R Mit ras ^> #D> 1/5 und ohne Lastwiderstand # L erhält man für die Sourceschaltung mit Stromgegenkopplung:

1-l·

Ue i =Q a

re

—

CO

ra

=

τ

SRD

SRD

Ua

A

(S + SB)RS

1 + SRS

(3.56) (3.57)

~

D

(3.58)

Vergleich mit der Sourceschaltung ohne Gegenkopplung: Ein Vergleich von (3.56) mit (3.50) zeigt, daß die Verstärkung durch die Gegenkopplung näherungsweise um den Gegenkopplungsfaktor (1 + (S + SB)Rs) bzw. (1 + SRS) reduziert wird. Die Wirkung der Stromgegenkopplung läßt sich besonders einfach mit Hilfe der reduzierten Steilheit UBS=0

(3.59) 1 + (S + SB) RS 1 + SRS beschreiben. Durch den Sourcewiderstand Rs wird die effektive Steilheit auf den Wert Sred reduziert: für die Sourceschaltung ohne Gegenkopplung gilt Α ^ — SRD und für die Sourceschaltung mit Stromgegenkopplung Α ^ — S^RD. Nichtlinearität: Die Nichtlinearität der Übertragungskennlinie wird durch die Stromgegenkopplung reduziert. Der Klirrfaktor der Schaltung kann durch eine Reihenentwicklung der Kennlinie im Arbeitspunkt näherungsweise bestimmt werden. Aus (3.55) folgt: Sred

=

Ue = UGS + IDRS = Uth + J^V

+ IDRs

J\

Durch Einsetzen des Arbeitspunkts, Übergang zu den Kleinsignalgrößen und Reihenentwicklung erhält man mit (3.18) und UBs = —Us = — hRs - 1

Ue = Υ

SBR]

IDyARs


262

und daraus durch Invertieren der Reihe:

s

/ 2

S 1 + (S + SB) RS

υ

ue

e

1

I

4

\

%» + ID,. (1 + [S + SB) RS

ID,A

-+ /

\

Bei Aussteuerung mit ue = «ecoso>f erhält man aus dem Verhältnis der ersten Oberwelle mit 2ωί zur Grundwelle mit cot bei kleiner Aussteuerung, d.h. bei Vernachlässigung höherer Potenzen, näherungsweise den Klirrfaktor k: 2

s

SSBR S

Uinv + / A A ÄS

Ud2cot

5 "BS=0

(l + (•J

ι *Jß)

Ue

-L\S)

(3.60)

Bei der letzten Näherung wird S/IDyA = 2/(UGS,A — Uth) verwendet. Für das Zahlenbeispiel gilt üe 1 + #2/î> erhält man A « —R2/Ru diese Bedingung ist jedoch wegen der geringen Maximalverstärkung eines Fets nur sehr selten erfüllt. Wird die Schaltung mit einem Lastwiderstand RL betrieben, kann man die zugehörige Betriebsverstärkung AB berechnen, indem man für RD die Parallelschaltung von RD und RL einsetzt, siehe Abb. 3.57. In dem beispielhaft gewählten Arbeitspunkt erhält man mit S = 4,47mS, rDS = 20kü, RD = Ri = ikQ. und R2 = 6,3kQ exakt A = - 2,067; die Näherung liefert A = - 2,39. Für den Leerlauf eingangswiderst and erhält man mit RD — Rp \\ r ^ : re,L =

R2+R'D

ue γ

r

1 ( 1

1 + SRD

R2

Er gilt für ia = 0, d.h. ,RL -> oo. Der Eingangswiderstand für andere Werte von RL wird berechnet, indem man für RD die Parallelschaltung von RD und RL einsetzt. In dem beispielhaft gewählten Arbeitspunkt erhält man exakt re,L = 2,38 kü und mit Hilfe der Näherung r6yL = 2,63 kH. Für den Kurzschlußausgangswiderstand erhält man mit RD = RD\\ rps:

ra,K =

=

—

Rr

Rl + R2

ue=0

Daraus folgt mit R\ —» oo der Leerlauf ausgangswiderstand: r D S »ß D »l/S

ua ie=0

In dem beispielhaft gewählten Arbeitspunkt erhält man exakt ra^ = 556 Ω und raL — 181 Ω und mit Hilfe der Näherungen ra,K = 602Ω und rUyL = 223Ω. Zusammengefaßt gilt für die Sourceschaltung mit Spannungsgegenkopplung: A

— —ue . _ 0

R2 R l

η

(3.63) +

R l

SRD

U

re = 4ie

ra

=

ia=o

& Rl + - l 1 + — j ύ

\

S

V

D/

Ua

— h ue=0

(3.64)

K

^1/

(3.65)

Betrieb als Strom-Spannungs-Wandler: Entfernt man den Widerstand Rx und steuert die Schaltung mit einer Stromquelle Ie an, erhält man die Schaltung nach Abb. 3.58a, die als Strom-Spannungs- Wandler arbeitet; sie wird auch Tran-

266

3


ν

"»η"

5-

-3

\

V In

2-

\ 1 -

/.Φ

—ι

J

GS

1

1

•V

1Ι

1

-1

'e

mA

a Schaltung

b Kennlinie

Abb. 3.58. Strom-Spannungs-Wandler simpedanzverstärker 24 genannt. Abb. 3.58b zeigt die Kennlinien für Ub = 5 V, RD = 1 kΩ und R2 = 6,3 k ß . Aus Abb. 3.58a erhält man: Ua = Ub + (Ie + Ifl — Iß) RD =

h =

ÜGS -

Ub + /e-RD

ζ— (^GS ~" Uth)

Ua

(3.66) (3.67)

Setzt man die Gleichungen ineinander ein, erhält man eine in Ua und Ie quadratische Gleichung, deren allgemeine Lösung umfangreich ist. Nimmt man zunächst I 4 # D I σο erhält man RD = RD\\rDS = 983Ω und Rg = Rg + RG = 1025 Ω und damit aus (3.87) Ao % - 2 , aus (3.85) Γι % 4,7 ns, aus (3.86) T2 « 4,9 ns (CL = 0), aus (3.76) f.3dB « 11 MHz und aus (3.79) G W « 32,5 MHz. Mit einer Lastkapazität CL = 1 nF folgt aus (3.86) T2 « 494 ns, aus (3.76) /. 3i/B ^ 160 kHz und aus (3.79) GßW « 322 kHz. Sourceschaltung mit Spannungsgegenkopplung: Abb. 3.64 zeigt das Kleinsignalersatzschaltbild; dabei wird der Gatewiderstand RG des Fets vernachlässigt. Man kann die Ergebnisse für die Emitterschaltung mit Spannungsgegenkopplung auf die Sourceschaltung mit Spannungsgegenkopplung übertragen, wenn man be-

25 Streng genommen müßte man diese Parameter mit Hilfe von Tab. 3.8 aus Crss, fT und fnis berechnen. Da man jedoch die Abhängigkeit dieser Größen vom Arbeitspunkt im allgemeinen nicht kennt, macht man sich die Tatsache zu Nutze, daß die Kapazitäten und der Gate-Bahnwiderstand im wesentlichen geometrisch skaliert werden, d.h. nur von den geometrischen Größen des Fets und nicht vom Arbeitspunkt abhängen.

3.4

Grundschaltungen

275

rücksichtigt, daß die Kapazität CDs wie eine Lastkapazität wirkt; mit RY = R\ +Rg und RD = rDS \ \ RD 11 RL folgt aus (2.102) SRD»I+R2/R\

R

Ao « î

2 ^ 2 ; SRD

π

R

ϊ

»

(3.88)

x

und aus (2.105)-(2.107):

(3 89)

^TW Γ, =

·

CGS + COS + CL

( 3 9 0 )

ύ

r Γ

ß+ ,

+Cos +

^ ^J *

|

c

r

1 „-

Q

(391)

Bei starker Spannungsgegenkopplung können konjugiert komplexe Pole auftreten; in diesem Fall kann die Grenzfrequenz durch (3.89)-(3.91) nur sehr grob abgeschätzt werden. Die Sourceschaltung mit Spannungsgegenkopplung kann ebenfalls näherungsweise durch das Ersatzschaltbild nach Abb. 3.62 beschrieben werden; dabei erhält man in Analogie zur Emitterschaltung mit Spannungsgegenkopplung unter Berücksichtigung der zusätzlich am Ausgang auftretenden Kapazität CDS:

cGS Ι γ + 4 - ] + cGDs) (R\ \\R2) + cDS Die Eingangsimpedanz ist demnach rein ohmsch. A, re und ra sind durch (3.63)(3.65) gegeben. Beispiel: Für das Zahlenbeispiel zur Sourceschaltung mit Spannungsgegen2 kopplung nach Abb. 3.56a wurde IDyA = 2,5 mA gewählt; mit Κ = 4 mA/V und [/A = 50 V folgt aus Tab. 3.8 auf Seite 244 S = 4,47mS und rDS = 20 k n . Die Parameter RG = 25 Ω, CGD = 2 pF, CGS — 4,4 pF und CDs = 3 pF werden aus dem Beispiel auf Seite 272 übernommen. Mit RD = Rx = 1 k ü , Ä2 = 6,3 kQ, i^L ->- oo, rDS ^> i^D und i^g = 0 erhält man RD ^ RD = 1 kQ und R\ = R\ = 1 kQ; damit folgt aus (3.88) Ao w - 2 , 6 , aus (3.90) Γ2 ^ 1,66 ns, aus (3.91) Γ2 w 3,66 ns, aus (3.89) f.3dB « 14 MHz und aus (3.79) GßW « 43 MHz. Mit einer Lastkapazität CL = l n F folgt aus (3.90) Tx w 225 ns, aus (3.91) T2 w 227 ns, aus (3.89) f.3dB « 195 kHz und aus (3.79) GßW ^ 700 kHz.


276

"GD

f °Ί '

DS |

Τ

R

D

Abb. 3.65. Kleinsignalersatzschaltbild des Strom-Spannungs-Wandlers

Strom-Spannungs-Wandler: Abb. 3.65 zeigt das Kleinsignalersatzschaltbild für den Strom-Spannungs-Wandler aus Abb. 3.58a; mit RD = RD \ \ RL \ \ rDS und nach Vernachlässigung des s2-Terms im Nenner erhält man / Λ 7 ±LT\S) —

^α(^) ./ x

_ ^

1

SRDR2 ~~

Τ

+ CGDGD R2R

1 +5 und damit: -3dB =

Mit rDS

CGS

(R2

+ RD)

1+SRD » RD » l/S und # L -> oo gilt: Sri m ω ~3άΒ

Oirf in Äi îtjsdB ~

1

cGS

S

(3.92) 1

s

+ CGDR2

Eine Lastkapazität CL wird berücksichtigt, indem man CL + CDs anstelle von Cos einsetzt. Beispiel: Für den Strom-Spannungs-Wandler nach Abb. 3.58a wurde IDyA = 2,44 mA gewählt; mit Κ = 4 mA/V2 und 17A = 50 V folgt daraus S = 4,42 mS und rDS = 20,5 kQ. Die Parameter RG = 25 Ω, CGD = 2 pF, CGS = 4,4 pF und CDS = 3 pF werden aus dem Beispiel auf Seite 272 übernommen. Mit RD = 1 kQ, R2 = 6,3 kQ, i^L -> oo und rDS » i^D erhält man aus (3.92) f.3dB « 7,75 MHz. Zusammenfassung Die Sourceschaltung kann ohne Gegenkopplung, mit Stromgegenkopplung oder mit Spannungsgegenkopplung betrieben werden. Abb. 3.66 zeigt die drei Varianten und Tab. 3.10 faßt die wichtigsten Kenngrößen zusammen. Die Sourceschaltung mit Spannungsgegenkopplung wird nur selten eingesetzt, weil bei ihr der hohe Eingangswiderstand eines Fets nicht genutzt werden kann.


277

i l l

i

a ohne Gegenkopplung

Ϊ

i

I

b mit Stromgegenkopplung

1

1

c mit Spannungsgegenkopplung

Abb. 3.66. Varianten der Sourceschaltung

Die Sourceschaltung ohne Gegenkopplung und die Sourceschaltung mit Stromgegenkopplung werden in der Praxis nur eingesetzt, wenn ein hoher Eingangswiderstand oder eine niedrige Rauschzahl bei hochohmigen Quellen benötigt wird. In allen anderen Fällen ist die Emitterschaltung aufgrund der höheren Maximalverstärkung, der bei gleichem Strom wesentlich größeren Steilheit des Bipolartransistors und der geringeren Rauschzahl bei niederohmigen Quellen überlegen. Eine wichtige Rolle spielt die Sourceschaltung in integrierten CMOS-Schaltungen, da hier keine Bipolartransistoren zur Verfügung stehen. Dies gilt vor allem für hochintegrierte gemischt analog/digitale Schaltungen (mixed mode ICs), die neben umfangreichen digitalen nur wenige analoge Komponenten enthalten und deshalb mit einem vergleichsweise einfachen und billigen CMOS-DigitalProzeß hergestellt werden. Der Trend geht jedoch immer mehr zu BICMOSProzessen, mit denen Mosfets und Bipolartransistoren hergestellt werden können.

ohne Gegenkopplung Abb. 3.66a

mit Stromgegenkopplung Abb. 3.66b SRD l+SRs

~SRD

mit Spannungsgegenkopplung Abb. 3.66c

#1+1*2 SRn

oc

A: Kleinsignal-Spannungsverstärkung ra: Kleinsignal-Ausgangswiderstand

im Leerlauf, re: Kleinsignal-Eingangswiderstand,

Tab. 3.10. Kenngrößen der Sourceschaltung

278

3


3.4.2 Drainschaltung

Abb. 3.67a zeigt die Drainschaltung bestehend aus dem Mosfet, dem Sourcewiderstand Rs, der Versorgungsspannungsquelle Üb und der Signalspannungsquelle Ug mit dem Innenwiderstand Rg. Die Übertragungskennlinie und das Kleinsignalverhalten hängen von der Beschaltung des Bulk-Anschlusses ab. Er ist bei Einzel-Mosfets mit der Source und bei integrierten Mosfets mit der negativsten Versorgungsspannung, hier Masse, verbunden. Für die folgende Untersuchung 2 wird Ub = 5 V und Rs = Rg = 1 k n , für den Einzel-Mosfet Κ = 4 mA/V und 2 Uth = 1V und für den integrierten Mosfet Κ = 4 mA/V , Uthi0 = 1 V, γ = 0, und Uinv — 0,6 V angenommen. Übertragungskennlinie der Drainschaltung

Mißt man die Ausgangsspannung Ua als Funktion der Signalspannung Ugy erhält man die in Abb. 3.68 gezeigten Übertragungskennlinien. Für Ug < Uth = 1 V fließt kein Drainstrom und man erhält Ua = 0. Für Ug > 1 V fließt ein mit Ug zunehmender Drainstrom / D , und die Ausgangsspannung folgt der Eingangsspannung im Abstand 17GS; deshalb wird die Drainschaltung auch als Sourcefolger bezeichnet. Der Fet arbeitet dabei immer im Abschnürbereich, solange die Signalspannung unterhalb der Versorgungsspannung bleibt oder diese um maximal Uth übersteigt. Abb. 3.67b zeigt das Ersatzschaltbild der Drainschaltung; für Ug > Uth und Ia = 0 gilt: Ua = IDRs

14 =

(3.93)

UGS = Ua +

a Schaltung Abb. 3.67. Drainschaltung

(3.94)

\Hr

b Ersatzschaltbild

3.4

279

Grundschaltungen Sperrbereich

Abschnürbereich

Uss = 0

SyS

U

'

B= °

Abb. 3.68. Kennlinie der Drainschaltung bei einem Einzel-Mosfet (UBs = 0) und einem integrierten Mosfet (UB = 0) Dabei wird in (3.94) die nach UGS aufgelöste Gleichung (3.3) für den Strom im Abschnürbereich verwendet und der Early-Effekt vernachlässigt. Durch Einsetzen von (3.93) in (3.94) erhält man: (3.95) Diese Gleichung gilt für den Einzel- und den integrierten Mosfet, allerdings hängt bei letzterem die Schwellenspannung U,/, aufgrund des Substrat-Effekts von der Bulk-Source-Spannung I7ßs ab; mit l/B = 0 erhält man UBS = — Ua und damit unter Verwendung von (3.18): (3.96)

ua-

Wegen der näherungsweise linearen Kennlinie kann der Arbeitspunkt in einem weiten Bereich gewählt werden; für den in Abb. 3.68 auf der Kennlinie für den Einzel-Mosfet eingezeichneten Arbeitspunkt erhält man: Ua = 2V => ID =

^

UGS = J^

+ Uth = 2V

V

Ue = Für den integrierten Mosfet erhält man mit Ua = 2 V aus (3.96) Ue = 4,42 V. Kleinsignalverhalten der Drainschaltung Das Verhalten bei Aussteuerung um einen Arbeitspunkt Α wird als Kleinsignalverhalten bezeichnet. Der Arbeitspunkt ist durch die Arbeitspunktgrößen UeyA>

280

3 >e G

a)

SRUR

U

•5

1

1


BS\

I

1

1

1

Abb. 3.69. Kleinsignalersatzschaltbild der Drainschaltung Ua>A und IDyA gegeben; als Beispiel wird der oben ermittelte Arbeitspunkt mit \]eA = 4V, Ua,A = 2V und IDtA = 2mA verwendet. Abb. 3.69 zeigt im oberen Teil das Kleinsignalersatzschaltbild der Drainschaltung in seiner unmittelbaren Form. Daraus erhält man durch Umzeichnen und Zusammenfassen parallel liegender Elemente das in Abb. 3.69 unten gezeigte Kleinsignalersatzschaltbild mit:

(

Rs II ?DS

beim Einzel-Mosfet (uBS = 0)

1 #s II ras II —

k e i m integrierten Mosfet (uBs = - ua)

SB

Beim integrierten Mosfet wirkt die Stromquelle mit der Substrat-Steilheit SB wie ein Widerstand, weil die Steuerspannung uBs gleich der an der Quelle anliegenden Spannung ist. Der Übergang vom integrierten zum Einzel-Mosfet erfolgt mit der Einschränkung uBS = 0; in den Gleichungen wird dann SB — 0 gesetzt 26 . Aus der Knotengleichung S uGS — ua/R's erhält man mit uGs — ue — ua die SRc SRs SRs Kleinsignalverstärkung: A= ± l+SRs uP (S + SB) Rs SRS Mit Κ = 4 mA/V2, γ = 0,5 Vv, Uinv = 0,6 V und IDyA = 2 mA folgt aus Tab. 3.8 bzw. Tab. 3.9 S — 4 mS und Sß = 0,62 mS; damit erhält man mit Rs = 1 kQ bei Verwendung eines Einzel-Mosfets Α ^ 0,8 und bei Verwendung eines integrier26 SB = 0 wäre als einschränkende Bedingung nicht korrekt, da auch ein Einzel-Mosfet eine Substrat-Steilheit ungleich Null besitzt, die sich aber wegen uBs = 0 nicht auswirkt; deshalb ist uBS = 0 die korrekte Einschränkung und SB = 0 die Auswirkung in den Gleichungen.


281

ten Mosfets A % 0,71. Aufgrund der relativ geringen Steilheit ist die Verstärkung deutlich kleiner als 1. Für den Kleinsignal-Eingangswiderstand gilt re = oo und für den KleinsignalAusgangswider stand erhält man: ι

u

rDS»i/s

rfl = -± = -\\RS

«

2

WßS =o

-11-llÄs

j

=

ι

- | | Äs

Für das Zahlenbeispiel erhält man rfl % 200 Ω bei Verwendung eines EinzelMosfets und ra « 178 Ω bei Verwendung eines integrierten Mosfets. Mit TDS ^> l/S und o/zne Lastwiderstand iî erhält man für die Drainschaltung:

Ue

le

ra

ία=0

Ue

_

r

SRs 1 + SRS

(3.97)

oo

(3.98)

Ια=0

U_a

=

uBS=0

SRs 1 + (S + SB) Rs

Ua

A

1

s

1

Rs ""= °

(3.99)

\Rs

Um den Einfluß eines Lastwiderstands RL ZU berücksichtigen, muß man in (3.97) anstelle von Rs die Parallelschaltung von Rs und RL einsetzen. Maximale Verstärkung in integrierten Schaltungen: Die maximale Verstärkung Amax wird erreicht, wenn man anstelle des Sourcewiderstands #$ eine ideale Stromquelle einsetzt. In integrierten Schaltungen gilt: (3.41)

r D s»l/S

=

lim A Rs-+oo

1+

Für das Zahlenbeispiel mit γ = 0,5 Vv, Uinv = 0,6 V und UajA — 2 V erhält man Amax = 0,87. Bei Einzel-Fets ist Amax = 1. Nichtlinearität: Der Klirrfaktor der Drainschaltung kann durch eine Reihenentwicklung der Kennlinie im Arbeitspunkt näherungsweise bestimmt werden. Da die für die Kennlinie maßgebende Gleichung (3.94) auch für die Sourceschaltung mit Stromgegenkopplung gilt, kann man (3.60) übernehmen: SSBR2S

L·

(3.100) Κ ~ — 8 (i + (S + SB)Rs)2 4(UGS,A-Uth)(l Für das Zahlenbeispiel erhält man üe < k · 100 V bei Verwendung eines EinzelMosfets und üe < k · 85,5 V bei Verwendung eines integrierten Mosfets. Temperaturabhängigkeit: Es gilt: dUa dT

A

'

dUa dUGS dUGS A dT

dUGS=dUe Λ

A

dUGS dT

dUes=dID/S A

A dID s dT

282

3


Daraus folgt durch Einsetzen von Α nach (3.97) und dID/dT nach (3.14) auf Seite 209 unter Berücksichtigung der typischen Werte: düg 4...7V -5 dT A i + (S + SB)Rs \UGS)A-Uth Bei Einzel-Mosfets wird SB = 0 gesetzt. Für das Zahlenbeispiel erhält man bei Verwendung eines Einzel-Mosfets (dUa/dT) \A ^ - 0 , 4 . . . + 0,8 mV/K; bei Verwendung eines integrierten Mosfets ist die Temperaturdrift etwas geringer. Arbeitspunkteinstellung

Die Arbeitspunkteinstellung erfolgt wie bei der Kollektorschaltung; Abb. 2.91 auf Seite 153 zeigt einige Beispiele. Während die Ausgangsspannung Ua}A bei selbstsperrenden n-Kanal-Mosfets wegen UGSyA > Uth > 0 und UayA = Ue>A — UGSy immer kleiner als die Eingangsspannung UßyA ist, kann sie bei selbstleitenden nKanal-Mosfets auch größer sein. Bei n-Kanal-Sperrschicht-Fets gilt wegen UGsyA < 0 i m m e r UeyA < UUyA.

Eine Sonderstellung nehmen die in Abb. 3.70 gezeigten Varianten mit selbstleitenden n-Kanal-Mosfets und einer Stromquelle anstelle des Sourcewiderstands Rs ein; dabei gilt unabhängig von der Schwellenspannung UeiA = UefA, solange beide Mosfets denselben Steilheitskoeffizienten und dieselbe Schwellenspannung besitzen. Diese Eigenschaft kann man in diskret aufgebauten Schaltungen bei Verwendung von gepaarten Mosfets nutzen; dabei sind die Schwellenspannungen zwar toleranzbehaftet, aber näherungsweise gleich. In integrierten Schaltungen ist dieses Prinzip nicht anwendbar, weil die Schwellenspannungen aufgrund des Substrat-Effekts von den Source-Spannungen der Mosfets abhängen. Die Schaltung nach Abb. 3.70a eignet sich nur bedingt für Sperrschicht-Fets, weil im Arbeitspunkt UGsyA = 0 gilt und deshalb die Gate-Kanal-Diode des Sperrschicht-Fets bei einem sprunghaften Anstieg der Eingangsspannung leitend wer-

5 1 1 1 1 a mit UGSA = 0

11 bb rr mit UGSA < 0

Abb. 3.70. Arbeitspunkteinstellung mit UetA = UUyA

1


283

den kann; hier muß man die Schaltung nach Abb. 3.70b verwenden, bei der UGS,A = —ID,AR gilt. Der Widerstand R hat eine entsprechende Zunahme des Ausgangswiderstands zu Folge und sollte deshalb nicht zu groß gewählt werden. Frequenzgang und Grenzfrequenz

Die Kleinsignalverstärkung Α und die Betriebsverstärkung Aß der Drainschaltung nehmen bei höheren Frequenzen aufgrund der Kapazitäten des Fets ab. Um eine Aussage über den Frequenzgang und die Grenzfrequenz zu bekommen, muß man bei der Berechnung das dynamische Kleinsignalmodell des Fets verwenden; Abb. 3.71 zeigt das resultierende dynamische Kleinsignalersatzschaltbild der Drainschaltung. Für die Betriebsverstärkung AB(s) = ua(s)/ug(s) erhält man mit R'g = Rg + RG und RL = RL\\RS \\ rDS \\ l/SB:

AB(s)

= SRL

r

s2c2

+

+ CDS

/

g

l· (CGS + CGD) — r + CGDRg Rg c2

=

(CGSCGD + CGSCDS + CGDCDS)

-ZΟ

Die Nullstelle kann vernachlässigt werden, weil die Grenzfrequenz

oberhalb der Transitfrequenz fT des Fets liegt, wie ein Vergleich mit (3.47) zeigt. Mit der Niederfrequenzverstärkung Ao = AB(0)

=

SRL

,

(3.101)

1+SRL gilt: AB(s)

«

A

° 1 + sei + szc2

Abb. 3.71. Dynamisches Kleinsignalersatzschaltbild der Drainschaltung

(3.102)

284

3 Der Feldeffekttransistor Cl

(CGS + Cm) RL + CGSRg

=

7 T ^ (GSGD

+

(3 103)

CGDR

+ CGSCDS + CGDCDS)

·

* R^g

Damit kann man die Güte der Pole angeben: Q = ^

(3.105)

Für Q < 0,5 sind die Pole reell, für Q > 0,5 konjugiert komplex. Bei reellen Polen kann man den Frequenzgang näherungsweise durch einen Tiefpaß 1.Grades beschreiben, indem man den s2-Term im Nenner streicht:

SCl

Damit erhält man eine Näherung für die sdB-Grenzfrequenz Betrag der Verstärkung um 3 dB abgenommen hat:

f-3dB> bei der der

(3.106)

Bei konjugiert komplexen Polen, d.h. Q > 0,5, kann man die Abschätzung (*>-3dB = 2nf.3dB

% -=

(3.107)

verwenden. Sie liefert für Q = l/\/2 den exakten, für 0,5 < Q < \/\fl zu große und für Q > l/>/2 zu kleine Werte. Eine eventuell vorliegende Lastkapazität Q, liegt parallel zu Cos und wird deshalb durch Einsetzen von CL + CDS anstelle von CDs berücksichtigt. Bereich konjugiert komplexer Pole: Für die praktische Anwendung der Drainschaltung möchte man wissen, für welche Lastkapazitäten konjugiert komplexe Pole auftreten und durch welche schaltungstechnischen Maßnahmen dies verhindert werden kann. Betrachtet wird dazu das Kleinsignalersatzschaltbild nach Abb. 3.72, das aus Abb. 3.69 durch Ergänzen der Kapazität Cg des Signalgenerators und der Lastkapazität CL hervorgeht. Die RC-Glieder Rg-Cg und RG-CGD kann man wegen Rg ^> RG zu einem Glied mit Ra = Re + RG und c' = Ce + CGD ZUsammenfassen; ausgangsseitig gilt CL = CL + Cos. Führt man die Zeitkonstanten

Tg = CgRg

,

TL = CLRL

,

rGS = ψ

« ^-

(3.108)


285

c

c

"4Ο *f -f "^«φ Λή

*ίΠ q

l

Cr,

τ JU _L

τ—τ /Τ\

U

GS

Ο, Π

r

Abb. 3.72. Kleinsignalersatzschaltbild zur Berechnung des Bereichs konjugiert komplexer Pole: vollständig (oben) und nach Vereinfachung (unten)

und die Widerstandsverhältnisse Κ

= _£

,

fcs

= A-

(3.109)

ein, folgt aus (3.103) und (3.104): C\

Cl

TGS(l

=

+ kg)+TLks

, _

l+ks

· * (3.110)

TgTes + TgTLks +

=

TLTGSkg

YTks

Über die Bedingung Q = ^

> 0,5

kann man den Bereich konjugiert komplexer Pole bestimmen. Dieser Bereich ist in Abb. 3.73 als Funktion der normierten Signalquellen-Zeitkonstante Tg/TGS und der normierten Last-Zeitkonstante Ti/TG$ für verschiedene Werte von kg dargestellt; dabei wird als typischer Wert ks = 0,2 verwendet. Man erkennt, daß bei sehr kleinen und sehr großen Lastkapazitäten CL (TL/TGS klein bzw. groß) und bei ausreichend großer Ausgangskapazität Cg des Signalgenerators (Tg/TGS groß) keine konjugiert komplexen Pole auftreten. Der Bereich konjugiert komplexer Pole hängt außerdem stark von kg ab. Vernachlässigt man den Einfluß der Fet-Parameter auf die Zeitkonstanten Tg und TL und auf die Faktoren kg und ks und faßt zusätzlich die Widerstände Rs und RL ZU einem Widerstand zusammen, erhält man die Schaltung in Abb. 3.74; für die Zeitkonstanten und Widerstandsverhältnisse gilt dann:

R*

.

1


286

σο erhält man Rg = Rg + RG = 1025Ω, RL = #L||#s||r D S = 960Ω und damit aus (3.101) Ao = 0,793 ^ 1 und aus (3.106) die Näherung f3dB « 31,4 MHz. Eine genauere Berechnung mit Hilfe von (3.103)-(3.105) liefert C\ = 4,45 ns, c2 = 5,69 ns 2 und Q « 0,54; es liegen demnach konjugiert komplexe Pole vor und (3.107) liefert die Näherung f3dB % 67MHz, die wegen 0,5 < Q < 1/V2 als zu hoch angesehen werden muß. Mit einer Lastkapazität CL = 1 nF erhält man aus (3.108) und (3.109) Tg = 2,05 ns, TL = 960 ns, TGS = 1,1 ns, kg = 1,07 und ks = 0,26 und damit aus (3.110) cx = 202ns und c2 = 1305 (ns) 2 ; aus (3.105) folgt Q = 0,179, d.h. die Pole sind reell, und aus (3.106) f3dB » 788 kHz. Den

288

3


Hinweis auf reelle Pole erhält man auch ohne Berechnung von C\> c2 und Q mit Hilfe von Abb. 3.73, da der Punkt TL/TGS 1000, Tg/TGS & 2, kg % 1 nicht im Bereich konjugiert komplexer Pole liegt. 3.4.3 Gateschaltung Abb. 3.76 zeigt die Gateschaltung bestehend aus dem Mosfet, dem Drainwiderstand RD, der Versorgungsspannungsquelle ί/&, der Signalspannungsquelle Ue 27 und dem Gate-Vorwiderstand RGVI letzterer hat keinen Einfluß auf die Übertragungskennlinie, wirkt sich aber auf den Frequenzgang und die Bandbreite aus. Die Übertragungskennlinie und das Kleinsignalverhalten hängen von der Beschaltung des Bulk-Anschlusses ab. Er ist bei Einzel-Mosfets mit der Source und bei integrierten Mosfets mit der negativsten Versorgungsspannung verbunden. Da die Gateschaltung nach Abb. 3.76 mit negativen Eingangsspannungen betrieben wird, muß der Bulk-Anschluß des integrierten Mosfets mit einer zusätzlichen, negativen Versorgungsspannung UB verbunden werden, die unterhalb der minimalen Eingangsspannung liegt; dadurch wird sichergestellt, daß die Bulk-Source-Diode sperrt. Für die folgende Untersuchung wird Üb = 5 V, UB = - 5 V , RD = RGV = l k Q , für den Einzel-Mosfet Κ = 4mA/V 2 und 2 Uth = 1V und für den integrierten Mosfet Κ = 4 mA/V , Uthy0 = 1 V, γ = 0,5 >/V und {Jim, = 0,6 V angenommen. Übertragungskennlinie der Gateschaltung Mißt man die Ausgangsspannung Ua als Funktion der Signalspannung Uey erhält man die in Abb. 3.77 gezeigten Übertragungskennlinien für einen Einzel-Mosfet (UBS = 0) und für einen integrierten Mosfet (ÜB = — 5 V).

1 a mit Einzel-Mosfet

1 b mit integriertem Mosfet

Abb. 3.76. Gateschaltung

27 Hier wird eine Spannungsquelle ohne Innenwiderstand Rg zur Ansteuerung verwendet, damit die Kennlinien nicht von Rg abhängen.


289

Abb. 3.77. Kennlinie der Gateschaltung bei einem Einzel-Mosfet (UBs = 0) und einem integrierten Mosfet (UB = — 5 V)

Für - 2,7 V < Ue < -Uth = - 1V arbeitet der Einzel-Mosfet im Abschnürbereich; hier gilt mit UGS = —Ue und bei Vernachlässigung des EarlyEffekts: KRD (UGS - Uth)2 Ua = Ub - IDRD = Ub (3.111) IG=0

Ue = -UGS-IGRGV

=

-UGS

(3.112)

Durch Einsetzen von (3.112) in (3.111) erhält man die Übertragungskennlinie: Ua = U b

— Uth)2 = Ub

-(—Ue

-(Ue-\-Uth)2

(3.113)

Für den in Abb. 3.77 beispielhaft eingezeichneten Arbeitspunkt erhält man: Ua=2,5V

=• 7D = ^ - l i ^ = 2,5mA 2

Y =2,12 V

Übertragungskennlinie bei Ansteuerung mit einer Stromquelle: Man kann zur Ansteuerung auch eine Stromquelle Ie verwenden, siehe Abb. 3.78; die Schaltung arbeitet dann für Ie < 0 als Strom-Spannungs- Wandler bzw. Transimpedanzverstärker. Ua = Ub-IDRD

D

= ' Ub + IeRD

(3.114)


290

1 Abb. 3.78. Schaltung und Kennlinie der Gateschaltung bei Ansteuerung mit einer Stromquelle

ue = -uGS = -uth-\

-=" = -uth-\

--^

(3.115)

In der Praxis wird zur Stromansteuerung in den meisten Fällen eine Sourceschaltung mit offenem Drain oder ein Stromspiegel verwendet; darauf wird im Zusammenhang mit der Arbeitspunkteinstellung näher eingegangen. Kleinsignalverhalten der Gateschaltung Das Verhalten bei Aussteuerung um einen Arbeitspunkt Α wird als Kleinsignalverhalten bezeichnet; als Beispiel wird der oben ermittelte Arbeitspunkt mit UeA = - 2,12 V, UüiA = 2,5 V und IDyA = 2,5 mA verwendet. Abb. 3.79 zeigt das Kleinsignalersatzschaltbild der Gateschaltung. Der Übergang vom integrierten zum Einzel-Mosfet erfolgt mit der Einschränkung uBs = 0; in den Gleichungen wird dann Sß = 0 gesetzt 28 . Aus der Knotengleichung Η

Ua-U Uee

rDS

l· SuGS +

= 0

r

DS

SuGS t

\UGS J

BS

1

1

Abb. 3.79. Kleinsignalersatzschaltbild der Gateschaltung

28 Sß = 0 wäre als einschränkende Bedingung nicht korrekt, da auch ein Einzel-Mosfet eine Substrat-Steilheit ungleich Null besitzt, die sich aber wegen uBs — 0 nicht auswirkt; deshalb ist uBS = 0 die korrekte Einschränkung und SB = 0 die Auswirkung in den Gleichungen.

3.4

Grundschaltungen

291.

folgt mit ue = - uGS = - UBS'A =

^ ue

ί α =0

«

(S + SB)RD

=

SRD

Mit 7D)A = 2,5 mA, iC = 4 mA/V2 und l/A = 50 V erhält man aus Tab. 3.8 auf Seite 244 die Werte S = 4,47 mS und rDS = 20 kH; damit folgt bei Verwendung eines Einzel-Mosfets durch Einsetzen von SB = 0 und ß D = 1 kQ exafcf A = 4,3 und in erster Näherung A = 4,47. Bei Verwendung eines integrierten Mosfets ist die Verstärkung wegen SB > 0 bei sonst gleichen Daten etwas größer. Für den Kleinsignal-Eingangswiderstand erhält man:

re=

±

UßS=0

Er hängt vom Lastwiderstand ab, wobei hier wegen ia = 0 (RL -^ oo) der Leerlaufeingangswiderstand gegeben ist. Der Eingangswiderstand für andere Werte von RL wird berechnet, indem man für RD die Parallelschaltung von RD und RL einsetzt; durch Einsetzen von RL = RD = 0 erhält man den Kurzschlußeingangswiderstand. Die Abhängigkeit von RL ist jedoch so gering, daß sie durch die Näherungen aufgehoben wird. Für den beispielhaft gewählten Arbeitspunkt erhält man für den Einzel-Mosfet exakt re = 232 Ω; die Näherung liefert re = 224 Ω. Für den Kleinsignal-Ausgangswiderstand

r

R

ua o

erhält man:

(l + (S + SB)Rg)rDS \

+ Rg

\

Er hängt vom Innenwiderstand Rg des Signalgenerators ab; mit Rg = 0 erhält man den

Kurzschlußausgangswiderstand r

a,K =

RD

11 1*DS

und mit Rg —> oo den

Leerlaufausgangswiderstand:

—

K

sB In der Praxis gilt in den meisten Fällen ros ^> RD und man kann die Abhängigkeit von Rg vernachlässigen. Für das Beispiel erhält man rüiK = 952 Ω und ra>L = 1 kΩ.


292

Mit rDS ^> RD> l/S und ohne Lastwiderstand RL erhält man für die Gateschaltung: A

=

+ SB)RD

Ue

re

=

ra

=

1

Ue

uss=i

uBS=0

(3.116)

1

(3.117)

s

S-f SB

>„=o

' SRD

(3.118)

-r- ~RD

Bei Betrieb mit einer Signalquelle mit Innenwiderstand Rg und einem Lastwiderstand Ri erhält man die Betriebsverstärkung: Aß =

e

RL

Λ

Rg

ra + RL

_

S(RD\\RL)

l + (S + SB) Rg

«BS=

1 + SRg

(3.119)

Bei Ansteuerung mit einer Stromquelle tritt der Übertragungswiderstand RT (Transimpedanz) an die Stelle der Verstärkung; man erhält für den Strom-Spannungs-Wandler in Basisschaltung: RT

—

«a ia—0

Ua_

Ue

Ue zfl=0

l

= Are =

(3.120)

RD

e ia=0

Ein- und Ausgangswiderstand sind durch (3.117) und (3.118) gegeben. Nichtlinearität: Bei Ansteuerung mit einer Spannungsquelle gilt ÜQS — ue und man kann Gl. (3.13) auf Seite 204 verwenden, die einen Zusammenhang zwischen der Amplitude ÜQS einer sinusförmigen Kleinsignalaussteuerung und dem Klirrfaktor k des Drainstroms, der bei der Gateschaltung gleich dem Klirrfaktor der Ausgangsspannung ist, herstellt. Es gilt also üe < 4k (UQS,A — % ) · Bei Aussteuerung mit einer Stromquelle arbeitet die Schaltung linear, d.h. der Klirrfaktor ist Null. Temperaturabhängigkeit: Die Gateschaltung hat dieselbe Temperaturdrift wie die Sourceschaltung ohne Gegenkopplung, weil bei beiden Schaltungen eine konstante Eingangsspannung zwischen Gate und Source liegt und die Ausgangsspannung durch Ua = Ub — IDRD gegeben ist; man erhält: dUa dT

ID,ARD

5-

4...7V UGSiA - Uth


Die Arbeitspunkteinstellung erfolgt wie bei der Basisschaltung; Abb. 3.80 zeigt die Varianten mit Spannungs- und Stromansteuerung, die den Schaltungen in Abb. 2.106 entsprechen. Bei der Spannungsansteuerung nach Abb. 3.80a wird eine Drainschaltung (Ti) zur Ansteuerung der Gateschaltung (T2) verwendet;


293

Uh

1μ

,Π

r

Ί

a mit Spannungsansteuerung

b mit Stromansteuerung

Abb. 3.80. Arbeitspunkteinstellung bei der Gateschaltung

dadurch erhält man einen Differenzverstärker mit unsymmetrischem Ein- und Ausgang. Bei der Stromansteuerung nach Abb. 3.80b wird eine Sourceschaltung (TJ) zur Ansteuerung verwendet; diese Variante wird auch Kaskodeschaltung genannt. Dabei wirkt der Spannungsteiler aus R\ und R2 als Gate-Vorwiderstand mitRGV

=

Rl\\R2.

Frequenzgang und Grenzfrequenz

Die Kleinsignalverstärkung Α und die Betriebsverstärkung AB der Gateschaltung nehmen bei höheren Frequenzen aufgrund der Kapazitäten des Fets ab. Um eine Aussage über den Frequenzgang und die Grenzfrequenz zu bekommen, muß man bei der Berechnung das dynamische Kleinsignalmodell des Fets verwenden. Ansteuerung mit einer Spannungsquelle: Die exakte Berechnung der Betriebsverstärkung AB(s) = ua(s)/ug(s) ist aufwendig und führt auf umfangreiche Ausdrücke. Eine ausreichend genaue Näherung erhält man, wenn man den Widerstand rDS und die Kapazität CDS vernachlässigt; letztere tritt ohnehin nur bei Einzel-Mosfets auf. Bei integrierten Mosfets treten als zusätzliche Parameter die Substrat-Steilheit SB und die Bulk-Kapazitäten CBs und CBD auf; sie werden hier vernachlässigt. Damit erhält man für den Einzel- und den integrierten Mosfet das vereinfachte Kleinsignalersatzschaltbild nach Abb. 3.81, das weitgehend mit dem Kleinsignalersatzschaltbild der Basisschaltung nach Abb. 2.107 übereinstimmt. Man kann deshalb die Ergebnisse der Basisschaltung auf die Gateschaltung übertragen, indem man die korrespondierenden Kleinsignalparameter in (2.139) und (2.140) einsetzt und den Grenzübergang β -> oo durchführt; mit RGV = RGV -f jRG und RD = RD 11 RL erhält man die Niederfrequenzverstärkung Ao

=

AB(0)

SRD

l+SRg

(3.121)


294

-40 Abb. 3.81. Vereinfachtes dynamisches Kleinsignalersatzschaltbild der Gateschaltung

und eine Näherung für den Frequenzgang durch einen Tiefpaß 1.Grades: (3.122)

Damit erhält man eine Näherung für die -^dB-Grenzfrequenz f-3dB· (3.123)

Aus (3.121) und (3.123) erhält man eine Darstellung mit zwei von der Niederfrequenzverstärkung Ao unabhängigen Zeitkonstanten 29: (3J24)

* TTTT 1χ +

12Λ0

(3.125)

Ά = T2 ----

(3.126)

CGD[R

Die Ausführungen zum Verstärkungs-Bandbreite-Produkt GBW einschließlich Gl. (3.79) auf Seite 271 gelten auch für die Gateschaltung. Tritt parallel zum Lastwiderstand RL eine Lastkapazität CL auf, erhält man T2 = CGD

R

GV

CL

(3.127)

Die Zeitkonstante Γι hängt nicht von CL ab. 29 Es wird davon ausgegangen, daß eine Änderung von Ao durch Variation von RD erfolgt; deshalb sind die Zeitkonstanten genau dann von Ao unabhängig, wenn sie nicht von RD abhängen.

295


Ansteuerung mit einer Stromquelle: Bei Ansteuerung mit einer Stromquelle interessiert der Frequenzgang der Transimpedanz Z_T(s); ausgehend von (3.122) kann man eine Näherung durch einen Tiefpaß 1.Grades angeben: -Tis)

(3.128)

=

1 + s №-+ CGDRD Für die Grenzfrequenz gilt in diesem Fall: (3.129)

Bei kapazitiver Last muß man CL + CGD anstelle von CGD einsetzen. Beispiel: Für das Zahlenbeispiel zur Gateschaltung nach Abb. 3.76a wurde h,A = 2,5 mA gewählt. Die Kleinsignalparameter des Mosfets werden aus dem Beispiel auf Seite 275 entnommen: S = 4,47 mS, RG = 25 Ω, CGD = 2 pF und CGS = 4,4 pF. Mit RD = 1 kQ, RL -> oo, rDS » RD und Rg = RGV = 0 erhält man RD = RD = 1 kQ und RGV = RG = 25 Ω; damit folgt aus (3.121) Ao « 4,47 und aus (3.123) /-3^β ^ 68 MHz. Die Grenzfrequenz hängt stark von RGy ab; mit RGV = 1 kQ erreicht man nur noch /_ 3 ^ ^ 10 MHz. Bei Ansteuerung mit einer Stromquelle und RL —> oo folgt aus (3.128) .Rr = Z r (0) ^ RD = lkQ und aus (3.129) /. 3iiB ^ 53MHz. Der Widerstand i^Gy wirkt sich in diesem Fall nicht aus.

Literatur

[3.1] [3.2] [3.3] [3.4] [3.5] [3.6]

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Kapitel 4: Verstärker

Verstärker (amplifier) sind wichtige Elemente in der analogen Signalverarbeitung. Sie verstärken ein Eingangssignal kleiner Amplitude soweit, daß es zur Ansteuerung einer nachfolgenden Einheit verwendet werden kann. So muß man z.B. das Signal eines Mikrofons mit mehreren Verstärkern vom juV-Bereich bis in den Volt-Bereich verstärken, damit es über einen Lautsprecher wiedergegeben werden kann. Auch die Signale von Thermoelementen, Photodioden, magnetischen Leseköpfen, Empfangsantennen und vielen anderen Signalquellen können erst nach einer entsprechenden Verstärkung weiterverarbeitet werden. Da die Verarbeitung und Auswertung komplexer Signale in zunehmendem Maße mit digitalen Schaltkreisen wie Mikroprozessoren oder digitalen Signalprozessoren (DSP) erfolgt, besteht eine Signalverarbeitungskette im allgemeinen aus den folgenden Elementen bzw. Stufen: 1. einem Sensor, der eine physikalische Größe wie z.B. Druck (Mikrofon), Temperatur (Thermoelement), Licht (Photodiode) oder Feldstärke (Antenne) in ein elektrisches Signal umwandelt; 2. einem oder mehreren Verstärkern, die das Signal verstärken und filtern; 3. einem Analog-Digital-Umsetzer, der das Signal digitalisiert; 4. einem Mikroprozessor, DSP oder anderen digitalen Schaltkreisen, die das digitalisierte Signal verarbeiten; 5. einem Digital-Analog-Umsetzer, der ein analoges Ausgangssignal erzeugt; 6. einem oder mehreren Verstärkern, die das Signal soweit verstärken und filtern, daß es einem Aktor zugeführt werden kann; 7. einem Aktor, der das Signal in eine physikalische Größe wie z.B. Druck (Lautsprecher), Temperatur (Heizstab), Licht (Glühlampe) oder Feldstärke (Sendeantenne) umsetzt. Abbildung 4.1 zeigt die sieben Stufen einer Signalverarbeitungskette; die Verstärker werden dabei mit einem der Symbole aus Abb. 4.2 dargestellt. Die Verstärker der Stufe 2 arbeiten mit vergleichsweise kleinen Signalen und werden deshalb als Kleinsignalverstärker (small signal amplifier) bezeichnet; ihre Ausgangsleistung liegt in den meisten Fällen unter 1 mW. Im Gegensatz dazu werden in der Stufe 6 Leistungsverstärker (power amplifier) benötigt, die Leistungen von einigen Milliwatt (Kopfhörer, Fernbedienung, usw.) bis zu mehreren Kilowatt

4

298

Sensor

physikalische Größe

7

KleinsignalVerstärker

>

Verstärker

A/DUmsetzer

/

DSP

Aktor physikalische^ Größe

/

_eistungsverstärker

U / Ä -0

i

"2U a ohne 6/ßE-Kompensation

b mit £7^-Kompensation

c mitZ-Diode

Abb. 4.11. Einfache Stromquellen für diskrete Schaltungen Einfache Stromquellen für diskrete Schaltungen

Abbildung 4.11 zeigt die drei in der Praxis am häufigsten verwendeten diskreten Stromquellen. Mit Iq ^> IB ~ 0 erhält man für die Schaltung in Abb. 4.11a: Üb I

1

I '. R -

mit UBE-

0,7V

Der Ausgangsstrom hängt von der Temperatur ab, weil ÜBE von der Temperatur abhängt: ah dT

1 dUBE R5 ~dT~

2 mV/K R3

Die Temperaturabhängigkeit wird geringer, wenn man die Gegenkopplung durch Vergrößern von R3 verstärkt; man muß in diesem Fall auch Rx und R2 anpassen, damit der Ausgangsstrom konstant bleibt. Bei der Schaltung in Abb. 4.11b wird die Temperaturabhängigkeit verringert, indem ÜBE durch die Spannung an der Diode kompensiert wird; mit Up & ÜBE und Iq » IB & 0 gilt: Ub-UD , (Ub-UD)R2 R1+R2 mit UD & 0,7 V la (Ä1+Ä 2 )Ä 3 Für die Temperaturabhängigkeit erhält man: R2 dUD 2 mV/K R2 dla 2 mV/K ~dT ' " (RxdT R3 Rx+R2 - — 00 eingesetzt werden, damit der Ausgangsstrom konstant bleibt.

4.1

Schaltungen

311

ι ι a mit npn-Transistoren

b mit n-Kanal-Mosfets

Abb. 4.12. Einfacher Stromspiegel

Für die Schaltung in Abb. 4.11c gilt: t/z-0,7V w l/z - tfe w Dabei ist Uz die Durchbruchspannung der Z-Diode. Die Temperaturabhängigkeit hängt auch vom Temperaturkoeffizienten der Z-Diode ab. Ist er sehr klein, kann man wie in Abb. 4.11b eine normale Diode in Reihe schalten und damit UBE kompensieren; dann gilt %

Uz

und es geht nur noch der Temperaturkoeffizient der Z-Diode ein. Die geringste Temperaturabhängigkeit erhält man mit Uz & 5... 6 V.

Einfacher Stromspiegel

Der einfachste Stromspiegel besteht aus zwei Transistoren Τλ und T2 und zwei optionalen Widerständen R\ und #2 zur Stromgegenkopplung, siehe Abb. 4.12; da keine spezielle Bezeichnung existiert, wird er hier einfacher Stromspiegel genannt. Mit einem zusätzlichen Widerstand Rv kann man einen konstanten Referenzstrom einstellen; dadurch wird der Stromspiegel zur Stromquelle. npn-Stromspiegel: Abbildung 4.13 zeigt die Ströme und Spannungen beim einfachen Stromspiegel mit npn-Transistoren, den man kurz npn-Stromspiegel nennt. Die Maschengleichung über die Basis-Emitter-Strecken und die Gegenkopplungswiderstände liefert: (4.3)

312

4

Verstärker

Abb. 4.13. Ströme und Spannungen beim npn-Stromspiegel

Im normalen Arbeitsbereich arbeiten beide Transistoren im Normalbetrieb und man kann die Grundgleichungen (2.2) und (2.3) verwenden: ICI

= hi

^

r

fcl (4.4)

Dabei wird bei Τλ der Early-Effekt wegen Abb. 4.13 folgt ferner: Ie = Ici + hi + hi

UQEI

=

UBEI

^C

> Ia = ki

UA

vernachlässigt. Aus (4.5)

npn-Stromspiegel ohne Gegenkopplung: Mit R\ — R2 = 0 erhält man aus (4.3) UBEI = UBEI und daraus durch Einsetzen von (4.4) und (4.5) unter Berücksichtigung von UCEI = Ua das Übersetzungsverhältnis: 1

X

- r

1

(4-6)

Dlgt mit Ua d.h. kj « 1. Man erkennt, daß der Stromspiegel über mehrere Dekaden linear arbeitet. Bei sehr kleinen und sehr großen Strömen nimmt die Stromverstärkung jedoch stark ab und die Übertragungskennlinie ist nicht mehr linear; dieser Bereich ist in Abb. 4.14 nicht mehr dargestellt. Ausgangskennlinie: Bei Stromspiegeln ist neben dem Übersetzungsverhältnis vor allem der Arbeitsbereich und der Kleinsignal-Ausgangswiderstand im Arbeitsbereich von Interesse. Dazu betrachtet man das Ausgangskennlinienfeld, in dem Ia als Funktion von Ua mit Ie als Parameter dargestellt ist; üblicherweise wird nur die Kennlinie mit dem vorgesehenen Ruhestrom Ie = I6yA dargestellt. Abbildung 4.15 zeigt die Ausgangskennlinie eines npn-Stromspiegels mit k\ = 1 für Ie = 100 μΑ; auf die Kennlinie des n-Kanal-Stromspiegels in Abb. 4.15 wird

später eingegangen. Die Kennlinie entspricht der Ausgangskennlinie des Transistors T2. Für Ua > UcE,sat arbeitet T2 im Normalbetrieb; nur in diesem Arbeitsbereich arbeitet der Stromspiegel mit dem berechneten Übersetzungsverhältnis. Für Ua < UcE,sat gerät T2 in die Sättigung und der Strom nimmt ab. Die minimale Ausgangsspannung Uaymin ist eine wichtige Kenngröße und wird im folgenden Aussteuerungsgrenze genannt; beim npn-Stromspiegel gilt 8 : UaMn

= UCE,sat

« 0 , 2 V

Der Ausgangswiderstand entspricht dem Kehrwert der Steigung der Ausgangskennlinie im Arbeitsbereich. Wenn man in (4.6) nur die Näherungen für

8 Hier wird für die Kollektor-Emitter-Sättigungsspannung ein relativ hoher Wert von UCE,sat ^ 0,2 V angenommen, weil die Ausgangskennlinie des Transistors bei dieser Spannung bereits möglichst horizontal verlaufen soll.

4 Verstärker

314

Arbeitsbereich des npn-Stromspiegels

Arbeitsbereich des n-Kanal-Stromspiegels

1,0

1,5

2,0

Abb. 4.15. Ausgangskennlinien eines npnund eines n-Kanal-Stromspiegels

die Stromverstärkung durchführt und die Early-Spannung beibehält, erhält man im Arbeitsbereich

und daraus den Kleinsignal-Ausgangswiderstand: ra =

uA U1

a

Ie=const.

L

&

1

a

*C2

Der Ausgangswiderstand wird üblicherweise mit Hilfe des Kleinsignalersatzschaltbilds berechnet; darauf wird später noch eingegangen. npn-Stromspiegel mit Gegenkopplung: Durch den Einsatz von Gegenkopplungswiderständen kann man das Übersetzungsverhältnis stabilisieren und den Ausgangswiderstand erhöhen. Ohne Gegenkopplungswiderstände hängt das Übersetzungsverhältnis nur vom Größenverhältnis der Transistoren ab, mit Gegenkopplungswiderständen geht zusätzlich das Verhältnis R2/R1 der Widerstände ein. Durch Einsetzen von (4.4) in (4.3) und Vernachlässigen des Early-Effekts erhält man: h\ V BJ hi B) Diese Gleichung ist nicht geschlossen lösbar, da die Kollektorströme linear und logarithmisch eingehen. Für ausreichend große Widerstände dominieren die linearen Terme und man erhält: R\Ic\

^ R2IC2

(4.10)

4.1

Schaltungen

315

2,0--

100 η

1μ

10μ

100μ

1m

Abb. 4.16. Stromabhängigkeit des Übersetzungsverhältnisses bei Transistoren gleicher Größe = 1) für verschiedene Werte von RY/R2

Daraus folgt mit (4.5): kr

K\ -

R\

Ri

h

R

,

R

l + R2

R2

(4.11)

Β

Das Übersetzungsverhältnis hängt in diesem Fall nur noch vom Verhältnis der Widerstände und nicht mehr von den Größen der Transistoren ab. Bei integrierten Stromspiegeln wählt man das Verhältnis der Widerstände normalerweise entsprechend dem Größenverhältnis der Transistoren: ki % R]_ ki ~ Ri In diesem Fall wirken sich die Widerstände praktisch nicht auf das Übersetzungsverhältnis aus, sondern führen lediglich zu einer Erhöhung des Ausgangswiderstandes; darauf wird später noch näher eingegangen. Bei Stromspiegeln, die über einen großen Strombereich ausgesteuert werden, ist diese Bedingung sogar zwingend, weil das Verhältnis der linearen und logaritmischen Terme in (4.9) vom Strom abhängt: bei kleinen Strömen wird das Übersetzungsverhältnis durch hi/hx bestimmt, bei großen Strömen durch R\/Ri. Abbildung 4.16 zeigt diese Abhängigkeit am Beispiel eines Stromspiegels mit Transistoren gleicher Größe (Isi/hi = 1) für verschiedene Werte von R\/R2> Ein konstantes Übersetzungsverhältnis erhält man nur mit hi/hi = Ri/R2Bei diskret aufgebauten Stromspiegeln muß man immer Gegenkopplungswiderstände einsetzen, weil die Toleranzen bei Einzeltransistoren so groß sind, daß das Verhältnis hi/hi selbst bei Transistoren desselben Typs praktisch Undefiniert ist; das Übersetzungsverhältnis muß also zwangsläufig durch die Widerstände eingestellt werden. Die erforderliche Mindestgröße für die Widerstände kann man ermitteln, indem man in (4.9) beide Seiten nach dem jeweiligen Strom

316

4 Verstärker

differenziert und fordert, daß der Einfluß der Terme mit den Widerständen dominiert:

Daraus folgt:

URl = (l + i J Hifci » l/r , l/Ä2 = i l + ^ j #2^2 » 1fr Dabei sind 1/Α1 und 17R2 die Spannungen an den Widerständen Ri und R2y siehe Abb. 4.13. Da die beiden Bedingungen wegen (4.10) äquivalent sind und zur Einhaltung der Bedingung etwa ein Faktor 10 erforderlich ist, muß man URI « UR2 > 10 l/r % 250 mV

(4.12)

wählen, damit das Übersetzungsverhältnis nur noch von den Widerständen abhängt. Bei Stromspiegeln, die über einen großen Strombereich ausgesteuert werden, kann man die Bedingung (4.12) in der Regel nicht im ganzen Bereich erfüllen; in diesem Fall wird das Übersetzungsverhältnis mit abnehmendem Strom immer mehr durch das unbekannte Verhältnis ki/ki bestimmt. Durch die Gegenkopplung wird der Arbeitsbereich kleiner, weil sich die Aussteuerungsgrenze Uatmin um die Spannung an den Widerständen erhöht: Uatmin = UCE,sat + UR2 > 0, 2 V + 0, 25 V = 0,45 V

Deshalb kann man die Widerstände nicht beliebig groß machen. Betrieb als Stromquelle: Man kann den einfachen npn-Stromspiegel als Stromquelle betreiben, indem man den in Abb. 4.13 gezeigten Widerstand Ry ergänzt; damit wird ein konstanter Eingangsstrom eingestellt. Aus Ue = I/BEI und Ub = Ue + IeRv folgt: Ub = /eÄv + (/ci Wenn man die Basisströme der Transistoren vernachlässigt und ÜBE ~ 0,7 V annimmt, erhält man: I

_

Ub - UBEI

Ry + R\

W

l/fr-0,7 V

Ry ~l· R\

Für den Ausgangsstrom gilt Ia = kile. Widlar-Stromspiegel: Wenn man sehr kleine Übersetzungsverhältnisse benötigt, ist eine Einstellung über das Größenverhältnis der Transistoren ungünstig, weil die Größe von T2 nur bis zur Grundgröße verringert werden kann und deshalb T\ sehr groß wird. In diesem Fall kann man den in Abb. 4.17a gezeigten Widlar-Stromspiegel einsetzen, beim dem nur der Gegenkopplungswiderstand R2 eingesetzt wird; aus (4.9) folgt mit Ri — 0 und Β ^> 1: hi

4.1

Schaltungen

a Schaltung

317

b Übersetzungsverhältnis kf bei gleichen Transistoren Usi=^s2)>

Abb. 4.17. Widlar-Stromspiegel

Für das Übersetzungsverhältnis erhält man mit Ie « IC\ und Ia ^ IC2: (4.13) Es hängt exponential vom Verhältnis UR2/UT ab und nimmt bei einer Zunahme von UR2 um ί/jlnlO & 60 mV um den Faktor 10 ab; Abb. 4.17b zeigt dies für den Fall gleicher Transistoren, d.h. für IS\ = 7S2· Aus (4.13) folgt ferner, daß der Widlar-Stromspiegel aufgrund der starken Stromabhängigkeit des Übersetzungsverhältnisses nur für Konstantströme geeignet ist. Man könnte nun vermuten, daß man dasselbe Verfahren auch zur Realisierung sehr großer Übersetzungsverhältnisse anwenden kann, indem man in Abb. 4.12a nur den Widerstand R\ einsetzt. Das ist zwar prinzipiell möglich, in der Praxis aber nicht anwendbar, weil der größere Strom am Ausgang natürlich auch einen größeren Transistor erforderlich macht. Man kann diesen umgekehrten WidlarStromspiegel nur dann einsetzen, wenn das Übersetzungsverhältnis so groß ist, daß der Einsatz eines Widlar-Stromspiegels sinnvoll ist, und trotzdem der Ausgangsstrom so klein ist, daß man auch am Ausgang einen Transistor der Größe 1 einsetzen kann; dieser Fall ist jedoch äußerst selten. Beispiel: Von einem Eingangsstrom Ie — 1 mA soll ein Ausgangsstrom la — 10 μ Α abgeleitet werden. Da in unserer Beispiel-Technologie ein Transistor der Größe 1 nach Tab. 4.1 für einen Strom von 100 μ Α ausgelegt ist, wählen wir für 7i die Größe 10 und für T2 die minimale Größe 1; damit gilt IS2/h\ = 0,1. Für das gewünschte Übersetzungsverhältnis kj = Ia/Ie = 0,01 muß demnach der exponentielle Faktor in (4.13) ebenfalls den Wert 0,1 annehmen; daraus folgt UR2 = UT In 10 % 60 mV u n d R2 = UR2/Ia % 6 kü.

3-Transistor-Stromspiegel: Eine niedrige Stromverstärkung der Transistoren wirkt sich störend auf das Übersetzungsverhältnis des einfachen Stromspiegels aus. Vor allem bei großen Übersetzungsverhältnissen kann der Basis-

4 Verstarker

318

1 a Schaltung

b Einsatz in Stromquellenbank

Abb. 4.18. 3-Transistor-Stromspiegel

strom des Ausgangstransistors so groß werden, daß das Übersetzungsverhältnis deutlich vom Größenverhältnis der Transistoren abweicht. Dadurch hängt das Übersetzungsverhältnis nicht mehr nur von den geometrischen Größen, sondern in zunehmendem Maße von der toleranzbehafteten Stromverstärkung ab. Abhilfe schafft der in Abb. 4.18a gezeigte 3-Transistor-Stromspiegel, bei dem der Basisstrom für die Transistoren T\ und T2 über einen zusätzlichen Transistor T3 zugeführt wird. Dieser wiederum trägt nur mit seinem sehr kleinen Basisstrom zum Eingangsstrom Ie bei; dadurch wird die Abhängigkeit von der Stromverstärkung stark reduziert. Ohne Gegenkopplungswiderstände, d.h. mit Rx = R2 = 0, erhält man die Maschengleichung UBEI = UBE2 und daraus bei Vernachlässigung des Early-Effekts: la hi ki " hi Durch Einsetzen der Knotengleichungen h = Id + IB3 y hl + hl = -fo + hl > h = kl folgt mit hi = Ici/B> hi = Ici/B und Iß3 = Ici/B das Übersetzungsverhältnis: (4.14)

Für Is 1 = hi erhält man 1 kr = 1+ 2 B +B Ein Vergleich mit (4.8) auf Seite 312 zeigt, daß hier anstelle des Fehlerterms 2/Β nur ein Fehlerterm 2/(B2 +B) ~ 2/B2 auftritt. Die Verringerung des Fehlers um

4.1 Schaltungen

319

1 1

1 1

Abb. 4.19. Ströme und Spannungen beim n-Kanal-Stromspiegel

den Faktor Β entspricht genau der Stromverstärkung von T3. Mit Gegenkopplungswiderständen erhält man dasselbe Ergebnis, wenn man die Widerstände entsprechend den Transistor-Größen wählt: hi/hi = Ri/Ri· Betrieb als Stromquelle: Der 3-Transistor-Stromspiegel wird vor allem in Stromquellenbänken nach Abb. 4.18b eingesetzt; dabei werden mehrere Ausgangstransistoren an einen gemeinsamen Referenzzweig angeschlossen. Damit erhält man mehrere Ausgangsströme, die über die Größen- und Widerstandsverhältnisse beliebig skalierbar sind und in einem festem Verhältnis zueinander stehen. Da in diesem Fall die Summe der Basisströme der Ausgangstransistoren sehr groß werden kann, muß man T3 zur zusätzlichen Stromverstärkung einsetzen. Aus Abb. 4.18b folgt mit UBE - 0,7 V: l

w

üb -

UBES -

UBEI

W

I/»-1,4 V

e

Rv + Ri Rv + Ri Stromquellenbänke dieser Art werden vor allem als Ruhestromquellen in integrierten Schaltungen eingesetzt. n-Kanal-Stromspiegel: Abbildung 4.19 zeigt die Ströme und Spannungen beim einfachen Stromspiegel mit n-Kanal-Mosfets, den man kurz n-KanalStromspiegel nennt. Im normalen Arbeitsbereich arbeiten beide Mosfets im Abschnürbereich und man kann die Grundgleichung (3.3) verwenden: hi = y (Ifesi - Uth)2 (4.15) UpS2 \ hi = y (UGS2 - Uth) 1 + υΑ ) Dabei wird bei T\ der Early-Effekt wegen UDSI = UQSI Ια — hl

(4.16)

Aus Abb. 4.19 folgt ferner die Maschengleichung: hiRi + UQSI — hiRi + %S2

(4.17)

320

4

Verstärker

n-Kanal-Stromspiegel ohne Gegenkopplung: Mit Rx = R2 = 0 folgt aus (4.15)-(4.17) unter Berücksichtigung von UDSI = Ua das Übersetzungsverhältnis: (4.18) Es hängt bei ausreichend großer Early-Spannung UA nur vom Größenverhältnis der Mosfets ab. Die Ausgangskennlinie des n-Kanal-Stromspiegels ist in Abb. 4.15 auf Seite 314 zusammen mit der Ausgangskennlinie eines npn-Stromspiegels gleicher Auslegung gezeigt. Dabei fallt vor allem auf, daß der Arbeitsbereich des n-KanalStromspiegels wegen Ua>min = UDS,ab > UcE,sat kleiner ist. Die Aussteuerungsgrenze ist jedoch nicht konstant, sondern hängt wegen UDS,ab«UA

Ua,min =

Uosyab =

UQS ~ ^th

%

von der Größe der Mosfets ab. Man kann demnach die Aussteuerungsgrenze verringern, indem man die Mosfets größer macht. In integrierten Analogschaltungen werden normalerweise Arbeitspunkte mit UGS ~ Uth ^ 1 V verwendet; daraus folgt Ua,min ^ 1V. Um eine Aussteuerungsgrenze von I7fl,m/W ^ 0 , 1 . . . 0,2 V wie bei einem npn-Stromspiegel zu erreichen, müßte man demnach die Mosfets um einen Faktor 2 5 . . . 100 größer machen. Das ist in der Praxis nur in Ausnahmefällen möglich, weil dadurch die Gatekapazität um den gleichen Faktor größer und die Transitfrequenz entsprechend kleiner wird; beim Einsatz als Stromquelle ist in diesem Fall die größere Ausgangskapazität störend. n-Kanal-Stromspiegel mit Gegenkopplung: Die Berechnung des Übersetzungsverhältnisses ist in diesem Fall nicht geschlossen möglich, weil die Spannungen an den Widerständen R\ und #2 nicht nur in die Maschengleichung (4.17) eingehen, sondern aufgrund des Substrateffekts auch zu einer Verschiebung der Schwellenspannungen führen; es gilt nämlich UBSI = — UR\ und UßS2 = — UR2. Wenn beide Spannungen gleich sind, wirkt sich der Substrateffekt auf beide Mosfets gleich aus und die Schwellenspannungen nehmen um denselben Wert zu; dazu muß man die Widerstände entsprechend den Größen der Mosfets wählen: K2 ^ In diesem Fall erhält man dasselbe Übersetzungsverhältnis wie beim n-Kanal-Stromspiegel ohne Gegenkopplung. Durch die Gegenkopplung wird der Ausgangswiderstand des Stromspiegels erhöht; darauf wird später noch näher eingegangen. Im Gegenzug erhöht sich die Aussteuerungsgrenze um den Spannungsabfall an den Widerständen:

4.1

321

Schaltungen

U

r

U

'BE1\ \+uBE1

CEi

"M

BE2 i Μ rBE2 $2 u BE2 V V

Μ rCE2

ί

π

R.

Abb. 4.20. Kleinsignalersatzschaltbild eines npn-Stromspiegels

Betrieb als Stromquelle: Man kann den einfachen n-Kanal-Stromspiegel als Stromquelle betreiben, indem man den in Abb. 4.19 gezeigten Widerstand Rv ergänzt; damit wird ein konstanter Eingangsstrom eingestellt. Aus Ue = und Ub = Ue + IeRv folgt: Üb -

UGSI

e

" Rv Für den Ausgangsstrom gilt Ia = kjle. Ausgangswiderstand: Der Ausgangsstrom eines Stromspiegels sollte nur vom Eingangsstrom und nicht von der Ausgangsspannung abhängen; daraus folgt, daß der Kleinsignal-Ausgangswiderstand ra =

ie=0

/e=const.

möglichst groß sein sollte. Man kann ihn aus der Steigung der Ausgangskennlinie im Arbeitsbereich oder mit Hilfe des Kleinsignalersatzschaltbilds ermitteln. Dabei wird, wie aus der Definition unmittelbar folgt, der Eingang mit einer idealen Stromquelle angesteuert: Ie = const, bzw. ie = 0. Es handelt sich also genau genommen um den Leerlauf-Ausgangswiderstand. Im Kleinsignalersatzschaltbild drückt sich der Leerlauf am Eingang dadurch aus, daß der Eingang offen, d.h. unbeschaltet ist. In der Praxis hat man zwar nie exakten Leerlauf am Eingang, die Abweichung zwischen realem Ausgangswiderstand und LeerlaufAusgangswiderstand ist jedoch in der Regel vernachlässigbar gering. Für den npn-Stromspiegel erhält man das in Abb. 4.20 gezeigte Kleinsignalersatzschaltbild; dabei wird für die Transistoren das Kleinsignalersatzschaltbild nach Abb. 2.12 auf Seite 50 verwendet. Der linke Teil mit dem Transistor 7\ und dem Widerstand R\ kann zu einem Widerstand Rg zusammengefaßt werden 9 : 1 1 K R g - «i + ϊ Ϊ i + T Si +

l

+ ΓΒΕΙ

ΚΕΙ

9 Die gesteuerte Quelle Si UBE\ wirkt wie ein Widerstand \/Su weil die Steuerspannung UBE\ gleich der Spannung an der Quelle ist.

322

4 Verstärker

Damit erhält man nahezu dasselbe Kleinsignalersatzschaltbild wie bei einer Emitterschaltung mit Stromgegenkopplung, wie ein Vergleich mit Abb. 2.61 auf Seite 117 zeigt; nur der Widerstand Rc und die Quelle ug entfallen. Deshalb kann man den Ausgangswiderstand des Stromspiegels aus dem Kurzschlußausgangswiderstand der Emitterschaltung mit Stromgegenkopplung ableiten:

ß+ ra =

TBE2 +

R

g

1+

1+

1+

ßR2 + ΓΒ£2 + Rg

Durch Einsetzen von Rg erhält man mit rBEi ^> 1/Si: (4.19) Dabei gilt TQEI = UA/Ia u n d rBE2 = ßUT/Ia. Man kann drei Spezialfalle ableiten: rCE2 TCEI (1 + S2R2)

für R2 = 0

ohne Gegenkopplung

für Ri,R2 < rBE2

schwache Gegenkopplung

starke Gegenkopplung ßrcE2 für -R2 ^> R\^BE2 Dabei wird bei der schwachen Gegenkopplung der Zusammenhang S2 = und bei der starken Gegenkopplung β ^> 1 verwendet. Der Ausgangswiderstand bei starker Gegenkopplung ist der höchste mit einem Bipolartransistor bei Gegenkopplung erzielbare Ausgangswiderstand 10. Er wird in der Praxis meist dadurch erreicht, daß man anstelle von R2 eine Stromquelle einsetzt; ein Beispiel dafür ist der Kaskode-Stromspiegel, der im folgenden noch näher beschrieben wird. Zur Berechnung des Ausgangswiderstands eines n-Kanal-Stromspiegel wird das in Abb. 4.21 gezeigte Kleinsignalersatzschaltbild verwendet; dabei ist nur der Ausgang mit T2 und # 2 dargestellt, weil aufgrund des isolierten Gate-Anschlusses keine Verbindung zum eingangsseitigen Teil des Stromspiegels besteht. Für die Mosfets wird das Kleinsignalersatzschaltbild nach Abb. 3.16 auf Seite 203 verwendet. Ein Vergleich mit Abb. 3.54 auf Seite 260 zeigt, daß das Kleinsignalersatzschaltbild des n-Kanal-Stromspiegels dem der Sourceschaltung mit Stromgegenkopplung entspricht, wenn man den Widerstand RD entfernt und den BulkAnschluß auf Masse legt. Deshalb kann man den Ausgangswiderstand ableiten; mit S2 ^> l/rDS2 erhält man: (4.20) Dabei gilt rDS2 = UA/Ia. 10 Man kann durch den Einsatz von Verstärkern oder durch Mitkopplung noch höhere Ausgangswiderstände erzielen, letzteres jedoch nur bei sorgfältigem Abgleich.

4.1

Schaltungen

323

Abb. 4.21. Kleinsignalersatzschaltbild zur Berechnung des Ausgangswiderstands eines nKanal- Stromspiegels

Man kann zwei Spezialfälle ableiten:

{

für R2 = 0

rDS2

-> ohne Gegenkopplung

für R2,1/Sß2 ^> 1/^2 -> starke Gegenkopplung Im Gegensatz zum npn-Stromspiegel ist der Ausgangswiderstand beim n-KanalStromspiegel nicht nach oben begrenzt: für R2 —> 00 erhält man ra -» σο. Abbildung 4.22 zeigt einen Vergleich der Ausgangswiderstände eines npnund eines n-Kanal-Stromspiegels mit fcj = 1 bei einem Strom von Ia = 100 μΑ. Ohne Gegenkopplung ist der Ausgangswiderstand des npn-Stromspiegels im allgemeinen größer als der des n-Kanal-Stromspiegels; Ursache hierfür ist die größere Early-Spannung der npn-Transistoren. Im Bereich schwacher Gegenkopplung gilt für den npn-Stromspiegel ra % rCEiS2R2 und für den n-Kanal-Stromspiegel ία % ^DS2 -"^DS2S R ; hier ist der Vorteil des npn-Stromspiegels noch stärker ausgeprägt, weil hier neben der größeren Early-Spannung auch die wesenlich größere Steilheit der npn-Transistoren zum Tragen kommt. Bei starker Gegenkopplung geht der Ausgangswiderstand beim npn-Stromspiegel gegen den Maximalwert ra = β rcE2> während er beim n-Kanal-Stromspiegel mit ra % ^2^2-^2 weiter steigt. Bei einem Ausgangsstrom von Ia = 100 μΑ kann man bis zu R2 ~ 10 kQ ohmsche Gegenkopplungswiderstände einsetzen; die Spannung an den Widerständen bleibt dann kleiner als UR2 w IaR2 = 100 μΑ · lOkQ = 1 V. Wenn man dagegen R2 = 10 ΜΩ mit einem ohmschen Widerstand realisieren wollte, müßte an R2 eine Spannung von UR2 « IaR2 = 1000 V anliegen; deshalb muß man größere Gegenkopplungswiderstände mit Stromquellen realisieren. Aus Abb. 4.22 kann man zwei wichtige Aussagen ableiten: • Beim npn-Stromspiegel wird mit R2 = rBE2 = ß/S2 die Grenze zum Bereich starker Gegenkopplung erreicht; eine weitere Vergrößerung von R2 bringt keine nennenswerte Verbesserung mehr. Der Spannungsabfall an R2 beträgt in diesem Fall: 2

2

324

4

Verstärker

Ω

ΙΟΙ OOM10M-l

1M-- —

CE2

'DS2

100k--

1

10

100

1k

10k

100k

1M

10M Ω

Abb. 4.22. Ausgangswiderstand eines npnund eines n-Kanal-Stromspiegels Übersetzungsverhältnis kj = 1, Ie = Ia = 100 μΑ und #1 = R2

UR2

=

— I — — I

ßUT

= ßuT

mit

2,6V

Daraus folgt, daß man den maximalen Ausgangswiderstand mit einem ohmschen Gegenkopplungswiderstand erreichen kann, wenn man eine Aussteuerungsgrenze von Uajnin ^ ^R2 + UcE,sat ~ 2,8 V in Kauf nimmt. Bei geringerer Stromverstärkung ist die Aussteuerungsgrenze entsprechend niedriger. Beim n-Kanal-Stromspiegel muß man wegen der wesentlich geringeren Steilheit der Mosfets entsprechend größere Gegenkopplungswiderstände einsetzen, um ähnlich hohe Ausgangswiderstände wie beim npn-Stromspiegel zu erreichen; in diesem Fall muß man für R2 eine Stromquelle einsetzen, d.h. den einfachen Stromspiegel zum Kaskode-Stromspiegel ausbauen. Stromspiegel mit Kaskode

Wenn ein besonders hoher Ausgangswiderstand benötigt wird, muß man beim einfachen Stromspiegel entweder sehr hochohmige Widerstände oder eine Stromquelle zur Gegenkopplung einsetzen. Der Einsatz hochohmiger Widerstände ist jedoch wegen der starken Zunahme der Aussteuergrenze Uaymin im allgemeinen nicht möglich, so daß man zwangsläufig eine Stromquelle einsetzen muß. Da Stromquellen üblicherweise mit Hilfe von Stromspiegeln realisiert werden, erhält man im einfachsten Fall den in Abb. 4.23 gezeigten Stromspiegel mit Kaskode, bei dem, ausgehend von der Prinzipschaltung in Abb. 4.8 auf Seite 307, der Gegenkopplungswiderstand RE bzw. Rs durch einen einfachen Stromspiegel, bestehend

4.1 Schaltungen

325

r

a mit npn-Transistoren


Abb. 4.23. Stromspiegel mit Kaskode

aus Γι und Γ2, ersetzt wird. Dadurch erhält man ausgangsseitig die Reihenschaltung einer Emitter- bzw. Source- (Γ2) und einer Basis- bzw. Gateschaltung (Γ3), die Kaskodeschaltung genannt wird, siehe Abschnitt 4.1.2. Man beachte in diesem Zusammenhang den Unterschied zwischen dem hier beschriebenen Stromspiegel mit Kaskode und dem im nächsten Abschnitt beschriebenen Kaskode-Stromspiegel. Beide verwenden eine Kaskodeschaltung am Ausgang, jedoch unterschiedliche Verfahren zur Arbeitspunkteinstellung: beim Stromspiegel mit Kaskode wird eine externe Spannungsquelle UQ zur Arbeitspunkteinstellung verwendet, während beim Kaskode-Stromspiegel die erforderliche Spannung intern erzeugt wird. npn-Stromspiegel mit Kaskode: Das Übersetzungsverhältnis fcj des in Abb. 4.23a gezeigten npn-Stromspiegels mit Kaskode kann man mit Hilfe des Übersetzungsverhältnisses des einfachen Stromspiegels berechnen; für den aus Γι und T2 bestehenden Stromspiegel gilt nach (4.6): 1

Γ Κ

X sich hier nicht bemerkbar, weil Γ2 mit der näherungsweise Der Early-Effekt hi macht konstanten Kollektor-Emitter-Spannung UQEI = UQ — UBE3 % (7o — 0,7 V betrieben wird. Mit L erhält man: kr K\

-

Ia Ie

v) 1

hl IS2

l1

1 Β

l_

1 Β

1 J

hl

(4.21)

326

4 Verstarker

Für ki = hi folgt:

Das Übersetzungsverhältnis hängt nur vom Größenverhältnis der Transistoren T\ und T2 ab; T3 geht nicht ein. Da k\ nicht von der Ausgangsspannung Ua abhängt, ist der Ausgangswiderstand in erster Näherung unendlich. n-Kanal-Stromspiegel mit Kaskode: Beim n-Kanal-Stromspiegel mit Kaskode in Abb. 4.23b gilt Ia = Ia; daraus folgt zusammen mit (4.18): (4.22)

Auch hier hängt das Übersetzungsverhältnis nur vom Größenverhältnis der Mosfets T\ und T2 ab. Ausgangskennlinien: Abbildung 4.24 zeigt die Ausgangskennlinien eines npnund eines n-Kanal-Stromspiegels mit Kaskode. Beim npn-Stromspiegel mit Kaskode verläuft die Kennlinie für Ua > \Jaymm,npn praktisch waagrecht, d.h. der Ausgangswiderstand ist sehr hoch. Mit UCEySat ^ 0,2 V und UBE ^ 0,7 V erhält man für die Aussteuerungsgrenze: Uayminynpn

—

U0 — UBE3 + UCE3ysat

^

ί/0 — 0 , 5 V

Damit T2 im Normalbetrieb arbeitet, muß UGE2 > UcE2ysat gelten; daraus folgt: Uo — UQE2 + UBE3 > UGE2ysat H~ UBE3 ^ 0 , 9 V Für den Grenzfall Uo = 0,9 V erhält man Ua>rnin>npn = 2UCEySat ^ 0,4 V. Unterhalb der Aussteuerungsgrenze knickt die Kennlinie ab. Beim n-Kanal-Kaskode-Stromspiegel verläuft die Kennlinie für Ua > UayminynK ebenfalls waagrecht; hier gilt: UayminynK

— ^0 ~ UGS3 ~l· Ui)S3yab

— ^0 ~ ^f/z3

Dabei wird U^sûb — UGs3 — U^ verwendet. Damit T2 im Abschnürbereich arbeitet, m u ß UDS2 > UDS2yUb gelten; daraus folgt: Dabei wird Ur>s2yab — UGs2 — Ut\a verwendet. Typische Werte sind Uth ^ 1 V u n d UGS « 1 , 5 . . . 2 V; damit erhält m a n Uo & 2... 3 V u n d UayminynK - 1 . . . 2 V. Mit

h2 = h3 = h und UGS

« Uth + y ^

erhält man die Abhängigkeit der Aussteuerungsgrenze vom Ausgangsstrom und den Größen der Mosfets: TT

UayminynK

=

, TT

!=*-(

\

1

^GS2 "" Uth2 + VGS3 ""

Man kann demnach die Aussteuerungsgrenze kleiner machen, indem man die Mosfets größer macht; allerdings geht die Größe nur unter der Wurzel ein.

4.1 Schaltungen

327 Arbeitsbereich des npn-Stromspiegels mit Kaskode

Arbeitsbereich des n-Kanal-Stromspiegels mit Kaskode

Ua; , min, η Κ

V Abb. 4.24. Ausgangskennlinie eines npnund eines n-Kanal-Stromspiegels mit Kaskode

Unterhalb der Aussteuerungsgrenze gerät zunächst T3 in den ohmschen Bereich. Der Strom wird jedoch von T2 eingeprägt und bleibt deshalb näherungsweise konstant; der Ausgangswiderstand ist jedoch stark reduziert. Bei weiterer Reduktion der Ausgangsspannung gerät auch T2 in den ohmschen Bereich und die Kennlinie geht in die Ausgangskennlinie von T2 über. Ausgangswiderstand: Den Ausgangswiderstand des npn-Stromspiegels mit Kaskode erhält man, indem man in (4.1) die Kleinsignalparameter von T3 und anstelle von Rß einsetzt:

Mit rCE2 « rCE3 = UA/Ia, rCEi » rBE3 und β > 1 folgt: (4.23) Beim n-Kanal-Stromspiegel mit Kaskode erhält man ausgehend von (4.2): ra = rDS} (1 + (S 3 + SB3) rDS2) Mit rDS2 = rDS3 = UA/Ia u n d S3rDS2 » 1 folgt: (4.24)

4 Verstärker

328

Kaskode-Stromspiegel Eine weitere Möglichkeit zur Erhöhung des Ausgangswiderstands ist die in Abb. 4.25 gezeigte Reihenschaltung von zwei einfachen Stromspiegeln, die in Anlehnung an die im Abschnitt 4.1.2 beschriebene Kaskodeschaltung KaskodeStromspiegel genannt wird. Es besteht eine enge Verwandschaft zum Stromspiegel mit Kaskode in Abb. 4.23. Der Kaskode-Stromspiegel benötigt jedoch keine externe Spannungsquelle und wird deshalb auch als Kaskode-Stromspiegel mit automatischer Arbeitspunkteinstellung (self-biased cascode current mirror) bezeichnet. Auch bezüglich Aussteuerungsgrenze und Ausgangswiderstand bestehen Unterschiede zum Stromspiegel mit Kaskode. npn-Kaskode-Stromspiegel: Das Übersetzungsverhältnis des in Abb. 4.25a gezeigten npn-Kaskode-Stromspiegels kann man mit Hilfe des Übersetzungsverhältnisses des einfachen Stromspiegels berechnen; für den aus T\ und T2 bestehenden Stromspiegel gilt nach (4.6):

1

ί

Der Early-Effekt macht sich hier nicht bemerkbar, weil T2 mit der näherungsweise konstanten Kollektor-Emitter-Spannung UQEI — ^BE\ + ^BE3 — UBEA ^ 0,7 V be-

trieben wird. Mit

erhält man: kr Kl

1

Ia Ie

kl

1

VH , )

^l 2

1

ki hl

(4.25)

Für ISI = hi folgt: 4

2

Das Übersetzungsverhältnis hängt nur vom Größenverhältnis der Transistoren Γι und Ί2 ab; Γ3 und Γ4 gehen nicht ein. Da k\ nicht von der Ausgangsspannung Ua abhängt, ist der Ausgangswiderstand in erster Näherung unendlich. n-Kanal-Kaskode-Stromspiegel: Beim n-Kanal-Kaskode-Stromspiegel in Abb. 4.25b gilt Ie = Ie und Ia = Ia; daraus folgt zusammen mit (4.18): (4.26)

4.1 Schaltungen

329

la 1

£

τ3

Γ

—1

1—

—|L—,»

'\—

τ4

/;-

γ.

1ι

1

Γ

1—

7",

Γη r

L 1

.

a mit npn-Transist

1

L

_

—

h

'J _ 1 1

1

b mit n-Kanal-K ^losfets

oren Abb. 4.25. Kaskode-Str

omspiegel

Auch hier hängt das Übersetzungsverhältnis nur vom Größenverhältnis der Mosfets Tx und T2 ab. Ausgangskennlinien: Abbildung 4.26 zeigt die Ausgangskennlinien eines npnund eines n-Kanal-Kaskode-Stromspiegels. Beim npn-Kaskode-Stromspiegel verläuft die Kennlinie für Ua > Ua,mm,npn praktisch waagrecht, d.h. der Ausgangs-

ia ' μΑ

Arbeitsbereich des npn-KaskodeStromspiegels

npn

100-

-~

V"'

_. — — — """""""""

n-Kanal

80-

Arbeitsbereich des n-Kanal-KaskodeStromspiegels

60/ 40! 20-

oH

—L| A

/

a, min, npn

~?a,min,nK

1

'^—\

1

Abb. 4.26. Ausgangskennlinie eines npnund eines n-Kanal-Kaskode-Stromspiegels

330

4 Verstärker

widerstand ist sehr hoch. Für die Aussteuerungsgrenze gilt mit UCE,sat ^ 0,2 V und ÜBE ^ 0,7 V: Ua,min,npn =

UßE\ + UßE3 "" UßE4 + UcE4,sat

%

0, 9 V

Sie ist größer als beim Stromspiegel mit Kaskode, der bei minimaler Spannung I/o eine Aussteuerungsgrenze von UaMn,npn ^ 0,4 V erreicht. Beim n-Kanal-Kaskode-Stromspiegel verläuft die Kennlinie für Ua > Ua,mm,nK ebenfalls waagrecht; hier gilt: Ua,min,nK =

UQSI + ^GS3 ~ UGS4 + UDS4,ab =

UGS\ + UQS3 ~ Uth4

Dabei wird UDS4yab = UGSA — Uth4 verwendet. Typische Werte sind Uth ^ 1 V und UGS ^ 1,5...2V; damit erhält man UaMn,nK ^ 2 . . . 3 V . Wenn man annimmt, daß alle Mosfets dieselbe Schwellenspannung Uth haben, d.h. den Substrat-Effekt vernachlässigt, erhält man mit IDi = ID3 = Ie und UGS W die Abhängigkeit der Aussteuerungsgrenze vom Eingangsstrom u n d den Größen der Mosfets:

Man kann demnach die Aussteuerungsgrenze kleiner machen, indem m a n die Mosfets größer macht; allerdings geht die Größe nur unter der Wurzel ein. Die Untergrenze ist durch Ua,min,nK = Uth gegeben u n d wird nur mit sehr großen Mosfets näherungsweise erreicht. Unterhalb der Aussteuerungsgrenze gerät zunächst T4 in den ohmschen Bereich. Der Strom wird jedoch von T2 eingeprägt u n d bleibt deshalb näherungsweise konstant; der Ausgangswiderstand ist jedoch stark reduziert. Bei weiterer Reduktion der Ausgangsspannung gerät auch T2 in den ohmschen Bereich u n d die Kennlinie geht in die Ausgangskennlinie von T2 über. Ausgangswiderstand: Zur Berechnung des Ausgangswiderstands des npnKaskode-Stromspiegels wird das in Abb. 4.27 gezeigte Kleinsignalersatzschaltbild verwendet. Es gelten folgende Zusammenhänge: UA

Ια Γβ£4

=

ßUT

» s 4 = Λ,

L/r

»S3

«

l/r Ια Dabei ist [7A die Early-Spannung, UT die Temperaturspannung, ^3 die Kleinsig-

nalstromverstärkung der Transistoren und fcj das Übersetzungsverhältnis des Stromspiegels. Eine Berechnung des Ausgangswiderstands liefert mit k\ 1 folgt: (4.28)

Beispiel: Es sollen eine npnund eine n-Kanal-Stromquelle mit einem Ausgangsstrom Ia = 100 μ Α, möglichst hohem Ausgangswiderstand und möglichst kleiner Ausgangskapazität dimensioniert werden. Die Forderung nach einem hohem Ausgangswiderstand ra erfordert den Einsatz eines Kaskode-Stromspiegels, die nach kleiner Ausgangskapazität den Einsatz möglichst kleiner Ausgangstransistoren. Bezüglich der Wahl des Übersetzungsverhältnisses bestehen konträre Forderungen: es sollte einerseits möglichst groß sein, damit nur ein geringer Eingangsstrom Ie = Ia/ki benötigt wird, andererseits sollte es möglichst klein sein, damit der Ausgangswiderstand des npn-Kaskode-Stromspiegels möglichst groß wird. Es wird für beide Stromspiegel fcj ^ 1 gewählt. Für den npn-Kaskode-Stromspiegel erhält man das in Abb. 4.28a gezeigte Schaltbild. Es werden Transistoren der Größe 1 eingesetzt, die nach Tab. 4.1 für einen Kollektorstrom von 100 μ Α ausgelegt sind; die weiteren Parameter sind

332

4 Verstärker

la= 100 μΑ

35 k

la = 100 μΑ

Ύ

1 a mit npn-Transistoren

i


Abb. 4.28. Beispiel einer Kaskode-Stromquelle

Is = 1 fA, Β = β = 100 und UA = 100 V. Aus (4.25) folgt mit /S1 = IS2 = I S 3 7S4 = Is das Übersetzungsverhältnis ι ι 0,96 1 ) 0 4 1+und der Eingangsstrom Ie = Ia/ki » 104 μA. Da die Kollektorströme der Transistoren nahezu gleich sind, kann man mit einer einheitlichen Basis-EmitterSpannung ÜBE rechnen: ÜBE

*

l£A

i,

erhält man:

Für den Vorwiderstand Rv

=

660 mV

Ie

Ie

3,68 V 104 μΑ

Mit TCEA = UA/Ia = 100 V/100 μΑ = 1 ΜΩ folgt der Ausgangswiderstand: 50 ΜΩ Die Aussteuerungsgrenze beträgt Uaymiri = UBE + UCE,sat ^ 0,9 V. Für den n-Kanal-Kaskode-Stromspiegel erhält man das in Abb. 4.28b gezeigte Schaltbild. Für T3 und T4 werden Mosfets der Größe 10 nach Tab. 4.2 eingesetzt, da die Größe 1 für einen Drainstrom von 10 μΑ ausgelegt ist und hier 100 μ Α benötigt werden. Für T\ und T2 könnte man ebenfalls die Größe 10 verwenden; um eine Reduktion der Aussteuerungsgrenze \Ja,mm z u erreichen, werden hier jedoch Mosfets der Größe 50 verwendet. Da die Ausgangskapazität im wesentlichen von Γ4 abhängt, wirkt sich die Größe von Γι und T2 diesbezüglich praktisch nicht aus. Aus Tab. 4.2 entnimmt man Κ = 30μΑ/ν 2 für die Größe 1, Uthy0 = IV,

4.1 Schaltungen

333

γ = Ο,5 Vv, Uinv = 0,6 V und UA = 50 V. Das Übersetzungsverhältnis ist fc/ = 1; daraus folgt Ie = Ia = 100 μ Α. Für die Mosfets gilt: uA Κλ ••-- K2 ---- 5 0 Κ 1 , 5 ^ , Κ3 = Κ4 = 10Κ = 300 — Bei T\ und Γ2 macht sich der Substrat-Effekt wegen UBSI = UBSI = 0 nicht bemerkbar; es gilt Uthi = Uth2 = Uth,o und: UGSI = UGS2 = Uth

IV

:

,

, ;

.\

1,37V

Bei Γ3 u n d T4 gilt dagegen =

UtK0

UBS3=^

1,31V \

/

und: ^GS3 =

t^G54 -

Uf/z3 + W —

~

1,31 V + \j-^

T^T)

-

!

' "

Damit erhält man für den Vorwiderstand: Ub-UGsi-UGS3 5V-1,37V-2,13V 100 μ Α Ie Mit r DS2 = rDS4 = UA/Ia = 500 kQ und 5 4 = v / 2X 4 X = ^ / 2 3 0 0 μ Α / ν 2 · 100 μ Α « 245 — yS 4 ß4

==

2Vü % folgt für den Ausgangswiderstand:

0,5VV5 4 2VÜ97V

μΑ 44

V2"

ra « (S4 + Sß4)rne, « 2 8 9 — · (500 k n ) 2 ^ 72 ΜΩ Die Aussteuerungsgrenze beträgt: üatmin = UGSi + UGS3 - Uth4 * 1,37V + 2,13 V - 1,31 V « 2,2 V Bei einer Betriebsspannung von 5 V geht demnach fast die Hälfte der Betriebsspannung verloren. Die n-Kanal-Kaskode-Stromquelle hat einen höheren Ausgangswiderstand, der jedoch mit einer unverhältnismäßig hohen Aussteuerungsgrenze verbunden ist, obwohl durch Vergrößern von Γι und T2 bereits eine Reduktion vorgenommen wurde. Möchte man eine Aussteuerungsgrenze wie bei einer npn-KaskodeStromquelle erreichen, kann man nur eine einfache n-Kanal-Stromquelle einsetzen, die mit ra = rDS2 = 500 kQ einen erheblich geringeren Ausgangswiderstand aufweist; die npn-Kaskode-Stromquelle ist in diesem Fall um den Faktor 100 besser. Darüber hinaus ist ein Vergleich des Kaskode-Stromspiegels mit dem einfachen Stromspiegel mit Gegenkopplung unter der Voraussetzung gleicher Aus-

334

4

Verstärker

steuerbarkeit interessant. Beim npn-Kaskode-Stromspiegel ist die Aussteuerungsgrenze mit \Ja,min — ÜBE + UCEySat um ÜBE ^ 0,7 V größer als beim einfachen npn-Stromspiegel ohne Gegenkopplung; deshalb kann man eine Gegenkopplung mit R2 = UBE/IÜ ^ 7kQ ergänzen, um auf dieselbe Aussteuerungsgrenze zu kommen. Der Ausgangswiderstand des einfachen npn-Stromspiegels beträgt in diesem Fall:

rCE2(l+SR2) = ψ(ΐ + ±ψ)

* ψ^

* 27ΜΩ < 50ΜΩ

h U Ι J UI Damit ist der Ausgangswiderstand des einfachen npn-Stromspiegels zwar kleiner als der des npn-Kaskode-Stromspiegels, jedoch nur um den Faktor 2; in der Praxis erreicht man demnach mit beiden Varianten Ausgangswiderstände in derselben Größenordnung. Beim einfachen n-Kanal-Stromspiegel steht die Spannung UQS2 ^ 1,37 V des n-Kanal-Kaskode-Stromspiegels für den Gegenkopplungwiderstand zur Verfügung, wenn man auch hier gleiche Aussteuerungsgrenzen erreichen will; daraus folgt R2 ^ 13,7kQ und: ra = rDS2(\ + (S + SB)R2)

« (S + SB) R2rDS2

% 2 8 9 ^ - · 13,7kn-500kQ ^ 2ΜΩ «

72ΜΩ

Damit ist der Ausgangswiderstand des einfachen n-Kanal-Stromspiegels mit Gegenkopplung erheblich kleiner als der des n-Kanal-Kaskode-Stromspiegels.

Wilson-Stromspiegel Wenn hohe Ausgangswiderstände benötigt werden, kann man neben dem Kaskode-Stromspiegel auch den in Abb. 4.29a gezeigten Wilson-Stromspiegel einsetzen, für den nur drei Transistoren benötigt werden. Die Besonderheit des Wilson-Stromspiegels ist eine im Vergleich zu anderen Stromspiegeln sehr geringe Abhängigkeit des Übersetzungsverhältnisses von der Stromverstärkung bei Einsatz von Bipolartransistoren; der Wilson-Stromspiegel ist deshalb ein Präzisions-Stromspiegel. Man kann ihn zwar auch mit Mosfets aufbauen, erhält damit jedoch keine höhere Genauigkeit, weil bei Mosfets kein Gatestrom fließt; es bleibt als Vorteil nur der hohe Ausgangswiderstand. npn-Wilson-Stromspiegel: Bei der Berechnung macht man sich zu Nutze, daß der Wilson-Stromspiegel einen einfachen npn-Stromspiegel mit den Strömen l'e und Ia enthält; es gilt:

Mit

h =

4.1

Schaltungen

335

1 a Schaltung

b Übersetzungsverhältnis

Abb. 4.29. Wilson-Stromspiegel mit npn-Transistoren

erhält man das Übersetzungsverhältnis: !

(In B

+

ß+1 ) \ki 1 kl kl ^ " B + 1

kr

AC/

>i

^

r

1 1

(4.29)

fei

H

Die Größe des Transistors T3 hat keinen Einfluß auf kj. Abbildung 4.29b zeigt den Verlauf von kj in Abhängigkeit vom Größenverhältnis Für IS\ = IS2 erhält man:

1 +

ß 2 + 25 B2 2 Der Fehler beträgt hier nur 2/B im Gegensatz zu 2/B beim einfachen Stromspiegel und A/B beim Kaskode-Stromspiegel. Beim 3-Transistor-Stromspiegel beträgt der Fehler ebenfalls nur 2/B2, allerdings nur unter der Annahme, daß alle drei Transistoren dieselbe Stromverstärkung haben; da jedoch T3 in Abb. 4.18a mit einem sehr viel kleineren Strom betrieben wird, ist seine Stromverstärkung in der Praxis kleiner als die der anderen Transistoren. Dagegen fließt beim WilsonStromspiegel mit hi — hi durch alle Transistoren etwa derselbe Strom und die Stromverstärkung ist bei richtiger Wahl der Größe bei allen Transistoren maximal. Daß der Wilson-Stromspiegel für Isi/hi — 1 den geringsten Fehler aufweist, folgt auch aus der Symmetrie der Kurve in Abb. 4.29b. Ausgangskennlinie: Die Ausgangskennlinie des Wilson-Stromspiegels entspricht der des Kaskode-Stromspiegels, siehe Abb. 4.26 auf Seite 329; auch die Aussteuerungsgrenze ist dieselbe: Uaimin

=

UCE,sat ^

0,9 V

336

4

Verstärker

L Abb. 4.30. Kleinsignalersatzschaltbild eines Wilson-Stromspiegels

Ausgangswiderstand: Zur Berechnung des Ausgangswiderstands des WilsonStromspiegels wird das in Abb. 4.30 gezeigte Kleinsignalersatzschaltbild verwendet. Es gelten folgende Zusammenhänge: -

UA

— A

y rcEl ~

a

r

BE3

—

Ia

ϋ —

7Γ

S3

L

—

kjüA

-

—

>

r

BE\

-

λ

α

e

a

c 83

UA

V

Ig

UT

kjUT

S5

ßuT Ie

Ia

S3

Dabei ist UA die Early-Spannung, UT die Temperaturspannung, β die Kleinsignalstromverstärkung der Transistoren und k\ das Übersetzungsverhältnis des Stromspiegels. Eine Berechnung des Ausgangswiderstands liefert mit β ^> 1: (4.30)

Ein Vergleich mit (4.27) zeigt, daß der Wilson-Stromspiegel denselben Ausgangswiderstand hat wie der npn-Kaskode-Stromspiegel. Dynamisches Verhalten

Wenn man einen Stromspiegel zur Signalübertragung einsetzt, ist neben dem Ausgangswiderstand der Frequenzgang des Übersetzungsverhältnisses und die Sprungantwort bei Großsignalaussteuerung interessant. Eine allgemeine Berechnung der Frequenzgänge ist jedoch sehr aufwendig und die Ergebnisse sind aufgrund der großen Anzahl an Parametern nur schwer zu interpretieren. Deshalb wird das grundsätzliche dynamische Verhalten der Stromspiegel an Hand von

4.1 Schaltungen

337

- 3 --

- 6 --

7 2 3 4

einfach 3-Transistor Kaskode Wilson

-10 -100 Μ

30 Μ

10M

300 Μ

1G _j_ Hz

Abb. 4.31. Frequenzgänge von npn-Stromspiegeln mit k\ = 1 bei Kleinsignal-Kurzschluß am Ausgang

Simulationsergebnissen beschrieben. Verglichen werden vier npn-Stromspiegel: der einfache, der 3-Transistor, der Kaskode- und der Wilson-Stromspiegel, jeweils mit ki = 1 und Ia = 100 μΑ. Abbildung 4.31 zeigt die Frequenzgänge bei Kleinsignal-Kurzschluß am Ausgang (Ua>A = 5 V bzw. ua = 0) und Abb. 4.32 die Sprungantworten von Ia = 10 μΑ auf Ia = 100 μ Α. Man erkennt, daß der einfache Stromspiegel die besten dynamischen Eigenschaften aufweist, da er sich wie ein Tiefpaß ersten Grades verhält. Der Wilson-Stromspiegel erreicht aufgrund konjugiert komplexer Pole zwar eine

ι, >

2

4

μΑ

γ

100-

'

50-

10-

ί

J

0

' 13,4 3

1 2 3 4

1/2 2

—ι

/

1

einfach 3-Transistor Kaskode Wilson

Η

10

Abb. 4.32. Sprungantworten von npn-Stromspiegeln

1

12

1

14

t Ins"

338

4

J

CE4,sat

J

CE2,sat

Verstärker

b mit Widerstand

a Prinzip Abb. 4.33. Kaskode-Stromspiegel mit Vorspannung

etwas höhere Grenzfrequenz, jedoch nur zu Lasten der Sprungantwort, die ein Überschwingen von etwa 15% aufweist. Beim Kaskode-Stromspiegel ist die Grenzfrequenz etwa um den Faktor 2,5 geringer als beim einfachen Stromspiegel; folglich ist die Einschwingzeit entsprechend länger. Am schlechtesten ist der 3-Transistor-Stromspiegel; er hat die niedrigste Grenzfrequenz und ein Überschwingen von mehr als 20%. Ursache hierfür ist der geringe Ruhestrom des Transistors T3 in Abb. 4.18a, der eine entsprechend geringe Transitfrequenz zur Folge hat. Die Zahlenwerte für die Grenzfrequenz, die Einschwingzeit und das Überschwingen hängen natürlich von den Parametern der verwendeten Transistoren ab. Mit anderen Parametern erhält man zwar andere Werte, jedoch nahezu identische Relationen beim Vergleich der Stromspiegel. Weitere Stromspiegel und Stromquellen

Nachdem mit dem Kaskode- und dem Wilson-Stromspiegel bereits sehr hohe Ausgangswiderstände erreicht werden, zielen weitere Varianten vor allem in Richtung einer Verringerung der Aussteuerungsgrenze Uaymin. Zwar kann man beim Kaskode- und beim Wilson-Stromspiegel die Aussteuerungsgrenze durch eine exzessive Vergrößerung der Transistoren geringfügig verringern, allerdings ist diese Methode aufgrund des unverhältnismäßig hohen Platzbedarfs in einer integrierten Schaltung ineffektiv und teuer. Deshalb wurden Stromspiegel entwickelt, die m i t Uatmin ^ 2 UCE,sat b z w . Uaytnin ~ 2 UDSyab a r b e i t e n .

Kaskode-Stromspiegel mit Vorspannung: Ersetzt man beim KaskodeStromspiegel nach Abb. 4.25a auf Seite 329 den Transistor T3 durch eine Spannungsquelle mit der Spannung UCE,sat> erhält man den in Abb. 4.33a gezeigten Stromspiegel mit Vorspannung. Aus der Maschengleichung UcE,sat + UCE2,sat + UBE4 und UBEI ^ UBEA folgt UCE2ysat ^ UCE,sat und daraus: Ua,min — UCE2,sat + UCE4,sat =

2 UCEysat ~

0,4 V

4.1 Schaltungen

339

{Ft,)\ I

Γ b mit n-Kanal-Mosfets

a mit npn-Transistoren

Abb. 4.34. Kaskode-Stromspiegel mit Vorspannungszweig

Bei konstantem Eingangsstrom, d.h. Einsatz des Stromspiegels als Stromquelle, kann man die Vorspannung mit einem Widerstand erzeugen, siehe Abb. 4.33b; dabei gilt bei Vernachlässigung des Basisstroms von T4: U< 'CE2,sat R^ Das Übersetzungsverhältnis und der Ausgangswiderstand bleiben nahezu unverändert, siehe (4.25) und (4.27). Da die Kollektor-Emitter-Spannungen von T\ und T2 nicht mehr näherungsweise gleich sind wie beim Kaskode-Stromspiegel, hängt das Übersetzungsverhältnis geringfügig von der Early-Spannung der Transistoren ab. Beim n-Kanal-Kaskode-Stromspiegel nach Abb. 4.25b kann man in gleicher Weise vorgehen; in diesem Fall gilt Ua,min

=

)

UDS2,ab ' /

und:

L Man kann die Vorspannung auch mit einem separaten Vorspannungszweig erzeugen, siehe Abb. 4.34; dabei muß in Abb. 4.34a UV & UBE5 + IoRl

> UCE2ysat

und in Abb. 4.34b gelten. Da die Vorspannung separat erzeugt wird, können die Schaltungen im Gegensatz zu der in Abb. 4.33b auch mit variablen Eingangsströmen, d.h. als Stromspiegel, betrieben werden, wenn sie so ausgelegt sind, daß die obigen Bedingungen auch bei maximalem Strom, d.h. bei maximalem UBEA bzw. 1/GS4>

340

4 Verstärker

'•>ΗΘ a normale Ausführung

b mit Widlar-Stufe

Abb. 4.35. npn-Doppel-Kaskode-Stromspiegel

erfüllt sind. Die Schaltungen arbeiten auch ohne den Transistor T3; allerdings sind dann die Kollektor-Emitter- bzw. Drain-Source-Spannungen von T\ und T2 nicht mehr gleich und das Übersetzungsverhältnis hängt geringfügig von der EarlySpannung der Transistoren ab. Bei Verwendung von Mosfets kann Ri entfallen, wenn man Io so groß und die Größe von T5 so klein wählt, daß L7GS5 > t/DS2,afr+^GS4 gilt. Doppel-Kaskode-Stromspiegel: Abb. 4.35a zeigt den npn-Doppel-KaskodeStromspiegel; dabei wird im Vergleich zum Kaskode-Stromspiegel der Kollektor von T4 an die Betriebsspannung U^ angeschlossen und eine zweite Kaskode mit T5 und T6 ergänzt. Wenn T5 und T6 mit UCE > UCE,sat betrieben werden, erhält man das Übersetzungsverhältnis . kl =

Ia

Τ hi und den Ausgangswiderstand: ra =

ßÜA ie=o

Ia

Hier tritt kein Faktor (1 + ki) wie beim Kaskode-Stromspiegel auf, weil eine Rückwirkung von T6 auf den Referenzweig durch T4 verhindert wird. Man kann nun die Größen der Transistoren so wählen, daß T5 mit UcE,sat arbeitet und eine Aussteuerungsgrenze von Uaimin =

UCE5,sat + UCE6ysat =

2 UcEtsat ~

erreicht wird. Ausgehend von der Maschengleichung erhält man mit

0,4 V

341

4.1 Schaltungen

1,0--

0,5--

200

UCE5 mV

Abb. 4.36. Abhängigkeit des Übersetzungsverhältnisses ki und des Ausgangswiderstands ra von UCE5 beim npn-Doppel-Kaskode-Stromspiegel

IC2

und hihe Für die Größenverhältnisse in Abb. 4.35a erhält man: 10 · 10 = C7rlnl00 « 26mV-4,6

120mV

Diese Spannung liegt zwar unterhalb der bisher angenommenen Sättigungsspannung UCEiSat % 0,2 V, ist aber in der Praxis meist ausreichend. Man erkennt dies, wenn man den Ausgangswiderstand und das Übersetzungsverhältnis in Abhängigkeit von UCE5 betrachtet, siehe Abb. 4.36: für UCE ~ 120 mV ist das Übersetzungsverhältnis nahezu Eins und der Ausgangswiderstand beträgt mit ra « 30 ΜΩ ein Drittel des maximal möglichen Wertes. Mit UCE = 200 mV werden zwar bessere Werte erreicht, allerdings muß man dazu die Größe 50 für Γ4 und T6 wählen: UCE5

« UT In 5 ° ' 5 ° = UT In 2500 « 200 mV

In integrierten Schaltungen werden Transistoren dieser Größe wegen des hohen Platzbedarfs nur dann eingesetzt, wenn es für die Funktion der Schaltung unbedingt erforderlich ist. Man wählt für T4 und T5 im allgemeinen dieselbe Größe, weil dadurch der Platzbedarf für einen geforderten Wert UQES minimal wird. Ein Nachteil der Schaltung in Abb. 4.35a ist die hohe Ausgangskapazität, die durch die Größe von T6 verursacht wird. Will man T6 um den Faktor 10 auf die

4 Verstärker

342

10

}

50

50

Τ

'r

10

10

Abb. 4.37. n-Kanal-Doppel-KaskodeStromspiegel

Größe 1 verkleinern, muß man entweder T4 um den Faktor 10 auf die Größe 100 vergrößern oder den Strom IC4 ^ Ici um den Faktor 10 reduzieren. Letzteres erreicht man, indem man T2 um den Faktor 10 verkleinert oder, wenn dies nicht möglich ist, weil T2 bereits die minimale Größe hat, alle anderen Transistoren entsprechend vergrößert. Soll der Stromspiegel als Stromquelle betrieben werden, kann man IQI auch dadurch reduzieren, daß man T2 mit einem Gegenkopplungswiderstand versieht; dadurch erhält man den in Abb. 4.35b gezeigten Doppel-Kaskode-Stromspiegel mit Widlar-Stufe. In Abb. 4.35a kann man den Kollektor von T4 auch als zusätzlichen Ausgang verwenden; dann ist IQA der Ausgangsstrom eines Kaskode-Stromspiegels mit k\ & hi/hx und Ice der Ausgangsstrom des Doppel-Kaskode-Stromspiegels mit Abbildung 4.37 zeigt den n-Kanal-Doppel-Kaskode-Stromspiegel. Wenn T5 und T6 mit UDS > UDS,ab betrieben werden, erhält man das Übersetzungsverhältnis -K-5

α

L.

/-v>

Ι

τ

^

is

und den Ausgangswiderstand: (S6 ra = — Vernachlässigt man die Substrat-Steilheit Sß6, folgt mit S6 = *j2K6Ia und rDS6 = I/A//«:

sß6«s6 Für die Schaltung in Abb. 4.37 erhält man mit K6 = 50 · Κ = 1,5 mA/V2, UA = 50 V und Ia = 100 μΑ einen Ausgangswiderstand von ra « 140 ΜΩ. Die Aussteuerungsgrenze wird minimal, wenn man T5 mit UDS5 = UDS5iab betreibt: Uaimin

=

UDS6,ab

4.1

343

Schaltungen

Aus der Maschengleichung UGsi + UGS3 = UGSA + UDS5 + UGS6 erhält man mit UGS = Uth + u n d Im

y/2ID/K

= ID3 = Ie, ID2 = IDA = IeK2/Kl

u n d ID5 = ID6 = Ia =

IeK5/KY:

Für die Schaltung in Abb. 4.37 erhält man mit AUth = Uth\ + Ut\e> — Uth4 — K6=l,5mA/V2

UDS5 w AUth + J-?-(V5 + V5-Vöri-l)

w

Äi/fh +1,15V

Die Spannung AUth faßt die durch den Substrat-Effekt verursachten Unterschiede in den Schwellenspannungen zusammen; sie ist immer negativ und kann nicht geschlossen berechnet werden. Eine Simulation mit PSpice liefert AUth ^ — 0,3 V und UDS5 = 0,85 V; damit gilt: UE>S5 >

UDS5,ab

=

Mit UDS6,ab = UGS6 — Uth6 = y/2Ia/K6 « 0,37 V erhält man eine Aussteuerungsgrenze von Uaymin = UDS5yab + UDS6iab ^ 1,2 V. Eine weitere Reduktion von Uaymin wird erreicht, wenn man die Mosfets 7\, T2 und T5 proportional größer macht; dadurch verringert sich UDS5yab entsprechend der Zunahme von K5. Geregelter Kaskode-Stromspiegel: Wenn man beim Kaskode-Stromspiegel in Abb. 4.25b den Mosfet T3 entfernt und die Gate-Spannung von T4 mit Hilfe eines Regelverstärkers einstellt, erhält man den in Abb. 4.38a gezeigten geregelten Kaskode-Stromspiegel; dabei wird die Gate-Spannung von Γ4 bei ausreichend hoher Verstärkung Α des Regelverstärkers so eingestellt, daß UDs2 « Usou gilt. Gibt man Usou » UDS2yab vor, erhält man auf einfache Weise einen Stromspiegel mit minimaler Aussteuerungsgrenze Uaymin. Wenn man als Regelverstärker eine einfache Sourceschaltung einsetzt, erhält man die Schaltung in Abb. 4.38b; als Spannung Usou tritt dabei die Gate-SourceSpannung von T3 im Arbeitspunkt auf:

Im allgemeinen werden alle Mosfets mit UGS < 2Uth und UDS)ab = UGs — Uth < \Jth betrieben; in diesem Fall gilt Usou = UGs$ > Ur>s2yab> d.h. T2 arbeitet im Abschnürbereich. Will man Usou klein halten, um eine möglichst geringe Aussteuerungsgrenze zu erreichen, muß man den Strom Io klein und den Mosfet T3 groß wählen; dadurch wird jedoch die Bandbreite des Regelverstärkers sehr klein. In

344

4

Verstärker

r a Prinzip

b mit Sourceschaltung

Abb. 4.38. Geregelter n-Kanal-Kaskode-Stromspiegel

der Praxis muß man je nach Anwendung einen sinnvollen Kompromiß zwischen Aussteuerbarkeit und Bandbreite finden. Der Ausgangswiderstand wird mit Hilfe des Kleinsignalersatzschaltbilds in Abb. 4.39 berechnet; man erhält:

Tn

=

ie=0

Der Ausgangswiderstand ist demnach um die Verstärkung Α größer als beim Kaskode-Stromspiegel. Wenn man als Regelverstärker eine einfache Sourceschaltung nach Abb. 4.38b einsetzt, gilt A = S3rDS3 = ^/2K3/I0 UA; mit Io = 10 μΑ, K3 = 30μΑ/ν 2 (Γ3 mit Größe 1) und UA = 50 V erhält man A « 120. Damit erreicht man Ausgangswiderstände im Gü-Bereich. Der geregelte Kaskode-Stromspiegel kann prinzipiell auch mit npn-Transistoren aufgebaut werden, allerdings kann man in diesem Fall keine einfache Emitterschaltung als Regelverstärker einsetzen. Für eine korrekte Funktion muß nämlich der Eingangswiderstand re^y des Regelverstärkers größer sein als der Ausgangswiderstand von T2 (rDS2 beim Mosfet bzw. TQEI beim Bipolartransistor). Diese Bedingung ist bei Mosfets automatisch erfüllt, während man bei Bipolartransistoren erheblichen Aufwand treiben muß, um einen ausreichend hohen Eingangswiderstand reyRv zu erreichen. Ähnliches gilt am Ausgang: bei Mosfets wird der Regelverstärker durch T4 nicht belastet und kann demnach einen hochohmigen Ausgang haben, während bei Bipolartransistoren der Eingangswiderstand von T4 einen entsprechend niederohmigen Verstärker-Ausgang erfordert. Ein bipolarer Regelverstärker muß deshalb mehrstufig aufgebaut werden. Mit einem idealen Verstärker (reiRV = oo und ra>RV = 0) erreicht man denselben Ausgangswider^ stand wie beim geregelten n-Kanal-Kaskode-Stromspiegel: ra

4.1

345

Schaltungen

-Α.

φ* U

BS4 \Σ/

\ i / ύ 4 UGS4 [ UGS4

\UBS4

1

Abb. 4.39. Kleinsignalersatzschaltbild des geregelten n-Kanal-Kaskode-Stromspiegels

Stromspiegel für diskrete Schaltungen

In diskreten Schaltungen kann man nicht mit den Größenverhältnissen der Transistoren arbeiten, weil die Sättigungssperrströme bzw. Steilheitskoeffizienten auch bei Transistoren desselben Typs stark schwanken n . Man muß deshalb grundsätzlich Gegenkopplungswiderstände einsetzen und das Übersetzungsverhältnis mit den Widerständen einstellen. Wegen der höheren Early-Spannung und der geringeren Aussteuerungsgrenze werden fast ausschließlich Bipolartransistoren eingesetzt. 4.1.2 Kaskodeschaltung

Bei der Berechnung der Grenzfrequenzen der Emitter- und der Sourceschaltung in den Abschnitten 2.4.1 bzw. 3.4.1 erweist sich der Miller-Effekt als besonders störend. Er kommt dadurch zustande, daß über einer zwischen Basis und Kollektor bzw. Gate und Drain angeschlossenen Miller-Kapazität CM die Spannung A

a,Emitter

ι Te,Basis

r »l/S I/S2 S2Rc cEi + I/S2 dieselbe Verstärkung wie bei einer einfachen Emitterschaltung. Die Betriebsverstärkung der Emitterschaltung in der Kaskode beträgt dagegen nur: C£1

Êmitter

^

~" $1 re,Basis

— ~ $11$2

^

2

—1

Damit folgt für die äquivalente Eingangskapazität CM(1 + |A|) « 2CM> d.h. der Miller-Effekt wird vermieden. Bei der Basisschaltung in der Kaskode tritt kein Miller-Effekt auf, weil die Basis von T2 auf konstantem Potential liegt; die Kollektorkapazität von T2 wirkt sich deshalb nur am Ausgang aus. Diese Eigenschaften gelten für die n-Kanal-Kaskodeschaltung in gleicher Weise. Allerdings sind die Steilheiten S\ und S2 in diesem Fall nur gleich, wenn die Größen der Mosfets gleich sind: iCx = K2. Zur Arbeitspunkteinstellung wird eine Spannungsquelle 17O benötigt, siehe Abb. 4.41. Die Spannung Uo muß so gewählt werden, daß UCEI

=

Uo-

UBE2 >

bzw.

UDSi = Uo-

UGS2 >

4.1

347

Schaltungen

"4 1

1 b mit n-Kanal-Mosfets

a mit npn-Transistoren Abb. 4.41. Kaskodeschaltung

gilt, damit T\ im Normalbetrieb bzw. Abschnürbereich arbeitet; daraus folgt f UcEljat + UBE2 «

13

:

0,8... IV

{ UDShab + UGS2 = UGsi-Uthl+UGS2

«

2...3V

Man wählt Ifo möglichst nahe an der unteren Grenze, damit die Aussteuerbarkeit am Ausgang maximal wird. Bei der npn-Kaskodeschaltung wird oft der Spannungsabfall über zwei Dioden verwendet, d.h. Uo « 1,4 V, wenn die damit verbundene geringere Aussteuerbarkeit nicht stört. Kleinsignalverhalten der Kaskodeschaltung

Kaskodeschaltung mit einfacher Stromquelle: In integrierten Schaltungen werden anstelle der Widerstände Rc und RD Stromquellen eingesetzt; Abb. 4.42 zeigt die resultierenden Schaltungen bei Einsatz einer einfachen Stromquelle. Die Verstärkung hängt in diesem Fall von den Ausgangswiderständen raK und ras der Kaskode und der Stromquelle ab: A = -Si(r f l K ||r f l S ) Der Ausgangswiderstand der Kaskode entspricht dem Ausgangswiderstand eines Stromspiegels mit Kaskode, siehe (4.23) und (4.24) 13: r

aK

(S2 + SB2)

13 Die Werte für die npnund die n-Kanal-Kaskode werden in einer Gleichnung mit geschweifter Klammer übereinander angegeben.

348

4

ΙΛ

i raS

Verstärker

'aS

pK die Early-Spannung der p-Kanal-Mosfets und Uth,nK die Schwellenspannung der n-Kanal-Mosfets. Wenn npnund pnp-Transistoren bzw. n-Kanalund p-Kanal-Mosfets dieselbe Early-Spannung haben, entspricht der Betrag der Verstärkung der maximalen Verstärkung μ der Emitter- bzw. Sourceschaltung: SrCE

\A\

=

UA

Ur

1000...6000

μ =

2UA 40... 200 - Uth Hier macht sich einmal mehr die geringe Steilheit der Mosfets im Vergleich zum Bipolartransistor negativ bemerkbar. Kaskodeschaltung mit Kaskode-Stromquelle: Die Verstärkung nimmt weiter zu, wenn man den Ausgangswiderstand raS durch Einsatz einer Stromquelle mit Kaskode auf SrDS =

r

aS r

DS3

erhöht; damit folgt für die in Abb. 4.43 gezeigte Kaskodeschaltung mit

Kaskode-Stromquelle:

(4.36)

(4.37)

Der Eingangswiderstand re ist durch (4.32) gegeben. Die Bezeichnung Kaskodeschaltung mit Kaskode-Stromquelle ist streng genommen nicht korrekt, weil in Abb. 4.43 ein Stromspiegel mit Kaskode und kein Kaskode-Stromspiegel als Stromquelle verwendet wird; die korrekte Bezeichnung Kaskodeschaltung mit Stromquelle mit Kaskode ist jedoch umständlich. Setzt man einen echten Kaskode-Stromspiegel als Stromquelle ein, ist die Verstärkung der npn-Kaskode etwa um den Faktor 2/3 geringer, weil der Kaskode-Stromspiegel nach (4.27) bei einem Übersetzungsverhältnis kj = 1 nur einen Ausgangswider-

350

4

Verstärker

uh

j υ

ο,κ\

1


1

1


Abb. 4.43. Kaskodeschaltung mit Kaskode-Stromquelle

stand von raS = ß^rCEz/2 anstelle von raS = j53rC£3 beim Stromspiegel mit Kaskode erreicht. Bei der η-Kanal-Kaskode sind beide Varianten äquivalent. Durch Einsetzen der Kleinsignalparameter erhält man für die Kaskodeschaltung mit Bipolartransistoren A * UT

. 1

(4.38)

1

ν Ρηρη ^Α,ηρη

Ppnp Âyp

und für die Kaskodeschaltung mit Mosfets gleicher Größe (iCi = K2 = K3 = K): 1

υA,nK „. J

1

υA,pK

u

(uGS - uthy

/

1

1

(4.39)

\

Wenn die Early-Spannungen und Stromverstärkungen der npnund pnp-Transistoren und die Early-Spannungen der η-Kanal- und p-Kanal-Mosfets gleich sind, folgt: ßSrcE 2 r

DS

ßlh 2UT = 2

UA UGS - Uth

50.000... 300.000 800... 20.000

4.1

Schaltungen

351.

Demnach kann man mit einer npn-Kaskodeschaltung eine Verstärkung im Bereich von 105 = 100 dB erreichen; mit einer n-Kanal-Kaskodeschaltung erreicht man dagegen maximal etwa 104 = 80 dB. Betriebsverstärkung: Die hohe Verstärkung der Kaskodeschaltung ist eine Folge des hohen Ausgangswiderstands der Kaskode und der Stromquelle: Υα = ?αΚ 11 ?aS

Mit β = 100, UA = 100 V und / c = 100 μ Α erhält man für die npn-Kaskodeschal2 tung mit Kaskode-Stromquelle ra = ßrCE/2 = 50 ΜΩ und mit Κ = 300μΑ/ν , UA = 50 V und ID = 100 μΑ für die n-Kanal-Kaskodeschaltung mit KaskodeStromquelle ra = S TQS/2 = 31 ΜΩ; dabei werden gleiche Werte für die npnund pnp- bzw. n- und p-Kanal-Transistoren angenommen. Bei Betrieb mit einer Last RL wird nur dann eine Betriebsverstärkung

AB = A — ^ — =

-S(ra\\RL)

in der Größenordnung von Α erreicht, wenn Ri ähnlich hoch ist wie ra. In den meisten Fällen ist am Ausgang der Kaskodeschaltung eine weitere Verstärkerstufe mit dem Eingangswiderstand re>n angeschlossen. Wird in einer CMOS-Schaltung eine Source- oder Drainschaltung als nächste Stufe eingesetzt, erreicht die Kaskodeschaltung wegen RL = re>n — oo ohne besondere Maßnahmen die maximale Betriebsverstärkung AB = A. In einer bipolaren Schaltung muß man eine oder mehrere Kollektorschaltungen zur Impedanzwandlung einsetzen; dabei gilt für jede Kollektorschaltung ra ^ Rg/ß> d.h. der Ausgangswiderstand nimmt mit jeder Kollektorschaltung um die Stromverstärkung β ab. Mit β = 100 und ra = 50 ΜΩ erhält man mit einer Kollektorschaltung ra « 500 kQ und mit zwei Kollektorschaltungen ra % 5 kü. In vielen Operationsverstärkern wird eine Kaskodeschaltung mit Kaskode-Stromquelle gefolgt von drei komplementären Kollektorschaltungen eingesetzt; damit erreicht man A % 2 · 105 und ra % 50 Ω. Frequenzgang und Grenzfrequenz der Kaskodeschaltung

npn-Kaskodeschaltung: Abbildung 4.44 zeigt das vollständige Kleinsignalersatzschaltbild einer npn-Kaskodeschaltung mit den Transistoren Γι und T2 und der Stromquelle. Für die Transistoren wird das Kleinsignalmodell nach Abb. 2.38 auf Seite 88 verwendet, wobei hier auch die Substratkapazität Cs berücksichtigt wird. Die Stromquelle wird durch den Ausgangswiderstand raS und die Ausgangskapazität Cas beschrieben. Zur Berechnung des Frequenzgangs wird das Kleinsignalersatzschaltbild wie folgt vereinfacht: • •

•

der Basis-Bahnwiderstand RBi des Transistors T2 wird vernachlässigt; die Widerstände TCEU rCEi und ra$ werden durch den bereits berechneten Ausgangswiderstand ra am Ausgang ersetzt, siehe (4.33) bei Einsatz einer einfachen Stromquelle bzw. (4.37) bei Einsatz einer Stromquelle mit Kaskode; die Kapazitäten Cas und Csi werden zu Ca zusammengefaßt;

352

4

Verstärker

Stromquelle a5 - j Ι

h

RB2 —'

I I

CC2 II

'—τ— rBE2 Π

U

CE2~T\ BE2

τ— S

2UBE2

| I ι I

c

Ay

)

l! I I

τ, R

9

r

BEi\\

I I I

Q

RB1

Τ

" i i '

M

"a

cS

l!

'I|

j

_

Abb. 4.44. Vollständiges Kleinsignalersatzschaltbild einer npn-Kaskodeschaltung

• •

die Widerstände Rg und RB\ werden zu Rg zusammengefaßt; die gesteuerte Quelle S2UBE2 wird durch zwei äquivalente Quellen ersetzt.

Damit erhält man das in Abb. 4.45 oben gezeigte vereinfachte Kleinsignalersatzschaltbild. Durch Umzeichnen folgt das in Abb. 4.45 unten gezeigte Ersatzschaltbild mit:

CES

—

CE2

+ Csi

ΓΒ2 = 1/^2 II ΓΒ£2

Die Vereinfachung ist nahezu äquivalent, lediglich die Vernachlässigung von RB2 verursacht einen geringen Fehler. Aus der Zweiteilung des Kleinsignalersatzschaltbilds in Abb. 4.45 in einen eingangsseitigen und einen ausgangsseitigen Teil folgt, daß die Kaskodeschaltung praktisch rückwirkungsfrei ist; dadurch wird der Miller-Effekt vermieden. Der Frequenzgang setzt sich aus den Frequenzgängen Al(s) = uBE2is)/ug(s) und Ä2is) = äais)/UßE2is) zusammen: 11

(Q\

ABis) = -?—- =

11 (c\ α

11

(C\

—-— = i

s)

Ohne Last erhält man für den ausgangsseitigen Frequenzgang:

(4.40)

4.1

353

Schaltungen "C2

Γ

$2

"I

U

BE2

u

-ri BE2

da beide Transistoren mit nahezu gleichem Strom betrieben werden; daraus folgt S\rE2 ^ 1. Durch Vernachlässigen der Nullstelle, des

354

4 Verstarker

T

4 Abb. 4.46. Vereinfachtes Kleinsignalersatzschaltbild der npn-Kaskodeschaltung mit gleichen Kleinsignalparametern für alle Transistoren und ohmsch-kapazitiver Last

s2-Terms im Nenner und des mittleren Terms in C\ erhält man eine Näherung durch einen Tiefpaß ersten Grades:

Alis) 2C C1 )

Mit Äg = Rg + RBI ^ ^g> einer ohmsch-kapazitiven Last und unter Annahme gleicher Kleinsignalparameter für alle Transistoren erhält man das in Abb. 4.46 gezeigte Kleinsignalersatzschaltbild. Durch Zusammenfassen von Ax (s) und A2(s) gemäß (4.40), nochmaligem Vernachlässigen des s2-Terms und Einsetzen von ra\\RL anstelle von ra bzw. Ca + CL anstelle von Ca erhält man eine Näherung für den Frequenzgang der Kaskodeschaltung: Α

-

/ Λ

ß ( s )

2CC) Äi +

£

5 5

+ (2CC + 2CS + CL) R2

2Cc)Ri + (2Cc + 2Cs + CL)R2) = AB(O) = =

ß R *\

(4.42)

RgWraE

Dabei wird in (4.41) die Näherung J?i,/?2 » Grenzfrequenz erhält man:

l/S verwendet. Für die -

1 (CE-\ h 2CC) (Ä« l l n « ) - l·

(2CC h- 2C s -1-Ci)(re|| A*) (4.43)

4.1

Schaltungen

355

Die Grenzfrequenz hängt von der Niederfrequenzverstärkung Ao ab. Geht man davon aus, daß eine Änderung von Ao durch eine Änderung von R2 = ra\\RL erfolgt und alle anderen Größen konstant bleiben, erhält man durch Auflösen von (4.42) nach R2 und Einsetzen in (4.43) eine Darstellung mit zwei von Ao unabhängigen Zeitkonstanten: (4 44)

^

·

(4.45)

Τχ = (CE + 2Cc)(Rg\\rBE) Τ2 = (2CC + 2Cs + CL)(^-

+ ^\

(4.46)

Aufgrund der hohen Verstärkung gilt im allgemeinen |A 0 | » ΤΊ/Γ2; daraus folgt:

Die Grenzfrequenz ist demnach umgekehrt proportional zur Verstärkung und man erhält ein konstantes Verstärkungs-Bandbreite-Produkt (gain-bandwidthproduct, GBW): (4.47) Zwei Spezialfalle sind von Interesse: •

Wird anstelle einer Stromquelle ein ohmscher Kollektorwiderstand Rc eingesetzt, entfällt die Ausgangskapazität CaS — Cc-\-Cs der Stromquelle; in diesem Fall gilt: T2 = (Cc + Cs + CL

•

Wird die Kaskodeschaltung mit diskreten Transistoren aufgebaut, entfallen die Substratkapazitäten Cs; man erhält: fRa

1\

\ß

S

J

ί (Cc + CL)

mit Kollektorwiderstand Rc

\ (2CC + CL) mit Stromquelle

Vergleich von npn-Kaskode- und Emitterschaltung: Ein sinnvoller Vergleich des Frequenzgangs der Kaskode- und der Emitterschaltung ist nur auf der Basis des Verstärkungs-Bandbreite-Produkts möglich, weil die sich Verstärkungen mit Kollektorwiderstand Rc, einfacher Stromquelle und Kaskode-Stromquelle um Größenordnungen unterscheiden und die Grenzfrequenz bei größerer Verstärkung prinzipiell kleiner ist. Im Gegensatz dazu ist das VerstärkungsBandbreite-Produkt GBW von der Verstärkung unabhängig. Im folgenden wird wegen der einfacheren Darstellung nicht das GBW, sondern die Zeitkonstante T2 verglichen, siehe (4.47): eine kleinere Zeitkonstante T2 hat ein größeres GBW und damit eine höhere Grenzfrequenz bei vorgegebener Verstärkung zur Folge.

356

4 Verstarker

Bei diskreten Schaltungen mit Kollektorwiderstand erhält man für die Emitterschaltung nach (2.96) auf Seite 139 14 h,Emitter

+ ä

—

Ρ und für die Kaskodeschaltung aus (4.46) mit Cs = 0, d.h. ohne die bei Einzeltransistoren fehlende Substratkapazität:

r

« — = (Cc+Ci) ( j

+

s) c =° Cc

Man erkennt, daß die Kaskodeschaltung vor allem bei hohem Generatorwiderstand Rg und geringer Lastkapazität CL eine wesentlich geringere Zeitkonstante und damit ein größeres GBW besitzt als die Emitterschaltung. Bei sehr kleinem Generatorwiderstand (Rg < 1/5) oder sehr großer Lastkapazität (CL > ßCc) bringt die Kaskode keinen Vorteil. Bei integrierten Schaltungen mit Stromquellen muß man die Zeitkonstante der Emitterschaltung modifizieren, indem man die Substratkapazität Cs des Transistors und die Kapazität CaS = Cc + Cs der Stromquelle berücksichtigt. Sie wirken wie eine zusätzliche Lastkapazität und können deshalb durch Einsetzen von Cc + 2Cs + CL anstelle von CL berücksichtigt werden:

c+ l2,Emitter —

k l

S

7j

V Ρ Für die Kaskodeschaltung gilt (4.46):

+ CL\ J

I &g Η

/R 1 T2,Kaskode = (2CC + 2CS + CL) ί j + Daraus folgt mit β ^> 1: Êmitter

%

^Kaskode + Q r ^ g

(4.48)

Auch hier erreicht die Kaskodeschaltung eine geringere Zeitkonstante und damit ein größeres GBW. Da in integrierten Schaltungen jedoch fast immer Cs ^> Cc gilt, ist der Gewinn an GBW durch den Einsatz einer Kaskode- anstelle einer Emitterschaltung selbst bei hohem Generatorwiderstand Rg und ohne Lastkapazität CL deutlich geringer als bei diskreten Schaltungen; typisch ist ein Faktor 2 . . . 3. In der Praxis ist deshalb in vielen Fällen die höhere Verstärkung der Kaskodeschaltung - vor allem in Kombination mit einer Stromquelle mit Kaskode und nicht die höhere Grenzfrequenz ausschlaggebend für ihren Einsatz. Abschließend werden die in Abb. 4.47 gezeigten Schaltungen verglichen. Die zugehörigen Frequenzgänge sind für sehr hohe Frequenzen nicht mehr dargestellt, weil sie dort aufgrund der vernachlässigten Nullstellen und Pole von der Asymptote abweichen und eine Berechnung der Grenzfrequenz über das GBW nicht mehr möglich ist. Zur Berechnung der Nieder frequenzver Stärkung wurden die Parameter β = 100 und UA = 100 V für npnund pnp-Transistoren sowie Rg = ο und RL —> oo angenommen. Die Kaskodeschaltung mit einfacher Strom14 Es wird R = R„ + Rß ^ Ra verwendet.

4.1

357

Schaltungen

vv

«cD

vy

^ dB

GBW EmitterKaskodeschaltung Schaltung

ο-- \ Abb. 4.47. Schaltungen und Frequenzgänge im Vergleich

quelle hat in diesem Fall die Verstärkung \A\ = UA/UT = 4000 = 72 dB und die Kaskodeschaltung mit Kaskode-Stromquelle erreicht |A| = ßUA/(2UT) = 200000 = 106 dB. Im Vergleich dazu erreicht die Emitterschaltung mit einfacher Stromquelle \A\ = UA/(2UT) = 2000 = 66 dB 15; für die Emitterschaltung mit 15 Mit einer idealen Stromquelle erreicht die Emitterschaltung ihre Maximalverstärkung |A| = μ = UA/UJ. Bei Einsatz einer einfachen Stromquelle mit einem Transistor mit denselben Parametern nimmt der Ausgangswiderstand von TCE auf TCEW^CE = ^CE/2 ab; dadurch wird die Verstärkung halbiert. Bei einer Emitterschaltung mit Kaskode-

358

4 Verstärker

Abb. 4.48. Beispiel zur Emitter- und Kaskodeschaltung (alle Transistoren mit Größe 1) Kollektorwiderstand wird |A| = 100 = 40 dB als typischer Wert angenommen. Ein Vergleich der Schaltungen zeigt, daß die von Schaltung zu Schaltung besseren Eigenschaften mit Hilfe zusätzlicher Transistoren erreicht werden. Beispiel: Die Schaltungen 2, 3 und 4 aus Abb. 4.47 werden mit einem Ruhestrom Io = 100 μΑ und einer Betriebsspannung Üb = 5 V betrieben; Abb. 4.48 zeigt die Schaltungen mit den zur Arbeitspunkteinstellung benötigten Zusätzen: • Emitterschaltung mit einfacher Stromquelle (Γι und Γ2); • Kaskodeschaltung mit einfacher Stromquelle (Γ3... Γ5); • Kaskodeschaltung mit Kaskode-Stromquelle (T6 ... Γ9). Die Einstellung der Ruheströme erfolgt über einen Drei-Transistor-Stromspiegel (Γ10...Τ12), der zusammen mit den Transistoren T2, T5 und T9 eine Stromquellenbank bildet, die den Referenzstrom /0 auf insgesamt vier Ausgänge spiegelt. Der Strom des Transistors Tn wird über die als Dioden betriebenen Transistoren Γ13 und ΓΗ geführt und erzeugt die Vorspannung U\ = 2UBE ~ 1,4 V für die Transistoren T4 und T7. Die Vorspannung für den Transistor Γ8 kann man dem Drei-Transistor-Stromspiegel entnehmen: \J2 = \Jh — 2UBE ^ Üb — 1,4 V = 3,6 V. Die Stromquelle mit dem Referenzstrom Io kann im einfachsten Fall mit einem Widerstand # = U2/IQ « 3,6 V/100 μΑ = 36 k ü realisiert werden. Wenn man die Basisströme vernachlässigt, gilt für die Transistoren Γι... T9 IQA % h = 100 μΑ; daraus folgt 5 = IQA/UT ^ 3,85 mS. Mit den Parametern aus Tab. 4.1 auf Seite 303 folgt für die npn-Transistoren rBEynpn = ßnpn/S ~ 26 kQ und rcEtnpn = UAyn{m/lQA ^ 1 ΜΩ; für die pnp-Transistoren gilt rCE,pnP = UAy{mp/IQA ^ Stromquelle, die in Abb. 4.47 nicht aufgeführt ist, ist der Ausgangswiderstand der Stromquelle vernachlässigbar; sie erreicht deshalb mit \A\ = UA/UT dieselbe Verstärkung wie die Kaskodeschaltung mit einfacher Stromquelle.

4.1 Schaltungen

359

500 kü. Bei den Sperrschichtkapazitäten wird anstelle Gl. (2.37) auf Seite 78 die Näherung 16

{

Cso

im Sperrbereich

2C$o im Durchlaßbereich

verwendet; dadurch kann die zur Auswertung von Gl. (2.37) erforderliche Bestimmung der Spannungen an den Sperrschichtkapazitäten entfallen. Die Kollektorund Substratdioden werden im Sperrbereich betrieben; damit folgt: Cc » CSOic

>

Cs « Cso,s

(4.49)

Mit den Parametern aus Tab. 4.1 erhält man CCinpn ~ 0,2pF, Cc>pnp ^ 0,5pF, Cs,npn ^ 1 pF und Cs,pnp ^ 2 pF. Die Emitterkapazität setzt sich aus der EmitterSperrschichtkapazität im Durchlaßbereich und der Diffusionskapazität zusammen: CE = CSiE + CDiN « 2CS0)£ + ^ ^ T ^

(4.50)

Für die npn-Transistoren erhält man CE ^ 0,6 pF. Die Schaltungen sollen mit einer Signalquelle mit Rg = lOkQ und ohne Last (RL —> oo, CL — 0) betrieben werden. Dann erhält man für die Kaskodeschaltung mit Kaskode-Stromquelle A

_

_ ß"P" {ßnpnrCE,npn II βρηρ^Ε,ρηρ)

^

_ ^

^

•R^ + ΐΒΕ,ηρη

und für die Kaskodeschaltung mit einfacher Stromquelle: A

_ ßnpn \ßnpnrCEynpn II ^CEypnp) ^ _

^ ^

Rg + ^BEynpn

Für beide Kaskodeschaltungen gilt (4.46):

(

.R ~ä

1\ *" "c ) ^ 1,3 ns

Für die Emitterschaltung mit einfacher Stromquelle folgt aus (2.87) und (4.48): /

ΐΒΕ Kg ~r ΐ"ΒΕ,ηρη

\

..

yCE,npn II rCEypnp)

ßnpn (rCE,npn \\ rCE,pnp)

— y\J{J

+ ^lyEmitter

^

^l.Kaskode Η" RgCc,npn

^

3, 3 n s

Daraus folgt mit (4.47) für die Kaskodeschaltungen GBW w 122 MHz und für die Emitterschaltung GEW w 48 MHz. Mit einer Lastkapazität CL = 10 pF erhält man T2yKaskode ^ 4,9 ns und T2yEmitter ^ 6,9 ns; daraus folgt für die Kaskodeschaltungen GBW « 32 MHz und für die Emitterschaltung GßW « 23 MHz. Man erkennt, 16 CS(U) bezeichnet die Sperrschichtkapazität eines pn-Übergangs, während Cs, Cs,npn und Cs,pnp für die Substratkapazität im Arbeitspunkt stehen. Die Größen werden hier nur durch das Argument U unterschieden.

4 Verstärker

360 Strom- Γ quelle

C

U

GS2 -Γ \ GS2

—x~

S

U

2 GS2 A ,

r

DS2 Μ

-BS2

f

VL· DS,[\

1 ι

Abb. 4.49. Vollständiges Kleinsignalersatzschaltbild einer n-Kanal-Kaskodeschaltung daß der Vorteil der Kaskodeschaltung mit zunehmender Lastkapazität kleiner und für r

(

Cr I

% _i_

+—

\ β S unbedeutend wird. Es bleibt dann nur noch die höhere Verstärkung als Vorteil. Bei diskreten Schaltungen fällt der Vorteil der Kaskodeschaltung aufgrund der fehlenden Substratkapazitäten deutlicher aus. Mit Rg = 10 kQ und ohne Last (RL —>• oo, CL = 0) erhält man mit Cs,npn = Cs,pnp = 0 unter Beibehaltung der anderen Parameter T2)Kaskode ~ 0,25 ns und T2yEmitter % 2,25 ns. Damit erreicht die diskrete Kaskodeschaltung mit GBW ^ 637 MHz einen Wert in der Größenordnung der Transitfrequenz der Transistoren, die diskrete Emitterschaltung jedoch nur GBW & 71 MHz. Mit einer Lastkapazität nimmt der Vorteil der diskreten Kaskodeschaltung allerdings schnell ab. n-Kanal-Kaskodeschaltung: Abbildung 4.49 zeigt das vollständige Kleinsignalersatzschaltbild einer n-Kanal-Kaskodeschaltung mit den Mosfets 7\ und T2 und der Stromquelle. Für die Mosfets wird das Kleinsignalmodell nach Abb. 3.41 auf Seite 241 verwendet; dabei sind die gesteuerten Quellen mit den SubstratSteilheiten SBi und SB2 nicht eingezeichnet, weil: • bei T\ die Quelle SB\UBS\ wegen uBs\ = 0 unwirksam ist; • man bei T2 die gesteuerten Quellen S2uGS2 und SB2uBS2 zu einer Quelle mit S2 = S2 + SB2 zusammenfassen kann 17. 17 Statisch gilt uGSi = uBs2> weil an RG2 keine Gleichspannung abfällt. Da RG2 im weiteren Verlauf der Rechnung vernachlässigt wird, gilt dieser Zusammenhang auch dynamisch.

4.1

Schaltungen

361.

Die Stromquelle wird durch den Ausgangswiderstand ra$ und die Ausgangskapazität Cas beschrieben. Durch Vergleich mit dem Kleinsignalersatzschaltbild der npn-Kaskodeschaltung in Abb. 4.44 erhält man neben den üblichen Entsprechnungen (RB — RG, ?BE —• oo, CE — CGS, usw.) folgende Korrespondenzen: Csi

=

CßDl + CßS2

»

Cs2 =

CßD2

Damit kann man die Ergebnisse für die npn-Kaskodeschaltung auf die n-KanalKaskodeschaltung übertragen; man erhält mit Rg,RL ^> 1/5 aus (4.43) 1 (CGS

-l·2CCD)

h (2C G D -h 2CBD Ηh C L ) ( r e | \RL) (4.51)

und aus (4.44)-(4.46)

Ά+ = (CGS + 2CGD)Rg T2 = ^

+^ +^ S\ mit der Niederfrequenzverstärkung: Λο = AB(0) = -SAraWRU

(4.52)

(4.53) (4

.54)

(4.55)

Die Niederfrequenzverstärkung und die Zeitkonstante T2 hängen bei der n-KanalKaskodeschaltung wegen des unendlichen hohen Eingangswiderstands (re = oo) nicht vom Innenwiderstand Rg der Signalquelle ab.

4.1.3 Differenzverstärker

Der Differenzverstärker (differential amplifier) ist ein symmetrischer Verstärker mit zwei Eingängen und zwei Ausgängen. Er besteht aus zwei Emitter- oder zwei Sourceschaltungen, deren Emitter- bzw. Source-Anschlüsse mit einer gemeinsamen Stromquelle verbunden sind; Abb. 4.50 zeigt die Grundschaltung. Der Differenzverstärker wird im allgemeinen mit einer positiven und einer negativen Versorgungsspannung betrieben, die oft - wie in Abb. 4.50 -, aber nicht notwendigerweise, symmetrisch sind. Wenn nur eine positive oder nur eine negative Versorgungsspannung zur Verfügung steht, kann man die Masse als zweite Versorgungsspannung verwenden; darauf wird später noch näher eingegangen. Bei integrierten Differenzverstärkern mit Mosfets sind die Bulk-Anschlüsse der n-Kanal-Mosfets mit der negativen, die der p-Kanal-Mosfets mit der positiven Versorgungsspannung verbunden; dagegen sind bei diskreten Mosfets alle BulkAnschlüsse mit der Source des jeweiligen Mosfets verbunden.

362

4

Verstärker

e2



Abb. 4.50. Grundschaltung des Differenzverstärkers

Durch die Stromquelle bleibt die Summe der Ströme konstant 18: 2/o

=

ki + hi + ki + hi » ki + ki

mit ß = / C // B » 1

hl + ^D2 Für die weitere Untersuchung wird Rci = Rci = #c und i^î = RDI — RD angenommen. Ferner werden die Eingangsspannungen Ue\ und Ue2 durch die symmetrische Gleichtaktspannung UGi und die schiefsymmetrische Differenzspannung UD ersetzt:

U'e2 e

(4.56)

uD = uel - ueel f

Daraus folgt: (4.57)

Abb. 4.51 zeigt das Ersetzen von Ue\ und Ue2 durch die symmetrische Spannung UGi und die schiefsymmetrische Spannung UD; letztere führt entsprechend (4.57) auf zwei Quellen mit der Spannung UD/2. Gleichtakt- und Differenzverstärkung: Bei gleichen Eingangsspannungen (Ue\ = Ue2 = UGu UD = 0) liegt symmetrischer Betrieb vor und der Strom der Stromquelle teilt sich zu gleichen Teilen auf die beiden Transistoren auf: ki = ki ^ h bzw. Im = ID2 = Io Für die Ausgangsspannungen gilt in diesem Fall: Um = Ua2 « Ub-I0Rc bzw. υβϊ = Ua2 =

Ub-I0RD

18 Hier gilt wieder die obere Zeile nach der geschweiften Klammer für den npn-, die untere für den n-Kanal-Differenzverstärker.

4.1 Schaltungen

363

Abb. 4.51. Ersetzen der Eingangsspannungen Uel und Ue2 durch die Gleichtaktspannung und die Differenzspannung UD

Eine Änderung der Gleichtaktspannung UQI wird Gleichtaktaussteuerung genannt und ändert nichts an der Stromverteilung, solange die Transistoren und die Stromquelle nicht übersteuert werden; daraus folgt, daß die Ausgangsspannungen bei Gleichtaktaussteuerung konstant bleiben. Die Gleichtaktverstärkung {common mode gain) (4.58) ist im Idealfall gleich Null. In der Praxis hat sie einen kleinen negativen Wert: AGi % — 1 0 ~ 4 . . . — 1. Ursache dafür ist der endliche Innenwiderstand realer Stromquellen; darauf wird bei der Berechnung des Kleinsignalverhaltens näher eingegangen. Bei schiefsymmetrischer Aussteuerung mit einer Differenzspannung UD ändert sich die Stromverteilung; dadurch ändern sich auch die Ausgangsspannungen. Diese Art der Aussteuerung wird Differenzaussteuerungy die entsprechende Verstärkung Differenzverstärkung (differential gain) genannt: AD

=

dU'a\c dUD

dUa2 UGi—const.

dUD

(4.59) UGi—const.

Sie ist negativ und liegt zwischen AD % — 1 0 . . . — 100 beim Einsatz ohmscher Widerstände Rc und RD wie in Abb. 4.50 und AD % - 1 0 0 . . . - 1000 beim Einsatz von Stromquellen anstelle der Widerstände.

364

4 Verstarker

Das Verhältnis von Differenz- und Gleichtaktverstärkung wird Gleichtaktunterdrückung (common mode rejection ratio, CMRR) genannt: (4.60) Im Idealfall gilt AGi —• — 0 und damit G —• oo. Reale Differenzverstärker erreichen G ~ 10 3 ... 105, je nach Innenwiderstand der Stromquelle 19. Der Wertebereich von G ist nicht so groß, wie man aufgrund der Extremwerte von AQI und AD vermuten könnte; Ursache hierfür ist eine Kopplung zwischen AG/ und AD> durch die G nach oben und nach unten begrenzt wird. Eigenschaften des Differenzverstärkers: Aus dem Verhalten folgt als zentrale Eigenschaft des Differenzverstärkers: Der Differenzverstärker verstärkt die Differenzspannung zwischen den beiden Eingängen unabhängig von der Gleichtaktspannung, solange diese innerhalb eines zulässigen Bereichs liegt Daraus folgt, daß die Ausgangsspannungen innerhalb des zulässigen Bereichs nicht von der Gleichtaktspannung UGi, sondern nur vom Strom der Stromquelle abhängen. Damit ist auch der Arbeitspunkt für den Kleinsignalbetrieb weitgehend unabhängig von 17G/. Zwar ändern sich bei Variation von UGi einige Spannungen, die für den Arbeitspunkt maßgebenden Größen - die Ausgangsspannungen und die Ströme - bleiben jedoch praktisch konstant. Diese Eigenschaft unterscheidet den Differenzverstärker von allen anderen bisher behandelten Verstärkern und erleichtert die Arbeitspunkteinstellung und Kopplung in mehrstufigen Verstärkern; Schaltungen zur Anpassung der Gleichspannungspegel oder Koppelkondensatoren werden nicht benötigt. Ein weiterer Vorteil des Differenzverstärkers ist die Unterdrückung temperaturbedingter Änderungen in den beiden Zweigen, da diese wie eine Gleichtaktaussteuerung wirken; nur eine eventuell vorhandene Temperaturabhängigkeit der Stromquelle wirkt sich auf die Ausgangspannungen aus. In integrierten Schaltungen werden darüber hinaus auch Bauteile-Toleranzen wirkungsvoll unterdrückt, weil die nahe beeinander liegenden Transistoren und Widerstände eines Differenzverstärkers in erster Näherung gleichsinnige Toleranzen aufweisen. Unsymmetrischer Betrieb: Man kann einen Differenzverstärker unsymmetrisch betreiben, indem man einen Eingang auf ein konstantes Potential legt, nur einen Ausgang verwendet oder beides kombiniert; Abb. 4.52 zeigt diese drei Möglichkeiten am Beispiel eines npn-Differenzverstärkers.

19 Bei den hier betrachteten Differenzverstärkern ist G positiv, weil AGi und AD negativ sind. Es gibt jedoch Fälle, in denen die Vorzeichen von AGI und AD nicht gleich sind; dabei wird manchmal nur der Betrag von G angegeben, obwohl G eine vorzeichenbehaftete Größe ist.

4.1

Schaltungen

365

όή υ.

υ.

1

1

υ.?

ι

Λ

t

ι

1 υ.

1 τ

τ

b Ausgang unsymmetrisch

a Eingang unsymmetrisch

c Ein- und Ausgang unsymmetrisch

Abb. 4.52. Unsymmetrischer Betrieb eines npn-Differenzverstärkers

In Abb. 4.52a wird der Eingang 2 auf konstantes Potential - hier Masse gelegt. Für diesen Fall erhält man: Μ

=

dU'a\ Λ?1 {ye2=const.

dUal

dUD

dUD

dUel [7e2=const. ϊ

Λ

A2

=

Λΐ

=

L/g2=const.

AD ( 1 + -

dUa2 dUD fe dUel

dU'«2c

Λίιΐ Äfc/

AD

Λ/β2 rf^G/ [/ e2 =const.

- AD H- A G / = - AD

d C /

G / ^ 1 Ue2=const.

1- —

-Ar

Bei ausreichend hoher Gleichtaktunterdrückung erhält man gegenphasige Ausgangssignale mit gleicher Amplitude; deshalb wird diese Schaltung zur Umsetzung eines auf Masse bezogenen Signals in ein Differenzsignal verwendet. In Abb. 4.52b wird nur der Ausgang 2 verwendet; alternativ kann man auch den Ausgang 1 verwenden. Die Gleichtakt- und die Differenzverstärkung folgen aus (4.58) und (4.59), indem man, je nach verwendetem Ausgang, Ua = Ua2 oder Ua = Ua\ setzt. Wegen AD < 0 ist die in Abb. 4.52b gezeigte Variante mit Ua = Ua2 nichtinvertierend, die mit Ua = Ua\ invertierend. Die Schaltung wird zur Umsetzung eines Differenzsignals in ein auf Masse bezogenes Signal verwendet. In Abb. 4.52c wird nur der Eingang 1 und der Ausgang 2 verwendet; es gilt mit Bezug auf die bereits berechnete Verstärkung A2: A

=

dUe

dU'e\

= Ue2=const.

A2 = - AD + AGi

% - AD

4 Verstärker

366

"c[]

"cR

UOyjnin gelten. Aus Abb. 4.55 folgt: Uo = Uel - UBEl - (-Ub) = Ue2 - UBE2 - (-Ub) Da bei normalem Betrieb mindestens einer der Transistoren leitet und dabei mit ÜBE ^ 0,7 V betrieben wird, erhält man:

min{UelyUe2} > Uojnin + (-Ub) + UBE « l/0,mf„ + (-Ub) + 0,7V Wenn man einen einfachen npn-Stromspiegel als Stromquelle einsetzt, gilt U0,min = UCE,sat « 0,2 V u n d min{l7 e i, Ue2] > (-Ub) + 0,9 V. Der zulässige Eingangsspannungsbereich wird üblicherweise bei reiner Gleichtaktaussteuerung, d.h. Ue\ = Ue2 = UGi und UD = 0 angegeben. Dann entfallen die Minimum- und Maximum-Operatoren 20 und man erhält den Gleichtaktaussteuerbereich: UOtmm + (-Ub) + UBE < UGi < Ub - 2I0Rc - UCEisat + UBE

(4.63)

Für die Schaltung in Abb. 4.53 erhält man mit Ub = 5 V, (-Ub) = - Ub = - 5 V, Rc = 20 kQ, Jo = 100 μΑ und bei Einsatz eines einfachen npn-Stromspiegels mit I7o,mm = UcE,sat einen Gleichtaktaussteuerbereich von — 4,1 V < U& < 1,5 V. Wird dieser Bereich überschritten, erhält man andere Kennlinien; Abb. 4.56 zeigt dies für den Fall UQI = 2,5 V. Da sich durch die Sättigung eines Transistors

20 Man begeht dadurch einen Fehler, weil zum Erreichen der minimalen Ausgangsspannung auch eine Differenzspannung von mindestens 5Uj erforderlich ist; deshalb müßte man eigentlich m3Lx{UeUUe2} = UGi + UD,max/2 und min{UeiyUe2}

= UGi - UDymax/2 einsetzen.

Da die maximale Differenzspannung UD}tnax anwendungsspezifisch, bei Verstärkern jedoch sehr klein (UDttnax < Uj) ist, wird sie hier vernachlässigt.

4 Verstärker

370

Ut

a mit zwei Widerständen und einer Stromquelle

b mit einem Widerstand und zwei Stromquellen

Abb. 4.57. npn-Differenzverstärker mit Stromgegenkopplung

die Stromverteilung ändert, wirkt sich die Sättigung auch auf die Kennlinie des anderen Zweigs aus. Im Bereich \UD\ < 25mV ist die Kennlinie unverändert; damit ist ein Betrieb als Verstärker noch möglich, obwohl der Gleichtaktaussteuerbereich überschritten wurde. Dieser scheinbare Widerspruch kommt dadurch zustande, daß als Gleichtaktaussteuerbereich der Bereich definiert wurde, in dem eine volle Aussteuerung ohne Sättigung möglich ist. Beschränkt man sich auf einen Teil der Kennlinie, ist der Gleichtaktaussteuerbereich größer. Im Grenzfall infinitesimal kleiner Differenzspannung reicht es aus, wenn für UD = 0 keine Sättigung auftritt. Die minimale Ausgangsspannung ist in diesem Fall \Jajnm ^ üb ~ h^c anstelle von UaMn = Üb — 2I0Rc; dadurch erhält man den Gleichtaktaussteuerbereich bei Kleinsignalbetrieb: Uotmin + (-Ub) + UBE < UGl < Ub-IoRc-UcEât

+ ÜBE

(4.64)

Für die Schaltung in Abb. 4.53 erhält man mit den bereits genannten Werten - 4,1 V < UGi < 3,5 V. Damit liegt der in Abb. 4.56 gezeigte Fall mit UGi = 2,5 V noch innerhalb des Kleinsignal-Gleichtaktaussteuerbereichs. npn-Differenzverstärker mit Stromgegenkopplung: Zur Verbesserung der

Linearität kann man den Differenzverstärker mit einer Stromgegenkopplung versehen; Abb. 4.57 zeigt zwei Möglichkeiten, die bezüglich der Übertragungskennlinien äquivalent sind. In Abb. 4.57a werden zwei Widerstände RE und eine Stromquelle verwendet. Ohne Differenzaussteuerung fällt an beiden Widerständen die Spannung IQRE ab; dadurch wird die untere Grenze des Gleichtaktaussteuerbereichs um diesen Wert angehoben. In Abb. 4.57b wird nur ein Widerstand benötigt, der ohne Differenzaussteuerung stromlos ist. Der Gleich-

371

4.1 Schaltungen

V ' V \

ua1 \

1-

_^—· 1 -0,5

ι

1

ι

ι

1

I

Abb. 4.58. Kennlinien und Differenzverstärkung eines npn-Differenzverstärkers mit Stromgegenkopplung (Ub = 5 V, Rc = 20 kO, Io = 100 μΑ)

taktaussteuerbereich wird nicht reduziert, allerdings werden zwei Stromquellen benötigt. Abb. 4.58 zeigt die Kennlinien für Ub = 5 V, Rc = 20kΩ, Io = 100 μΑ und verschiedene Werte von RE; letztere sind auf die Steilheit der Transistoren im Arbeitspunkt UD = 0 bezogen: S = — &

, SRE = 0 / 2 / 5 => RE = 0/520/1300Ω 260 Ω Mit zunehmender Gegenkopplung werden die Kennlinien flacher und verlaufen in einem größeren Bereich näherungsweise linear. Daraus folgt, daß die Differenzverstärkung kleiner wird, dafür aber in einem größeren Bereich näherungsweise L/J1

4 Verstarker

372

1 Abb. 4.59. Spannungen und Ströme beim n-Kanal-Differenzverstärker

konstant bleibt. Die Verzerrungen, ausgedrückt durch den Klirrfaktor, nehmen mit zunehmender Gegenkopplung ab. Eine geschlossene Berechnung der Kennlinien ist nicht möglich. Für den Fall starker Gegenkopplung kann man eine Näherung angeben, indem man die BasisEmitterspannungen als näherungsweise konstant annimmt; für beide Schaltungen in Abb. 4.57 gilt bei Vernachlässigung der Basisströme: UD =

Ue\ — Ue2

UBEI + ICIRE

— UBE2 —

ICIRE

D u r c h E i n s e t z e n v o n 7Ci + hi = 27 0 u n d Auflösen n a c h 7Ci u n d 7 C2 u n t e r Beacht u n g v o n 0 < 7 C i,7c2 < 27 0 folgt UD UD für \UD\< 2I0RE h + Ic2 h Ici * WE ' ^ ~2~R~E

und daraus: Uai = Ub -

2RE

Ua2 = Ub-IC2RC

im \UD\ < 2I0RE

(4.65)

« Ub - I0Rc + ^j- UD

Die Kennlinien sind innerhalb des aktiven Bereichs praktisch linear. Übertragungskennlinien des n-Kanal-Differenzverstärkers

Abbildung 4.59 zeigt die Schaltung mit den zur Berechnung der Kennlinien benötigten Spannungen und Strömen für den Fall Ua = 0. Für die Mosfets gilt bei gleicher Größe, d.h. gleichem Steilheitskoeffizienten K, und Vernachlässigung des Early-Effekts: hl

=

|

-Uth)2

,

Im

=

^(UGS2-Uth)2

4.1

373

Schaltungen

Die Schwellenspannungen der beiden Mosfets sind gleich, weil sie aufgrund der miteinander verbundenen Source-Anschlüsse mit gleicher Bulk-SourceSpannung betrieben werden. Aus der Schaltung folgt: J

GS2

Die weitere Rechnung ist aufwendiger als beim npn-Differenzverstärker. Man bildet zunächst — UG$2

=

und isoliert den Term mit ID2 auf einer Seite der Gleichung. Anschließend quadriert man auf beiden Seiten, setzt ID2 = 2/ 0 — hi ein und löst nach Substitution von χ = y/Tm mit Hilfe der Lösungsformel für quadratische Gleichungen nach χ auf; durch Quadrieren erhält man Iî und Im = 2/o — IDI-

KUD Außerhalb des Gültigkeitsbereichs von (4.66) fließt der Strom der Stromquelle vollständig durch einen der beiden Mosfets, während der andere sperrt. Mit Ua\ =Ub — ID\RD und Ua2 — U\, — IDI^D erhält man die Übertragungskennlinien des n-Kanal-Differenzverstärkers:

Ual =-

Ub-klι

iv

Ua2 --- Ub-Iolΐ

UDRD

2

^r

y ^

ι UDRD fv

> f ü r | [ / D | rnin die Aussteuerungsgrenze der Stromquelle. Eine direkte Bestimmung der Grenzen ist nicht möglich, weil die Schwellenspannung Uth aufgrund des Substrat-Effekts von der Bulk-Source-Spannung UBS und diese wiederum von UGi abhängt. Zur Abschätzung kann man den Substrat-Effekt vernachlässigen und Uth — Uth,o einsetzen. n-Kanal-Differenzverstärker mit Stromgegenkopplung: Auch beim n-KanalDifferenzverstärker kann man eine Stromgegenkopplung zur Verbesserung der Linearität einsetzen. Dabei stellt sich die Frage, ob man damit bei gleicher Verstärkung ein besseres Ergebnis erhält als mit der im letzten Abschnitt beschriebenen Verkleinerung der Mosfets. Dazu werden die in Abb. 4.61 gezeigten Schaltungen verglichen, die im Bereich des Arbeitspunkts UD = 0 identische Kennlinien und damit dieselbe Differenzverstärkung besitzen; Abb. 4.62 zeigt die zugehörigen Kennlinien. Man erkennt, daß die Schaltung mit Stromgegenkopplung und größeren Mosfets eine bessere Linearität besitzt; allerdings ist der Platzbedarf wegen der zehnfach größeren Mosfets und der benötigten Gegenkopplungswiderstände erheblich größer und die Bandbreite wegen der größeren Kapazitäten der Mosfets erheblich geringer als bei der Schaltung ohne Gegenkopplung.

4 Verstärker

376

V ' V

b

5

/

\

S^

-4

-2

a2

a

^^^

a

-1 I

1

1

-1.0

1

I

-0,2

0,2

I

I

I

I

1,0

a ohne Stromgegenkopplung und mit kleinen Mosfets b mit Stromgegenkopplung und großen Mosfets

Abb. 4.62. Kennlinien der Differenzverstärker aus Abb. 4.61

Differenzverstärker mit aktiver Last

In integrierten Schaltungen werden anstelle der ohmschen Kollektor- bzw. Drainwiderstände Stromquellen eingesetzt, weil man damit bei gleichem, oft sogar geringerem Platzbedarf eine wesentlich höhere DifferenzverStärkung erreicht. Die verwendeten Schaltungen werden im folgenden am Beispiel eines npn-Differenzverstärkers gezeigt. Differenzverstärker mit symmetrischem Ausgang: In Abb. 4.63a werden anstelle der Kollektorwiderstände zwei Stromquellen mit dem Strom IQ eingesetzt; damit folgt für die Ausgangsströme mit Bezug auf (4.61) 21: JJD UD hi = hi - k = h tanh —— hi = Ic2-h = - h tanh — ZU

Im Arbeitspunkt UD — 0 sind beide Ausgänge stromlos. Die Ausgänge müssen so beschaltet sein, daß die Ausgangsströme auch tatsächlich fließen können, ohne daß die Transistoren oder die Stromquellen in die Sättigung geraten. Die Ausgangsspannungen sind ohne Beschaltung Undefiniert. Zur Verdeutlichung der Stromverteilung ist die Schaltung in Abb. 4.63b mit dem Differenzstrom ID =

2UT

(4.71)

21 Da der Differenzverstärker im ganzen ein Stromknoten ist, muß die Knotenregel erfüllt sein. Das ist in den folgenden Gleichungen und in Abb. 4.63 nur dann der Fall, wenn die Basisströme vernachlässigt werden.

4.1 Schaltungen

377

uh

/ ^

2/„fT

1

1

a mit absoluten Größen

/ φ b mit Differenz-Größen

Abb. 4.63. npn-Differenzverstärker mit aktiver Last

gezeigt. Die Stromquelle 2/0 im Emitterzweig wird aus Symmetriegründen in zwei Stromquellen aufgeteilt; dadurch fließt in der Querverbindung genau der Differenzstrom ID. Man erkennt, daß der Differenzstrom vom Eingang 1 über Γι, die Emitter-Querverbindung und Γ2 zum Ausgang 2 fließt; er fließt also durch den Differenzverstärker hindurch. Daraus folgt, daß die Stromaufnahme konstant bleibt, solange kein Transistor und keine Stromquelle in die Sättigung gerät und \ID\ < h gilt, oder: der Strom, der am einen Ausgang geliefert wird, wird am anderen Ausgang entnommen. Differenzverstärker mit unsymmetrischem Ausgang: Wenn ein unsymmetrischer Ausgang benötigt wird, kann man ebenfalls die Schaltung aus Abb. 4.63a verwenden, indem man den nicht benötigten Ausgang mit der Betriebsspannung Üb verbindet und die zugehörige Stromquelle entfernt. Eine bessere, in der Praxis vorherrschende Alternative ist in Abb. 4.64a gezeigt. Hier werden die Stromquellen durch einen Stromspiegel ersetzt und dadurch der Strom des wegfallenden Ausgangs zum verbleibenden Ausgang gespiegelt: Ια =

ki-k\

= -2/otanh—2UT

Im Arbeitspunkt UD = 0 ist der Ausgang stromlos. Auch hier muß der Ausgang so beschälten sein, daß der Ausgangsstrom fließen kann, ohne daß T2 oder T4 in die Sättigung geraten. Abbildung 4.64b zeigt die Schaltung mit dem Differenzstrom ID. Der Strom der negativen Versorgungsspannungsquelle bleibt konstant, der der positiven ändert sich bei Aussteuerung um 27D. Stromquellen und Stromspiegel: Zur Realisierung der Stromquellen in Abb. 4.63 und Abb. 4.64 können prinzipiell alle im Abschnitt 4.1.1 beschriebenen Schaltungen eingesetzt werden; in der Praxis werden überwiegend einfache Stromspiegel oder Kaskode-Stromspiegel als Stromquellen eingesetzt. Auch der Stromspiegel in Abb. 4.64 kann unterschiedlich ausgeführt werden; da das

4 Verstärker

378

C J 'c;

Uelt

1

•Φa mit absoluten Größen

b mit Differenz-Größen

Abb. 4.64. npn-Differenzverstärker mit unsymmetrischem Ausgang

Übersetzungsverhältnis möglichst wenig von Eins abweichen sollte, wird häufig ein Drei-Transistor- oder ein Wilson-Stromspiegel verwendet. Die Wahl der Stromquelle und des Stromspiegels hat nur einen vernachlässigbar geringen Einfluß auf die Ausgangsströme, lediglich der Kleinsignalausgangswiderstand ändert sich; darauf wird bei der Beschreibung des Kleinsignalverhaltens näher eingegangen. Offsetspannung eines Differenzverstärkers

Bisher wurde davon ausgegangen, daß die Spannungen und Ströme im Arbeitspunkt UD = 0 exakt symmetrisch sind. In der Praxis ist dies jedoch wegen der unvermeidlichen Toleranzen nicht erfüllt. Darüber hinaus sind einige Schaltungen unsymmetrisch, so daß bereits die Berücksichtigung der bisher vernachlässigten Effekte zu einer unsymmetrischen Stromverteilung führt. Ein Beispiel dafür ist der Differenzverstärker mit unsymmetrischem Ausgang in Abb. 4.64, bei dem bei UD = 0 aufgrund des geringfügig von Eins abweichenden Übersetzungsverhältnisses des Stromspiegels eine unsymmetrische Stromverteilung vorliegt. Zur Charakterisierung der Unsymmetrie dient die OffsetSpannung Uojf 22. Sie gibt an, welche Differenzspannung angelegt werden muß, damit die Ausgangs-

22 Die Offsetspannung wird oft mit Uo (Index O) bezeichnet. Da man diese Bezeichnung leicht mit Uo (Index Null) verwechselt, wird hier zur besseren Unterscheidung Uoff verwendet.

4.1 Schaltungen

379

υa1Λ

υ, off Abb. 4.65. Übertragungskennlinien bei Vorliegen einer Offsetspannung

Spannungen gleich sind oder - bei unsymmetrischen Ausgängen - ein bestimmter Sollwert erreicht wird: UD = Uoff =* Ual = Ua2 b z w . Ua =

(4.72)

Die zugehörige Stromverteilung kann, muß aber nicht symmetrisch sein. Bei den Übertragungskennlinien wirkt sich die Offsetspannung als Verschiebung in UD-Richtung aus; Abb. 4.65 zeigt dies für den Fall Uoff > 0. Die Offsetspannung setzt sich, wie bereits erwähnt, aus einem durch Unsymmetrien der Schaltung verursachten systematischen Anteil und einem durch Toleranzen verursachten zufälligen Anteil zusammen. In der Praxis wird deshalb oft ein Bereich angegeben, in dem die Offsetspannung mit einer bestimmten Wahrscheinlichkeit (z.B. 99%) liegt. Man kann die Offsetspannung berechnen, wenn man sehr genaue Gleichungen für die Transistoren verwendet und für alle Parameter Ober- und Untergrenzen einsetzt; der Rechenaufwand ist jedoch beträchtlich. Einfacher ist es, die Offsetspannung zu messen oder mit Hilfe einer Schaltungssimulation zu ermitteln; dazu wird die in Abb. 4.66 gezeigte Schaltung verwendet. Durch die Rückkopplung der Ausgangs-Differenzspannung Uai — Ua2 auf den Eingang 1 werden die Ausgangsspannungen näherungsweise gleich und man erhält am Eingang die Spannung Ue\ ^ Uoff. Die Schaltung bewirkt zwar keine echte Differenzaussteuerung, jedoch hat die auftretende Gleichtaktspannung UGi ^ Uoff/2 wegen der hohen Gleichtaktunterdrückung praktisch keinen Einfluß auf das Ergebnis. Bei der Messung der Offsetspannung darf man keinen normalen Operationsverstärker als Regelverstärker einsetzen, weil der Differenzverstärker eine zusätzliche Schleifenverstärkung bewirkt, die auch bei universal-korrigierten Operationsverstärkern zur Instabilität der Schaltung führt. Am besten geeignet ist ein Instrumentenverstärker mit einer Verstärkung A = 1 und einer Grenzfrequenz fg,Rv> die mindestens um die Differenzverstärkung AD unter der Grenzfrequenz fg des Differenzverstärkers liegt: fgyRV < fg/AD; dadurch ist ein stabiler

380

4

Verstärker

a, soll

a symmetrischer Ausgang

b unsymmetrischer Ausgang

Abb. 4.66. Schaltung zur Messung der Offsetspannung

Betrieb gewährleistet. In der Schaltungssimulation kann als Regelverstärker eine spannungsgesteuerte Spannungsquelle mit A = 1 eingesetzt werden; bei eventuell auftretenden Stabilitätsproblemen muß man Α reduzieren. Kleinsignalverhalten des Differenzverstärkers Das Verhalten bei Aussteuerung um einen Arbeitspunkt Α wird Kleinsignalverhalten genannt. Der Arbeitspunkt wird durch die Eingangsspannungen Ue\yA und Ue2,A bzw. ÜB,Α und Ua,Ay die Ausgangsspannungen Ua\yA und Uai,A und die Kollektor- bzw. Drainströme der Transistoren gekennzeichnet. Im folgenden wird davon ausgegangen, daß die Offsetspannung gleich Null ist; daraus folgt für den Arbeitspunkt: UDyA = 0

,

UalyA = Ua2yA

Es wird vorausgesetzt, daß die Gleichtaktspannung UGiyA innerhalb des Gleichtaktaussteuerbereichs liegt und keinen Einfluß auf die Stromverteilung hat. Ersatzschaltbilder für Differenz- und Gleichtaktaussteuerung: Wenn man die Stromquelle im Emitter- bzw. Sourcezweig eines Differenzverstärkers in zwei äquivalente Stromquellen aufteilt, ist der Differenzverstärker vollständig symmetrisch; Abb. 4.67 zeigt dies am Beispiel eines npn-Differenzverstärkers. Betrachtet

4.1

381

Schaltungen

a2

u,Gl

'oX *-ub a Differenzaussteuerung

'oX J-ub

1

b Gleichtaktaussteuerung

Abb. 4.67. Aussteuerung eines npn-Differenzverstärkers im Arbeitspunkt

man die Änderungen der Ströme und Spannungen in der Symmetrieebene bei Aussteuerung im Arbeitspunkt, stellt man folgendes fest: • Die schiefsymmetrische Differenzaussteuerung führt bei ausreichend kleiner Amplitude zu einer schiefsymmetrischen Änderung aller Ströme und Spannungen. Daraus folgt, daß alle Spannungen in der Symmetrieebene konstant bleiben; in Abb. 4.67a gilt dies für die Spannung Uo an den EmitterAnschlüssen der Transistoren. Da man eine konstante Spannung durch eine Spannungsquelle ersetzen kann, erhält man das in Abb. 4.67a unten gezeigte Ersatzschaltbild: der Differenzverstärker zerfällt in zwei Emitterschaltungen, die Stromquellen entfallen. Die Spannungsquellen üb sind ideal und werden beim Übergang zum Kleinsignalersatzschaltbild kurzgeschlossen. Dadurch sind die Emitteranschlüsse der Transistoren im Kleinsignalersatzschaltbild mit der Kleinsignalmasse verbunden.

382

4

Verstärker

Ι,Χ Abb. 4.68. Übergang von einer idealen zu einer realen Stromquelle und Aufteilung in zwei äquivalente Stromquellen

• Die symmetrische Gleichtaktaussteuerung führt zu einer symmetrischen Änderung aller Ströme und Spannungen. Daraus folgt, daß alle durch die Symmetrieebene fließenden Ströme gleich Null sind; in Abb. 4.67b gilt dies für den Strom I in der Emitter-Verbindungsleitung. Da man eine stromlose Leitung entfernen kann, erhält man das in Abb. 4.67b unten gezeigte Ersatzschaltbild: der Differenzverstärker zerfällt auch in diesem Fall in zwei Emitterschaltungen. Bei den Stromquellen IQ handelt es sich jeweils um die halbe ursprüngliche Stromquelle; Abb. 4.68 verdeutlicht den Übergang von einer idealen zu einer realen Stromquelle und deren Aufteilung in zwei Stromquellen. Im Kleinsignalersatzschaltbild entfallen die Stromquellen und die negative Versorgungsspannung fällt mit der Kleinsignalmasse zusammen. Damit ist der npn-Differenzverstärker auf die Emitterschaltung zurückgeführt und man kann die Ergebnisse aus Abschnitt 2.4.1 verwenden. Dasselbe gilt für den n-Kanal-Differenzverstärker; er zerfällt in äquivalente Sourceschaltungen und man kann die Ergebnisse aus Abschnitt 3.4.1 verwenden. Die Aufteilung in getrennte Ersatzschaltbilder für Differenz- und Gleichtaktaussteuerung ist eine Anwendung des Bartletfschen Symmetrietheorems, das allerdings nur für lineare Schaltungen gilt. Deshalb müßte man beim Differenzverstärker streng genommen zunächst zum Kleinsignalersatzschaltbild übergehen, um das Theorem anwenden zu können. Die Beschränkung auf lineare Schaltungen ist allerdings nur bei Differenzaussteuerung erforderlich, weil hier die Kennlinien der Bauteile ausgehend vom Arbeitspunkt schiefsymmetrisch ausgesteuert werden, was nur bei linearen Kennlinien schiefsymmetrische Änderungen zur Folge hat. Dagegen werden die Kennlinien bei Gleichtaktaussteuerung symmetrisch ausgesteuert, was auch bei nichtlinearen Kennlinien zu symmetrischen Änderungen führt. Man kann demnach das Theorem auch bei nichtlinearen Schaltungen anwenden, wenn man die Differenzaussteuerung auf den Bereich beschränkt, in dem die Kennlinien praktisch linear sind; beim npn-Differenzverstärker ist dies der Bereich \UD\ < Uj· Diese Vorgehensweise wurde hier gewählt, weil das Zerfallen eines Differenzverstärkers in zwei Teilschaltungen in der ursprünglichen Schaltung anschaulicher dargestellt werden kann als im Kleinsignalersatzschaltbild. Differenzverstärker mit Widerständen: Abbildung 4.69 zeigt die Schaltung ei-

nes npn-Differenzverstärkers zusammen mit den Kleinsignalersatzschaltbildern der äquivalenten Emitterschaltungen für Differenz- und Gleichtaktaussteuerung;

4.1 Schaltungen

383

1

r

BE

J

e

-

\LUBE

Su

1

'CE

U

GI

Abb. 4.69. npn-Differenzverstärker mit Kollektorwiderständen: Schaltung (oben) und Kleinsignalersatzschaltbilder der äquivalenten Emitterschaltungen für Differenzaussteuerung (Mitte) und Gleichtaktaussteuerung (unten)

letztere erhält man durch Linearisierung der Teilschaltungen aus Abb. 4.67 und Einsetzen der Stromquelle gemäß Abb. 4.68. Für die Kleinsignalgrößen gilt mit Ue\ = Uei - UeiyA = Uei ~ UGi}A

,

Ua\ = Ua\ ~ UahA

uD = UD-

,

UQX = UGi - UGiiA

UDyA = UD

Man erkennt, daß das Kleinsignalersatzschaltbild für Differenzaussteuerung dem einer Emitterschaltung ohne Gegenkopplung und das für Gleichtaktaussteuerung

4 Verstärker

384

ub

Ua1t

'Ί

u,e7

1

e -

1

r

GS

J

1

I

J

u

\ub

Su

e2

1

GSΝ

U

GI

i

U

BS

1

Abb. 4.70. n-Kanal-Differenzverstärker mit Drainwiderständen: Schaltung (oben) und Kleinsignalersatzschaltbilder der äquivalenten Sourceschaltungen für Differenzaussteuerung (Mitte) und Gleichtaktaussteuerung (unten)

dem einer Emitterschaltung mit Gegenkopplung entspricht. Bei Gleichtaktaussteuerung wirkt der Ausgangswiderstand 2ro der geteilten Stromquelle als Gegenkopplungswiderstand. Abb. 4.70 zeigt die entsprechenden Kleinsignalersatzschaltbilder eines n-Kanal-Differenzverstärkers. Aus dem Kleinsignalersatzschaltbild für Differenzaussteuerung werden die Differenzverstärkung A^, der Differenz-Ausgangswiderstand ra^ und der Differenz-Eingangswiderstand rßyD berechnet: 1 Uq (4.73) AD = /ffer/Source 2u e uD UGi=0

385

4.1 Schaltungen Ual

ia

Ua\=-Ua2

uD=uGi=O

2h

Uj) re,D

=

—

fa,Emitter/Source

(4.74)

ue=0

± = 2Ve,Emitter / Source

(4.75)

l

w^,=0

e

Hier wirkt sich aus, daß die Eingangsspannung im Kleinsignalersatzschaltbild für Differenzaussteuerung nicht uDi sondern uD/2 ist; deshalb ist die Verstärkung des Differenzverstärkers nur halb so groß, der Eingangswiderstand dagegen doppelt so groß wie bei der äquivalenten Emitter- oder Sourceschaltung. Aus dem Kleinsignalersatzschaltbild für Gleichtaktaussteuerung erhält man die Gleichtaktverstärkung AGu den Gleichtakt-Ausgangswiderstand rUiGi und den Gleichtakt-Eingangswiderstand reyGV-

ua\

—

h\

\_

.

fa,Emitter / Source

(4.77)

ue=0

UD=0,UGi=0

T - —

(4.76)

e L=0

UD=0

Te,Gl =

ιSource

r

U

γ

—

'eÊmitter/'Source

(4.78)

Hier erhält man für den Differenzverstärker dieselben Werte wie bei der äquivalenten Emitter- oder Sourceschaltung. Man beachte, daß die Kleinsignalgrößen in (4.76)-(4.78) zu einem anderen Kleinsignalersatzschaltbild gehören als die in (4.73)-(4.75); so folgt z.B. aus (4.73) und (4.76) nicht AD = AGI/2.

Bei einer Messung oder Simulation dieser Größen muß reine Differenz- oder Gleichtaktaussteuerung vorliegen. Das gilt nicht nur am Eingang, an dem dies durch die Größen UD und UQ\ zum Ausdruck kommt, sondern auch am Ausgang. Da dort keine speziellen Differenz- und Gleichtaktgrößen definiert sind, muß man die Nebenbedingungen ua\ = — ua2 und ua\ = ua2 zur Kennzeichnung von Differenz- und Gleichtaktaussteuerung verwenden. Das hat zur Folge, daß sich die Definitionen des Differenz- und Gleichtakt-Ausgangswiderstands nur in den Nebenbedingungen und nicht in den Kleinsignalgrößen unterscheiden. Bei beiden Ausgangswiderständen wird ua\/ia\ gebildet; der Unterschied kommt durch die andere Ansteuerung des zweiten Ausgangs zustande. Die Ausgangswiderstände hängen beim npn-Differenzverstärker wie bei der Emitterschaltung vom Innenwiderstand Rg der Signalquelle ab. Da dieser im allgemeinen kleiner ist als die Eingangswiderstände, kann man sich ohne größeren Fehler auf die Kurzschluß-Ausgangswiderstände beschränken; deshalb sind ra^ und ra>Gi mit der Nebenbedingung uD = uG\ = 0 angegeben. Beim n-Kanal-Differenzverstärker tritt diese Abhängigkeit wegen der isolierten Gate-Anschlüsse der Mosfets nicht auf; hier ist Rg am Ausgang nicht sichtbar.

4 Verstärker

386

Mit den Ergebnissen für die Emitterschaltung aus Abschnitt 2.4.1 und für die Sourceschaltung aus Abschnitt 3.4.1 erhält man für den Differenzverstärker mit Widerständen

23

- 1 (Re I AD =

:

--SRc (4.79)

— uD -^(RD\\rDS)

Rc\\rCE

"öl

(4.80)

-—

hl

2rBE oo

ie\

(4.81)

_^£ AGI

2r0

=

(4.82) SRD

ia=0

2r0

2 (5 + SB) r0 Ua\

(4.83) 2)3 r0

hl

G = ^

oo

(4.84)

Sr0 (4.85)

(S + ,

Sr0

Verwendet wurden dazu die Gleichungen (2.61)-(2.63) auf Seite 112, (2.70)-(2.72) auf Seite 118, (3.50)-(3.52) auf Seite 256 und (3.56)-(3.58) auf Seite 261; dabei wird in (2.70) RE = 2r0 und in (3.56) Rs = 2r0 und 2S r0 » 1 eingesetzt. Beim n-Kanal-Differenzverstärker mit integrierten Mosfets hängt die Gleichtaktverstärkung von der Gleichtaktspannung UGI,A im Arbeitspunkt ab, weil die Bulk-Source-Spannung UBS und die Substrat-Steilheit Sß von UGI,A abhängen. 23 Die Ergebnisse für den npnund n-Kanal-Differenzverstärker werden mit geschweiften Klammern zusammengefaßt. Nach der geschweiften Klammer stehen die Werte für den npn-Differenzverstärker oben, die für den n-Kanal-Differenzverstärker unten.

4.1 Schaltungen

387

1 T-

]UBS RS vernachlässigt werden kann. Die Gleichtaktunterdrückung G = AD/AGi nimmt demnach bei Stromgegenkopplung ab. Differenzverstärker mit einfachen Stromquellen: Abbildung 4.72 zeigt einen npnund einen n-Kanal-Differenzverstärker mit einfachen Stromquellen anstelle der Widerstände. Im Kleinsignalersatzschaltbild und in den Gleichungen werden die Widerstände durch den Ausgangswiderstand der einfachen Stromquelle ersetzt: Rc -^ rCE3 beim npn-Differenzverstärker und RD - • rDS3 beim n-KanalDifferenzverstärker. Damit erhält man für den

4.1 Schaltungen

389

Differenzverstärker mit einfachen Stromquellen:

AD

=

Ugl D

uD

(

. 2

u« ^

1

Uai=-Ua2

r

\

A Gi

—

(4.90)

DS3

ra,Gi

UGl

(

Ua\

u„i=ua2

1

ßircEi 1 rCE3 r

Ä

'

rCE3

(4.91)

r

ISl'DSl O 11 DS3 E3

G =

AD

rDS D

ra,D

^

(4.92)

Die Eingangswiderstände reyD und rejG; bleiben unverändert, d.h. (4.81) und (4.84) gelten auch für den Differenzverstärker mit Stromquellen. Beim npn-Differenzverstärker mit einfachen Stromquellen erhält man durch Einsetzen von Si = I0/UT, rCE\ = UA = UA>pnp/I0:

AD

=

(4-93)

L

2UT i,npn

Dabei sind ÜAynpn und ÜA.pnp die Early-Spannungen der Transistoren; für die Temperaturspannung gilt UT % 26 mV bei Τ = 300 Κ. Die Transistor-Größen und der Ruhestrom IQ haben keinen Einfluß auf die Differenzverstärkung. Für die Transistoren aus Tab. 4.1 gilt UA,npn = 100 V und UA,pnp = 50 V; daraus folgt AD = - 640. Beim n-Kanal-Differenzverstärker mit einfachen Stromquellen erhält man mit Si = y/2KiI0y

rDSi = UAynK/h u n d rDS3 =

(4.94) J U A,pK A

V ÜA,nK

Dabei sind L/A,«IC und UAipK die Early-Spannungen der Mosfets. Hier hängt die Differenzverstärkung auch von der Größe der Mosfets Γι und Γ2, ausgedrückt durch den Steilheitskoeffizienten K\y ab; sie nimmt mit zunehmender Größe der

4 Verstärker

390

υΛ

J

e1

Χ

ΤAbb. 4.73. Differenzverstärker mit Kaskode-Stromquellen

Mosfets zu. Für die Mosfets aus Tab. 4.2 gilt UAynK = 50 V und UAiPK = 33 V; mit dem typischen Wert 17GS1 - Uth\ = 1 V folgt AD = - 20. Differenzverstärker mit Kaskode-Stromquellen: Man kann die Differenzverstärkung durch Einsatz von Stromquellen mit Kaskode oder KaskodeStromquellen 24 anstelle der einfachen Stromquellen erhöhen; Abb. 4.73 zeigt die resultierenden Schaltungen beim Einsatz von Stromquellen mit Kaskode. Die Bezeichnung Differenzverstärker mit Kaskode-Stromquellen ist in diesem Fall streng genommen nicht korrekt, wird aber der umständlichen Bezeichnung Differenzverstärker mit Stromquellen mit Kaskode vorgezogen. Der Ausgangswiderstand der Stromquelle steigt durch den Einsatz von Stromquellen mit Kaskode von rcE3 bzw. r£>s3 auf r

aS

an; dadurch erhält man für den

24 Zur Unterscheidung siehe Abb. 4.23 auf Seite 325 und Abb. 4.25 auf Seite 329.

4.1 Schaltungen

391

Differenzverstärker mit Kaskode-Stromquellen:

AD

=

1 2

uD

irD

E3 ^

Ual

AGl

=

ial

uai=-ua2

uGi

ia\=ia2=0

J3 ~

G =

ial

r ßircEi llftr

AD

uaûa2 4

ς

(4.95)

^D5i

~~2^

Ual a,Gl

^C£l

'

\ r

0E3

(4.96)

2S 1 r D S 1 r 0 ||5

a,D

(4.97)

Hier ist der Gleichtakt-Ausgangswiderstand rfljG/ typisch um den Faktor 2 0 . . . 200 größer als der Differenz-Ausgangswiderstand raj>\ dadurch wird die Gleichtaktunterdrückung im Vergleich zum Differenzverstärker mit Widerständen entsprechend reduziert: G

20... 200 Beim npn-Differenzverstärker mit Kaskode-Stromquellen erhält man durch Einsetzen von S\ = I0/UT und rCEi = υΑ>ηρη/Ι0: UA,npn μ (4.98) AD = 2 2UT Dabei ist μ = UA/UT die im Zusammenhang mit der Emitterschaltung eingeführte Maximalverstärkung eines Bipolartransistors. Mit UA,npn = 100 V erhält man AD = — 1920 im Vergleich zu AD = —640 beim npn-Differenzverstärker mit einfachen Stromquellen. Beim n-Kanal-Differenzverstärker mit Kaskode-Stromquellen folgt mit Si = y/2KiI0 und rDS\ = UAynK/I0: AD

= —

-Â,«fC

- Uthl

μ 2

(4.99)

Dabei ist μ die im Zusammenhang mit der Sourceschaltung eingeführte Maximalverstärkung eines Mosfets. Mit UAfnK — 50 V und UGSI ~ Uthi = IV erhält man AD = — 50 im Vergleich zu AD = — 20 beim n-Kanal-Differenzverstärker mit einfachen Stromquellen.

4

392

Verstärker

υa2

1

ΤAbb. 4.74. Kaskode-Differenzverstärker

Der Differenzverstärker mit Kaskode-Stromquellen wird immer dann eingesetzt, wenn die pnp- bzw. p-Kanal-Transistoren eine deutliche geringere EarlySpannung aufweisen als die npn- bzw. n-Kanal-Transistoren. In diesem Fall erzielt man mit einfachen Stromquellen nur eine unzureichende Verstärkung. Kaskode-Differenzverstärker: Eine weitere Zunahme der Differenzverstärkung bei gleichzeitiger Zunahme des Verstärkungs-Bandbreite-Produkts wird erreicht, wenn der Differenzverstärker zum Kaskode-Differenzverstärker ausgebaut wird. Dabei werden die in Abb. 4.43 auf Seite 350 gezeigten Kaskodeschaltungen symmetrisch ergänzt; Abb. 4.74 zeigt die resultierenden Schaltungen. Die Vorteile der Kaskodeschaltung werden im Abschnitt 4.1.2 beschrieben und gelten für den Kaskode-Differenzverstärker in gleicher Weise. In Abb. 4.74 werden Stromquellen mit Kaskode eingesetzt, um eine möglichst hohe Differenzverstärkung zu erzielen. Wenn man dagegen nur an einer Zunahme des Verstärkungs-Bandbreite-Produkts interessiert ist, kann man auch einfache Stromquellen einsetzen; in diesem Fall entfallen die Transistoren T5 und

4.1

393

Schaltungen

Γ6. Im allgemeinen ist jedoch die höhere Differenzverstärkung wichtiger als die Zunahme des Verstärkungs-Bandbreite-Produkts. Das gilt vor allem für den nKanal-Differenzverstärker, der ohne die Kaskode-Stufen im Differenzverstärker und in den Stromquellen nur eine vergleichsweise geringe Differenzverstärkung erreicht. Aus (4.36) und (4.37) folgt für den Kaskode-Differenzverstärker:

AD =

VayD

=

AGI

=

uD

ial

fa,Gl

ßiTc £3 ll^5t£5

tu {

s

ual=-ua2=o ' ~

(4.100)

S3rD 53 IIS 5 rg S5

\

r a>G ; 2r

ial=ia2=O

0

j ßi^CE. >IIM*

=

(4.101)

ial AD

G =

fa,D

AGI

Beim n-Kanal-Kaskode-Differenzverstärker nimmt der Ausgangswiderstand am Drain-Anschluß von T3 bei Gleichtaktaussteuerung auf 25i 53r^S3r0 zu und kann vernachlässigt werden. Beim npn-Kaskode-Differenzverstärker wird der maximale Ausgangswiderstand ^ 3 ^ 3 am Kollektor von Γ3 schon bei Differenzaussteuerung erreicht; eine weitere Zunahme ist nicht möglich. Durch Einsetzen der Kleinsignalparameter erhält man für den npn-KaskodeDifferenzverstärker AD «

7 2UT

;

1

ϊ

1

Ν-

(4.102)

Ρη ρη

und für den n-Kanal-Kaskode-Differenzverstärker mit Mosfets gleicher Größe, d.h. gleichem Steilheitskoeffizienten K: AD

%

τ

r- = 1

1

r-

—τ-

Uth)

2

1

(4.103)

1

ul„K

Mit den Bipolartransistoren aus Tab. 4.1 erhält man AD Mosfets aus Tab. 4.2 AD « - 1500.

— 38500 und mit den

394

4

Verstärker

CJ 1 ?—[

r,

ι

1

b Kaskode-Differenzverstärker mit Kaskode-Stromspiegel

a Differenzverstärker mit einfachem Stromspiegel

Abb. 4.75. Differenzverstärker mit Stromspiegel

Wenn die Early-Spannungen und Stromverstärkungen der npnund pnpTransistoren und die Early-Spannungen der η-Kanal- und p-Kanal-Mosfets gleich sind, folgt:

ßSrCE \AD\

ßUA 4UT

c2 2

Ο

Γι

DS

uA

25.000... 150.000 2

« 400... 10.000

Demnach kann man mit einem npn-Kaskode-Differenzverstärker eine Differenzverstärkung im Bereich von 105 = 100 dB erreichen; mit einem n-Kanal-KaskodeDifferenzverstärker erreicht man dagegen maximal etwa 104 = 80 dB. Differenzverstärker mit Stromspiegel: Durch den Einsatz eines Stromspiegels erhält man einen Differenzverstärker mit unsymmetrischem Ausgang; Abb. 4.75a zeigt die einfachste Ausführung, die bereits in Abb. 4.64 auf Seite 378 vorgestellt und bezüglich ihres Großsignalverhaltens untersucht wurde. Beim Kaskode-Differenzverstärker erhält man durch den Einsatz eines Kaskode-Stromspiegels die in Abb. 4.75b gezeigte Schaltung. Das Übersetzungsverhältnis der Stromspiegel muß ki = 1 betragen (praktisch: fc/ ~ 1).

4.1 Schaltungen

395

Man kann die Kleinsignalgrößen leicht ableiten, wenn man folgende Eigenschaften berücksichtigt: • Durch den Stromspiegel verdoppelt sich der Ausgangsstrom bei Differenzaussteuerung, siehe Abb. 4.64; dadurch nimmt die Differenzverstärkung um den Faktor 2 zu. • Bei Gleichtaktaussteuerung ändern sich die Ströme gleichsinnig und werden durch den Stromspiegel am Ausgang subtrahiert. Bei idealer Subtraktion mit einem idealen Stromspiegel bleibt die Ausgangsspannung konstant; daraus folgt AGi = 0. Bei realen Stromspiegeln verbleibt eine geringe Gleichtaktverstärkung. • Der Ausgangswiderstand ra entspricht dem Differenz-Ausgangswiderstand rü)D der entsprechenden symmetrischen Schaltung. Damit erhält man die Grundgleichungen eines unsymmetrischen Differenzverstärkers mit Stromspiegel:

AD =

Ug\

uD Ugl

AGi

=

AD

G = Ai G

=

~Sra

(4.104)

ia=0

~ 0 - > CXD

(4.105) (4.106)

Für den Differenzverstärker mit einfachem Stromspiegel gilt

(4.107)

und für den Kaskode-Differenzverstärker mit Kaskode-Stromspiegel:

(4.108)

Beim npn-Kaskode-Differenzverstärker mit Kaskode-Stromspiegel ist zu beachten, daß der Ausgangswiderstand eines Kaskode-Stromspiegels mit fcj = 1 nur halb so groß ist wie der Ausgangswiderstand einer Stromquelle mit Kaskode, siehe (4.23) und (4.27).

396

4 Verstärker r

r

a,D

° "a7 I

ΐ

τ Su D Λ^

τ— UGI /Ύ\

2

r

—τ /Τ\ 1/6/

τ /ΤΛ ο

J^Lram-l

'e,D lr

u

a,D

—τ— Π r

l

e,C

eGI~ e,GI~re,D

e1

1

1

1

1

Abb. 4.76. Ersatzschaltbild eines Differenzverstärkers

Ersatzschaltbild: Mit Hilfe der Kleinsignalparameter eines Differenzverstärkers kann man das in Abb. 4.76 gezeigte Ersatzschaltbild angeben. Es besteht eingangsseitig aus einem 7r-Netzwerk mit drei Widerständen zur Nachbildung der Eingangswiderstände re>D und rejG/ beim npn-Differenzverstärker; beim nKanal-Differenzverstärker entfallen die Widerstände. Da die beiden Widerstände re>G/ auch bei Differenzaussteuerung wirksam werden, muß der Querwiderstand den Wert e,D

IT

^re,Gl

— re,D

haben, damit der effektive Differenz-Eingangswiderstand r6yD beträgt. In der Praxis gilt r6}Gi ^> re,D und damit reD & re^. Ausgangsseitig dient ein T-Netzwerk aus drei Widerständen zur Nachbildung der Ausgangswiderstände. Das T-Netzwerk hat den Vorteil, daß der für die Praxis wichtigere Differenz-Ausgangswiderstand direkt eingeht und der Widerstand r für rfl)£> = τα^\ in einen Kurzschluß übergeht. An jedem Ausgang sind zwei Stromquellen angeschlossen, die von der Differenzspannung uD und der Gleichtaktspannung uG\ gesteuert werden; die entsprechenden Steilheiten sind S/2 bei Differenzaussteuerung und l/(2ro) bei Gleichtaktaussteuerung. Nichtlinearität: Durch eine Reihenentwicklung der Kennlinien kann man den Klirrfaktor eines Differenzverstärkers näherungsweise berechnen. Beim npn-Differenzverstärker folgt aus (4.62) durch Übergang zu den Kleinsignalgrößen:

Durch Einsetzen von uD = üD cos cot erhält man:

4.1 Schaltungen

397

Bei kleinen Amplituden (uD < 2Uj) folgt aus dem Verhältnis der Amplituden bei 3ωί und ωί näherungsweise der Klirrfaktor des npn-Differenzverstärkers ohne Stromgegenkopplung:

)2

(4 109)

·

Mit UT = 26 mV erhält man bei Vorgabe eines maximalen Klirrfaktors: üD < UTVÄSk = 180mVVfc Für k < 1% muß üD < 18 mV gelten. Damit ist der npn-Differenzverstärker wesentlich linearer als die Emitterschaltung, bei der für k < 1% nur eine Amplitude von üe < 1 mV zulässig ist. Außerdem muß man die Amplitude im Zuge einer Reduzierung des Klirrfaktors nur proportional zur Wurzel des Klirrfaktors und nicht, wie bei der Emitterschaltung, linear reduzieren. Die Berechnung gilt nur für den Fall, daß am Ausgang noch keine Übersteuerung auftritt; dies wurde durch die Annahme einer idealen tanhKennlinie implizit vorausgesetzt. Bei den meisten Differenzverstärkern mit Stromquellen ist jedoch die Verstärkung so hoch, daß bereits eine Differenzaussteuerung von wenigen Millivolt zu einer Übersteuerung am Ausgang führt; das gilt vor allem für den Kaskode-Differenzverstärker. In diesem Fall arbeitet der Differenzverstärker bis zur ausgangsseitigen Übersteuerung praktisch linear und der Klirrfaktor ist entsprechend gering. Bei einsetzender Übersteuerung am Ausgang steigt der Klirrfaktor dann jedoch stark an. Beim npn-Differenzverstärker mit Stromgegenkopplung gilt: UD

=

UBEl + ICIRE

-

UBE2 - IC2RE

=

UBE1 -

UBE2 + (Jci - IC2)

RE

Mit UD = UBE\ — UBE2 anstelle von UD erhält man aus (4.61): kx-ki

= 2/otanh-f zuT

Einsetzen und Übergang zu den Kleinsignalgrößen liefert: uD = uD + 2I0RE tanh ^~ ZUT

Aus (4.62) folgt:

ual =

-IoRctenh^-

Durch Reihenentwicklung und Eliminieren von u'D erhält man IQRC Ual

-

IR

( UD

+ U\

TD 1 2 ( / ^ + C/)3

und daraus den Klirrfaktor eines npn-Differenzverstärkers mit Stromgegenkopplung:

Μ

3 ^ 48(I 0 RE + UTY

3

48(1 + SRE)

\UT)

(4.110)

398

4 Verstärker

Da der Gegenkopplungsfaktor 1 + SRE kubisch in den Klirrfaktor, aber nur linear in die Differenzverstärkung eingeht, nehmen die Verzerrungen bei konstanter Ausgangsamplitude quadratisch mit dem Gegenkopplungsfaktor ab. Deshalb ist die linearisierende Wirkung der Stromgegenkopplung beim Differenzverstärker viel stärker als bei der Emitterschaltung, bei der die Verzerrungen am Ausgang bei konstanter Ausgangsamplitude nur linear mit dem Gegenkopplungsfaktor abnehmen. Wenn man beim n-Kanal-Differenzverstärker in gleicher Weise vorgeht, erhält man für den Klirrfaktor eines n-Kanal-Differenzverstärkers:

64J

O

(1 + SRsY

64I 0

Auch hier geht der Gegenkopplungsfaktor 1 + SRS kubisch ein. Im Gegensatz zum npn-Differenzverstärker geht hier auch die Größe der Mosfets in Form des Steilheitskoeffizienten Κ ein. Ohne Gegenkopplung (Rs = 0) nimmt der Klirrfaktor mit zunehmender Größe der Mosfets linear zu (k ~ K)y bei starker Gegenkopplung dagegen ab (A: ~ 1/VK für SRS ^> 1). Auch hier gelten die Gleichungen nur unter der Voraussetzung, daß am Ausgang keine Übersteuerung auftritt. Bei Differenzverstärkern mit Widerständen erhält man eine für die praktische Auslegung hilfreiche Darstellung, wenn man den Klirrfaktor auf die Amplitude üa am Ausgang bezieht und eine bestimmte Differenzverstärkung fordert. Betrachtet werden dazu die Differenzverstärker mit Stromgegenkopplung in Abb. 4.77, die mit RE = 0 bzw. Rs = 0 in die entsprechenden Differenzverstärker ohne Stromgegenkopplung übergehen. Beim npn-Differenzverstärker erhält man: kn pn

' 48(1+SÄu)3

_

\UT

\AD\UTü2a

Knpn

SRe üD

1 + SRE

Dabei ist IQRC der Spannungsabfall am Kollektorwiderstand, siehe Abb. 4.77a. Für den n-Kanal-Differenzverstärker gilt: ,.2

KuzD

64I0(l+SRsy üD

\AD\(UGS-Uth)ü2a 32 (I0RD)3

1 + SRS

Hier ist I0RD der Spannungsabfall am Drainwiderstand, siehe Abb. 4.77b. Man erkennt, daß der Klirrfaktor bei beiden Differenzverstärkern umgekehrt proportional zur dritten Potenz des Spannungsabfalls an den Widerständen Rc und Rp ist. Da dieser Spannungsabfall in Abhängigkeit von der Versorgungsspannung Üb gewählt werden muß, nimmt der Klirrfaktor bei einer Reduzierung von Üb etwa kubisch zu: halbe Versorgungsspannung -> 8-facher Klirrfaktor. Die Gegenkopplungswiderstände RE und Rs treten nicht explizit auf, da ihr Wert wegen der als

4.1 Schaltungen

399

Abb. 4.77. Schaltungen zum Vergleich der Klirrfaktoren von npnund n-Kanal-Differenz-

verstärker

konstant vorausgesetzten Differenzverstärkung fest an Rc bzw. RD gekoppelt ist. Aus dem Verhältnis k»K

knpn

^

3_ UGS - Uth

16

UT

u

T=™

mY

UGS -

Uth

140 mV

folgt, daß der Klirrfaktor eines npn-Differenzverstärkers üblicherweise geringer ist als der eines n-Kanal-Differenzverstärkers mit gleicher Differenzverstärkung. Beispiel: Bei der Beschreibung des n-Kanal-Differenzverstärkers mit Stromgegenkopplung wurden die Kennlinien der in Abb. 4.61 auf Seite 375 gezeigten Schaltungen miteinander verglichen, siehe Abb. 4.62. Dabei wurde festgestellt, daß die Kennlinien des Differenzverstärkers ohne Stromgegenkopplung nichtlinearer sind als die des Differenzverstärkers mit Stromgegenkopplung. Dieses Ergebnis kann man nun mit Hilfe der Näherungen für den Klirrfaktor überprüfen. Beide Schaltungen arbeiten mit demselben Ruhestrom und haben dieselbe Differenzverstärkung, d.h. gleiche Ausgangsamplitude bei gleicher Eingangsamplitude üD. Für den Differenzverstärker ohne Gegenkopplung erhält man mit 2 2 Io = 100 μ Α, Κ = 15 · 30μΑ/ν = 0,45mA/V (Größe 15) und üD = 0,5 V einen Klirrfaktor von k % 1,76%; für den Differenzverstärker mit Gegenkopp2 2 lung folgt mit Κ = 150 · 30μΑ/ν = 4,5mA/V (Größe 150), Rs = 2kQ und sonst gleichen Werten k % 0,72%. Damit wird das Ergebnis bestätigt. Arbeitspunkteinstellung

Der Arbeitspunkt wird beim Differenzverstärker im wesentlichen mit der Stromquelle 2/0 eingestellt. Sie gibt die Ruheströme der Transistoren vor und bestimmt damit das Kleinsignalverhalten; nur beim Differenzverstärker mit Widerständen gehen die Widerstände als zusätzliche frei wählbare Größe ein. Die Arbeitspunkt-

400

4

Verstärker

Abb. 4.78. Versorgungsspannungen beim Differenzverstärker: allgemein, symmetrisch und unipolar

Spannungen spielen beim Differenzverstärker eine untergeordnete Rolle, solange im Arbeitspunkt alle Bipolartransistoren im Normalbetrieb bzw. alle Mosfets im Abschnürbereich arbeiten. Diese Forderung ist im allgemeinen genau dann erfüllt, wenn die Gleichtaktspannung UQI innerhalb des Gleichtaktaussteuerbereichs liegt; darauf wurde bereits im Zusammenhang mit den Kennlinien eingegangen. Der Gleichtaktaussteuerbereich hängt vom Aufbau des Differenzverstärkers, von den Versorgungsspannungen und von der erforderlichen Ausgangsamplitude ab. Versorgungsspannungen: Ein Differenzverstärker hat im allgemeinen zwei Versorgungsspannungen, die mit U£ und U^~ bezeichnet werden; dabei gilt U£ > U^~. Die Spannungsdifferenz U£ — U^ muß mindestens so groß sein, daß alle Transistoren im Normal- bzw. Abschnürbereich arbeiten können, und sie muß so klein sein, daß die maximal zulässigen Spannungen bei keinem Transistor überschritten werden. Theoretisch sind alle Kombinationen möglich, die diese Bedingungen erfüllen, in der Praxis treten jedoch zwei Fälle besonders häufig auf: •

•

Symmetrische Spannungsversorgung mit U^ > 0 und U^ — —U^. Die Versorgungsspannungsanschlüsse werden in diesem Fall meist mit Üb und — Üb bezeichnet. Beispiele: ±5 V; ±12 V. Unipolare Spannungsversorgung mit U£ > 0 und U^~ = 0. Hier liegt der Anschluß U^~ auf Masse. Der Anschluß Uj}~ wird meist mit Üb bezeichnet. Beispiele: 12 V; 5 V; 3,3 V.

Abbildung 4.78 zeigt den allgemeinen und die beiden praktischen Fälle im Vergleich. Bei unipolarer Spannungsversorgung wird nur eine Versorgungsspannungsquelle benötigt. Gleichtaktaussteuerbereich: Bei einem Differenzverstärker mit unipolarer Spannungsversorgung liegt der Gleichtaktaussteuerbereich vollständig im Bereich positiver Spannungen, d.h. im Arbeitspunkt muß UQI > 0 gelten. Bei sym-

4.1 Schaltungen

401

a mit Stromspiegel

b mit Widerstand

Abb. 4.79. Übliche Arbeitspunkteinstellung bei npn-Differenzverstärkern mit Widerständen

metrischer Spannungsversorgung ist dagegen bei ausreichend großer Spannung Üb auch UGI = 0 oder UGi < 0 möglich, weil sich der Gleichtaktaussteuerbereich in diesem Fall über positive und negative Spannungen erstreckt. Daraus folgt, daß man die Eingänge eines Differenzverstärkers mit symmetrischer Spannungsversorgung direkt mit einer Signalquelle ohne Gleichspannungsanteil verbinden kann; insbesondere kann man einen Eingang mit Masse verbinden, wie dies z.B. bei den Differenzverstärkern mit unsymmetrischem Eingang in Abb. 4.52 auf Seite 365 stillschweigend geschehen ist. Differenzverstärker mit Widerständen: Abbildung 4.79a zeigt die übliche Arbeitspunkteinstellung bei einem Differenzverstärker mit Widerständen am Beispiel eines npn-Differenzverstärkers. Der Strom 2IQ wird mit einem npn-Stromspiegel aus dem Referenzstrom I\ abgeleitet; das Übersetzungsverhältnis beträgt ki = 2IQ/I\. Der Strom I\ kann im einfachsten Fall mit einem Widerstand R\ eingestellt werden. Die Spannung Uo am Ausgang des Stromspiegels darf eine Untergrenze £/o,mm - beim einfachen Stromspiegel UCE,sat bzw. UDS>ab - nicht unterschreiten; dadurch wird der Gleichtaktaussteuerbereich nach unten begrenzt. Wenn sich die Gleichtaktspannung nur wenig ändert, kann man die Stromquelle durch einen Widerstand Äo

=

^ 2I0

UGI

'

- ÜBE - Uf 270

ersetzen, siehe Abb. 4.79b. Die Gleichtaktunterdrückung ist in diesem Fall vergleichsweise gering, weil der Widerstand # 0 im allgemeinen deutlich kleiner ist als der Ausgangswiderstand ro einer realen Stromquelle. Differenzverstärker mit Stromquellen: Abbildung 4.80 zeigt die in der Praxis übliche Arbeitspunkteinstellung bei Differenzverstärkern mit einfachen oder

4

402

υ:

Verstärker

υ:

Abb. 4.80. Übliche Arbeitspunkteinstellung bei npn-Differenzverstärkern mit Stromquellen

Kaskode-Stromquellen am Beispiel von npn-Differenzverstärkern. Die Stromquelle 270 wird wie beim Differenzverstärker mit Widerständen durch einen npn-Stromspiegel mit dem Übersetzungsverhältnis k\ = 2/ 0 //i realisiert. Für die ausgangsseitigen Stromquellen wird ein pnp-Stromspiegel mit zwei Ausgängen eingesetzt; dabei wird derselbe Referenzstrom I\ verwendet, was auf ein Übersetzungsverhältnis von fcj = Io/h führt. Auch hier kann der Strom Ji im einfachsten Fall mit einem Widerstand R\ eingestellt werden. Die Spannung U\ für die Kaskode-Stufe wird durch die beiden pnp-Transistor-Dioden auf Uf - 2UEB * U+ - 1,4 V eingestellt.

Kaskode-Differenzverstärker: Beim Kaskode-Differenzverstärker mit Kaskode-Stromquellen werden zwei Hilfsspannungen benötigt; Abb. 4.81 zeigt eine übliche Schaltung am Beispiel eines npn-Kaskode-Differenzverstärkers. Die Einstellung der Ströme erfolgt wie beim Differenzverstärker mit Stromquellen. Die Spannung L72 für die pnp-Kaskode-Stufe wird auch hier mit zwei pnp-Transistor-Dioden auf U^~ — 2UEB % U^~ — 1,4 V eingestellt. Die Spannung Ui für die npn-Kaskode-Stufe wird über den Spannungsteiler aus den Widerständen Ri und #2 und einer Kollektorschaltung zur Impedanzwandlung bereitgestellt; dabei wird der Strom der Kollektorschaltung über eine zusätzliche Stromquelle eingestellt. Die Wahl der Spannung U\ wirkt sich auf die Aussteuerbarkeit am Eingang und am Ausgang aus: eine relative hohe Spannung U\ hat einen größeren Gleichtaktaussteuerbereich am Eingang und einen kleineren Aussteuerbereich

4.1

Schaltungen

403

Abb. 4.81. Übliche Arbeitspunkteinstellung bei einem npn-Kaskode-Differenzverstärker mit Kaskode-Stromquellen

am Ausgang zur Folge; eine geringere Spannung wirkt sich entgegengesetzt aus. Differenzverstärker mit gefalteter Kaskode: Idealerweise sollte der einund ausgangsseitige Aussteuerbereich den ganzen Bereich zwischen den Versorgungsspannungen umfassen. Der in Abb. 4.82 gezeigte Differenzverstärker mit gefalteter Kaskode kommt diesem Idealfall sehr nahe. Er entsteht aus dem normalen Kaskode-Differenzverstärker, indem man die Kaskode-Stufe zusammen mit den ausgangsseitigen Stromquellen nach unten faltet und zwei weitere Stromquellen ergänzt. Man kann nun einund ausgangsseitig fast über den ganzen Bereich der Versorgungsspannungen aussteuern; daraus folgt insbesondere, daß die Ausgangsspannungen auch kleiner als die Eingangsspannungen sein können. Das Kleinsignalverhalten bleibt dagegen gleich. In der Praxis wird meist ein unsym-

404

4

Verstärker

Γ

Γ

t

?•>

2/n

-UZ

Abb. 4.82. Differenzverstärker mit gefalteter Kaskode

21 η

2/n

"In

u»,

C \

uh

Abb. 4.83. Übliche Ausführung eines Differenzverstärkers mit gefalteter Kaskode und unsymmetrischem Ausgang

4.1

Schaltungen

405

Abb. 4.84. Regelung der Ausgangsspannungen bei einem Differenzverstärker mit Kollektorschaltungen (Bezug auf die Versorgungsspannung U^)

metrischer Ausgang verwendet, indem die ausgangsseitigen Stromquellen durch einen Kaskode-Stromspiegel ersetzt werden; man erhält dann die in Abb. 4.83 gezeigte Schaltung, die wegen ihrer Aussteuerbarkeit und ihrer hohen Differenzverstärkung und Gleichtaktunterdrückung vor allem als Eingangsstufe in Operationsverstärkern eingesetzt wird. Dort ersetzt man den Widerstand R\ durch eine der im Abschnitt 4.1.5 beschriebenen Referenzstromquellen, damit die Ruheströme nicht von den Versorgungsspannungen abhängen. Regelung der Ausgangsspannungen: Bei allen symmetrischen Differenzverstärkern mit Stromquellen sind die Ausgangsspannungen im Arbeitspunkt ohne Beschaltung Undefiniert. Ursache hierfür sind geringe Unterschiede in den Strömen der npnund pnp- bzw. η-Kanal- und p-Kanal-Transistoren, die dazu führen, daß die Ausgänge entweder an die obere oder an die untere Aussteuerungsgrenze geraten. Bei niederohmigen Lasten an den Ausgängen wird der Arbeitspunkt durch die Lasten festgelegt; sie nehmen die Differenzströme der Transistoren auf. Sind dagegen hochohmige Lasten angeschlossen, muß man die Ausgangsspannungen regeln, um eine Übersteuerung zu vermeiden; dazu muß man entweder die Stromquelle 270 oder die beiden ausgangsseitigen Stromquellen 70 geeignet steuern. Wenn an den Ausgängen Kollektor- bzw. Drainschaltungen zur Impedanzwandlung angeschlossen sind, kann man die Stromquelle 2/0 steuern, indem man die Ruheströme dieser Schaltungen über Widerstände einstellt und diese mit dem Referenzzweig der Stromquelle verbindet; Abb. 4.84 zeigt dieses Verfahren

406

4

Verstärker

UZ Abb. 4.85. Regelung der Ausgangsspannungen bei einem Differenzverstärker mit Kollektorschaltungen (Bezug auf die Versorgungsspannung U£)

am Beispiel eines npn-Differenzverstärkers mit npn-Kollektorschaltungen. Im Arbeitspunkt erhält man an den Ausgängen mit R2 = R3: Ua>A = Ub~ + UBE7 +hR2

= Ub~ + UBE7 (l +

^

mit UBE7 κ 0,7 V

Dabei wird vorausgesetzt, daß der Stromspiegel T7yT8 wie im ungeregelten Fall das Übersetzungsverhältnis 2 besitzt. Alternativ kann man den Widerstand R4 weglassen und den Arbeitspunkt mit dem Übersetzungsverhältnis kj des Stromspiegels T7yT$ einstellen; dann gilt / 1

1 — \ki 2 Die Ausgangsspannungen beziehen sich auf die Versorgungsspannung L^~, was vor allem bei Schaltungen mit variablen Versorgungsspannungen ungünstig ist. Abhilfe schafft die in Abb. 4.85 gezeigte Variante mit Bezug auf die Versorgungsspannung I7fc+, bei der die pnp-Stromquellen gesteuert werden; hier gilt: ki (ίο ~l· 2/i) =

2/Q

Ua,A = U+ - UEB12 - hR2

=> h — ίο

= 17+ - UEB12 1 + 2R4

mit UEBl2

4.1 Schaltungen

J

b

407

iub

t

U

b

Abb. 4.86. Regelung der Ausgangsspannungen bei nachfolgendem npn-Differenzverstärker

Auch hier kann man den Widerstand # 4 weglassen und den Arbeitspunkt mit dem Übersetzungsverhältnis kj der Stromspiegel TUyT3 und Tn-JA einstellen:

Dabei muß kj < 1 gelten, d.h. Tu ist größer als T3 und T4. Bei beiden Varianten darf man die Widerstände R2 und R3 nicht zu klein wählen, weil sie die Ausgänge belasten und damit die Differenzverstärkung verringern. Bei Differenzverstärkern mit sehr hohem Ausgangswiderstand muß man deshalb meist zwei Kollektorschaltungen in Reihe schalten, bevor man die Widerstände anschließen kann. Bei den entsprechenden Schaltungen mit Mosfets ist dagegen bereits mit einer Drainschaltung eine Rückwirkung der Widerstände auf den Differenzverstärker ausgeschlossen. Man kann dasselbe Verfahren auch anwenden, wenn anstelle der Kollektorschaltungen ein weiterer npn-Differenzverstärker folgt; Abb. 4.86 zeigt die entsprechende Schaltung. Hier gilt mit dem Übersetzungsverhältnis fcj des Stromspiegels Γ9,Γι0: U

BE9

U BE5

4

408

Verstärker

-0.7 V

Ub+-

1,4 V

T5

T6

Abb. 4.87. Regelung der Ausgangsspannungen bei nachfolgendem pnp-Differenzverstärker

Folgt ein pnp-Differenzverstärker, kann man die in Abb. 4.87 gezeigte Schaltung verwenden, bei der die pnp-Stromquellen ohne zusätzliche Widerstände gesteuert werden; hier gilt und mit dem Übersetzungsverhältnis fcj der Stromspiegel T9,T$ und T9>TA:

h =

A

2fcj Bei dieser Variante ist die Schleifenverstärkung der Regelung sehr hoch und muß ggf. durch Stromgegenkopplungswiderstände in den Stromspiegeln begrenzt werden, d.h. in die Emitter-Leitung von T3, T4 und T9 müssen Widerstände entsprechend dem Übersetzungsverhältnis eingefügt werden. Diese Schaltung wird vor allem in Präzisions-Operationsverstärkern verwendet. Alle Verfahren zur Regelung der Ausgangsspannungen haben eine Erhöhung der Gleichtaktunterdrückung zur Folge, weil sie die durch eine Gleichtaktaussteuerung verursachte gleichsinnige Änderung der Ausgangsspannungen ausregeln. Deshalb haben Operationsverstärker, die die in Abb. 4.87 gezeigte Schaltung verwenden, eine besonders hohe Gleichtaktunterdrückung und - wegen der beiden Differenzverstärker- eine besonders hohe Differenzverstärkung.

4.1

409

Schaltungen

Ί

hl Differenzverstärker

J

ι

1

e2

Abb. 4.88. Schaltung zur Bestimmung der Frequenzgänge

Frequenzgänge und Grenzfrequenzen des Differenzverstärkers

Die Differenz- und Gleichtaktverstärkung gelten in der bisher berechneten Form nur für niedrige Signalfrequenzen; bei höheren Frequenzen muß man die Kapazitäten der Transistoren berücksichtigen und die Frequenzgänge unter Verwendung der dynamischen Kleinsignalmodelle berechnen. Beim Differenzverstärker muß man zwischen dem Frequenzgang der Differenzverstärkung und dem Frequenzgang der Gleichtaktverstärkung unterscheiden; der Quotient aus beiden ergibt den Frequenzgang der Gleichtaktunterdrückung. Wegen der Abhängigkeit des Frequenzgangs von der Beschaltung wird die jeweilige Betriebsverstärkung betrachtet, d.h. es werden die Innenwiderstände Rg der Signalquellen und die Lastimpedanzen, bestehend aus dem Lastwiderstand RL und der Lastkapazität CL, berücksichtigt, siehe Abb. 4.88. Die Kleinsignalspannungen Ugi und ug2 der Signalquellen werden in gewohnter Form durch die Signal-Differenzspannung ug}D und die Signal-Gleichtaktspannung ugyGi ersetzt: =

ugl-ug2

Ug,Gl

=

(4.112)

Damit kann man die Betriebs-Differenzverstärkung ABD(s)> die Betriebs-Gleichtaktverstärkung ABGi(s) und die Βetriebs-Gleichtaktunterdrückung G_B(s) definieren: lis)

(4.113)

(4.114)

GB(s) =

(4.115)

Im folgenden wird der Prefix Betrieb der Einfachheit halber weggelassen.

410

4 Verstarker

Auch bei der Berechnung der Frequenzgänge macht man von den Symmetrieeigenschaften Gebrauch. Dadurch kann man den symmetrischen Differenzverstärker auf die entsprechenden Emitter-, Source- oder Kaskodeschaltungen zurückführen. Beim unsymmetrischen Differenzverstärker mit Stromspiegel ist dies auf Grund der Unsymmetrie nicht möglich; außerdem muß der Frequenzgang des Stromspiegels berücksichtigt werden. Bei der Berechnung der statischen Größen wurde ein idealer Stromspiegel angenommen; deshalb konnten die Ergebnisse für den symmetrischen Differenzverstärker einfach auf den unsymmetrischen übertragen werden. Da Stromspiegel im allgemeinen eine sehr hohe Grenzfrequenz aufweisen, kann man diese Vorgehensweise auch hier anwenden; dazu setzt man für den Stromspiegels einen idealen Frequenzgang voraus. Die Grenzfrequenzen eines symmetrischen und eines unsymmetrischen Differenzverstärkers gleicher Bauart sind in diesem Fall gleich. Frequenzgang und Grenzfrequenz der Differenzverstärkung: Der Frequenzgang der Differenzverstärkung wird näherungsweise durch einen Tiefpaß 1.Grades beschrieben:

V

J

1+ — Dabei ist Ao die Betriebsverstärkung bei niedrigen Frequenzen unter Berücksichtigung des Innenwiderstands Rg der Signalquelle und des Lastwiderstands RL'. Ao = ABtD(0) = AB =

ψ— r

e,D ι £Kg

AD

*L

(4.117)

Ya,D "Τ Κχ,

Für die sdB-Grenzfrequenz f-3dB> bei der der Betrag der Verstärkung um 3 dB abgenommen hat, erhält man aus (4.116) co-3dB ^ e>g· Sie läßt sich mit Hilfe der Niederfrequenzverstärkung Ao und zwei Zeitkonstanten beschreiben:

ω.3άΒ

1

—

Γ! + Γ 2 μ 0 |

|ΑοΙ»ϊί/Γ2

τ2|ΑοΙ

(4.118)

Für |Λ0| ^> Τχ/Τ2 ist die Grenzfrequenz umgekehrt proportional zum Betrag der Verstärkung Ao und man erhält ein konstantes Verstärkungs-Bandbreite-Produkt (gain-bandwidth-producty GBW): GBW = f.3dB \AQ\

2πΤ2

(4.119)

Die Zeitkonstanten ΤΊ und T2 für die verschiedenen Ausführungen des Differenzverstärkers kann man den folgenden Abschnitten entnehmen: 2.4.1 3.4.1 4.1.2

Emitterschaltung: Sourceschaltung: Kaskodeschaltung:

(2.92), (2.96), (2.99)-(2.101) (3.77), (3.80), (3.83) (4.45), (4.46), (4.53), (4.54)

Seite 138ff. Seite 271ff. Seite 355 und 361

411

4.1 Schaltungen npn

Zeitkonstanten r

0

Ά — (CE + Cc) {Rg II Bi

mit Widerständen Τ

—

r, = mit Widerständen und Stromgegenkopplung

(

S

C |

j

J

*' '

s

:'E + cc){Rg CL

ηη

ß J mit S' und r,

•SRE),CE =

7i = (CE + Q

CE/(1+SRE)

r ß £)

mit Stromquellen lg + il

==

Ϊ2

— ( 2 C c 4~ ^

V^£ "Γ -ώί.-c)

( i1

0

Zeitkonstanten

mit Widerständen T2

mit Widerständen und Stromgegenkopplung

=

CGDRg-{

CGD +

CßD + S

CL

Ά — (CG GS

+Q

mit S Μ S/(l mit Stromquellen

s

Ä

mit Kaskode

n-Kanal

2CC + 2CS + CL

T, =

(CGS

T2 =

KJGD^-Q

und C G S % CGS 10- + Si^s)

H" CGD) R S +

Ά = mit Kaskode τ2

-

2

C

B

D

+

C

L

1

s 2C G D ) Ü

»

- 2C ßD Η S

Tab. 4.3. Zeitkonstanten für die Grenzfrequenz der DifferenzverStärkung

Tabelle 4.3 enthält eine Zusammenfassung für den Fall, daß die Kapazitäten der npnund pnp-Transistoren und die der n- und p-Kanal-Mosfets gleich sind. Will man hier unterscheiden, muß man bei der Zeitkonstanten T2 alle Kapazitäten mit dem Faktor 2 durch die Summe der entsprechenden Werte ersetzen:

+

CßD,nK + CßD,pK

412

4 Verstarker Bipolartransistor

S = •£- = t±± (mit β

C

~

npn/(2Io) = 500 k ü . Die Ausgangskapazität Co der Stromquelle ergibt sich als Summe der Substrat- und der Kollektorkapazität des Stromquellen-Transistors. Beide Teilkapazitäten sind wegen der Größe 2 doppelt so groß wie bei den anderen npn-Transistoren; daraus folgt: Co = 2(CS + Cc) = 2,4pF. Damit erhält man aus (4.120) die Grenzfrequenz der Gleichtaktunterdrückung: fgiG = 133 kHz. Die resultierenden Werte für die npn-Differenzverstärker sind in Tab. 4.5 zusammengefaßt. Bei den Differenzverstärkern mit Stromspiegel wurden die Werte für Gleichtaktaussteuerung mit Hilfe einer Schaltungssimulation ermittelt; sie sind in Klammern angegeben. Für die Mosfets erhält man mit /o = 10 μΑ: η-Kanal: Κ = 150μΑ/ν 2 , S = 54,8μ5 , rDS = 5ΜΩ , C GS = 18fF, C G D = 7,5fF, CBD = l7fF

4.1

Schaltungen

421 5V

2 V

a mit Bipolartransistoren

b mit Mosfets

Abb. 4.96. Beispiel: Kaskode-Differenzverstärker mit Kaskode-Stromquellen

p-Kanal: Κ = 60 μΑ/V2 , S = 34,6 pS , rDS = 3,3 ΜΩ , C GD = 7,5ff , CßD = 17ff Dabei wird angenommen, daß die Draingebiete 5 μηι lang und 2 μΐη breiter als die Kanalweite W sind; daraus folgt: AD = (15 + 2 ) · 5 μ η ι 2 = 85μηι 2 => CßD = CSAD = (0,2 · 85) ff = 17 fF Für die Stromquelle gilt r0 = UA^K/WO) = 2,5ΜΩ. Die Ausgangskapazität Co der Stromquelle setzt sich aus der Bulk-Drain- und der Gate-Drain-Kapazität des Stromquellen-Mosfets und den Bulk-Source-Kapazitäten der Mosfets T\ und Γ2 zusammen; letztere sind aufgrund des symmetrischen Aufbaus genauso groß wie die Bulk-Drain-Kapazitäten. Mit der Drainfläche AD = (32 · 5) μηι 2 = 160 μτη2 des Stromquellen-Mosfets erhält man: Co = CSAD + 2CGD + 2CßD = (0,2 · 160 + 2 · 7,5 + 2 · 17) ff = 83ff Damit folgt für die Grenzfrequenz der Gleichtaktunterdrückung: fgyc = 767 kHz. Die resultierenden Werte für die n-Kanal-Differenzverstärker sind in Tab. 4.6 zusammengefaßt. Auch hier wurden die Werte für Gleichtaktaussteuerung bei

4 Verstärker

422


b mit Mosfets

Abb. 4.97. Beispiel: Kaskode-Differenzverstärker mit Kaskode-Stromspiegel

den Differenzverstärkern mit Stromspiegel mit Hilfe einer Schaltungssimulation ermittelt. Ein Vergleich der Werte der npnund n-Kanal-Differenzverstärker zeigt, daß die Differenzver Stärkung bei den npn-Differenzverstärkern etwa um den Faktor 10 größer ist als bei den korrespondierenden n-Kanal-Differenzverstärkern; lediglich bei den Kaskode-Differenzverstärkern ist der Unterschied geringer. Man muß dabei berücksichtigen, daß die n-Kanal-Mosfets bereits um den Faktor 5 größer gewählt wurden, als dies aufgrund des Ruhestroms erforderlich wäre; dadurch nimmt die Differenzverstärkung um den Faktor y/5 zu. Ursache für die geringere Differenzverstärkung der n-Kanal-Differenzverstärker ist die geringere Maximalverstärkung der Mosfets. Bei den Kaskode-Differenzverstärkern holen die Mosfets auf, weil bei ihnen der Ausgangswiderstand mit zunehmender Stromgegenkopplung unbegrenzt ansteigt, während er bei Bipolartransistoren auf β rcE beschränkt ist. Daraus folgt, daß man die Differenzverstärkung eines nKanal-Kaskode-Differenzverstärkers durch weitere Kaskode-Stufen fast beliebig vergrößern kann.

4.1 Schaltungen npn

w

423 ESQ

ESS

KSQ

KASQ

KASS

Einheit

Verstärkung, Aus- und Eingangswiderstand -47 33 -0,025 -32

-641 56 -0,5 -6

62 (-0,008) (-42)

65 -20 26

- 38.500 92 -20 26

- 42.800 93 (-0,8) (-2)

GdB

1880 65

1282 62

(160.000) (104)

93 39

1925 66

(54.000) (95)

rl'li

24,4 25

333 498

333

962 20.000

20.000 20.000

11.100

AD AD,dB

AGi AGI4B

G

-

•-1851

1282

26 100

re,D

Frequenzgang und Grenzfrequenz mit Rg -463 53

-926 59

-1337 63

- 27.800 89

- 30.900 90

Tz

5,67 2,41

5,67 3,31

2,84 1,66

5,67 3,31

7,10 1,33

3,55 0,67

66 1800

48 103

96 103

48 36

120 4,3

240 7,7

f*G W: ESQ: ESS: KSQ: KASQ: KASS:

dB

kn ka

= 10 kn, RL = oo, CL = 0

-34 31

GEW

dB

ΜΩ

Km

/-3dB

dB

133

dB

ns ns MHz kHz kHz

mit Widerständen (Abb. 4.93a) mit einfachen Stromquellen (Abb. 4.94a) mit einfachem Stromspiegel (Abb. 4.94a) mit Kaskode-Stromquellen (Abb. 4.95a) Kaskode mit Stromquellen (Abb. 4.96a) Kaskode mit Stromspiegel (Abb. 4.97a)

Tab. 4.5. Kleinsignalparameter der npn-Differenzverstärker (simulierte Werte in Klammern)

Im allgemeinen sind an den Ausgängen eines Differenzverstärkers weitere Verstärkerstufen angeschlossen. Damit die Differenzverstärkung in vollem Umfang erhalten bleibt, müssen die Eingangswiderstände dieser Stufen größer sein als die Ausgangswiderstände des Differenzverstärkers. In CMOS-Schaltungen ist diese Bedingung wegen der isolierten Gate-Anschlüsse der Mosfets automatischen gegeben, so daß die maximale Betriebsverstärkung AB,D = AD ohne besondere Maßnahmen erreicht wird. In bipolaren Schaltungen muß man dagegen an jedem Ausgang einen Impedanzwandler mit einer oder mehreren Kollektorschaltungen einsetzen, um die Ausgangswiderstände auf einen Wert unterhalb des Eingangswiderstands der nächsten Stufe zu reduzieren. Impedanzwandler werden im Abschnitt 4.1.4 näher beschrieben. Ein sinnvoller Vergleich der Grenzfrequenzen der hier betrachteten Differenzverstärker ist wegen der stark unterschiedlichen Verstärkung nur auf der Basis des Verstärkungs-Bandbreite-Produkts möglich. Hier erreichen die n-Kanal-Differenzverstärker aufgrund der sehr kleinen Kapazitäten der integrierten Mosfets

424

η-Kanal

4 Verstarker ESS

ESQ

W

KSQ

KASQ

KASS

Einheit

Verstärkung, Aus- und Eingangswiderstand A}) A-D,dB

AGi AchdB

G GdB r

a,D

r

cl

-55 35

-110

-135

-8110

- 16.220

16

41

-0,67

-26

-3

(-0,005) (-46)

78 -75 38

84

-0,05

42 -59 35

(-0,035) (-29)

-6,5

130 42

82 38

(22.000) (87)

2,3 7

108 40

(460.000) (113)

0,238 0,25

2 3,3

2 _

4,93

296 376

296 —

296

—

dB dB _ dB ΜΩ ΜΩ Ω Ω

00 (X)

Frequenzgang und Grenzfrequenz mit Rg = 100 kΩ, RL = oo, Q, = 0 Ao A04B

-6,5 16

-55 35

-110 41

-135 42

-8110 78

-16.220 84

dB

Γι T2

2,55 1,20

2,55 1,64

1,28 0,82

2,55 1,64

3,30 0,58

1,65 0,29

ns ns

133 15.000

97 1700

194 1700

97 700

275 34

550 34

GBW /_3dB

W: ESQ: ESS: KSQ: KASQ: KASS:

kHz

767

fgfi

MHz kHz

mit Widerständen (Abb. 4.93b) mit einfachen Stromquellen (Abb. 4.94b) mit einfachem Stromspiegel (Abb. 4.94b) mit Kaskode-Stromquellen (Abb. 4.95b) Kaskode mit Stromquellen (Abb. 4.96b) Kaskode mit Stromspiegel (Abb. 4.97b)

Tab. 4.6. Kleinsignalparameter der n-Kanal-Differenzverstärker mern)

(simulierte Werte in Klam-

trotz des geringeren Ruhestroms höhere Werte als die npn-Differenzverstärker. Da die Eingangskapazitäten nachfolgender Verstärkerstufen ebenfalls sehr klein sind, bleibt dieser Vorteil im Inneren einer integrierten Schaltung in vollem Umfang erhalten. Wenn aber größere Lastkapazitäten an den Anschlüssen oder außerhalb einer integrierten Schaltung vorliegen, erreichen die npn-Differenzverstärker aufgrund der größeren Steilheit der Bipolartransistoren ein größeres Verstärkungs-Bandbreite-Produkt. Man erkennt dies, wenn man die Zeitkonstante T2 aus Tab. 4.3 für den Grenzfall großer Lastkapazitäten Q, betrachtet: 1\ -R —^ + - J npn-Differenzverstärker lim T2 =

CL

S

Ρ

sJ

n-Kanal-Differenzverstärker

Wenn man eine Lastkapazität von CL = 100 pF bei den npn-Differenzverstärkern und CL = 10 pF bei den n-Kanal-Differenzverstärkern annimmt - damit

4.1 Schaltungen

425

ist das Verhältnis von Ruhestrom und Lastkapazität bei beiden gleich -, erhält man für den npn-Differenzverstärker GBW ^ 4,4 MHz und für den n-KanalDifferenzverstärker GBW & 870 kHz. Auch hier muß man berücksichtigen, daß die n-Kanal-Mosfets bereits um den Faktor 5 größer gewählt wurden, als dies aufgrund des Ruhestroms erforderlich wäre; dadurch nimmt die Steilheit und in der Folge auch das Verstärkungs-Bandbreite-Produkt bei kapazitiver Last um den Faktor y/5 zu.

Zusammenfassung

Der Differenzverstärker ist aufgrund seiner besonderen Eigenschaften eine der wichtigsten Schaltungen in der integrierten Schaltungstechnik. Man findet ihn nicht nur in Verstärkern, sondern auch in Komparatoren, ECL-Logikschaltungen, Spannungsreglern, aktiven Mischern und einer Vielzahl weiterer Schaltungen. Seine besondere Stellung in Verstärkerschaltungen verdankt er vor allem der weitgehend freien Wahl der Gleichtaktspannung am Eingang, die ein direktes Anschließen an jede Signalquelle erlaubt, deren Gleichspannungsanteil innerhalb des Gleichtaktaussteuerbereichs liegt; Spannungsteiler zur Arbeitspunkteinstellung und Koppelkondensatoren werden nicht benötigt. Daraus folgt auch, daß der Differenzverstärker von Hause aus ein echter Gleichspannungsverstärker ist. Da er praktisch nur das Differenzsignal verstärkt, ist er weiterhin der Regler schlechthin, da er durch die Differenzbildung die Regelabweichung berechnet und diese anschließend verstärkt, d.h. er vereint die Blöcke Subtrahierer und Regelverstärker eines Regelkreises. Damit bildet er auch die Basis für die Operationsverstärker. Der Differenzverstärker ist in diesem Sinne der kleinste Operationsverstärker, und der Operationsverstärker ist der bessere Differenzverstärker.

4.1.4 Impedanzwandler

Der Ausgangswiderstand einer Verstärkerstufe mit hoher Spannungsverstärkung ist im allgemeinen sehr hoch und muß mit einem Impedanzwandler herabgesetzt werden, bevor man weitere Verstärkerstufen oder Lastwiderstände ohne Verstärkungsverlust anschließen kann. Als Impedanzwandler werden ein- oder mehrstufige Kollektor- und Drainschaltungen verwendet.

Einstufige Impedanzwandler

Abb. 4.98 zeigt die einfachste Ausführung mit einer Kollektor- bzw. Drainschaltung (Γι) und einem Stromspiegel zur Arbeitspunkteinstellung (Γ2,Γ3); dabei

426

4

a Kollektorschaltung

Verstärker

b Drainschaltung

Abb. 4.98. Einstufige Impedanzwandler repräsentiert der Widerstand #g den Ausgangswiderstand der vorausgehenden Stufe. Für den Ausgangswiderstand erhält man aus (2.116) und (3.99): SRg^>ß ß » -jr

Rg Tn

J

=

Kollektorschaltung (4.123) Drainschaltung

Kollektorschaltung: Bei der Kollektorschaltung hängt der Ausgangswiderstand bei einer hochohmigen Signalquelle nur vom Innenwiderstand Rg und der Stromverstärkung β ab; der Ruhestrom IQ geht nicht ein, solange SRg ^> β gilt. Daraus kann man mit S = IQ/UT und SRg ^ 10/J einen Richtwert für die Wahl des Ruhestroms ableiten: ^ lOßUT ^ 0 0 26V 0 —D ^ ~~ö— (4.124) ο

ο

Bei sehr hochohmigen Signalquellen muß man meist einen höheren Ruhestrom einstellen, da sonst die Bandbreite der Schaltung zu gering wird; Ursache hierfür ist die Abnahme der Transitfrequenz eines Transistors bei kleinen Strömen. Wenn die Impedanzwandlung um den Faktor β nicht ausreicht, muß man einen mehrstufigen Impedanzwandler einsetzen. Bei niederohmigen Signalquellen mit SRg

7fl2

=

77-

C

>

Ql

—

QGl

»

Ce2

=

CeG2

25 Mit Größe ist die elektrische und nicht die geometrische Größe gemeint, d.h. G ~ K.

4.1 Schaltungen

429

Ίί Γ r

'' v!>

Ύ *

Abb. 4.100. Zweistufige Drainschaltung: Schaltung (oben) und Kleinsignalersatzschaltbild (unten)

Dabei sind ra und Ce die Werte für einen Mosfet der Größe 1. Aus dem Kleinsignalersatzschaltbild in Abb. 4.100 erhält man die Zeitkonstanten ,

T2 = ralCe2

=

G,

und die -3dB-Grenzfrequenz: (4.127) raCeG2 + G, Die Grenzfrequenz nimmt mit zunehmender Größe G2 ab. Für die Größe Gi erhält man über die Bedingung 3(Ti + T2)/dGi = 0 ein Optimum: G>-3dB — 2nf-3dB

^

(4.128) Man erkennt, daß das optimale Größenverhältnis Gi/G2 vom Transformationsverhältnis Rg/ra2 abhängt. Durch die Wurzel kommt zum Ausdruck, daß die Transformation zu gleichen Teilen von beiden Stufen übernommen wird. Bei einer drei- oder mehrstufigen Drainschaltung geht man in gleicher Weise vor. Für den allgemeinen η-stufigen Fall erhält man: n—i η

für i — 1 . . . η — 1

(4.129)

Beispiel: Ein Lastwiderstand RL — 1 k ü soll über einen Impedanzwandler an eine Signalquelle mit Rg = 2 ΜΩ und Cg = 20 fF angeschlossen werden. Damit am Ausgang nur eine geringe Abschwächung des Signals auftritt, wird ra = 100 Ω

430

4 Verstärker

gewählt. Aus (4.125) auf Seite 426 erhält man mit dem für die Mosfets aus Tab. 4.2 typischen Wert UGS — Uth ^ 0,8 V den erforderlichen Ruhestrom: UGS - Uth 0,4V T Die erforderliche Größe für den Mosfet ist G = 4ΐηΑ/10μΑ = 400. Die Eingangskapazität einer Drainschaltung erhält man aus (3.106) auf Seite 284, indem man die mit Rg verbundene Kapazität betrachtet und RL = l/SB einsetzt: <j sB/sôa Ce = CQS -JT + CGD ~ 0,2 · CGS + CQD Mit den Parametern aus Tab. 4.2 auf Seite 304 erhält man für einen n-KanalMosfet der Größe 1 mit W = L = 3 μηι und einem Ruhestrom von 10 μΑ: ^/2·30μΑ/Υ

2

· 10 μΑ

/ 2C WL ι Ce % 0,2 · — ^ + CGDÜW = 0,72 ff + 1,5fP % 2,2№ Der Mosfet der Größe 400 hat demnach eine Eingangskapazität von Ce = 400 · 2,2 fF = 880 fF. Wenn man diesen Mosfet direkt an die Signalquelle anschließt, erhält man die Zeitkonstante Γ = Rg(Cg + Ce) = 1,8μ8 und die Grenzfrequenz f-3dB = 1/(2π Γ) » 88 kHz. Bei einer zweistufigen Drainschaltung erhält man aus (4.128) die optimale Größe für den Mosfet der ersten Stufe:

Damit erhält man aus (4.127) eine Grenzfrequenz von f.3dß ^ 2,5 MHz. Demnach ist die Bandbreite bei Einsatz einer zweistufigen Drainschaltung um den Faktor 28 größer als bei einer Stufe. Ausgangsspannung: Bei einer zweistufigen npn-Kollektorschaltung liegt die Ausgangsspannung im Arbeitspunkt um 2UBE *** 1,4V unter der Eingangsspannung. Bei einer zweistufigen Drainschaltung ist der Spannungsversatz mit 2 UGS ^ 3 . . . 4 V bereits so groß, daß man - unter Berücksichtigung der Aussteuerungsgrenze der Stromquelle von etwa 1 V - eine Eingangsspannung von mindestens 4 . . . 5 V benötigt. Bei Impedanzwandlern mit mehr als zwei Stufen wird der Spannungsversatz noch größer. Alternativ kann man eine oder mehrere Stufen als pnp-Kollektor- oder p-Kanal-Drainschaltungen ausführen; dadurch kompensieren sich die Basis-Emitter- bzw. Gate-Source-Spannungen ganz oder teilweise. Abb. 4.101 zeigt als Beispiel zweistufige Impedanzwandler mit UeyA ^ Ua,A· Komplementäre Impedanzwandler

Bei niederohmigen oder größeren kapazitiven Lasten werden bevorzugt komplementäre Impedanzwandler eingesetzt. Es wird zunächst auf den Aufbau und anschließend auf die Vorteile eingegangen.

4.1

431

Schaltungen

J J

J

e,A

u

π

a,A

GS2 s t

J

GS1

b n-Kanal-p-Kanal

a npn-pnp

(uGS,~-uGS2)

Abb. 4.101. Zweistufige Impedanzwandler mit UßyA

%

UüyA

Abb. 4.102 zeigt die Prinzipschaltung eines einstufigen komplementären Impedanzwandlers mit Bipolartransistoren und mit Mosfets. Die Ruheströme müssen mit Vorspannungsquellen eingestellt werden, auf deren praktische Realisierung später noch näher eingegangen wird. Im Arbeitspunkt sind Ein- und Ausgangsspannung gleich, d.h. es tritt kein Spannungsversatz auf. Aus Symmetriegründen sind die Schaltungen mit einer symmetrischen Spannungsversorgung dargestellt; man kann aber auch eine unipolare Spannungsversorgung verwenden. Komplementäre Impedanzwandler haben den Vorteil, daß sie in beiden Richtungen große Ausgangsströme liefern können; Abb. 4.103 zeigt dies durch ei-

uh

1

1 a mit Bipolartransistoren

b mit Mosfets

Abb. 4.102. Prinzipschaltung eines einstufigen komplementären Impedanzwandlers

4 Verstärker

432

-uh

1-

.Ό

'C7

*1 O'J) -^

y

'»Φ I

s*\

5 I -^

r-a A

Abb. 4.103. Vergleich einer komplementären und einer einfachen Kollektorschaltung bei sprunghafter Änderung der Eingangsspannung

nen Vergleich einer komplementären und einer einfachen Kollektorschaltung bei einer sprunghaften Änderung der Eingangsspannung. Bei der komplemetären Kollektorschaltung wird der Ausgangsstrom in beiden Richtungen über eine aktive Kollektorschaltung geliefert und kann deshalb sehr groß werden; die jeweils andere Kollektorschaltung sperrt in diesem Fall. Bei der einfachen Kollektorschaltung ist der Ausgangsstrom bei sprunghaft abnehmender Eingangsspannung durch die Stromquelle vorgegeben und damit auf den Ruhestrom begrenzt. Deshalb werden komplementäre Impedanzwandler immer dann eingesetzt, wenn ein einfacher Impedanzwandler einen unverhältnismäßig hohen Ruhestrom benötigen würde. Einstufige komplementäre Impedanzwandler: Wenn man die Vorspannungsquellen in Abb. 4.102 mit Transistor- bzw. Mosfet-Dioden realisiert, erhält man die Schaltungen in Abb. 4.104. Die Arbeitspunktspannungen am Eingang und am Ausgang sind gleich, wenn das Größenverhältnis von T\ und T3 gleich dem Größenverhältnis von T2 und T4 ist; in diesem Fall arbeiten T3 und TJ sowie T4 und T2 bezüglich der Ruheströme als Stromspiegel mit dem Übersetzungsverhältnis: =

hi

Τ

,

bzw

·

kl

=

Κι

K2

~¥ = ~¥

433

4.1 Schaltungen


b mit Mosfets

Abb. 4.104. Einstufige komplementäre Impedanzwandler

Dabei sind IS\... is4 die Sättigungssperrströme der Bipolartransistoren und Κχ ... iC4 die Steilheitskoeffizienten der Mosfets. Für die Ruheströme gilt:

h = Mo Die Schaltung in Abb. 4.104a kann als Parallelschaltung einer npnund einer pnp-Kollektorschaltung aufgefaßt werden; daraus folgt für den Ausgangswiderstand: R i=th=ß R

f

(4130)

Dabei wird der differentielle Widerstand der Transistor-Dioden Γ3 und T4 vernachlässigt, da er viel kleiner als Rg ist. Die Steilheit der Transistoren Γι und Γ2 ist gleich: 5 = I\/UT. Entsprechend kann man die Schaltung in Abb. 4.104b als Parallelschaltung einer η-Kanal- und einer p-Kanal-Drainschaltung auffassen; hier gilt: 1 1 ι Si=s2=s ι ι : r ^ = (4.131) 1

O2

O\ -f- O 2

Zo

Zy/ ZK l\

Zweistufige komplementäre Kollektorschaltung: Wenn man die TransistorDioden Γ3 und Γ4 in Abb. 4.104a durch Kollektorschaltungen ersetzt, die neben der Vorspannungserzeugung eine Impedanzwandlung bewirken, erhält man ohne zusätzlichen Aufwand die in Abb. 4.105 gezeigte zweistufige komplementäre Kollektorschaltung. Man beachte, daß die npn-Transistor-Diode Γ3 durch eine pnp-Kollektorschaltung und die pnp-Transistor-Diode Γ4 durch eine npn-Kollektorschaltung ersetzt wird. Für die Stromquellen sind hier bereits die Stromspiegel Γ5,Γ7 und Γ6,Γ8 eingesetzt. Die Schaltung kann als Parallelschaltung einer pnpnpn- (Γ3,Γι) und einer npn-pnp-Kollektorschaltung (Γ4,Γ2) aufgefaßt werden.

434

4 Verstärker

-Uh

Abb. 4.105. Zweistufige komplementäre Kollektorschaltung

Die Einstellung der Ruheströme und die Wahl der Transistor-Größen kann im einfachsten Fall wie bei der einfachen komplementären Kollektorschaltung erfolgen; bei gleichem Größenverhältnis der npnund pnp-Transistoren erhält man das Übersetzungsverhältnis k

^ hi_ _ iss

und I2 = kjl\. Eine allgemeine Berechnung folgt im nächsten Abschnitt. Die Einund die Ausgangsspannung im Arbeitspunkt sind hier jedoch nicht gleich, weil die Transistor-Dioden durch Kollektorschaltungen der jeweils anderen Polarität ersetzt wurden und die Basis-Emitter-Spannungen von npnund pnp-Transistoren gleicher Größe bei gleichem Strom unterschiedlich sind. Man kann diesen Spannungsversatz minimieren, indem man die Skalierung der Transistoren geeignet ändert. Zur allgemeinen Berechnung der Ruheströme und des Spannungsversatzes geht man von der Maschengleichung - UBE2 - UBE4 = 0

4.1 Schaltungen

435

aus. Für die Basis-Emitter-Spannungen gilt: UT In —

npn-Transistor

I

— UT In

pnp-Transistor

h Durch Einsetzen und Dividieren mit UT erhält man: - In — — + In — + In — — - In — = 0 isi hi hi fe Wenn man die Basisströme vernachlässigt, kann man — IC2 = Ici ^ h und — IC3 = IC4 & Ix einsetzen; dann folgt In und daraus: mit gnm = — , gpnp = —

(4.132)

Dabei ist gnpn das Größenverhältnis der npn-Transistoren T\ und T4 und gp„p das Größenverhältnis der pnp-Transistoren T2 und Γ3. Im allgemeinen wählt man gleiche Größenverhältnisse und gleichzeitig gleiche Größen für Γι und Γ2, z.B. Größe 10 für Tx und T2 und Größe 1 für Γ3 und Γ4; dann gilt fcj ~ gnpn = gpnP = 10 und I2 ^ 10/i. Der Faktor 10 ist typisch für die praktische Anwendung, weil man hier wie bei den einfachen mehrstufigen Kollektorschaltungen mit einem Ruhestromverhältnis von etwa B/10 arbeitet und Β & β & 100 ein typischer Wert für integrierte Transistoren ist. Der Spannungsversatz wird als Offsetspannung Uojf — U6yA — i/fl,A angegeben; aus Abb. 4.105 folgt: U0ff = UBE1+UBE3 κ uTlnÛTln^ t/rln^ hi Is3 hih Wenn man gleiche Größenverhältnisse und gleiche Größen für Γι und T2 wählt, gilt ki = I2/I\ « gnpn = gpnp'> daraus folgt: ττ

ττ ι

^S2

π ι

fe

ΓΤ

t

hypnp

UOff « [/Γ1η-— = UTIn— = UTln—— hi hi h,npn Dabei sind h,npn und h,pnp die Sättigungssperrströme von npnund pnp-Transistoren gleicher Größe, z.B. der Größe 1. Für die Transistoren in Tab. 4.1 auf Seite 303 gilt Is,npn = 2 hiPnp\ daraus folgt Uoff = UT • In 0,5 κ - 18 mV. Die Offsetspannung wird Null, wenn die Sättigungssperrströme der Transistoren Γι und T2 gleich sind. Dazu muß man im Fall der Transistoren aus Tab. 4.1 T2 doppelt so groß wie Γι und - um die Gleichheit der Größenverhältnisse zu wahren - Γ3 doppelt so groß wie Γ4 wählen. In der Praxis nimmt die Offsetspannung durch diese Maßnahme stark ab; typische Werte liegen im Bereich von einigen Millivolt. Ursache für die verbleibende Offsetspannung ist die durch die

4 Verstärker

436

J

Uh

uh

2,2 V J

BS1

-7,2 V 2,8 V

R

•0

ov

"I-.

ΟV

—ο

H«-

-5V J BS4 -2,8 V

uh J

BS2 7,2 V

-2,2V 5V

-^n

\-Uhl-U,

h

1.

Abb. 4.106. Zweistufige komplementäre Drainschaltung

unterschiedliche Stromverstärkung der npnund pnp-Transistoren verursachte unsymmetrische Stromverteilung. Um diese ebenfalls zu elliminieren, kann man • •

die Größe von Γι oder T2 geringfügig anpassen; Γ8 geringfügig größer machen, bis die Kollektorströme von Γ3 und Γ4 betragsmäßig gleich sind; dann wird der aufgrund der geringeren Stromverstärkung der pnp-Transistoren relativ große Basistrom von T2 vom unteren Stromspiegel Γ6,Γ8 zusätzlich bereitgestellt.

Trotz dieser Maßnahmen erreicht man mit dieser Schaltung keine so geringe Offsetspannung wie mit der Schaltung in Abb. 4.104a, weil die Offsetspannung hier vom Verhältnis der Sättigungssperrströme der npnund pnp-Transistoren abhängt, das in der Praxis herstellungsbedingte Toleranzen aufweist. Die zweistufige komplementäre Kollektorschaltung kann als Reihenschaltung von zwei einstufigen komplementären Kollektorschaltungen aufgefaßt werden; deshalb kann man den Ausgangswiderstand durch zweimaliges Anwenden von (4.130) auf Seite 433 berechnen. Zweistufige komplementäre Drainschaltung: Man kann den zweistufigen komplementären Impedanzwandler aus Abb. 4.105 auch mit Mosfets aufbauen, siehe Abb. 4.106. In diesem Fall muß man die Größenverhältnisse mit Hilfe einer

4.1 Schaltungen

437

Schaltungssimulation ermitteln, weil die Mosfets T\... T4 mit unterschiedlichen, zunächst unbekannten Bulk-Source-Spannungen arbeiten und deshalb aufgrund des Substrat-Effekts unterschiedliche Schwellenspannungen haben. Für eine erste näherungsweise Auslegung kann man den Substrat-Effekt vernachlässigen und die Größenverhältnisse entsprechend dem Optimum für die zweistufige Drainschaltung wählen, siehe (4.128) auf Seite 429. Den Ruhestrom und die Größe für die Mosfets der zweiten Stufe erhält man aus (4.131) auf Seite 433 durch Vorgabe des gewünschten Ausgangswiderstands. Da sich die Bulk-Source-Spannungen bei Aussteuerung ändern, ändert sich auch der Ruhestrom der zweiten Stufe. Auch hier muß man mit Hilfe einer Schaltungssimulation sicherstellen, daß die Schaltung im gewünschten Aussteuerbereich die Anforderungen erfüllt. Der Ruhestrom ist üblicherweise am größten, wenn die Eingangsspannung etwa in der Mitte des Versorgungsspannungsbereichs liegt, und nimmt mit Annäherung an eine der Versorgungsspannungen ab. Die Ruheströme der ersten Stufe bleiben dagegen konstant, da sie durch die Stromspiegel vorgegeben werden. 4.1.5 Schaltungen zur Arbeitspunkteinstellung

In integrierten Schaltungen erfolgt die Arbeitspunkteinstellung in den meisten Fällen durch Einprägen der Ruheströme mit Hilfe von Stromquellen oder Stromspiegeln. Die Einstellung eines stabilen Arbeitspunkts erfordert deshalb in erster Linie temperaturstabile und von der Versorgungsspannung unabhängige Referenzstromquellen. Im Gegensatz dazu werden Referenzspannungsquellen nur selten benötigt; so kann man z.B. die für die Arbeitspunkteinstellung von Kaskode-Stufen benötigten HilfsSpannungen im allgemeinen ohne größeren schaltungstechnischen Aufwand und ohne besondere Anforderungen an die Stabilität erzeugen. Im folgenden werden zunächst die wichtigsten Referenz-Stromquellen beschrieben; anschließend werden Schaltungen zur Verteilung der Ströme behandelt. Um -Referenzstromquelle

Bei dieser Referenzstromquelle wird die näherungsweise konstante BasisEmitter-Spannung ÜBE eines Bipolartransistors als Referenzgröße verwendet; Abb. 4.107 zeigt die Prinzipschaltung. Der Transistor T\ erhält seinen Basisstrom IB\ über den Widerstand R2. Der Kollektorstrom IQ\ = Blßi nimmt solange zu, bis die Spannung am Stromgegenkopplungswiderstand R\ so groß wird, daß T2 leitet und eine weitere Zunahme von Iß\ und IQ\ verhindert. Wenn man die Basisströme vernachlässigt und eine näherungsweise konstante Basis-Emitter-Spannung von UBE2 ~ 0,7 V annimmt, erhält man für den Referenzstrom: UBE2 « 0,7 V I _ I « ref

CI

4

438

Abb. 4.107. Prinzip einer

Verstärker

UBE-Referenzstromquelle

Er hängt in erster Näherung nicht vom Strom I2 und damit nicht von der Versorgungsspannung Üb ab. Kennlinie: Abb. 4.108 zeigt die Kennlinie einer UBE-Referenzstromquelle mit Ri = 6,6kQ und R2 = 36 kü. Für L7& > 1,4 V ist der Strom näherungsweise konstant; nur in diesem Bereich arbeitet die Schaltung als Stromquelle. Bei der Berechnung der Kennlinie muß man die Abhängigkeit der BasisEmitter-Spannung UBE2 vom Strom IC2 ^ h berücksichtigen:

h « h i = hiievr

- i j => UBE2 *

Abb. 4.108. Kennlinie einer UBE-Referenzstromquelle mit Ri = 6,6kQ und R2 = 36kQ

4.1 Schaltungen

439

'ret

BE2

a Grundschaltung

b praktische Ausführung

Abb. 4.109. UBE-Referenzstromquelle mit Stromspiegel

Dabei ist IS2 der Sättigungssperrstrom von T2 und Uj die Temperaturspannung; bei Raumtemperatur gilt Uj ^ 26 mV. Für den Referenzstrom folgt: (4.133) Mit

h =

Ub-UBEl-UBE2

_

l/fr-1,4V

erhält man: -1,4 V

UT

Für l/fr < 1,4 V sperrt Γ2; dann folgt aus Ub = (7Ci + IB\)Ri + l/fr - 0 , 7 V für l/fr < 1,4 V /re/ = «1

(4.134)

für i/fr > 1,4 V

+ (4.135)

β

Die Näherungen (4.134) und (4.135) sind in Abb. 4.108 eingezeichnet. ÜBE-Referenzstromquelle mit Stromspiegel: Man erreicht eine deutliche Verbesserung des Verhaltens, wenn man eine Stromrückkopplung über einen Stromspiegel einsetzt; Abb. 4.109a zeigt die Schaltung bei Einsatz eines einfachen Stromspiegels. Der Strom I2 wird nicht mehr über einen Widerstand eingestellt, sondern vom Referenzstrom abgeleitet. Im Normalfall sind alle Transistoren gleich groß; der Stromspiegel hat in diesem Fall das Übersetzungsverhältnis

440

4 Verstärker

ki ^ 1, d.h. es gilt I2 ^ Iref· Durch Einsetzen in (4.133) erhält man die transzendente Gleichung:

Die Lösung dieser Gleichung hängt nur noch von I7r, i^ und 7S2 und nicht mehr von der Versorgungsspannung Üb ab. In der Praxis bleibt eine sehr geringe Abhängigkeit aufgrund der Early-Spannung der Transistoren, die hier nicht berücksichtigt wurde 26. Da nun auch der Strom I2 stabilisiert wird, kann man von einer konstanten Basis-Emitter-Spannung UBE2 ausgehen und die Näherung (4.136) verwenden. Die praktische Ausführung der ÜBE-Referenzstromquelle mit Stromspiegel ist in Abb. 4.109b gezeigt. Der Stromspiegel Γ3,Γ4 wird mit T5 zum 3-TransistorStromspiegel erweitert und erhält mit T6 einen zusätzlichen Ausgang zur Auskopplung des Referenzstroms. Der zusätzliche Ausgang muß mit einer KaskodeStufe T7 versehen werden, damit die Unabhängigkeit von der Versorgungsspannung nicht durch den Early-Effekt von T6 beeinträchtigt wird. Damit man am Ausgang den gewünschten Referenzstrom erhält, muß man Ri etwas kleiner wählen als in (4.136), um die durch die diversen Basisströme verursachten Stromverluste auszugleichen. Abb. 4.110 zeigt die resultierenden Kennlinien für Ri = 6,2kQ bei Raumtemperatur (T = 27 °C) und an den Grenzen des Temperaturbereichs für allgemeine Anwendungen (Γ = 0 . . . 70 °C). Temperaturabhängigkeit: Ein Nachteil der ÜBE- Referenzstromquelle ist die relative starke Temperaturabhängigkeit, die durch die Temperaturabhängigkeit der Basis-Emitter-Spannung verursacht wird. Aus (2.21) auf Seite 62 entnimmt man dUBE/dT « — 1,7 mV/K; daraus folgt eine Stromänderung von dlref

1 düBE2

_

1,7 m V / K (

7)

und ein Temperaturkoeffizient von: dlref

1

dUBE2 U^Z°'7V

rT

"

2 S

-

10-3K-i

2>510 K

Daraus folgt, daß der Referenzstrom bei einer Temperaturerhöhung um 4 Κ um ein Prozent abnimmt. Startschaltung: Die ÜBE -Referenzstromquelle hat neben dem gewünschten noch einen weiteren Arbeitspunkt, bei dem alle Transistoren stromlos sind. Ob dieser zweite Arbeitspunkt stabil oder instabil ist, hängt von den Leckströmen 26 Eine Berechnung unter Berücksichtigung des Early-Effekts ergibt, daß der Early-Faktor 1 + U/UA nur in das Argument des Logarithmus eingeht und deshalb in seiner Wirkung etwa um den Faktor 20... 30 abgeschwächt wird; damit wird bereits ein Ausgangswiderstand wie bei einer Kaskodeschaltung erreicht.

4.1 Schaltungen

μΑ

441

107

η

1 Γ\Γ\

Π ι Ι

88

80 60

/// ///

40 20 η

Ι

Ι

Ι 5

Ub

Abb. 4.110. Kennlinien einer UBE-Referenzstromquelle mit Stromspiegel bei verschiedenen Temperaturen (Rx = 6,2kn)

der Transistoren ab; diese hängen stark vom verwendeten Herstellungsprozeß ab und sind auch in den meisten Simulationsmodellen nicht enthalten. Wenn der Stromspiegel T 3 ... T5 mit lateralen pnp-Transistoren aufgebaut wird, reicht der aufgrund der großen Fläche relativ große Leckstrom von T4 normalerweise aus, um einen ausreichenden Startstrom für Τχ zur Verfügung zu stellen; in diesem Fall existiert kein stabiler stromloser Arbeitspunkt. Andernfalls muß man eine Startschaltung verwenden, die einen Startstrom zur Verfügung stellt, der bei Annäherung an den gewünschten Arbeitspunkt abgeschaltet wird. Abb. 4.111 zeigt eine einfache und häufig verwendete Startschaltung [4.1],[4.2]. Sie besteht aus den Dioden D\ . . . D 4 , die als Transistor-Dioden ausgeführt werden, und den Widerständen R2 und R3. Die Dioden D i . . . D3 und der Widerstand R3 bilden eine einfache Referenzspannungsquelle mit U\ — 3 UBE ^ 2,1 V, die über die Diode D4 und den Widerstand R2 einen Startstrom für 7\ bereitstellt. Der Widerstand R2 wird so dimensioniert, daß die Spannung U2 durch den einsetzenden Kollektorstrom von T4 soweit ansteigt, daß D4 im gewünschten Arbeitspunkt sperrt. Wenn man η

K2

ÜBE

~

Ki

Iref

wählt, erhält man im gewünschten Arbeitspunkt Ui = U2; damit sperrt D4. Der Widerstand # 3 muß so klein gewählt werden, daß der Startstrom auch bei minimaler Versorgungsspannung ausreichend groß ist; andererseits darf er nicht zu klein gewählt werden, damit der Querstrom durch die Dioden D i . . . D3 bei maximaler Versorgungsspannung nicht zu groß wird. Beispiel: Die UBE-Referenzstromquelle in Abb. 4.111 soll für einen Referenzstrom von Iref = 100 μΑ ausgelegt werden. Für die npn-Transistoren aus Tab. 4.1

442

4

Verstärker

100Ι Isi erforderlich; sie besagt, daß Tx größer als T2 sein muß. Im allgemeinen gibt man Iref und h\/hi ^ 4 . . . 10 vor und berechnet damit R\. Auch die PTAT-Referenzstromquelle besitzt ein zweiten, stromlosen Arbeitspunkt, der durch eine Startschaltung elliminiert werden muß. Abb. 4.112b zeigt eine mögliche Schaltung, die bereits bei der ÜBE-Referenzstromquelle angewendet wurde und dort näher beschrieben ist. Der Widerstand R2 muß hier aber größer gewählt werden als bei der ÜBE -Referenzstromquelle, damit die Spannung U2 im gewünschten Arbeitspunkt ausreichend groß wird; als Richtwert gilt hier IrefR2^2UBE^lAV. Damit die PTAT-Referenzstromquelle einen von der Versorgungsspannung unabhängigen Strom liefert, muß man noch Kaskode-Stufen ergänzen, die den Early-Effekt der Transistoren T\ und T4 elliminieren, und einen Ausgang bereitstellen. Abb. 4.113 zeigt eine praktische Schaltung, die im Vergleich zu Abb. 4.112b folgende Ergänzungen aufweist: • •

der Stromspiegel T^T± wird mit T5 zum 3-Transistor-Stromspiegel erweitert und erhält am Ausgang die Kaskode-Stufe T6; der Transistor Ti erhält die Kaskode-Stufe T7, die als Basis-Vorspannung die Spannung U2 der Startschaltung verwendet;

4 Verstärker

444

Abb. 4.113. Praktische Ausführung einer PTAT-Referenzstromquelle

70

Abb. 4.114. Kennlinie der PTAT-Referenzstromquelle aus Abb. 4.113

4.1

Schaltungen

445

• mit dem Transistor Γ8 und der zugehörigen Kaskode-Stufe T9 wird der Referenzstrom ausgekoppelt. Abb. 4.114 zeigt die resultierende Kennlinie für verschiedene Temperaturen. Temperaturabhängigkeit: Da der Strom der PTAT-Referenzstromquelle proportional zur Temperaturspannung Uj ist, geht deren Temperaturabhängigkeit ein: q

dT

q

Daraus folgt eine Stromänderung von rfT

#i

und ein Temperaturkoeffizient rf 1 d l * 1 d1l *

V^f"

=

«ff/E „Ϊ. Ri I2

hi äT

^ dr

.

(4 139)

IS

von: 1 =

τ

3>31

=

°

K

Der Referenzstrom nimmt bei einer Temperaturerhöhung um 3 Κ um ein Prozent zu. Damit ist die Temperaturabhängigkeit der PTAT-Referenzstromquelle noch größer als die der ÜBE-Referenzstromquelle; sie hat aber umgekehrtes Vorzeichen. Einsatz in bipolaren Verstärkern: Trotz ihrer starken Temperaturabhängigkeit wird die PTAT-Referenzstromquelle als Referenzquelle für die Ruheströme in bipolaren Verstärkern eingesetzt. In diesem Fall ist die Temperaturabhängigkeit sogar von Vorteil, weil die Verstärkung bei bipolaren Verstärkerstufen ohne Stromgegenkopplung proportional zur Steilheit S = IQA/UT der Transistoren ist; mit IQA ~ kef ~ UT bleibt die Steilheit und damit die Verstärkung konstant.

Temperaturunabhängige Referenzstromquelle Wenn man den Ströme einer ÜBE- und einer PTAT-Referenzstromquelle addiert und so wählt, daß dlref

dT URF-Ref.

dlref

dT PTAT-Ref.

= 0

gilt, erhält man die in Abb. 4.115 gezeigte temperaturunabhängige Referenzstromquelle. Der linke Teil der Schaltung entspricht der PTAT-Referenzstromquelle in Abb. 4.113. Dabei wird die Transistor-Diode T\0 ergänzt, damit die Basis-Anschlüsse der pnp-Kaskode-Transistoren am Emitter von T5 angeschlossen werden können; dadurch wird der durch die Basisströme verursachte Fehler geringer. An den ursprünglichen Ausgang TgyTg wird die ÜBE -Referenzstromquelle Γΐ3,7ΐ4 angeschlossen; sie wird in diesem Fall bereits mit einem stablisierten Strom versorgt und benötigt deshalb keine Rückkopplung über einen Stromspiegel. Die PTAT-Referenzstromquelle erhält mit Tu,Tn einen weiteren Ausgang, an

4 Verstärker

446

Abb. 4.115. Temperaturunabhängige Referenzstromquelle dem über den Stromspiegel 7ι5,Γι6 der Strom der UBE-Referenzstromquelle addiert wird. Mit (4.136)-(4.139) folgt für das Verhältnis der Ströme dUT Iref,UBE dUBE ÜBE

Iref,PTAT düf

~dT~

UT

~dT

Iref,UBE l!

UßE

dT

IrefyPTAT

dT und für den Referenzstrom: hef

— Iref,UBE+Iref,PTAT

^

2 , 3 · IrefyPTAT ^

1> 77 ' Iref,UBE

Für einen Referenzstrom Iref = 100 μ Α erhält man IrefyPTAT ^ ^re//2> 3 ~ 43 μ Α und Iref,ÜBE « InfW? « 57 μΑ. Referenzstromquellen in MOS-Schaltungen Die L/ß£-Referenzstromquelle aus Abb. 4.107 kann auch mit Mosfets realisiert werden; sie wird dann UGS-Referenzstromquelle genannt [4.2]. Bei Betrieb im quadratischen Bereich der Kennlinie ist die Stabilisierung des Stroms vergleichsweise schlecht. Deutlich besseres Verhalten erreicht man, wenn man die Mosfets so groß macht, daß sie im Unterschwellenbereich arbeiten; dort haben sie eine exponentielle Kennlinie und verhalten sich näherungsweise wie Bipolartransistoren. Aus (3.25) auf Seite 223 folgt, daß für einen Betrieb im Unterschwellenbereich rtu w 1,5...2,5

\UGs-Uth\

< 2nuUT

«

3.,.5-UT

4.1

Schaltungen

447 \Uh

Χ

'ret

Ε a mit Mosfets

'ref

χ

'ref

b mit Sperrschicht-Fets

Abb. 4.116. Abschnür-Stromquellen

gelten muß; dadurch werden die Mosfets selbst bei kleinen Strömen sehr groß. Nachteilig ist die Abhängigkeit von der Schwellenspannung Ifo, die herstellungsbedingt schwankt. Die PTAT-Referenzstromquelle kann ebenfalls mit Mosfets im Unterschwellenbereich realisiert werden; dabei tritt bei der Berechnung des Stroms die Spannung nuUj an die Stelle von Uj, weil bei Mosfets im Unter Schwellenbereich ID

~

Ucs-Uth e "UUT

mit 1,5...2,5 gilt. Die Verschiebung um die Schwellenspannung Uth wirkt sich dagegen nicht auf den Strom aus, sondern führt nur zu einer Verschiebung der Arbeitspunktspannungen. Referenzstromquellen mit Mosfets haben im allgemeinen erheblich schlechtere Eigenschaften als bipolare Referenzstromquellen. Deshalb werden integrierte Schaltungen mit sehr hohen Anforderungen bezüglich Genauigkeit und Temperaturverhalten meist in Bipolar-Technik hergestellt. Abschnür-Stromquellen

Bei geringen Anforderungen an die Genaugigkeit und die Temperaturabhängigkeit kann man eine der in Abb. 4.116 gezeigten Abschnür-Stromquellen einsetzen, die alle den konstanten Drainstrom eines selbstleitenden Fets im Abschnürbereich als Referenzstrom verwenden; dabei kann man mit UGS = 0 oder bei Stromgegenkopplung mit einem Widerstand - mit UGS < 0 arbeiten. Die Abschnür-Stromquellen mit Sperrschicht-Fets in Abb. 4.116b werden in integrierten Schaltungen durch einen Abschnür-Widerstand (pinch resistor) realisiert. Dabei handelt es sich um einen hochohmigen integrierten Widerstand, der mit zunehmender Spannung abgeschnürt wird. Da der prinzipielle Aufbau dem eines Sperrschicht-Fets entspricht, ist das Verhalten praktisch gleich. Nachteilig sind die hohen fertigungsbedingten Toleranzen, die typisch in der Größenordnung von ±30% liegen [4.1].

4

448

Verstärker

\ü

T

X ;

Uh-0,7V

[R3

D1

1,4 V

s D4 ψ

u

0,7 V

Abb. 4.117. Typische Schaltung mit PTAT-Referenzstromquelle zur Arbeitspunkteinstellung in bipolaren Verstärkerschaltungen (Zahlenbeispiel mit Iref = 100 μ Α für Ub > 3,5 V unter Verwendung der Bipolartransistoren aus Tab. 4.1 auf Seite 303)

Arbeitspunkteinstellung in integrierten Verstärkerschaltungen Zur Arbeitspunkteinstellung in integrierten Schaltungen werden hauptsächlich Stromquellen zur Ruhestromeinstellung und Hilfsspannungen für KaskodeStufen benötigt; dabei werden die Stromquellen als Stromquellenbank mit einer gemeinsamen Referenzstromquelle ausgeführt. Bipolare Schaltungen: Abb. 4.117 zeigt eine typische Schaltung zur Arbeitspunkteinstellung in bipolaren Verstärkerschaltungen. Sie setzt sich aus einer PTAT-Referenzstromquelle (Γι...Γ 8 ) mit Startschaltung (D1...D5) sowie einer npn- (T9) und einer pnp-Kollektorschaltung (Tu) mit den zugehörigen Stromquellen (Γχο,Γ^) zur Bereitstellung der Hilfsspannungen U\ und U2 für Kaskode-Stufen zusammen; die Transistor-Diode D6 demonstriert eine einfache Möglichkeit zur Erzeugung weiterer Hilfsspannungen. Da an der PTATReferenzstromquelle zusätzlich zur Auskopplung am Stromspiegel Γ3... T6 auch eine Auskopplung am Widlar-Stromspiegel TUT2 erfolgt, wird dieser im Vergleich zu Abb. 4.113 mit T8 zum 3-Transistor-Stromspiegel ausgebaut, um den Fehler durch die Basisströme klein zu halten; dadurch wird auch in der Startschaltung eine weitere Transistor-Diode benötigt, um die Startspannung entsprechend anzuheben. Der Widerstand R$ wird als p-Kanal-Abschnür-Widerstand ausgeführt. Das ist keine Besonderheit, vielmehr kann man Widerstände im Bereich von

4.1 Schaltungen

449

(A-1.8V

Abb. 4.118. Typische Schaltung mit UGS-Referenzstromquelle zur Arbeitspunkteinstellung in MOS-Verstärkerschaltungen (Zahlenbeispiel mit Iref = 10 μ Α für Üb > 7 V unter Verwendung der Mosfets aus Tab. 4.2 auf Seite 304)

100 kQ meist ohnehin nur in dieser Form herstellen. Die Eigenschaft eines Abschnür-Widerstands, bei größeren Spannungen als Konstantstromquelle zu arbeiten - siehe Abschnitt über Abschnür-Stromquellen -, ist hier vorteilhaft, weil dadurch der Strom in der Startschaltung begrenzt wird; auch die herstellungsbedingten Toleranzen stören hier nicht, da der Strom in der Startschaltung um fast eine Größenordung variieren kann, ohne daß die Funktion beeinträchtigt wird. An die Auskopplungen und die HilfsSpannungen kann man einfache Stromquellen oder Stromquellen mit Kaskode mit beliebigem Übersetzungsverhältnis anschließen; in Abb. 4.117 ist als Beispiel je eine Stromquelle mit Kaskode dargestellt. Weitere HilfsSpannungen, wie z.B. die Spannung [73> können mit Transistor-Dioden einfach erzeugt werden; wenn größere Ströme benötigt werden, muß man Kollektorschaltungen wie bei U\ und Ui einsetzen. MOS-Schaltungen: Abb. 4.118 zeigt eine typische Schaltung zur Arbeitspunkteinstellung in MOS-Verstärkerschaltungen. Sie setzt sich aus einer UGSReferenzstromquelle (TUT2) mit Stromspiegel (T3J4) und Startschaltung (Γ5,Γ6) sowie einer Auskopplung mit Hilfsspannungserzeugung (T8 ... Tn) zusammen. Die Startschaltung liefert über T5 einen Startstrom, der nach Anlaufen der Schaltung über T6 abgeschaltet wird. Der selbstleitende Mosfet T7 dient als Ruhestromquelle (Abschnür-Stromquelle) für T6; sein Strom muß kleiner als der Referenzstrom sein, damit die Startschaltung über Te abgeschaltet werden kann. Die Größe

450

4 Verstärker

von ΊΊ hängt von der Schwellenspannung der selbstleitenden Mosfets im jeweiligen Herstellungsprozeß ab. Die Schaltung ist in dieser Form nur sinnvoll, wenn die herstellungsbedingten Toleranzen des Widerstands R\ und der Schwellenspannung von T2 geringer sind als die Tolerenz der Schwellenspannung von Ίη\ andernfalls wäre es besser, den Strom der Abschnür-Stromquelle T7 als Referenzstrom zu verwenden. 4.2

Eigenschaften und Kenngrößen Die Eigenschaften eines Verstärkers werden in Form von Kenngrößen angegeben. Man geht dabei von den Kennlinien des Verstärkers aus. Durch Linearisierung im Arbeitspunkt erhält man die Kleinsignal-Kenngrößen (z.B. die Verstärkung) und durch Reihenentwicklung die nichtlinearen Kenngrößen (z.B. den Klirrfaktor). Da eine geschlossene Darstellung der Kennlinien oft nicht möglich ist, muß man sich ggf. auf Messungen oder Schaltungssimulationen stützen. 4.2.1 Kennlinien

Ein Verstärker mit einem Eingang und einem Ausgang wird im allgemeinen durch zwei Kennlinienfelder beschrieben; mit den Größen aus Abb. 4.119 gilt: U =

fE(UeyUa)

Ia =

fA(UeyUa)

Die Rückwirkung vom Ausgang auf den Eingang ist bei den meisten Verstärkern im interessierenden Bereich vernachlässigbar klein, d.h. die Eingangskennlinie hängt praktisch nicht von der Ausgangsspannung ab. Damit erhält man: h = fE(Ue)

(4.140)

Ia = fA(Ue,Ua)

(4.141)

Daraus erhält man bei offenem Ausgang die Leerlauf-Übertragungskennlinie: Ia = fA(UeyUa)

= 0

=»

Ua =

fy(Ue)

(4.142)

Sie wird oft nur Übertragungskennline genannt.

1 Abb. 4.119. Spannungen und Ströme bei einem Verstärker mit einem Eingang und einem Ausgang

4.2 Eigenschaften und Kenngrößen

451

b mit Transportmodell

a Schaltung Abb. 4.120. Beispiel: Emitterschaltung

Wenn man den Verstärker mit einer Signalquelle mit Innenwiderstand Rg und einer Last RL betreibt, gilt nach Abb. 4.119: (4.143)

h =

Die durch diese Gleichungen beschrieben Geraden werden Quellen- und Lastgerade genannt. Durch Einsetzen in (4.140) und (4.141) erhält man das nichtlineare Gleichungssystem Ug = 0 =

Ue + RgfE{Ue) Ua + RLfA(Ue,Ua)

y

'

und daraus die Betriebs-Übertragungskennlinie: (4.145) Ua = fÜB(Ug) Die Lösung der Gleichung (4.142) und des Gleichungssystems (4.144) sowie die Ermittlung der Betriebs-Übertragungskennlinie ist nur in Ausnahmefallen geschlossen möglich. In der Praxis werden Schaltungssimulationsprogramme eingesetzt, die die Gleichungen im Rahmen einer Gleichspannungsanalyse (DC analysis) punktweise lösen und die Kennlinien graphisch darstellen. Wenn die Kennlinien des Verstärkers graphisch vorliegen, kann man das Gleichungssystem (4.144) auch graphisch lösen, indem man die Geraden (4.143) in das Eingangsbzw. Ausgangskennlinienfeld einzeichnet und die Schnittpunkte mit den Kennlinien ermittelt. Beispiel: Für die in Abb. 4.120 gezeigte Emitterschaltung erhält man unter Verwendung des Transportmodells aus Abb. 2.26 auf Seite 70

e

=

fA(Uey Ua) =

+ BNIB,N

uT _ ι

- (1 + Bj) I BJ

452

4

-f

0,7

Verstärker

0,69 0,68 0,67

μΑ 10

\

Quellengerade Ι Ug = 1V tf =100kQ \y

ι

5-

\

~ 3,2

ί\

-

1

ι 0,1

69

1,0 Ue

0,5 °'

-0,5

b Ausgangskennlinienfeld

a Eingangskennlinie

Abb. 4.121. Kennlinien der Emitterschaltung aus Abb. 4.120 mit Ub = 5 V und Rc = 10 kü

U

a - üb ,

Rc

r

( w ύ

• v

Λ

1 + Bi

J

Bi

( %^-

V

Λ

\

V

Für den praktischen Betrieb ist nur der Bereich interessant, in dem der Transistor im Normalbetrieb arbeitet: Ua > UCE,sat ^ 0,2 V; in diesem Bereich wirkt sich die Ausgangsspannung nicht auf die Eingangskennlinie aus. Bei Vernachlässigung der Sperrströme folgt: Ie = fB(Ue)

=

h = fA(Ue,Ua)

~e^

=

Rc Die Kennlinien sind in Abb. 4.121 dargestellt. Die Leerlauf-Übertragungskennlinie kann hier noch geschlossen berechnet werden: fA(Ue,Ua) = 0

=»

Ua = fü(Ue) =

Ub-IsRce*

Mit Ug = 1 V, Rg = 100 kü und RL = 10 kQ erhält man die Quellengerade in Abb. 4.121a und die Lastgerade in Abb. 4.121b. Aus den Schnittpunkten entnimmt man Ue(Ug = IV) ^ 0,69 V und Ua(Ue = 0,69 V) « IV. Damit kennt man einen Punkt der Betriebs-Übertragungskennlinie: Ua(Ug = IV) % IV. Durch Vorgabe weiterer Werte für Ug kann man die Kennlinie punktweise ermitteln. Ein Programm zur Schaltungssimulation geht prinzipiell in gleicher Weise vor, indem das Gleichungssystem (4.144) für die vom Benutzer angegebenen Werte für Ug numerisch gelöst wird; Abb. 4.122 zeigt das Ergebnis.


0,1

453

0,5

Abb. 4.122. Betriebs-Übertragungskennlinie der Emitterschaltung aus Abb. 4.120 mit Üb = 5V,RC = 10kn, Rg = 100kü und RL = 10kQ

4.2.2 Kleinsignal-Kenngrößen

Die Kleinsignal-Kenngrößen beschreiben das quasi-lineare Verhalten eines Verstärkers bei Aussteuerung mit kleinen Amplituden in einem Arbeitspunkt; diese Betriebsart wird Kleinsignalbetrieb genannt. Arbeitspunkt Der Arbeitspunkt Α wird durch die Spannungen Ue>A und Ua,A und durch die Ströme IeyA und IUyA charakterisiert: Ie,A = fE(Ue>A)

ΙαΛ

,

=

fA(Ue,A,Ua,A)

Im allgemeinen hängt der Arbeitspunkt von der Signalquelle und der Last ab. Eine Ausnahme sind Verstärker mit Wechselspannungskopplung über Koppelkondensatoren oder Übertrager, bei denen der Arbeitspunkt unabhängig von der Signalquelle und der Last eingestellt werden kann. Für die Berechnung der Kleinsignal-Kenngrößen spielt es jedoch keine Rolle, wie der Arbeitspunkt zustande kommt. Kleinsignalgrößen

Bei der Kleinsignalbetrachtung werden nur noch die Abweichungen vom Arbeitspunkt betrachtet, die durch die Kleinsignalgrößen ue

= Ue- Ue,A

Ua = Ua- Ua,A

,

ie = Ie - leyA

>

*a = h ~ hyA

beschrieben werden. Da die Arbeitspunktgrößen Ue)A, Ie,A> UÜ,A und Ια,Α im Normalfall dem Gleichanteil von Ue, Iey Ua und Ia entsprechen, sind die Kleinsignalgrößen ohne Gleichanteil, d.h. mittelwertfrei.

4 Verstärker

454

Beispiel: Ue =

Uo + Ui COS Cüit + U2 COS Cü2t

Ue

=

U\ COSCÖjf + «2

Linearisierung

Durch Einsetzen der Kleinsignalgrößen in die Kennlinien (4.140) und (4.141) und Reihenentwicklung im Arbeitspunkt erhält man 27: k

= h,A + ie = fE(Ue,A + «e) 1 92/£ 2 917/

« ί + τ6

317/

+ «e> Ua,A + Ua) =

Ö/A

fA(Ue,A,U,A) ,) a A 1

+

due A 1

2

2 at;.

+

2

A

ue +

dua

d

2 dl redUa

A

Bei ausreichend kleiner Aussteuerung kann man die Reihenentwicklung nach dem linearen Glied abbrechen; dadurch erhält man lineare Zusammenhänge zwischen den Kleinsignalgrößen:

u = la

=

Bfß dUe Ue +

dUe

dfA

Der Übergang zu diesen linearen Gleichungen wird Linearisierung im Arbeitspunkt genannt. Kleinsignal-Kenngrößen

Die bei der Linearisierung auftretenden partiellen Ableitungen, jeweils ausgewertet im Arbeitspunkt A, werden als Kleinsignal-Kenngrößen bezeichnet; im einzelnen sind dies: •

der Kleinsignal-Eingangswiderstand re: re =

ue —

=

dfE due

(4.146)

27 Im folgenden wird auch bei der Eingangskennlinie /E eine partielle Differentiation verwendet; damit wird angedeutet, daß fE im allgemeinen von einer zweiten Variable (Ua) abhängt.


455

der Kleinsignal-Ausgangswider stand ra: a

ra =

(4.147)

dua

—

Er wird auch als Kurzschluß-Ausgangswiderst and bezeichnet, weil der Eingang in diesem Fall kleinsignalmäßig kurzgeschlossen wird (ue = 0). In der Praxis bedeutet dies, daß am Eingang eine Spannungsquelle mit ausreichend geringem Innenwiderstand angeschlossen ist, die die Eingangsspannung auf dem Wert Ue^ konstant hält. die Kleinsignal-Verstärkung A: A=

dfA

*

(4.148)

ia=0

Sie wird auch als Leerlauf-Verstärkung bezeichnet, weil der Ausgang in diesem Fall leerläuft, d.h. kleinsignalmäßig offen ist (ia = 0). Man kann die Verstärkung auch aus der Leerlauf-Übertragungskennlinie (4.142) berechnen: A =

dfü dUe

A

die Steilheit S: S =

ia ue

dfA

(4.149)

dUe

u, =0

Sie ist bei Verstärkern, die einen niederohmigen Ausgang (ra klein) besitzen und deshalb primär eine Ausgangsspannung liefern, von untergeordneter Bedeutung, spielt aber bei Transistoren und Verstärkern mit hochohmigem Ausgang (ra groß) eine wichtige Rolle. Durch Vergleich mit (4.147) und (4.148) folgt: S =

bzw.

(4.150)

A = — Sra

ra

Daraus folgt, daß eine der Größen A, ra und S redundant ist. Kleinsignalersatzschaltbild eines Verstärkers

Mit den Kleinsignal-Kenngrößen erhält man die in Abb. 4.123 gezeigten Kleinsignalersatzschaltbilder mit den folgenden Gleichungen: ue (4.151) h = — bzw.

(4.152) ra Wenn man den Verstärker mit einer Signalquelle mit Innenwiderstand #g und einer Last RL betreibt, erhält man aus dem Kleinsignalersatzschaltbild in Abb. 4.124 die Kleinsignal-Betriebsverstärkung: Un = AUo

A

Ua U

iara

ν

Ώτ

re

ra

A=-Sra

γ

γΌ

(4.153)

4 Verstärker

456

'e=

'βΛ

+ 'e

ι

\-uh

ι 1

a mit Verstärkung Α

b mit Steilheit S

Abb. 4.123. Kleinsignalersatzschaltbilder eines Verstärkers

Dabei ist ug = Ug — UgjA die Kleinsignalspannung der Signalquelle. Die Kleinsignal-Betriebsverstärkung setzt sich aus der Leerlauf-Verstärkung Α und den Spannungsteilerfaktoren am Eingang und am Ausgang zusammen; bei einer Darstellung mit Hilfe der Steilheit S geht der ausgangsseitige Faktor in die Parallelschaltung von ra und RL über. Man kann die Kleinsignal-Betriebsverstärkung auch aus der Betriebs-Übertragungskennlinie (4.145) ermitteln: d

AB

=

füB dU,

Beispiel: Für die Emitterschaltung in Abb. 4.120a auf Seite 451 wurden die Kennlinien h = fE(Ue)

I — = -êUr

,

Jfl = fA(Ue,Ua)

U - U — = - * — ~ + IS β*

ermittelt; mit Ug = 1 V, Rg = 100 kQ und RL = Rc = lOkQ folgte Ue ^ 0,69 V und Ua & 1 V. Dieser Punkt wird nun als Arbeitspunkt verwendet; mit Is = 1 fA,

I

i

Abb. 4.124. Kleinsignalersatzschaltbild eines Verstärkers mit Signalquelle und Last

4.2

457

Eigenschaften und Kenngrößen

= 1V

Abb. 4.125. Beispiel: Emitterschaltung mit Arbeitspunkt (oben) und resultierendes Kleinsignalersatzschaltbild (unten)

BN = 100 und UT = 26 mV folgt: « 3μΑ

UeA % 0,69 V , Ie,A = fE(Ue>A) r>^ ι

ΓΤ

Ua,A ^

α

r

ΛΓ

1 V , iflji4 —

Ά

^

ΙΛΛ

.-A

—— ^^ — ΐ υ υ μ Α

Abb. 4.125 zeigt im oberen Teil die Schaltung mit den Arbeitspunktgrößen. Aus (4.146) folgt mit Ue

3μΑ

UTBN

dUP

UT

UT

26 mV

0,115mS

der Eingangswiderstand re ~ 8,7kQ; entsprechend erhält man aus (4.147) mit dfA

= — = 0,1 mS A

R

C

den Ausgangswiderstand ra = Rc = 10 k ü und aus (4.149) mit ue dUP die Steilheit S ^ ermittelt werden: das resultierende triebsverstärkung tragungskennlinie

UT

300 μΑ 26 mV

ll,5mS

l l , 5 m S . Die Verstärkung Α kann mit (4.150) aus S und ra A — — Sra ^ — 115. Abbildung 4.125 zeigt im unteren Teil Kleinsignalersatzschaltbild. Daraus folgt mit (4.153) die BeAß ^ — 4,6; sie entspricht der Steigung der Betriebs-Überin Abb. 4.122 auf Seite 453 im eingetragenen Arbeitspunkt.

458

4 Verstärker

Berechnung der Kleinsignal-Kenngrößen mit Hilfe des Kleinsignalersatzschaltbilds der Schaltung

Bei größeren Schaltungen kann man die Kennlinien fE und fA nicht mehr geschlossen angeben; eine Berechnung der Kleinsignal-Kenngrößen durch Differenzieren der Kennlinien gemäß (4.146)-(4.149) ist dann nicht mehr möglich. Wenn man jedoch den Arbeitspunkt der Schaltung, ausgedrückt durch alle Spannungen und Ströme, kennt oder näherungsweise bestimmen kann, kann man die Bauelemente auch einzeln linearisieren und die Kenngrößen aus dem resultierenden Kleinsignalersatzschaltbild der Schaltung berechnen; dabei wird für jedes Bauteil das zugehörige Kleinsignalersatzschaltbild eingesetzt. Abb. 4.126 zeigt dieses Verfahren im Vergleich zum Vorgehen über die Kennlinien. Angaben aus der Schaltung werden zur Berechnung des Arbeitspunkts, zur Auswahl der Kleinsignalersatzschaltbilder und zur Aufstellung des Kleinsignalersatzschaltbilds der Schaltung benötigt. In der Praxis wird ausschließlich das Verfahren über das Kleinsignalersatzschaltbild der Schaltung angewendet. Auch Programme zur Schaltungssimulation können nur dieses Verfahren verwenden, weil sie nur numerische Berechnungen durchführen können; das Aufstellen, Umformen und Differenzieren von Gleichungen in geschlossener Form kann von diesen Programmen nicht durchgeführt werden. Allerdings kann man mit einigen Programmen (z.B. PSpice) die punktweise numerisch berechneten Kennlinien einer Schaltung auch numerisch differenziert darstellen. Diese Darstellung ist nützlich, wenn man sich für die Abhängigkeit der Kleinsignal-Kenngrößen vom Arbeitspunkt interessiert. Die numerische Differentiation führt jedoch in Bereichen sehr kleiner oder sehr großer Steigung der Kennlinien unter Umständen zu erheblichen Fehlern. Beispiel: In Abb. 4.127 ist noch einmal die Emitterschaltung aus Abb. 4.120a dargestellt; dabei tritt als nichtlineares Bauteil nur der Transistor auf. Durch Einsetzen des Kleinsignalersatzschaltbilds des Transistors erhält man das Kleinsignalersatzschaltbild der Schaltung. Zur Berechnung der Parameter S, rBE und rCE werden die Transistor-Parameter β und UA und der Kollektorstrom lCyA im Arbeitspunkt benötigt; mit β = 100, UA = 100 V und ICyA = 300 μ Α erhält man: Τ^ Ur U

=

300μΑ 26mV 26V

Bb

S

ll,5mS

Durch Vergleich mit Abb. 4.123b auf Seite 456 erhält man re = rBE % 8,7kQ, ra = rcE \\Rc *** 9,7kQ, S & l l , 5 m S - die Steilheit des Verstärkers entspricht hier der Steilheit des Transistors - und A = — S ra ^ — 112. Die Werte für Α und ra unterscheiden sich geringfügig von den Werten in Abb. 4.125, weil im Kleinsignalersatzschaltbild des Transistors auch der EarlyEffekt - repräsentiert durch den Widerstand rCE - berücksichtigt wurde, der bei der Berechnung über die Kennlinien vernachlässigt wurde.

4.2


459 Bauelemente

j (J

= f(UD

,=

fB(UBE.UCE)

/G =

Schaltung

Kennlinien:

Arbeitspunkt

le = fE(Ue,Ua) I. = f. (UR ,U„) Kleinsignalersatzschaltbilder und Kleinsignalparameter der Bauelemente: Linearisierung der Kennlinien im Arbeitspunkt: dfE dUe dfA

u

e

A

\7

*wa

u

dUR A e

Kleinsignalersatzschaltbild der Schaltung

Kleinsignal - Kenngrößen: ra ,re ,A, S

Abb. 4.126. Vorgehensweisen zur Berechnung der Kleinsignal-Kenngrößen

460

4 Verstärker

Abb. 4.127. Beispiel: Emitterschaltung mit Arbeitspunkt (oben) und resultierendes Kleinsignalersatzschaltbild bei Verwendung des Kleinsignalersatzschaltbilds des Transistors (unten)

4.2.3 Nichtlineare Kenngrößen

Im Zusammenhang mit den Kleinsignal-Kenngrößen stellt sich die Frage, wie groß die Aussteuerung um den Arbeitspunkt maximal sein darf, damit noch Kleinsignalbetrieb vorliegt. Von einem mathematischen Standpunkt aus gesehen gilt das Kleinsignalersatzschaltbild nur für infinitesimale, d.h. beliebig kleine Aussteuerung. In der Praxis sind die nichtlinearen Verzerrungen maßgebend, die mit zunehmender Amplitude überproportional zunehmen und einen anwendungsspezifischen Grenzwert nicht überschreiten sollen. Das nichtlineare Verhalten eines Verstärkers wird mit den Kenngrößen Klirrfaktor, Kompressionspunkt und den Intercept-Punkten beschrieben. Man kann sie aus den Koeffizienten der Reihenentwicklung der Übertragungskennlinie berechnen. Wenn dies mangels einer geschlossenen Darstellung der Übertragungskennlinie nicht möglich ist, muß man sie messen oder mit Hilfe einer Schaltungssimulation ermitteln.

Reihenentwicklung im Arbeitspunkt

Abb. 4.128 zeigt einen nichtlinearen Verstärker mit der Betriebs-Übertragungskennlinie Ua = füßiUg)· Die zugehörige Reihenentwicklung (Taylor-Reihe) im Arbeitspunkt lautet [4.3]:

4.2

461


U,

"g=Ug-UgA,ua=Ua-UaA

•;

"4φ Abb. 4.128. Nichtlinearer Verstärker (oben) und Reihenentwicklung im Arbeitspunkt (unten)

Ua = Ua,A + Ua = fÜB(Ug)

= füB(Ug,A + Ug

d2f0B

d

=

füB(Ug,A)

füB dUv

2 dül

d3fÜB g

24 dU'

Daraus folgt für die Kleinsignalgrößen: Un

=

dfüB dUr, . 5

g

Α

, ]_ d ft 2 dU

JUB

*«τ24

ί

= Σ α"< w=l...oo

(4.154)

n! Ä7"

Die Koeffizienten αι,α 2 >··· werden Koeffizienten der Taylor-Reihe genannt. Der Koeffizient a\ entspricht der Kleinsignal-Betriebsverstärkung AB und ist dimensionslos; alle anderen Koeffizienten sind dimensionsbehaftet: \a„\

=

rn-l

für η = 2... oo

Beispiel: Bei der Emitterschaltung aus Abb. 4.125 auf Seite 457 kann man die Reihenentwicklung der Betriebs-Ubertragungskennlinie noch vergleichsweise einfach berechnen; dazu wird eine Reihenentwicklung der Eingangsgleichung Ug = Ie

Ue = IBRg

+ UBE =

1$

4 Verstärker

462 im Arbeitspunkt vorgenommen:

fc Mit

und C/Ä: = JQA (#c 11 RL) erhält man: Β 'JUk 2 \UkJ 3 \Uk/ Setzt man Rc = RL = 10 kQ, Rg = 100 kQ, IC,A = 300 μΑ, Β = 100 und l/r = 26 mV ein, folgt Ug = — 0,2173 wfl —

5,78K2

und daraus durch Inversion: 0,5

u2g

2,57« 3

1,28 KJ

10^ Vz

103 V

u3g

2u4g

4u5g

V2

V3

V4

0,685w3 03V4 10*

Daraus folgt: ax = - 4 , 6

,

a2 = -

0,563

1

2 V3

4

ν4

Ausgangssignal bei sinusförmiger Ansteuerung

Durch die Terme un in (4.154) erhält man bei einem Signal neben dem gewünschten Ausgangssignal UUyMutz =

Üa COS COt =

(Nutzsignal)

a\Üg COS COt

auch Anteile bei Vielfachen von o>: W

« =

fl W

Σ

=

" ^

Σ

n=l...oo

(a2ül"g

+

a

nÜng COS" COt

n=l...oo

3a4üi

5a6ü6

8

16

3a3ül

5a5ü4

35a7ü6

8

64

α2

1

— Η 2

2

32

\

+·

Gleichanteil

up cos cot

Grundwelle

1.Oberwelle


in,

5a5ü\

463

2la7ü\

\

A,

2.0berwelle 3.Oberwelle

—- Η 16

=

—- Η 64

2_^ Kü^ cos ncot

I w^ cos 5ct>f / *

4.0berwelle

mit i?„ = (· · ·)«

(4.155)

n=0...oo

Die Koeffizienten b„ erhält man durch Umformen der Terme cos" cot in Terme der Form cos ncot und Sortieren nach Frequenzen. Man erkennt, daß durch die geraden Koeffizienten a2>04>··· ein Gleichanteil bo> d.h. eine Verschiebung des Arbeitspunkts, verursacht wird; sie ist bei den in der Praxis üblichen Amplituden gering und wird deshalb vernachlässigt. Darüber hinaus werden durch die geraden Koeffizienten Anteile bei geradzahligen Vielfachen der Frequenz ω erzeugt. Entsprechend werden durch die ungeraden Koeffizienten α3, α5,... Anteile bei ungeradzahligen Vielfachen der Frequenz ω erzeugt. Die ungeraden Koeffizienten wirken sich auch auf die Amplitude des Nutzsignals aus; deshalb ist die Betriebsverstärkung bei größeren Amplituden nicht mehr konstant. Der Anteil bei der Frequenz ω wird Grundwelle genannt. Die anderen Anteile werden als Oberwellen bezeichnet und entsprechend ihrer Ordnung nummeriert: 1.Oberwelle bei 2o>, 2.Oberwelle bei 3α>,.... Alternativ werden die Anteile auch als Harmonische bezeichnet: 1.Harmonische bei ω, 2.Harmonische bei 2ω, . . . . In der Praxis arbeitet man mit Amplituden, bei denen die Oberwellen sehr viel kleiner sind als die Grundwelle. In diesem Fall muß man in den Klammerausdrücken in (4.155) nur den ersten Term berücksichtigen, d.h. die Koeffizienten bn sind näherungsweise konstant und hängen nicht mehr von der Eingangsamplitude ügy sondern nur noch von den Koeffizienten an der Kennlinie ab: 2»-i

für n= I . . . 0 0

(4.156)

Daraus folgt für die Amplituden der Grundwelle und der Oberwellen: Üa(GW) = \bi\Üg « \ai\Ug Üa(l.OW) = \b2\Ü2g % Üa(2.0W)

=

y ül u

3

(4.157)

4 Verstärker

464

Man erkennt, daß die Amplitude der Grundwelle linear mit der Eingangsamplitude zunimmt, während die Amplituden der Oberwellen überproportional zunehmen. Voraussetzung für die Näherung ist die Bedingung:

Durch Einsetzen der Koeffizienten folgt \bi\üg

\b2\ü2gy\b3\ü3gy\b4\ü4gy\b5\ü5gy...

und daraus durch Auflösen nach L :

min "lV

-

(4.158)

Beispiel: Für die Emitterschaltung aus Abb. 4.125 erhält man mit (4.156) und den Koeffizienten α ϊ , . . . , a5 auf Seite 462: 0,282 , a3 0,25 a2 k « e i = - 4 , 6 , b2*= --^, k « _ = - _ a4 _

0,25

_ a 5 _ 0,25

Alle weiteren Koeffizienten haben ebenfalls den Betrag 0,25. Daraus folgt aus (4.158) für die Amplitude: üg « m i n ( 1 6 , 3 V ; 4 , 3 V ; 2 , 6 V ; 2 V ; ...) = 1 V Das Minimum wird hier für η —> oo erreicht. Mit üg — 100 mV erhält man aus (4.157) für die Grundwelle üa^w) ~ 460 mV, für die 1.Oberwelle wfl(i.owo % 2,82 mV und für die 2.0berwelle üa{Ww) ~ 0,25 mV.

Gültigkeitsbereich der Reihenentwicklung

Die Betriebs-Übertragungskennlinie kann nur in einem eingeschränkten Bereich durch das Polynom (4.154) beschrieben werden. Dieser Bereich hängt von der Anzahl der berücksichtigten Terme ab, endet aber spätestens beim Erreichen der Übersteuerungsgrenzen, weil ab hier die Kennlinie näherungsweise horizontal verläuft und nicht mehr durch ein Polynom beschrieben werden kann. In den meisten Fällen kann man auch den aktiven Bereich in der Nähe der Übersteuerungsgrenzen nicht mehr beschreiben, so daß mit (4.154) nur ein mehr oder weniger großer Bereich um den Arbeitspunkt beschrieben werden kann. Abb. 4.129 zeigt diesen Bereich am Beispiel der Betriebs-Übertragungskennlinie einer Emitterschaltung.

4.2

465

Eigenschaften und Kenngrößen Übersteuerung

aktiver Bereich

Übersteuerung

durch Polynom beschreibbar

—

J

a,A

J

g,A

Abb. 4.129. Gültigkeitsbereich der Reihenentwicklung der Betriebs-Übertragungskennlinie

Klirrfaktor Bei sinusförmigen Signalen wird der Klirrfaktor k als Maß für die nichtlinearen Verzerrungen verwendet: Der Klirrfaktor k gibt das Verhältnis des Effektivwerts aller Oberwellen eines Signals zum Effektivwert des ganzen Signals an. Bei einem sinusförmigen Signal ohne Oberwellen gilt k — 0. Mit (4.155) erhält man unter Berücksichtigung des Zusammenhangs zwischen Amplitude und Effektivwert (uL· = ü2/2):

«=2...oo

k =

\

ΐ ("· 0, gain expansion) oder abnehmen (03/01 < 0, gain compression). Bei einsetzender Übersteuerung nimmt er jedoch immer ab und geht mit zunehmender Übersteuerung gegen Null. Dieser Bereich wird von der Reihenentwicklung nicht mehr erfaßt. Bei Verstärkern wird der ldB-Kompressionspunkt als Maß für die Grenze zur Übersteuerung angegeben: Der ldB-Kompressionspunkt gibt die Amplitude an, bei der die Betriebsverstärkung durch die einsetzende Obersteuerung um 1 dB unter der Kleinsignal-Betriebsverstärkung liegt. Man unterscheidet zwischen dem Eingangs-Kompressionspunkt ügiKomp mit AB(üg,Komp)

= 10

1/20

· | Α β | % 0,89- \AB\

(4.162)

und dem Ausgangs-Kompressionspunkt: = 10~ 1/2 ° · \AB\ ügyKomp

% 0,89 . \AB\ ügyKomp

(4.163)

Beide werden in der Praxis durch Messen oder mit Hilfe einer Schaltungssimulation ermittelt. Abb. 4.131 zeigt den Verlauf des Betrags der Betriebsverstärkung für einen Verstärker ohne und einen Verstärker mit gain expansion. Beispiel: Für die Emitterschaltung aus Abb. 4.125 erhält man mit Hilfe einer Schaltungssimulation ügyKomp ^ 0,3 V und üayKomp « 1,2 V.


469

Intermodulation und Intercept-Punkte

In Systemen mit Bandpaßfiltern spielen die mit Hilfe der Klirrfaktoren beschriebenen harmonischen Verzerrungen meist keine Rolle, weil sie außerhalb des Durchlaßbereichs der Filter liegen; daraus folgt, daß bei Ansteuerung mit einem Sinussignal {Einton-Betrieb) keine Verzerrungen im Durchlaßbereich entstehen. Wenn man dagegen zwei oder mehrere Sinussignale im Durchlaßbereich anlegt, fallen einige der Verzerrungsprodukte wieder in den Durchlaßbereich. Diese Anteile werden Intermodulationsverzerrungen genannt und kommen dadurch zustande, daß bei der Ansteuerung einer nichtlinearen Kennlinie vom Grad Ν mit einem Mehr ton-Signal mit den Frequenzen /i,/2,...,/ m neben den Harmonischen n/i, nfoy..., nfm (n = 1... N) auch Mischprodukte bei den Frequenzen ± Mi/ ± n2f2 ± · · · ± nmfm

mit nx + n2 + ... + nm < Ν

entstehen, die zum Teil im Durchlaßbereich liegen [4.4],[4.5]. In der Praxis wird ein Zweiton-Signal mit nahe beieinander liegenden Frequenzen /i,/ 2 in der Mitte des Durchlaßbereichs und gleichen Amplituden verwendet; mit f\ 2/i , 2/2 , f2 - /i n = 3 => 3 / 1 , 3 / 2 , 2 / 1 + / 2 , 2 / 1 - / 2 , 2 / 2 + / 1 , 2 / 2 - / 1 n = A =• 4/i, 4/ 2 , 3/1+/2, 3 / 1 - / 2 , ... rc = 5 => 5/1, 5/2, ... ,3/i - 2 / 2 , 3/2-2/!, ... Abb. 4.132 zeigt die Anteile bei Zweiton-Ansteuerung im Vergleich zur EintonAnsteuerung. Man erkennt, daß die durch die ungeraden Potenzen verursachten Anteile bei 2/1 - f2 , 2/2 - /1 , 3/1 - 2/2 , 3/ 2 - 2/1 im Durchlaßbereich liegen. Setzt man Ug = Üg (cOSiöii + COSCt>2i)

in die Reihe (4.154) auf Seite 461 ein, erhält man 9a3ül

ua =

l

fll +

25a5üi +

^ ^ —4

1225a7tfL +

64^

+

\

" ] ügCOSCOlt

f1

h ü5g cos(2ö>i — co2)t

2/i — f2

2/2-/1

4 Verstärker

470 'Durchlaßbereich

1

Τ

2f,

\

ι ι

ί ϊ τ /τ JL 0

f2-f,

2f2-2f1

ϊΑ

Of

2f,-f2 1

Π

2

* Durchlaßbereich

τ Ιϊ Ι.

f

- f3 26

Γ

2 ~ 1

3f1-2f2

3f2-2f1

f

3fj-f2

Abb. 4.132. Anteile bei Ansteuerung einer Kennlinie vom Grad 5 mit einem Einton-Signal (oben) und einem Zweiton-Signal (unten)

5α5

245α7ύ

~8~

64

- 2fi) 2 )f

3/1-2/2

cos(3ct>2 — 2co\)t

3/2-2/,

-ncu2]f

(4.164) /i=0...oo

mit c 2 „+i = (· · ·)2η+ι

Praktisch ist die Summe nur soweit relevant, wie die Anteile noch im Durchlaßbereich liegen. Bei kleinen Amplituden sind die Koeffizienten cn näherungsweise konstant: C\ ~

a.\

,

C3 ~

—— ,

C5 ^

—— ,

Daraus folgt: 2n+ 1

a2n+\

für n = l , . . . ,

(4.165)

Inter modulation: Die Verzerrungen im Durchlaßbereich werden Intermodulationsprodukte genannt:


471

Bei Mehrton-Betrieb werden diejenigen Verzerrungen im Durchlaßbereich, deren Frequenz sich aus mindestens zwei Signalfrequenzen zusammensetzt, als Inter modulation oder Intermodulationsprodukte bezeichnet. Die Anteile bei 2/i — f2 und 2/ 2 — j \ werden Inter modulation 3.0rdnung (IM3) und die bei 3/i — 2/ 2 und 3/ 2 — 2/J Inter modulation s.Ordnung (IM5) genannt. Allgemein gilt: Die Verzerrungen bei den Frequenzen {n + l)/i — nf2 und (n + l ) / 2 — nj\ werden Inter modulation der Ordnung 2n + 1 genannt Da die Amplituden der Intermodulationsprodukte entsprechend ihrer Ordnung von der Eingangsamplitude abhängen, sind in der Praxis nur die dominierenden Anteile IM3 und IM5 von Interesse; die IM7 ist in den meisten Fällen bereits vernachlässigbar klein. Für die Amplituden des Nutzsignals und der Intermodulationen erhält man: Ua,Nutz

=

Üa,IM3

\Cl\Ug

\ai\üg

(4.166)

=

Intermodulationsabstände: Die Abkürzungen IM3 und IM5 werden auch zur Bezeichnung der Intermodulationsabstände verwendet: Das Verhältnis der Amplitude des Nutzsignals zur Amplitude eines bestimmten Intermodulationsprodukts wird Intermodulationsabstand genannt Aus (4.164) folgt unter Verwendung von (4.165): IM3

C\ Ün

4 fll

C\ Ug

8a

=

IM5 = Üa,IM5

^5

(4.167)

(4.168)

9.

In der Praxis werden die Intermodulationsabstände meist in dB angegeben: IM3dB = 20 dB· log IM3

,

IMsdB = 20 dB· log IM5

Die Intermodulationsabstände entsprechen in ihrer Bedeutung den Teil-Klirrfaktoren bei Einton-Betrieb, wenn man berücksichtigt, daß bei den Intermodulationsabständen das Verhältnis aus Nutzsignal und Verzerrungsprodukt und bei den Teil-Klirrfaktoren das Verhältnis aus Verzerrungsprodukt und Nutzsignal gebildet wird. Deshalb kann man die Kehrwerte der Intermodulationsabstände als Mehrton-Teil-Klirrfaktoren auffassen.

4 Verstärker

472

Intercept-Punkte: Um eine von der Amplitude üg unabhängige Größe zur Charakterisierung der Intermodulationsprodukte angeben zu können, werden die Amplituden ermittelt, bei denen die Intermodulationsabstände theoretisch den Wert eins annehmen; dazu werden die für kleine Amplituden geltenden Näherungen in (4.167) und (4.168) über ihren Gültigkeitsbereich hinaus extrapoliert. Die resultierenden Amplituden werden Intercept-Punkte (intercept pointyIP) genannt: Die Intercept-Punkte geben die Ein- oder Ausgangsamplitude an, bei der die extrapolierte Amplitude eines bestimmten Intermodulationsprodukts genauso groß wird wie die extrapolierte Amplitude des Nutzsignals. Man unterscheidet zwischen den Eingangs-Intercept-Punkten (input IP} IIP) IM3 = 1

(4.169)

IM5 = 1

(4.170)

und den Ausgangs-Intercept-Punkten (output IPy OIP): üajp3 = \ai\üg,ip3 > üaJp5 = \ai\ugjp5 (4.171) Letztere sind um den Betrag der Kleinsignal-Betriebsverstärkung (\a\\ = \AB\) größer als die Eingangs-Intercept-Punkte und werden oft ohne expliziten Bezug auf den Ausgang nur als Intercept-Punkte IP3 und IP5 bezeichnet. Abb. 4.133 zeigt den Verlauf der Amplituden des Nutzsignals üayNutz = C\üg und der Intermodulationsprodukte üajM3 = c 3 ö | und üajM5 — c5ü5g in Abhängigkeit von der Eingangsamplitude üg in doppelt logarithmischer Darstellung. Man erhält bei kleinen Amplituden Geraden mit den Steigungen 1 bei üa,Nutz> 3 bei üajM3 und 5 bei üajM5> Durch Extrapolation werden die InterceptPunkte IP3 und IP5 als Schnittpunkte der Geraden ermittelt. Zusätzlich sind Beispiele für die Intermodulationsabstände IM3 und IM5 und der Kompressionspunkt eingezeichnet 28 . Man kann mit Hilfe der Intercept-Punkte die Amplituden der Intermodulationsprodukte und die Intermodulationsabstände für beliebige Ein- und Ausgangsamplituden im quasi-linearen Bereich berechnen: (4.172) 4

a,IPn

28 Bei Zweiton-Betrieb hat der Verstärker wegen b\ Φ C\ einen anderen Kompressionspunkt als bei Einton-Betrieb, siehe (4.155) und (4.164); nur bei kleinen Amplituden gilt C\ % b\ % a\. Deshalb wird in Darstellungen wie Abb. 4.133 meist der Verlauf der Intermodulationsprodukte bei Zweiton-Betrieb und der Verlauf des Nutzanteils bei Einton-Betrieb dargestellt. Auf die Intercept-Punkte hat das keinen Einfluß, weil zu ihrer Bestimmung die extrapolierten Werte verwendet werden.

4.2

473

Eigenschaften und Kenngrößen u a [log]

u

a.lP5

a,Komp

Abb. 4.Ί33. Intercept-Punkte am Eingang (ügjP3iügfIP5) und am Ausgang (üajP3iüajp5) und Intermodulationsabstände IM3 und IM5

IMn

V Üg )

\ÜaiNutzJ

(4.173)

Beispiel: Für die Emitterschaltung aus Abb. 4.125 erhält man mit (4.169)(4.171) und den Koeffizienten an von Seite 462 folgende Intercept-Punkte: ügyIP3 = 2,5V => üaJp3 = 11,4V

,

ügJp5 = 1,2V => wfl)/P5 = 5,4V

Sie sind immer deutlich größer als die tatsächlich auftretenden Amplituden. Für ein Zweiton-Signal mit üg = 100 mV erhält man mit (4.166) üaûtz = 460 mV, üajM3 ^ 0,7 mV und üajM5 ^ 0,024 mV, mit (4.167) IM3 ^ 6 1 0 und mit (4.168) IM5 % 19000.

Reihenschaltung von Verstärkern

Wenn man zwei Verstärker wie in Abb. 4.134 in Reihe schaltet, erhält man aus den Kennlinien ua\

= ahiugl

+ a2tiu2gl + «3,1^1 Η

4 Verstärker

474

1

1

1,2

a

a

a

a

2,1

2,2

3,1

3,2

Abb. 4.134. Reihenschaltung von zwei Verstärkern

durch Einsetzen die Kennlinie der Reihenschaltung: ua

= a xu g

+ a2u2g + a3u3g Η ϊα

α2Λ

4- α\Λα2α)

u2g

+ 2αι,ια2,ια2,2 + fli,ifl3,2) 4

(3,1

+

*"

(4.174)

Man beachte, daß bei allen Größen xn>m der Index η die Potenz innerhalb der Reihe und der Index m die Nummer des Verstärkers angibt. Klirrfaktor der Reihenschaltung: Für die Teil-Klirrfaktoren der Reihenschaltung folgt aus (4.161): \ax

Κ

Wenn man annimmt, daß sich alle harmonischen Verzerrungen addieren, d.h. alle Terme in den Klammern von (4.174) dasselbe Vorzeichen haben, kann man die Teil-Klirrfaktoren der Reihenschaltung unter Berücksichtigung von üg2 ^ |fli,i|Wgi durch die Teil-Klirrfaktoren «2,1 lg\

,

*3,1

des Verstärkers 1 und die Teil-Klirrfaktoren «1,1^2,2

«2,2

«3,2

des Verstärkers 2 ausdrücken: fc2 « fc2ji + /c2)2 fc3 w k3yl + k3a +

2k2ilk2a

k4 % fc4>i + /C4)2 + 2fc3)ifc2>2


475

Wenn alle Teil-Klirrfaktoren viel kleiner als Eins sind, kann man die Produkte aus Teil-Klirrfaktoren vernachlässigen: kl

~

λ^,ΐ ~~ f ^2,2

>

^3 ~

^3,1 + ^3,2

>

^4 ~

^4,1 + ^4,2 >

Demnach ergeben sich die Teil-Klirrfaktoren der Reihenschaltung aus der Summe der Teil-Klirrfaktoren der beiden Verstärker. Dieses Ergebnis kann man nun auf eine Reihenschaltung beliebig vieler Verstärker erweitern: Die Teil-Klirrfaktoren einer Reihenschaltung aus mehreren Verstärkern entsprechen näherungsweise der Summe der entsprechenden Teil-Klirrfaktoren der einzelnen Verstärker. Bei einer Reihenschaltung aus Μ Verstärkern gilt: kn ~

/

(4.175)

knym

J

m=l...M

Wenn bei der Reihenschaltung eine Kompensation von Harmonischen auftritt, sind die Teil-Klirrfaktoren der Reihenschaltung kleiner als die Summe; deshalb kann die Summe als Abschätzung nach oben (worst case) aufgefaßt werden. Für den Gesamt-Klirrfaktor k der Reihenschaltung, der mit (4.160) auf Seite 466 aus den Teil-Klirrfaktoren berechnet wird, kann man im allgemeinen Fall keinen einfachen Zusammenhang mit den Klirrfaktoren der einzelnen Verstärker angeben. In der Praxis ist jedoch meist ein Teil-Klirrfaktor dominierend, so daß k ^ ki oder - bei symmetrischen Kennlinien - k ^ k^ gilt; in diesem Fall kann man (4.175) anwenden und den Klirrfaktor der Reihenschaltung durch die Summe der Klirrfaktoren der einzelnen Verstärker abschätzen. Intercept-Punkte der Reihenschaltung: Aus (4.169) und (4.174) folgt für den Eingangs-Intercept-Punkt IIP3 der Reihenschaltung: 3*3,1

303

4flu

4fli >2

+

2aU2

Wenn man davon ausgeht, daß die ersten beiden Terme dasselbe Vorzeichen haben und der dritte Term vernachlässigt werden kann, weil im Zähler mit «2,1^2,2 das Produkt aus zwei vergleichsweise kleinen Größen steht, kann man diesen Ausdruck mit Hilfe des Intercept-Punkts üQ des Verstärkers 1 und des Intercept-Punkts Ug2,IP3

=

des Verstärkers 2 ausdrücken: 1

.

ι

, l A *il 2 ug2,IP

3

476

4 Verstärker

Daraus folgt mit Üal,IP3 =

\ABl\Ügijp3

,

\Aßl\ ug2,IP3

Üa2jp3 =

der Ausgangs-Intercept-Punkt OIP3: 1 1 1 ~*2

^

2~^~2

^~ ~*2

In gleicher Weise erhält man den Intercept-Punkt IP5: 1

ττη

llrf) ·

1

T4

ι

°^ T4

U

g,IP5

1^511

' T4

U

U

gUP5

g2JP5

1 U

aJP5

\ΛΒ2\ \

, U U

al,IP5

! UU

a2,IPs

Unter Verwendung der Parallelschaltungsformel - = - + c a b

=Φ c =

a\\b

erhält m a n :

ugJP3 O7P3:

Man erkennt, d a ß die Intercept-Punkte der Verstärker mit Hilfe der Betriebsverstärkungen ABI u n d A#2 auf den Ein- oder Ausgang der Reihenschaltung u m gerechnet u n d in der 2-ten bzw. 4-ten Potenz parallelgeschaltet werden. Dieses Ergebnis kann auf eine Reihenschaltung von beliebig vielen Verstärkern erweitert werden: von Verstärkern Der Eingangs-Intercept-Punkt IlPn einer Reihenschaltung wird ermittelt, indem die Intercept-Punkte der einzelnen Verstärker mit Hilfe der Betriebsverstärkungen auf den Eingang umgerechnet und in der (n-i)-ten Potenz parallelgeschaltet werden. In gleicher Weise erhält man den Ausgangs-Intercept-Punkt OlPn durch Umrechnen auf den Ausgang. Betriebsfälle bei der Ermittlung der nichtlinearen Kenngrößen

Die nichtlinearen Kenngrößen werden hier ausgehend von der BetriebsÜbertragungskennlinie, d.h. bei Betrieb des Verstärkers mit einer Signalquelle mit Innenwiderstand Rg und einer Last RL, ermittelt; dadurch beziehen sich die Größen immer auf einen bestimmten Betriebsfall und sind demzufolge keine Eigenschaften des Verstärkers allein. Diese Vorgehensweise entspricht dem Vorgehen in der Praxis, da Kenngrößen wie Klirrfaktor und Intercept-Punkte immer


477

für eine bestimmte Beschattung ermittelt werden. Im Datenblatt eines Verstärkers ist diese Beschaltung angegeben. Es gibt zwei Betriebsfälle, die besonders häufig sind: •

•

Bei Niederfrequenzverstärkern ist oft die Eingangsimpedanz viel größer als der Innenwiderstand typischer Signalquellen (re ^> Rg) und der Ausgangswiderstand viel kleiner als der Lastwiderstand (ra wobei Ζψ der Wellenwiderstand der verwendeten Leitungen ist; üblich sind Zw = 50 Ω und Zw = 75 Ω bei Koaxialleitungen und Zw = 110Ω bei verdrillten Zweidraht-Leitungen (twistedpair). Hier wird die Amplitude des Signals am Eingang und am Ausgang durch Spannungsteilung halbiert; daraus folgt: A ug

AB = - , ue = -f

Wenn man die nichtlinearen Kenngrößen nicht auf ugi sondern auf ue beziehen möchte, muß man 2nune anstelle von un einsetzen.

Literatur

[4.1] [4.2] [4.3] [4.4] [4.5]

Gray, P.R.; Meyer, R.G.: Analysis and Design of Analog Integrated Circuits, 2nd Edition. New York: John Wiley & Sons, 1984. Geiger, L.G.; Allen, P.E.; Strader, N.R.: VLSI - Design Techniques for Analog and Digital Circuits. New York: McGraw-Hill, 1990. Antognetti, P.; Massobrio, G.: Semiconductor Device Modeling with SPICE. New York: McGraw-Hill, 1988. Weiner, D.D.; Spina, J.F.: Sinusoidal Analysis and Modeling of Weakly Nonlinear Circuits. New York: Van Nostrand, 1980. Maas, S.A.: Nonlinear Microwave Circuits. Norwood: Artech House, 1988

Kapitel 5: Operationsverstärker

Ein Operationsverstärker ist ein mehrstufiger Gleichspannungsverstärker, der als integrierte Schaltung hergestellt wird. Er wird als Einzelbauteil angeboten oder als Bibliothekselement für den Enwurf größere integrierte Schaltungen. Im Grunde besteht kein Unterschied zwischen einem normalen Verstärker und einem Operationsverstärker. Beide dienen dazu, Spannungen bzw. Ströme zu verstärken. Während die Eigenschaften eines normalen Verstärkers jedoch durch seinen inneren Aufbau vorgegeben sind, ist ein Operationsverstärker so beschaffen, daß seine Wirkungsweise überwiegend durch eine äußere Gegenkopplungs-Beschaltung bestimmt werden kann. Um dies zu ermöglichen, werden Operationsverstärker als gleichspannungsgekoppelte Verstärker mit hoher Verstärkung ausgeführt. Damit keine zusätzlichen Maßnahmen zur Arbeitspunkteinstellung erforderlich werden, verlangt man ein Eingangs- und Ausgangsruhepotential von OV. Deshalb sind in der Regel zwei Betriebsspannungsquellen erforderlich: eine positive und eine negative. Derartige Verstärker wurden früher ausschließlich in Analogrechnern und zur Durchführung mathmatischer Operationen wie Addition und Intergration eingesetzt. Daher stammt der Name Operationsverstärker. 5.1

Übersicht

Operationsverstärker sind in großer Vielfalt als monolithisch integrierte Schaltungen erhältlich und sie unterscheiden sich in Größe und Preis häufig kaum von einem Einzeltransistor. Aufgrund ihrer in vieler Hinsicht idealen Eigenschaften ist ihr Einsatz jedoch einfacher als der von Einzeltransistoren. Die Stärke des klassischen Operationsverstärkern ist seine hohen Genauigkeit bei niedrigen Frequenzen. Er ist jedoch für viele Anwendungen zu langsam. Aus diesem Grund wurden Varianten entwickelt, die aufgrund einer modifizierten Architektur gute Hochfrequenzeigenschaften besitzen. Deshalb gibt es heute praktisch keinen Bereich mehr, in dem Einzeltransistoren Vorteile bieten. Wenn wir in diesem Kapitel den inneren Aufbau von Operationsverstärkern zeigen, soll das nur dazu dienen, bestimmte Eigenschaften der integrierten Schaltungen zu erklären. Schaltungsentwurf auf Transitor-Level hat seine Berechtigung nur noch zur Entwicklung integrierter Schaltungen.

480

5

u

I υ

•

— Up \

, $i

Operationsverstärker

0

Abb. 5.1. Anschlüsse eines Operationsverstärkers

Es gibt heute ein nahezu unüberschaubares Angebot an Operationsverstärkern; sie unterscheiden sich nicht nur durch ihre Daten, sondern auch in ihrem prinzipiellen Aufbau. Man kann vier Familien unterscheiden, deren innerer Aufbau und die Auswirkung auf die Kenndaten in den folgenden Abschnitten erklärt werden. In Abschnitt (5.6) werden die vier verschiedenen Varianten miteinander verglichen, um die Gemeinsamkeiten und die Unterschiede zu zeigen. Zur Berechnung von Schaltungen verwendet man Modelle, die in Zusammenhang mit dem inneren Aufbau erklärt werden. Natürlich kann man dabei nicht jeden einzelnen Transistor berücksichtigen, denn dadurch würde die Schaltungsanalyse viel zu kompliziert. Man verwendet Makromodelle, die das Verhalten der ganzen Schaltung möglichst einfach beschreiben. Je nachdem, welchen Effekt man untersuchen möchte, modelliert man nur den betreffenden Teil der Schaltung genauer. In vielen Fällen ist die Berechnung von OperationsverstärkerSchaltungen so einfach, daß man sie am schnellsten von Hand durchführt. Mit Hilfe der Makromodelle läßt sich das Verhalten einer Schaltung mit Simulationsprogrammen wie PSpice genauer studieren. Auf diese Weise erhält man schon in der Entwurfsphase Hinweise auf die Tauglichkeit einer Schaltung. Man baut die Schaltung erst dann in Hardware auf, wenn die Simulationsergebnisse zufriedenstellend sind. Abbildung 5.1 zeigt das Schaltsymbol von Operationsverstärkern. Sie besitzen zwei Eingänge - einen invertierenden und einen nicht invertierenden - und einen Ausgang. Verstärkt wird beim idealen Operationsverstärker nur die zwischen den Eingängen angelegte Differenzspannung UD = Up — U^. Man bezeichnet den nicht invertierenden Eingang als P-Eingang und kennzeichnet ihn im Schaltsymbol mit einem + Zeichen. Entsprechend ist der invertierende Eingang der N-Eingang und er erhält ein — Zeichen. Zur Stromversorgung besitzt der Operationsverstärker zwei Betriebsspannungsanschlüsse, an die eine gegen Masse positive und negative Betriebsspannung angelegt wird, um Eingangs- und Ausgangsruhepotentiale von 0V zu ermöglichen. Operationsverstärker besitzen selbst keinen Masseanschluß, obwohl die Eingangs- und Ausgansspannungen darauf bezogen werden. Übliche Betriebsspannungen sind ±15V für Universalanwendungen; heute werden vermehrt Spannungen von ±5V eingesetzt und der Trend geht zu weiterer Reduktion. Die gängige Anschlußbelegung von Operationsverstärkern ist in

5.1

481

Übersicht

A

Έ ι/ Ί\ A ΈΝ ΈΡ

+

Ν Ρ

V Ρ

Abb. 5.2. Übliche Pinbelegung von Operationsverstärkern im dual - inline - Gehäuse von oben gesehen

Abb. 5.2 dargestellt. Da man häufig mehrere Operationsverstärker in einer Schaltung benötigt, werden auch 2- und 4-fach-Operationsverstärker angeboten, mit denen man Platz und Geld sparen kann. 5.1.1 Operationsverstärker-Typen

Es gibt 4 verschiedene Typen von Operationsverstärkern, die in Abb. 5.3 zusammengestellt sind. Sie unterscheiden sich durch hoch- bzw. niederohmige Ein- und Ausgänge. Der nicht invertierende Eingang ist bei allen vier Typen hochohmig. Beim normalen Operationsverstärker (Voltage Feedback Operational Amplifier) ist auch der invertierende Eingang hochohmig, also spannungsgesteuert. Sein Ausgang verhält sich wie eine Spannungsquelle mit kleinem Innenwiderstand, er ist also niederohmig. Aus diesem Grund bezeichnet man den normalen Operationsverstärker auch als VV - Operationsverstärker, dabei steht das erste V l für die Spannungssteuerung am (invertierenden) Eingang, das zweite V für die Spannungsquelle am Ausgang. Früher gab es nur diese Ausführung und sie hat auch heute noch den größten Marktanteil und die größte Bedeutung. Die Ausgangsspannung Ua = ADUD = AD(Up - UN) (5.1) ist gleich der verstärkten Eingangsspannungsdifferenz; darin AD ist die Differenzverstärkung. Um die Schaltung stark gegenkoppeln zu können, strebt man Werte von AD = 104...106 an. Die Übertragungskennlinien idealer VV-Operationsverstärker ist in Abb. 5.4a dargestellt. Die DifferenzverStärkung dUa (5.2) AD = dUD AP ist die Steigung in dem Diagramm. Man sieht, daß Bruchteile von 1mV ausreichen, um den Ausgang voll auszusteuern. Der lineare Arbeitsbereich Ua>min < Ua < Uaymax heißt Ausgangsaussteuerbarkeit. Wenn diese Grenze erreicht ist, steigt 1 V = Voltage = Spannung

482

5

Spannungs-Ausgang


Strom-Ausgang

Normaler OPV W-OPV

Transkonduktanz-Verstärker VC-OPV

Transimpedanz-Verstärker CV-OPV

Strom-Verstärker CC-OPV

Ua = / Λ /Ζ = An

Un

Abb. 5.3. Schaltsymbole und Übertragungsgleichungen der vier Operationsverstärker

Ua bei weiterer Vergrößerung von UD nicht weiter an, d.h. der Verstärker wird übersteuert. In der Literatur verbindet man häufig mit einem idealen Operationsverstärker eine Differenzverstärkung von AD = oo; das wollen wir hier nicht übernehmen, weil das Verständnis dadurch eher erschwert wird. Der Transkonduktanz-Verstärker (Operational Transconductance Amplifier) besitzt hochohmige Eingänge wie der normale Operationsverstärker; im Gegensatz dazu ist der Ausgang jedoch ebenfalls hochohmig. Er verhält sich wie eine Stromquelle, deren Strom durch die Eingangsspannungsdifferenz UD gesteuert wird. Deshalb besitzt sein Schaltsymbol in Abb. 5.3 ein Stromquellensymbol am Ausgang. Es handelt sich hier also um einen Operationsverstärker, dessen invertierender Eingang spannungsgesteuert ist und dessen Ausgang wie eine Stromquelle wirkt, deshalb wird der Transkonduktanz-Verstärker auch als VCOperationsverstärker bezeichnet 2 . Der Ausgangsstrom Ia = SDUD = SD(Up - UN)

(5.3)

ist proportional zur Eingangsspannungsdifferenz. Die Differenzsteilheit

Äfc

(5.4) AP

gibt an, wie stark der Ausgangsstrom mit der Eingangsspannung ansteigt. Die Differenzsteilheit ist verwandt mit der Steilheit eines Transistors und wird hier auch durch einen Transistor bestimmt. Die Bezeichnung Transkonduktanz-Ver2 C = Current = Strom

5.1

483

Übersicht

J

W-OPV CV-OPV

A

10 V-

/ -100μν

y

a,max

VC-OPV CC-OPV

u

'a '

10 mA

/

100μν

/

uD

-100μν / /

-10V-

,max

/Γ 100μν

uD

^ - 1 0 mA'a,mi η

a Verstärker mit Spannungsausgang

b Verstärker mit Stromausgang

Abb. 5.4. Übertragungskennlinien von Operationsverstärkern

stärker kommt daher, daß die Transkonduktanz = Übertragungssteilheit SD das Verhalten dieses Verstärkers bestimmt. Die typische Übertragungskennlinie eines VC-Operationsverstärkers ist in Abb. 5.4b dargestellt. Man erkennt, daß auch hier sehr kleine Differenzspannungen ausreichen, um Vollaussteuerung zu erreichen. Bei den beiden Operationsverstärkern mit Strom-Eingang in Abb. 5.3 ist der invertierende Eingang niederohmig, also stromgesteuert. Dies erscheint zunächst als Nachteil, für hohe Frequenzen ergeben sich aber große Vorteile, weil dadurch, wie wir später noch sehen werden, • •

der interne Signalpfad verkürzt und die Schwingneigung reduziert wird die Verstärkung des OPV an den jeweiligen Bedarf angepaßt werden kann.

Der Transimpedanz-Verstärker (Current Feedback Amplifier) in Abb. 5.3 besitzt einen stromgesteuerten invertierenden Eingang und eine Spannungsquelle am Ausgang; deshalb handelt es sich um einen CV-Operationsverstärker. Die Ausgangsspannung Ua = ADUD

= INZ

(5.5)

kann man entweder - wie beim normalen OPV - aus der Differenzverstärkung berechnen oder aus dem Eingangsstrom Ιχ und einer internen Impedanz Z, die im Megohm-Bereich liegt. Wegen dieser charakteristischen Impedanz Ζ wird der CV-OPV auch als Transimpedanz-Verstärker bezeichnet. Der Strom-Verstärker (Diamond Transistor, Drive-R-Amplifier) besitzt einen stromgesteuerten Eingang wie der CV-OPV und einen stromgesteuerten Ausgang wie der VC-OPV. Deshalb handelt es sich hier um einen CC-Operationsverstärker. Das Übertragungsverhalten Ia = SDUD = kjIN

(5.6)

wird durch die Steilheit bestimmt. Einfacher ist es jedoch meist, mit dem Stromübertragungsfaktor (5.7)

k AP

484

5 Operationsverstärker Operationsverstärker

Führungsgröße

A1

Sollwert

Führungsgrößenformer

Regelj i +r -^ abweichung

kFue i -S

Regelstrecke

1 Ausgangsj große Ä 1

A

1

D

Istwert Regelgröße kRila

1 Regler

Abb. 5.5. Der allgemeine Regelkreis

zu rechnen, der je nach Typ zwischen fcj = 1 . . . 10 liegt. Der Strom-Verstärker wird auch als Diamond-Transistor (Markenname von Burr Brown) bezeichnet, weil er sich - wie wir in Abschnitt 5.5 noch sehen werden - in vieler Hinsicht wie ein idealer Transistor verhält. 5.1.2 Prinzip der Gegenkopplung

Die Gegenkopplung wird am Beispiel des VV-Operationsverstärkers erläutert, weil er in der Praxis am häufigsten eingesetzt wird. Man kann einen gegengekoppelten Operationsverstärker als Regelkreis betrachten und die Gesetze der Regelungstechnik auf die Schaltung anwenden. Abbildung 5.5 zeigt einen allgemeinen Regelkreis. Der Sollwert ergibt sich aus der Führungsgröße durch Bewertung mit dem Führungsgrößenformer, hier dargestellt durch die Multiplikation mit kp. Der Istwert ergibt sich aus der Ausgangsgröße durch Bewertung mit dem Regler, hier dargestellt durch die Multiplikation mit kR. Die Differenz von Sollund Istwert wird durch die Regelstrecke mit AD multipliziert. Aus der Beziehung für die Regelabweichung

uD = kFue - kRua folgen die Definitionen: und (5.8) kR = - i f r R ua=o u =o e ua Die Verstärkung des Regelkreises in Abb. 5.5 läßt sich aus d e r Beziehung Ua = ADUD u n d (5.1.2) b e r e c h n e n : A

=

Ua Ue

kFAD

(5.9)

1 + kRAj) kR In einer Operationsverstärkerschaltung realisiert der Operationsverstärker die Regelstrecke. Der Führungsgrößenformer und der Regler werden durch die äußere Beschaltung des Operationsverstärkers gebildet. Die Subtraktion erfolgt entweder durch den Differenzeingang des Operationsverstärkers oder durch die äußere Beschaltung.

5.1

485

Übersicht

AD

ι

1

ι b Nichtinvertierender Verstärker

a Regelungstechnisches Modell

Abb. 5.6. Regelungstechnische Betrachtung des nichtinvertierenden Verstärkers am Beispiel des VV-Operationsverstärkers

Der nichtinvertierende Verstärker

Wenn man im allgemeinen Regelkreis in Abb. 5.5 den Sollwert gleich der Führungsgröße macht und den Regler mit einem Spannungsteiler realisiert, ergibt sich der nichtinvertierende Verstärker in Abb. 5.6. Zur qualitativen Untersuchung des Einschwingvorgangs lassen wir die Eingangsspannung von Null auf einen positiven Wert Ue springen. Im ersten Augenblick ist die Ausgangsspannung noch Null und damit auch die rückgekoppelte Spannung. Dadurch tritt am Verstärkereingang die Spannung UD = Ue auf. Da diese Spannung mit der hohen Differenzverstärkung AD verstärkt wird, steigt Ua schnell auf positive Werte an und damit auch die rückgekoppelte Spannung kRUa; dadurch verkleinert sich UD. Die Tatsache, daß die Ausgangsspannungsänderung der Eingangsspannungsänderung entgegenwirkt, ist typisch für die Gegenkopplung. Man kann daraus folgern, daß sich ein stabiler Endzustand einstellen wird. Zur quantitativen Berechnung des eingeschwungenen Zustands geht man davon aus, daß die Ausgangsspannung so weit ansteigt, bis sie gleich der verstärkten Eingangsspannungsdifferenz ist. Ua = ADUD =

AD(UP-kRUa)

Durch Auflösen erhalten wir die Spannungsverstärkung: A =

—- = Ue

AD 1+

| kRAD

—

für

k RA D

für

kRAD

(5.10)

Darin bezeichnet man die Größe g =

kRAD

(5.11)

als die Schleifenverstärkung (Loop Gain). Wenn die Schleifenverstärkung g ^> 1 ist, kann man die 1 im Nenner von (5.10) vernachlässigen und man erhält die Verstärkung der gegengekoppelten Schaltung:

Λ- ! - £ - . + £ Ue

KR

Ki

(5.12)

486

5


Sie wird in diesem Fall also nur durch die äußere Beschaltung und nicht durch den Verstärker bestimmt. Diese Näherung kann man auch unmittelbar aus der Schaltung entnehmen, denn für große Schleifenverstärkung wird UD = 0, also UN = Ue. Dann folgt für den Gegenkopplungsspannungsteiler:

Ue =

R^TR^

Ua

** Α

=

ί

= 1+

^7

Daraus folgt die wichtigste Regel zur Berechnung von OperationsverstärkerSchaltungen: Die Ausgangsspannung eines Operationsverstärkers stellt sich so ein, daß die Eingangsspannungsdifferenz Null wird. Voraussetzung ist dabei, daß die Schleifenverstärkung groß ist und daß wirklich Gegenkopplung vorliegt und keine Mitkopplung; sonst ergibt sich ein Schmitt-Trigger wie in Kap. 6.5.2 auf S. 612 beschrieben! Ist die Schleifenverstärkung g 1 ist: g = k RAD

= ^

(5.13)

Damit der durch die Näherung in (5.12) bedingte Fehler l°/oo nicht überschreitet, ist eine Schleifenverstärkung von g = 1000 erforderlich. Wenn die gegengekoppelte Schaltung eine Verstärkung von A = 100 besitzen soll, läßt sich aus (5.13) die erforderliche Differenzverstärkung berechnen: AD = gA = 1000 · 100 = 105. Hier wird deutlich, warum man bei Operationsverstärkern eine möglichst hohe Differenzverstärkung anstrebt. Man muß vier Verstärkungen unterscheiden: AD Α g kR

Differenzverstärkung des Verstärkers, Leerlaufverst. Verstärkung der gegengekoppelten Schaltung Schleifenverstärkung g = AD/A Rückkopplungsfaktor

(open loop gain) (closed loop gain) (loop gain) (feedback factor β)

In der englischsprachigen Literatur ist noch eine weitere Verstärkung gebräuchlich: man bezeichnet den Kehrwert des Rückkopplungsfaktors als Noise Gain; sinngemäß ist das die durch die Beschaltung bestimmte Verstärkung. Die Schleifenverstärkung läßt sich auch anschaulich deuten. Dazu machen wir Ue = 0 und trennen die Schleife am Eingang der externen Beschaltung auf wie Abb. 5.7a zeigt. Dann speisen wir an der Schnittstelle ein Testsignal Us ein und messen, wie groß das Signal ist, das am anderen Ende der Trennstelle, also am VerstärkerAusgang auftritt. Wie man in Abb. 5.6 unmittelbar ablesen kann, ergibt sich: Ua = - kRADUs

= - gUs

(5.14)

Das Testsignal wird beim Durchlaufen der aufgetrennten Schleife also mit der Verstärkung g = kRAp verstärkt. Man kann die Schleife ebenso am invertierenden Eingang auftrennen und dort ein Testsignal einspeisen, siehe Abb. 5.7b.

5.1

487

Übersicht

AD UD = - AD Us

a Auftrennen am Ausgang

b Auftrennen am Eingang

Abb. 5.7. Zur Veranschaulichung der Schleifenverstärkung

Dann wird es zuerst mit AD und dann mit kR verstärkt; die Schleifenverstärkung hat aber auch in diesem Fall den Wert g — kRA^. Die Schleifenverstärkung läßt sich auch in der geschlossenen Schleife messen. Dazu legt man eine Spannung Ue an den Eingang der Schaltung und mißt UN und UD in Abb. 5.6b. Das Verhältnis dieser Spannungen ist die Schleifenverstärkung: UN

ΤΓ

=

kRUa

I T

=

kRUa

TT77~ =

kRÄD = g

(5 15)

·

Der invertierende Verstärker

Neben der Beschallung in Abb. 5.6 gibt es eine zweite fundamentale Möglichkeit, einen Operationsverstärker als Verstärker gegenzukoppeln. Dabei muß die Rückkopplung natürlich immer vom Ausgang zum invertierenden Eingang führen, damit sich eine Gegenkopplung und keine Mitkopplung ergibt. Man kann aber die Eingangsspannung statt am nichtinvertierenden Eingang am Fußpunkt des Gegenkopplungsspannungsteilers anschließen. Dann ergibt sich die in Abb. 5.8 dargestellte Schaltung. Setzt man kF und kR in (5.9) A - ^ A

-

- u~

- kFAp 1 + kRAD

RN

1+

-AD

Ri +RN Es handelt sich hier also um einen invertierenden Verstärker. Dies erkennt man auch direkt in der Schaltung, wenn man in Gedanken eine postive Eingangsspannung anlegt. Da sie über Ri auf den invertierenden Eingang gelangt, wird die Ausgangsspannung negativ. Beim idealen Operationsverstärker mit AD = oo geht die Ausgangsspannung so weit nach Minus bis UD = 0 ist; man spricht daher von einer virtuellen Masse. Ζην Berechnung der Ausgangsspannung wendet man die Knotenregel auf den invertierenden Eingang an und erhält:

5 Operationsverstärker

488

υ

4

k

~

y. J

RN

AD

\Ua

1

1

Ut

1 b Invertierender Verstärker

a Regelungstechnisches Modell

Abb. 5.8. Beschaltung eines Operationsverstärkers als invertierenden Verstärker am Beispiel des VV-Operationsverstärkers. Die hier eingetragenen Werte für kF und kR ergeben sich aus den Definitionen in (5.8)

Diese Gleichung läßt sich direkt nach Ua auflösen:

Im Vergleich zum nichtinvertierenden Verstärker in Abb. 5.5 ist die Spannungsverstärkung hier also negativ und im Betrag um 1 kleiner. Man kann die Verstärkung der Schaltung in Abb. 5.8 natürlich auch für endliche Differenzverstärkung AD berechnen. Dann muß man berücksichtigen, daß UD φ 0 ist. Aus UB +

UD

__

Ri u n d Ua = ADUD

A =

folgt RNAD

Ua Ue

=

kF

AD kRAD

(5.17)

mit dem Rückkopplungsfaktor kR = Ri/(R\ + RN)- Auch hier bestimmt die Schleifenverstärkung die Abweichung vom idealen Verhalten, denn für g = kRAD ^> 1 erhält man: A =

kp_ kR

_RN_

Rx

(5.18)

Im einfachsten Fall besteht die äußere Beschaltung lediglich aus einem Spannungsteiler, wie wir in Abb. 5.6 und 5.8 gesehen haben. Wenn man ein RCNetzwerk verwendet, entsteht ein Integrator, ein Differentiator oder ein aktives Filter. Man kann auch nichtlineare Bauelemente wie Dioden in der äußeren Beschaltung einsetzen, um Exponentialfunktionen und Logarithmen zu bilden. Diese Anwendungen werden in Kapitel 11.7 auf S. 785 beschrieben. Hier wollen wir uns auf die einfachsten ohmschen Gegenkopplungen beschränken.

5.2

Der normale Operationsverstärker (VV-OPV)

489

5.2 Der normale Operationsverstärker (W-OPV)

Wir erklären hier verschiedene Möglichkeiten für den Aufbau von Operationsverstärkern, damit der Anwender versteht, welche Auswirkungen der innere Aufbau auf die Anwendung hat. Es soll damit nicht nahegelegt werden, Operationsverstärker aus einzelnen Transisroren und Widerständen aufzubauen. Das würde nicht nur höhere Kosten verursachen, sondern auch zu deutlich schlechteren Daten führen. Damit ein Verstärker als Operationsverstärker einsetzbar ist, muß er eine Reihe von Anforderungen erfüllen, die seinen inneren Aufbau bestimmen. Allerdings gibt es heutzutage - wie Abb. 5.3 zeigt - vier verschiedene Ausführungsformen von Operationsverstärkern und innerhalb jeder Ausführungsform je nach Anwendungsgebiet verschiedene Varianten. Gemeinsam sind allen Typen die Forderungen: • Gleichspannungskopplung • Differenzeingang • Eingangs- und Ausgangsruhepotential Null Operationsverstärker kann man mit Bipolartransistoren, Feldeffekttransistoren bzw. Mosfets oder einer Kombination von beiden aufbauen. Für die folgende Darstellung werden bevorzugt Bipolartransistoren verwendet. Als Eingangsstufe wird meist ein Differenzverstärker eingesetzt, weil sich dabei die Basis-Emitterspannungen kompensieren, auch ihre Temperaturabhängigkeit. Wenn man zur Verstärkung npn-Transistoren einsetzt, ist das Ausgangspotential einer Verstärkerstufe positiv gegenüber dem Eingangspotential. Damit das Ausgangsruhepotential Null wird, muß man mindestens an einer Stelle des Verstärkers eine Potentialverschiebung nach Minus vornehmen. Dazu gibt es im wesentlichen verschiedene Möglichkeiten, von denen wir die beiden wichtigsten in Abb. 5.9 zusammengestellt haben. • Z-Dioden in Abb. 5.9a schwächen das Nutzsignal wegen ihres niedrigen dynamischen Innenwiderstandes praktisch nicht ab. Allerdings muß ein ausreichender Strom durch die Z-Diode fließen damit ihr Rauschen nicht stört. Man kann sie daher im allgemeinen nur nach Emitterfolgern einsetzen. Nachteilig ist auch, daß der Betrag der Potentialverschiebung fest liegt und sich nicht an die Betriebsspannung anpaßt. Ein Vorteil ist jedoch, daß man lediglich npn-Transistoren benötigt; deshalb ist diese Methode für Hochfrequenzverstärker besonders geeignet. • Komplementäre Transistoren in Abb. 5.9b stellen die einfachste und eleganteste Art dar, die Potentialverschiebung einer Verstärkerstufe mit der nachfolgenden zu kompensieren. Meist werden die pnp Transistoren in Form von Stromspiegeln gemäß Abb. 4.64 auf S. 378 eingesetzt. Nachteilig ist hier jedoch, daß pnp-Transistoren in integrierten Schaltungen häufig deutlich schlechtere Transitfrequenzen besitzen. Erst in neueren, aufwendigeren Herstellungsprozessen ist es möglich, gleichwertige pnp-Transistoren herzustellen.

490

5 Operationsverstärker

a Z-Diode

b Komplementäre Transistoren

Abb. 5.9. Methoden zur PotentialVerschiebung

5.2.1 Das Prinzip

Der VV-Operationsverstärker besitzt einen spannungsgesteuerten, also hochohmigen Eingang und einen niederohmigen Ausgang. Deshalb bietet es sich an, am Eingang einen Differenzverstärker und am Ausgang einen Emitterfolger einzusetzen. Damit erhält man den einfachsten VV-Operationsverstärker, wie er in Abb. 5.10 dargestellt ist. Die Schaltung wurde lediglich noch um eine Z-Diode am Ausgang erweitert, um das Ausgangsruhepotential auf 0V herunterzusetzen. Operationsverstärker sollten drei Bedingungen erfüllen: • • •

Gleichtaktaussteuerbarkeit: bis dicht an die Betriebsspannungen; Ausgangsaussteuerbarkeit: bis dicht an die Betriebsspannungen; Differenzverstärkung: möglichst groß: AD = 104 . . . 106.

Die positive Grenze der Gleichtaktaussteuerbarkeit (s. Kapitel 4.1.3 auf S. 368) ist in Abb. 5.10 bei UN = UP = UGi = 7,5V erreicht, da sonst die KollektorBasisdiode von T2 leitend wird. Die negative Grenze wird durch die Stromquelle Jo bestimmt. Wenn man einen minimalen Spannungsabfall von IV annimmt, darf das Emitterpotential des Differenzverstärkers bis auf— 14V absinken. Daraus ergibt sich eine minimale Gleichtaktspannung von —13,4V. Zusammenfasssend läßt sich die Gleichtaktaussteuerbarkeit also als Ungleichungskette darstellen: -13,4V ges einsetzen. Wenn die Stromquellen ideal sind, ist nur rC£4 zu berücksichtigen, da der Eingangswiderstand des Emitteerfolgers im unbelasteten Fall unendlich groß ist:

Zur Berechnung der Differenzverstärkung kann man aber auch gemäß Abb. 5.12 von zwei Verstärkerstufen ausgehen. Die erste wird durch den Differenzverstärker mit der Transdiode T3 als Kollektorwiderstand gebildet. Sie besitzt die Verstärkung Ä2

= v~ Ζ ΐ$

=

(5 20)

\TTT- = \ Ζ Uj

iC3

·

^

da die beiden Kollektorströme gleich groß sind. Die zweite Verstärkerstufe wird durch den in Emitterschaltung betriebenen Transistor T4 gebildet mit der Spannungsverstärkung 7 _ TT. innv A4 = S4rC£4 = - = μ = ^ ^ = 3846 (5.21) wenn man den Innenwiderstand der Stromquellen als unendlich annimmt. Daraus ergibt sich für den ganzen Operationsverstärker eine Differenzverstärkung von AD = 1923, in Übereinstimmung mit (5.19).

1 Abb. 5.12. Modell des Verstärkers in Abb. 5.11 für zweistufige Verstärkung

5.2

493

Der normale Operationsverstärker (VV-OPV) + 15V

14,4 V 13,8 V

Φ

1mA 360°> · · · Phasenbedingung erfüllt ist. Sie besteht aus zwei Teilen: der Amplituden- und der Phasenbedingung. Nur, wenn beide erfüllt sind, gibt es eine Schwingung mit konstanter Amplitude. Dieser Fall ergibt sich in Abb. 5.32, wenn man den Verstärker auf die Verstärkung A2 = 1000 gegenkoppelt. Dann ist bei der Frequenz /i 8 0 die

-Ο

|

ι

02

mA Τ

•

1ΜΩΤ fg1=

ι

16pF

10 kHz

Differenzverstärker

-ι-

T

Ι

<j>

5

fg2=

100 kHz

Darlingtonschaltung

fg3=

1 MHz

pnp-Transistor

Abb. 5.31. Die 3 wichtigsten Grenzfrequenzen in einem Operationsverstärker der 741-Klasse

5.2

Der normale Operationsverstärker (VV-OPV)

511

=1

Abb. 5.32. Bode-Diagramm eines unkorrigierten Operationsverstärkers der 741-Klasse

Schleifenverstärkung |fc||AD| = 1. Die Schleifenverstärkung läßt sich im BodeDiagramm direkt ablesen. Wegen g = kAD = AD/A ist in der logarithmischen Darstellung lg g = lg AD — lg Α, die (logarithmische) Schleifenverstärkung also gleich dem Abstand zwischen Differenzverstärkung und gegengekoppelter Verstärkung 5 . Man erkennt in Abb. 5.32, daß dieser Abstand mit zunehmender Frequenz abnimmt und am Schnittpunkt mit der eingestellten Verstärkung Null wird; an diesen Punkten ist also g = 1. Ist bei erfüllter Phasenbedingung kAD > 1, entsteht eine Schwingung mit ansteigender Amplitude. Die Schwingungsamplitude wächst in diesem Fall bis der Verstärker übersteuert wird. Ist kAß < 1, erhält man eine gedämpfte Schwingung. Dies ist der einzig interessante Fall für einen Verstärker. Er tritt in unserem Beispiel ein, wenn die durch Gegenkopplung eingestellte Verstärkung größer als 1000 ist z.B. Ai = 10.000. Bei der Frequenz fm ist dann g = kAD = 1/10; die Schleifenverstärkung liegt also um einen Faktor 10 unter dem Schwingfall. Man spricht deshalb auch von einer Verstärkungsreserve von 10; das bedeutet: man kann die Schleifenverstärkung noch um einen Faktor 10 erhöhen, bevor eine ungedämpfte Schwingung einsetzt. Gebräuchlicher ist es, bei erfüllter Amplitudenbedingung g — kAD = 1 anzugeben, wie groß der Abstand der Phasenverschiebung zu —180° ist. Die Größe a = 180° - =

-

rD

=

538

5 Operationsverstärker Faktor A A

1 mV 3,3 mV

A

10 mV

10 ,/~ r„la

1 mV

y /

vi/

'B 80 nA

1GßU

A — 1 + R/j/ Ri~

it

100 μν

330 μν

1 mV

0V 1 0.1Ω

1.5 mV

1ΜΩ " / η

Ό

ά)

20ηΑ7\

opt

Urd

{ 10nV/2pA = 5 kQ

für

μΑ741

(5.72)

hd \ lnV/2pA = 0,5kΩ für AD797 Es gibt systematische Unterschiede im Rauschverhalten bei den verschiedenen Technologien für den Aufbau des Eingangsdifferenzverstärkers. Abbildung 5.65 zeigt einen Vergleich. Operationsverstärker mit Bipolartransistoren am Eingang besitzen die niedrigste Rauschspannung, die bei guten Typen lediglich 1 nV/ VHz beträgt. Sperrschichtfets am Eingang besitzen Rauschspannungen, die selbst bei guten Typen deutlich größer sind. Bei CMOS-Operationsverstärkern ist die Rauschspannung am größten; dafür besitzen sie das niedrigste Stromrauschen zumindest bei hohen Frequenzen. Bei niedrigen Frequenzen sind Sperrschichtfets überlegen. Unterhalb einer bestimmten Frequenz steigt sowohl das Spannungs- als auch das Stromrauschen an, wie Abb. 5.65 zeigt. Da die Rauschdichte hier umgekehrt proportional zur Frequenz ist, wird dieses Rauschen als 1//-Rauschen bezeichnet. Die Frequenz, bei der es in das weiße Rauschen übergeht, ist bei CMOS-Operationsverstärkern deutlich höher als bei Typen mit Bipolartransistoren oder Sperrschichtfets am Eingang. Üblicherweise wird in den Datenblättern die Rauschdichte im Bereich des weißen Rauschens angegeben; das ist der Bereich, in dem die Rauschdichte frequenzunabhängig ist. Wenn man sich für den Beitrag der Rauschspannung interessiert, der im 1//-Bereich liegt, muß man über die Rauschdichte integrieren; man erhält dann: Ur = Urd

IT

=

fmax ' 'ΓΙ .

fgI In

Jm

r \Jmax

jmin)

(fmax ~ fmin)

(5.73)

(5.74)

Darin sind fmax und /„,·„ die Grenzfrequenzen des interessierenden Bereichs und fgu, fgi die Grenzfrequenzen des 1// Rauschens. Sie sind als Beispiel für

5.3 Der Transkonduktanz-Verstärker (VC-OPV)

545

das Stromrauschen des CMOS-Operationsverstärkers in Abb. 5.65 eingezeichnet. Hier ergibt sich im Frequenzbereich von lOOHz bis lOOkHz ein Rauschstrom von: Ir = 0,01

fA

1MHz In

10

° H Z + (100kHz - lOOHz) = 26 pA lOOHz

5.3

Der Transkonduktanz-Verstärker (VC-OPV) Ein Transkonduktanzverstärker (Operational Transconductance Amplifier OTA) unterscheidet sich von einem konventionellen Operationsverstärker dadurch, daß er einen hochohmigen Ausgang besitzt; sein Ausgang verhält sich wie eine Stromquelle wie wir in der Übersicht in Abb. 5.3 gesehen haben. Man kann jeden VVOperationsverstärker in einen VC-Operationsverstärker umwandeln, indem man den Emitterfolger am Ausgang wegläßt [5.7], 5.3.1 Innerer Aufbau

Zur einfachsten Schaltung eines VC-Operationsverstärkers gelangt man, wenn man von Abb. 5.11 ausgeht und dort den Emitterfolger wegläßt. Dann ergibt sich die Schaltung in Abb. 5.66. Die charakteristische Größe ist hier die Übertragungssteilheit, die Transkonduktanz (Transconductance), deren Größe man am Modell direkt ablesen kann: D

.. ]q_ .. u ... J_ ... I s ... I A "

UD

" UD

"

2 rs

"

2

"

(5.75)

2 UT

Wenn man den Ausgang offen läßt, fließt der Strom Iq durch den Ausgangswiderstand YCEA und bewirkt die Leerlaufspannungsverstärkung: Ua Iq 1 IoUA 1 100V = -rCE4 = SDrCE4 = - - = - , + 15V

Abb. 5.66. Einfacher VC-Operationsverstärker. Die eingetragenen Werte gelten für Jo = 1mA

5

546


+ 15V

-15V

Abb. 5.67. Schematischer Aufbau des CA3080 von Harris. Die Schaltung wird auch als Operational Transconductance Amplifier - OTA - bezeichnet.

also derselbe Wert wie beim VV-Operationsverstärker in Abb. 5.11. Wie groß die Spannungsverstärkung bei angeschlossener Last ist, hängt natürlich stark von der Größe des Lastwiderstandes ab, da der Ausgang hier mit lOOkH sehr viel hochohmiger ist als beim VV-Operationsverstärker wo er l k ü und weniger beträgt. Bei hochohmigen Lasten, bei denen sich eine ausreichende Differenzverstärkung ergibt, verhalten sich die VC-Operationsverstärker fast genauso wie VV-Operationsverstärker. Bei der praktischen Ausführung der Schaltung in Abb. 5.67 nutzt man beide Ausgangsströme des Eingangsdifferenzverstärkers aus, um auch die untere Stromquelle am Ausgang zu steuern. Dadurch erhält man nicht nur die doppelten Ausgangsströme, sondern auch eine stark verbesserte Nullpunktstabilität, da sich hier die Ruheströme Io am Ausgang genau aufheben. Eine Besonderheit besteht hier darin, daß der Anwender den Strom Jo vorgeben kann. Dazu dient im einfachsten Fall der Widerstand R$t, an dem eine Spannung abfällt, die um 0,6V kleiner ist als die negative Betriebsspannung. Um einen Nennstrom von ISt = 0,5mA einzustellen, ist daher ein Widerstand 14 4 V

RSt = -j—

= 28,8kO

0,5mA erforderlich. Der maximale Ausgangsstrom beträgt dann /fl)max = ht — 2I0 = 0,5mA. Mit dem Strom ISt läßt sich die Steilheit der Schaltung gemäß (5.75) einstellen und damit auch ihre Spannungsverstärkung. Wenn man einen Lastwiderstand RL anschließt, der klein gegenüber dem Ausgangswiderstand der Schaltung ist, ergibt sich Ua = SDRLUD =

RL

2UT

ktUD

5.3 Der Transkonduktanz-Verstärker (VC-OPV)

547

+ 5V

-5V

Abb. 5.68. Beispiel für einen modernen VC-Operationsverstärker mit dem (z.B. MAX436). Die Schaltung wird auch als Wideband Transconductance Amplifier - WTA - bezeichnet. In Klammern ist der Fall Iq > Io angegeben

Diese Eigenschaft läßt sich dazu ausnutzen, zwei Spannungen zu multiplizieren, wenn man den Strom ISt proportional zu einer zweiten Eingangsspannung macht. Im Zusammenhang werden solche Schaltungen in Kap. 11.8.2 auf S. 801 beschrieben. Wegen seiner veralteten Technologie und der kleinen Ausgangsströme hat der CA3080 heute keine praktische Bedeutung mehr. Mit dem MAX436 von Maxim bzw. dem OPA660 von Burr Brown gibt es jedoch moderne Nachfolger, die im Gegentakt-AB-Betrieb arbeiten und daher entspechend große Ausgangsströme liefern können. Die Schaltung in Abb. 5.68 ergibt sich, indem man von dem VVOperationsverstärker in Abb. 5.28 ausgeht und die Impedanzwandler-Endstufe wegläßt. Der besondere Vorteil dieser Schaltung besteht darin, daß sie auch für Ströme Iq > 2IQ funktioniert, wenn die obere bzw. untere Hälfte der Schaltung sperrt. Bei den neueren Typen hat der Anwender die Möglichkeit, die Steilheit mit dem Emitterwiderstand RE zu reduzieren. Abbildung 5.69 zeigt, daß dieser Widerstand in Reihe mit den Steilheitswiderständen der Eingangstransistoren liegt.

0,15 Ω

Abb. 5.69. Modell des MAX436

548

5 Der Operationsverstärker

300 Ω

Abb. 5.70. Einsatz eines VC-Operationsverstärkers zum Treiben von Koaxialleitungen

Wenn man außerdem berücksichtigt, daß die Stromspiegel beim MAX436 ein Übersetzungsverhältnis von k\ — 8 besitzen, erhält man für die Steilheit der Schaltung: kl

l

_± -. bll

s D

''

UD

UD

2rs + R

- hl E

^ R E

Die Spannungsverstärkung der Schaltung ergibt sich in Verbindung mit einem Lastwiderstand: A = SD (RL\\ra) = ^(RL\\ra)

«

kj - ^

Da sich durch die Stromgegenkopplung mit RE jede beliebige Verstärkung einstellen läßt, verzichtet man auf eine zusätzliche Spannungsgegenkopplung. Man sieht, daß alle hier gezeigten VC-Operationsverstärker am Ausgang mit Transistoren in Emitterschaltung arbeiten, um einen hohen Ausgangswiderstand zu erreichen. Daher ist hier im Prinzip keine besondere Schaltung wie bei den VV-Operationsverstärker in Abschnitt 5.2.5 erforderlich, um einen Rail-to-Rail Ausgang zu realisieren. Die handelsüblichen VC-Operationsverstärker besitzen jedoch teilweise Wilson-Stromspiegel, die einen minimalen Spannungsabfall von 0,8V erfordern siehe Kapitel 4.1.1 auf S. 335. 5.3.2 Typische Anwendung

VC-Operationsverstärker eignen sich besonders zum Treiben von Koaxialleitungen. Dabei geht man davon aus, daß ihr Ausgangswiderstand groß gegenüber dem Wellenwiderstand der Leitung ist. Dann kann man die Leitung, wie Abb. 5.70 zeigt, an beiden Enden parallel mit dem Wellenwiderstand terminieren. Der Verstärker wird hier lediglich mit Stromgegenkopplung durch RE betrieben. Für die Ausgangsspannung erhält man: TT

!

Ι

rp

kl

λ

R w

TT

KE

Damit Ua = Ue wird, muß man dem Stromgegenkopplungswiderstand den Wert RE = ki Rw/2 geben. Der Vorteil der hier vorliegenden Parallel-Terminierung besteht darin, daß die Spannung am Koaxkabel genauso groß ist wie die Ausgangsspannung des Verstärkers. Besonders bei niedrigen Betriebsspannungen ist das ein Vorteil gegenüber der Serien-Terminierung bei niederohmigen Ausgängen,

5.4

549

Der Transimpedanz-Verstärker (CV-OPV) Α ι,

MAX 436 k, = 8

10-1 --

"'Ά

/ ι

1k

^

10 k 100 k 1M 10 Μ 100 Μ //Hz

Abb. 5.71. Passiver Bandpaß mit entkoppelten Grenzfrequenzen

weil dort der Verstärker die doppelte Spannung aufbringen muß. Daß der Verstärker hier den doppelten Strom bereitstellen muß, ist bei niedrigen Betriebsspannungen meist kein Problem. Eine andere typische Anwendung zeigt das Bandpaßfilter in Abb. 5.71. Auch hier wird der VC-Operationsverstärker über den Emitterwiderstand mit einer definierten Steilheit betrieben. Im Unterschied zu den bisherigen Schaltungen wird hier jedoch ein komplexer Emitterwiderstand eingesetzt, um einen Hochpaß zu erhalten. Das #C-Glied am Ausgang wirkt als Tiefpaß. Die beiden Grenzfrequenzen sind durch den Verstärker entkoppelt: f

=

2nRECE

ff

Jo Jo

=

2nRaCa

Die Verstärkung bei mittleren Frequenzen beträgt A = kj RÜ/RE* Die kapazitive Last am Ausgang ist hier unkritisch, da die Schaltung keine Spannungsgegenkopplung besitzt. Aber selbst bei Spannungsgegenkopplung sind VC-Operationsverstärker robust gegen kapazitive Lasten, da hier der Hochimpedanzpunkt, der die niedrigste Grenzfrequenz besitzt, am Ausgang liegt. Eine Lastkapazität verringert die Grenzfrequenz und verbessert dadurch die Stabilität der Schaltung. 5.4 Der Transimpedanz-Verstärker (CV-OPV)

Ein Transimpedanzverstärker unterscheidet sich von einem konventionellen Operationsverstärker dadurch, daß sein invertierender Eingang niederohmig ist; dieser Eingang ist also stromgesteuert, wie wir in der Übersicht in Abb. 5.3 gesehen haben. Aus diesem Grund bezeichnet man den Transimpedanz-Verstärker auch als CV-Operationsverstärker. 5.4.1 Innerer Aufbau

Die einfachste Ausführung eines CV-Verstärkers ist in Abb. 5.72b dargestellt, daneben ein normaler VV-Verstärker zum Vergleich. Man kann den Transistor T\ des Differenzverstärkers beim VV-Operationsverstärker als Impedanzwandler für den invertierenden Eingang auffassen. Beim CV-Operationsverstärker läßt


550 5V

+ 5V

/o lo

t i

vT/

vT/

+

/ψ Ό vT/

1 Ό vT/

vT/

'Λ ν"

Abb. 5.72. Vergleich eines VV-Operationsverstärkers mit einem CV-Operationsverstärker. Der Strom Iq ist nicht der Basisstrom von T5, sondern der Signalstrom, der die Spannungsverstärkung an diesem Punkt bestimmt. Der Emitterstrom wurde in zwei Hälften geteilt, um die Stromdifferenz Iq einzeichnen zu können. In dieser und den folgenden Schaltungen kann man ebenso gut einen gemeinsamen Emitterstrom der Größe 4 = 2J0 einsetzen

man ihn weg; auf diese Weise ergibt sich ein niederohmiger invertierender Eingang. Allerdings muß man dann die Emitter-Basisspannung von T2 an anderer Stelle kompensieren. Diese Aufgabe übernimmt der pnp-Transistor am nichtinvertierenden Eingang. Beim CV-Operationsverstärker verwendet man also statt des npn-Emitterfolgers am Emitter von T2 einen pnp-Emitterfolger an der Basis. Die Transistoren T\ und T2 bilden einen Spannungsfolger, der vom nichtinvertierenden zum invertierenden Eingang führt. Er besitzt den Ausgangswiderstand rs = l/S. Die Signale, die man am nichtinvertierenden Eingang anlegt, werden nach Impedanzwandung an den invertierenden Eingang übertragen. Daher wird die Spannungsdifferenz zwischen den Eingängen durch die Konstruktion der Schaltung zu Null und nicht erst durch die äußere Gegenkopplung, wie beim VV-Operationsverstärker. Wegen dieser Eigenschaft zeigt das kleine zusätzliche Verstärker-Symbol vom nichtinvertierenden zum invertierenden Eingang des Schaltsymbols in Abb. 5.73. Ungewöhnlich ist die Stromsteuerung des invertierenden Eingangs. Wenn in Abb. 5.72b der Strom Iq fließt, erhöht sich der Strom durch T2. Diese Erhöhung wird mit dem Stromspiegel übertragen und nach Abzug des Stroms Io bleibt der Strom Iq übrig. Dieser Strom ist nicht der Basisstrom von T5, der hier vernachlässigt wird, sondern der Strom, der an dem Innenwiderstand der Schaltung TCE die Spannungsverstärkung bewirkt. Die Funktionsweise läßt sich gut an dem Modell in Abb. 5.73 verstehen. Daher ergibt sich die Ausgangsspannung Ua = LZ

=

5.4

Der Transimpedanz-Verstärker (CV-OPV)

551

1 b Modell

a Schaltsymbol

Abb. 5.73. Schaltsymbol und Modell eines CV-Operationsverstärkers. Die eingetragenen Werte gelten für einen Wert von Jo = 1mA.

Daraus folgt die Spannungsverstärkung bei unbelastetem Ausgang: Ζ

Ua AD=

Ü»

=

7s

rcEA

=

V

UA

=

Ϊ*

100V =

^ v

= 3846

Darin ist Ζ die Transimpedanz, nach der diese Verstärker benannt werden. Je höher sie ist, desto größer wird auch die Differenzverstärkung. Schaltungstechnisch handelt es sich um den Innenwiderstand am Hochimpedanzknoten, hier am Kollektor von T4. Zur Gegenkopplung wird wie beim VV-Operationsverstärker beim CV-Operationsverstärker ein Teil der Ausgangsspannung über einen Spannungsteiler auf den invertierenden Eingang rückgekoppelt. Hier reduziert jedoch sein Innenwiderstand, der im Modell in Abb. 5.73 als RE dargestellt ist, die Spannungsverstärkung des Operationsverstärkers: AB =

Up

(5.76)

Man sieht in Abb. 5.72, daß der Strom Iq große positive Werte annehmen kann, die über den Stomspiegel an den Ausgang übertragen werden. Negative Ströme dürfen dagegen nicht größer als /0 werden, da sonst der Transistor T\ sperrt, und als Folge davon, auch der Stromspiegel. Um bei kleinen Ruheströmen große Signalströme mit beliebiger Polarität verarbeiten zu können, ergänzt man die Schaltung symmetrisch gemäß Abb. 5.74 und setzt Gegentakt-AB-Betrieb ein. Die Schaltung entspricht dem VV-Operationsverstärker im AB-Betrieb in Abb. 5.28; hier wurde lediglich der Impedanzwandler am invertierenden Eingang weggelassen. CV-Operationsverstärker werden immer im Gegentakt-AB-Betrieb (current on demand) aufgebaut. Das Prinzip des CV-Operationsverstärkers wurde zuerst von Comlinear in Hybridschaltungen eingesetzt. Sie waren naturgemäß teuer; daher wurden sie nur in Spezialfällen eingesetzt. Große Verbreitung haben die Verstärker erst gefunden, seitdem es monolithische Typen gibt, die nicht mehr kosten als normale Operationsverstärker; so wurde der EL2030 von Elantec zum Industriestandard. Allerdings setzt das einen Technologie voraus, mit der sich auch pnp-Transistoren mit guten Hochfrequenzeigenschaften herstellen lassen. Die Spannungsverstärkung, die sich aus (5.76) ergibt, ist meist nicht ausreichend, da sie durch den Innenwiderstand RE, der durch den Gegenkopplungsspannungsteiler gebildet wird, noch reduziert wird. Um die Spannungs-


552

-5V Abb. 5.74. Praktische Ausführung eines CV-Operationsverstärkers im Gegentakt-AB-Betrieb. In Klammern sind die Verhältnisse für große Ströme Iq > Io eingetragen. Operationsverstärkermit komplementären Stromspiegeln werden als Nelson-Verstärker bezeichnet.

Verstärkung zu erhöhen, ist es auch hier üblich, den Innenwiderstandes am Hochimpedanzpunkt zu erhöhen. Dies ist gleichbedeutend mit der Erhöhung der Transimpedanz Z. Dazu kann man wie beim VV-Operationsverstärker in Abb. 5.25 bessere Stromspiegel einsetzen; in Abb. 5.75 werden deshalb KaskodeStromspiegel verwendet. Dadurch erhöht sich der Innenwiderstand gemäß (4.27) am Hochimpedanzpunkt um die Stromverstärkung β der Transistoren. Um diesen Faktor steigt auch die Differenzverstärkung in (5.76): AB

=

Ζ

1

ßrCE

(5.77)

Der Faktor 1/2 berücksichtigt die Tatsache, daß am Hochimpedanzpunkt zwei gleichartige Stromquellen parallel geschaltet sind. Ein Nachteil der KaskodeStromquellen besteht darin, daß die Gleichtakt- und Ausgangsaussteuerbarkeit um 0,6V reduziert wird. Bei einer Betriebsspanung von ±5V beträgt sie nur ±3,6V.

5.4 Der Transimpedanz-Verstärker (CV-OPV)

553

+ 5V

-5V Abb. 5.75. Erhöhung der Spannungsverstärkung eines CV-Operationsverstärker durch Kaskode-Stromspiegel

5.4.2 Frequenzverhalten

Transimpedanz-Verstärker werden nur in Anwendungen eingesetzt, in denen es auf hohe Bandbreite bzw. kurze Anstiegszeiten ankommt. Neuerdings gibt es aber auch Breitband-VV-Operationsverstärker, die in derselben Technologie hergestellt werden und im AB-Betrieb arbeiten wie in Abb. 5.28 gezeigt. Um die Unterschiede zu erklären haben wir in Abb. 5.76 beide Verstärker gegenüber gestellt. Der wesentliche Unterschied wird im Modell ersichtlich: beim CV-Operationsverstärker fehlt der Impedanzwandler am invertierenden Eingang. Die Steilheit der Eingangsstufe wird hier deshalb vom Widerstand am invertierenden Eingang bestimmt: S = -± = Ue

1

1

VV-Operationsverstärker ohne Gegenkopplung

'.$

1 1

Z=R\

R

sC

HF 1

1 + sRC

sC

Ausgangsspannung_£/a = / Q Z =-^- Ζ = ADUe Ua ζ Verstärkung AD — — =

=

Rl 2rs 1 + sRC

)0

Fallunterscheidung AD =

Grenzfrequenz f9 =

— 2srsC

mit Gegenkopplung

ι

_R ~2Γ ς

Transitfrequenz fT =

fürf>>fn 9

Ί 2nRC 1

4nrsC

\ J ^ T S

Rückkopplungsfaktor k =• Ua Verstärkung^ =~=r = Ue 1 + kAD

λ+k

λ+k

1 + 2rs (kZ)

1 + 2s rs C/k

Schleifenverstärkung DO 90

-

Fallunterscheidung A =

2srsC

= - i—

fürf>>f„ Grenzfrequenz

Transitfrequenz fT=-

f9 -

• = const

9

k

4nrsC

Ao

Frequenzgang A k 10'

Λ

1k

10k

100k

1M

V>

*N

/teilkompensiert

10 Μ

100 Μ

1G'

Abb. 5.76. Gegenüberstellung von VV- und CV-Operationsverstärker

flHz

CV-Operationsverstärker ohne Gegenkopplung + o-

'*Φ

1 uD~o

\R =FC

R

HF 1

1 + s/?C Ausgangsspannung Ua = I Z_ =

sC

^ o

I\\RN

1 Grenzfrequenz föQ = J2u/?C

iürf

/ •

\UQ

1 Abb. 6.46. Multivibrator mit Komparator Schwingungsdauer: T = 2RC\n(l + 2Rl/R2)

•

"

/

/

Abb. 6.47. Spannungsverlauf im Multivibrator

616

6 Kippschaltungen

den Anfangszustand zurück. Der Spannungsverlauf ist in Abb. 6.47 eingezeichnet. Nach Abb. 6.38 auf S. 612 lauten die Triggerpegel für Ua max = —Ua min = Umax: und Ue aus ~

^^max

mit α = # i / ( # i + #2).

Aus der Schaltung können wir direkt die Differentialgleichung für V^ entnehmen: ±Umax - VN

dt RC Mit der Randbedingung VN(t = 0) = Uee-m = —aUmax erhalten wir die Lösung: VN(t) = L/ max [l- α + α ) β " * ] Der Triggerpegel Ueaus = aUmSLX wird nach der Zeit 1 - α

erreicht. Die Schwingungsdauer ist demnach: 2R \ 1 + —- 1 R2 ) Für R\ — R2 wird die Schwingungsdauer: Τ = 2RCln3 ^ 2,2#C

(

(6.5)

Multivibrator mit Präzisions-Schmitt-Trigger

Die Frequenzstabilität des Multivibrators in Abb. 6.46 läßt sich verbessern, wenn man den Präzisions-Schmitt-Trigger von Abb. 6.44 einsetzt. Die resultierende Schaltung ist in Abb. 6.48 dargestellt. Der umrahmte Teil stellt den integrierten Timer NE 555 dar, der für niedrige Frequenzen die einfachste Lösung bietet. Je nach äußerer Beschaltung läßt er sich als Multivibrator (Abb. 6.48), Univibrator (Abb. 6.50) und als Präzisions-Schmitt-Trigger (Abb. 6.44) betreiben. Durch den internen Spannungsteiler R werden die Umschaltschwellen auf die Werte \V+ bzw. | y + festgelegt. Sie lassen sich mit Hilfe des Anschlusses 5 in gewissen Grenzen variieren. Wenn das Kondensatorpotential die obere Umschaltschwelle überschreitet, wird R = L (low). Die Ausgangsspannung des Flip-Flops geht in den L-Zustand, und der Transistor Τ wird leitend. Der Kondensator C wird dann über den Widerstand R2 entladen, bis die untere Umschaltschwelle \V+ erreicht ist. Dabei vergeht die Zeit: t2 = R2C\n2^0y693R2C Beim Unterschreiten der Schwelle wird S = L, und das Flip-Flop kippt zurück. Die Ausgangsspannung geht in den Η (high)-Zustand, und der Transistor Τ sperrt. Die Aufladung des Kondensators erfolgt über die Reihenschaltung der

6.5 Kippschaltungen mit Komparatoren

617

_J Abb. 6.48. Multivibrator mit Timer Schwingungsdauer: Τ = (RY + 2# 2 )Cln2 % 0,7(#i + 2R2)C

Widerstände geht die Zeit:

und # 2 . Bis zum Erreichen der oberen Umschaltschwelle ver+R2)CIn 2

R2)C

Damit erhalten wir die Frequenz: f

l

-

1,44

Der Spannungsverlauf ist in Abb. 6.49 aufgezeichnet. Mit Hilfe des ResetAnschlusses 4 kann man die Schwingung anhalten. Wenn man über den Anschluß 5 eine Spannung einspeist, kann man die Trigger-Pegel verschieben. Auf diese Weise läßt sich die Aufladezeit t\ und damit die Frequenz des Multivibrators verändern. Ändert man das Potential V5 = | um den Wert AV5, ergibt sich die relative Frequenzänderung: /

' ' R+2R

' y+

1

Abb. 6.49. Spannungsverlauf beim Timer als Multivibrator

618

6 Kippschaltungen

lEHj—>

Abb. 6.50. Univibrator mit Timer Einschaltdauer: i1=Ä1

Bei nicht zu großem Spannungshub erhält man eine Frequenzmodulation mit passabler Linearität. 6.5.4 Univibratoren

Der Timer 555 läßt sich auch vorteilhaft zur Erzeugung von Einzelimpulsen verwenden. Man kann damit Schaltzeiten von einigen μς bis zu einigen Minuten realisieren. Die entsprechende Beschaltung ist in Abb. 6.50 dargestellt. Wenn das Kondensatorpotential die obere Umschaltschwelle überschreitet, wird das Flip-Flop zurückgesetzt, d.h. die Ausgangsspannung geht in den LZustand. Der Transistor Τ wird leitend und entlädt den Kondensator. Da der untere Komparator nicht mehr am Kondensator angeschlossen ist, bleibt dieser

Abb. 6.51. Spannungsverlauf beim Univibrator

6.5 Kippschaltungen mit Komparatoren

619

Zustand erhalten, bis das Flip-Flop durch einen L-Impuls am Trigger-Eingang 2 gesetzt wird. Die Einschaltdauer ist gleich der Zeit, die das Kondensatorpotential benötigt, um von Null auf die obere Umschaltschwelle |V + anzusteigen. Sie beträgt: Trifft während dieser Zeit ein neuer Triggerimpuls ein, bleibt das Flip-Flop gesetzt. Er wird also ignoriert. Abbildung 6.51 zeigt den Spannungsverlauf. Das Entladen des Kondensators C nach Ablauf der Schaltzeit geht nicht beliebig schnell vor sich, da der Kollektorstrom des Transistors begrenzt ist. Die Entladezeit wird als Erholzeit bezeichnet. Trifft während dieser Zeit ein TriggerImpuls ein, verkürzt sich die Schaltzeit. Sie ist dann also nicht mehr genau definiert. Dasselbe gilt, wenn der Triggerimpuls länger ist als die Schaltzeit. Nachtriggerbarer Univibrator

Es gibt Fälle, in denen die Schaltzeit nicht wie bei der vorhergehenden Schaltung vom ersten Impuls einer Impulsfolge gerechnet werden soll, sondern vom letzten. Univibratoren mit dieser Eigenschaft werden als nachtriggerbar bezeichnet. Die entsprechende Betriebsart des Timers 555 zeigt Abb. 6.52. Man macht dabei nur noch von seiner Funktion als Präzisions-Schmitt-Trigger Gebrauch. Überschreitet das Kondensatorpotential die obere Umschaltschwelle, wird das Flip-Flop zurückgesetzt, und der Ausgang geht in den L-Zustand. Der Kondensator wird jedoch nicht entladen, da der Transistor Τ nicht angeschlossen ist. Dadurch steigt das Kondensatorpotential auf V+ an. Dies ist der Ruhezustand. Durch einen postiven Trigger-Impuls ausreichender Dauer an der Basis des externen Transistors Τ wird der Kondensator entladen. Der untere Komparator setzt das Flip-Flop, und die Ausgangsspannung geht in den Η-Zustand. Trifft vor

ι Abb. 6.52. Nachtriggerbarer Univibrator Einschaltdauer: ίχ = #iCln3 % 1,11?!C

620

6

Kippschaltungen

Ablauf der Schaltzeit ein neuer Trigger-Impuls ein, wird der Kondensator aufs neue entladen; die Ausgangsspannung bleibt im Η-Zustand. Sie kippt erst wieder zurück, wenn mindestens für die Zeit h = RiCln3 kein neuer Trigger-Impuls eintrifft. Deshalb wird die Schaltung auch als „Missing Pulse Detector" bezeichnet. Der Spannungsverlauf ist in Abb. 6.53 für mehrere aufeinanderfolgende Trigger-Impulse aufgezeichnet.

π ππ lu+.

ΙΟ Abb. 6.53. Spannungsverlauf beim nachtriggerbaren Univibrator

Literatur

[6.1]

Urbanski, Κ., Woitowitz, R.: Digitaltechnik Springer 1997

Kapitel 7: Digitaltechnik Grundlagen

Digitale Geräte erscheinen auf den ersten Blick relativ kompliziert. Ihr Aufbau beruht jedoch auf dem einfachen Konzept der wiederholten Anwendung weniger logischer Grundschaltungen. Die Verknüpfung dieser Grundschaltungen erhält man aus der Problemstellung durch Anwendung rein formaler Methoden. Die Hilfsmittel dazu liefert die Boolesche Algebra, die im speziellen Fall der Anwendung auf die Digitalschaltungstechnik als Schaltalgebra bezeichnet wird. In den folgenden Abschnitten wollen wir daher zunächst die Grundlagen der Schaltalgebra zusammenstellen. 7.1

Die logischen Grundfunktionen Im Unterschied zu einer Variablen in der normalen Algebra kann eine logische Variable nur zwei diskrete Werte annehmen, die im allgemeinen als logische Null und logische Eins bezeichnet werden. Als Symbol verwendet man dafür „0" und „1" oder Ο und L oder einfach 0 und 1. Wir werden im folgenden die letzte Bezeichnung verwenden. Eine Verwechslung mit den Zahlen 0 und 1 ist nicht zu befürchten, da aus dem Zusammenhang jeweils hervorgeht, ob eine Zahl oder ein logischer Wert gemeint ist. Es gibt drei grundlegende Verknüpfungen zwischen logischen Variablen: die Konjunktion, die Disjunktion und die Negation. In Anlehnung an die Zahlenalgebra werden folgende Rechenzeichen verwendet: Konjunktion: Disjunktion: Negation:

y = X\ Α x2 = X\ - Χι — X\X2 y — xx ν x2 = X\ + x2 y = χ

Für diese Rechenoperationen gelten eine Reihe von Theoremen, die in der folgenden Übersicht zusammengestellt sind [1]: Kommutatives Gesetz: = χ2χλ

Xlx2

(7.1a)

•Χι

(7.1b)

Assoziatives Gesetz: (7.2a)

(7.2b)

7 Digitaltechnik Grundlagen

624

Distributives Gesetz: χι(χ2 + x 3 ) =

(7.3a)

X\

(7.3b)

Absorptionsgesetz: + Xl) = Χι

(7.4a)

X\ H~ X\Xi — X\

(7.4b)

Tautologie: xx = χ

(7.5a)

X + X — X

(7.5b)

Gesetz für die Negation xx = 0

(7.6a)

x+x = 1

(7.6b)

(7.8a)

X\

(7.8b)

Doppelte Negation:

De Morgans Gesetz: ~ = Χι + X2 Operationen mit 0 und 1: χ -1 = χ

Ö

= 1

x+0=χ (7.9a) x+1 = 1 (7.10a) (7.11a) I 1

(7.9b) (7.10b) (7.11b)

Viele dieser Gesetze sind schon aus der Zahlenalgebra bekannt. Jedoch gelten (7.3b), (7.4a, b), (7.5a, b) und (7.10b) nicht für Zahlen: außerdem existiert der Begriff der Negation bei Zahlen überhaupt nicht. Ausdrücke wie 2x und x2 treten infolge der Tautologie in der Schaltalgebra nicht auf. Vergleicht man jeweils die linken und die rechten Gleichungen, erkennt man das wichtige Prinzip der Dualität: Vertauscht man in irgendeiner Identität Konjunktion mit Disjunktion und 0 mit 1, erhält man wieder eine Identität. Mit Hilfe der Gin. (7.9) bis (7.11) ist es möglich, die Konjunktion und die Disjunktion für alle möglichen Werte der Variablen X\ und x^ auszurechnen. In Tab. 7.1 ist die Funktionstabelle für die Konjunktion, in Tab. 7.2 für die Disjunktion angegeben. Man erkennt in Tab. 7.1, daß y nur dann gleich 1 wird, wenn xx und x2 gleich 1 sind. Aus diesem Grund wird die Konjunktion auch als UND-Verknüpfung bezeichnet. Bei der Disjunktion wird y immer dann gleich 1, wenn X\ oder Χι gleich 1 ist. Daher wird die Disjunktion auch als ODER-Verknüpfung bezeichnet. Beide Verknüpfungen kann man entsprechend auf beliebig viele Variablen erweitern. Die Frage ist nun, wie sich die logischen Verknüpfungen durch elektrische Schaltkreise darstellen lassen. Da die logischen Variablen nur zwei diskrete Werte annehmen können, kommen nur Schaltungen in Frage, die zwei klar unterscheidbare Betriebszustände besitzen. Die einfachste Möglichkeit zur Darstellung einer

7.1 Die logischen Grundfunktionen Χ]

0 0 1 1

625

Χι

y

Χ\

Χι

y

0

0 0 0 1

0 0 1 1

0 1 0 1

0 1 1 1

1 0 1

Tab. 7.1. Wahrheitstafel der Konjunktion y — xxx2

Tab. 7.2. Wahrheitstafel der Disjunktion y — xx + x2

logischen Variablen ist ein Schalter nach Abb. 7.1. Man kann nun vereinbaren, daß ein offener Schalter eine logische Null und ein geschlossener eine logische Eins darstellt. Der Schalter S stellt also die Variable χ dar, wenn er für χ = 1 geschlossen ist. Er stellt die Variable χ dar, wenn er für χ — 1 geöffnet ist. Als erstes wollen wir feststellen, welche logische Funktion sich ergibt, wenn man zwei Schalter xx und x2 wie in Abb. 7.2 in Reihe schaltet. Der Wert der abhängigen Variablen y wird dadurch charakterisiert, ob die resultierende Schalteranordnung zwischen den Anschlußklemmen offen oder geschlossen ist. Wie man sieht, ist ein Stromdurchgang nur dann möglich, wenn xx und x2 geschlossen, d.h. gleich Eins sind. Die Reihenschaltung stellt folglich eine UNDVerknüpfung dar. Entsprechend erhält man eine ODER-Verknüpfung, indem man Schalter parallel schaltet. Mit Hilfe dieser Schalterlogik kann man nun die Richtigkeit der angegebenen Theoreme anschaulich nachprüfen. Wir wollen dies am Beispiel der Tautologie zeigen. In Abb. 7.3 wurden beide Seiten der Gl. (7.5a) durch Schalteranordnungen realisiert. Man erkennt, daß die angegebene Identität erfüllt ist; denn zwei in Reihe geschaltete Schalter, die gleichzeitig geöffnet und geschlossen werden, wirken nach außen wie ein einziger Schalter. Eine andere Darstellungsmöglichkeit für logische Variablen sind elektrische Spannungen, wie wir es schon in Kapitel 6.1 kennengelernt haben. Dort wurden zwei Pegel Η und L unterschieden, denen man nun die logischen Zustände 1 und 0 zuordnen kann. Diese Zuordnung Η = 1 und 1 = 0 bezeichnet man als positive Logik. Aber auch die umgekehrte Zuordnung Η = 0 und L = 1 ist möglich; sie wird als negative Logik bezeichnet. Die logischen Grundfunktionen lassen sich durch entsprechende elektronische Schaltungen realisieren. Solche Schaltungen besitzen einen oder meh-

Abb. 7.1. Darstellung einer logischen Variablen durch Schalter

Abb. 7.2. UND-Schaltung

Abb. 7.3. Veranschaulichung der Tautologie xx = χ

626


**·— ι Κ~*\κ=* Abb. 7.4. UND-Schaltung

Abb. 7.5. ODER-Schaltung

Abb. 7.6. NiCHT-Schaltung

Abb. 7.4 bis 7.6 Schaltsymbole nach DIN 40 900, Teil 12

Abb. 7.7. UND-Schaltung

Abb. 7.8. ODER-Schaltung

Abb. 7.9. NiCHT-Schaltung

Abb 7.7 bis 7.9 Alte Schaltsymbole

rere Eingänge und einen Ausgang. Sie werden in der Regel als „Gatter" bezeichnet. Die Spannungspegel an den Eingängen und die Art der logischen Verknüpfung bestimmen den Ausgangspegel. Da es eine Vielzahl von elektronischen Möglichkeiten gibt, eine logische Funktion zu realisieren, hat man zur Vereinfachung Schaltsymhole eingeführt, die lediglich die logische Funktion kennzeichnen und nichts über den inneren Aufbau aussagen. Diese Schaltsymbole sind in Abb. 7.4 bis 7.6 zusammengestellt. Die vollständige Norm ist in DIN 40 900 Teil 12 zu finden. Eine Zusammenfassung folgt in Kapitel 9.8. Die früher verwendeten Schaltsymbole sind in Abb. 7.7 bis 7.9 zusammengestellt, um das Verständnis alter Schaltpläne zu ermöglichen. Da man sich in der Digitaltechnik nicht für die Spannung als physikalische Größe interessiert, sondern nur für ihren logischen Zustand, werden die Ein- und Ausgänge nicht mit U\y Uz usw. bezeichnet, sondern direkt mit der dargestellten logischen Variablen. 7.2 Aufstellung logischer Funktionen

In der Digitaltechnik ist die Problemstellung meist in Form einer Funktionstabelle gegeben, die auch als Wahrheitstafel bezeichnet wird. Die Aufgabe besteht dann zunächst darin, eine logische Funktion zu finden, die diese Funktionstabelle erfüllt. Im nächsten Schritt wird diese Funktion auf die einfachste Form gebracht. Dann kann man sie durch entsprechende Kombination der logischen Grundschaltungen realisieren. Zur Aufstellung der logischen Funktion bedient man sich in der Regel der disjunktiven Normalform. Dabei geht man folgendermaßen vor:

7.2

Aufstellung logischer Funktionen

627

Zeile

y

1 2 3 4 5 6 7 8

0 0 0 0 1 1 1 1

0 0 1 1 0 0 1 1

0 1 0 1 0 1 0 1

0 0 1 0 1 0 1 0

Tab. 7.3. Beispiel für eine Wahrheitstafel 1) Man sucht in der Wahrheitstafel alle Zeilen auf, in denen die Ausgangsvariable y den Wert 1 besitzt. 2) Von jeder dieser Zeilen bildet man die Konjunktion aller Eingangsvariablen; und zwar setzt man xt ein, wenn bei der betreffenden Variablen eine 1 steht, andernfalls x,·. Auf diese Weise erhält man gerade so viele Produktterme wie Zeilen mit y = 1. 3) Die gesuchte Funktion erhält man schließlich, indem man die Disjunktion aller gefundenen Produktterme bildet. Nun wollen wir das Verfahren anhand der Wahrheitstafel in Tab. 7.3 erläutern. In den Zeilen 3, 5 und 7 ist y = 1. Zunächst müssen also die Konjunktionen dieser Zeilen gebildet werden: Zeile 3:

K$ = χ 1X2X3,

Zeile 5: Zeile 7:

K5 = X1X2X3, K7 = X1X2X3

Die gesuchte Funktion ergibt sich nun als die Disjunktion der Konjunktionen: y

=

K3

+

K5

+

K7,

Dies ist die disjunktive Normalform der gesuchten logischen Funktion. Zur Vereinfachung wenden wir nun Gl. (7.3a) an und erhalten: Die Gin. (7.6b) und (7.9a) liefern die Vereinfachung: y = (x\X2 + *i)*3

Mit Gl. (7.3b) folgt nun: y = (xi +x2)(xi + ^ i ) ^ 3 Durch nochmalige Anwendung der Gin. (7.6b) und (7.9a) erhalten wir schließlich das einfache Ergebnis: y = (χι + x2)x~3 Wenn in der Wahrheitstafel bei der Ausgangsvariablen y mehr Einsen als Nullen stehen, erhält man viele Produktterme. Man kann nun von vornherein


628

eine Vereinfachung vornehmen, indem man statt y die negierte Ausgangsvariable y betrachtet. Bei dieser negierten Variablen stehen dann sicher weniger Einsen als Nullen; man erhält bei der Aufstellung der logischen Funktion für die negierte Variable ~y demnach weniger Produktterme, also eine von vornherein einfachere Funktion. Man braucht sie zum Schluß nur zu negieren, um die gesuchte Funktion für y zu erhalten. Dazu sind lediglich die Operationen (+) und (·) zu vertauschen, sowie alle Variablen und Konstanten einzeln zu negieren.

7.2.1 Das Karnaugh-Diagramm

Ein wichtiges Hilfsmittel zur Gewinnung einer möglichst einfachen logischen Funktion ist das Karnaugh-Diagramm. Es ist nichts weiter als eine andere Anordnung der Wahrheitstafel. Die Werte der Eingangsvariablen werden dabei nicht einfach untereinander geschrieben, sondern an dem horizontalen und vertikalen Rand eines schachbrettartig unterteilten Feldes angeordnet. Bei einer geraden Anzahl von Eingangsvariablen schreibt man die Hälfte an den einen Rand und die andere Hälfte an den anderen. Bei einer ungeraden Anzahl von Variablen muß man an einem Rand eine Variable mehr anschreiben als an dem anderen. Die Anordnung der verschiedenen Kombinationen der Eingangsfunktionswerte muß so vorgenommen werden, daß sich jeweils nur eine Variable ändert, wenn man von einem Feld zum Nachbarfeld übergeht. In die Felder selbst werden die Werte der Ausgangsvariablen y eingetragen, die zu den an den Rändern stehenden Werten der Eingangsvariablen gehören. Tabelle 7.4 zeigt noch einmal die Wahrheitstafel der UND-Funktion für zwei Eingangsvariablen, Tab. 7.5 das zugehörige Karnaugh-Diagramm. Da das Karnaugh-Diagramm nur eine vereinfachte Schreibweise der Wahrheitstafel ist, kann man aus ihm die disjunktive Normalform der zugehörigen logischen Funktion auf die schon beschriebene Weise gewinnen. Der Vorteil besteht darin, daß man mögliche Vereinfachungen leicht erkennen kann. Wir wollen dies anhand des Beispiels in Tab. 7.6 erläutern.

Χι

Χ2

y

0 0 1 1

0

0 0 0 1

1 0 1

Tab. 7.4. Wahrheitstafel der UND-Funktion

0

1

0

0

0

1

0

1

Tab. 7.5. Karnaugh-Diagramm der UND-Funktion

7.2 Aufstellung logischer Funktionen x4

X\ 0 0 0 0 0 0 0 0 1 1 1 1 1 1 1 1

0 0 0 0 1 1 1 1 0 0 0 0 1 1 1 1

0 0 1 1 0 0 1 1 0 0 1 1 0 0 1 1

629

y

0 1 0 1 0 1 0 1 0 1 0 1 0 1 0 1

0 0 0 1 0 1 1

00

01

00 01

0 0 1 1

10

Tab. 7.6. Wahrheitstafel mit zugehörigem Karnaugh-Diagramm

Zur Aufstellung der disjunktiven Normalform muß zunächst, wie oben beschrieben, für jedes Feld, in dem eine Eins steht, die Konjunktion aller Eingangsvariablen gebildet werden. Für das Feld in der linken oberen Ecke ergibt sich: K\

— χ 1X2X3X4

Für das Feld rechts daneben folgt: K2

—

X\X2X?>XA

Bildet man zum Schluß die Disjunktion aller Konjunktionen, tritt unter anderem der Ausdruck K\ -\- K-2 — ΧχΧιΧ^Χ^ ~h ΧιΧ2·^-3^4

auf. Er läßt sich vereinfachen zu: K\ -\- K2 — Χ\Χ^Χ\{Χ2 ~h X2) =

X1X3X4

Daran erkennt man die allgemeine Vereinfachungsregel für das KarnaughDiagramm: Wenn in einem Rechteck oder Quadrat mit 2,4, 8,16... Feldern überall Einsen stehen, kann man direkt die Konjunktion der ganzen Gruppe gewinnen, indem man nur die Eingangsvariablen berücksichtigt, die in allen Feldern der Gruppe einen konstanten Wert besitzen. Danach erhält man in unserem Beispiel für die Zweiergruppe Β die Konjunktion in Übereinstimmung mit der oben angegebenen Funktion. Zu einer Gruppe zusammenfassen lassen sich auch solche Felder, die sich am linken und rechten Rand einer Zeile bzw. am oberen und unteren Rand einer Spalte befinden.


630

Für die Vierer-Reihe D in Tab. 7.6 ergibt sich: KD =

χ λ χ2

Entsprechend erhalten wir für das Viererquadrat C die Konjunktion: Kc

= X1X3

Nun bleibt noch die Eins in der rechten oberen Ecke. Sie läßt sich z.B. wie eingezeichnet mit der Eins am unteren Rand derselben Spalte zu einer Zweiergruppe KA verbinden. Eine andere Möglichkeit wäre die Zusammenfassung mit der Eins am linken Rand der ersten Zeile. Die einfachste Lösung erhält man jedoch, wenn man beachtet, daß sich in jeder Ecke des Karnaugh-Diagramms eine Eins befindet. Diese Einsen lassen sich zu einer Vierergruppe verbinden, und wir erhalten: K'A

=

X2X4

Für die disjunktive Normalform erhält man nun das schon stark vereinfachte Ergebnis: y = KfA + KB + Kc + KD, y = X2X4 + * 1*3*4 + *1*3 + X\X2 7.3

Abgeleitete Grundfunktionen

In den vorhergehenden Abschnitten haben wir gezeigt, daß jede beliebige logische Funktion durch geeignete Kombination der Grundfunktionen ODER, UND, NICHT darstellbar ist. Es gibt nun eine Reihe von abgeleiteten Funktionen, die in der Schaltungstechnik so häufig auftreten, daß man ihnen eigene Namen gegeben hat. Ihre Wahrheitstafeln und Schaltsymbole haben wir in Tab. 7.7 zusammengestellt. Die NOR- und NAND-Funktionen gehen durch Negation aus der ODER- bzw. UND-Funktion hervor: NOR = not or; NAND = not and. Demnach gilt: Xl NOR X2 = X\ + X2 = *1*2> X\ NAND X2

= X~[X~2 =X\+X2

Eingangs- y - χγ + x2\y = variablen = Χγ OR X 2

X\

X2

(7.12) (7.13)

y = Xl 0 χ2 y = χχ 0 χ2 X\ · X y = x\'Xi UND X2 — Χι NOR X2 = Χι NAND X2 = Χι EXOR X2 = Χι EXNOR X2 = Χι ANTIV X2 = Χι ÄQUIV X2

Tab. 7.7. Aus der UND- bzw. ODER-Funktion abgeleitete Grundfunktionen

7.3 Abgeleitete Grundfunktionen

631

Bei der Äquivalenz-Funktion wird y = 1, wenn beide Eingangsvariablen gleich sind. Aus der Wahrheitstafel erhält man durch Aufstellen der disjunktiven Normalform: y = X\ ÄQUIV X2 =

Die Antivalenz-Funktion ist eine negierte Äquivalenz-Funktion, bei ihr wird y dann gleich Eins, wenn die Eingangsvariablen verschieden sind. Die disjunktive Normalform ergibt: y — Xi ANTIV X2 =

~X\X2+X\X2

Aus der Wahrheitstafel ergibt sich noch eine andere Deutung der AntivalenzFunktion: Sie stimmt mit der ODER-Funktion in allen Werten überein, bis auf den Fall, in dem alle Eingangsvariablen Eins sind. Deshalb wird sie auch als Exklusiv-ODER-Funktion bezeichnet. Dementsprechend kann man die Äquivalenz-Funktion auch als Exklusiv-NOR-Funktion bezeichnen. Bei der Anwendung integrierter Schaltungen ist es manchmal günstig, beliebige Funktionen ausschließlich mit NAND- bzw. NOR-Gattern zu realisieren. Dazu formt man die Funktionen so um, daß nur noch die gewünschten Verknüpfungen auftreten. Das ist auf einfache Weise möglich, indem man zunächst den Zusammenhang mit den Grundfunktionen aufstellt. Für die UND-Funktion gilt: X\X2

— X\X2 = X\ NAND X2,

X\X2

— X\X2 — X\ + X2 — Χι NOR X2

Für die ODER-Verknüpfung erhalten wir entsprechend: Xl + X2 = Χι + X2 = ΧιΧ2

= Χι NAND X2,

XX + χ2 = χλ 4- χ2 = χχ NOR X2

Daraus ergeben sich die in Tab. 7.8 eingezeichneten Realisierungsmöglichkeiten.

Gatter

Verknüpfung

NICHT

NAND

NOR

X»—f| & p-fc-yrX

x »—Q -^ p—+-y=x~

1—I

I—Γ^ϊΊ

UND

ODER

Tab. 7.8. Realisierung der Grundfunktionen mit NOR- und NAND-Gattern


632 7.4

Schaltungstechnische Realisierung der Grundfunktionen

In den vorhergehenden Abschnitten haben wir mit logischen Schaltungen gearbeitet, ohne uns um ihren inneren Aufbau zu kümmern. Diese Denkweise wird dadurch gerechtfertigt, daß man heutzutage in der Digitaltechnik fast ausschließlich mit integrierten Schaltungen arbeitet, die neben den Anschlüssen für die Stromversorgung nur die erwähnten Ein- und Ausgänge besitzen. Für die Realisierung der einzelnen Grundverknüpfungen gibt es eine ganze Reihe von Schaltungstechniken, die sich hinsichtlich Leistungsaufnahme, Betriebsspannung, H- und L-Pegel, Gatterlaufzeit und Ausgangsbelastbarkeit unterscheiden. Um eine geeignete Auswahl treffen zu können, sollte man wenigstens in groben Zügen etwas über den inneren Aufbau dieser Schaltungen wissen. Deshalb haben wir in den folgenden Abschnitten die wichtigsten Schaltungsfamilien zusammengestellt. Bei der Verbindung der integrierten Schaltungen werden an einem Ausgang häufig eine Vielzahl von Gattereingängen angeschlossen. Wie viele Eingänge derselben Schaltungsfamilie man anschließen kann, ohne daß der garantierte Störabstand unterschritten wird, charakterisiert man durch die Ausgangsbelastbarkeit (Fan Out). Ein Fan Out von 10 bedeutet also, daß man 10 Gattereingänge anschließen kann. Wenn die Ausgangsbelastbarkeit nicht ausreicht, verwendet man statt eines Standard-Gatters ein Leistungsgatter (Buffer). Bei einem Gatter gehört zu jedem Eingangszustand ein bestimmter Ausgangszustand. Wie in Kapitel 8 beschrieben, lassen sich diese Zustände durch die Bezeichnung Η und L charakterisieren, je nachdem, ob die Spannung größer als [/#, oder kleiner als UL ist. Die Funktion eines Gatters läßt sich durch eine Pegeltabelle wie in Tab. 7.9 beschreiben. Welche logische Funktion das Gatter realisiert, ist damit jedoch nicht festgelegt, denn es ist ja noch gar nichts über die Zuordnung zwischen Pegel und logischem Zustand gesagt. Diese Zuordnung ist willkürlich, sie wird jedoch sinnvollerweise innerhalb eines Gerätes einheitlich gewählt. Die Zuordnung

υ,

u2

ua

Χι

X2

y

xi

X2

y

L L Η Η

L Η L

Η Η Η L

0 0 1 1

0 1 0 1

1 1 1 0

1 1 0 0

1 0 1 0

0 0 0 1

Η

Tab. 7.9. Beispiel einer Pegeltabelle

Tab. 7.10. Wahrheitstafel bei positiver Logik: NAND-Funktion

Tab. 7.11. Wahrheitstafel bei negativer Logik: NORFunktion

7.4 Schaltungstechnische Realisierung der Grundfunktionen

633

wird als positive Logik bezeichnet und führt in unserem Beispiel auf die Wahrheitstafel in Tab. 7.10, die man leicht als die Wahrheitstafel der NANDVerknüpfung identifizieren kann. Die Zuordnung Η = 0,

L=l

wird als negative Logik bezeichnet. Sie führt in unserem Beispiel auf die Wahrheitstafel in Tab. 7.11 also auf die NOR-Verknüpfung. Ein und dieselbe Schaltung kann also je nach Wahl der Logik einmal eine NOR- und einmal eine NAND-Schaltung darstellen. In der Regel beschreibt man sie durch die Angabe der logischen Funktion in positiver Logik. Beim Übergang zu negativer Logik vertauschen sich die Verknüpfungen in folgender Weise: NOR NAND, ODER um die Eingangs-Fets sicher zu sperren und die Sperrschichtkapazitäten zu erniedrigen. Wie man in Abb. 7.33 erkennt, arbeitet T3 als Sourcefolger für VGG. Der Innenwiderstand T{ hat daher den Wert l/S. Um die gewünschten hochohmigen Werte zu realisieren, gibt man ihm eine wesentlich kleinere Steilheit als den Eingangs-Fets. Die positive Hilfsspannung VGG läßt sich einsparen, wenn man für T3 einen selbstleitenden Mosfet einsetzt. Diese Möglichkeit zeigt Abb. 7.34, bei der T3 als Konstantstromquelle wie in Abb. 4.116 auf S. 447 betrieben wird. Die EingangsFets müssen jedoch immer selbstsperrend sein, da sonst die Steuerspannung

IX J υΑ

Abb. 7.33. NMOS-NOR-Gatter, Standardschaltung

ι* *ί

Abb. 7.34. NMOS-NOR-Gatter mit „depletion load"

648


negativ sein müßte, während die Ausgangsspannung immer positiv ist. Eine direkte Kopplung solcher Gatter wäre also nicht möglich. Mit Hilfe der Ionenimplantation kann man selbstleitende und selbstsperrende Mosfets gemeinsam integrieren. Auf die negative Hilfsspannung verzichtet man zum Teil durch geeignete Wahl der Schwellenspannungen oder erzeugt sie aus der positiven Betriebsspannung mit einem Spannungswandler, der mit integriert ist. Im NMOS-Technologie werden nur hochintegrierte Schaltungen angeboten, also keine einfachen Schaltungen wie z.B. Gatter. 7.4.8 Übersicht

Tabelle 7.12 gibt eine Übersicht über die gebräuchlichen Logikfamilien. Dabei beziehen sich die Daten jeweils auf ein einfaches Gatter. Man erkennt, daß jede Schaltungstechnik in verschiedenen Ausführungen erhältlich ist, die sich durch Verlustleistung und Gatterlaufzeit unterscheiden. Ein Merkmal für die Qualität einer Schaltungsfamilie ist das Laufzeit-Leistungs-Produkt. Es gibt an, ob ein Gatter trotz geringer Verlustleistung eine niedrige Gatterlaufzeit besitzt. So erkennt man, daß die neueren Familien wie 74 AS, 74 ALS, 74 F, 10 Η 100 und 100.100 ein bemerkenswert niedriges Laufzeit-Leistungs-Produkt besitzen. Das kommt daher, daß sie dielektrisch isoliert sind und deshalb kleinere Schaltkapazitäten besitzen als die älteren Sperrschicht-isolierten Familien. Einen ebenso großen technologischen Fortschritt stellen die Silicon-GateCMOS-Schaltungen dar. Sie sind bei sonst gleichen Eigenschaften um einen Faktor 10 schneller als die Metal-Gate-Typen. Die meisten Schaltungsfamilien werden von verschiedenen Herstellern angeboten und unterscheiden sich dann nur im Präfix. Die zugehörigen Hersteller sind in Tab. 7.13 angegeben. Die Leistungsaufnahme der Logik-Familien ist sehr unterschiedlich. Man erkennt in Abb. 7.35, daß die CMOS-Schaltungen bei niedrigen Frequenzen sehr günstig sind. Oberhalb von 1 MHz sind jedoch die Unterschiede in der Verlustleistung zwischen Low-Power-Schottky- und CMOS-Schaltungen gering. Bemerkenswert ist, daß in diesem Frequenzbereich auch die Leistungsaufnahme von TTL-Schaltungen ansteigt. Die Ursache dafür ist, daß durch die Totem-PoleEndstufe bei jedem Umschaltvorgang ein Querstrom fließt, der bei hohen Frequenzen die Leistungsaufnahme nennenswert erhöht. Diesen Nachteil besitzen ECL-Schaltungen nicht. Deshalb bieten ECL-Schaltungen (abgesehen von dem höheren Preis) bei Frequenzen über 30 MHz nur Vorteile. Eine Voraussetzung für den problemlosen Einsatz digitaler integrierter Schaltungen ist eine gut durchdachte Betriebsspannungszuführung. Alle Logikfamilien erzeugen nämlich beim Umschalten hochfrequente Stromimpulse auf den Betriebsspannungsleitungen. Da sich alle Signale auf Massepotential beziehen, ist eine niederohmige und induktivitätsarme Masseverbindung aller integrierter Schaltungen erforderlich. Man erreicht diese Forderung auf einer Leiterplatte am

7.4

Schaltungstechnische Realisierung der Grundfunktionen

Familie

TTL standard LP Schottky Schottky LP advanced fast advanced ECL standard high speed

Typ

Präfix

649

Betriebsspannung

7400 74LS00 74S00 74 ALS 00 74F00 74 AS 00

SN, MC, DM, U SN, MC, DM, u SN, DM, U SN, MC, DM F, MC, U, SN SN

10.100 10.200 1.600 10 Η 100 100.100 10 Ε 100 100 Ε 100

MC, F, U MC MC MC F, u MC MC

5V 5V 5V 5V 5V 5V

-5,2 -5,2 -5,2 -5,2 -4,5 -5,2 -4,5

V V V V V V V

Verlustleistung

Gatterlaufzeit

Br

tpd

LaufzeitLeistungsProdukt fy-tpd

10 mW 2 mW 19 mW 1mW 4 mW 10 mW

10 ns 10 ns 3 ns 4 ns 3 ns 1,5 ns

100 ρ J 20 pj 57 pj 4pJ 12 pj 15 pj

35 35 70 35 50 50 40

mW1 1 mW 1 mW mW1 1 mW 1 mW 1 mW

2 ns 1,5 ns 1 ns 1 ns 0,75 ns 0,4 ns 0,4 ns

60 50 70 35 38 20 16

pj pj pj pj pj pj pj

CMOS ο lei 11 Li til i-l

ά

14.000 74C00 high speed

advanced

1

MC

MM

J

74HC00

J MC, MM, SP 1

74HCT00

| SN, TC, PC J

74 AC 00 74 ACT 00

low voltage

( 5V

> 1 f

000

SN, PC, SN, F

FI

> J

y

U5V

5V V

J

S \J V

2

mW MHz

90

rnW MHz

30 ns

m W

09 5 MHz mW

D

9

MHz

ns

30 3 0

PJ

MHz ΤΛΤ

10ns

90

5

P l

MHz pJ MHz

λ nc D Ho

74LV00

SN, PC, MM, TC

3,3 V

mW ' MHz

74LVC00

SN, PC, MM, TC

3,3 V

mW MHz

7 ns

4

74ALVC00

SN, PC, MM, TC

3,3 V

mW ' MHz

4ns

2

14ns

PJ

MHz

8

PJ

MHz P l

MHz PJ

MHz

inklusive Emitter widerstand mit 50 Ω nach νπ = — 2 V, der im Mittel 10 m W beiträgt

Tab. 7.12. Übersicht über die gebräuchlichsten Familien in TTL-, ECL- und CMOS Technik. LP bedeutet low power

650


Am HD MC

AMD Hitachi Motorola

Philips SGS-Thom. National

PC Μ DM, MM, F

u

Signetics Texas Instr. SPI Toshiba

SN SP TC

Tab. 7.13. Präfixe der verschiedenen Hersteller

100m

ECL 10.100

st

10m TTL74LSC)0 |

1m

/ \100μ CMOS %Vcoo/^

10μ

100

1k

10k

f/Hz

100k

1M

10M

100M

Abb. 7.35. Frequenzabhängigkeit der Verlustleistung

besten durch eine netzartige Ausbildung der Masse-Leiterbahn. Bei Frequenzen über 50 MHz ist es zweckmäßig, eine Leiterplatten-Seite ganz als Massefläche zu metallisieren und nur die Anschlüsse auszusparen (siehe nächster Abschnitt). Damit die beim Umschalten entstehenden Stromimpulse die Betriebsspannung nicht verseuchen, muß sie sehr niederohmig und induktivitätsarm an die integrierten Schaltungen geführt werden. Wenn eine solide Masseverbindung vorhanden ist, läßt sich eine Verseuchung der Betriebsspannung dadurch vermeiden, daß man sie mit Kondensatoren glättet. Dazu verwendet man keramische Kondensatoren mit 10... 100 nR Elektrolytkondensatoren sind wegen ihres schlechten Hochfrequenzverhaltens ungeeignet. Je nach Anforderungen ordnet man jeweils 2 bis 5 integrierten Schaltungen einen Kondensator zu. 7.5

Verbindungsleitungen

Bei den bisherigen Betrachtungen sind wir davon ausgegangen, daß die digitalen Signale von einer integrierten Schaltung zur anderen unverfälscht übertragen werden. Bei steilen Signalflanken kann man jedoch den Einfluß der Verbindungsleitungen nicht vernachlässigen. Als Faustregel kann gelten, daß ein einfacher Verbindungsdraht nicht mehr ausreicht, wenn die Laufzeit auf dem

7.5 Verbindungsleitungen

651

t 74 AS 804

7ALS14

Abb. 7.36. Datenübertragung über eine unsymmetrisch angesteuerte Twisted-Pair-Leitung

Verbindungsdraht in die Größenordnung der Anstiegszeit der Schaltung kommt. Daraus ergibt sich für solche Verbindungen eine maximale Länge von ca: 10 cm je Nanosekunde Anstiegszeit Wird sie überschritten, treten schwerwiegende Impulsverformungen, Reflexionen und mehr oder weniger gedämpfte Schwingungen auf. Diese Fehler kann man durch den Einsatz von Leitungen mit definiertem Wellenwiderstand vermeiden (Koaxialleitung, Streifenleiter), die man mit ihrem Wellenwiderstand abschließt. Er liegt meist zwischen 50 und 300 Ω. Streifenleiter lassen sich beispielsweise dadurch realisieren, daß man alle Verbindungsbahnen auf der Unterseite einer Leiterplatte herstellt und die Komponentenseite durchgehend metallisiert. Man muß lediglich kleine Aussparungen für die Isolation der Komponentenanschlüsse vorsehen. Dadurch werden alle auf der Unterseite gezogenen Verbindungsbahnen zu Streifenleitern (Microstrip Line). Besitzt die verwendete Leiterplatte eine relative Dielektrizitätskonstante er = 5 und eine Dicke d = 1,2 mm, ergibt sich bei einer Leiterbahnbreite von w = 1 mm ein Wellenwiderstand von 75 Ω. Für Verbindungen von einer Platine zur anderen kann man Koaxialleitungen verwenden. Sie besitzen jedoch den schwerwiegenden Nachteil, daß sie sich schlecht über Steckerleisten führen lassen. Wesentlich einfacher ist es, statt dessen das Signal über zwei einfache, verdrillte, isolierte Schaltdrähte zu leiten, die an zwei benachbarten Stiften gewöhnlicher Steckerleisten angeschlossen werden können. Gibt man diesen verdrillten Drähten (Twisted Pair Line) ca. 100 Windungen pro Meter, erhält man einen Wellenwiderstand von ca. 110 Ω [2]. Die einfachste Möglichkeit zur Datenübertragung über eine TwistedPair-Leitung zeigt Abb. 7.36. Wegen des erforderlichen niederohmigen Abschlußwiderstandes muß das Sendegatter einen entsprechend hohen Ausgangsstrom liefern können. Solche Gatter sind als „Leitungstreiber" (Buffer) integriert erhältlich. Als Empfänger verwendet man zweckmäßigerweise ein SchmittTrigger-Gatter, um die Signalflanken zu regenerieren. Die in Abb. 7.36 dargestellte unsymmetrische Signalübertragung ist relativ empfindlich gegenüber äußeren Störeinflüssen, wie z.B. Spannungsimpulsen auf der Masseleitung. Deshalb ist in größeren Systemen die symmetrische Signalübertragung gemäß Abb. 7.37 günstiger. Dabei gibt man komplementäre Signale auf die beiden Drähte der Twisted-Pair-Leitung und benutzt einen Komparator als Empfänger. Die Information wird bei dieser Betriebsart durch die Polarität der Differenzspannung und nicht durch den absoluten Wert des Pegels charakteri-

652

7

Digitaltechnik Grundlagen

—ρ

Am26LS31

Am26LS32

Abb. 7.37. Datenübertragung über eine symmetrisch angesteuerte Twisted-Pair-Leitung

siert. Ein Störimpuls bewirkt lediglich eine Gleichtaktaussteuerung, die wegen der Differenzbildung im Komparator wirkungslos bleibt. Bei der Bildung des Komplementärsignals muß man sicherstellen, daß keine zeitliche Verschiebung der beiden Signale gegeneinander auftritt. Deshalb muß man bei TTL-Schaltungen statt eines einfachen Inverters eine Spezialschaltung mit Komplementärausgängen einsetzen (z.B. Am26LS31 von Advanced Micro Devices). Solche Komplementärausgänge stehen bei ECL-Gattern von Hause aus zur Verfügung. Sie sind deshalb für symmetrische Signalübertragung besonders gut geeignet. Um ihre hohe Geschwindigkeit voll ausnutzen zu können, verwendet man als Komparator einen einfachen Differenzverstärker mit ECL-kompatiblem Ausgang. Er wird als „Line-Receiver" bezeichnet. Die entsprechende Schaltungsanordnung zeigt Abb. 7.38.

-5,2V MC10115

-5,2V Abb. 7.38. Datenübertragung in ECL-Systemen über eine symmetrisch angesteuerte TwistedPair-Leitung

Literatur

[1] [2] [3] [4]

Klar, Η.: Integrierte Digitale Schaltungen. Springer 1993. Haselhoff, E., Beckmeyer, H. R, Zipperer, J.: Data Transmission Seminar. Texas Instruments 1998 Fox, B., Parvarandeh, P.: Provide ESD protection for I/O ports. EDN 5.6.97, S.137-144 EDNs advanced CMOS logic ground-bounce test. EDN 2.3.1989 S.88-91

Kapitel 8: Schaltnetze (Kombinatorische Logik)

Unter einem Schaltnetz versteht man eine Anordnung von Digital-Schaltungen ohne Variablenspeicher. Die Ausgangsvariablen yj werden gemäß dem Blockschaltbild in Abb. 8.1 eindeutig durch die Eingangsvariablen xz bestimmt. Bei Schaltwerken hingegen hängen die Ausgangsvariablen zusätzlich vom jeweiligen Zustand des Systems und damit von der Vorgeschichte ab. Die Beschreibung eines Schaltnetzes, also die Zuordnung der Ausgangsvariablen zu den Eingangsvariablen erfolgt mit Wahrheitstafeln oder Booleschen Funktionen. Zur Realisierung von Schaltnetzen denkt man primär an den Einsatz von Gatter. Dies ist aber nicht die einzige und meist auch nicht die beste Möglichkeit, wie Abb. 8.2 zeigt. Wenn die Nullen und Einsen in der Wahrheitstafel statistisch verteilt sind, wie z.B. bei einem Programmcode, würden die logischen Funktionen sehr umfangreich. In diesem Fall speichert man die Wahrheitstafeln vorteilhaft als Tabelle in einem ROM (s. Kap. 10). Wenn in der Wahrheitstafel wenige Einsen stehen, ergeben sich entsprechend wenige Produktterme in den logischen Funktionen. Sie können aber auch bei vielen Einsen einfach sein, wenn die zugrunde liegende Gesetzmäßigkeit hoch ist, wie z.B. bei der Funktion yj = x\. Aus diesem Grund lohnt es sich immer, zu testen, ob sich die logischen Funktionen vereinfachen lassen. Das ist von Hand sowohl mit der Booleschen Algebra als auch mit dem Karnaugh-Diagramm mühsam. Deshalb setzt man im Zeitalter des computergestützten Schaltungsentwurf einen Simplifier für diese Aufgabe ein. Nur wenn sich dann wenige sehr einfache Funktionen ergeben, ist die Realisierung mit einzelnen Gattern z.B. aus der 7400-Familie zweckmäßig.

Yo Yi x

,

Schaltnetz

Schaltnetz

m

a Darstellung der Signale Abb. 8 . 1 . B l o c k s c h a l t b i l d eines Schaltnetzes

b Darstellung mit Vektoren

656

8 Schaltnetze (Kombinatorische Logik)

Wahrheitstafel gute / / Gesetzmäßigkeit/

\.

Einsen \ . statistisch \yerteilt

Logische Funktionen wenige / / einfache Funktionen\/

Gatter

ROM

\. viele z.T. ^v komplizierte Nv Funktionen

PLD

Abb. 8.2. Realisierungsmöglichkeit von Schaltnetzen

Wenn man viele z.T. komplizierte Funktionen realisieren muß, ergibt sich beim Einsatz von Gattern schnell das berüchtigte TTL-Grab. In diesem Fall ist der Einsatz von programmierbaren logischen Schaltungen (Programmable Logic Devices, PLD) ein großer Vorteil, weil sich dabei alle noch so komplizierten Funktionen mit einem einzigen Chip realisieren lassen, denn es gibt Bausteine mit über 100.000 Gattern. Im Prinzip werden die logischen Funktionen in PLDs genauso realisiert wie beim Einsatz von diskreten Gattern. Der Unterschied besteht lediglich darin, daß sich alle benötigten Gatter auf einem Chip befinden und durch die Programmierung die erforderlichen Verbindungen auf dem Chip hergestellt werden (s. Kap. 10.4 auf S. 753). Schaltnetze werden häufig zur Verrechnung und Umkodierung von Zahlen verwendet. Um diese Zahlen mit Hilfe von logischen Variablen darstellen zu können, müssen sie durch eine Reihe von zweiwertigen (binären) Informationen dargestellt werden. Eine solche Binärstelle wird als Bit bezeichnet. Eine spezielle binäre Zahlendarstellung ist die duale, bei der die Stellen nach steigenden Zweierpotenzen angeordnet werden. Dabei wird die Ziffer 1 mit der logischen Eins identifiziert und die Ziffer 0 mit der logischen Null. Die logischen Variablen, mit denen die einzelnen Stellen charakterisiert werden, bezeichnen wir mit Kleinbuchstaben, die ganze Zahl mit Großbuchstaben. Für die Darstellung einer N-stelligen Zahl im Dualcode gilt also: XN = χΝ_χ · 2Ν-λ + xN-2 · 2N~2 + · · · + Xl · 2 1 + x0 · 2° Natürlich muß man immer klar unterscheiden, ob man eine Rechenoperation mit Ziffern vornehmen will oder eine Verknüpfung von logischen Variablen. Den Unterschied wollen wir noch einmal an einem Beispiel erläutern. Es soll der Ausdruck 1 + 1 berechnet werden. Interpretieren wir das Rechenzeichen (+) als Additionsbefehl im Dezimalsystem, erhalten wir die Beziehung: 1+ 1 = 2 Dagegen ergibt die Addition im Dualsystem: 1 + 1 = 1O2

(lies: Eins-Null)

8.1 Zahlendarstellung

657

Interpretieren wir das Rechenzeichen (+) als Disjunktion von logischen Variablen, ergibt sich: 1+ 1 = 1


Digitalschaltungen können nur binäre, d.h. zweiwertige Informationen verarbeiten. Deshalb muß die Zahlendarstellung vom gewohnten Dezimalsystem in ein binäres System übersetzt werden. Dafür gibt es verschiedene Möglichkeiten, die in den folgenden Abschnitten zusammengestellt sind.

8.1.1 Positive ganze Zahlen im Dualcode

Die einfachste binäre Zahlendarstellung ist der Dualcode. Die Stellen sind nach steigenden Zweierpotenzen angeordnet. Für die Darstellung einer N-stelligen Zahl im Dualcode gilt also: N-l

ZN = i=0

Entsprechend zum Dezimalsystem schreibt m a n einfach die Ziffernfolge {ZN-I '"ZQ] auf u n d denkt sich die Multiplikation mit der betreffenden Zweierpotenz u n d die Addition dazu. Beispiel: 15253 Dez = 1 1 1 0 1 1 1 0 0 1 0 1 0 1 2

13

Dual 2°

Stellenwert

Oktalcode Wie m a n sieht, ist die Dualdarstellung schwer zu lesen. Man benutzt deshalb eine abgekürzte Schreibweise, indem m a n jeweils drei Stellen zu einer Ziffer zusammenfaßt u n d den Wert dieser dreistelligen Dualzahl als Dezimalziffer anschreibt. Da die entstehenden Ziffern nach Potenzen von 2 3 = 8 geordnet sind, spricht m a n vom Oktalcode.

3

5

6

2

5

Oktal

0 11

1 01

1 10

0 10

1 0 1

Dual

12

9

6

3

2° 8°

Beispiel: 15253 Dez =

2

8

4

2

8

3

2

8

2

2

8

1

Stellenwert


658 Hexadezimalcode

Eine andere gebräuchliche abgekürzte Schreibweise ist die Zusammenfassung von jeweils vier Dualstellen zu einer Ziffer. Da die entstehenden Ziffern nach Potenzen von 24 = 16 geordnet sind, spricht man vom Hexadezimalcode. Jede Ziffer kann Werte zwischen 0 und 15 annehmen. Dafür reichen die Dezimalziffern nicht aus. Die Ziffern „zehn" bis „fünfzehn" werden deshalb durch die Buchstaben Α bis F dargestellt. Beispiel: 15253Dez =

3

Β

9

5

Hex

00 1 1

10 11

100 1

0 1 01

Dual

12

8

4

2° 16°

2 16 3

2 1 16

2 16 2

Stellenwert

8.1.2 Positive ganze Zahlen im BCD-Code Zur Zahlen-Ein- und -Ausgabe sind Dualzahlen ungeeignet, da wir gewohnt sind, im Dezimalsystem zu rechnen. Man hat deshalb die binär codierten Dezimalzahlen (BCD-Zahlen) eingeführt. Bei ihnen wird jede einzelne Dezimalziffer durch eine binäre Zahl dargestellt, z.B. durch die entsprechende Dualzahl. In diesem Fall gilt beispielsweise

15253Dez =

1

5

0 00 1

0 101

4

10

2 3

10

5

0010 2

10

0 101 1

10

3

Dez

001 1

BCD

10°

Stellenw.

Eine so kodierte Dezimalzahl wird genauer als BCD-Zahl im 8421-Code oder als natürliche BCD-Zahl bezeichnet. Die einzelnen Dezimalziffern lassen sich auch noch durch andere vier- oder mehrstellige Binärkombinationen darstellen. Da der 8421-BCD-Code am weitesten verbreitet ist, wird er oft als BCD-Code schlechthin bezeichnet. Wir wollen uns diesem Sprachgebrauch anschließen und auf Abweichungen vom natürlichen BCD-Code besonders hinweisen. Mit einer vierstelligen Dualzahl lassen sich Zahlen zwischen 0 und 15Dez darstellen. Beim BCD-Code werden davon nur zehn Kombinationen benutzt. Aus diesem Grund benötigt die BCD-Darstellung mehr Bits als die Dualdarstellung. 8.1.3 Ganze Dualzahlen mit beliebigem Vorzeichen Darstellung nach Betrag und Vorzeichen Eine negative Zahl läßt sich ganz einfach dadurch charakterisieren, daß man vor die höchste Stelle ein Vorzeichenbit s setzt. Null bedeutet „positiv", Eins

8.1

Zahlendarstellung

659

bedeutet „negativ". Eine eindeutige Interpretation ist nur möglich, wenn eine feste Wortbreite vereinbart ist. Beispiel für eine Wortbreite von 8 bit: +118 D e z =

0

1

1

1

0

1

1

02

- 118Dez =

1

1

1

1

0

1

1

02

6

5

4

3

2

1

2°

2

2

2

2

2

2

Darstellung im Zweierkomplement (Two's Complement)

Die Darstellung nach Betrag und Vorzeichen hat den Nachteil, daß positive und negative Zahlen nicht einfach addiert werden können. Ein Addierer muß beim Auftreten eines Minuszeichens auf Subtraktion umgeschaltet werden. Bei der Zweierkomplementdarstellung ist das nicht notwendig. Bei der Zweierkomplementdarstellung gibt man dem höchsten Bit ein negatives Gewicht. Der Rest der Zahl wird als normale Dualzahl dargestellt. Auch hier muß eine feste Wortbreite vereinbart sein, damit das höchste Bit eindeutig definiert ist. Bei einer positiven Zahl ist das höchste Bit 0. Bei einer negativen Zahl muß das höchste Bit gleich 1 sein, weil nur diese Stelle ein negatives Gewicht hat. Beispiel für eine Wortbreite von 8 bit: + 118 D ez =

0

1

1

1

-118Dez

1

0

0

0

0

1

1

0

0

1

0

BN

=

1 X

-27 26 25 24 23 22 21 2° Der Übergang von einer positiven zur betragsmäßig gleichen negativen Zahl ist natürlich etwas schwieriger als bei der Darstellung nach Betrag und Vorzeichen. Nehmen wir an, die Dualzahl BN habe ohne das Vorzeichenbit die Wortbreite N. Dann hat die Vorzeichenstelle den Wert — 2N. Die Zahl — BN entsteht demnach in der Form: = -2N

-BN

+ X

Damit ergibt sich der positive Rest X zu: X

=

2N -

BN

Dieser Ausdruck wird als das Zweierkomplement Β$ zu BN bezeichnet. Er läßt sich auf einfache Weise aus B^ berechnen. Dazu betrachten wir die größte Zahl, die sich mit Ν Stellen dual darstellen läßt. Sie hat den Wert: 1111... = 2N -

660

8

Schaltnetze (Kombinatorische Logik)

Subtrahiert man von dieser Zahl eine beliebige Dualzahl BN, erhält man offensichtlich eine Dualzahl, die sich durch Negation aller Stellen ergibt. Diese Zahl nennt man das Einerkomplement Β$ zu BN. Damit gilt: = 2N -

B™

1 - BN

= 2 N - BN - 1

und: «(2)

(8.1)

R

Das Zweierkomplement einer Dualzahl ergibt sich also durch Negation aller Stellen und Addition von 1. Man kann leicht zeigen, daß man die Vorzeichenstelle nicht getrennt behandeln muß, sondern zum Vorzeichenwechsel einfach das Zweierkomplement der ganzen Zahl einschließlich Vorzeichenstelle bilden kann. Damit gilt für Dualzahlen in der Zweierkomplementdarstellung die Beziehung: (8.2)

Diese Beziehung gilt für den Fall, daß man im Ergebnis ebenfalls nur Ν Stellen betrachtet und die Überlaufstelle unbeachtet läßt. Beispiel für eine 8stellige Dualzahl in Zweierkomplementdarstellung: 0 1110 110 118Dez= Einerkomplement: 10 0 0 10 0 1 + Zweierkomplement:

1 1 0 0 0 1 0 1 0— - 118Dez

Rückverwandlung: Einerkomplement:

0 1 1 1 0 1 01 +

Zweierkomplement:

1 0 1 1 1 0 1 1 0 = + 118Dez

Vorzeichenergänzung (Sign Extension) Wenn man eine positive Zahl auf eine größere Wortbreite erweitern will, ergänzt man einfach führende Nullen. In der Zweierkomplementdarstellung gilt eine andere Regel: Man muß das Vorzeichenbit vervielfältigen. Beispiel:

8 bit

16 bit

118Dez

= 0 1 1 1 0 1 1 0 = 0 0 0 0 0 0 0 0 0 1 1 1 0 1 1 0

- H8Dez

= 1 0 00 1 0 1 0 = 1 1 1 1 1 1 1 1 1 0 0 0 1 0 1 0 Vorzeichenerweiterung

8.1 Zahlendarstellung Dezimal

661

Zweierkomplemen t bj

be

h

h

Offset-Dual

h

b2

h

bo

by

h

h

h

h

b2

bi

bo

0

1

1

1

1

1

1

1

1

1

1

1

1

1

1

1

1

0

0

0

0

0

0

0

1

1

0

0

0

0

0

0

1

0

0

0

0

0

0

0

0

0

1

0

0

0

0

0

0

0

-1

1

1

1

1

1

1

1

1

0

1

1

1

1

1

1

1

-127

1

0

0

0

0

0

0

1

0

0

0

0

0

0

0

1

-128

1

0

0

0

0

0

0

0

0

0

0

0

0

0

0

0

127

Tab. 8.1. Zusammenhang zwischen der Zweierkomplement- und der Offset-Dual-Darstellung

Der Beweis ist einfach. Bei einer N-stelligen negativen Zahl hat das Vorzeichenbit den Wert — 2 N - 1 . Erweitert man die Wortbreite um ein Bit, muß man eine führende Eins ergänzen. Die hinzugefügte Vorzeichenstelle hat den Wert — 2N. Die alte Vorzeichenstelle ändert ihren Wert von - 2N~l auf +2N~l. Beide Stellen zusammen haben demnach den Wert: — 2N + 2Ν~λ

- - — 2 2Ν~λ 4- 2Ν~λ — — 2Ν~ι

Er bleibt also unverändert. Offset-Dual-Darstellung (Offset Binary)

Es gibt Schaltungen, die nur positive Zahlen verarbeiten können. Sie interpretieren die höchste Stelle also grundsätzlich als positiv. In solchen Fällen definiert man die Mitte des darstellbaren Zahlenbereichs als Null (Offset-Darstellung). Mit einer 8stelligen positiven Dualzahl kann man den Bereich 0 bis 255 darstellen, mit einer 8stelligen Zweierkomplementzahl den Bereich — 128 bis +127. Zum Übergang in die Offset-Dual-Darstellung verschiebt man den Zahlenbereich durch Addition von 128 nach 0 bis 255. Zahlen über 128 sind demnach positiv zu werten, Zahlen unter 128 als negativ. Die Bereichsmitte 128 bedeutet in diesem Fall Null. Die Addition von 128 kann man ganz einfach durch Negation des Vorzeichenbits in der Zweierkomplementdarstellung vornehmen. Eine Übersicht über einige Zahlenwerte ist in Tab. 8.1 zusammengestellt. 8.1.4 Festkomma-Dualzahlen

Entsprechend zum Dezimalbruch definiert man den Dualbruch so, daß man die Stellenwerte hinter dem Komma als negative Zweierpotenzen interpretiert. Bespiel: 225,8125 Dez =

1

0

0

0

0 1

,

2°

1

2- 1

7-2

662


In der Regel wird eine feste Stellenzahl hinter dem Komma vereinbart. Daher kommt die Bezeichnung Festkomma-Dualzahl. Negative Festkommazahlen werden nach Betrag und Vorzeichen angegeben. Durch die Festlegung einer bestimmten Stellenzahl kann man durch Multiplikation mit dem Kehrwert der niedrigsten Zweierpotenz ganze Zahlen herstellen, die in den beschriebenen Darstellungen verarbeitet werden können. Für die Zahlenausgabe macht man die Multiplikation wieder rückgängig. 8.1.5 Gleitkomma-Dualzahlen Entsprechend zur Gleitkomma-Dezimalzahl Zio = Μ · 10

£

definiert man die Gleitkomma-Dualzahl: Z2 =

M-2E

Darin ist Μ die Mantisse und Ε der Exponent. Beispiel: 225,8125

Dezimal, Festkomma

=2,258125 Ε 2

Dezimal, Gleitkomma

= 11100001,1101

Dual, Festkomma

= 1,11000011101 Ε Olli

Dual, Gleitkomma

Zur Rechnung mit Gleitkommazahlen verwendet man heutzutage durchweg die im Floating-Point-Standard IEEE-P754 genormte Zahlendarstellung. Diese Zahlendarstellung wird nicht nur in Rechenanlagen, sondern auch in PCs und zum Teil sogar auch in Signalprozessoren eingesetzt und vielfältig durch die entsprechenden Arithmetik-Prozessoren unterstützt. Dabei kann der Anwender zwischen zwei Rechengenauigkeiten wählen: dem 32-bit-Single-Precision-Format und der Double-Precision-Darstellung mit 64 bit. Intern wird mit 80 bit Genauigkeit gerechnet. Diese drei Zahlenformate sind in Tab. 8.2 und Abb. 8.3 dargestellt. Man kann hier drei Bereiche unterscheiden: das Vorzeichenbit S, den Exponenten Ε und die Mantisse M. Die Wortbreite des Exponenten und der Mantisse hängen von der gewählten Genauigkeit ab. Die Mantisse Μ wird beim IEEE-Standard durch die Ziffern rao, m\y ra2 ... angegeben. Im Normalfall ist die Mantisse auf ra0 = 1 normiert: k

Μ

1

2

= 1 + mi - 2 " + ra2 ·2~ + ... = l

^

ihr Betrag liegt demnach zwischen 1 < Μ < 2. Die Ziffer rao = 1 wird nur bei der internen Darstellung angegeben, sonst ist sie verborgen, und man muß sie sich zur Rechnung ergänzen.


663

IEEE Format

VortBreite

Vorzeichen S

Exponent Bereich Breite Ε

Einfach Doppelt Intern

32 bit 64 bit 80 bit

1 bit 1 bit lbit

8 bit 11 bit 15 bit

2

±127 ±1023

Mantisse Breite Genauigkeit Μ 3.ί 1 0 ± 3 8

23 bit= 7 Dez. Stellen 52 bit=16 Dez. Stellen 64 bit=19 Dez. Stellen

ί 1O±308 2±16383 ^ί 1 0 ± 4 9 3 2 2

ft

Tab. 8.2 Spezifikationen der IEEE-Gleitkommaformate

Breite

1

32

64

80 |

Einfach S e 7

I

Doppelt 5 eio

eo|./7)i

Intern Seu

rn52

en\mQ.m]

LJ

m63\

!

1

Abb. 8.3. Vergleich der Gleitkommaformate

Der Exponent Ε wird beim IEEE-Format als Offset-Dualzahl angegeben, damit

positive und negative Werte definiert werden können. Zur Rechnung muß man daher einen Offset von der Größe des halben Bereichs subtrahieren. Er beträgt 27 — 1 = 2

10

127

- 1 = 1 023

2 1 4 - 1 =16 383

bei einfacher Genauigkeit, bei doppelter Genauigkeit, bei interner Genauigkeit.

Das Vorzeichen der ganzen Zahl wird durch das Vorzeichenbit S bestimmt. Hier erfolgt also eine Darstellung nach Betrag und Vorzeichen. Der Wert einer IEEE-Zahl läßt sich demnach auf folgende Weise berechnen: Ζ = ( - l ) s · Μ · 2 £ -° f f s e t Am Beispiel der einfachen IEEE-Genauigkeit mit 32 bit Wortbreite soll dies

noch etwas genauer erklärt werden. Die Aufteilung eines Wortes ist in Abb. 8.4 dargestellt. Das höchste Bit ist das Vorzeichenbit S. Dann folgen 8 bit für den Vorz.

Exponent

1,

Mantisse

ι/) Nibbel 1 Nibbel 2 Nibbel 3 \ ' /\ Byte 1

V

Nibbel Α

Byte 2

Nibbel 5 /\ /v

Nibbel 6

Byte 3

Wort! Abb. 8.4. Aufteilung einer 32 bit-Gleitkomma-Zahl

/v

Nibbel 7 Nibbel 8

γ

Wort 2

Byte A

664 NOR!

8 Schaltnetze (Kombinatorische Logik) =3 F Ε 0 0 0 0 0Hex= 0 +

NOR 2

=BFB00000Hex=l

0 111111 1

,

127 0 111111 1

= 4 1 2 0 0 0 0 0Hex= 0 +

NORmax=7 F 7 F F F F FHex=0 + INF

=7F80 0 0 00Hex=0 +

ZERO

= 0 0 0 0 0 0 0 0Hex= x

100 00 0 1 0

,

,

,

0

0100

Q

= +10

1111... 1

= + 2 1 2 7 ( 2 - 2~ 23 )

23

1 - 2~ ,

255 00000000

=-1,375

0,25

254 1111111 1

0 1 1 0 ... 0 0,375

130 1111111 0

= +1,75

0,75

127 NOR 3

1 1 0 0 ... 0

0 0 0 0 ... 0

= +oo

0 ,

0 0 0 0 ... 0

=

0

0

Tab. 8.3. Beispiele für normierte Zahlen und Ausnahmen im 32 bit-Gleitkomma-Format

Exponenten und 23 bit für die Mantisse. Das höchste Bit der Mantisse m0 = \ ist verborgen; das Komma steht vor m\. Der Stellenwert von m.\ ist also \. Die ganze Zahl läßt sich aufteilen in zwei Worte zu je 16 bit oder 4 Byte oder 8 Nibbel. Sie läßt sich daher mit 8 Hex-Zeichen angeben. In Tab. 8.3 stehen einige Beispiele. Die normierte Zahl NORi besitzt einen Exponenten von 127; nach Abzug des Offsets von 127 ergibt sich ein Multiplikator von 2° = 1. Der dargestellte Wert der Mantisse beträgt 0,75. Zusammen mit der verborgenen 1 ergibt sich der angegebene Wert +1,75. Im zweiten Beispiel NOR2 wurde eine negative Zahl gewählt; hier ist S — 1. Die Zahl 10 im dritten Beispiel wird normiert dargestellt als 10 = 2 3 · 1,25. Zu der angegebenen Hex-Darstellung gelangt man, indem man (wie immer) die Bitfolge in Vierergruppen zusammenfaßt und die zugehörigen Hex-Symbole verwendet. Leider ist die Hex-Darstellung von IEEE-Zahlen sehr unübersichtlich, weil im ersten Symbol das Vorzeichen und ein Teil des Exponenten enthalten ist, und im dritten Symbol Exponent und Mantisse gemischt sind. Ein paar Sonderfälle sind ebenfalls in Tab. 8.3 aufgelistet. Die größte im 32 bit IEEE-Format darstellbare Zahl beträgt: NORmax = 2254"127(1 + 1 - 2" 23 ) = 2127(2 - 2"23) % 2128 % 3,4 · 1038 Die Exponenten 0 bzw. 255 sind für Ausnahmen reserviert. Der Exponent 255 wird in Verbindung mit der Mantisse 0 als ±00 interpretiert, je nach Vorzeichen. Sind Exponent und Mantisse beide 0, wird die Zahl als Ζ — 0 gewertet. In diesem Fall spielt das Vorzeichen keine Rolle.

8.2

665

Multiplexer

8.2

Multiplexer Multiplexer sind Schaltungen, die eine von mehreren Datenquellen an einem einzigen Ausgang durchschalten. Welche Quelle ausgewählt wird, muß durch eine Adresse festgelegt werden. Die inverse Schaltung, die Daten nach Maßgabe einer Adresse auf mehrere Ausgänge verteilt, heißt Demultiplexer. Die Adressierung des ausgewählten Ein- bzw. Ausganges übernimmt bei beiden Schaltungen ein 1-aus-n-Dekoder, der zunächst beschrieben werden soll. 8.2.1 1-aus-A/Decoder

Ein 1-aus-rc-Decoder ist eine Schaltung mit η Ausgängen und lan Eingängen. Die Ausgänge yj sind von 0 bis (n — 1) numeriert. Ein Ausgang geht genau dann auf Eins, wenn die eingegebene Dualzahl Α gleich der Nummer / des betreffenden Ausgangs ist. Tabelle 8.4 zeigt die Wahrheitstafel für einen l-aus-4-Decoder. Die Variablen «o u n d ßi stellen den Dualcode der Zahl Α dar. Daraus läßt sich unmittelbar die disjunktive Normalform der Umkodierungsfunktionen ablesen. Abb. 8.5 zeigt die entsprechende Realisierung. Bei monolithisch integrierten Realisierungen wird statt der UND-Verknüpfung häufig eine NAND-Verknüpfung gewählt. Die Ausgangsvariablen sind deshalb meist negiert. Weitere IC-Typen findet man im folgenden Abschnitt über Demultiplexer. IC-Typen: 10 Ausgänge

TTL 74LS42

Abb. 8.5. Schaltung eines l-aus-4-

Decoders

CMOS 4028

A

fli

a0

0 1 2 3

0 0 1 1

0 1 0 1

0 0 0 1

yi

Ά

0 0 1 0

0 1 0 0

1 0 0 0

Tab. 8.4. Wahrheitstafel eines l-aus-4-Decoders

666

8


/o

Decoder

&h—yi -y 0 d -

Abb. 8.6. Prinzipielle Wirkungsweise

Abb. 8.7. Schaltung eines Demultiplexers

8.2.2 Demultiplexer

Mit einem Demultiplexer kann man eine Eingangsinformation d an verschiedene Ausgänge verteilen. Er stellt eine Erweiterung des 1-aus-w-Decoders dar. Der adressierte Ausgang geht nicht auf Eins, sondern nimmt den Wert der Eingangsvariable d an. Abb. 8.6 zeigt das Prinzip anhand von Schaltern, Abb. S.7 die Realisierung mit Gattern. Macht man d = const = 1, arbeitet der Demultiplexer als l-aus-zt-Decoder. Gebräuchliche Demultiplexer sind in Tab. 8.5 zusammengestellt.

Ausgänge 16 8 8 2 x4 2χ4 1

TTL 74LS154 74LS138 1 74ALS538 74LS139 74ALS5391

ECL 10162 10172

Ausgangspolarität umschaltbar

Tab. 8.5. Integrierte Demultiplexer

CMOS 4514 74HC138 40 Η 138 74HC139 4555

8.2

667

Multiplexer

σ0—

-

σ

·—ΠΊο—|

1-ausADecoder

ο

a

α,*—

1—ι ι— — _ &^—'

0 W »•

>—-y , d3-

*~

c/3^—

Abb. 8.8. Prinzipielle Wirkungsweise eines Multiplexers

_

ι ι 1

IIV

&\ 1

Η to.

—^y

1—1

1

—| &

Abb. 8.9. Schaltung eines Multiplexers y=

8.2.3 Multiplexer

Die Umkehrung des Demultiplexers heißt Multiplexer. Ausgehend von der Prinzipschaltung in Abb. 8.6 kann man ihn dadurch realisieren, daß man die Ausgänge mit dem Eingang vertauscht. Dadurch entsteht die Prinzipschaltung in Abb. 8.8. Daran läßt sich die Funktion besonders einfach erläutern: Ein 1-aus-w-Decoder wählt von η Eingängen denjenigen aus, dessen Nummer mit der eingegebenen Zahl übereinstimmt, und schaltet ihn auf den Ausgang durch. Die entsprechende Realisierung mit Gattern ist in Abb. 8.9 dargestellt. In CMOS-Technik kann man Multiplexer sowohl mit Gattern als auch mit Analogschaltern (Transmission Gate) realisieren. Bei Verwendung von Analogschaltern ist die Signalübertragung bidirektional. Deshalb wird in diesem Fall der Multiplexer identisch mit dem Demultiplexer, wie der Vergleich von Abb. 8.6 mit 8.8 zeigt. Man bezeichnet die Schaltung in diesem Fall als AnalogMultiplexer/Demultiplexer.

1-aus^-Decoder

tf>

I & & & &

1 - aus Ü -Decoder

I 1

EN I V

a ·•

Ct

EN

-η

d\-— EN

Ο

Abb. 8.10. Multiplexer mit Open-CollectorGattern

EN

IV

Abb. 8.11. Multiplexer mit TristateGattern

668

Eingänge

16 2x8 8 2x4 8x2 4x2

8

TTL

ECL

CMOS digital

CMOS analog

4515 10164 10174

4512 4539

4067 4097 4051 4052

10159

4519

4066

74LS150 74LS151 74LS153 74LS604 74LS157


Tab. 8.6. Integrierte Multiplexer. CMOS, analog, bedeutet Multiplexer/Demultiplexer mit Transmission-Gate

Die in Multiplexern erforderliche ODER-Verknüpfung läßt sich auch mit einer Wired-OR-Verbindung realisieren. Diese Möglichkeit ist für Open-CollectorAusgänge in Abb. 8.10 dargestellt. Da sich dabei in positiver Logik eine UNDVerknüpfung ergibt, muß man - wie in Abb. 7.19 auf S. 638 - auf die negierten Signale übergehen. Möchte man den mit Open-Collector-Ausgängen verbundenen Nachteil der größeren Anstiegszeit umgehen, kann man Tristate-Ausgänge parallelschalten, von denen jeweils nur einer eingeschaltet wird. Diese Alternative ist in Abb. 8.11 dargestellt. Die in Abb. 8.10 und 8.11 dargestellten Möglichkeiten zur Realisierung der ODER-Verknüpfung werden in integrierten Multiplexern nicht angewendet. Sie sind aber dann von Bedeutung, wenn die Signalquellen des Multiplexers räumlich verteilt sind. Solche Anordnungen ergeben sich bei Bussystemen, wie sie in Kapitel 20 beschrieben werden. Gebräuchliche Multiplexer sind in Tab. 8.6 zusammengestellt. 8.3

Prioritäts-Decoder Um den 1-aus-tt-Code in den Dualcode zu verwandeln, kann man einen Prioritäts-Decoder verwenden. An seinen Ausgängen tritt eine Dualzahl auf, die der höchsten Eingangsnummer entspricht, an der eine Eins anliegt. Der Wert der darunterliegenden Eingangsvariablen ist gleichgültig. Daher rührt der Name Prioritäts-Decoder. Wegen dieser Eigenschaft läßt sich mit der Schaltung nicht nur der 1-aus-rc-Code umwandeln, sondern auch ein Summencode, bei dem nicht nur eine Stelle Eins ist, sondern auch alle darunter liegenden. Die Wahrheitstafel des Prioritäts-Kodierers ist in Tab. 8.7 zusammengestellt. IC-Typen: l-aus-10-Code: l-aus-8-Code erweiterbar:

SN 74147 (TTL) SN 74148 (TTL); MC 10165 (ECL); MC 14532 (CMOS)

8.4 Schiebelogik (Barrel Shifter) /

x9

0

0

1

0

2

669

x7

x6

0

0

0

0

0

0

0

0

0

0

0

0

0

0

0

0

x4

X\

*3

yi

Ά

3

0

0

0

0

0

0

0 0 0 1

0 1

0

0

0

0

0

0

0

1

1

X

0

0

1

0

X

X

0

0

1

1

4

0

0

0

0

0

1

X

X

χ

0

1

0

0

0

0

5

0

0

0

0

1

X

X

X

X

0

1

0

1

6

0

0

0

1

X

X

χ

X

χ

0

1

1

0

7

0

0

1

X

X

X

X

X

χ

0

1

1

1

8

0

1

X

X

X

X

X

X

X

1

0

0

0

9

1

X

X

χ

χ

X

X

X

X

1

0

0

1

Tab. 8.7. Wahrheitstafel eines Prioritäts-Decoders, χ = beliebig

8.4 Schiebelogik (Barrel Shifter) Bei vielen Rechenoperationen muß man ein Bitmuster um eine oder mehrere Stellen verschieben. Diese Operation wird üblicherweise mit einem Schieberegister durchgeführt, wie es in Kapitel 9.5 beschrieben wird. Dabei ergibt sich pro Takt eine Verschiebung um eine Stelle. Nachteilig ist, daß man eine Ablaufsteuerung benötigt, um das Schieberegister zunächst mit dem Bitmuster zu laden und anschließend die Verschiebung um eine vorwählbare Stellenzahl vorzunehmen. Dieselbe Operation läßt sich ohne getaktete Ablaufsteuerung durchführen, indem man wie in Abb. 8.12 ein entsprechendes Schaltnetz mit Multiplexern aufbaut. Aus diesem Grund bezeichnet man die ungetakteten Schieberegister auch als kombinatorische oder asynchrone Schieberegister. Legt man in Abb. 8.12 die Adresse A = 0 an, wird y$ — x 3 , yi — x2 usw. Legt man die Adresse A = 1 an, wird entsprechend der Verdrahtung y$ = x2, yi — X\> y\ — Xo und y§ = X-\. Das Bitmuster X erscheint also um eine Stelle nach links verschoben am Ausgang. Dabei geht wie bei einem normalen Schieberegister das höchste Bit verloren. Verwendet man Multiplexer mit Ν Eingängen, kann man eine Verschiebung um

*-

2 X- 3 1

I 0

1 2 3 Multiplexer

Τ y3

0

1 2 3 Multiplexer

v2

0

1

2 3 Multiplexer

yy

Abb. 8.12. Ungetaktetes Schieberegister aus Multiplexer!!

0

\

1 2 3 Multiplexer


670

ax 0 0 1 1

a0 0 1 0 1

yi

Ά

*3

*2

Χι

*2

X\

Xo

X-i

Xl

Xo

x-i

X-2

Xo

X-i

X-2

X-3

Xo

Tab. 8.8. Funktionstabelle des ungetakteten Schieberegisters

0,1,2... (N - 1) Stellen vornehmen. Bei dem Beispiel in Abb. 8.12 ist Ν = 4. Damit ergibt sich die Funktionstabelle in Tab. 8.8. Möchte man verhindern, daß die höheren Bits verloren gehen, kann man das Register wie in Abb 8.13 durch Anreihen identischer Schaltungen verlängern. Bei dem gewählten Beispiel Ν = 4 kann man auf diese Weise eine 5 bit-Zahl X ohne Informationsverlust um maximal 3 Stellen verschieben. Sie erscheint dann in dem Bereich von y>, bis yj. Man kann die Schaltung in Abb. 8.12 auch als Ring-Schieberegister betreiben, indem man die Erweiterungseingänge x_i bis x_ 3 wie in Abb. 8.14 mit den Eingängen X\ bis x$ verbindet. IC-Typen: 16 bit (TTL):

SN 74 AS 897

von Texas Instruments

16 bit (TTL):

AM 29130

von AMD

Λ3

_L

3 2 1 0 - 1 - 2 - 3 ungetaktetes Schieberegister 3 2 1 0

ΓΤΤΤ y7

Λ2

T77

3 2 1 0 - 1 - 2 - 3 ungetaktetes Schieberegister 3 2 1 0

ΓΤΤΤ

Abb. 8.13. Erweiterung eines ungetakteten Schieberegisters

X3 1

*2

3

2

X0

X

1 1

0 - 1 - 2 - 3

ungetaktetes Schieberegister

ΓΤΤΤ>b

Abb. 8.14. Ungetaktetes Ring-Schieberegister

8.5 Komparatoren

671

>A--B

Abb. 8.15. Identitätskomparator für zwei N-stellige Zahlen

8.5 Komparatoren Komparatoren sind Schaltungen, die zwei Zahlen miteinander vergleichen. Die wichtigsten Vergleichskriterien sind A = Β, A > Β und A < Β. Zunächst wollen wir Komparatoren behandeln, die die Gleichheit zweier Binärzahlen feststellen. Das Kriterium für die Gleichheit zweier Zahlen ist, daß sie in allen Bits übereinstimmen. Der Komparator soll am Ausgang eine logische Eins liefern, wenn die beiden Zahlen gleich sind, sonst eine Null. Der einfachste Fall ist der, daß die zu vergleichenden Zahlen nur aus einem einzigen Bit bestehen. Dann können wir als Komparator die Äquivalenz-Schaltung (Exklusiv-NOR-Gatter) verwenden. Zwei N-stellige Zahlen vergleicht man Bit für Bit mit je einer Äquivalenz-Schaltung und bildet die UND-Verknüpfung ihrer Ausgänge, wie es in Abb. 8.15 dargestellt ist. IC-Typen: 2 x 8 Eingänge:

SN 74 LS 688 (TTL) von Texas Instr.

2 x 9 Eingänge:

Am 29809 (TTL) von AMD.

Universellere Komparatoren sind solche, die außer der Gleichheit zweier Zahlen feststellen können, welche der beiden größer ist. Solche Schaltungen werden als Größen-Komparatoren (Magnitude Comparator) bezeichnet. Um einen Größenvergleich durchführen zu können, muß man wissen, in welchem Code die Zahlen verschlüsselt sind. Im folgenden wollen wir davon ausgehen, daß die Zahlen im Dual-Code vorliegen, also ist.

Abb. 8.16. bit-Komparator mit Größenvergleich

a

b

ya>b

ya=b

yaC1 D » ι 10 Rm G| R

Abb. 9.13. Zeitlicher Verlauf der Eingangs- und Ausgangssignale im einflankengetriggerten D-Flip-Flops

Abb. 9.14. Schaltsymbol des einflankengetriggerten D-FlipFlops

der Takt auf 1 geht, wird die in diesem Augenblick anliegende Information D im Master eingefroren und an den Slave und damit an den Q-Ausgang übertragen. Die bei der positiven Taktflanke am D-Eingang anliegende Information wird also momentan an den Q-Ausgang übertragen. In der übrigen Zeit ist der Zustand des D-Eingangs ohne Einfluß. Dies erkennt man auch an der Abb. 9.13. Im Unterschied zum /K-Flip-Flop mit Eingangsblockierung erscheint der eingelesene Wert nicht erst bei der negativen Taktflanke am Ausgang, sondern sofort. Aus diesem Grund besitzt das Schaltsymbol in Abb. 9.14 auch keine Verzögerungs-Symbole. Darin liegt ein entscheidender Vorteil, weil nun die ganze Taktperiodendauer zur Bildung der neuen D-Signale zur Verfügung steht. Wenn man JK-Flip-Flops verwendet, muß dieser Vorgang ablaufen, während der Takt Null ist, also bei symmetrischem Takt in der halben Zeit. Beispiele für IC-Typen: 74LS74 (TTL); 10131 (ECL);

4013 (CMOS)

Einflankengetriggerte D-Flip-Flops lassen sich auch als Toggle-Flip-Flops betreiben. Dazu macht man wie in Abb. 9.15 D = Q. Dann invertiert sich der Ausgangszustand bei jeder positiven Taktflanke. Dies veranschaulicht Abb. 9.16. - Beim Einsatz transparenter D-Flip-Flops würde man statt der Frequenzteilung eine Dauerschwingung erhalten, solange der Takt C = 1 ist, da dann wegen des unver riegelten Signaldurchlaufs jeweils nach Ablauf einer Verzögerungszeit eine Invertierung erfolgen würde. Man kann die Invertierung auch von einer Steuervariablen abhängig machen, indem man über einen Multiplexer wahlweise Q bzw. Q auf den D-Eingang rückkoppelt. Gesteuert wird der Multiplexer vom Toggle-Eingang Τ in Abb. 9.17. Dieselbe Funktionsweise besitzt das /iC-Flip-Flop in Abb. 9.18 mit verbundenen JK-Eingängen. Die Toggle-Flip-Flops in Abb. 9.17/18 stellen die Grundbausteine von Zählern dar.

\D Abb. 9.15. Einflankengetriggertes D-FlipFlop als Frequenzteiler

H. Abb. 9.16. Zeitlicher Verlauf im Frequenzteiler

692

9

I

ι—° ι—

C

&

Schaltwerke (Sequentielle Logik)

Μ

&

Cm

"I

1

\—

Abb. 9.17. Erwiterung eines D-Flip-Flops zum Toggle-Flip-Flop

*-{&

Abb. 9.18. Beschaltung eines /K-Flip-Flops zum Toggle-Flip-Flop für

Τ = 0 Τ =1

Noch universellere Flip-Flops ergeben sich, wenn man zusätzlich die Möglichkeit zur synchronen Dateneingabe schafft. Dazu kann man dem Multiplexer vor dem D-Eingang einen weiteren Eingang geben, der wie in Abb. 9.19 über den Load-Eingang L angewählt wird. Für L = 1 wird y — D und damit nach dem nächsten Takt Q = D. Für L = 0 arbeitet die Schaltung genauso wie die in Abb. 9.17. Die Funktionsweise dieses Multifunktions-Flip-Flops ist in Abb. 9.21 zusammengestellt. Dasselbe Verhalten läßt sich auch mit einem /iC-Flip-Flop gemäß Abb. 9.20 realisieren. Für L = 1 wird J = D bzw. Κ = D. Nach dem nächsten Takt wird also Q = D. Wenn L = 0 ist, wird J = Κ = T; dann arbeitet die Schaltung wie die in Abb. 9.18. Bei /iC-Flip-Flops muß man berücksichtigen, daß die Daten schon vor der positiven Taktflanke anliegen müssen, aber erst nach der negativen Taktflanke am Ausgang erscheinen. Bei den normalen /iC-Flip-Flops (nach Abb. 9.8 auf S. 689) muß man außerdem sicherstellen, daß sich die / - und K-Eingänge nicht ändern, solange der Takt C = 1 ist. Während dieser Zeit dürfen sich daher auch die L-, T- und D-Eingänge nicht ändern.

Τ » m

y

C *

L

2 3

61

\U

>C\

h r 1 ^! 1

Q Q

IIV

[_

I

C·· Abb. 9.19.

Abb. 9.20.

Abb. 9.19/20 Multifunktions-Flip-Flops Τ = Toggle, L = Load, D = Daten,

I

C = Clock

>C1 IK

9.2 Dualzähler

Abb. 9.21. Schaltsymbol eines Multifunktions-Flip-Flops

693 L

τ

Q

0 0 1 1

0 1

Q-i

0

D D

1

Q-i

Tab. 9.5. Funktionstabelle eines Multifunktions-Flip-Flops

9.2

Dualzähler Eine wichtige Gruppe von Schaltwerken sind die Zähler. Als Zähler kann man jede Schaltung verwenden, bei der innerhalb gewisser Grenzen eine eindeutige Zuordnung zwischen der Zahl der eingegebenen Impulse und dem Zustand der Ausgangsvariablen besteht. Da jede Ausgangsvariable nur zwei Werte annehmen kann, gibt es bei η Ausgängen 2" mögliche Kombinationen. Oft wird aber nur ein Teil der möglichen Kombinationen ausgenutzt. Welche Zahl durch welche Kombination dargestellt werden soll, ist an und für sich beliebig. Zweckmäßigerweise wählt man jedoch im Zähler eine Zahlendarstellung, die sich leicht verarbeiten läßt. Zu den einfachsten Schaltungen gelangt man bei der reinen Dualdarstellung. Tabelle 9.6 zeigt die entsprechende Zuordnung zwischen der Zahl der Eingangsimpulse Ζ und den Werten der Ausgangsvariablen zz für einen 4 bitDualzähler. Liest man diese Tabelle von oben nach unten, kann man zwei Gesetzmäßigkeiten erkennen: 1) Eine Ausgangsvariable zz ändert dann ihren Wert, wenn die nächst niedrigere Variable z,_i von 1 auf 0 geht. 2) Eine Ausgangsvariable zz ändert immer dann ihren Wert, wenn alle niedrigeren Variablen z z _i...z 0 den Wert 1 besitzen und ein neuer Zählimpuls eintrifft. Diese Gesetzmäßigkeiten kann man auch aus dem Zeitdiagramm in Abb. 9.22 ablesen. Die Gesetzmäßigkeit 1) führt auf die Realisierung eines Zählers nach dem Asynchron-Verfahren, die Gesetzmäßigkeit 2) führt auf das Synchron-Verfahren. Gelegentlich benötigt man Zähler, bei denen sich der Zählerstand mit jedem Zählimpuls um Eins erniedrigt. Die Gesetzmäßigkeiten für einen solchen Rückwärtszähler kann man ebenfalls aus der Tab. 9.6 entnehmen, indem man sie von unten nach oben liest. Daraus ergibt sich folgendes: la) Eine Ausgangsvariable zz ändert beim Rückwärtszähler immer dann ihren Wert, wenn die nächst niedrigere Variable zz_i von 0 auf 1 geht.

694

9 ζ


z3

Zl

3

2

2

3 4 5 6

7 8 9 10 11 12 13 U

15 16

, ΐμμμιΐ]ίυιηηηηηηηηΛ 1

! ! ι ' ι

Abb. 9.22. Zeitlicher Verlauf der Ausgangszustände eines dualen Vorwärtszählers

0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16

Zo

2

2

1

2°

1 1 1 1 1 1 1

0 0 0 0 1 1 1 1 0 0 0 0 1 1 1 1

0 0 1 1 0 0 1 1 0 0 1 1 0 0 1 1

0 1 0 1 0 1 0 1 0 1 0 1 0 1 0 1

0

0

0

0

2 1

Z\

0 0 0 0 0 0 0 0 1

Tab. 9.6. Zustandstab eile eines Dualzählers

2a) Eine Ausgangsvariable z,· ändert beim Rückwärtszähler immer dann ihren Wert, wenn alle niedrigeren Variablen Z;_i... z0 den Wert 0 besitzen und ein neuer Zählimpuls eintrifft.

9.2.1 Asynchroner Dualzähler

Ein asynchroner Dualzähler läßt sich dadurch realisieren, daß man wie in Abb. 9.23 eine Kette von Flip-Flops aufbaut und deren Takteingang C jeweils am Ausgang Q des vorhergehenden Flip-Flops anschließt. Damit sich eine VorwärtsZählfunktion ergibt, müssen die Flip-Flops ihren Ausgangszustand ändern, wenn ihr Takt C von 1 auf 0 geht. Man benötigt also flankengetriggerte Flip-Flops, z.B.

1

1 1

ü CLK

»>

>C1 )K

υ-· u

u >C1 - \K

-

>C1 \K

Abb. 9.23. Asynchroner Dualzähler CLK = Clock RCO = Ripple Carry Output

1 !

1J-» Q [RCO >C1 )K

9.2

Dualzähler

695

/iC-Master-Slave-Flip-Flops mit J = Κ = 1. Der Zähler läßt sich beliebig erweitern. Mit zehn Flip-Flops kann man auf diese Weise schon bis 1023 zählen. Man kann auch Flip-Flops verwenden, die auf positive Taktflanken triggern, also z.B. einflankengetriggerte D-Flip-Flops. Schließt man sie wie in Abb. 9.23 an, erhält man einen Rückwärtszähler. Um eine Vorwärts-Zählfunktion zu realisieren, muß man ihren Takt invertieren. Dazu schließt man ihn einfach am Q-Ausgang des Vorgängers an. Jeder Zähler ist zugleich ein Frequenzteiler. Die Frequenz am Ausgang des Flip-Flops Fo ist gleich der halben Zählfrequenz. Am Ausgang von Fi tritt ein Viertel der Eingangsfrequenz auf, am Ausgang von F2 ein Achtel usw. Diese frequenzteilende Eigenschaft ist in Abb. 9.22 gut zu erkennen. IC-Typen: Länge 4 bit 7 bit 8 bit 24 bit 30 bit

TTL 74LS93

ECL 10178

CMC 4024

74LS393 4521 74LS292

9.2.2 Synchrone Dualzähler Das Kennzeichen der asynchronen Zähler ist, daß die Zählimpulse nur auf den Takt-Eingang des ersten Flip-Flops gegeben werden, während die übrigen FlipFlops indirekt angesteuert werden. Das hat zur Folge, daß das Eingangssignal für das letzte Flip-Flop erst ankommt, wenn alle vorhergehenden Flip-Flops umgekippt sind. Die Ausgangszustände z0 bis zn ändern sich also jeweils um die Schaltzeit eines Flip-Flops später. Bei langen Ketten und hohen Zählfrequenzen hat das zur Folge, daß sich zn erst ändert, nachdem schon neue Zählimpulse eingetroffen sind. Daher muß man nach dem letzten Zählimpuls die Verzögerungszeit der gesamten Zählkette abwarten, bevor man das Ergebnis auswerten kann. Ist eine Auswertung des Zählerstandes während des Zählens notwendig, darf die Periodendauer der Zählimpulse nicht kleiner sein als die Verzögerungszeit der Zählkette. Diese Nachteile besitzen die synchronen Zähler nicht. Sie sind dadurch gekennzeichnet, daß die Zählimpulse gleichzeitig auf alle Takteingänge C gegeben werden. Damit nun nicht bei jedem Takt alle Flip-Flops umkippen, verwendet man steuerbare Toggle-Flip-Flops nach Abb. 9.17 bzw. 9.18 auf S. 692, die nur umkippen, wenn die Steuervariable Γ = 1 ist. Die Kippbedingung lautet nach Tab. 9.6: Ein Flip-Flop eines Dualzählers darf nur dann umkippen, wenn alle niederwertigeren Flip-Flops Eins sind. Um dies zu realisieren, macht man To = 1, T\ = z0, T2 = z0 · Z\ und T3 = z0 · Z\ · z2. Die dazu erforderlichen UND-Verknüpfungen erkennt man in Abb. 9.24.

9 Schaltwerke (Sequentielle Logik)

696

π

j — >ü

Q0 I

U j— >ü

π

I

u

|—>UI

Abb. 9.24. Synchroner Dualzähler

Integrierte Synchronzähler besitzen noch einige weitere Ein- und Ausgänge, deren Funktion und Anwendung anhand von Abb. 9.25 näher erklärt werden soll. Mit dem Lösch-Eingang CLR ist es möglich, den ganzen Zähler zu löschen (Z = 0). Über den Lade-Eingang LOAD läßt sich der Zähler auf eine beliebige Zahl Ζ = D setzen. Während der Lösch-Eingang wie jeder Reset-Eingang asynchron arbeitet, gibt es für den Ladevorgang sowohl synchrone als auch asynchrone Typen. Vielstellige Zähler lassen sich durch Kaskadierung mehrerer z.B. 4stelliger Zählstufen realisieren. Die Kopplung der Stufen erfolgt über den Übertragsausgang RCO (Ripple Carry Output) und den Enable-Eingang ENT, mit dem sich die ganze Zählstufe und der Übertragsausgang blockieren lassen. Der Übertrags-

ENT RCO

1,27" 1,20 LI >C1 R

Έ

1,20 L2

1,20 L2

1,271,20 L2

CLR CLK LOAD c/2

Abb. 9.25. Praktische Ausführung von integrierten Synchronzählern. EM1 = Enable Τ ΕΝΡ = Enable P CLR = Clear CLK = Clock RCO = Ripple Carry Output

9.2

697

Dualzähler

ENP

Ρ G2

7 G\

ENT RCC

>C r η [ Π

[8 J

5

p >C η

Γ [2J [43

E/VP

G2 G1

~*~Z2 ~*" Z 3

Γ [ Π [2] [4]

[8J

ΕΛ/Γ RCO ~*"Z4 ~^Z5 Z ~^ 6 — Z7

-

ENP

G2 G1 1C7"=15

4

ENT RCO

G2 G) 1C7=15

-

1,2+

in

RCO

Γ

Γ -^z R

[21 [4]

9

10

[ Π [2] [4]

[8]

11

[81

r**z12 ^*"Z13 ~^" Z 14 i~*" z 15

CLK

Abb. 9.26. Kaskadierung von synchronen Zählstufen. CT = Content (Inhalt, Zählerstand)

ausgang soll dann Eins werden, wenn der Zählerstand 1111 erreicht ist und alle niederwertigeren Stufen ebenfalls einen Übertrag liefern. Dazu muß in jeder Zählstufe die Verknüpfung RCO = ENT · z0 · z\ - z2 · z3

gebildet werden. Das entsprechende Ausgangsgatter ist in Abb. 9.25 eingezeichnet. Zur Kaskadierung der Zählstufen braucht man lediglich den £NT-Eingang einer Stufe am RCO-Ausgang der nächst niederwertigeren Stufe anzuschließen. Durch die kaskadierte UND-Verknüpfung summieren sich allerdings die Laufzeiten. Dadurch ergibt sich bei vielsteiligen Zählern eine Reduzierung der maximal möglichen Zählfrequenz. In diesem Fall ist es günstiger, die erforderlichen UNDVerknüpfungen in jeder Zählstufe parallel zu bilden. Dazu läßt man die niedrigste Zählstufe bei der seriellen RCO-ENT-Verknüpfung aus und steuert die Freigabe der höheren Zählstufen parallel über die £NP-Eingänge. Auf diese Weise läßt sich die parallele UND-Verknüpfung wie in Abb. 9.26 ohne externe Gatter durchführen.

Beispiele Länge 4 bit 4 bit 8 bit

für IC-Typen: Reset asynchron synchron synchron

TTL 74LS161A 74 LS 163 A 74LS590

ECL 10136

CMOS 4161 4163

9.2.3 Vorwärts-Rückwärtszähler

Bei den Vorwärts-Rückwärtszählern unterscheidet man zwei Typen: Solche mit einem Takt-Eingang und einem zweiten Eingang, der die Zählrichtung bestimmt, und solche, die zwei Takt-Eingänge besitzen, von denen der eine den Zählerstand erhöht und der andere erniedrigt.

698

9


U/D

17"

£1 17"

ENT

-C1 CLK

Abb. 9.27. Dualzähler mit Zählrichtungsumschaltung U/D = UP/DOWN

Zähler mit umschaltbarer Zählrichtung

Die Kippbedingung für den Rückwärtszählbetrieb besagt nach Tab. 9.6, daß ein Flip-Flop dann umkippen muß, wenn alle niedrigeren Stellen Null sind. Um dies zu dekodieren, kann man die von Abb. 9.25 bekannte Logik zum Vorwärtszählen an den Q-Ausgängen anschließen. Bei dem Zähler mit umschaltbarer Zählrichtung in Abb. 9.27 wird über die Vorwärts-Rückwärts-Umschaltung U/D entweder der obere Teil der Zähllogik zum Vorwärtszählen oder der untere Teil zum Rückwärtszählen freigegeben. Ein Übertrag in die nächsthöhere Zählstufe kann in zwei Fällen auftreten, nämlich, wenn beim Vorwärtsbetrieb (t//D = 1 ) der Zählerstand 1111 ist, oder wenn beim Rückwärtsbetrieb der Zählerstand 0000 ist. Für die Übertragsvariable ergibt sich damit die Beziehung: RCO

=

[ZQZ1Z2ZÛ/'D +

Z0ZIZ2Z3U/D]ENT

Diese Variable wird wie in Abb. 9.26 am Enable-Eingang ENT der nächsten Zählstufe angeschlossen. Der Übertrag wird immer vorzeichenrichtig interpretiert, wenn man die Zählrichtung für alle Zähler gemeinsam umschaltet. Beispiele für IC-Typen: Länge TTL 4 bit 74LS191 8 bit 74 AS 867

ECL 10136

CMOS 4516

9.2 Dualzähler

699

CO CUP

BO

Abb. 9.28. Dualzähler mit Vorwärts-Rückwärts-Takteingang. F o . . . F3 sind Toggle-Flip-Flops CUP = Clock Up CO = Carry Output

CDN = Clock Down BO = Borrow Output

Zähler mit Vorwärts- und Rückwärts-Eingängen

Abbildung 9.28 zeigt einen Zähler mit zwei Takteingängen, die vorwärts bzw. rückwärts zählen. Bei den vorhergehenden Schaltungen gelangte der Takt auf alle Flip-Flops. Diejenigen Flip-Flops, die nicht kippen sollten, wurden über den Steuereingang Τ blockiert. Bei dem Zähler in Abb. 9.28 werden die Taktimpulse von den entsprechenden Flip-Flops ferngehalten. Ein Vorwärtstakt CUP gelangt nur auf die Takteingänge derjeniger Flip-Flops, deren Vorgänger auf Eins sind. Entsprechend gelangt ein Rückwärtstakt CDN nur auf diejenigen Flip-Flops, deren Vorgänger auf Null sind. Diejenigen Flip-Flops, die umkippen sollen, erhalten ihren Taktimpuls praktisch gleichzeitig. Die Flip-Flops für die höheren Ziffern kippen also gleichzeitig mit denen für die niedrigeren um. Die Schaltung arbeitet demnach als Synchronzähler. Die UND-Gatter am Ausgang ermitteln den Übertrag in Vorwärtsbzw. Rückwärtsrichtung. Man kann daran einen identischen Zähler anschließen, der dann in sich wieder synchron, gegenüber dem ersten aber verzögert, also asynchron arbeitet. Diese Betriebsart wird als semisynchron bezeichnet. IC-Typ: 4 bit: 74LS193 (TTL) Koinzidenzunterdrückung

Der zeitliche Abstand zweier Zählimpulse und ihre Dauer darf nicht kleiner sein als die Einstellzeit te des Zählers, da sonst der zweite Impuls falsch verarbeitet wird. Bei Zählern mit nur einem Zähleingang ergibt sich aus dieser Forderung


700

CUP

Abb. 9.29. Antikoinzidenzschaltung

die maximal mögliche Zählfrequenz / m a x = l/2te. Bei dem Zähler in Abb. 9.28 liegen die Verhältnisse jedoch schwieriger. Selbst wenn die Zählfrequenzen am Vorwärts- und am Rückwärtszähleingang wesentlich kleiner sind als / m a x , kann bei asynchronen Systemen der Fall eintreten, daß der Abstand zwischen einem Vorwärts- und einem Rückwärtszählimpuls kleiner als te ist. So dicht zusammenfallende (koinzidierende) Impulse haben einen Undefinierten Zählerstand zur Folge. Abhilfe läßt sich nun dadurch schaffen, daß man die zu dicht zusammenfallenden Impulse gar nicht in den Zähler gelangen läßt. Dann bleibt der Zählerstand unverändert, wie es nach dem Eintreffen eines Vorwärts- und eines Rückwärtszählimpulses ja auch sein muß. Eine solche Antikoinzidenzschaltung läßt sich z.B. wie in Abb. 9.29 realisieren. [9.2] Die Univibratoren Ui und U2 stellen zunächst aus den Zählimpulsen CUP und CDN die Signale X\jp und xDN mit definierter Länge t\ her. Mit ihren abfallenden Flanken werden die beiden Univibratoren U4 und U5 getriggert, mit denen die Ausgangsimpulse erzeugt werden. Mit dem Gatter Gi wird festgestellt, ob sich die normierten Eingangsimpulse xup und xDN überlappen. Ist das der Fall, tritt an seinem Ausgang eine positive Flanke auf, mit der der Univibrator U3 getriggert wird. Dadurch werden die beiden Ausgangsgatter G2 und G3 für die Zeit £2 blockiert, und es gelangen keine Impulse an den Ausgang, wie es im Fall der Koinzidenz auch sein muß. Damit die Impulse sicher unterdrückt werden, muß t2 > f 1 + h gewählt werden. Die Zeit £3 bestimmt die Dauer der Ausgangsimpulse. Ihr kürzester Abstand tritt auf, wenn gerade noch keine Koinzidenz vorliegt. Er beträgt dann At = t\ — £3. Damit der Zähler richtig arbeitet, müssen demnach die zusätzlichen Zeitbedingungen £3 > te

und

t\ — t3 > te

erfüllt werden. Die kürzesten erlaubten Schaltzeiten betragen demnach £3 = £e, tx =2te und £2 = 3te. Die maximale Zählfrequenz an den beiden Eingängen der Koinzidenzschaltung beträgt demnach: £2

Sie wird durch die Antikoinzidenzschaltung also um den Faktor 1,5 verringert.

9.3

701

BCD-Zähler im 8421-Code

CUP

>c+ S

Γ [1]

η

SUB

TO

[2]

Ul [8]

+ C< r

h

CDN

[Π [2]

A

D--A-B

'3

B

\

0 h

TTTT

[U [8]

Abb. 9.30. Koinzidenz-unempfindlicher Vorwärts-Rückwärts-Dualzähler

Nach dem beschriebenen Prinzip arbeitet der „Anti-Race-Clock-Generator" in dem Zähler 40110 (CMOS). Subtrahiermethode

Eine wesentlich elegantere Methode besteht darin, wie in Abb. 9.30 die Vorwärtsund die Rückwärtszählimpulse in getrennten Zählern abzuzählen und anschließend die Differenz der Zählerstände zu bilden. Dabei ist eine Koinzidenz der Zählimpulse unschädlich. Ein weiterer Vorteil besteht darin, daß die Vorwärtszähler wegen der einfacheren Logik von Hause aus höhere Taktfrequenzen erlauben. Das Übertragsbit des Subtrahierers kann nicht zur Vorzeichenanzeige verwendet werden; denn sonst würde man eine nach wie vor positive Differenz fälschlicherweise als negativ interpretieren, wenn einer der beiden Zähler übergelaufen ist und der andere noch nicht. Zum vorzeichenrichtigen Ergebnis kommt man jedoch, wenn man die Differenz als - in unserem Beispiel - vierstellige Zweierkomplementzahl interpretiert. Das Bit d3 gibt dann das richtige Vorzeichen an, solange die Differenz den zulässigen Bereich von — 8 bis +7 nicht überschreitet. 9.3 BCD-Zähler im 8421 -Code 9.3.1 Asynchroner BCD-Zähler

Die Tab. 9.6 zeigt, daß man mit einem dreistelligen Dualzähler bis 7 zählen kann und mit einem vierstelligen bis 15. Bei einem Zähler für natürliche BCDZahlen benötigt man also für jede Dezimalziffer einen vierstelligen Dualzähler, der als Zähldekade bezeichnet wird. Diese Zähldekade unterscheidet sich vom normalen Dualzähler lediglich dadurch, daß sie bei dem zehnten Zählimpuls auf Null zurückspringt und einen Übertrag herausgibt. Mit diesem Übertrag kann man die Zähldekade für die nächst höhere Dezimalziffer ansteuern.

702

9

Ζ

z3

z2

Z\

Zo

3

22

2

1

2°

0 0 0 0 1 1 1 1 0 0 0

0 0 1 1 0 0 1 1 0 0 0

0 1 0 1 0 1 0 1 0 1 0

2

0

z3

-L

0-

Abb. 9.31. Zeitlicher Verlauf der Ausgangszustände eines Zählers im 8421Code

1 2 3 4 5 6 7 8 9 10


0 0 0 0 0 0 0 0 1 1 0

Tab. 9.7. Zustandstabelle für den 8421-Code

Mit BCD-Zählern ist eine Dezimalanzeige des Zählerstandes sehr viel einfacher als beim reinen Dualzähler, weil sich jede Dekade für sich dekodieren und als Dezimalziffer anzeigen läßt. Da die Dezimalziffer bei der natürlichen BCD-Darstellung durch eine vierstellige Dualzahl dargestellt wird, deren Stellenwerte 2 3 ,2 2 ,2 1 und 2° betragen, wird diese BCD-Darstellung auch als 8421-Code bezeichnet. Die Zustandstabelle einer Zähldekade im 8421-Code zeigt Tab. 9.7. Sie muß definitionsgemäß bis zur Ziffer 9 mit Tab. 9.6 auf S. 694 übereinstimmen, während die Zahl Zehn wieder durch 0000 dargestellt wird. Der zugehörige zeitliche Verlauf der Ausgangsvariablen ist in Abb. 9.31 dargestellt. Um die Rückkehr des Zählers beim zehnten Eingangsimpuls in den Anfangszustand zu erzwingen, benötigt man natürlich zusätzliche Logik. Man kann jedoch Gatter einsparen, wenn man wie in Abb. 9.32 /K-Flip-Flops mit mehreren /- und IC-Eingängen verwendet. Gegenüber dem reinen Dualzähler in Abb. 9.23 ergibt sich hier zunächst folgende Änderung: Das Flip-Flop Fi darf beim zehnten

1J CLK

-ι -Η Q

>c\

>C1 IK

RCO

\J

]K

Abb. 9.32. Asynchroner BCD-Zähler

u C1

ΘIK

9.3

703

BCD-Zähler im 8421-Code

Zählimpuls nicht umkippen, obwohl z0 von 1 auf 0 springt. Für das Auftreten dieses Falles erkennen wir in Abb. 9.23 ein einfaches Kriterium: Z\ muß dann auf Null gehalten werden, wenn z3 vor dem Takt 1 ist. Um dies zu erreichen, verbindet man einfach den /-Eingang von Fi mit Z3. Die Bedingung, daß z2 beim zehnten Impuls Null bleibt, ist damit automatisch erfüllt. Die zweite Änderung gegenüber dem Dualzähler ist, daß Z3 beim zehnten Impuls von 1 auf 0 geht. Nun erkennen wir jedoch eine Schwierigkeit: Wäre der Takteingang von F3 wie beim Dualzähler an z2 angeschlossen, könnte sich Z3 nach dem achten Zählimpuls nicht mehr ändern, da das Flip-Flop Fi über die Rückkopplung blockiert wird. Aus diesem Grund muß man den Takteingang von F3 am Ausgang des Flip-Flops anschließen, das nicht durch die Rückkopplung blockiert wird, in unserem Fall also an z0. Nun müssen wir aber über die /-Eingänge verhindern, daß das Flip-Flop F3 zu früh umkippt. Wir lesen in Tab. 9.7 ab, daß z3 erst dann Eins werden darf, wenn Z\ und z2 vor dem Takt beide Eins sind. Um dies zu erreichen, schließt man die beiden /-Eingänge von F3 an Z\ bzw. z2 an. Dann wird beim achten Zählimpuls z3 = 1. Da gleichzeitig Z\ = z2 — 0 wird, kehrt z3 bei der nächsten Gelegenheit wieder in den Zustand z3 = 0 zurück. Das ist beim zehnten Zählimpuls der Fall, da z0 dann den nächsten Eins-Null-Übergang durchführt. Dies ist nach Tab. 9.7 gerade der gewünschte Augenblick. IC-Typen: 4 bit 2 χ 4 bit

74LS90 74 LS 90(TTL) (TTL) 74LS390 (TTL)

10138 (ECL)

9.3.2 Synchroner BCD-Zähler Die synchrone Zähldekade in Abb. 9.33 entspricht in ihrer Schaltung weitgehend dem synchronen Dualzähler in Abb. 9.25 auf S. 696. Wie bei der asynchronen Zähldekade sind auch hier zwei Zusätze erforderlich, die beim Übergang von 9 =

CLK

Abb. 9.33. Synchroner BCD-Zähler

704

9


IOOI2 auf 0 = 0000 sicherstellen, daß das Flip-Flop Fi nicht umkippt, dafür aber das Flip-Flop F3. Die Blockierung von Fi wird in Abb. 9.33 über die Rückkopplung von Q3 erreicht, das Umkippen von F3 durch die zusätzliche Dekodierung der 9 am Toggle-Steuereingang. Beispiele für synchrone BCD-Zähler: 74 LS 160 (TTL); 4160 (CMOS); mit umschaltbarer Zählrichtung: 74 LS 190 (TTL); 10137 (ECL); 4510 (CMOS); mit Vorwärts- und Rückwärts-Zähleingang: 74 LS 192 (TTL) 9.4 Vorwahlzähler Vorwahlzähler sind Schaltungen, die ein Ausgangssignal abgeben, wenn die Zahl der Eingangsimpulse gleich einer vorgewählten Zahl Μ wird. Das Ausgangssignal kann man dazu verwenden, einen bestimmten Vorgang auszulösen. Gleichzeitig greift man damit in den Zählablauf ein, um den Zähler zu stoppen oder wieder in den Anfangszustand zu versetzen. Läßt man ihn nach dem Rücksetzen weiterlaufen, erhält man einen Modulo-ra-Zähler, dessen Zählzyklus durch die vorgewählte Zahl bestimmt wird. Die nächstliegende Methode zur Realisierung eines Vorwahlzählers besteht wie in Abb. 9.34 darin, den Zählerstand Ζ mit der Vorwahlzahl Μ zu vergleichen. Dazu kann man einen Identitätskomparator verwenden, wie er in Kap. 8.5 beschrieben wird. Wenn nach Μ Taktimpulsen Ζ — Μ geworden ist, wird y = h und der Zähler wird gelöscht (Z = 0). Das Gleichheitssignal y tritt dabei für die Dauer des Löschvorganges auf. Bei einem asynchronen CLß-Eingang beträgt diese Zeit nur wenige Gatterlaufzeiten. Daher ist ein synchroner Löscheingang zu bevorzugen; dann erscheint das Gleichheitssignal genau eine Taktperiode lang. Der Zähler in Abb. 9.34 geht also nach Μ + 1 Taktimpulsen wieder auf Null. Er stellt also einen Modulo (Μ + 1)-Zähler dar. Der Komparator in Abb. 9.34 läßt sich einsparen, wenn man die bei Synchronzählern meist vorhandenen parallelen Ladeeingänge (Abb. 9.25 auf S. 696) benutzt. Von dieser Möglichkeit machen die Schaltungen in Abb. 9.35/36 Gebrauch. Den Zähler in Abb. 9.35 lädt man mit der Zahl Ρ = Z m a x - M. Nach Μ Taktimpulsen ist dann der maximale Zählerstand Z max erreicht, der intern dekodiert wird und zu einem Übertrag RCO = 1 führt. Wenn man diesen Ausgang wie in Abb. 9.35 mit dem LOAD-Eingang verbindet, wird mit dem Takt Μ + 1 wieder CLK CLR

)CT=0

01COMP [2]

C4]

/77Q

17)2

[8]

Abb. 9.34. Modulo (Μ + 1)-Zähler mit

Komparator

9.5 Sch eberegister

1

LOADL CLK Po π* H\ Do

»•

№

Di ^

L2

>2+/C

4

1,20 1,20 1,20 1,20

705

Cr=15

Rco^ M

*-

J

LOAD CLK

L

Z.2

>2-/C 1

Γ

Γ

[ 1 ] [ 2] [ 4 J C8 J

Abb. 9.35. Modulo (M+1)-Zähler mit paralleler Eingabe von Ρ = Z m a x — Μ bei Ζ = 15

CT=O

22J—

1,20 1,20 1,20 1,20

[ 1 ] [ 2 ] [ U ]

C8]

Abb. 9.36. Modulo (Μ +1)-Zähler mit paralleler Eingabe von Μ bei Ζ = 0 unter Verwendung eines Rückwärtszählers

die Vorwahlzahl Ρ geladen. Es ergibt sich also wieder ein Modulo-(M +1)-Zähler. Die Vorwahlzahl Ρ läßt sich bei Dualzählern besonders leicht berechnen: sie ist gleich dem Einerkomplement von Μ (s. Kap. 8.1.3 auf S. 658). Der Zähler in Abb. 9.36 wird mit der Vorwahlzahl Μ selbst geladen. Anschließend zählt er rückwärts bis auf Null. Bei Null wird beim Rückwärtszählen ein Übertrag RCO generiert (s. Abb. 9.27 auf S. 698), den man dazu verwenden kann, den Zähler wieder neu zu laden.

9.5 Schieberegister

Schieberegister sind Ketten von Flip-Flops, die es ermöglichen, eine am Eingang angelegte Information mit jedem Takt um ein Flip-Flop weiter zu schieben. Nach dem Durchlaufen der Kette steht sie am Ausgang verzögert, aber sonst unverändert zur Verfügung.

9.5.1 Grundschaltung

Das Prinzip ist in Abb. 9.37 dargestellt. Mit dem ersten Takt wird die am Eingang anliegende Information Di in das Flip-Flop Fi eingelesen. Mit dem zweiten Takt wird sie an das Flip-Flop F2 weiter gegeben; gleichzeitig wird in das Flip-Flop Fi eine neue Information D2 eingelesen. Tabelle 9.8 verdeutlicht die Funktionsweise für das Beispiel eines Schieberegisters mit 4 bit Länge. Man erkennt, daß das Schieberegister nach vier Takten mit den seriell eingegebenen Daten gefüllt ist. Sie stehen dann an den vier Flip-Flop-Ausgängen Qi bis Q4 parallel zur Verfügung, oder sie lassen sich mit weiteren Takten wieder seriell am Ausgang Q4 entnehmen. Als Flip-Flops eignen sich alle Typen mit Zwischenspeicher. Transparente FlipFlops sind ungeeignet, weil die am Eingang angelegte Information dabei sofort bis zum letzten Flip-Flop durchlaufen würde, wenn der Takt Eins wird.


706

DI

1D

ι

Γ 1

ü2

«3

1D

1D

Γ

DO

ID

Γ

Γ

CLK

Abb. 9.37. Einfachste Ausführung eines 4 bit-Schieberegisters. DI = Data Input DO = Data OutputCLiC = Clock

CLK

Qi

1 2 3 4 5 6 7

A

Q2 — A A A A A A

D4

A, A A

Q4

— — A A A A A

— — —

A A A A

Tab. 9.8. Funktionstabelle eines 4 bit-Schieberegisters

9.5.2 Schieberegister mit Paralleleingabe

Wenn man wie in Abb. 9.38 vor jeden D-Eingang einen Multiplexer schaltet, kann man über den LOAD-Eingang auf Parallel-Eingabe umschalten. Mit dem nächsten Takt werden dann die Daten d\... d4 parallel geladen und erscheinen an den Ausgängen Qi...Q4. Auf diese Weise ist nicht nur eine Serien-ParallelWandlung sondern auch eine Parallel-Serien-Wandlung möglich. Ein Schieberegister mit parallelen Ladeeingängen läßt sich auch als VorwärtsRückwärts-Schieberegister betreiben. Dazu schließt man die parallelen LadeQ2 LOAD

G1

G1

61

G1

DO

DI \D

1D

\D

CLK di

d2

d3

Abb. 9.38. Schieberegister mit parallelen Ladeeingängen

1D

9.6 Aufbereitung asynchroner Signale

707

eingänge jeweils am Ausgang des rechten benachbarten Flip-Flops an. Dann ergibt sich für LOAD = 1 eine Datenverschiebung von rechts nach links. Beispiele für IC-Typen: TTL Länge 74 LS 194 A 4 bit 8 bit 74 LS 164,299 16 bit 74LS673 8 χ 1... 16 bit Am 29525

ECL 10141

CMOS 40194 4014 4006

9.6 Aufbereitung asynchroner Signale Man kann Schaltwerke sowohl asynchron als auch synchron, d.h. getaktet realisieren. Die asynchrone Realisierung ist zwar in der Regel weniger aufwendig, bringt jedoch eine Menge Probleme mit sich, da man immer sicherstellen muß, daß keine Übergangszustände als gültig dekodiert werden, die nur kurzzeitig durch Laufzeitunterschiede auftreten (Hazards). Bei synchronen Systemen liegen die Verhältnisse wesentlich einfacher. Wenn an irgend einer Stelle des Systems eine Änderung auftritt, kann sie nur bei einer Taktflanke auftreten. Man kann also am Taktzustand erkennen, wann das System im stationären Zustand ist. Zweckmäßigerweise sorgt man dafür, daß alle Änderungen im System einheitlich entweder bei der positiven oder der negativen Flanke erfolgen. Triggern z.B. alle Schaltungen auf die negative Flanke, dann ist das System sicher im eingeschwungenen Zustand, wenn der Takt 1 ist. Daten, die von außerhalb in das System gegeben werden, sind in der Regel nicht mit dessen Takt synchronisiert. Um sie synchron verarbeiten zu können, muß man sie zunächst aufbereiten. In den folgenden Abschnitten wollen wir einige Schaltungen angeben, die in diesem Zusammenhang häufig benötigt werden. 9.6.1 Entprellung mechanischer Kontakte Wenn man einen mechanischen Schalter öffnet oder schließt, entsteht infolge mechanischer Schwingungen jeweils eine Impulskette. Ein Zähler registriert demnach statt eines beabsichtigten Einzelimpulses eine Undefinierte Zahl von Impulsen. Eine Abhilfemöglichkeit besteht in der Verwendung von quecksilberbenetzten Schaltkontakten. Diese Lösung ist jedoch relativ teuer. Ein einfaches Verfahren zur elektronischen Entprellung mit Hilfe eines #S-Flip-Flops ist in Abb. 9.39 dargestellt. Im Ruhezustand ist R = 0 und S = 1, also χ = 0. Betätigt man nun den Schaltkontakt, tritt zunächst durch das Öffnen des Ruhekontaktes eine Impulsfolge am ^-Eingang auf. Da R = S = 1 der Speicherzustand ist, ändert sich am Ausgang χ nichts. Nach der vollständigen Öffnung des Ruhekontaktes tritt eine Impulsfolge am Arbeitskontakt auf. Bei der ersten Berührung ist R = 1 und S = 0. Dadurch kippt das Flip-Flop um, und es wird χ = 1. Dieser Zustand

9

708

*! Abb. 9.39. Entprellung eines Schalters


ir

in

Abb. 9.40. Zeitdiagramm

bleibt während des weiteren Prellvorganges gespeichert. Das Flip-Flop kippt erst wieder zurück, wenn der Umschaltkontakt wieder den Ruhekontakt berührt. Der zeitliche Ablauf wird durch das Impulsdiagramm in Abb. 9.40 verdeutlicht. 9.6.2 Flankengetriggertes /?5-Flip-Flop Ein Flip-Flop mit ßS-Eingängen wird gesetzt, solange S = 1 ist, und zurückgesetzt, solange R = 1 ist. Dabei sollte vermieden werden, daß beide Eingänge gleichzeitig Eins werden. Um dies zu erreichen, kann man kurze R- bzw. SImpulse erzeugen. Eine einfachere Möglichkeit ist in Abb. 9.41 dargestellt. Hier gelangen die Eingangssignale auf die Eingänge von positiv flankengetriggerten DFlip-Flops. Dadurch wird erreicht, daß nur der Augenblick der positiven Flanke eine Rolle spielt und der übrige zeitliche Verlauf der Eingangssignale belanglos ist. Wenn eine positive Set-Flanke auftritt, wird Qi = Q2. Dadurch ergibt sich die Exklusiv-ODER-Verknüpfung: y = Qi θ Q2 = Qi θ Q2 = ι Trifft eine positive Reset-Flanke ein, wird Q2 = Qi. In diesem Fall wird y — 0. Der Ausgang y wirkt also wie der Q-Ausgang eines ßS-Flip-Flops. Eine Einschränkung gibt es jedoch auch hier für den zeitlichen Verlauf der Eingangssignale: Die positiven Eingangsflanken dürfen nicht gleichzeitig auftreten. Sie müssen mindestens um die „Propagation Delay Time" plus „Data Setup Time" zeitlich getrennt sein. Das sind bei TTL-Schaltungen aus der 74 LS-Serie

es

>C1

1D

Qi

LX J 1 r

CR

L

)D

"η Q 2

>C1

[

Abb. 9.41. Flankengetriggertes #S-Flip-Flop CS = Clock Set CR = Clock Reset


U

χ »—

Γ

Γ

>(:ι

709 * 0

οι

]D

0,1

Γ

y

Abb. 9.42. Syi ichro nisationsschaltung

_n_n_TLn_-PL-TM I

I

1

1

\

o

Η

"K\

n

Γί-TL 1

1 1 I


zusammen ca. 50 ns. Bei gleichzeitigen Eingangsflanken wird das Ausgangssignal invertiert. 9.6.3 Synchronisation von Impulsen Die einfachste Methode zur Synchronisation von Impulsen besteht in der Verwendung eines D-Flip-Flops. Das externe Signal χ wird wie in Abb. 9.42 am DEingang angeschlossen, der Systemtakt Φ am C-Eingang. Auf diese Weise wird der Zustand der Eingangsvariablen χ bei jeder positiven Taktflanke abgefragt und an den Ausgang übertragen. Da sich das Eingangssignal auch während der positiven Taktflanke ändern kann, können metastabile Zustände im Flip-Flop Fi auftreten. Damit dadurch keine Fehler im Ausgangssignal y entstehen, wurde das zusätzliche Flip-Flop F2 vorgesehen. Abbildung 9.43 zeigt ein Beispiel für den zeitlichen Verlauf. Ein Impuls, der so kurz ist, daß er nicht von einer positiven Taktflanke erfaßt wird, wird ignoriert. Dieser Fall ist in Abb. 9.43 ebenfalls eingezeichnet. Sollen so kurze Impulse nicht verlorengehen, muß man sie bis zur Übernahme in das D-Flip-Flop Zwischenspeichern. Dazu dient das vorgeschaltete D-Flip-Flop Fi in Abb. 9.44. Es wird über den S-Eingang asynchron gesetzt, wenn χ = 1 wird. Mit der nächsten positiven Taktflanke wird y — 1. Ist zu diesem Zeitpunkt χ bereits wieder Null geworden, wird das Flip-Flop Fi mit derselben Flanke zurückgesetzt. Auf diese Weise wird ein kurzer x-Impuls bis zur nächsten Taktflanke verlängert und kann deshalb nicht verloren gehen. Diese Eigenschaft ist auch in dem Beispiel in Abb. 9.45 zu erkennen.

10 0 ^ 10

>c\ 0-

Abb. 9.44. Erfassung kurzer Impulse


710

9

Abb. 9.46. Erzeugung eines synchronen Einzelimpulses



9.6.4 Synchrones Monoflop Mit der Schaltung in Abb. 9.46 ist es möglich, einen taktsynchronen Ausgangsimpuls zu erzeugen, dessen Dauer eine Taktperiode beträgt, unabhängig von der Dauer des Triggersignals x. Wenn χ von Null auf Eins geht, wird bei der nächsten positiven Taktflanke Qi = 1. Damit wird auch y = 1. Bei der folgenden positiven Taktflanke wird Q2 = 0 und damit wieder y — 0. Dieser Zustand bleibt so lange erhalten, bis χ mindestens einen Takt lang Null ist und dann erneut auf Eins geht. Kurze Triggerimpulse, die nicht von einer positiven Taktflanke erfaßt werden, gehen wie bei der Synchronisationsschaltung in Abb. 9.42 verloren. Sollen sie berücksichtigt werden, muß man sie wie in Abb. 9.44 in einem zusätzlichen vorgeschalteten FlipFlop bis zur Übernahme speichern. Das Beispiel in Abb. 9.47 verdeutlicht den zeitlichen Ablauf. Ein synchrones Monoflop für Einschaltdauern von mehr als einer Taktperiode läßt sich auf einfache Weise wie in Abb. 9.48 mit Hilfe eines Synchronzählers realisieren. Setzt man die Triggervariable χ auf Eins, wird der Zähler mit dem nächsten Taktimpuls parallel geladen. Mit den folgenden Taktimpulsen zählt er bis zum vollen Zählerstand Z max . Ist diese Zahl erreicht, wird der Übertragsausgang RCO = 1. In diesem Zustand wird der Zähler über den Count-Enable-

Π1

EA/P

D

1tENT G3

-m LOAD Z.2

x*—LU

Po· Pi * p2* P3 »

CT

15

8

9

10 11 12 13 U

3CM5

CLK >CV2ßA+ 1,20 1,20 1,20 1,20

[1 ] C2] U] [83

Abb. 9.48. Synchrones Monoflop

Abb. 9.49. Zeitdiagramm CF = Content

15 15


711

Eingang ENP blockiert; die Ausgangsvariable y ist Null. Der normale EnableEingang ENT kann für diesen Zweck nicht verwendet werden, da er nicht nur auf die Flip-Flops, sondern zusätzlich direkt auf RCO einwirkt. Dadurch würde eine unerwünschte Schwingung entstehen. Ein neuer Zyklus wird durch den parallelen Ladevorgang eingeleitet. Unmittelbar nach dem Laden wird RCO = 0 und y = 1. Die Rückkopplung von .RCO auf das UND-Gatter am x-Eingang verhindert einen neuen Ladevorgang vor Erreichen des Zählerstandes Z max . Bis zu diesem Zeitpunkt sollte spätestens χ — 0 geworden sein, sonst wird der Zähler sofort wieder neu geladen, d.h. er arbeitet dann als Modulo-(M + 1)-Zähler wie in Abb. 9.35. Der zeitliche Ablauf ist in Abb. 9.49 für eine Einschaltdauer von 7 Taktimpulsen dargestellt. Verwendet man einen 4 bit-Dualzähler, muß man ihn für diese Einschaltdauer mit Ρ = 8 laden. Der erste Takt wird zum Laden verwendet, die restlichen 6 zum Zählen bis 15. 9.6.5 Synchroner Änderungsdetektor Ein synchroner Änderungsdetektor soll einen taktsynchronen Ausgangsimpuls liefern, wenn sich die Eingangsvariable χ geändert hat. Zur Realisierung einer solchen Schaltung gehen wir von dem Monoflop in Abb. 9.46 aus. Dieses liefert einen Ausgangsimpuls, wenn χ von Null auf Eins geht. Um auch beim Übergang von Eins auf Null einen Ausgangsimpuls zu erhalten, ersetzen wir das UND-Gatter durch ein Exklusiv-ODER-Gatter und erhalten die in Abb. 9.50 dargestellte Schaltung. Ihr Verhalten wird durch das Impulsdiagramm in Abb. 9.51 verdeutlicht. 9.6.6 Synchroner Taktschalter Häufig stellt sich das Problem, einen Takt einund auszuschalten, ohne den Taktgenerator selbst anzuhalten. Zu diesem Zweck könnte man im Prinzip ein UNDGatter verwenden. Wenn das Einschaltsignal aber nicht mit dem Takt synchronisiert ist, entsteht beim Ein- und Ausschalten ein Taktimpuls mit Undefinierter Länge. Um diesen Effekt zu vermeiden, kann man zur Synchronisation wie in

H_ Abb. 9.50. Änderungsdetektor



712

Φ Abb. 9.52. Synchroner Taktschalter

'ο

TuLM


Abb. 9.52 ein einflankengetriggertes D-Flip-Flop verwenden. Macht man EN — 1, wird bei der nächsten positiven Taktflanke Q = 1 und damit auch Φ ' = 1. Wegen der Flankentriggerung hat der erste Impuls des geschalteten Taktes Φ' immer die volle Länge. Zum Ausschalten kann man die positive Taktflanke nicht verwenden, da dann unmittelbar nach dem Anstieg Q = 0 wird. Das hätte einen kurzen Ausgangsimpuls zur Folge. Deshalb wird das Flip-Flop über den Reset-Eingang asynchron gelöscht, wenn EN und Φ Null sind. Dazu dient das NOR-Gatter vor dem REingang. Wie man in Abb. 9.53 erkennt, gelangen dann nur ganze Taktimpulse durch das UND-Gatter. 9.7 Systematischer Entwurf von Schaltwerken 9.7.1 Zustandsdiagramm Um ein Schaltwerk systematisch entwerfen zu können, benötigt man zuerst eine möglichst übersichtliche Beschreibung der Aufgabenstellung. Dazu gehen wir von dem allgemeinen Blockschaltbild in Abb. 9.54 aus. Im Unterschied zum Schaltnetz hängen die Ausgangsvariablen yj nicht nur von den Eingangsvariablen xiy sondern vom vorhergehenden Zustand des Systems ab. Alle logischen Variablen des Systems, die neben den Eingangsvariablen den Übergang in den nächsten Zustand beeinflussen, heißen Zustandsvariablen zn. Damit sie beim nächsten Takt wirksam werden können, werden sie im Zustandsvariablenspeicher für einen Takt gespeichert. Die Menge der Eingangsvariablen xz heißt Eingangsvektor: X = [χι,Χζ.,.Χι) Die Menge der Ausgangsvariablen yj heißt Ausgangsvektor: Die Menge der Zustandsvariablen zn heißt Zustandsvektor: Ζ =

{zuz2...zn}

Die verschiedenen Zustände, die das Schaltwerk durchläuft, bezeichnen wir als Sz- Zur Vereinfachung der Schreibweise liest man den Zustandsvektor

9.7

713

Systematischer Entwurf von Schaltwerken

— Y=f[X,Z) Schaltnetz

ZustandsvariablenSpeicher

Z[tk

Abb. 9.54. Prinzipielle Anordnung eines Schaltwerkes Eingangsvektor : Ausgangsvektor:

X Υ

Zustandsvektor: Takt:

Ζ Φ

zweckmäßigerweise als Dualzahl und schreibt als Index einfach die entsprechende Dezimalzahl an. Der neue Zustand S(tk+i) wird einerseits vom alten Zustand S(tj m + k + 1 Die praktisch wichtigen Lösungen sind in Tab. 10.7 zusammengestellt. Man erkennt, daß der relative Anteil der Prüfbits an der Gesamtwortbreite um so kleiner ist, je größer die Wortbreite ist. Das Verfahren für die Ermittlung der Prüfbits wollen wir an dem Beispiel einer 16 bit-Zahl erläutern. Um 16 bit zu sichern, benötigen wir nach Tab. 10.7 fünf Prüfbits, also eine Gesamtwortbreite von 21 bit. Nach Hamming berechnet man die einzelnen Prüfbits in Form von Paritätsbits für verschiedene Teile des Datenwortes. In unserem Beispiel benötigen wir also 5 Paritätsgeneratoren. Ihre Anschlüsse verteilt man so auf die Datenbits, daß jedes an mindestens 2 der 5 Generatoren angeschlossen ist. Wird nun ein Datenbit falsch gelesen, ergibt sich genau bei denjenigen Paritätsbits ein Unterschied, auf die die betreffende Stelle wirkt. Anstelle der Paritätsfehlermeldung / erhalten wir bei diesem Verfahren also ein 5 bit-Fehlerwort, das Syndromwort. Es kann 32 verschiedene Werte annehmen, die einen Rückschluß auf das fehlerhafte Bit zulassen. Man erkennt, daß der Rückschluß bei einem Einzelfehler genau dann eindeutig ist, wenn man für jede Stelle eine andere Anschlußkombination wählt. Ergibt sich ein Unterschied bei nur einem Paritätsbit, kann nur das betreffende Paritätsbit selbst fehlerhaft sein, denn nach dem gewählten Anschlußschema müßten bei einem fehlerhaften Datenbit mindestens zwei Paritätsbits differieren. Wenn alle

Zahl der Datenbits

1...4

5...11

12... 26

2 7 . . . 57

5 8 . . . 120

121...247

Zahl der Prüfbits Tab. 10.7. Anzahl der mindestens benötigten Prüfbits, um einen Einzelfehler zu erkennen und zu korrigieren in Abhängigkeit von der Breite des Datenwortes

10 Halbleiterspeicher

744 ParitätsBits

Po Pi Pi P3

Daten-Bits dl 2 1 0

3

χ

X

X

X

X

4

5

6

X

X

X

X

X

X X

X X

X

7

8

X

X

10

11

12

X

X

X

X

X

X

X X

χ

X

X

9

X

X

13

14

15

X X X

X

X

X

X

X X

X

Tab. 10.8. Beispiel für die Bildung der Paritätsbits nach Hamming für 16 bit Wortbreite Daten- und Paritätsbits fehlerfrei gelesen werden, stimmen die berechneten mit den gespeicherten Paritätsbits überein, und das Syndromwort wird F = 0. Ein Beispiel für die Zuordnung der fünf Paritätsbits zu den einzelnen Datenbits ist in Tab. 10.8 dargestellt. Demnach wirkt z.B. das Datenbit d0 auf die Paritätsbits po und pi, das Datenbit d\ auf die Paritätsbits po und pi usw. Man sieht, daß wie verlangt jedes Datenbit auf eine andere Kombination von Prüfbits wirkt. Zur Schaltungsvereinfachung haben wir die Kombinationen so verteilt, daß jeder Paritätsgenerator 8 Eingänge erhält. Beim Lesen (R/W — 1) vergleicht der Syndrom-Generator in Abb. 10.21 das gespeicherte Paritätswort P' mit dem aus den Daten D' berechneten Paritätswort P". Bei auftretenden Fehlern wird das Syndromwort F = Ρ' Θ Ρ" φ 0. Der Syndrom-Decoder gibt dann an, welches Datenbit korrigiert werden muß, und veranlaßt damit, daß das gestörte Datenbit im Daten-Korrektor invertiert wird. Die Funktionsweise des Syndrom-Decoders soll anhand von Tab. 10.9 genauer erklärt werden. In Abhängigkeit von dem Syndrom-Wort / 0 . . . / 4 lassen sich drei Fehlerarten unterscheiden: Die Datenfehler ί/0···^ΐ5> die Prüfbitfehler prj...p4 R/W

R/W D 16

L-c|£-yv

D

16

l

16 '16 V1

EN

I

1

-

1

Ί6 Daten16 Korrektor

16

16

PrüfbitT5EN I V Generator 5 'P"/P

'16 Fehlerart

SyndromDecoder

F 5

Τ

/

5

* "

RAMSpeicher c/16 c/20

l /plytp

SyndromGenerator

QvmHrnm

Abb. 10.21. Datenspeicher mit Fehlerkorrektur für 16 bit-Datenworte als Beispiel

10.2

Syndromwort

fo

u h h

U

745

RAM-Erweiterungen

Kein Fehler

Datenfehlei do * d2. ..du

0 0 0 0 0

1 1 0 0 0

1 0 1 0 0

1 ... 1 0 0 1 0 1 1 1 0

Mehrfachfehler

Prüfbitfehler

dl5 0 0 1 1 1

Po Pi 1 0 0 0 0

0 1 0 0 0

P4 0 0 1 0 0

0 0 0 1 0

0 1. ..0 1 0 1

0 0 0 0 1

1 0 0

0 1 0

1 1 1

1 1 1 1 1

Tab. 10.9. Zusammenstellung der Syndromworte und ihre Bedeutung

und die Mehrfachfehler. Letztere werden jedoch bei der verwendeten HammingMatrix mit minimaler Größe nur unvollständig erkannt und sind nicht korrigierbar [10.8, 10.9]. Der besondere Vorteil von Speichern mit Fehlerkorrektur besteht darin, daß man auftretende Speicherfehler registrieren kann, während sie infolge des Korrekturverfahrens wirkungslos bleiben. Um alle damit verbundenen Vorteile zu erreichen, sind jedoch einige Gesichtspunkte zu beachten: Man sollte die Wahrscheinlichkeit von nicht korrigierbaren Mehrfach-Fehlern möglichst klein halten. Aus diesem Grund sollte man für jedes Daten- und Prüfbit einen separaten Speicher-IC verwenden. Sonst würden bei einem Totalausfall eines Speicherbausteins gleichzeitig mehrere Datenbits gestört. Weiter ist es erforderlich, jeden erkannten Fehler möglichst schnell zu beseitigen. Deshalb unterbricht man bei einem Computer-Speicher das laufende Programm, wenn ein Fehler erkannt wird, und führt ein Fehler-Service-Programm aus. Darin muß zuerst festgestellt werden, ob es sich um einen flüchtigen Fehler handelt, der sich dadurch beseitigen läßt, daß man das korrigierte Datenwort wieder in den Speicher schreibt und erneut ausliest. Bleibt der Fehler bestehen, handelt es sich um einen permanenten Fehler. In diesem Fall liest man das Syndromwort aus, weil sich daraus der beteiligte Speicher-IC lokalisieren läßt, und trägt die IC-Nummer zusammen mit der Häufigkeit des Ausfalls in eine Tabelle ein. Diese Tabelle kann dann regelmäßig abgefragt werden, um die defekten Bausteine auszutauschen. Auf diese Weise

Wortbreite

Typ

8 bit 16 bit 16 bit 16 bit 32 bit 32 bit 32 bit 64 bit

74LS636 74LS630 IDT 39 C 60 Am 29 C 60 74 ALS 632 IDT 49 C 460 Am 29 C 660 IDT 49 C 466

Hersteller Texas Instr. Texas Instr. IDT AMD Texas Instr. IDT AMD IDT

Prüfbits

Korrekturdauer

Verlustleistung

5

45 ns 50 ns 30 ns 50 ns 60 ns 35 ns 50 ns 15 ns

450 mW 600 mW 300 mW 250 mW 780 mW 350 mW 300 mW 400 mW

6 7 7 7 8 8 8

Tab. 10.10. Integrierte Fehlerkorrekturschaltungen

An-

schlüsse 20 28 48 48 52 68 68 208

746


erhöht sich die Zuverlässigkeit eines Speichers mit EDC (Error Detection and Correction) ständig. In Tab. 10.10 sind einige integrierte EDC-Controller zusammengestellt. Alle Typen verwenden ein zusätzliches Prüfbit, das ermöglicht, alle Zweifachfehler zu erkennen; korrigieren lassen sich jedoch nur Einzelfehler [10.9]. 10.3 Festwertspeicher (ROM)

Unter ROMs versteht man Tabellenspeicher, die im Normalfall nur gelesen werden. Sie eignen sich daher zur Speicherung von Tabellen und Programmen. Vorteilhaft ist hier, daß der Speicherinhalt beim Abschalten der Betriebsspannung erhalben bleibt (nicht-flüchtiger Speicher, non-volatile memory). Nachteilig ist, daß die Eingabe der Tabelle sehr viel mühsamer ist als bei RAMs. Die in Abb. 10.1 auf S. 725 dargestellten Varianten (MROM, PROM, EPROM, EEPROM) unterscheiden sich in der Eingabe-Prozedur. 10.3.1 Masken-ROMs

Bei den Masken-programmierten MROMs wird der Speicherinhalt vom Hersteller im letzten Herstellungsschritt mit einer spezifischen Metallisierungsmaske eingegeben. Dieses Verfahren ist nur bei großen Stückzahlen (ab ca. 10 000 Stück) kostengünstig und erfordert meist mehrere Monate zur Realisierung. 10.3.2 Programmierbare Festwertspeicher (PROM)

Unter PROMs versteht man Festwertspeicher, deren Inhalt vom Anwender einprogrammierbar ist. Als programmierbare Bauelemente werden hier meist Schmelzsicherungen verwendet, die in den integrierten Schaltungen durch besonders dünne Metallisierungsbrücken realisiert werden. Daneben werden auch Dioden eingesetzt, die man durch Überlastung in Sperrichtung in einen Kurzschluß umwandeln kann. Die neuesten programmierbaren Bauelemente für PROMs sind spezielle Mosfets, die ein zusätzliches „floating gate" besitzen. Es wird beim Programmieren aufgeladen und verschiebt dadurch die Schwellenspannung des Mosfets. Da das floating gate ringsum mit S1O2 isoliert ist, kann der Ladungserhalt für 10 Jahre garantiert werden. Der innere Aufbau eines PROMs soll am Beispiel des Sicherungs-PROMs in Abb. 10.22 erklärt werden. Aus technologischen Gründen werden die einzelnen Speicherzellen nicht linear, sondern in einer quadratischen Matrix angeordnet. Die Adressierung einer bestimmten Speicherzelle erfolgt dadurch, daß an die entsprechende Spalten- bzw. Zeilenleitung je eine logische Eins gelegt wird. Zu diesem Zweck muß der von außen angelegte Adressenvektor A = (ao...an)

10.3

747

Festwertspeicher (ROM) Leseleitung

Abb. 10.22. Innerer Aufbau eines PROMs. Beispiel für 16 bit Speicherkapazität

entsprechend dekodiert werden. Dazu dienen die Spalten- und Zeilendecoder. Sie arbeiten als 1-aus-fz-Decoder. Die ausgewählte Speicherzelle wird durch das UND-Gatter am Kreuzungspunkt der selektierten Spalten- bzw. Zeilenleitung aktiviert. Die ODERVerknüpfung aller Speicherzellen-Ausgänge ergibt das Ausgangssignal D. Um dazu nicht ein Gatter mit 2" Eingängen zu benötigen, verwendet man eine „Wired-OR"-Verknüpfung. Sie läßt sich bei Open-Collector-Ausgängen durch Wired-AND-Verknüpfung der negierten Signale realisieren. Diese Methode wurde bereits in Abb. 7.19 auf S. 638 beschrieben.! Im Urzustand erzeugt jede adressierte. Speicherzelle das Ausgangssignal D = 1. Zur Programmierung einer Null wird die Sicherung am Ausgang der gewünschten Zelle durchgebrannt. Dazu wiardädie Adresse der entsprechenden Zelle angewählt und damit der Ausgangstraasistor des NAND-Gatters leitend gemacht. Dann prägt man in die Leseleitung einea kräftigen Stromimpuls ein, der gerade so groß ist, daß die Sicherung am Ausgang des NAND-Gatters durchbrennt. Dabei muß ein vom Hersteller genam vorgeschriebener Zeitablauf eingehalten werden. Deshalb verwendet man dazu spezielle Programmiergeräte, die dem jeweiligen Speichertyp angepaßt werden können. Bei den PROMs wird unter einer Adresse in der Regel nicht 1 bit gespeichert, sondern ein ganzes „Wort" zu 4 oder 8 bit. Sie besitzen deshalb entsprechend viele Datenausgänge. Die Angabe einer Speicherkapazität von z.B. 1 k χ 8 bit bedeutet, daß der Speicher 1024 Worte zu 8 bit enthält. Der Inhalt wird in Form einer Programmiertabelle angegeben. Tabelle 10.11 zeigt als Beispiel das Schema für ein 32 χ 8 bit PROM. Einige Beispiele für EPROMs sind in Tab. 10.12 zusammengestellt.

748

10 Halbleiterspeicher Eingänge

x4 0 0 0 0 ί

Ausgänge

Χι

χ,

Χο

0

0

0

0

0

0

0 1

0

0

1

0

0

0

1

1 ί

Ρ

1 1

d6

1 1

1 1

1 1

d}

d2

do

ί

0 1

Tab. 10.11. Beispiel für die Programmier tab eile eines PROMs mit 32 Worten zu je 8 bit

10.3.3 UV-löschbare Festwertspeicher (EPROM)

Unter einem EPROM (Erasable PROM) versteht man einen Festwertspeicher, der sich nicht nur vom Anwender programmieren, sondern auch mit ultraviolettem Licht löschen läßt. Als Speicherelement verwendet man hier ausschließlich MOSFETs mit einem zusätzlichen „floating gate". Es wird beim Programmieren (wie bei manchen PROMs) aufgeladen und verschiebt dadurch die Schwellenspannung des MOSFETs. Bei den EPROMs hat man jedoch zusätzlich die Möglichkeit, diese Ladung durch Bestrahlung mit UV-Licht in ca. 20 Minuten wieder zu löschen. Um dies zu ermöglichen, besitzen die Gehäuse über dem Chip ein Fenster aus Quarzglas. Wegen des aufwendigen Gehäuses sind die EPROMs teurer als die in gleicher Technologie aufgebauten PROMs ohne Fenster. Bei der Entwicklung eines Geräts sind daher die EPROMs nützlich, für die Serienproduktion sind aber die entsprechenden PROMs vorzuziehen. Die Programmierung der EPROMs erfolgt wortweise; bei der üblichen 8 bitOrganisation also byteweise. Bei den älteren EPROMs (z.B. 2716, 2k χ 8 bit) war der Programmiervorgang noch einfach. Man hat eine Programmierspannung von Vpp = 25 V angelegt, ebenso die gewünschte Adresse und das zu programmierende Bitmuster. Dann wurde zur Speicherung ein Programmierbefehl mit einer Dauer von 50 ms angelegt. Dann konnte man das Programmieren beenden oder den Vorgang bei einer anderen Adresse mit dem zugehörigen Bitmuster wiederholen. Bei einem 2kByte-EPROM dauerte die Programmierung des ganzen Bausteins also ca. 2 min. Bei einem 128kByte-Speicher würde sich aber eine Programmierdauer von fast 2 h ergeben. Da dies indiskutabel ist, mußte man für größere EPROMs die Technologie und die Programmier-Algorithmen modifizieren. Die Grunderkenntnis für alle schnellen Programmier-Algorithmen besteht darin, daß sich die meisten Bytes eines EPROMs in einer Zeit programmieren lassen, die wesentlich unter 50 ms liegt. Da es jedoch immer wieder „langsame"

10.3

Festwertspeicher (ROM)

749

Bytes gibt, kann man die Programmierdauer nicht generell reduzieren. Man verwendet vielmehr eine variable Programmierimpulsdauer. Der heute übliche „schnelle" oder auch „intelligente" ProgrammierAlgorithmus ist in Abb. 10.23 dargestellt. Zuerst wird die Programmierspannung VpP = 12,5 V angelegt und die Betriebsspannung auf VCc = 6 V erhöht. Die höhere Betriebsspannung beschleunigt einerseits den Programmiervorgang, weil die Transistoren niederohmiger werden, und stellt andererseits für die Verifikation den „wort case" dar. Dann wird die Adresse A = 0 und die zugehörigen Daten angelegt. Nun folgt die Prozedur, um dieses Byte zu programmieren. Dazu

alle D a t e n " ^ ^ nein n Ordnung

Abb. 10.23. Schneller Algorithmus zur Programmierung von EPROMs


750 Kapazität

Organisation

Typ

Hersteller

Betriebsleistung typisch

Zugriffs- Anschl. zeit maximal

256 kbit

32kx8

27C256 27HC256 27C202

Am, At, Fu, Hi, Na, Ne Am, At, Cy, Ws In, Ws

150 mW 350 mW 500 mW

150 ns 55 ns 55 ns

28 28 40

Ok, Am, Fu, Hi, Mi, Na 150 mW Cy, Am 400 mW 250 mW Ok, Am, At, Fu, Mi, Na, To 27HC1024 At 500 mW

200 ns 25 ns 250 ns

32 32 40

55 ns

40

27V401 27V402

32kx8 16kxl6 I Mbit

128kx8

128kx8 64kxl6 64kxl6 4 Mbit

512kx8 256kxl6

16 Mbit

2Mx8 1Μχ16

64 Mbit

27C010 27H010 271024

Ok, Am, Hi, Ne, St, To Ok, Am, Hi, Ne, St, To

100 mW 120 mW

100 ns 100 ns

32 40

| 27V1602

Ok, Ne, St

150 mW

100 ns

44

J27V6402

Ok

150 mW

120 ns

44

Hersteller: Am = AMD, At = Atmel, Cy = Cypress, Fu = Fujitsu Hi = Hitachi, Mi = Mitsubishi, Na = National, Ne = NEC Ok = Oki, St = SGS-Thomson, To = Toshiba Tab. 10.12. Beispiele für EPROMs. Die meisten Typen sind auch im billigeren Plastikgehäuse ohne Fenster als OTP (One Time Programmable) Typen erhältlich

wird ein Hilfszähler auf η = 0 gesetzt. Dann wird ein Programmierbefehl mit einer Dauer von 1 ms ausgegeben. Nach der Erhöhung des Hilfszählers wird der Speicherinhalt ausgelesen, um zu prüfen, ob die Programmierung schon erfolgreich war. Wenn nicht, werden noch bis zu 24 weitere Programmierbefehle ausgegeben. Ist das Byte dann immer noch nicht programmiert, wird der Baustein als defekt erklärt. Im Normalfall sind nur wenige Programmierimpulse erforderlich. Dann ist jedoch noch nicht sichergestellt, daß soviel Ladung auf dem „floating gate" ist, daß sie für 10 Jahre hält. Um dies zu gewährleisten, wird noch die dreifache Ladung hinzugefügt. Dazu dient die Überprogrammierung mit einer Dauer von 3n - 1 ms. Damit ist das erste Byte programmiert, und der Vorgang kann bei der nächsten Adresse mit neuen Daten wiederholt werden. Am Ende der Programmierung wird auf den Lesebetrieb zurückgeschaltet und noch einmal verifiziert, daß der ganze Speicherinhalt in Ordnung ist. Durch den schnellen Programmieralgorithmus reduziert sich die Programmierdauer für ein 1 Mbit-EPROM von ca. 2 h auf unter 10 min. Durch die Reduzierung der Programmier Impulsdauer auf 100 ps kommt man bei einigen EPROMs sogar auf Zeiten von unter 1 min. Eine Übersicht über gebräuchliche EPROMs ist in Tab. 10.12 zusammengestellt.

10.3

Festwertspeicher (ROM)

751

10.3.4 Elektrisch löschbare Festwertspeicher(EEPROMs)

Unter einem EEPROM (Electrically Erasable PROM) versteht man ein PROM, das sich im Gegensatz zum EPROM auch elektrisch löschen läßt. Bei den neueren Typen sind der Spannungswandler zur Erzeugung der Programmierspannung und der Timer zur Festlegung der Programmierimpulsdauer auf dem Chip integriert. Um ein Byte zu programmieren, muß man daher lediglich Adresse und Daten anlegen. Wenn man dann die Programmierung mit einem Schreibbefehl auslöst, speichert das EEPROM die Adresse und Daten intern und gibt die Adreß- und Datenleitungen sofort wieder frei. Der weitere Vorgang läuft auf dem Chip autonom ab. Zuerst wird das alte Byte gelöscht, und dann wird das neue Byte programmiert. Dieser Vorgang wird intern überwacht, um sicherzustellen, daß die programmierte Ladung ausreicht. Seine Dauer beträgt 1...10ms; sie liegt also in der gleichen Größenordnung wie bei EPROMs. Bei einigen EEPROMs läßt sich mit einem Programmiervorgang nicht nur ein Byte, sondern eine ganze „Seite" mit 16... 64 byte speichern. Dazu gibt man die Seite in ein internes RAM ein und gibt dann erst den Programmierbefehl. Dadurch erreicht man effektive Programmierdauern von 30 ps je Byte. Derart einfache und schnelle Lösch- und Schreibvorgänge dürfen einen aber nicht dazu verleiten, ein EEPROM als RAM zu benutzen. Die Zahl der möglichen Schreibzyklen ist nämlich begrenzt: Es darf kein Byte öfter als 10 4 ... 106mal (je nach Typ) beschrieben werden. Bei einer Programmierdauer von 1 ms kann man also schon in 10 s das Ende der Lebensdauer eines Bytes bzw. einer Seite erreichen, wenn man ständig programmiert. Aus diesem Grund werden bei einigen Typen EEPROMs mit RAMs kombiniert. Bei diesen Typen überträgt man den Speicherinhalt nur beim Ausfall der Betriebsspannung ins EEPROM. Dadurch erreicht man im Normalbetrieb einen kurzen Schreibzyklus, der nicht mit Abnutzungserscheinungen verbunden ist. Die Flash-EEPROMs stellen ein Mittelding zwischen den EPROMs und den EEPROMs dar. Sie sind wie die EEPROMs zwar elektrisch löschbar, aber wie die EPROMs nicht byteweise sondern nur der ganze Chip auf einmal; daher kommt der Name Flash-EEPROM. Die Löschung ist viel einfacher als bei EPROMs: Sie erfolgt mit einem einzigen Löschimpuls, der einige Sekunden lang ist. Man muß den Baustein also nicht aus der Schaltung ausbauen und für ca. 20 min in ein Löschgerät legen. Ihre Technologie ist dagegen kaum aufwendiger als die von EPROMs; daher lassen sich auch entsprechend hohe Integrationsdichten und niedrige Preise erzielen. Um sie nicht unnötig zu verteuern, wird bei den FlashEEPROMs der 28iger Serie der sonst bei EEPROMs übliche Spannungswandler für die Programmierspannung und der Timer für die Programmierdauer weggelassen. Sie sind daher genauso zu programmieren wie die EPROMs. Ein Vergleich des Schreib- und Leseverhaltens der verschiedenen ROMVarianten mit RAMs ist in Tab. 10.14 dargestellt. Man erkennt die Stärke der RAMs mit ihren schnellen Schreib- und Lesevorgängen, die beliebig oft durch-


752 Typ

Hersteller

Betriebsleistung typisch

Zugriffs - Anzeit schlüsse maximal

28 C 010 28C1024 28 C 040 28C4096

At, Se, Xi, St At, St At, Xi Xi

300 mW 400 mW 300 mW

200 ns 150 ns 200 ns 200 ns

32 40 32 40

Flash EEPROMs IMbit 128k χ 8 IMbit 6 4 k x l 6 4Mbit 512kχ8 4 Mbit 2 5 6 k x l 6 16 Mbit 2Mx8 32Mbit 4Mx8 64 Mbit 8 Μ χ 8 128 Mbit 16Mx8 256 Mbit 32Mx8

29F010 29 F 100 29 F 040 29 F 400 29F016 58 V 32 58 V 64 58 V 128 HN 29 W 25611

Am, At Am, At Am, At Am, At, Sa Am, Sa, Sh To, Sa, In, Sh To, Sa, In, Hi To, Sa Hi

100 mW 100 mW 100 mW 100 mW 100 mW 33 mW 33 mW 33 mW 80 mW

100 ns 100 ns 100 ns 100 ns 100 ns 100 ns 100 ns 100 ns 120 ns

32 44 32 44 48 44 44 44 48

RAMs mit unterlegten 4kbit 512kx8 16kbit 2kx8 64kbit 8kx8

EEPROMs: X20C05 X20C17 PNC11C68

Xi Xi PI

400 mW 400 mW 250 mW

35 ns 35 ns 35 ns

28 24 28

Kapazität Standard IMbit IMbit 4 Mbit 4 Mbit

Organisation EEPROMs 128k χ 8 64kxl6 512 k χ 8 256kxl6

Hersteller: Am = AMD, At = Atmel, Hi = Hitachi, In = Intel, Ne = Nec, PI = Plessy, Sa = Samsung, Se = Seeq, Sh = Sharp, St = SGS-Thomson, To = Toshiba, Xi = Xicor Tab. 10.13. Beispiele für EEPROMs

geführt werden können. Das Schreiben unterliegt bei allen ROM-Varianten mehr oder weniger großen Einschränkungen. Dafür besitzen alle ROMs den Vorteil, daß ihr Inhalt auch ohne Betriebsspannung erhalten bleibt. Diese Eigenschaft kann man bei RAMs dadurch erhalten, daß man eine Puffer-Batterie hinzufügt. Die Stromaufnahme vieler CMOS-RAMs ist, wie man in Tab. 10.2 auf S. 731 erkennt, meist geringer als die Selbstentladung einer Batterie. Deshalb kann auch hier mit entspechenden Batterien ein Datenerhalt von 10 Jahren garantiert werden. RAM

Schreiben Anzahl Zeit Lesen Anzahl Zeit

ROM MROM

PROM

EPROM

EEPROM

beliebig 10...200 ns

lmal Monate

lmal Minuten

...lOOmal Minuten

10 4 ...10 5 mal Millisekunden


beliebig ca. 100 ns




Tab. 10.14. Vergleich von RAMs und ROMs bezüglich ihres Schreib- und Leseverhaltens

10.4 Programmierbare logische Bauelemente (PLD)

753

10.4

Programmierbare logische Bauelemente (PLD) Die PLDs dienen zur Speicherung logischer Funktionen. Man erkennt in der Übersicht Abb. 10.1 auf S. 725 drei Varianten: die PLAs, die PALs und die PLEs. Die Unterschiede liegen in der Flexibilität der Programmierbarkeit. Am einfachsten sind die PALs (Programmable Array Logic) zu programmieren. Sie sind deshalb besonders populär, und es gibt sie auch in den vielfältigsten Varianten. Die PLAs (Programmable Logic Array) sind im Prinzip flexibler, ihre Programmierung ist aber komplizierter. Sie besitzen daher keine große Bedeutung mehr. Ganz neue Bauelemente sind die FPGAs (Field Programmable Gate Arrays). Bei ihnen lassen sich nicht nur logische Funktionen, sondern auch beliebige Datenpfade zwischen verschiedenen Funktionsblöcken programmieren [10.11]. Geht man bei der Realisierung logischer Funktionen von der disjunktiven Normalform aus, muß man zunächst die erforderlichen Konjunktionen der Eingangsvariablen bilden und anschließend deren Disjunktion. Um diese Verknüpfungen übersichtlich darstellen zu können, verwendet man die vereinfachte Darstellung von Abb. 10.24. Dann läßt sich der innere Aufbau von PLAs und PALs sehr einfach darstellen, wie man in Abb. 10.25 erkennt. Die Eingangsvariablen bzw. deren Negation bilden mit den kreuzenden Eingängen von UND-Gattern eine Matrix, mit der sich alle benötigten Konjunktionen herstellen lassen. In einer entsprechenden zweiten Matrix kann man dann die Verbindungen zwischen den UND-Gattern und den ODER-Gattern an den Ausgängen herstellen, um die erforderlichen Disjunktionen zu bilden. Dazu wird lediglich ein ODER-Gatter je Ausgangsvariable benötigt. Bei einem PLA (Abb. 10.25 oben) sind beide Matrizen vom Anwender programmierbar. Bei einem PAL (Abb. 10.25 Mitte) ist die ODERMatrix fest vom Hersteller vorgegeben; hier läßt sich also nur die UND-Matrix programmieren. Man kann ein PROM auch als Funktionsspeicher darstellen, wenn man den Adressen-Dekodierer in Abb. 10.2 auf S. 728 als UND-Matrix interpretiert. Dann gelangt man zu der Darstellung in Abb. 10.25 unten. Bei jeder angelegten Adresse wird nur eine einzige UND-Verknüpfung Eins, und zwar diejenige, die der angelegten Adresse entspricht. Es gibt hier also η = 2N Konjunktionen, während die

σ

__

abed

abed

Abb. 10.24. Abgekürzte Darstellung der UND- bzw. ODER-Verknüpfung. Die Kreuze geben an, welcher Eingang angeschlossen ist. Ein nicht angeschlossener Eingang bleibt wirkungslos, da er bei der UND-Verknüpfung als 1 bzw. bei der ODER-Verknüpfung als 0 wirkt

754

10 UND-Matrix

programmierbar

Ό—[it *i—[it

PLA

&

&

&

&

&

&

&

ODER-Matrix programmierbar

UND-Matrix

programmierbar

o—[it PAL

& ODER-Matrix fest

&

&

&

&

&

&

&

H

UND-Matrix

fest

PROM PLE

ODER-Matrix programmierbar x Programmierbare Verbindung

ο Feste Verbindung

Abb. 10.25. Vergleich des inneren Aufbaus von PLA, PAL und PROM

Halbleiterspeicher


Ζ 0 1 2 3 4 5 6 7

Ά

*1

0 0 0 0 1 1 1 1

0 0 1 1 0 0 1 1

755

0 1 0 1 0 1 0 1

1 0 1 0 0 1 1 0

0 0 1 0 1 1 1 1

=

x2

Tab. 10.15. Beispiel für eine Wahrheitstafel und ihre logischen Funktionen

PLAs und PALs sehr viel weniger besitzen. Ob der zugehörige Funktionswert 1 oder 0 ist, wird durch die Programmierung der ODER-Matrix festgelegt. PROMs, die zur Realisierung logischer Funktionen vorgesehen sind, werden auch als PLEs (Programmable Logic Element) bezeichnet. Unterschiede sollen an dem Beispiel in Tab. 10.15 verdeutlicht werden. Dazu werden alle Verbindungen wegprogrammiert, die für diese Funktionen nicht benötigt werden: In Abb. 10.26 erkennt man, daß in den UND-Matrizen von PLA und PAL alle benötigten Konjunktionen gebildet werden. Beim PLA kann man sogar eine Konjunktion, die mehrfach benötigt wird, zweimal in der ODER-Matrix verwenden. Diese Freiheit hat man bei den (einfachen) PALs nicht, da hier die ODER-Matrix fest ist. Bei einem PROM wird jeweils genau diejenige Konjunktion Eins, die der Eingangskombination entspricht. Deshalb muß man in der ODER-Matrix bei den Kombinationen Verbindungen programmieren, bei denen in der Wahrheitstafel Einsen stehen. Man erkennt daran, daß ein PROM das Abbild der Wahrheitstafel ist, während das PLA bzw. PAL die logischen Funktionen repräsentieren. In einem PROM lassen sich beliebige Wahrheitstafeln speichern, während man in einem PLA bzw. PAL nur eine begrenzte Anzahl von Konjunktionen und Disjunktionen zur Verfügung hat. Aus diesem Grund lassen sich hier keine beliebigen Wahrheitstafeln realisieren, sondern nur solche, die sich in einfache logische Funktionen umsetzen lassen. Dazu ist es erforderlich, die Funktionen möglichst weitgehend mit Hilfe der Booleschen Algebra zu vereinfachen und gegebenenfalls mit Hilfe des De Morgan'schen Gesetzes UND- in ODER-Verknüpfungen umzuwandeln, um die PALs möglichst effizient zu nutzen. Dies macht man heutzutage nicht mehr von Hand, sondern mit speziellen Entwurfs-Programmen, die auf jedem Personal-Computer laufen. Ihre Anwendung wird in Abschnitt 10.4.2 genauer beschrieben.

756

10

Halbleiterspeicher

UND-Matrix programmierbar —τ

•Hit •Hit

PLA

&

&

&

&

&

&

&

&

ODER-Matrix programmierbar X2

XQ*1

*OX2

UND-Matrix

X

0X1X2

programmierbar—i

PAL

»Hit ODER -Matrix fest

&

&

&

ο X

X

0 2

X

0

X

1

ο X

^Η^ι

2

UND-Matrix fest —ι

»Hit Χ,

PROM PLE

ODER-Matrix ' programmierbar 1 2 χ Programmierte Verbindung

ο Feste Verbindung

Abb. 10.26. Realisierung der Funktionen von Tab. 10.15 mit einem PLA, PAL und PROM

10.4

Programmierbare logische Bauelemente (PLD)

757

10.4.1 Programmable Array Logic (PAL)

PALs sind die wichtigsten Vertreter der programmierbaren Bauelemente (PLDs) [10.11]. Sie sind in vielfältigen Varianten erhältlich, die alle auf dem in Abb. 10.25 (Mitte) gezeigten Prinzip beruhen. Die Unterschiede bestehen in der Ausführung der ODER-Verknüpfungen am Ausgang. Die gebräuchlichsten Varianten sind in Abb. 10.27 zusammengestellt. Die Typen mit High(H)-Ausgang stellen den in Abb. 10.25 gezeigten Grundtyp dar. Bei dem Low(L)-Typ ist der Ausgang negiert. Der Sharing(S)-Ausgang ist mit den PLAs verwandt. Hier ist auch die ODER-Matrix teilweise programmierbar:

Η High L Low

S Sharing

Β Bidirektional

>1 R Register

V Variabel

Abb. 10.27. Ausgangsschaltungen von PALs

)D

Q

y


758

/ι

/ο

Typ

Ausgang

Rückkopplung

0 0 1 1

0 1 0 1

Η L R R

Funktion Funktion, negiert Register Register, negiert

Ausgang Ausgang Register Register

Tab. 10.16. Betriebsarten der variablen Makrozelle

Zwei benachbarte ODER-Verknüpfungen können sich die ihnen zur Verfügung stehenden UND-Verknüpfungen beliebig aufteilen. Dadurch ist es möglich, Funktionen zu bilden, für die sonst die Anzahl der erhältlichen ο DER-Verknüpfungen nicht ausreicht. Bei vielen PALs läßt sich ein Ausgang auch als Eingang nutzen, oder auch als bidirektionaler Anschluß (7/0) programmieren. Dazu dient das Tristate-Gatter am Ausgang, dessen Enable selbst eine logische Funktion ist. Eine wichtige Anwendung von PALs ist ihr Einsatz in Schaltwerken. Um dazu keine zusätzlichen Bausteine zu benötigen, integriert man die erforderlichen Register (R) in die PALs. Sie besitzen einen gemeinsamen Taktanschluß zum Aufbau synchroner Schaltwerke. Zusätzlich werden meist die Ausgangssignale intern in die UND-Matrix rückgekoppelt. Dadurch spart man sich die externen Rückkopplungsleitungen (s. Abb. 9.54 auf S. 713) und belegt damit auch keine Eingänge. Wenn man für jede Anwendung das optimale PAL einsetzen möchte, benötigt man, wie Abb. 10.27 zeigt, eine Vielzahl verschiedener Typen. Um die Typenvielfalt zu verkleinern, werden neuerdings zunehmend PALs mit einer programmierbaren Ausgangsstruktur angeboten. Eine solche variable „Makrozelle" vom Typ V ist in Abb. 10.27 ebenfalls dargestellt. Das Kernstück ist der Multiplexer, mit dem man zwischen vier verschiedenen Betriebsarten wählen kann. Sie werden durch die Programmierung der Funktionsbits f0 und j \ festgelegt. In Tab. 10.16 sind die verschiedenen Betriebsarten zusammengestellt. Das Bit / 0 bestimmt, ob der Ausgang negiert wird oder nicht. Das Bit j \ schaltet zwischen kombinatorischem und getaktetem Betrieb um. Gleichzeitig wird damit die Rückkopplung mit einem zweiten Multiplexer zwischen Ausgang und Register umgeschaltet. Man sieht, daß sich auf diese Weise die meisten PALs mit einem einzigen Typ realisieren lassen. 10.4.2 Computer-gestützter PLD-Entwurf

Um ein PAL zu „personalisieren" muß man zunächst festlegen, welche Verbindungen programmiert werden sollen, und dann in einem zweiten Schritt die Programmierung durchführen. Der PAL-Entwurf wird heutzutage natürlich nicht mehr von Hand durchgeführt, seitdem es Programmpakete gibt, die auf jedem PC (Personal Computer) laufen. Die verschiedenen Phasen des Entwurfs sind in Abb. 10.28 zusammengestellt. Es gibt meist verschiedene Eingabe-Formate,

10.4 Programmierbare logische Bauelemente (PLD) Eingabe

Entwurf

759 Verifikation

Prüfung Log. Funktion Minimierung Anpassung Syntax Fehler Log. Funktion Ausnutzung

Abb. 10.28. Ablauf des Computer-gestützten PLD-Entwurfs

von denen hier die gebräuchlichsten dargestellt sind. Die logische Funktion bzw. die Wahrheitstafel werden mit einem Text-Editor eingegeben. Zum Entwurf von Schaltwerken kann man auch von einem Zustandsdiagramm ausgehen und die Übergangsbedingungen angeben. Eine besonders leistungsfähige Eingabe-Methode ist die Schaltplan-Eingabe. Hier kann man sich auf eine Bibliothek stützen, in der die gängigsten TTLFunktionen bereits als Makros definiert sind. Dort stehen einem meist neben Gattern und Flip-Flops auch Multiplexer und Demultiplexer, Addierer und Komparatoren, sowie Zähler und Schieberegister zur Verfügung. Dies ist nicht nur nützlich, um einen alten Entwurf mit TTL-Bausteinen in einen PLD-Entwurf umzusetzen, sondern vereinfacht auch den Entwurf neuer Schaltungen, bei dem die TTL-Bausteine nur als Denkmodelle dienen. Unterstützt wird die Eingabe hier durch einen grafischen Zeichen-Editor. Nach der Eingabe, so verschieden sie auch sein mag, werden alle Daten in logische Funktionen umgewandelt und dabei gleichzeitig einer Syntax-Prüfung unterzogen. Anschließend werden die Funktionen mit dem Flattener in eine zweistufige Ausführung „flach geklopft"; zunächst werden die Produktterme gebildet, dann die ODER-Verknüpfung. Anschließend werden die Funktionen mit dem Minimizer nach den Regeln der Booleschen Algebra vereinfacht. Damit passen sie aber noch nicht unbedingt optimal in das in Frage kommende PLD; sie müssen noch an die spezifische Architektur angepaßt werden; dazu dient der Fitter. Er muß z.B. die logischen Funktionen so abändern, daß die Anzahl der verfügbaren UND-Verknüpfungen in einer Funktion nicht überschritten wird. Dazu kann er untersuchen, ob die negierte Funktion einfacher ist oder ob in dem Baustein frei verfügbare Produktterme (expander product terms) vorhanden sind oder im Notfall die Funktion in zwei Matrix-Durchläufen bilden. Zum Schluß werden die Programmierdaten, die bei den alten TTL-PALs die durchzubrennenden Sicherungen bezeichnen und deshalb bis heute Fuse Map heißen, in einem genormten Format, dem JEDEC-File abgelegt.

760


Zur Durchführung der Programmierung schließt man ein Programmiergerät am PC an und lädt den JEDEC-File hinunter. Neuere Programmiergeräte besitzen meist selbst keine Bedienungselemente, sondern werden ganz vom PC gesteuert. Eine Eingabe der Programmierdaten von Hand ist nicht mehr zeitgemäß und wegen der großen Datenmengen auch gar nicht mehr praktikabel. Bevor man sich für einen neuen PLD-Typ entscheidet, ist es zweckmäßig nachzuprüfen, ob er auch von dem Programmiergerät unterstützt wird. Es reicht nicht aus, ein universelles Programmiergerät zu haben, bei dem die Spannungen und Ströme für jeden Pin Software-gesteuert sind, sondern man braucht auch die entsprechende Programmiersoftware. Hier kann es mitunter viele Monate dauern bis die entsprechende Software zur Verfügung steht. Diese Probleme hat man bei einigen neueren PLDs nicht, die in der Schaltung programmierbar sind (in circuit programmable). Sie besitzen dazu eine Schnittstelle, die direkt am PC angeschlossen werden kann. Die Programmier-Hardware befindet sich hier auf dem PLD. Man spart auf diese Weise nicht nur ein Programmiergerät bzw. einen entsprechenden Sockel-Adapter, sondern man kann die Auswirkung von Programmänderungen im laufenden Betrieb überprüfen. Obwohl die meisten PLDs sich wieder löschen lassen, ist es zweckmäßig, vor der Programmierung zu prüfen, ob die entworfene Schaltung auch die gewünschten Eigenschaften hat. Dazu setzt man zuerst einen funktionalen Simulator ein. Damit läßt sich überprüfen, ob die Ausgangsfunktionen wie beabsichtigt auf die Eingangssignale und den Takt reagieren. Man erhält dabei Zeitdiagramme wie auf dem Bildschirm eines Logik-Analysators; die Signal-Laufzeiten werden dabei allerdings nicht berücksichtigt. Um das dynamische Verhalten zu testen, benötigt man einen Timing-Simulator, der viel komplizierter ist, da er die Daten und Architektur des betreffenden PLDs berücksichtigen muß. An die-

Hersteller

Produkt

Eingabe

Bausteine für Freeware

Actel

FPGA Designer

< 8 k Gates

Altera Cypress Lattice

MAX + PLUS II Warp2 Design Expert

Philips

PSynario

Vantis

PALASM4 MACH XL MACH-Star

Viewlogic Schematic Viewlogic VHDL Altera VHDL Synario Abel Ί Synario Schematic J Ί Synario Abel Synario Schematic J Palasm Palasm Synario Abel Ί Synario Schematic J Synario Abel Ί Synario Schematic J

Xilinx

XAbel

Altera, einfach Cypress Lattice 44 pin P7 λΠλ?

MACH 1, 2 MACH 1-4 MACH 1-5 XC9500

Tab. 10.17. Hersteller-Spezifische Entwurfssoftware, die in der Minimalversion meist als Freeware erhältlich ist

10.4

Programmierbare logische Bauelemente (PLD)

Hersteller

Produkt

Distributor

Data I/O Logical Devices OrCAD Viewlogic

Abel 5 CUPL Express ViewPLD

Data I/O, Gräfelfing iSystem, Dachau Hoschar, Karlsruhe MSC, Stutensee

761

Tab. 10.18. Professionelle, Hersteller-unabhängige Entwurfssoftware. Sie erfordern DeviceFilter des jeweiligen PAL- bzw. FPGA-Herstellers

ser Stelle wird man immer dann Überraschungen erleben, wenn der Fitter zwei Durchläufe durch das PLD benötigt, um eine komplizierte Funktion zu bilden. Nahezu jeder Hersteller bietet ein Software-Paket an, um Schaltungen mit seine PLDs zu entwerfen. Häufig sind solche Programme mit eingeschränktem Funktionsumfang kostenlos erhältlich und man kann manche sogar über das Internet herunterladen. Einige Beispiele sind in Tab. 10.17 zusammengstellt. Damit lassen sich meist die Standart-PALs in Tab. 10.19 und die einfacheren CPLDs des jeweiligen Herstellers in Tab. 10.20 entwerfen. Die Hersteller-unabhängigen Programme in Tab. 10.18 besitzen den großen Vorteil, daß man den Hersteller wechseln kann, ohne die Schaltung neu eingeben zu müssen. Vorteilhaft ist auch daß man für Produkte verschiedener Hersteller dieselbe Benutzer-Oberfläche hat. Man benötigt allerdings einen Device-Fitter des jeweiligen Herstellers, der den Entwurf auf die Architektur des jeweiligen Bausteins abbildet. 10.4.3 Typenübersicht

Wenn man heute eine digitale Schaltungen aufbaut, die mehr als ein paar 7400Gatter erfordern, ist es zweckmäßig, sie mit PLDs zu realisieren. Selbst die einfachen PALs in Tab. 10.19 beinhalten 300 bis 500 Gatter. Selbst, wenn man davon lediglich die Hälfte nutzen kann, lassen sich damit bereits viele Schaltungen mit 1 Chip realisieren. Man kann ein ganzes „TTL-Grab" durch einen einzigen Baustein ersetzen. Es bringt immer mehrere Vorteile mit sich, die Zahl der Bausteine zu reduzieren: - man kommt mit kleineren - häufig ist ein PLD billiger - die Zuverlässigkeit steigt, der Leiterplatte, - Designänderungen lassen PLDs durchführen.

Leiterplatten aus und spart dadurch Platz und Geld, als die Summe der sonst benötigten Bausteine, da die Verbindungen im PLD sicherer sind als auf sich häufig einfach durch Umprogrammieren des

Alle hier aufgeführten PALs besitzen konfigurierbare Ausgangszellen vom Typ V = variabel von Abb. 10.27 auf S. 757. Der wichtigste Parameter, der die Architektur beschreibt, ist die Anzahl der Makrozellen. Sie gibt an, wieviele logische

762

Typ

10 Halbleiterspeicher Hersteller

16 V 8 20 V 8 22 V 10 26 V12

At, La, Na, Vt At, La, Na, Vt At, Cy, Ph, Vt La, Vt

Gatter Äquival.

Eing.

Architektur Makroz.

Matrix

300 310 400 500

10 12 12 14

8 8 10 12

16 20 22 26

Pins

X X X X

64 64 130 160

20 24 24 28

Hersteller: AT = Atmel, Cy = Cypress, La = Lattice, Na = National, Ph = Philips Tab. 10.19. Standart PALs in CMOS-EEPROM-Technologie. Es gibt verschiedene Geschwindigkeitsklassen: sie liegen zwischen 5 und 25 ns für die Laufzeit vom Eingang zum Ausgang

Familie

Hersteller

Gatter Äquiv.

Makrozellen

RAM bits

Zero Power

MAX 7000

Altera

0,6 k -20 k

32

—

—

-1024

MAX 9000 FLEX 6 k1

Altera Altera

APEX 20k CY3700 LSI 2000 LSI 3000 LSI 8000 PZ3000 MACH 2 MACH 4 MACH 5 XC9500

Altera Altera Cypress Lattice

6k

320

84

-560

-356

16k 10k

-250 k 100 k -1000 k 0,5 k -20 k

lk

-82 k 50 k -500 k

32

—

lk

32

-128

7k

160

-448

Lattice

-20 k 25 k -44 k

480 32

-960

Vantis

-128

Vantis

-5k lk

-10k

-208

Xilinx

— — —

-840

-30 k 2,5 k

Vantis

6k

-512

-6 k

lk

—

-2 k 0,5 k -12k 0,4 k -4 k

Lattice

Philips

44

-256

-20 k -24 k FLEX 10k1

Pins

64 44

5k

128

-20 k

-512

lk

36

-13k

-576

—

Ja Ja Ja

— — — — ja

100

-256 144

-672 144

-900 44

-352 44

-133 160

-432 148

-312 44

-492 —

—

44

-100 —

—

32

-256 —

—

100

-352 —

—

44

-323

1 SRAM-Technologie: Konfiguration wird nach dem Einschalten aus einem seperaten EPROM geladen.

Tab. 10.20. Komplexe PLDs (CPLDs) in CMOS-EEPROM-Technologie. Alle aufgeführten Typen besitzen „in system programming". Die maximalen Taktfrequenzen liegen je nach Geschwindigkeitsklasse zwischen 60 und 160 MHz


763

Funktionen sich bilden lassen. Jeder Eingang des PLDs und jede Makrozelle liefert je ein Signal in die UND-Matrix. Daher ist die Zahl der Einträge Ί in die UND-Matrix J

J Anzahl von \ Eingängen + Makrozellen

Manche PLDs besitzen, wie Tab. 10.19 zeigt, wesentlich mehr Eingänge in die UND-Matrix. Das kommt daher, daß hier mehr als 1 Signal je Makrozelle rückgekoppelt wird oder Expander-Produktterme in die Matrix rückgekoppelt werden. Auf dem Chip gibt es natürlich doppelt so viele Eingänge in die Matrix, da jedes Signal auch negiert zugeführt werden muß wie Abb. 10.25 auf S. 754 zeigt. Die Anzahl der Matrix-Ausgänge gibt die möglichen Produktterme eines PLDs an. Wenn sie gleichmäßig auf die Makrozellen verteilt sind, ist die maximale Zahl von 1 Produkttermen je Funktion J

Zahl der Matrix Ausgänge Zahl der Makrozellen

und beträgt beim 16 V 8 mit 64 Ausgängen 64/8 = 8. Für die meisten Funktionen ist dies ausreichend aber häufig nicht für alle. Um auch die komplizierten Funktionen bilden zu können, kann man mitunter bei den Nachbarn Produktterme ausleihen (Produktterm Sharing) oder Expander Produktterme einsetzen, die beliebigen Funktionen zugeordnet werden können. In dieser Beziehung verhalten sie sich dann wie PLAs. In der Spalte Architektur ist neben der Anzahl der nur als Eingang benutzbaren Anschlüsse die Zahl der Makrozellen angegeben. Ihr Ausgang läßt sich auch als Eingang konfigurieren, wie man bei der variablen Ausgangszelle erkennt. Bei den PALs kann man die Architektur aus der Typenbezeichnung entnehmen: Zahl der Eingänge in die Matrix

V

Zahl der Makrozellen

Der 22 V 10 ist der gebräuchlichste Typ. Hier gibt es zwei Optionen: - „in system programming" d.h. man benötigt kein Programmiergerät - „zero power" d.h. die statische Stromaufnahme ist Null. Die Komplexen PLDs in Tab. 10.20 (kurz CPLDs genannt) bestehen aus mehreren Standard PLDs auf einem Chip, die über eine programmierbare Verdrahtung miteinander verbunden werden können. Mit CPLDs lassen sich Schaltungen, die mehrere Standard PALs erfordern mit einem einzigen Chip realisieren. Natürlich sind die Device-Fitter hier sehr viel komplizierter, weil sie die Aufgabe auf die zur Verfügung stehenden PLDs aufteilen und dann die erforderlichen Verbindungen auf dem Chip programmieren (routen) müssen. Die meisten PLDs besitzen selbst im statischen Zustand eine erstaunlich große Verlustleistung, obwohl es sich um CMOS-Schaltungn handelt. Die Ursache dafür sind Pull-Up-Widerstände in Wired-And-Verknüpfungen. Es gibt jedoch auch PLDs, deren Stromaufnahme proportional zur Frequenz ist; die also im statischen Fall praktisch keinen Strom aufnehmen. Sie sind in Tab. 10.20 als „Zero-Power" Typen gekennzeichnet. Die Stromaufnahme der „CoolRunner"-Familie PZ3000 von Philips ist auch im Betrieb besinders gering.

764


Wenn man in einem Schaltwerk ein paar Bits speichern muß, verwendet man dazu die Register der Makrozellen. Bei größeren Datenmengen ist diese Methode jedoch unpraktikabel; dann muß man ein externes RAM anschließen. Diesen Umstand kann man sich bei einigen neueren CPLDs sparen, da sich Teile von ihnen als RAM konfigurieren lassen; die erreichbare Speicherkapazität ist in Tab. 10.20 angegeben. 10.4.4 Anwender-programmierbare Gate-Arrays

Eine Gruppe von logischen Schaltungen, die ebenfalls vom Anwender selbst programmiert werden können, sind die Field Programmable Gate Arrays (FPGAs). Sie unterscheiden sich von den bisher beschriebenen PLDs dadurch, daß ihre interne Struktur sehr viele primitive Zellen enthält, die aus Gattern und Flip-Flops und zum Teil auch einfachen PLDs bis zum Typ 5 V 2 bestehen. Man erkennt in Tab. 10.21, daß die Zahl der Gatter-Äquivalente zum Teil größer ist als bei CPLDs. Daher kann man mit den FPGAs komplexe Schaltungen entwerfen. Sie sind dann besonders vorteilhaft, wenn sich die Aufgabe schlecht auf die Architektur eines PLDs abbilden läßt. Neben der Eingabe der zu realisierenden Funktion in einer Beschreibungssprache ist es hier üblich, direkt einen Schaltplan zu zeichnen, in dem die primitiven Zellen zur gewünschten Funktion verbunden werden. Auf diese Weise kann man mit FPGAs fast jede beliebige Schaltung auf dem Chip verdrahten, genauso wie man es früher bei einem TTL-Grab gemacht hat. Im Vergleich zum PLD-Entwurf kommt jetzt ein weiterer Designschritt hinzu, bei dem wie beim Entflechten einer Leiterplatte die verwendeten Gatter zunächst auf dem FPGA plaziert {Place) und dann verbunden {Route) werden müssen. Die entsprechenden Router müssen natürlich die Architektur des betreffenden Bausteins berücksichtigen und besonders die Verbindungs-Resourcen genau kennen. Man kann angeben, welche Verbindungen zeitkritisch sind, da meist verschieden schnelle Datenpfade zur Verfügung stehen und kurze Verbindungen schneller sind als solche, die über mehrere Ecken gehen. Eine Timing-Simulation unter Berücksichtigung der Verdrahtung {Post Layout Simulation) ist hier unerläßlich. Die Konfiguration der Verdrahtung wird bei den meisten FPGAs in einem RAM auf dem Chip gespeichert. Es wird nach dem Einschalten automatisch aus einem separaten EPROM über eine serielle Schnittstelle geladen. Grundsätzlich anders erfolgt die Programmierung bei den FPGAs in Programmable-LinkTechnik. Hier werden Verbindungen durch die Programmierung hergestellt. Dies ist also das Gegenteil von der bei PROMs üblichen Fusible-Link-Technik, bei der Verbindungen durch die Programmierung unterbrochen werden. Ein Programmable-Link ist ebenso wie ein Fusible-Link nicht löschbar.

10.4 Programmierbare logische Bauelemente (PLD) Familie AT 6000 AT40K00 1200 XL 3200 DX A40MX00 A54SX00 OR2T000 OR3T000 QL2000 QL3000 XC3000 XC4000 XC5200 XC6200 Virtex

Hersteller Atmel Atmel Actel Actel Actel Actel

Gatter Äquiv.

765

Register

RAM

bits

6k

lk

-30 k

-6 k

RAM

5k

250

2k

-50 k 2,5 k -8 k 6,5 k -40 k

-2300

-18k

400

—

800

2k

-4000

-4 k

2k

147

-52 k

-2800

0 -3k —

8k

256

-2000 400

6k

-3600

Lucent

-186k

-14k

-58 k 40 k -100 k

3k -15k

400

—

-2500

Xilinx Xilinx Xilinx

PL

8k

5k

-13k

PL

250

PL PL

360

3k

-5400

-70 k

3k

250

—

-23 k

-2000 2k

Xilinx

2k

-28 k

84

RAM

84

-600 RAM

208

-600 PL

84

PL

84

-256 44

-223

3k

-16k

44

-240

RAM

-60 k

13k

84

-256

-1300

-100 k 58 k -1200 k

84

-256

-50 k 1,5k -7,5 k

Xilinx

84

-475

-329

5k

2k

84

-176

-100 k 40 k

Quicklogic

RAM

-1000

-32 k

Pins

-240

Lucent

Quicklogic

Programmierung

RAM

84

-432 RAM

84

-352 36 k -262 k 32 k -130k

RAM

240

-299 RAM

144

-680

Tab. 10.21. Beispiele für Anwender-programmierbare Gate-Arrays (FPGAs). Programmierung: PL = Programmable Link ^programmierbare Verbindung; RAM = Programmierung wird im RAM auf dem Chip gespeichert, das nach dem Einschalten aus einem seperaten EPROM geladen wird

Literatur

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Teil II Anwendungen

Kapitel 11: Lineare und nichtlineare Analogrechenschaltungen

Mit Mikrocomputern und Signalprozessoren hat man heute die Möglichkeit, mathematische Operationen mahezu mit beliebiger Genauigkeit durchzuführen. Die zu verarbeitenden Größen liegen jedoch häufig als kontinuierliche Signale vor, z.B. in Form einer zur Meßgröße analogen elektrischen Spannung. In diesem Fall benötigt man zusätzlich zum Digitalrechner einen Analog-Digital- und einen Digital-Analog-Umsetzer. Dieser Aufwand lohnt sich jedoch nur dann, wenn die Genauigkeitsforderungen so hoch sind, daß sie sich mit Analogrechenschaltungen nicht erfüllen lassen. Die Grenze liegt größenordnungsmäßig bei 0,1%. Im folgenden werden die wichtigsten Analogrechenschaltungen mit konventionellen VV-Operationsverstärkern behandelt: die vier Grundrechenarten, Differential- und Integraloperationen sowie die Bildung transzendenter und beliebiger Funktionen. Dabei soll das Prinzip möglichst deutlich werden. Deshalb gehen wir bei den verwendeten Operationsverstärkern zunächst immer von idealen Eigenschaften aus. Die Einschränkungen und Gesichtspunkte bei der Schaltungsdimensionierung, die sich beim Einsatz realer Operationsverstärker ergeben, haben wir ausführlich in Kapitel 5 behandelt. Die entsprechenden Überlegungen gelten sinngemäß auch für die folgenden Schaltungen. Hier wollen wir nur noch auf solche Nebeneffekte eingehen, die bei den einzelnen Schaltungen eine besondere Rolle spielen. 11.1 Addierer Zur Addition mehrerer Spannungen kann man einen als Umkehrverstärker beschalteten Operationsverstärker heranziehen. Man schließt die Eingangsspannungen wie in Abb. 11.1 über Vorwiderstände am N-Eingang an. Da dieser Punkt hier eine virtuelle Masse darstellt, liefert die Anwendung der Knotenregel unmittelbar die angegebene Beziehung für die Ausgangsspannung: R\ #2 Rn RN Man kann den Umkehraddierer auch als Verstärker mit großem NullpunktEinstellungsbereich einsetzen, indem man zur Signalspannung in der beschriebenen Weise eine Gleichspannung addiert.

770

11

Lineare und nichtlineare Analogrechenschaltungen

Abb. 11.1. Umkehraddierer Ausgangsspannung:

11.2 Subtrahierer 11.2.1 Rückführung auf die Addition Eine Subtraktion läßt sich auf eine Addition zurückführen, indem man das zu subtrahierende Signal invertiert. Die entstehende Schaltung ist in Abb. 11.2 dargestellt. Der Operationsverstärker OV 1 invertiert die Eingangsspannung U2. Damit erhalten wir die Ausgangsspannung: (li.i)

ua = ΑΡυ2-ΑΝυλ

Eine reine Differenzbildung gemäß Ua = AD(U2 — U\) ergibt sich, wenn man die beiden Verstärkungsfaktoren AP und AN gleich der gewünschten Differenzverstärkung AD macht. Die Abweichung von der idealen Differenzbildung wird durch die Gleichtaktunterdrückung G = AD/AGi charakterisiert. Zu ihrer Berechnung setzen wir Ü2 = UGl + lund

(11.2) l

= uGl- -uD in Gl. (11.1) ein und erhalten: Ua =

(11.3) AD

Darin ist UQI die Gleichtaktspannung und UD die Differenzspannung.

RU/AH

Abb. 11.2. Subtrahierer mit Addierschaltung Ausgangsspannung: Ua = A„(lfc-l/,) Koeffizientenbedingu ng: AN — AP = AD

11.2

Subtrahierer

771

Aus Gl. (11.3) ergibt sich die Gleichtaktunterdrückung zu: AGi 2 AP - AN Nun wollen wir annehmen, daß die Koeffizientenbedingung annähernd erfüllt ist. Es soll also gelten: AN = A - -ΔΑ AP = A+ -ΔΑ Einsetzen in GL (11.4) liefert das Ergebnis:

G

(1L5)

= ίλ

Die Gleichtaktunterdrückung ist also gleich dem Kehrwert der relativen Paarungstoleranz der beiden Verstärkungen. 11.2.2 Subtrahierer mit einem Operationsverstärker Zur Berechnung der Ausgangsspannung des Subtrahierers in Abb. 11.3 ziehen wir den Überlagerungssatz heran. Danach gilt: Ua = JfciUi+Jfc2l£ Für U2 = 0 arbeitet die Schaltung als Umkehrverstärker mit Ua — —aNUi. Daraus folgt k\ = —αχ. Für U\ = 0 arbeitet die Schaltung als Elektrometerverstärker mit vorgeschaltetem Spannungsteiler. Das Potential VP =

^ U2 RP + R/a wird demnach mit dem Faktor (1 + aN) verstärkt. Es wird also in diesem Fall: Ua =

+a^P

Wenn die beiden Widerstandsverhältnisse gleich sind, d.h. aN = aP = α, folgt daraus Ua = aU2 und damit k2 = α. Daraus ergibt sich die Ausgangsspannung im allgemeinen Fall zu: Ua = a(U2 - U,)

I â -L

Abb. 11.3. Subtrahierer mit einem OperationsVerstärker Ua = oc(Ü2 — U\) Ausgangsspannung: Koeffizientenbedingung : aN = aP = a

772

11 Lineare und nichtlineare Analogrechenschaltungen

Wenn das Verhältnis der Widerstände am P- und N-Eingang nicht genau gleich α ist, bildet die Schaltung nicht exakt die Differenz der Eingangsspannungen, sondern den Ausdruck: 1 + αχ Ua

=

apU2 —

aÛ\

Zur Berechnung der Gleichtaktunterdrückung verwenden wir wieder den Ansatz Gl. (11.2) und erhalten: G = —5- = - · — —— AGi 2 (1 + aN)aP - (1 + aP)aN Bei annähernd erfüllter Koeffizientenbedingung, d.h. a^ = a — ^Δα und ap = a+ \Aa folgt daraus unter Vernachlässigung von Termen höherer Ordnung: G^(l + a)— (11.6) Δα Bei konstantem α ist demnach die Gleichtaktunterdrückung umgekehrt proportional zur Toleranz der Widerstandsverhältnisse. Sind die beiden Widerstandsverhältnisse gleich, wird G = oo; dies gilt jedoch nur beim idealen Operationsverstärker. Wünscht man eine besonders hohe Gleichtaktunterdrückung, kann man RP geringfügig variieren und damit Δα so einstellen, daß die endliche Gleichtaktunterdrückung des realen Operationsverstärkers kompensiert wird. Aus Gl. (11.6) ergibt sich außerdem, daß die Gleichtaktunterdrückung bei gegebener Widerstandstoleranz Aa/a annähernd proportional zur eingestellten Differenzverstärkung AD = α ist. Dies ist ein entscheidender Vorteil gegenüber der vorhergehenden Schaltung. Ein Zahlenbeispiel soll die Verhältnisse verdeutlichen: Zwei Spannungen von ca. 10 V sollen subtrahiert werden. Ihre Differenz beträgt maximal 100 mV. Dieser Wert soll am Ausgang des Subtrahierers auf 5 V verstärkt erscheinen, bei einer Genauigkeit von 1%. Die Differenzverstärkung muß also AD = 50 betragen. Der Absolutfehler am Ausgang muß kleiner als 5 V · 1% = 50 mV sein. Nun nehmen wir den günstigen Fall an, daß die Gleichtaktverstärkung die einzige Fehlerquelle darstellt. Damit ergibt sich die Forderung: 50 mV = 5 · 10"3 d.h. G > —^—r3 = 104 = 80 dB - 5 · 10" Nach Gl. (11.6) läßt sich diese Forderung bei dem Subtrahierer in Abb. 11.3 mit einer Paarungstoleranz von Aa/a = 0,5% erfüllen. Bei der Schaltung in Abb. 11.2 hingegen ist nach Gl. (11.5) eine Paarungstoleranz von 0,01% erforderlich! In Abb. 11.4 ist eine Erweiterung des Subtrahierers für beliebig viele Additions- und Subtraktionseingänge dargestellt. Voraussetzung für die richtige Funktionsweise ist, daß die angegebene Koeffizientenbedingung erfüllt ist. Ist dies nach Vorgabe der Koeffizienten noch nicht der Fall, kann man mit dem noch fehlenden Koeffizienten die Spannung 0 addieren bzw. subtrahieren.

11.2

773

Subtrahierer

Abb. 11.4. Mehrfach-Subtrahierer η

Ausgangsspannung:

η

Koeffizientenbedingung :

ho

η

Ua = Σ

—Σ

τη α

Σ ί 1=1

=

ί=1 α

Σ *

ι = 1

Zur Herleitung der angegebenen Beziehung wenden wir die Knotenregel auf den N-Eingang an:

Daraus folgt: /fl

=

0

Ganz analog erhält man für den P-Eingang: =0 i=\

Mit VM = Vp und der zusätzlichen Voraussetzung η

m

Σ«-· = Σ«;·

(11.7)

folgt durch Subtraktion der beiden Gleichungen: η

m

Ua = Σο/Μ Für η = m = 1 geht der Mehrfachsubtrahierer in die Grundschaltung in Abb. 11.3 über. Die Eingänge der Rechenschaltungen belasten die Signalspannungsquellen. Wenn dadurch keine Rechenfehler entstehen sollen, müssen deren Ausgangswiderstände hinreichend niederohmig sein. Sind die Quellen ihrerseits gegengekoppelte Operationsverstärkerschaltungen, ist diese Bedingung im allgemeinen gut erfüllt. Bei anderen Signalquellen ist es meist notwendig, Impedanzwandler in Form von Elektrometerverstärkern vor die Eingänge zu schalten. Die sich dabei ergebenden Subtrahierer werden als Elektrometer-Subtrahierer (Instrumentation Amplifier) bezeichnet und hauptsächlich in der Meßtechnik eingesetzt. Deshalb werden sie noch ausführlich im Kapitel 22 behandelt.

774

11 Lineare und nichtlineare Analogrechenschaltungen RJn

Abb. 11.5. Bipolares Koeffizientenglied Ausgangsspannung

:

Ua = n(2q — l)Ue

11.3

Bipolares Koeffizientenglied Die Schaltung in Abb. 11.5 gestattet die Multiplikation einer Eingangsspannung mit einem konstanten Faktor, der mit dem Potentiometer R2 zwischen ±n einstellbar ist. Steht das Potentiometer am rechten Anschlag, ist q = 0, und die Schaltung arbeitet als invertierender Verstärker mit der Verstärkung A = — η. Der Widerstand R\/(n — 1) ist in diesem Fall wirkungslos, da an ihm keine Spannung abfällt. Für q = 1 liegt die volle Eingangsspannung Ue am P-Eingang. Dadurch wird der Spannungsabfall an dem Widerstand R\/n gleich Null, und die Schaltung arbeitet als nicht-invertierender Verstärker mit der Verstärkung:

Für Zwischenstellungen beträgt die Verstärkung: A = n(2q - 1) Sie ist also linear von q abhängig und kann deshalb gut mit Hilfe eines geeichten Wendelpotentiometers eingestellt werden. Der Faktor η bestimmt den Koeffizientenbereich. Der kleinste Wert ist η = 1; in diesem Fall entfällt der Widerstand

11.4

Integratoren Eine besonders wichtige Anwendung des Operationsverstärkers in der Analogrechentechnik ist der Integrator. Er bildet allgemein einen Ausdruck der Form: ι

Ua(t) = Κ I Ue{t)dt + Ua(t = 0)

11.4

Integratoren

775

11.4.1 Umkehrintegrator

Der Umkehrintegrator in Abb. 11.6 unterscheidet sich vom Umkehrverstärker dadurch, daß der Gegenkopplungswiderstand RN durch einen Kondensator C ersetzt wird. Dann ergibt sich die Ausgangsspannung:

Dabei ist Qo die Ladung, die sich zu Beginn der Integration (t = 0) auf dem Kondensator befindet. Mit Ic = -Ue/R folgt: r Ja =

~RCj

ue(t)dt

Die Konstante Ua0 stellt die Anfangsbedingung dar: Ua0 = Ua{t = 0) = Qo/C. Sie muß durch zusätzliche Maßnahmen auf einen definierten Wert gesetzt werden. Darauf werden wir im nächsten Abschnitt eingehen. Nun wollen wir zwei Sonderfälle untersuchen: Ist die Eingangsspannung Ue zeitlich konstant, erhält man die Ausgangsspannung

ua = -^t

+ ua0

Sie steigt also linear mit der Zeit an. Deshalb ist die Schaltung zur Erzeugung von Dreieck- und Sägezahnspannungen sehr gut geeignet. Ist Ue eine cosinusförmige Wechselspannung ue = Ue cos cot, wird die Ausgangsspannung: ι ^ 1 f U COS Cütdt + U o = a Ua(t) = - — / e KL· J

Ü ^ - Sin Cüt

Die Amplitude der Ausgangswechselspannung ist also umgekehrt proportional zur Kreisfrequenz ω. Trägt man den Amplitudenfrequenzgang doppeltlogarithmisch auf, ergibt sich eine Gerade mit der Steigung —6 dB/Oktave. Diese Eigenschaft ist ein einfaches Kriterium dafür, ob sich eine Schaltung als Integrator verhält.

Abb. 11.6. Umkehrintegrator t

Ausgangsspannung:

Ua =

Ue(t)dt + Ua0 RC J


776

Hz

Abb. 11.7. Frequenzgang der Schleifenverstärkung g

Das Verhalten im Frequenzbereich läßt sich auch direkt mit Hilfe der komplexen Rechnung ermitteln:

A

= | = -τ = -ik

(1L8)

Für das Verhältnis der Amplituden folgt daraus Ua

1

Ue

wie oben gezeigt. Bezüglich der Stabilität ist zu beachten, daß das Gegenkopplungsnetzwerk hier im Gegensatz zu den bisher behandelten Schaltungen eine Phasenverschiebung verursacht, d.h. der Rückkopplungsfaktor wird komplex: sRC k = Un u =o +sRC e Für hohe Frequenzen strebt k —> 1, und die Phasenverschiebung wird Null. In diesem Frequenzbereich liegen also dieselben Verhältnisse vor wie beim voll gegengekoppelten Umkehrverstärker (s. Kap. 5). Deshalb ist auch die dafür notwendige Frequenzgangkorrektur anzuwenden. Intern korrigierte Verstärker sind in der Regel für diesen Fall ausgelegt und daher auch als Integratoren geeignet. Der zum Integrieren ausnutzbare Frequenzbereich läßt sich in Abb. 11.7 für ein typisches Beispiel ablesen. Als Integrationszeitkonstante wurde τ = RC = 100 ps gewählt. Man sieht, daß damit eine maximale Schleifenverstärkung \g\ = \kAD\ « 600 erzielt wird, d.h. eine Rechengenauigkeit von l/\g\ ~ 0,2%7lm Unterschied zum Umkehrverstärker nimmt die Rechengenauigkeit nicht nur bei hohen, sondern auch bei tiefen Frequenzen ab. Beim realen Operationsverstärker können Eingangsruhestrom IB und Offsetspannung Uo sehr störend sein, weil sich ihre Wirkung zeitlich summiert. Wenn

11.4

Integratoren

111

υ·1

r

\υ Abb. 11.8. Integrator mit Eingangsruhestromkompensation. Der Kondensator C\ schließt Rauschspannungen am P-Eingang kurz

man die Eingangsspannung Ue Null macht, fließt durch den Kondensator der Fehlerstrom: J+IB Das hat eine Ausgangsspannungsänderung dUa ( 1 U 0 )

zur Folge. Ein Fehlerstrom von 1 μ Α läßt also die Ausgangsspannung um 1 V je Sekunde ansteigen, wenn C = 1 μ¥ ist. Man erkennt an Gl. (11.10), daß bei gegebener Zeitkonstante der Beitrag des Eingangsruhestromes um so kleiner wird je größer man C wählt, während der Beitrag der Offsetspannung konstant bleibt. Da man C nicht beliebig groß machen kann, sollte man zumindest sicherstellen, daß der Einfluß von IB den von Uo nicht überwiegt. Das ist dann der Fall, wenn T IB
wird der Ladestrom beim idealen Integrator gleich Null, und die Ausgangsspannung bleibt auf dem Wert stehen, den sie im Umschaltaugenblick hatte. Dies ist von Nutzen, wenn man eine Rechnung unterbrechen möchte, um die Ausgangsspannung in Ruhe abzulesen. Zum Setzen der Anfangsbedingungen läßt man Si geöffnet und schließt S2· Dadurch wird der Integrator zum Umkehrverstärker mit der Ausgangsspannung:

ua = - ^ u

2

&2

Dieser Wert stellt sich jedoch erst mit einer gewissen Verzögerung ein, die durch die Zeitkonstante RNC bestimmt wird. R2

;D2 Abb. 11.10. Elektronisch gesteuerter Integrator Eine integrierte Schaltung, die zwei derartige Integratoren enthält, ist der ACF 2101 von Burr Brown. η

Anfangsbedingung:

Ua(t = 0) =

ί/2

11.4 Integratoren

ίΧ°~

^2

779

c

~1

Abb. 11.11. Summationsgenerator Ausgangsspannung:

*i

Abbildung 11.10 zeigt eine Möglichkeit, die Schalter elektronisch zu realisieren. Die beiden Fets Ti und T2 ersetzen die Schalter S\ und S2 in Abb. 11.9. Sie sind leitend, wenn die betreffende Steuerspannung größer als Null ist. Bei hinreichend negativer Steuerspannung sind sie gesperrt. Die genauere Funktion der Fet-Schalter und der Dioden Di bis D6 wird ausführlich in Kapitel 17.2.1 auf S. 1007 beschrieben. Der Spannungsfolger OV 2 reduziert die Verzögerungszeitkonstante beim Setzen der Anfangsbedingung vom Wert RNC auf den kleinen Wert #DSonC. 11.4.3 Summationsintegrator

Genauso, wie man den Umkehrverstärker zum Additionsverstärker erweitern kann, läßt sich auch der Integrator zum Summationsintegrator erweitern. Die angegebene Beziehung für die Ausgangsspannung ergibt sich unmittelbar aus der Anwendung der Knotenregel auf den Summationspunkt. 11.4.4 Nicht invertierender Integrator

Zur Integration ohne Vorzeichenumkehr kann man zusätzlich zum Integrator einen Umkehrverstärker einsetzen. Eine andere Möglichkeit zeigt Abb. 11.12. Die Schaltung besteht im Prinzip aus einem Tiefpaß als Integrierglied und einem parallel geschalteten NIC mit dem Innenwiderstand —R, der gleichzeitig als Impedanzwandler wirkt (s. Kap. 12.5 auf S. 828). Zur Berechnung der Ausgangsspannung wenden wir die Knotenregel auf den P-Eingang an und erhalten: Uq-Vp , Ue-Vp R

' + ~~~R

rdVP C

dt

-

°

Mit Vp = VN = \Ua folgt das Ergebnis:

ua = ± 0

Zu beachten ist, daß die Eingangsspannungsquelle einen sehr niedrigen Innenwiderstand besitzen muß, damit die Stabilitätsbedingung für den NIC nicht verletzt wird.

780

11


Abb. 11.12. Nicht invertierender Integrator t

Ausgangsspannung:

Ua = —

/ Ue(jt)dt + Uao

Bei der Verlustkompensation durch den NIC werden Differenzen großer Größen gebildet. Deshalb besitzt dieser Integrator nicht die Präzision der Grundschaltung in Abb. 11.6 auf S. 775. 11.5 Differentiatoren 11.5.1 Prinzipschaltung

Vertauscht man bei dem Integrator in Abb. 11.6 Widerstand und Kondensator, erhält man den Differentiator in Abb. 11.13. Die Anwendung der Knotenregel auf den Summationspunkt liefert die Beziehung:

Ua =

-RC

(11.11)

dt

Für sinusförmige Wechselspannungen ue = i/esino>i erhalten wir damit die Ausgangsspannung: ua = —ω RC Ue cos α>ί

Für das Verhältnis der Amplituden folgt daraus: ^ = \A\ = (oRC (11.12) Ue Trägt man den Frequenzgang der Verstärkung doppeltlogarithmisch auf, erhält man eine Gerade mit der Steigung +6 dB/Oktave. Allgemein bezeichnet man eine Schaltung in dem Frequenzbereich als Differentiator, in dem ihre Frequenzgangkurve mit 6 dB/Oktave steigt.

Abb. 11.13. Differentiator Ausgangsspannung : Ua

dUe dt

11.5 Differentiatoren

781.

Das Verhalten im Frequenzbereich läßt sich auch direkt mit Hilfe der komplexen Rechnung ermitteln: A = =* = He Daraus folgt

-

R

Tc

=

(11.13)

-sRC

|A| = coRC in Übereinstimmung mit Gl. (11.12).

11.5.2 Praktische Realisierung Die praktische Realisierung der Differentiatorschaltung in Abb. 11.13 bereitet gewisse Schwierigkeiten, da eine große Schwingneigung besteht. Die Ursache liegt darin begründet, daß das Gegenkopplungsnetzwerk bei höheren Frequenzen eine Phasen-Nacheilung von 90 ° verursacht: (11.14)

k =

}

1+sRC

Sie addiert sich zur Phasennacheilung des Operationsverstärkers, die im günstigsten Fall selbst schon 90° beträgt. Die verbleibende Phasenreserve ist Null, die Schaltung also instabil. Abhilfe läßt sich dadurch schaffen, daß man die Phasenverschiebung des Gegenkopplungsnetzwerkes bei hohen Frequenzen reduziert, indem man mit dem Differentiationskondensator wie in Abb. 11.14 einen Widerstand R\ in Reihe schaltet. Dadurch muß sich der ausnutzbare Frequenzbereich nicht notwendigerweise reduzieren, da der Differentiator bei höheren Frequenzen wegen abnehmender Schleifenverstärkung ohnehin nicht mehr richtig arbeitet. Als Grenzfrequenz f\ für das RC-Glied R\ C wählt man zweckmäßigerweise den Wert, bei dem die Schleifenverstärkung gleich Eins wird. Dabei geht man zunächst von einem universell korrigierten Verstärker aus, dessen Amplitudenfrequenzgang bei dem Beispiel in Abb. 11.15 gestrichelt eingezeichnet ist. Dann beträgt die Phasenreserve bei der Frequenz /i ca. 45°. Da der Verstärker in der Nähe dieser Frequenz nicht voll gegengekoppelt ist, kann man nun durch Verkleinerung der Korrekturkapazität Q eine Vergrößerung der Phasenreserve bis zum aperiodischen Grenzfall erzielen.

Abb. 11.14. Praktische Ausführung eines Differentiators Ausgangsspannung:

U. = -RC§

für

/JL·


782

|^4D| (optimal kompensiert) |/4 D |(voü kompensiert)

Abb. 11.15. Beispiel für den Frequenzgang der Schleifenverstärkung /i = y/fT/2nr

mit

τ = RC

Zur experimentellen Optimierung der Korrektur-Kapazität gibt man eine Dreieckspannung in den Differentiator und reduziert Q soweit, bis die rechteckförmige Ausgangsspannung optimal gedämpft ist. 11.5.3 Differentiator mit hohem Eingangswiderstand

Die Tatsache, daß die Eingangsimpedanz des beschriebenen Differentiators kapazitives Verhalten aufweist, kann in manchen Fällen Schwierigkeiten bereiten. Wenn z.B. eine Operationsverstärkerschaltung als Steuerspannungsquelle verwendet wird, kann diese leicht instabil werden. In dieser Hinsicht ist der Differentiator in Abb. 11.16 günstiger. Seine Eingangsimpedanz sinkt auch bei hohen Frequenzen nicht unter den Wert R ab. Die Funktionsweise der Schaltung sei durch folgende Überlegung veranschaulicht: Wechselspannungen mit tiefen Frequenzen werden in dem Eingangs-ßCGlied differenziert. In diesem Frequenzbereich arbeitet der Operationsverstärker als Elektrometerverstärker mit der Verstärkung A = 1. Wechselspannungen mit hohen Frequenzen werden über das Eingangs-ßCGlied voll übertragen und durch den gegengekoppelten Verstärker differenziert. Sind beide Zeitkonstanten gleich groß, geht die Differentiation bei tiefen und hohen Frequenzen nahtlos ineinander über.

Abb. 11.16. Differentiator mit hohem Eingangswiderstand Ausgangsspannung :

Hl·—:: C

/

Eingangsimpedanz :

Ua = RC —-^ dt \Z_e\ > R

11.6 Lösung von Differentialgleichungen

783

Bezüglich der Stabilisierung gegen Schwingneigung gelten dieselben Gesichtspunkte wie bei der vorhergehenden Schaltung. Der Dämpfungswiderstand R\ ist gestrichelt in Abb. 11.16 eingezeichnet.

11.6 Lösung von Differentialgleichungen Es gibt viele Aufgabenstellungen, die sich am einfachsten in Form von Differentialgleichungen beschreiben lassen. Die Lösung erhält man dadurch, daß man die Differentialgleichung mit den beschriebenen Analogrechenschaltungen nachbildet und die sich einstellende Ausgangsspannung mißt. Um Stabilitätsprobleme zu vermeiden, formt man die Differentialgleichung so um, daß statt der Differentiatoren ausschließlich Integratoren benötigt werden. Das Verfahren wollen wir am Beispiel einer linearen Differentialgleichung 2. Ordnung erläutern:

f + kxy + koy = fix)

(11.15)

Im ersten Schritt ersetzt man die unabhängige Variable χ durch die Zeit t: t χ = τ

Damit wird nach der Kettenregel: / y

dy

.

dt

= T t T x

=

Ty

„ u n d

y=

x

2

.. y

Einsetzen in die Differentialgleichung (11.15) liefert: 2

J y + kxry + koy = fit/τ)

(11.16)

Im zweiten Schritt löst man die Gleichung nach den nicht abgeleiteten Größen auf: hy~

fit/τ) =

-T2y-kXTy

Im dritten Schritt wird mit I — 1 durchmultipliziert und integriert: -X-

flkoy-fit/T)]dt

= ry + kiy

(11.17)

Auf der linken Seite entsteht auf diese Weise ein Ausdruck, der sich mit einem einfachen Summations-Integrator bilden läßt. Seine Ausgangsspannung wird als Zustandsvariable zn bezeichnet. Dabei ist η die Ordnung der Differentialgleichung, hier also gleich 2. Damit ergibt sich: zi = -X- f[koy-fit/T)]dt

(11.18)

Die Ausgangsgröße y wird dabei zunächst einfach als bekannt angenommen. Durch Einsetzen von Gl. (11.18) in Gl. (11.17) ergibt sich: z2 = jy + hy

(11.19)

784

11

~TJ


Zy

-1

Abb. 11.17. Signalflußgraph für die Lösung der Differentialgleichung

Diese Differentialgleichung wird nun genauso behandelt wie Gl. (11.16) Damit erhalten wir: z2 —

= ry,

- - J[z2-kiy]dt

(11.20)

= -y

Die linke Seite stellt die Zustandsvariable Z\ dar:

«i = -\ j[zi-hy}dt

(11.21)

Dieser Ausdruck wird mit einem zweiten Summations-Integrator gebildet. Einsetzen in Gl. (11.20) liefert die Gleichung für das Ausgangssignal: y = -Zl

(11.22)

Da keine abgeleiteten Größen mehr vorkommen, ist das Verfahren beendet. Die letzte Gleichung (11.22) liefert die noch fehlende Beziehung für die als bekannt angenommene Ausgangsgröße y. Die zur Lösung der Differentialgleichung notwendigen Rechenoperationen Gin. (11.18), (11.21), (11.22) lassen sich übersichtlich anhand eines Signalflußgraphen wie in Abb. 11.17 darstellen. Die zugehörige ausgeführte Analogrechenschaltung zeigt Abb. 11.18. Um einen zusätzlichen Umkehrverstärker zur Bildung des Ausdrucks —k\/y in Gl. (11.21) einzusparen, wurde von der Tatsache Gebrauch gemacht, daß nach Gl. (11.22) zx = -y gilt.

R

C

27

R

Abb. 11.18. Ausgeführte Analogrechenschaltung

11.7

Funktionsnetzwerke

785

11.7

Funktionsnetzwerke Häufig tritt das Problem auf einer Spannung U\ eine Spannung U2 = zuzuordnen, wobei / eine beliebige Funktion ist, also z.B.: U2 =

f(U\)

UAlog^-

oder U2 = L7A sin —ϊUB

Der Zusammenhang kann auch in Form eines Diagramms oder einer Wertetabelle gegeben sein. Zur Realisierung solcher Zuordnungen gibt es drei Möglichkeiten. Man kann entweder einen physikalischen Effekt heranziehen, der dem gesuchten Zusammenhang folgt, oder die Funktion durch Polygonzüge bzw. Potenzreihen approximieren. Im folgenden werden wir einige Beispiele für diese Methoden angeben. 11.7.1 Logarithmus Ein Logarithmierer soll eine Ausgangsspannung liefern, die proportional zum Logarithmus der Eingangsspannung ist. Dazu kann man die Diodenkennlinie heranziehen: UAK

IA = Is(enUr

-1)

(11.23)

Darin ist Is der Sättigungssperrstrom. Up ist die Temperaturspannung kT/e0 und η ein Korrekturfaktor, der zwischen 1 und 2 liegt. Im Durchlaßbereich IA ^> Is vereinfacht sich die Gl. (11.23) mit guter Genauigkeit zu: UAK_

nU

IA = Ise r

(11.24)

Daraus folgt: UAK = nUT In ~

(11.25)

h also die gesuchte Logarithmus-Funktion. Die einfachste Möglichkeit, diese Beziehung zum Logarithmieren auszunutzen, besteht darin, einen Operationsverstärker wie in Abb. 11.19 mit einer Diode gegenzukoppeln. Der Operationsverstärker wandelt die Eingangsspannung Ue in einen Strom IA = Ue/R\ um. Gleichzeitig stellt er die Ausgangsspannung Ua — —UAK niederohmig zur Verfügung. Damit wird: Ua = -nUT\nÎR

= -rct/rlnl0lg-%IR Ue Ua = — ( 1 . . . 2) · 60 mV lg bei Raumtemperatur IR

(11.26)

786


Abb. 11,19. Logarithmierer mit Diode

Abb. 11.20. Logarithmierer mit Transistor

Ua = -wL/r In —

I7e = -ί/ τ In - ^ -

für

Ue > 0

für

Ue > 0

Der ausnutzbare Bereich wird durch zwei Effekte eingeschränkt: Die Diode besitzt einen parasitären ohmschen Serienwiderstand. Bei großen Strömen fällt an ihm eine nennenswerte Spannung ab und verfälscht die Logarithmierung. Außerdem ist der Korrekturfaktor η stromabhängig. Eine befriedigende Genauigkeit läßt sich daher nur über ein bis zwei Dekaden der Eingangsspannung erreichen. Der ungünstige Einfluß des Korrekturfaktors η läßt sich eliminieren, wenn man statt der Diode D einen Transistor Τ wie in Abb. 11.20 einsetzt. Für den Kollektorstrom gilt nach Gl. (2.2) von S. 42 für Ic > Ics die Beziehung: Ic

= IcseÜBE/UT

(11.27)

also: UBE = UT\nIc/Ics

(11.28)

Für die Ausgangsspannung des Transistor-Logarithmierers in Abb. 11.20 ergibt sich daraus: Ua = -ÜBE

=

- U

T

l \

Neben der Elimination des Korrekturfaktors m besitzt die Schaltung in Abb. 11.20 noch zwei weitere Vorteile: Es tritt keine Verfälschung durch den Kollektor-BasisSperrstrom auf, da UCB = 0 ist. Außerdem geht die Größe der Stromverstärkung nicht in das Ergebnis ein, weil der Basisstrom nach Masse abfließt. Bei geeigneten Transistoren hat man einen Kollektorstrombereich vom pA- bis zum mA-Gebiet, also neun Dekaden, zur Verfügung. Man benötigt allerdings Operationsverstärker mit sehr niedrigen Eingangsströmen, wenn man diesen Bereich voll ausnutzen will. Der Transistor Τ erhöht die Schleifenverstärkung der gegengekoppelten Anordnung um seine Spannungsverstärkung. Daher neigt die Schaltung zum Schwingen. Die Spannungsverstärkung des Transistors läßt sich ganz einfach dadurch herabsetzen, daß man wie in Abb. 11.21 einen Emitterwiderstand RE vorschaltet. Damit wird die Spannungsverstärkung des Transistors durch Stromgegenkopplung auf den Wert RI/RE begrenzt. Man darf RE natürlich nur so groß machen, daß der Ausgang des Operationsverstärkers bei den größten auftretenden Ausgangsströmen nicht übersteuert wird. Der Kondensator C kann die Stabilität der Schaltung durch differenzierende Gegenkopplung weiter verbes-

11.7 Funktionsnetzwerke

787

Abb. 11.21. Praktische Ausführung eines Logarithmierers Ua =

-UTln

Ue

für

Ue > 0

sern. Dabei ist allerdings zu beachten, daß die obere Grenzfrequenz infolge der nichtlinearen Transistorkennlinie proportional zum Strom abnimmt. Günstigere Verhältnisse ergeben sich, wenn man den Logarithmier-Transistor aus einer hochohmigen Stromquelle betreibt. Die Schleifenverstärkung beträgt dann S - R\y wobei S die Steilheit der Ansteuerschaltung ist. Da sie vom Kollektorstrom unabhängig ist, läßt sich die Frequenzgang-Korrektur für den ganzen Strombereich optimieren. Operationsverstärker, die einen Stromausgang besitzen, sind die VC- und CC-Operationsverstärker (s. Kap. 5). Die Diode D in Abb. 11.21 verhindert eine Übersteuerung des Operationsverstärkers bei negativen Eingangsspannungen. Dadurch wird eine Beschädigung des Transistors Τ durch zu hohe Emitter-Basis-Sperrspannung vermieden und die Erholzeit verkürzt. Ein Nachteil der beschriebenen Logarithmierer ist ihre starke Temperaturabhängigkeit. Sie rührt daher, daß sich Uj und IQS stark mit der Temperatur ändern. Bei einer Temperaturerhöhung von 20 °C auf 50 °C nimmt UT um 10% zu, während sich der Sperrstrom etwa verzehnfacht. Der Einfluß des Sperrstroms läßt sich eliminieren, wenn man die Differenz zweier Logarithmen bildet. Davon machen wir bei der Schaltung in Abb. 11.22 Gebrauch. Hier dient der Differenzverstärker Ti, T2 zur Logarithmierung. Um die Wirkungsweise der Schaltung zu untersuchen, ermitteln wir die Stromaufteilung im Differenzverstärker. Aus der Maschenregel folgt: UBEI

=

0

[«

c2 Γ--4-

•—•—

I OV>

^ni^

OV1

Abb. 11.22. Temperaturkompensierter Logarithmierer Ua = -UT

iniL

für

Ue,UKi>0

788


Die Übertragungskennlinien der Transistoren lauten: ÜBE ι

kx = lese υτ ÜBE 2

ki = lese ·? Daraus ergibt sich: — = e% ki Aus Abb. 11.22 entnehmen wir die weiteren Beziehungen

(11.29)

Rl = — kl = — Ux= Ua R\ R\ R3 ~\~ R2 wenn man R2 nicht zu hochohmig wählt. Durch Einsetzen erhalten wir die Ausgangsspannung:

kl

Ua

= -uT^m£-

(11.30)

Der Wert von R4 geht nicht in das Ergebnis ein. Man wählt ihn so groß, daß der Spannungsabfall an ihm kleiner bleibt als die Ausgangsaussteuerbarkeit des Operationsverstärkers OV 2. Häufig benötigt man Logarithmierer, die eine Ausgangsspannung von 1 V/Dekade liefern. Zur Ermittlung der Dimensionierung von R2 und #3 für diesen Sonderfall formen wir die Gl. (11.30) um: 1 Ue Ue TT R3 + R2 Λ7 ua = -Ur—^—'T—isjr: = l v i g Ige »Urf *Urei Daraus folgt mit UT = 26 mV die Bedingung: #3+#2 R2

I V . Ig UT

16,7

Wählt m a n R2 = 1 Α:Ω, ergibt sich R3 = 15,7 kQ. Bezüglich d e r Frequenzkorrektur d e r beiden Verstärker gelten dieselben Gesichtspunkte w i e b e i d e r vorhergehenden Schaltung. C\ u n d C 2 sind die zusätzlichen Kompensationskapazitäten. Der Temperatureinfluß von Uj läßt sich d a d u r c h eliminieren, d a ß m a n R2 einen positiven oder R3 einen negativen Temperaturkoeffizienten von 0,3%/K gibt. Von dieser Möglichkeit wird in d e m Logarithmierer ICL 8084 von Intersil Gebrauch gemacht. Eine andere Möglichkeit besteht darin, d e n Differenzverstärker auf konstanter Temperatur zu halten. Dazu verwendet m a n a m einfachsten eine integrierte Schaltung, die einen zusätzlichen Temperaturregler auf demselben Chip besitzt wie z.B. der SSM 2100 von Analog Devices. Hier wird die Temperatur auf 60 °C geregelt; die Heizleistung beträgt 450 m W bei 25 °C U m g e b u n g s t e m p e ratur.

11.7

Funktionsnetzwerke

789

11.7.2 Exponentialfunktion Abbildung 11.23 zeigt einen e-Funktionsgenerator, der ganz analog aufgebaut ist zu dem Logarithmierer in Abb. 11.20. Legt man eine negative Eingangsspannung an, fließt nach Gl. (11.27) durch den Transistor der Strom: ÜBE

Ic = lcseur

_Ue_

= icse 0

Die beschriebenen Exponentialfunktionsgeneratoren gestatten es, einen Ausdruck der Form y = e°* zu bilden. Aufgrund der Identität bax

— (elnb)ax

=

eaxlnb

kann man damit auch Exponentialfunktionen zu einer beliebigen Basis b gemäß y = b a* berechnen, indem man das Eingangssignal χ mit dem Faktor In b verstärkt und in den e-Funktionsgenerator gibt. 11.7.3 Bildung von Potenzfunktionen über Logarithmen

Die Berechnung von Potenzen der Form y = xa läßt sich für χ > 0 mit Hilfe von Logarithmierern und e-Funktionsgeneratoren durchführen. Dazu verwendet man die Identität: Die prinzipielle Anordnung ist in Abb. 11.25 gezeigt. Die eingetragenen Gleichungen gelten für den Logarithmierer in Abb. 11.22 und den e-Funktionsgenerator in Abb. 11.24 mit R2 = oo und R3 = 0. Damit erhalten wir die Ausgangsspannung: TT

Ua =

Ure{e

1

Ue

=

[/

Die Bildung des Logarithmus und der e-Funktion lassen sich mit einer einzigen integrierten Schaltung durchführen, wenn man sogenannte Mult ifunkt ions Konverter einsetzt, wie z.B. den LH0094 von National oder den AD 538 von Analog Devices. Die Potenzierung über Logarithmen ist grundsätzlich nur für positive Eingangsspannungen definiert. Bei ganzzahligem Exponenten α sind rein mathe-

11.7 Funktionsnetzwerke

——ι

- u/j ιιι -— -υ in ±τ

791

ι——ι

f\-u ι *(-θ)

ι——ι u j h-H^ref re

U

e exp-j-r-

1 Abb. 11.25. Allgemeine Potenzfunktion

Ua = Uie{ f-^- ]

für Ue>0

matisch gesehen auch bipolare Eingangssignale zugelassen. Dieser Fall läßt sich schaltungstechnisch dadurch realisieren, daß man Multiplizierer verwendet, wie sie im Abschnitt 11.8 noch beschrieben werden.

11.7.4 Sinus- und Cosinusfunktion

Ein Sinus-Funktionsnetzwerk soll den Ausdruck Ua = & . « n ^ . 5 )

(11.32)

im Bereich von — Ue < Ue < +Ue approximieren. Für kleine Eingangsspannungen gilt:

Zweckmäßigerweise wählt man Ua so, daß in Nullpunktnähe Ua = Ue wird. Dies ist der Fall für: Ua = -Ue

(11.33)

7Γ

Bei kleinen Eingangsspannungen muß das Sinus-Funktionsnetzwerk demnach die Verstärkung 1 besitzen, während sie bei höheren Spannungen abnehmen muß. Eine Schaltung, die das leistet, ist in Abb. 11.26 dargestellt. Sie beruht auf dem Prinzip der stückweisen Approximation. Bei kleinen Eingangsspannungen sperren alle Dioden, und es wird wie verlangt Ua = Ue. Wird Ua größer als U\> wird die Diode Di leitend. Ua steigt nun langsamer an als Ue, weil Rv und # 4 einen Spannungsteiler bilden. Wird Ua größer als U2, wird der Ausgang zusätzlich mit ß 5 belastet und der Spannungsanstieg weiter verlangsamt. Die Diode D3 erzeugt schließlich die horizontale Tangente im Maximum der Sinusschwingung. Entsprechend wirken die Dioden D{ bis Df3 bei der negativen Halbschwingung. Berücksichtigt man, daß die Dioden nicht schlagartig leitend werden, sondern exponentielle Kennlinien besitzen, kann man mit wenigen Dioden niedrige Klirrfaktoren von Ua erreichen. Zur Dimensionierung des Netzwerkes muß man zunächst die Knickpunkte der Approximationskurve festlegen. Man kann zeigen, daß die ersten η ungeraden

792

11


-15 V -15 V

Abb. 11.26. Sinusfunktionsnetzwerk mit 2n = 6 Knickpunkten Ua^

- · l/ e sin( - 5

] für Ue = 5 V

Oberschwingungen verschwinden, wenn man 2n Knickpunkte an folgende Stellen der Eingangsspannung legt [11.2]: Uek = ± — — U e y

00

Ί1

0,5

•GS) u2 >0

UyU2

Ε

\

^

-1 )Λ ill

,-1

Ι

χ

V

ε

Abb. 11.42. Erweiterung eines Einquadrantenmultiplizierers zum Vierquadrantenmultiplizierer


810

uQuz •Ua -L

Abb. 11.43. Betrieb eines Multiplizierers als Dividierer Ua = E—

1

für Uz > 0

Bereich —E < Ux < +E liegt, ergibt sich für Ux — 0,5 Ux + 0,5 Ε der Bereich 0 < U\ < E. Für die Ausgangsspannung erhalten wir: _Ux_u

β

UXUV =

11.8.6 Multiplizierer als Dividierer und Radizierer In Abb. 11.43 ist ein Verfahren dargestellt, mit dem man einen Multiplizierer ohne Divisionseingang zum Dividieren verwenden kann. Die Ausgangsspannung des Operationsverstärkers stellt sich über die Gegenkopplung so ein, daß

wird. Die Schaltung bildet demnach den Quotienten Ua = EUX/UZ. Sie arbeitet aber nur richtig, solange Uz > 0 ist. Bei negativem Nenner tritt statt der Gegenkopplung nämlich eine Mitkopplung auf. Ein Multiplizierer läßt sich auch als Radizierer verwenden, indem man ihn als Quadrierer betreibt und wie in Abb. 11.44 in die Gegenkopplungsschleife eines Operationsverstärkers legt. Dann stellt sich die Ausgangsspannung so ein, daß gilt: -£•

=

L

Ε

Ue)

also

Ua =

yjEUe

Ε Das richtige Funktionieren ist nur für positive Eingangs- und Ausgangsspannungen gewährleistet. Es können Schwierigkeiten auftreten, wenn die Ausgangsspannung z.B. beim Einschalten kurzzeitig negativ wird. In diesem Fall bewirkt nämlich der Quadrierer eine Phasenumkehr in der Gegenkopplungsschleife. Dadurch entsteht eine Mitkopplung, und die Ausgangsspannung geht weiter nach Minus, bis sie an der negativen Aussteuerungsgrenze blockiert wird. Durch diesen „Latch up" ist die Schaltung nicht mehr betriebsfähig. Man muß deshalb

Ue\

Abb. 11.44. Betrieb eines Multiplizierers als Radizierer

Ua = s/EÜ~e

für Ue > 0

11.9

811

Koordinatentransformation

durch zusätzliche schaltungstechnische Maßnahmen verhindern, daß die Ausgangsspannung negative Werte annehmen kann. 11.9 Koordinatentransformation

Neben den kartesischen Koordinaten spielen in Naturwissenschaft und Technik die Polarkoordinaten eine große Rolle. Deshalb wollen wir im folgenden einige Koordinaten-Transformationsschaltungen angeben. 11.9.1 Transformation von Polarkoordinaten in kartesische Koordinaten

Zur Ausführung der Transformationsvorschrift x = rcos σο ergibt sich die ideale Stromquelle. Der Parameter S

wird als Steilheit oder Übertragungsleitwert bezeichnet. 12.3.1 Stromquellen für erdfreie Verbraucher

Beim Umkehr- und beim Elektrometerverstärker fließt durch den Gegenkopplungswiderstand der Strom I2 = U\/R\. Er ist also vom Spannungsabfall am Gegenkopplungswiderstand unabhängig. Die beiden Schaltungen lassen sich demnach als Stromquellen verwenden, indem man den Verbraucher RL anstelle des Gegenkopplungswiderstandes einsetzt, wie es in Abb. 12.7 und 12.8 dargestellt ist. Für die Eingangsimpedanz erhält man dieselben Beziehungen wie bei den entsprechenden spannungsgesteuerten Spannungsquellen in Abb. 12.2 und 12.3. Bei endlicher Differenzverstärkung AD des Operationsverstärkers erhält man für den Ausgangswiderstand nur endliche Werte, weil die Potentialdifferenz UD = VP — VN nicht exakt Null bleibt. Zur Berechnung des Ausgangswiderstandes entnehmen wir der Abb. 12.7 die Beziehungen Ui - VN „ Va = Γ" U7 = VN — h = h = und erhalten:

h

h RL

U2

Abb. 12.7. Umkehrverstärker als spannungsgesteuerte Stromquelle Ideale Übertragungsfkt.: I2 = Ui/RY

Abb. 12.8. Elektrometerverstärker als spannungsgesteuerte Stromquelle Ideale Übertragungsfkt: I2 = ϋχ/Ri

Eingangsimpedanz:

Eingangsimpedanz:

Z e = TQ\

Ausgangsimpedanz:

Zfl = ADRi

Ausgangsimpedanz:

Zfl = ADJ?i

——

1 sCGl

12.3

Spannungsgesteuerte Stromquellen

Ri

Ri(l+AD)

819

' Rx

ADRx

Daraus ergibt sich der Ausgangswiderstand zu: = ADRx (12.5) ra = —rl äl2 Er ist also proportional zur Differenzverstärkung des Operationsverstärkers. Da die Differenzverstärkung eines frequenzkorrigierten Operationsverstärkers eine ziemlich niedrige Grenzfrequenz besitzt (z.B. fgA « 10 Hz beim Typ 741), muß man bereits bei tiefen Frequenzen berücksichtigen, daß AD komplex wird. In komplexer Schreibweise lautet die Gl. (12.5): Za = ADRx =

l_^

D

jo_R^

(12-6)

Diese Ausgangsimpedanz läßt sich als Parallelschaltung eines ohmschen Widerstandes Ra und einer Kapazität Ca darstellen, wie folgende Umformung der Gl. (12.6) zeigt: 1

(12.7)

1 ADRX

mit Ra = ADRi und Ca =

1

ADRi0ögA

Bei einem Operationsverstärker mit AD = 105 und fgA — 10 Hz erhält man für Rl = 1 kQ: Ra = 100 ΜΩ und Ca = 15 pF Bei einer Frequenz von 10 kHz verkleinert sich der Betrag der Ausgangsimpedanz demnach auf 100 kQ. Für die Ausgangsimpedanz der Schaltung in Abb. 12.8 erhält man dieselben Beziehungen. Vom Standpunkt der elektrischen Daten her gesehen sind die beiden Stromquellen in Abb. 12.7 und 12.8 für viele Anwendungszwecke geeignet. Sie besitzen jedoch einen großen schaltungstechnischen Nachteil: Der Verbraucher RL darf nicht einseitig an ein festes Potential angeschlossen werden, da sonst entweder der Verstärkerausgang oder der N-Eingang kurzgeschlossen wird. Diese Einschränkung besitzen die folgenden Schaltungen nicht.

12.3.2 Stromquellen für geerdete Verbraucher

Die Funktionsweise der Stromquelle in Abb. 12.9 beruht darauf, daß der Ausgangsstrom über den Spannungsabfall an JRI gemessen wird. Die Ausgangsspannung des Operationsverstärkers stellt sich so ein, daß dieser Spannungsabfall gleich der vorgegebenen Eingangsspannung wird. Zur Berechnung des Ausgangs-

820

12

Gesteuerte Quellen und Impedanzkonverter

H=>

Abb. 12.9. Spannungsgesteuerte Stromquelle für geerdete Verbraucher Ausgangsstrom:

I2 = —

für R3 = ß 2

Stromes wenden wir die Knotenregel auf den N- und P-Eingang und auf den Ausgang an. Damit ergibt sich: VU-VN

VN

Ui-Vp

0

0

R2

R3

R\ +R2

U2-Vp __

R R3

ν^υ1_

υ

ζRi 1

R3

Mit der Bezeichnung VN = VP erhalten wir daraus den Ausgangsstrom:

Man sieht, daß der Ausgangsstrom für R2 = R3 von der Ausgangsspannung unabhängig wird. Dann wird also der Ausgangswiderstand ra = 00, und der Ausgangsstrom beträgt I2 = U\/R\. In der Praxis macht man .Ri so niederohmig, daß der Spannungsabfall an ihm in der Größenordnung von wenigen Volt bleibt. Die Widerstände R2 wählt man groß gegenüber Ru damit der Operationsverstärker und die Spannungsquelle U\ nicht unnötig belastet werden. Durch Feinabgleich von R3 läßt sich der Ausgangswiderstand der Stromquelle für niedrige Frequenzen auch bei einem realen Operationsverstärker auf Unendlich abgleichen. Der Innenwiderstand Rg der Steuerspannungsquelle liegt in Reihe mit R\ und R2. Damit er die Ergebnisse nicht verfälscht, sollte er vernachlässigbar sein. Die Schaltung läßt sich auch als Stromquelle mit negativem Ausgangswiderstand dimensionieren. Dazu wählt man R3 < R2 und erhält dann: < 0

Δ/ 2

#3 - R2

Bei der Schaltung in Abb. 12.10 ist der Eingangsstrom unabhängig von der Spannung U2, also vom Lastwiderstand RL, da hier der Vorwiderstand R2 virtuell geerdet ist. Ein weiterer Vorteil besteht darin, daß keine Gleichtaktaussteuerung auftritt. Zur Berechnung des Ausgangsstromes entnehmen wir der Schaltung folgende Beziehung:

12.3 Spannungsgesteuerte Stromquellen

821

KL

i Abb. 12.10. Spannungsgesteuerte Stromquelle ohne Gleichtaktaussteuerung Ausgangsstrom:

I2 — —

für

R3 = R2 — Ri

Die Anwendung der Knotenregel auf den Ausgang liefert:

Durch Elimination von V4 erhalten wir: Ri

R1R3

Der Ausgangsstrom wird dann von der Ausgangsspannung unabhängig, wenn die Abgleichbedingung ^3

— ^ 2 ~" *M

erfüllt ist. 12.3.3 Transistor-Präzisionsstromquellen

In Kapitel 4 haben wir einfache Stromquellen aus einem Bipolar- bzw. FeldeffektTransistor kennengelernt, die einen Verbraucher speisen können, der mit einem Anschluß auf festem Potential liegt. Der Nachteil dieser Schaltungen besteht darin, daß der Ausgangsstrom nicht genau definiert ist, da er von ÜBE bzw. UGS beeinflußt wird. Es liegt nun nahe, diesen Einfluß durch Einsatz eines Operationsverstärkers zu eliminieren. Abb. 12.11 zeigt die entsprechenden Schaltungen für einen bipolaren Transistor und für einen Feldeffekttransistor. Die Ausgangsspannung des Operationsverstärkers stellt sich so ein, daß die Spannung an dem Widerstand R\ gleich U\ wird. (Dies gilt natürlich nur für positive Spannungen, da die Transistoren sonst sperren.) Der Strom durch Ri wird dann U\/R\. Der Ausgangsstrom beträgt somit: beim Bipolartransistor:

h —

beim Fet:

Ri B\ + 1 I2 = —

Der Unterschied rührt daher, daß beim Bipolartransistor ein Teil des Emitterstroms über die Basis abfließt. Da die Stromverstärkung Β von UQE abhängt,

822

12

a Transistor-Stromquelle

Ausgangsstrom: Ausgangswiderstand:

J_


b Fet-Stromquelle

Ui ( I2 = — I 1 Ri \ ra = ßrcE

l\ 1 Ausgangsstrom: BJ Ausgangswiderstand:

Ui I2 = — Ri ra — μΑΌ1

Abb. 12.11. Transistor-Präzisionsstromquellen

ändert sich auch IB mit der Ausgangsspannung U2. Nach (4.1) auf S. 308 wird durch diesen Effekt der Ausgangswiderstand auf den Wert ßrCE begrenzt, auch wenn der Operationsverstärker als ideal angenommen wird. Der Einfluß der endlichen Stromverstärkung läßt sich verkleinern, wenn man den Bipolartransistor durch eine Darlingtonschaltung ersetzt. Praktisch ganz beseitigen kann man diesen Einfluß durch Einsatz eines Feldeffekttransistors, weil bei ihm der Gate-Strom außerordentlich klein ist. Begrenzt wird der Ausgangswiderstand der Schaltung in Abb. 12.11 b letztlich durch die endliche Verstärkung des Operationsverstärkers. Um ihn zu berechnen, entnehmen wir der Schaltung für U\ = const folgende Beziehungen: dUDS «

-dU2

dUGS = dUG-dUs

= -ADRidI2-

R\dl2 «

-ADRidI2

Mit der Grundgleichung (3.9) von S. 201 dl2

dU

= SdUGS

DS

erhalten wir den Ausgangswiderstand: dU2 ra = --rfdl2

=

rDS(l

ADSRX)

(12.8)

Er ist also noch um den Faktor μ — Sr^s ^150 größer als bei der äquivalenten Operationsverstärker-Stromquelle ohne Fet in Abb. 12.8. Mit den Werten des dort angegebenen Zahlenbeispiels erhält man hier den sehr hohen Ausgangswiderstand von ca. 15 GQ. Wegen der Frequenzabhängigkeit der Differenzverstärkung AD ist dieser Wert jedoch nur unterhalb der Grenzfrequenz fgA des Operationsverstärkers gültig. Bei höheren Frequenzen müssen wir die Differenzverstärkung komplex ansetzen und erhalten anstelle von Gl. (12.8) die Ausgangsimpedanz:


823

1

1 ι

ο

+

>

1 [b

ά |/2

IP

Ί >—-R

".Π Abb. 12.12. Stromquelle für große Ausgangsströme

Abb. 12.13. Invertierende Fet-Stromquelle

Ausgangsstrom:

I2 = —

Ausgangsstrom:

I2 — —

Ausgangswiderstand:

ra = pADRi

Ausgangswiderstand:

ra = pADRi

Za =

AD co

(12.9)

Wie der Vergleich mit Gl. (12.6) und (12.7) zeigt, läßt sich diese Impedanz darstellen als Parallelschaltung eines ohmschen Widerstandes Ra = μΑΌΚλ und einer Kapazität Ca — \/μΑΌΚ\ωξΑ. Beide Werte sind also um den Faktor μ günstiger. Für das genannte Zahlenbeispiel erhalten wir Ca = 1 pF. Parallel dazu tritt noch die Fet-Kapazität von einigen pF auf. Benötigt man größere Ausgangsströme, kann man einen Leistungsmosfet einsetzen, wie es in Abb. 12.12 dargestellt ist. Da über das Gate auch hier kein Strom fließt, verschlechtern sich durch diese Maßnahme die Daten der Schaltung nicht. Die Schaltung in Abb. 12.11b läßt sich modifizieren, indem man die Eingangsspannung direkt an R\ anlegt und statt dessen den P-Eingang an Masse anschließt. Diese Möglichkeit zeigt Abb. 12.13. Damit der Fet nicht sperrt, muß l/i immer negativ sein. Im Unterschied zu der Schaltung in Abb. 12.11 b wird die Steuerspannungsquelle mit I2 belastet. Benötigt man eine Stromquelle, deren Ausgangsstrom in der umgekehrten Richtung fließt wie bei der Schaltung in Abb. 12.11 b, braucht man lediglich den n-Kanal-Fet durch einen p-Kanal-Fet zu ersetzen und gelangt zu der Schaltung in Abb. 12.14. Steht kein p-Kanal-Fet zur Verfügung, kann man auch die Schaltung in Abb. 12.15 verwenden. Im Gegensatz zu den bisherigen Schaltungen dient hier die Sourceelektrode als Ausgang. Dadurch ändert sich jedoch nichts am Ausgangsstrom, da er nach wie vor über den Spannungsabfall an Rx kontrolliert wird. Die Gegenkopplung kommt hier auf folgende Weise zustande: Nimmt der Ausgangsstrom ab, steigt VP an. Dadurch steigt das Gatepotential verstärkt an, und UGS verkleinert sich. Dies wirkt der Stromabnahme entgegen. Der Ausgangswiderstand ist allerdings wesentlich kleiner als bei den vorhergehenden Schaltungen.

824

12


Abb. 12.14. Stromquelle mit p-Kanal-Fet

Abb. 12.15. Stromquelle mit quasi-p-KanalFet

Ausgangsstrom:

Ausgangsstrom:

I2 —

Ausgangswiderstand: ra — pADRY

I2 =

-

Ausgangswiderstand: ra = ADRi

Wird durch Übersteuerung die Gate-Kanal-Diode leitend, wird die Ausgangsspannung des Operationsverstärkers direkt auf den P-Eingang gekoppelt. Es tritt also Mitkopplung auf, und die Ausgangsspannung geht an die positive Aussteuerungsgrenze. Um diesen „Latch up" zu verhindern, wurde in Abb. 12.15 die Diode D vorgesehen. Transistor-Stromquellen für bipolare Ausgangsströme

Ein Nachteil der bisher aufgeführten Stromquellen besteht darin, daß sie nur einen unipolaren Ausgangsstrom liefern können. Durch Kombination der beiden Schaltungen in Abb. 12.11 und 12.14 gelangt man zu der Stromquelle in Abb. 12.16, die bipolare Ausgangsströme liefern kann. Im Ruhezustand ist Vpi = \V+ und Vp2 — f V~. In diesem Fall ergibt sich: I2 = Im - ID2 =

V+

+

V~

=0

für

V~ =

-V+

Bei positiven Eingangsspannungen U\ vergrößert sich der Strom //)2 um l/i/4#i, während ID]L um denselben Betrag abnimmt. Damit ergibt sich ein negativer Ausgangsstrom:

h =

-

Bei negativen Eingangsspannungen verkleinert sich ID2, während ID\ größer wird. Dadurch ergibt sich ein positiver Ausgangsstrom. Die Aussteuerungsgrenze ist erreicht, wenn einer der Fets sperrt. Das ist für U\ = ±V + der Fall. Um die Fets sperren zu können, muß das Gatepotential betragsmäßig höher werden als die Betriebsspannung V+. Deshalb benötigen die Operationsverstärker OV 1 und beOV 2 höhere Betriebsspannungen. Sie sind in Abb. 12.16 mit V++ bzw. V zeichnet.

12.3

825

Spannungsgesteuerte Stromquellen

Abb. 12.16. Bipolare Fet-Stromquelle mit eingetragenen Ruhepotentialen Ausgangsstrom:

I2 =

Die Schaltung besitzt eine ziemlich schlechte Nullpunktstabilität, da sich der Ausgangsstrom als Differenz großer Größen ergibt, die außerdem noch von den Betriebsspannungen beeinflußt werden. In dieser Beziehung ist die Schaltung in Abb. 12.17 wesentlich günstiger. Sie unterscheidet sich von der vorhergehenden durch eine andere Art der Ansteuerung [12.1]. Die beiden Ausgangsstufen werden von den Strömen I3 und J4 gesteuert, die in den Betriebsspannungsanschlüssen des Verstärkers OV 1 fließen. Für die Drainströme gilt: hl

= — = — h>

Im = — = —h

(12.10)

Die Ausgangsstufen arbeiten also als Stromspiegel. Für den Ausgangsstrom folgt: I2 = Im-ID2

= —(h-h)

(12.11)

Der Verstärker OV 1 arbeitet als Spannungsfolger. Am Widerstand R3 tritt demnach die Eingangsspannung U\ auf; der Ausgangsstrom beträgt also: I5 = Ul/R3

(12.12)

Bei der Weiterleitung des Signals wird nun von der Tatsache Gebrauch gemacht, daß man den Operationsverstärker als Stromknoten auffassen kann, für den nach der Knotenregel die Summe der Ströme gleich Null sein muß. Da man die Eingangsströme vernachlässigen kann und ein Masseanschluß in aller Regel nicht vorhanden ist, ergibt sich mit sehr guter Genauigkeit die Beziehung: h = h-h Einsetzen in Gl. (12.12) und (12.11) liefert den Ausgangsstrom:

h =

= —

für

R2 =

(12.13)

12 Gesteuerte Quellen und Impedanzkonverter

826

Abb. 12.17. Bipolare Fet-Stromquelle für große Ausgangsströme p

Ausgangsstrom:

I2 =

R1R3

U

Im Ruhezustand ist J5 = 0 und I3 = I4 = IR. Dabei ist IR der Ruhestrom, der in den Betriebsspannungsanschlüssen des Verstärkers OV 1 fließt. Er ist klein gegenüber dem maximal erhältlichen Ausgangsstrom J5 des Verstärkers. Bei positiver Eingangsspannungsdifferenz wird I3 % I5 ;» J4. Der Ausgangsstrom I2 wird dann praktisch ganz von der oberen Ausgangsstufe geliefert, während die untere sperrt. Bei negativer Eingangsspannungsdifferenz ist es umgekehrt. Es handelt sich also um einen Gegentakt-AB-Betrieb. Da der Ruhestrom in der Endstufe h\R

= hiR

= —

(12.14)

klein ist gegenüber dem maximalen Ausgangsstrom, ergibt sich der Ausgangsstrom im Ruhezustand nur noch als Differenz kleiner Größen. Dadurch wird eine gute Nullpunktstabilität erzielt. Als weiterer Vorteil ergibt sich daraus ein hoher Wirkungsgrad, der besonders dann von Interesse ist, wenn man die Schaltung für hohe Ausgangsströme auslegt. Aus diesem Grund verwendet man für OV 1 einen Operationsverstärker mit niedriger Ruhestromaufnahme. Bei der Schaltung in Abb. 12.17 ist der Einsatz von Leistungsmosfets besonders sinnvoll. Da sie selbstsperrend sind, liegen ihre Gatepotentiale innerhalb des Betriebsspannungsbereiches. Man kann deshalb hier auf positive bzw. negative Hilfsspannungen für die Operationsverstärker OV 2 bzw. OV 3 verzichten, wenn man Rail-to-Rail Operationsverstärker einsetzt. Wenn man den Widerstand R$ in Abb. 12.17 nicht an Masse, sondern am Ausgang eines zweiten Spannungsfolgers anschließt, bestimmt die Eingangsspannungsdifferenz den Ausgangsstrom [12.2]. Man kann die ganze Schaltung aber


827

^

(a)

(b)

(c)

Abb. 12.18. (a) Stromquelle für schwimmende Verbraucher, (b) Stromquelle für einseitig geerdete Verbraucher, (c) Schwimmende Stromquelle für beliebige Verbraucher

auch als einen einzigen CC-Operationsverstärker gemäß Abb. 5.79b auf S. 559 betrachten: OV 1 stellt den Eingangs-Impedanzumwandler dar, OV 2 und OV 3 die Stromspiegel. Aus diesem Grund ist der OPA 2662 für Ausgangsströme bis 60 mA bzw. 120 mA, wenn man beide Verstärker einsetzt, die einfachste Realisierung. 12.3.4 Schwimmende Stromquellen

Wir haben in den vorhergehenden Abschnitten zwei Typen von Stromquellen kennengelernt. Bei den Schaltungen in Abb. 12.7 und 12.8 auf S. 818 darf keiner der beiden Anschlüsse des Verbrauchers mit einem festen Potential verbunden sein. Ein solcher Verbraucher wird als erdfrei, potentialfrei oder schwimmend bezeichnet. Abb. 12.18 a verdeutlicht diesen Sachverhalt. Als Verbraucher kommen bei dieser Betriebsart praktisch nur passive Elemente in Frage, da bei aktiven Schaltungen über die Stromversorgung in der Regel eine Masseverbindung besteht. Solche geerdeten Verbraucher können mit einer Stromquelle nach Abb. 12.18 b betrieben werden, deren Realisierung in Abb. 12.9 (S. 820) bis 12.17 angegeben ist. Möchte man an den einen oder anderen Verbraucheranschluß ein beliebiges Potential anlegen können, ohne daß sich der Strom ändern soll, dann benötigt man eine schwimmende Stromquelle. Sie läßt sich, wie in Abb. 12.19 gezeigt, mit Hilfe von zwei geerdeten Stromquellen realisieren, die entgegengesetzt gleich große Ströme liefern. Dazu ist der zweifache CC-Operationsverstärker OPA 2662 oder MAX 435 besonders gut geeignet.

ι ^ γ 7~~

.

ζ Λ ^ γ ^J Τ

Abb. 12.19. Realisierung einer schwimmenden Stromquelle aus zwei einseitig geerdeten ten Stromquellen

828


Abb. 12.20. Stromspiegel

Ausgangsstrom:

I2 = —1\

12.4 Stromgesteuerte Stromquellen

Das Ersatzschaltbild der stromgesteuerten Stromquelle ist identisch mit dem der spannungsgesteuerten Stromquelle in Abb. 12.6 auf S. 818. Der Unterschied besteht lediglich darin, daß jetzt der Eingangsstrom als Steuergröße verwendet wird. Er soll durch die Schaltung möglichst wenig beeinflußt werden. Das ist im Idealfall für re — 0 gegeben. Die Übertragungsgleichungen lauten bei vernachlässigbarer Rückwirkung: =» l/i = 0 Ui = reh + 0 · ü2 =• I2 = Ath (12.15) h = MI, ~j-a-U2 (real) (ideal, re = 0, ra = oo) In Abb. 12.7 auf S. 818 und 12.13 auf S. 823 haben wir zwei spannungsgesteuerte Stromquellen mit endlichem Eingangswiderstand kennengelernt. Sie lassen sich als stromgesteuerte Stromquellen mit weitgehend idealen Eigenschaften betreiben, indem man den Widerstand Ri gleich Null macht. Dann wird I2 = I\. Von besonderem Interesse sind stromgesteuerte Stromquellen mit Vorzeichenumkehr. Sie werden als Stromspiegel bezeichnet (siehe Kapitel 4.1.1). Eine Realisierungsmöglichkeit ist in Abb. 12.20 dargestellt. Sie beruht auf der spannungsgesteuerten Stromquelle in Abb. 12.11 b auf S. 822. Die Strom-Spannungsumsetzung wird durch den Zusatzwiderstand ßi bewirkt. Dadurch erhält man allerdings nicht den idealen Eingangswiderstand Null. Die größte Freiheit in der Schaltungsdimensionierung ergibt sich, wenn man mit einer Schaltung aus Abschnitt 12.2 eine Strom-Spannungsumsetzung vornimmt und eine der beschriebenen spannungsgesteuerten Stromquellen aus Abschnitt 12.3 nachschaltet. Die einfachste Realisierung ergibt sich, wenn man einen CC-Operationsverstärker einsetzt bei dem man den nichtinvertierten Eingang an Masse legt. 12.5 Der NIC (Negative Impedance Converter)

Manchmal benötigt man negative Widerstände oder Spannungsquellen mit negativem Innenwiderstand. Nach der Definition des Widerstandes ist R — +U/Iy wenn Strom- und Spannungspfeil dieselbe Richtung haben. Wenn bei einem Zweipol in diesem Fall eine von außen angelegte Spannung U und der dann

12.5 Der NIC (Negative Impedance Converter)

Abb. 12.21. Schaltung eines INIC mit gesteuerten Quellen

829

Abb. 12.22. INIC mit Operationsverstärker

durch den Zweipol fließende Strom 7 entgegengesetzte Vorzeichen besitzen, wird der Quotient U/I < 0. Einen solchen Zweipol bezeichnet man als negativen Widerstand. Negative Widerstände lassen sich prinzipiell nur mit aktiven Schaltungen verwirklichen, die man als NIC bezeichnet. Man unterscheidet zwei Typen: den UNIC, der die Spannung bei gleichbleibendem Strom umpolt und den INIC, der den Strom bei gleichbleibender Spannung umpolt. Schaltungstechnisch läßt sich der INIC besonders einfach realisieren. Seine idealisierten Übertragungsgleichungen lauten: U, = L72 + 0.J 2

(12 16)

h = ou2-i2

·

Diese Gleichungen lassen sich wie in Abb. 12.21 mit einer spannungsgesteuerten Spannungsquelle und einer stromgesteuerten Stromquelle realisieren. Beide Funktionen kann aber auch ein einziger Operationsverstärker übernehmen. Die entsprechende Schaltung ist in Abb. 12.22 dargestellt. Beim idealisierten Operationsverstärker ist VP — VN und damit wie verlangt U\ = U2. Die Ausgangsspannung des Operationsverstärkers stellt sich auf den Wert Va = U2 + I2R

ein. Damit fließt am Tor 1 wie verlangt der Strom:

h = — ä - = -h Bei der Herleitung haben wir stillschweigend vorausgesetzt, daß die Schaltung stabil ist. Da sie aber gleichzeitig mit- und gegengekoppelt ist, muß man getrennt untersuchen, ob diese Voraussetzung erfüllt ist. Dazu berechnen wir, welcher Bruchteil der Ausgangsspannung auf den P-Eingang bzw. den N-Eingang gekoppelt wird. Abb. 12.23 zeigt den allgemein beschalteten INIC. R\ und R2 sind die Innenwiderstände der angeschlossenen Schaltungen. D

Mitgekoppelt wird die Spannung:

Vp = Va

Gegengekoppelt wird die Spannung:

VN — Va

Ri -\- R

R2 + R

830

12

Abb. 12.23. Beschalteter INIC


Abb. 12.24. Erzeugung negativer Widerstände Negativer Widerstand: — = — R2 h

Die Schaltung ist stabil, wenn die mitgekoppelte Spannung kleiner ist als die gegengekoppelte, wenn also gilt: Äi ) = - i

— + φι + ψι Darin ist Qo der niederfrequente Grenzwert der Güte. φχ und φ2 sind die Phasenverschiebungen zwischen Strom Ι_λ und Spannung U_2 bzw. Strom 7 2 und Spannung U_Y bei der Resonanzfrequenz des Schwingkreises. Bei Phasennacheilung nimmt die Güte mit steigender Resonanzfrequenz zu. Bei \ — wird Qo die Schaltung instabil; es tritt eine Schwingung mit der Resonanzfrequenz des Schwingkreises auf. Bei Phasenvoreilung nimmt die Güte mit steigender Resonanzfrequenz ab. Mit Gyratoren kann man nicht nur Zweipole, sondern auch Vierpole transformieren. Dazu schließt man den zu transformierenden Vierpol wie in Abb. 12.31 zwischen zwei Gyratoren mit gleichen Gyrationswiderständen an. Zwischen den äußeren Toren tritt dann der duale Vierpol auf. Zur Herleitung der Transformationsgleichungen bildet man das Produkt der Kettenmatrizen. Der zu transformierende Vierpol besitze die Kettenmatrix:

Aus Gl. (12.18) erhalten wir für den Gyrator die Beziehung:

'UA

(

0 l/R,

RB\ fU2

(12 22)

0 M 4 '

·

Für die Kettenmatrix (A) des resultierenden Vierpoles ergibt sich damit: (Ä) = (Ag)(AKAg) = (

^

A

^ )

(12.23)

Das ist die Matrix des dualtransformierten inneren Vierpoles. Die Abb. 12.32 zeigt als Beispiel, wie sich eine Schaltung aus drei Induktivitäten durch eine duale Schaltung aus drei Kapazitäten ersetzen läßt. Schaltet man parallel zu Li und L2 extern je einen Kondensator, erhält man ein induktiv gekoppeltes Bandfilter, das ausschließlich aus Kondensatoren aufgebaut ist. Schließt man Ca und Q, kurz, erhält man eine erdfreie Induktivität L3.

12.7 Der Zirkulator

"•I

) C

835

Γ I

Abb. 12.32. Beispiel für die Dualtransformation Transformationsgleichungen: LY = RlCai L2 = RlCb,

L 3 = R 2 CC

12.7

Der Zirkulator Ein Zirkulator ist eine Schaltung mit drei oder mehr Anschlüssen. Das Schaltsymbol ist in Abb. 12.33 dargestellt. Kennzeichnend ist, daß ein Signal, das auf einen der Anschlüsse gegeben wird, in Pfeilrichtung weitergeleitet wird. An einem offenen Anschluß wird es unverändert vorbeigeleitet; an einem kurzgeschlossenen Anschluß wird das Vorzeichen der Signalspannung invertiert. Schließt man an einem Anschluß einen Widerstand R = R„ nach Masse an, tritt an diesem Widerstand die Signalspannung auf. Sie wird in diesem Fall jedoch nicht mehr zum nächsten Anschluß weitergeleitet. Eine Schaltung, die diese Eigenschaften besitzt, zeigt Abb. 12.34 [12.5]. Man erkennt, daß die Schaltung aus drei identischen Stufen besteht, von denen wir eine in Abb. 12.35 herausgezeichnet haben. Zunächst wollen wir die Funktionsweise der Einzelstufe untersuchen. Dabei müssen wir verschiedene Fälle unterscheiden: Läßt man den Anschluß 1 offen, wird I\ = 0. Dann wird Vp = Ue = V^. Demnach fließt durch den Gegenkopplungswiderstand kein Strom, und es wird Ua = Ue. Schließt man den Anschluß 1 kurz, wird U\ = 0, und die Schaltung arbeitet als Umkehrverstärker mit der Verstärkung —1. In diesem Fall erhalten wir die Ausgangsspannung Ua = —Ue. Schließt man am Anschluß 1 einen Widerstand Ri — Rg an, arbeitet die Schaltung als Subtrahierer für zwei gleiche Spannungen Ue. In diesem Falle wird also Ua = 0. Macht man Ue gleich Null und legt an den Anschluß 1 eine Spannung U\ an, arbeitet die Schaltung als nicht invertierender Verstärker mit der Verstärkung 2, und wir erhalten Ua = 2U\. Mit diesen Eigenschaften kann man die Funktionsweise der Schaltung in Abb. 12.34 leicht verstehen. Wir gehen einmal davon aus, daß man an den An-

Abb. 12.33. Schaltsymbol des Zirkulators


836

Abb. 12.34. Realisierungsmöglichkeit eines Zirkulators

Schluß 1 eine Spannung U\ anlegt, am Anschluß 2 einen Widerstand Rg nach Masse anschließt und den Anschluß 3 offen läßt. Aus der Funktionsweise einer Stufe wissen wir bereits, daß in diesem Fall die Ausgangsspannung von OV 2 Null wird. OV 3 besitzt wegen des offenen Anschlusses 3 die Verstärkung 1; seine Ausgangsspannung wird daher ebenfalls Null. OV 1 arbeitet also als Elektrometerverstärker mit der Verstärkung 2. Seine Ausgangsspannung wird daher gleich 2Ui. An dem mit Rg abgeschlossenen Anschluß 2 liegt die Hälfte dieser Spannung, also gerade U\. Andere Spezialfälle kann man sich ganz analog überlegen. Liegt nicht gerade einer der genannten Spezialfälle vor, benötigt man zur Berechnung der Eigenschaften die Übertragungsgleichungen des Zirkulators. Zu ihrer Berechnung wenden wir die Knotenregel auf die P- und N-Eingänge an: N-Eingänge

P-Eingänge V 6 -I7i ,

= 0

Rg V4-U2

v6Ri 7·>

•h = 0 *,

V5-U3

V4

h = 0

7

- U\

0

Rg

u2 + v5 -u2

0

R*

v5- u3 + v6- t / 3

ο

± \ σ

1 Abb. 12.35. Schaltung einer Stufe des Zirkulators

12.7

837

Der Zirkulator

j

=

J_ [u7-U-i) Rg

i

1

Q

' Rg

'- Rg

3

/Is

1

ί

lUi -U2)

U,[

1

Abb. 12.36. Realisierung eines Zirkulators aus spannungsgesteuerten Stromquellen Durch Elimination von V4 bis V£ folgen die Übertragungsgleichungen: h =

-^(U2-U3)

h = ^-(t/ 3 -l/i)

(12.24)

Z3 = J-(n_i4) Aus Gl. (12.24) wird ersichtlich, daß man den Zirkulator auch aus drei spannungsgesteuerten Stromquellen mit Differenzeingang aufbauen kann, wie Abb. 12.36 zeigt. Eine dafür geeignete Stromquellenschaltung haben wir in Abb. 12.17 auf S. 826 kennengelernt, die man am besten mit CC-Operationsverstärkern realisiert. Als Anwendung des Zirkulators ist in Abb. 12.37 eine aktive TelefonGabelschaltung angegeben. Sie besteht aus einem Zirkulator mit drei Toren, die alle mit dem Zirkulationswiderstand Rg abgeschlossen sind. Das vom Mikrofon kommende Signal wird zur Vermittlung geleitet und gelangt nicht in den Hörer. Das von der Vermittlung kommende Signal wird auf den Hörer übertragen und gelangt nicht auf das Mikrofon. Die Übersprechdämpfung wird hauptsächlich von der Paarungstoleranz der Abschlußwiderstände bestimmt. Vermittlung

Abb. 12.37. Einsatz eines Zirkulators als Gabelschaltung im Telefon

Literatur

[12.1]

[12.2] [12.3] [12.4]

[12.5]

Schenk, Ch.: Ein neues Schaltungskonzept für eine bipolare, spannungsgesteuerte Präzisions-Stromquelle. Nachrichtentechn. Z. 27 (1974) 102-104. Tietze, U.; Schenk, Ch.: Bipolar steuerbare Leistungsstromquelle mit Power-MOSFETs. Elektronikpraxis 16 (1981) H. 10, 142-144. Antoniou, Α.: 3-Terminal Gyrator Circuits Using Operational Amplifiers. Electronics Letters 4 (1968) 591. Schenk, Ch.: Neue Schaltungen spannungsgesteuerter Stromquellen und ihre Anwendung in elektronischen 7-Gyratoren. Dissertation Universität Erlangen-Nürnberg, 1976. Rollett, J.M.; Greenaway, P.E.: Direct Coupled Active Circulators. Electronics Letters 4 (1968) 579.

Kapitel 13: Aktive Filter

13.1

Theoretische Grundlagen von Tiefpaßfiltern In Kapitel 26.2.1 und 26.2.2 haben wir einfache Hoch- und Tiefpässe kennengelernt. Die Schaltung des einfachsten Tiefpasses ist noch einmal in Abb. 13.1 dargestellt. Nach Gl. (26.1) ergibt sich für das Verhältnis von Ausgangsspannung zu Eingangsspannung der Frequenzgang: Ue

1 + jcoRC

Ersetzt man ]ω durch )ω + σ = s, erhält man daraus die Übertragungsfunktion: I{I7fl(Q} 1 W L{l/e(i)} l+s#C Sie gibt das Verhältnis der Laplacetransformierten von Ausgangs- und Eingangsspannung für beliebig von der Zeit abhängige Signale an. Umgekehrt ergibt sich der Übergang von der Übertragungsfunktion A(s) zum Frequenzgang Α{}ω) für sinusförmige Eingangssignale durch Nullsetzen von σ. Um zu einer allgemeinen Darstellung zu kommen, ist es zweckmäßig, die komplexe Frequenzvariable s zu normieren. Wir setzen: 5

Sn

=

Für σ = 0 folgt daraus: s

n

=

— J~F

™g

=

fön

fg

Die Schaltung in Abb. 13.1 besitzt die Grenzfrequenz fg = \/2nRC. Damit ergibt sich sn = s RC und: A(5„) = — i —

4

Ϊ.

ΤΓ\ 1

I

(13.1)

Abb. 13.1. Einfachster passiver Tiefpaß

840

13 Aktive Filter

Für den Betrag der Übertragungsfunktion, d.h. für das Amplitudenverhältnis bei sinusförmigem Eingangssignal erhalten wir daraus:

Für ωη ^> 1, d.h. für / ^> fgy wird \A\ = 1/ωη; das entspricht einer Verstärkungsabnahme von 20 dB je Frequenzdekade. Benötigt man einen steileren Verstärkungsabfall, kann man η Tiefpässe in Reihe schalten. Für die Übertragungsfunktion ergibt sich dann ein Ausdruck der Form (l+a5)(l + a s ) ( H a s ) mit den reellen, positiven Koeffizienten α ι , α 2 , α 3 , . . . . Für ωη y>> 1 wird |A| ~ l/oo"; die Verstärkung nimmt also mit η · 20 dB je Dekade ab. Man erkennt, daß die Übertragungsfunktion η reelle negative Pole besitzt. Dies ist das Kennzeichen der passiven RC-Tiefpässe rc-ter Ordnung. Schaltet man entkoppelte Tiefpässe mit gleicher Grenzfrequenz in Reihe, wird: a\ = a2 = a3 = ... — a = γ \fl — 1 Dies ist der Fall der kritischen Dämpfung. Die einzelnen Tiefpässe besitzen dann eine um den Faktor l / a höhere Grenzfrequenz als das ganze Filter. Die Übertragungsfunktion eines Tiefpasses hat allgemein die Form: • f• (13.3) A(sn) = — 1 + cisn + c2s* + ... + cns% Darin sind Ci,C2...c„ positive reelle Koeffizienten. Die Ordnung des Filters ist gleich der höchsten Potenz von sn. Für die Realisierung der Filter ist es günstig, wenn das Nennerpolynom in Faktoren zerlegt ist. Wenn man auch komplexe Pole zuläßt, ist eine Zerlegung in Linearfaktoren wie in Gl. (13.2) nicht mehr möglich, sondern man erhält ein Produkt aus quadratischen Ausdrücken: (134)

Darin sind αζ· und b[ positive reelle Koeffizienten. Bei ungerader Ordnung ist der Koeffizient b\ gleich Null. Der Frequenzgang läßt sich nach verschiedenen theoretischen Gesichtspunkten optimieren. Aus solchen Optimierungsüberlegungen folgen ganz bestimmte Werte für die Koeffizienten az und bz. Wie wir noch sehen werden, entstehen dabei konjugiert komplexe Pole, die man nicht mit passiven #C-Schaltungen realisieren kann, wie der Vergleich mit (13.2) zeigt. Eine Möglichkeit, konjugiert komplexe Pole zu erzeugen, besteht in der Verwendung von L#C-Schaltungen. Im Hochfrequenzbereich macht die Realisierung der benötigten Induktivitäten meist keine Schwierigkeiten. Im Niederfrequenzbereich werden jedoch meist große Induktivitäten notwendig, die unhandlich sind und schlechte elektrische Eigenschaften besitzen. Die Verwendung von Induktivitäten läßt sich im Niederfrequenzbereich jedoch umgehen, wenn man zu den RC-Schaltungen aktive Bauelemente

13.1

841

Theoretische Grundlagen von Tiefpaßfiltern

10 ^ —

0

—"^^3

-10 -20

\ \ \ \ \

-30

\A \ \\\

-40 -50 -60 10

\λ

a --•

0

\

^

-10 -20

i>

-30 -1*0 -50 b -60 001

0,03

0,1

0,3

\ \\ π \\ \\

ww

10

30

Abb. 13.2 a u. b. Vergleich des Amplituden-Frequenzganges der verschiedenen Filtertypen, (a) 4. Ordnung, (b) 10. Ordnung Kurve i: Tiefpaß mit kritischer Dämpfung. Kurve 2: Bessel-Tiefpaß. Kurve 3: ButterworthTiefpaß. Kurve 4: Tschebyscheff-Tiefpaß mit 3 dB Welligkeit

(z.B. Operationsverstärker) hinzufügt. Solche Schaltungen werden dann als aktive Filter bezeichnet. Nun wollen wir zunächst die wichtigsten optimierten Frequenzgänge miteinander vergleichen. Die schaltungstechnische Realisierung folgt dann in den nächsten Abschnitten. jBwfterworf/z-Tiefpaßfiiter besitzen einen Amplituden-Frequenzgang, der möglichst lang horizontal verläuft und erst kurz vor der Grenzfrequenz scharf abknickt. Ihre Sprungantwort zeigt ein beträchtliches Überschwingen, das mit zunehmender Ordnung größer wird. Tschebyscheff-Tiefpaßfilter besitzen oberhalb der Grenzfrequenz einen noch steileren Abfall der Verstärkung. Im Durchlaßbereich verläuft die Verstärkung jedoch nicht monoton, sondern besitzt eine Welligkeit konstanter Amplitude. Bei gegebener Ordnung ist der Abfall oberhalb der Grenzfrequenz um so steiler, je größer die zugelassene Welligkeit ist. Das Überschwingen der Sprungantwort ist noch stärker als bei den Butterworth-Filtern.

842

13 Aktive Filter

Ua(t)

Abb. 13.3. Sprungantwort bei Tiefpaßfiltern in 4. Ordnung. Kurve i: Tiefpaß mit kritischer Dämpfung. Kurve 2: Bessel-Tiefpaß. Kurve 3: ButterworthTiefpaß. Kurve 4: Tschebyscheff-Tiefpaß mit 0,5 dB Welligkeit. Kurve 5: TschebyscheffTiefpaß mit 3 dB Welligkeit

ßesseZ-Tiefpaßfilter besitzen ein optimales Rechteckübertragungsverhalten. Die Voraussetzung hierfür ist, daß die Gruppenlaufzeit über einen möglichst großen Frequenzbereich konstant ist, d.h. daß die Phasenverschiebung in diesem Frequenzbereich proportional zur Frequenz ist. Allerdings knickt der Amplituden-Frequenzgang der Bessel-Filter nicht so scharf ab wie bei den Butterworth- und Tschebyscheff-Filtern. Abbildung 13.2 zeigt eine Gegenüberstellung der vier beschriebenen Amplituden-Frequenzgänge in 4. und 10. Ordnung. Man erkennt, daß der Tschebyscheff-Tiefpaß am steilsten vom Durchlaß- in den Sperrbereich übergeht. Dies erkauft man sich durch die Welligkeit des Frequenzgangs im Durchlaßbereich. Macht man die Welligkeit immer kleiner, geht das Tschebyscheff-Filter kontinuierlich in das Butterworth-Filter über [13.1]. Beide Filter zeigen ein beachtliches Überschwingen in der Sprungantwort. Dies erkennt man in der Abb. 13.3. Bessel-Filter hingegen besitzen nur ein ganz geringes Überschwingen. Trotz ihres ungünstigeren Amplituden-Frequenzgangs wird man sie immer dann einsetzen, wenn es auf gutes Rechteckübertragungsverhalten ankommt. Ein passiver ÄC-Tiefpaß zeigt kein Überschwingen; man erkauft jedoch die geringe Verbesserung gegenüber dem Bessel-Filter mit einer beachtlichen Verschlechterung des Amplituden-Frequenzgangs. Außerdem ist die Verrundung der Ecken in der Sprungantwort stärker als beim Bessel-Filter. Eine Übersicht über die Anstiegszeiten, Verzögerungszeiten und das Überschwingen gibt die Tab. 13.1. Darin ist die Anstiegszeit diejenige Zeit, in der das Ausgangssignal von 10% auf 90% des stationären Wertes ansteigt. Die Verzögerungszeit ist diejenige Zeit; in der das Ausgangssignal von 0 auf 50% des stationären Wertes ansteigt.

13.1 Theoretische Grundlagen von Tiefpaßfiltern

843

Ordnung 2

4

6

8

10

0,344 0,172 0

0,342 0,254 0

0,341 0,316 0

0,341 0,367 0

0,340 0,412 0

0,344 0,195 0,43

0,352 0,329 0,84

0,350 0,428 0,64

0,347 0,505 0,34

0,345 0,574 0,06

0,342 0,228 4,3

0,387 0,449 10,8

0,427 0,663 14,3

0,460 0,874 16,3

0,485 1,084 17,8

0,338 0,251 10,7

0,421 0,556 18,1

0,487 0,875 21,2

0,540 1,196 22,9

0,584 1,518 24,1

0,334 0,260 14,6

0,421 0,572 21,6

0,486 0,893 24,9

0,537 1,215 26,6

0,582 1,540 27,8

0,326 0,267 21,2

0,414 0,584 28,9

0,491 0,912 32,0

0,529 1,231 33,5

0,570 1,555 34,7

0,318 0,271 27,2

0,407 0,590 35,7

0,470 0,912 38,7

0,519 1,235 40,6

0,692 1,557 41,6

Kritische Dämpfung Normierte Anstiegszeit tA/Tg Normierte Verzögerungszeit tv/Tg Überschwingen % Bessel Normierte Anstiegszeit tA/Tg Normierte Verzögerungszeit tv/Tg Überschwingen % Butterworth Normierte Anstiegszeit tA/Tg Normierte Verzögerungszeit tv/Tg Überschwingen % Tschebyscheff 0,5 dB Welligkeit Normierte Anstiegszeit tA/Tg Normierte Verzögerungszeit tv/Tg Überschwingen % Tschebyscheff 1 dB Welligkeit Normierte Anstiegszeit tA/Tg Normierte Verzögerungszeit tv/Tg Überschwingen % Tschebyscheff 2 dB Welligkeit Normierte Anstiegszeit tA/Tg Normierte Verzögerungszeit tv/Tg Überschwingen % Tschebyscheff 3 dB Welligkeit Normierte Anstiegszeit tA/Tg Normierte Verzögerungszeit tv/Tg Überschwingen %

Tab. 13.1. Vergleich von Tiefpaßfiltern. Anstiegszeit und Verzögerungszeit sind auf den Kehrwert der Grenzfrequenz Tg = l/fg normiert

844

13 Aktive Filter

Man erkennt, daß die Anstiegszeit nicht sehr stark von der Ordnung oder dem Filtertyp abhängt und etwa den in (26.9) auf S. 1353 angegebenen Wert 1/3/^ besitzt. Dagegen nehmen Verzögerungszeit und Überschwingen mit zunehmender Ordnung zu. Eine Ausnahme bilden die Bessel-Filter. Bei ihnen nimmt das Überschwingen oberhalb der 4. Ordnung wieder ab. Es wird sich später zeigen, daß sich mit ein und derselben Schaltung jeweils alle Filtercharakteristiken einer bestimmten Ordnung realisieren lassen. Die Widerstands- und Kapazitätswerte bestimmen den Filtertyp. Um die Schaltungen dimensionieren zu können, muß man die Frequenzgänge der einzelnen Filtertypen für jede Ordnung kennen. Deshalb wollen wir sie in den nächsten Abschnitten eingehend untersuchen. 13.1.1 Butterworth-Tiefpässe

Aus (13.3) ergibt sich für den Betrag des Verstärkung eines Tiefpasses n-ter Ordnung die allgemeine Form: A2 \A\2

'"'

...

20

/i5c\

1 + k2at + fco* + • • · + * * « ?

Ungerade Potenzen von ωη treten nicht auf, da das Betragsquadrat eine gerade Funktion ist. Beim Butterworth-Tiefpaß soll die Funktion \A\2 unterhalb der Grenzfrequenz möglichst lange horizontal verlaufen. Da in diesem Gebiet con < 1 ist, wird die geforderte Bedingung dann am besten erfüllt, wenn \A\2 nur von der höchsten Potenz von ωη abhängt. Für ωη < 1 liefern nämlich die niedrigen Potenzen von ωη die größten Beiträge zum Nenner und damit zum Abfall der Verstärkung. Damit ergibt sich:

Der Koeffizient k2n ergibt sich aus der Normierungsbedingung, daß die Verstärkung für ωη — 1 um 3 dB abgenommen haben soll. Daraus folgt: 2 \ + k2n k2n = 1

Für das Betragsquadrat der Verstärkung von Butterworth-Tiefpässen w-ter Ordnurtg ergibt sich somit: W

= ^

(13.6)

Da in dieser Gleichung nur die höchste Potenz von ωη auftritt, werden die Butterworth-Tiefpässe gelegentlich auch als Potenztiefpässe bezeichnet. Um einen Butterworth-Tiefpaß zu realisieren, muß man eine Schaltung aufbauen, deren Verstärkungsquadrat die angegebene Form hat. Aus der Schaltungsanalyse erhält man aber primär nicht das Betragsquadrat der Verstärkung |A|2,


845

1 + V2sn + s2n 1 + 2sn + 2s* + s3n = (1 + 5„)(1 + s„ + s*) 1 + 2,613s„ + 3,414s;; + 2,613s* + s4n = (1 + l,848sn + s£)(l + 0,765s„ + s2n)

2 3 4

Tab. 13.2. Butterworth-Polynome sondern die komplexe Verstärkung A. Um die Schaltung leicht dimensionieren zu können, ist es daher wünschenswert, die zu (13.6) gehörige komplexe Verstärkung zu kennen. Dazu bilden wir den Betrag von (13.3) und machen Koeffizientenvergleich mit (13.6). Daraus folgen dann die gesuchten Koeffizienten C\ bis cn. Die so erhaltenen Nenner von (13.3) sind die Butterworth-Polynome, von denen wir die ersten vier in Tab. 13.2 zusammengestellt haben. Nach [13.2] ist es möglich, die Pole der Übertragungsfunktion in geschlossener Form anzugeben. Daraus erhalten wir durch Zusammenfassung der konjugiert komplexen Pole unmittelbar die Koeffizienten Uj und foz der quadratischen Ausdrücke in (13.4): Ordnung

η

gerade: 2cos(2i

1

k Ordnung

η

-

1)π

1...2,

ι

2n

= 1

ungerade: =

1,

b\ = 0 und a

2cos(/-

- OTT

...

für

. ι

2.

"

+

1

k = 1 Die Koeffizienten der Butterworth-Polynome sind bis zur 10. Ordnung in Tab. 13.6 auf S. 854 zusammengestellt. Man erkennt, daß ein Butterworth-Tiefpaß erster Ordnung ein passiver Tiefpaß mit der Übertragungsfunktion von (13.1) ist. Die höheren ButterworthPolynome besitzen konjugiert komplexe Nullstellen. Wie der Vergleich mit Gl. (13.2) zeigt, lassen sich solche Nennerpolynome mit passiven #C-Schaltungen nicht realisieren, denn bei ihnen sind alle Nullstellen reell. Man hat dann nur die Wahl, L#C-Schaltungen mit den bekannten Nachteilen oder aktive i^C-Filter zu verwenden. Der Frequenzgang der Verstärkung ist in Abb. 13.4 dargestellt.

13 Aktive Filter

846 10

0 0=1 2 3 /. 5 -

-10 -20 -30

7 ~ÜO

Q

9 in.

-50 -60

0,01

0,1

0,03

\ \\ \\ \ \ 1 \\ \ 10

0,3

30

Abb. 13.4. Frequenzgang der Verstärkung von Butterworth-Tiefpässen

13.1.2 Tschebyscheff-Tiefpässe Die Verstärkung von Tschebyscheff-Tiefpässen besitzt bei tiefen Frequenzen den Wert Ao, schwankt jedoch noch unterhalb der Grenzfrequenz mit einer gewissen, vorgegebenen Welligkeit. Polynome, die in einem gewissen Bereich eine konstante Welligkeit besitzen, sind die Tschebyscheff-Polynome cos (η arccos x) cosh(rc Arcoshx)

Tn(x) =

für 0 < χ < 1 für χ > 1,

von denen wir die ersten vier in Tab. 13.3 explizit angegeben haben. Im Bereich 0 < x < 1 pendelt \T(x)\ zwischen 0 und 1; für χ > 1 steigt T(x) monoton an. Um aus den Tschebyscheff Polynomen die Gleichung eines Tiefpasses herzustellen, setzt man: \A\l =

(13.7)

Die Konstante k wird so gewählt, daß für χ = 0 das Verstärkungsquadrat \A\2 = 2 Al wird, d.h. k = 1 für ungerades η und k = 1 + ε für gerades n. Der Faktor ε ist ein Maß für die Welligkeit. Es ist: A Δ • ηιιη

Λ

und bei gerader Ordnung und 0

A,

1 r

2 f

bei ungerader Ordnung


ε

η

1 2 3 4

Ά(χ) Τ2(χ) Τ3(χ) Τ4(χ)

=χ = 2χ2 - 1 = 4 χ 3 - 3χ = 8χ4 - 8χ2 + 1

AmaxMmin k

847 Welligkeit 0,5 dB

ldB

2 dB

3 dB

1,059 1,122 0,349

1,122 1,259 0,509

1,259 1,585 0,765

1,413 1,995 0,998

Tab. 13.4. Zusammenstellung einiger Tschebyscheff- Parameter

Tab. 13.3. TschebyscheffPolynome

In Tab. 13.4 haben wir die auftretenden Größen für verschiedene Welligkeiten angegeben. Im Prinzip könnte man aus dem Betrag der Verstärkung die komplexe Verstärkung berechnen und daraus die Koeffizienten der faktorisierten Form bestimmen. Nach [13.3] ist es jedoch möglich, die Pole der Übertragungsfunktion explizit aus denen der Butterworth-Filter zu berechnen. Daraus ergeben sich durch Zusammenfassung der konjugiert komplexen Pole die Koeffizienten α, und bi in (13.4) folgendermaßen: Ordnung η gerade: « =

cosh 2 γ — cos 2

(2i - 1)7T 2

a\ = 2fo· · sinh y · cos

In

Ordnung « ungerade: b[ = 0 «ι = 1/sinhy 1 cosh2 y — cos 2 für i = 2 . . . α\ = 2b- · sinh γ · cos

(i-l)n

Darin ist y = - Arsinh - . η

ε

Setzt man die so erhaltenen Koeffizienten a\ und b\ anstelle von a-x und b{ in (13.4) ein, ergeben sich Tschebyscheff-Filter, bei denen sn nicht auf die 3 dB-Grenzfrequenz (ug normiert ist, sondern auf eine Frequenz CÜC> bei der die Verstärkung zum letzten Mal den Wert Am[n annimmt. Um die verschiedenen Filtertypen besser vergleichen zu können, ist es günstiger, s„ auf die 3 dB-Grenzfrequenz cog zu normieren. Dazu ersetzt man sn durch asn und bestimmt die Normierungskonstante a so, daß die Verstärkung

848

13 Aktive Filter

für sn = j den Wert l / \ / 2 annimmt. Die quadratischen Ausdrücke im Nenner der komplexen Verstärkung lauten dann: (l+a'iCtSn + b'iCthl) Durch Koeffizientenvergleich mit Gl. (13.4) folgt daraus: öz = αα\

und

b[ — o^b\

Die Koeffizienten ax und b\ sind für Welligkeiten von 0, 5, 1, 3 und 3 dB bis zur 10. Ordnung in Tab. 13.6 auf S. 854 tabelliert. Der Frequenzgang der Verstärkung ist in Abb. 13.5 für Welligkeiten von 0,5 und 3 dB aufgetragen. Abb. 13.6 zeigt den direkten Vergleich von Tschebyscheff-Filtern verschiedener Welligkeiten in der vierten Ordnung. Man erkennt, daß die Unterschiede des Frequenzganges im Sperrbereich sehr gering sind. Er wird in höheren Ordnungen sogar noch kleiner. Andererseits sieht man, daß bereits das Tschebyschef-Filter mit der geringen Welligkeit von 0,5 dB deutlich steiler in den Sperrbereich übergeht als das Butterworth-Filter. Der Übergang vom Durchlaß- in den Sperrbereich läßt sich noch weiter versteuern, indem man oberhalb der Grenzfrequenz Nullstellen in den Amplitudenfrequenzgang einbaut. Man kann die Dimensionierung so optimieren, daß sich auch im Sperrbereich eine gleichmäßige Welligkeit des Amplitudenfrequenzganges ergibt. Solche Filter werden als Cauer-Filter bezeichnet. Die Übertragungsfunktion unterscheidet sich von der gewöhnlichen Tiefpaßgleichung dadurch, daß statt der Konstante Ao im Zähler ein Polynom mit Nullstellen auftritt. Daher lassen sich die versteuerten Tiefpaßfilter nicht mit den einfachen Schaltungen im Abschnitt 13.4 realisieren. Im Abschnitt 13.11 geben wir jedoch ein Universalfilter an, mit dem sich auch beliebige Zählerpolynome realisieren lassen. Die Koeffizienten der Cauer-Polynome kann man z.B. dem Tabellenwerk [13.4] entnehmen.

13.1

849

Theoretische Grundlagen von Tiefpaßfiltern 10

ο -10

n=1—2—

-20

-40

7—fin 8—ΓΤ 9— i o -π

-50

1

-60 10

a

k\

\ \\ \\\ \

|

ο n=1 —

-10 -20

\

-30

\

-40 8—

-50 -60

\^

\

-30

Q

Q03

\

\\

b 0,01

\

* \ \

0,3

10

30

Abb. 13.5 a u. b. Frequenzgang der Verstärkung von Tschebyscheff-Tiefpässen (a) Welligkeit 0,5 dB. (b) Welligkeit 3 dB

10

ο -10 -20 2— 3-

-30

5^

-50 -60

0Ό1

Q03

0,3

4\

'Λ \ 10

30

con.

Abb. 13.6. Vergleich von Tschebyscheff-Tiefpässen in 4. Ordnung Welligkeit: Kurve i: 3 dB. Kurve 2: 2 dB. Kurve 3: 1 dB. Kurve 4: 0,5 dB. Kurve 5: ButterworthTiefpaß in 4. Ordnung zum Vergleich

850

13 Aktive Filter

13.1.3 Bessel-Tiefpässe Die Butterworth- und Tschebyscheff-Tiefpässe besitzen, wie schon gezeigt, ein beträchtliches Überschwingen in der Sprungantwort. Ideales Rechteckverhalten besitzen Filter mit frequenzunabhängiger Gruppenlaufzeit, d.h. frequenzproportionaler Phasenverschiebung. Dieses Verhalten wird am besten durch die BesselFilter, gelegentlich auch Thomson-Filter genannt, approximiert. Die Approximation besteht darin, die Koeffizienten so zu wählen, daß die Gruppenlaufzeit unterhalb der Grenzfrequenz ωη — 1 möglichst wenig von ωη abhängt. Man nimmt also eine Butterworth-Approximation für die Gruppenlaufzeit vor. Nach (13.4) gilt für die Verstärkung eines Tiefpasses 2. Ordnung mit sn = ]ωη\ _

A

flisn + bis2

\

Daraus ergibt sich die Phasenverschiebung zu: ^n . 1 b(ol Die Gruppenlaufzeit ist definiert als: ψ = -arctan

Ul

(13.8)

άφ ~d^ Um die weitere Rechnung zu vereinfachen, führen wir eine normierte Gruppenlaufzeit ein: tgr

T

=

gr = gr = γ

= tgr'fg = ^tgr'Vg ^

(13.9a)

Darin ist Tg der Kehrwert der Grenzfrequenz. Damit erhalten wir:

ψ- • ψ = ± £

T, = -ψ- • ψ- = -± • £6

2π άω άω und mit Gl. (13.8) g

2π

(13.9b)

2π αω 2π

1 + (flf

Um die Gruppenlaufzeit im Butterworthschen Sinne zu approximieren, machen wir von der Tatsache Gebrauch, daß für ωη „ C i [ R 2 + R 3

Ri

Zur Dimensionierung kann man z.B. die Widerstände R\ und R$ vorgeben und aus den Dimensionierungsgleichungen R2, C\ und C2 berechnen. Wie man sieht, ist eine Dimensionierung für alle positiven Werte von a\ und b\ möglich. Man kann also jeden gewünschten Filtertyp realisieren. Die Gleichspannungsverstärkung Ao ist negativ. Das Filter bewirkt bei tiefen Frequenzen demnach eine Signalinvertierung. Um wirklich die gewünschten Frequenzgänge zu erhalten, dürfen die Bauelemente keine zu großen Toleranzen besitzen. Diese Forderung ist für Widerstände

13.4 Realisierung von Tief- und Hochpaßfiltern 2. Ordnung

865

0 Abb. 13.14. Aktives Tiefpaßfilter zweiter Ordnung mit Mehrfachgegenkopplung A(sn)

R2/R1

= — 1 + eo.d [R2 + R} +

leicht zu erfüllen, da sie in der Normreihe Ε 96 mit einprozentiger Toleranz lagermäßig geführt werden. Auch die Kondensatoren sollten einprozentige Toleranz besitzen; sie sind jedoch meist nur in der Normreihe Ε 6 erhältlich. Daher ist es vorteilhaft, bei der Dimensionierung von Filtern die Kondensatoren vorzugeben und die Widerstandswerte zu berechnen. Dazu lösen wir die Dimensionierungsgleichungen nach den Widerständen auf und erhalten: Rl

- 4CiC2fci(l-Ao)

=

R2

Damit sich für R2 ein reeller Wert ergibt, muß die Bedingung C2>

erfüllt sein. Die günstigste Dimensionierung ergibt sich, wenn man C\ vorgibt und für C2 den nächst größeren Normwert wählt. Die Daten des Filters sind relativ unempfindlich gegenüber Bauteiltoleranzen. Daher ist die Schaltung besonders geeignet zur Realisierung von Filtern mit höherer Güte. Damit der Operationsverstärker als ideal angesehen werden kann, muß er bei der Grenzfrequenz des Filters noch eine hohe Schleifenverstärkung besitzen. Aus diesem Grund sind selbst bei niedrigen Grenzfrequenzen schnelle Operationsverstärker erforderlich.

866

13

Aktive Filter

13.4.3 Filter mit Einfachmitkopplung Aktive Filter lassen sich auch durch mitgekoppelte Verstärker realisieren. Allerdings muß die Verstärkung durch eine interne Gegenkopplung auf einen genau definierten Wert festgelegt werden („controlled source"). Der Spannungsteiler jR3, (α — 1)#3 in Abb. 13.15 bewirkt diese Gegenkopplung und stellt die innere Verstärkung auf den Wert α ein. Die Mitkopplung erfolgt über den Kondensator

c2. Die Dimensionierung läßt sich wesentlich vereinfachen, wenn man von vorherein gewisse Spezialisierungen vornimmt. Eine mögliche Spezialisierung ist, die innere Verstärkung α = 1 zu wählen. Dann wird (α — l)R3 = 0, und beide Widerstände R3 können entfallen. Solche voll gegengekoppelten Operationsverstärker sind als Spannungsfolger integriert erhältlich. Oft genügt auch ein einfacher Impedanzwandler, z.B. in Form eines Emitter- oder Sourcefolgers. Damit lassen sich auch Filter im MHz-Bereich realisieren. Für den Sonderfall a = 1 lautet die Übertragungsfunktion: 1

A(sn) = ——

- Rl)Sn Gibt man Cx und C2 vor, erhält man durch Koeffizientenvergleich mit (13.17): Ao = 1 axC2T

\/a\C22-

4bxCxC2

Damit sich reelle Werte ergeben, muß die Bedingung C2/Cx > Ah/a* erfüllt sein. Wie bei dem Filter mit Mehrfachgegenkopplung ergibt sich die günstigste Dimensionierung, wenn man das Verhältnis C2/C\ nicht viel größer wählt, als es die obige Bedingung vorschreibt. Filter, die nach diesem Prinzip ar-

1 Abb. 13.15. Aktives Tiefpaßfilter zweiter Ordnung mit Einfachmitkopplung „Sallen-Key" Schaltung A(sn)

=

cog [d(Äi + R2)

13.4 Realisierung von Tief- und Hochpaßfiltern 2. Ordnung

a

867

Kritisch

Bessel

Butterworth

3 dB-Tschebyscheff

ungedämpft

1,000

1,268

1,586

2,234

3,000

Tab. 13.7. Innere Verstärkung bei Einfachmitkopplung

beiten sind als integrierte Schaltungen erhältlich. Die MAX 270-Familie von Maxim enthält 2 Filter zweiter Ordnung mit Butterworth-Charakteristik. Die Grenzfrequenz kann in 128 Schritten zwischen 1...25kHz durch ein 7bit Wort von außen eingestellt werden. Zu einer anderen interessanten Spezialisierung gelangt man, wenn man gleiche Widerstände und gleiche Kondensatoren einsetzt, d.h. JRI = R2 = R und C\ = C2 = C wählt. Um die verschiedenen Filtertypen realisieren zu können, muß man in diesem Fall die innere Verstärkung α variieren. Die Übertragungsfunktion lautet dann: - a)sn +

((ogRC)2s2n

Durch Koeffizientenvergleich mit (13.17) erhalten wir die Dimensionierung: RC = — - ,

α = A

= 3- - = = 3 -

—

o 2nfg Jb[ Qx Wie man sieht, hängt die innere Verstärkung α nur von der Polgüte und nicht von der Grenzfrequenz fg ab. Die Größe α bestimmt daher den Filtertyp. Setzt man die in Tab. 13.6 auf S. 854 angegebenen Koeffizienten der Filter zweiter Ordnung ein, erhält man die in Tab. 13.7 angegebenen Werte für α. Bei a — 3 schwingt die Schaltung selbständig auf der Frequenz / = \/2nRC. Man erkennt, daß die Einstellung der inneren Verstärkung um so schwieriger wird, je näher sie dem Wert α = 3 kommt. Daher ist besonders beim Tschebyscheff-Filter eine sehr genaue Einstellung notwendig. Dies ist ein gewisser Nachteil gegenüber den vorhergehenden Filtern. Ein bedeutender Vorteil ist jedoch, daß der Filtertyp ausschließlich durch α bestimmt wird und nicht von R und C abhängt. Daher läßt sich die Grenzfrequenz bei diesem Filter besonders einfach verändern, z.B. mit einem Doppelpotentiometer für die beiden gleichen Widerstände Ri und # 2 in Abb. 13.15. Vertauscht man die Widerstände mit den Kondensatoren, erhält man das Hochpaßfilter in Abb. 13.16. Zur Erleichterung der Dimensionierung wählen wir die Spezialisierung a = 1 und C\ = C2 = C. Der Koeffizientenvergleich mit (13.15) liefert dann:

Aoo = 1

868

13

Aktive Filter

Abb. 13.16. Aktives Hochpaßfilter zweiter Ordnung mit Einfachmitkopplung A(s

)-

°ί

_1_

sn

13.5

Realisierung von Tief- und Hochpaßfiltern höherer Ordnung Wenn die Filtercharakteristik nicht scharf genug ist, muß man Filter höherer Ordnung verwenden. Dazu schaltet man Filter erster und zweiter Ordnung in Reihe. Dabei multiplizieren sich die Frequenzgänge der einzelnen Filter. Es wäre jedoch falsch, z.B. zwei Butter worth-Filter zweiter Ordnung in Reihe zu schalten, um ein Butterworth-Filter vierter Ordnung zu erhalten. Das entstehende Filter hätte eine andere Grenzfrequenz und auch eine andere Filtercharakteristik. Man muß deshalb die Koeffizienten der einzelnen Filter so einstellen, daß das Produkt der Frequenzgänge den gewünschten optimierten Filtertyp ergibt. Um die Dimensionierung der einzelnen Filter zu erleichtern, haben wir die Polynome der verschiedenen Filtertypen in Faktoren zerlegt. Die Koeffizienten a\ und b\ der einzelnen Filterstufen sind in Tab. 13.6 angegeben. Jeden Faktor mit b\ φ 0 kann man durch eines der beschriebenen Filter zweiter Ordnung realisieren. Man braucht lediglich die Koeffizienten ax und b\ durch «/ und b{ zu ersetzen. Zur Dimensionierung der Schaltung setzt man in die angegebenen Formeln die gewünschte Grenzfrequenz des resultierenden Gesamtfilters ein. Die einzelnen Teilfilter besitzen in der Regel andere Grenzfrequenzen, wie man in Tab. 13.6 erkennt. - Filter ungerader Ordnung enthalten ein Glied mit b\ = 0. Dieses Glied kann mit einem der beschriebenen Filter erster Ordnung realisiert werden, wobei αλ durch a\ zu ersetzen ist. Auch hier muß für fg die Grenzfrequenz des resultierenden Gesamtfilters eingesetzt werden. Die Filterstufe erhält aufgrund des entsprechenden Wertes von az automatisch die in Tab. 13.6 angegebene Grenzfrequenz /gz. Im Prinzip ist es gleichgültig, in welcher Reihenfolge man die einzelnen Filterstufen anordnet, da der resultierende Frequenzgang immer derselbe bleibt. In der Praxis gibt es jedoch verschiedene Gesichtspunkte für die Reihenfolge der Filterstufen, z.B. die Aussteuerbarkeit. Nach diesem Gesichtspunkt ist es günstig, die Teilfilter der Grenzfrequenz nach zu ordnen und das mit der niedrigsten Grenz-

13.5 Realisierung von Tief- und Hochpaßfiltern höherer Ordnung

869

Abb. 13.17. Frequenzgang der Verstärkung eines Tschebyscheff-Filters 10. Ordnung mit 0,5 dB Welligkeit sowie der fünf zugehörigen Teilfilter

frequenz an den Eingang zu schalten. Sonst kann die erste Stufe bereits übersteuert werden, wenn am Ausgang der zweiten noch keine Vollaussteuerung auftritt. Das kommt daher, daß die Filterstufen mit der höheren Grenzfrequenz durchweg eine höhere Polgüte besitzen und damit auch einen Anstieg der Verstärkung in der Nähe ihrer Grenzfrequenz aufweisen. Dies erkennt man in Abb. 13.17, in der wir den Frequenzgang der Verstärkung eines 0,5 dB-Tschebyscheff-Tiefpasses 10. Ordnung und seiner fünf Teilfilter eingezeichnet haben. Man sieht, daß man die größte Aussteuerbarkeit dann erhält, wenn man die Filterstufen mit niedriger Grenzfrequenz an den Anfang der Filterkette setzt. Ein anderer Gesichtspunkt für die Anordnung der Filterstufen kann das Rauschen sein. Diesbezüglich ist gerade die umgekehrte Reihenfolge günstig, weil dann die Teilfilter mit der niedrigen Grenzfrequenz am Ende der Filterkette das Rauschen der Eingangsstufen wieder abschwächen. Die Dimensionierung soll noch an einem Bessel-Tiefpaß 3. Ordnung demonstriert werden. Er soll mit dem Tiefpaß 1. Ordnung von Abb. 13.10 auf S. 862 und dem Tiefpaß 2. Ordnung von Abb. 13.15 realisiert werden, wobei wir die in Abschnitt 13.4.3 beschriebene Spezialisierung a — \ wählen wollen. Die Gleichspannungsverstärkung des Gesamtfilters soll den Wert Eins besitzen. Um das zu erreichen, muß auch der Impedanzwandler in der Filterstufe 1. Ordnung die Verstärkung α = 1 erhalten. Die entstehende Schaltung ist in Abb. 13.18 dargestellt. Die gewünschte Grenzfrequenz sei fg = 100 Hz. Zur Dimensionierung der ersten Filterstufe geben wir Cn = 100 nF vor und erhalten nach Abschnitt 13.3 mit den Koeffizienten aus Tab. 13.6: ax 0,7560 *U ^ ^ - 27i.l00Hz.l00nF " 1

870

13 Aktive Filter

? Cn=100nFi

I

Abb. 13.18. Bessel-Tiefpaß dritter Ordnung mit einer Grenzfrequenz fg = 100 Hz

16,17

Abb. 13.19. Vereinfachtes Bessel-Filter dritter Ordnung mit einer Grenzfrequenz fg = 100 Hz

Bei der zweiten Filterstufe geben wir C22 = 100 nF vor und erhalten nach Abschnitt 13.4.3 für C21 die Bedingung: Z1

ZZ

-

4fo 2

C2i < 52,3 nF Wir wählen den nächsten Normwert C2X = 47 nF und erhalten: τ y/a\Cl2 -

fl2C22

D

^21/22 —

—f

R21 = 11,51 kQ,

r

r

*b2C2lC22

K22 = 22,33 kQ

Bei Filtern dritter Ordnung ist es möglich, den ersten Operationsverstärker einzusparen. Dadurch wird dem Filter zweiter Ordnung der einfache Tiefpaß von Abb. 13.1 auf S. 839 vorgeschaltet. Durch die gegenseitige Belastung der Filter wird aber eine andere Dimensionierung notwendig, deren Berechnung wesentlich schwieriger ist als im entkoppelten Fall. Abbildung 13.19 zeigt eine solche Schaltung. Sie besitzt dieselben Daten wie die vorhergehende. 13.6

Tiefpaß-Bandpaß-Transformation Im Abschnitt 13.2 haben wir gezeigt, wie man durch Transformation der Frequenzvariablen einen gegebenen Tiefpaß-Frequenzgang in den entsprechenden Hochpaß-Frequenzgang übersetzen kann. Durch eine ganz ähnliche Transformation kann man auch den Frequenzgang eines Bandpasses erzeugen, indem man in der Tiefpaß-Übertragungsfunktion die Frequenzvariable sn durch den Ausdruck Αωη

\

SnJ

13.6 Tiefpaß-Bandpaß-Transformation

"*-0

1

871

·

ö> n (log)

ωπΓΤΊ ιη

1 ωη(ΠΊαχ

a) n (log)

Abb. 13.20. Veranschaulichung der Tiefpaß-Bandpaß-Transformation

ersetzt. Durch diese Transformation wird die Amplitudencharakteristik des Tiefpasses vom Bereich 0 < ωη < 1 in den Durchlaßbereich eines Bandpasses zwischen der Mittenfrequenz ωη = 1 und der oberen Grenzfrequenz o>„>max abgebildet. Außerdem erscheint sie im logarithmischen Frequenzmaßstab an der Mittenfrequenz gespiegelt mit der unteren Grenzfrequenz co„,min = l/a>„jmax [13.7]. Abbildung 13.20 veranschaulicht diese Verhältnisse. Die normierte Bandbreite Αωη — &>n>max — &>„jmin ist frei wählbar. Aus der angegebenen Abbildungs-Eigenschaft ergibt sich, daß der Bandpaß bei ωη^\η und o)„ ) m a x dieselbe Verstärkung besitzt wie der entsprechende Tiefpaß bei ωη = 1. Ist der Tiefpaß wie in unserer Tab. 13.6 auf die 3 dB-Grenzfrequenz normiert, stellt Αωη die normierte 3 dB-Bandbreite des Bandpasses dar. Mit Αωη

= a)„, m a x - <JL>„,min

und ωΠ)Π1ΒΧωΜ)ΐηΐη = 1

erhalten wir dann die normierten 3 dB-Grenzfrequenzen: -Αωη Ί3.6.Ί Bandpaßfilter 2. Ordnung Den einfachsten Bandpaß erhält man, wenn man die Transformation (13.18) auf einen Tiefpaß 1. Ordnung mit A(sn) = — — l+s anwendet. Damit ergibt sich für den Bandpaß die Übertragungsfunktion 2. Ordnung: A0 (13.19) A(sn) = 1 / 1 A(jo s + s 2

n n

Αωη

(sn + -

n

872

13

Aktive Filter

0 -10 -20

\

/

-30 -40 •

,

90c 45°

k

0' -4 5' -90

0;2

0,1

10

1

0,5

.

con

Abb. 13.21. Frequenzgang der Amplitude und Phasenverschiebung für Bandpaßfilter 2. Ordnung mit der Güte Q = 1 und Q = 10 Bei Bandpässen interessiert man sich für die Verstärkung Ar bei der Resonanzfrequenz und die Güte Q. Aus den angegebenen Transformationseigenschaften ergibt sich unmittelbar Ar = Ao. Dies kann man leicht verifizieren, indem man in (13.19) ωη = 1, d.h. sn — j setzt. Da sich für Ar ein reeller Wert ergibt, ist die Phasenverschiebung bei der Resonanzfrequenz gleich Null. In Analogie zum Schwingkreis definiert man die Güte als das Verhältnis von Resonanzfrequenz fr zu Bandbreite B. Es gilt also: fr

Q = f~ = &

/max

1 /min

^«,max

1 ^n,min

(13.20)

£\COn

Durch Einsetzen in (13.19) erhalten wir die Übertragungsfunktion: A(sn)

=

(Ar/Q)sn

(13.21)

+ J^Sn + S2n Diese Gleichung ermöglicht es, direkt aus der Übertragungsfunktion eines Bandpasses 2. Ordnung alle interessierenden Größen abzulesen. Aus (13.21) erhalten wir mit sn = )ωη den Frequenzgang der Amplitude und der Phasenverschiebung: \A\ =

(Ar/Q)(Qn

(13.22)

φ = arctan

(13.23)

Die beiden Funktionen sind in Abb. 13.21 für die Güten 1 und 10 aufgezeichnet.

873

13.6 Tiefpaß-Bandpaß-Transformation

10

-10 CD

-20

y

-30 -40 180(

-

90°

' "—·-*

-90° -180*

ο;

0,5

10

1 ωη

,

Abb. 13.22. Frequenzgang der Amplitude und Phasenverschiebung für Bandpässe mit der Bandbreite Αωη = 1 Kurve i: Butterworth-Bandpaß 4. Ordnung. Kurve 2: 0,5 dB-Tschebyscheff-Bandpaß 4. Ordnung. Kurve 3: Bandpaß 2. Ordnung zum Vergleich

13.6.2 Bandpaßfilter 4. Ordnung

Bei Bandpaßfiltern 2. Ordnung wird der Amplitudenfrequenzgang um so spitzer, je größer man die Güte wählt. Es gibt jedoch Anwendungsfälle, bei denen man in der Umgebung der Resonanzfrequenz einen möglichst flachen Verlauf fordern muß und trotzdem einen steilen Übergang in den Sperrbereich benötigt. Diese Optimierungsaufgabe läßt sich durch Anwendung der Tiefpaß-BandpaßTransformation auf Tiefpaßfilter höherer Ordnung lösen. Dann hat man die Möglichkeit, außer der Bandbreite Αωη den geeigneten Filtertyp frei zu wählen. Von besonderer Bedeutung ist die Anwendung der Tiefpaß-BandpaßTransformation auf Tiefpässe 2. Ordnung. Sie führt auf Bandpässe 4. Ordnung, die wir im folgenden etwas näher untersuchen wollen. Durch Einsetzen der Transformationsgleichung (13.18) in die Tiefpaßgleichung 2. Ordnung (13.17) erhalten wir die Bandpaß-Übertragungsfunktion: A(sn) =

(13.24)

—

2+

13 Aktive Filter

874

Man erkennt, daß der Amplitudenfrequenzgang bei tiefen und hohen Frequenzen eine Asymptotensteigung von ±12 dB/Oktave besitzt. Bei der Mittenfrequenz eon = 1 wird die Verstärkung reell und besitzt den Wert Am — Ao. In Abb. 13.24 haben wir den Frequenzgang der Amplitude und der Phase für einen Butterworth-Bandpaß und einen 0,5 dB-Tschebyscheff-Bandpaß mit einer normierten Bandbreite Αωη = 1 aufgezeichnet. Zum Vergleich ist der Frequenzgang eines Bandpasses 2. Ordnung mit derselben Bandbreite eingezeichnet. Wie bei den Tiefpaßfiltern wollen wir zur Vereinfachung der Realisierung den Nenner in Faktoren zweiten Grades zerlegen. Aus Symmetriegründen können wir einen vereinfachten Ansatz wählen. Wir setzen: A(sn) =

(13.25)

Va/ Durch Ausmultiplizieren und Koeffizientenvergleich mit (13.24) erhalten wir für α die Bestimmungsgleichung: αΑωηαλ

-2α

2

= 0

2 -

(13.26)

Sie kann für den entsprechenden Anwendungsfall leicht mit Hilfe eines Taschenrechners numerisch gelöst werden. Nach der Bestimmung von α erhält man die Polgüte Qi der Teilfilter zu: (13.27) Je nach Zerlegung des Zählers erhält man zwei verschiedene Realisierungsmöglichkeiten: Die Aufspaltung in einen konstanten Faktor und einen Faktor, der s2 enthält, führt auf die Reihenschaltung eines Hochpasses mit einem Tiefpaß. Diese Realisierung ist bei großer Bandbreite Αωη vorteilhaft. Bei kleiner Bandbreite Αωη ;$ 1 verwendet man besser die Reihenschaltung zweier Bandpässe 2. Ordnung, die etwas gegeneinander verstimmt sind. Dieses Verfahren wird als „staggered tuning" bezeichnet. Zur Dimensionierung der Bandpässe zerlegen wir den Zähler von (13.25) in zwei Faktoren mit sn gemäß: A(sn) =

(Ar/Qi)(sn/a)

(Ar/Qi)(asn) H

(13.28)

—

Qi\ay \a Durch Koeffizientenvergleich mit (13.25) und (13.21) erhalten wir die Dimensionierung der Teilfilter:

fr 1. Teilfilter 2. Teilfilter

Q

Ar (13.29)

13.7 Realisierung von Bandpaßfiltern 2. Ordnung

875

Darin ist fm die Mittenfrequenz des resultierenden Bandpaßfilters und Am die Verstärkung bei der Mittenfrequenz. Die Größen α und Qz erhält man aus (13.26) und (13.27). Die Dimensionierung der Teilfilter sei noch an einem Zahlenbeispiel erläutert: Gesucht ist ein Butterworth-Bandpaß mit einer Mittenfrequenz von 1 kHz und einer Bandbreite von 100 Hz. Die Verstärkung bei der Mittenfrequenz soll Am = 1 betragen. Zunächst entnehmen wir der Tab. 13.6 für ein Butterworth-Tiefpaßfilter 2. Ordnung die Koeffizienten a\ = 1,4142 und 6 = 1 . Mit Αωη = 0,1 erhalten wir aus (13.26) α = 1,0360. Gleichung (13.27) liefert Qz = 14,15. Aus (13.29) ergibt sich Ar = 1,415, frl = 965 Hz und fr2 = 1,036 kHz.

13.7 Realisierung von Bandpaßfiltern 2. Ordnung Schaltet man wie in Abb. 13.23 einen Tiefpaß und einen Hochpaß 1. Ordnung in Reihe, erhält man einen Bandpaß mit der Übertragungsfunktion: 1 A(s) =

—

1+

1

^

asRC

1+

asRC

l + Üi a

a

Mit der Resonanzfrequenz ωγ = l/RC ergibt sich die normierte Form. Durch Koeffizientenvergleich mit (13.21) erhalten wir die Güte: α

Q = ι -f or

Bei a — 1 besitzt sie den Maximalwert Q m a x = \. Das ist also die größte Güte, die sich durch Reihenschaltung von Filtern 1. Ordnung erzielen läßt. Bei höheren Güten bekommt der Nenner von Gl. (13.21) komplexe Nullstellen. Eine solche Übertragungsfunktion ist aber nur mit L#C-Schaltungen oder mit speziellen aktiven #C-Schaltungen realisierbar, die wir im folgenden behandeln wollen.

ccR

ο—

1

,

,

T

1

Abb. 13.23. Bandpaßfilter aus Tief- und Hochpaß erster Ordnung

876

13 Aktive Filter

"?

ϊ

ι

Abb. 13.24. LflC-Bandpaßfilter

ι

13.7.1 MC-Filter

Die herkömmliche Methode, selektive Filter mit höherer Güte zu realisieren, ist die Verwendung von Schwingkreisen. Abbildung 13.24 zeigt eine solche Schaltung. Ihre Übertragungsfunktion lautet: sRC

Ms) = — Mit der Resonanzfrequenz cor = l/y/Tc folgt daraus die normierte Darstellung, wie sie in Abb. 13.24 angegeben ist. Der Koeffizientenvergleich mit (13.21) liefert:

Q=

i)fl

und Ar = 1

Im Hochfrequenzbereich lassen sich die benötigten Induktivitäten leicht mit geringen Verlusten realisieren. Im Niederfrequenzbereich werden die Induktivitäten jedoch unhandlich groß und besitzen schlechte elektrische Eigenschaften. Will man z.B. mit der Schaltung in Abb. 13.24 ein Filter mit der Resonanzfrequenz fr = 10 Hz aufbauen, wird bei einer Kapazität von 10 μ¥ eine Induktivität L = 25,3 Η erforderlich. Wie bei den Tief- und Hochpaßfiltern in Abschnitt 13.4.1 schon gezeigt wurde, kann man solche Induktivitäten z.B. mit Hilfe von Gyratoren simulieren. Schaltungstechnisch ist es jedoch meist einfacher, die gewünschte Übertragungsfunktion (13.21) direkt durch eine spezielle RC-Rückkopplung eines Operationsverstärkers zu erzeugen. 13.7.2 Bandpaß mit Mehrfachgegenkopplung

Das Prinzip der Mehrfachgegenkopplung läßt sich auch auf Bandpässe anwenden. Die entsprechende Schaltung ist in Abb. 13.25 dargestellt. Wie man durch Vergleich mit Gl. (13.21) erkennt, muß der Koeffizient von s2n gleich 1 sein. Daraus folgt die Resonanzfrequenz:

Setzt man diese Beziehung in die Übertragungsfunktion ein und vergleicht die übrigen Koeffizienten mit (13.21), erhält man die weiteren Ergebnisse:

-Ar = §-

(13.31)

13.7 Realisierung von Bandpaßfiltern 2. Ordnung

\-

Τ

1

877

Abb. 13.25. Bandpaßfilter mit Mehrfachgegenkopplung - „ A\Sn)

—

2

* C(ürSn Ό Ό Ό

ID D

+ Λ3

(13.32) Man sieht, daß sich Verstärkung, Güte und Resonanzfrequenz frei wählen lassen. Für die Bandbreite des Filters erhalten wir aus (13.32): B

__ fr __

1

Q

7T#2C

Sie ist also von Ri und #3 unabhängig. Andererseits erkennt man in Gl. (13.31), daß Ar nicht von R3 abhängt. Daher hat man die Möglichkeit, mit R3 die Resonanzfrequenz zu variieren, ohne dabei die Bandbreite und die Verstärkung Ar zu beeinflussen. Läßt man den Widerstand #3 weg, bleibt das Filter funktionsfähig, aber die Güte wird von Ar abhängig. Aus (13.32) folgt nämlich für # 3 -> 00: -Ar

= 2Q 2

Damit die Schleifenverstärkung der Schaltung groß gegenüber 1 ist, muß die Differenzverstärkung des Operationsverstärkers groß gegenüber 2Q2 sein. Mit dem Widerstand R$ lassen sich auch bei niedriger Verstärkung Ar hohe Güten erzielen. Wie man in Abb. 13.25 erkennt, kommt die niedrigere Verstärkung jedoch lediglich dadurch zustande, daß das Eingangssignal im Spannungsteiler Ru R3 abgeschwächt wird. Daher muß der Operationsverstärker auch in diesem Fall eine Leerlaufverstärkung besitzen, die groß gegenüber 2Q2 ist. Diese Forderung ist deshalb besonders hart, weil sie auch bei der Resonanzfrequenz noch erfüllt sein muß. Daraufist bei der Auswahl des Operationsverstärkers insbesondere bei höheren Frequenzen zu achten. Die Dimensionierung der Schaltung soll noch an einem Zahlenbeispiel erläutert werden: Ein selektives Filter soll die Resonanzfrequenz fr = 10 Hz und die Güte Q = 100 besitzen. Die Grenzfrequenzen haben also etwa den Wert 9,95 Hz und 10,05 Hz. Die Verstärkung bei der Resonanzfrequenz soll Ar = — 10

13 Aktive Filter

878

sein. Man kann nun eine Größe frei wählen, z.B. C = 1 pF, und die übrigen berechnen. Zunächst ergibt sich aus (13.32): R2 = - 7 7 ; = 3,18 ΜΩ η nfrC Damit erhält man aus (13.31): Rx = — — = 159kΩ -2 Ar Der Widerstand R3 ergibt sich aus (13.30): -ArRx

*3 - WTXr

-

79>5Ω

Die Differenzverstärkung des Operationsverstärkers muß bei der Resonanzfrequenz noch groß gegenüber 2Q2 = 20 000 sein. Die Schaltung besitzt den Vorteil, daß sie auch bei nicht ganz exakter Dimensionierung nicht zu selbständigen Schwingungen auf der Resonanzfrequenz neigt. Voraussetzung ist natürlich eine richtige Frequenzkorrektur des Operationsverstärkers; sonst treten hochfrequente Schwingungen auf. 13.7.3 Bandpaß mit Einfachmitkopplung Die Anwendung der Einfachmitkopplung führt auf die Bandpaßschaltung in Abb. 13.26. Durch die Gegenkopplung über die Widerstände R\ und (k — l)R\ wird die innere Verstärkung auf den Wert k festgelegt. Durch Koeffizientenvergleich mit (13.21) folgen aus der Übertragungsfunktion die angegebenen Dimensionierungsgleichungen. Nachteilig ist, daß sich Q und Ar nicht unabhängig voneinander wählen lassen. Ein Vorteil ist jedoch, daß sich die Güte durch Variation von k verändern läßt, ohne daß sich dadurch die Resonanzfrequenz ändert.

1 Abb. 13.26. Bandpaßfilter mit Einfachmitkopplung _ kRCoorsn {$n) ~ 1 + RCcor(3 - k)sn + R2C2eo2rs2n 1 k Resonanzfrequenz: fr = ^—^ 2nRC Verstärkung: Ar — 3-k

Güte: Q =

3-k

13.8 Tiefpaß-Bandsperren-Transformation

879

Für k = 3 wird die Verstärkung unendlich groß, d.h. es tritt eine ungedämpfte Schwingung auf. Die Einstellung der inneren Verstärkung k wird also um so kritischer, je näher sie dem Wert 3 kommt. 13.8

Tiefpaß-Bandsperren-Transformation Zur selektiven Unterdrückung einer bestimmten Frequenz benötigt man ein Filter, dessen Verstärkung bei der Resonanzfrequenz Null ist und bei höheren und tieferen Frequenzen auf einen konstanten Wert ansteigt. Solche Filter nennt man Sperrfilter oder Bandsperren. Zur Charakterisierung der Selektivität definiert man eine Unterdrückungsgüte Q = fr/B. Darin ist Β die 3 dB-Bandbreite. Je größer die Güte des Filters ist, desto steiler fällt die Verstärkung in der Nähe der Resonanzfrequenz fr ab. Wie beim Bandpaß kann man auch bei der Bandsperre den Amplitudenfrequenzgang durch eine geeignete Frequenztransformation aus dem Frequenzgang eines Tiefpaßfilters erzeugen. Dazu ersetzt man die Variable sn durch den Ausdruck:

Sn

Darin ist Αωη = 1/Q wieder die normierte 3 dB-Bandbreite. Durch diese Transformation wird die Amplitudencharakteristik des Tiefpasses vom Bereich 0 < ct>„ < 1 in den Durchlaßbereich der Bandsperre zwischen 0 < ωη < ωη^\ abgebildet. Außerdem erscheint sie im logarithmischen Maßstab an der Resonanzfrequenz gespiegelt. Bei der Resonanzfrequenz ωη = 1 besitzt die Übertragungsfunktion eine Nullstelle. Wie beim Bandpaß verdoppelt sich durch die Transformation die Ordnung des Filters. Besonders interessant ist die Anwendung der Transformation auf einen Tiefpaß erster Ordnung. Sie führt auf eine Bandsperre zweiter Ordnung mit der Übertragungsfunktion: A0(l+s2n)

A0(l+s2n)

(13.34)

Daraus erhalten wir für den Frequenzgang der Amplitude und der Phase die Beziehungen: \Α\ =

- -ω Β )

φ = arctan

ωη

Der Verlauf ist in Abb. 13.27 für die Unterdrückungsgüten 1 und 10 aufgezeichnet. Der Nenner von (13.34) ist identisch mit demjenigen von (13.21) für Bandpaßfilter. Wie dort schon gezeigt wurde, kann man mit passiven RC-

880

13 0

—

Aktive Filter

l/V

Ν

:

1ν.

-20 90 c

IVcuid^ 0°

1

—

-

^

-45° -90'

1

0,1

0,2

0,5

Ν

1

10

Abb. 13.27. Frequenzgang der Amplitude und Phasenverschiebung für Bandsperren 2. Ordnung mit der Güte Q = 1 und Q = 10

Schaltungen maximal eine Güte Q = \ erreichen. Für höhere Güten benötigt man LCR-Schaltungen oder spezielle aktive RC-Schaltungen.

13.9 Realisierung von Sperrfiltern 2. Ordnung 13.9.1 MC-Sperrfilter

Eine altbekannte Methode zur Realisierung von Sperrfiltern beruht auf der Verwendung von Saugkreisen wie in Abb. 13.28. Bei der Resonanzfrequenz stellt der Serien-Schwingkreis einen Kurzschluß dar, und die Ausgangsspannung wird Null. Die Übertragungsfunktion der Schaltung lautet: 1 + s2LC {S)

'

l

Daraus ergibt sich die Resonanzfrequenz cor = 1/VLC, und wir erhalten die normierte Form, wie sie in Abb. 13.28 angegeben ist. Die Unterdrückungsgüte ergibt sich durch Koeffizientenvergleich mit Gl. (13.34) zu:

13.9

Realisierung von Sperrfiltern 2. Ordnung

t 9

ML

1

ΤΙ

881

Abb. 13.28. LKC-Sperr filter ο

-ν-«/-

Γ£

l + !U/ 7 * + si

Dies gilt jedoch nur, wenn die Spule verlustfrei ist. Sonst geht die Ausgangsspannung gar nicht bis auf Null. Im übrigen gelten für den Einsatz von Induktivitäten dieselben Gesichtspunkte wie bei den selektiven Filtern. 13.9.2 Aktive Doppel-T-Bandsperre Wie im Abschnitt 26.2.6 gezeigt wurde, stellt das Doppel-T-Filter ein passives ÄC-Sperrfilter dar. Aus (26.24) ergibt sich die Unterdrückungsgüte zu Q = 0,25. Sie läßt sich erhöhen, indem man das Doppel-T-Filter in die Rückkopplung eines Verstärkers einbezieht. Eine Möglichkeit dazu zeigt Abb. 13.29. Bei hohen und tiefen Frequenzen überträgt das Doppel-T-Filter das Eingangssignal unverändert. Die Ausgangsspannung des Impedanzwandlers wird dann kU_e· Bei der Resonanzfrequenz wird die Ausgangsspannung Null. In diesem Fall wirkt das Doppel-T-Filter so, als ob der Widerstand R/2 an Masse angeschlossen wäre. Daher bleibt die Resonanzfrequenz fr = l/2nRC unverändert. Aus der Übertragungsfunktion kann man unmittelbar die angegebenen Filterdaten ablesen. Gibt man dem Spannungsfolger die Verstärkung 1, wird Q = 0,5. Erhöht man die Verstärkung, strebt Q gegen oo, wenn k gegen 2 geht. Voraussetzung für das richtige Funktionieren der Schaltung ist der optimale Abgleich des Doppel-T-Filters bezüglich Resonanzfrequenz und Verstärkung. Er

Abb. 13.29. Aktive Doppel-T-Bandsperre Resonanzfrequenz: MSn)

=

k(l+s2) 1 + 2(2 - fc)s„ + s2

fr = 2nRC

Unterdrückungsgüte:

Q—

2(2 - k)

13 Aktive Filter

882

ist bei höheren Güten schlecht durchzuführen, da man bei Veränderung eines Widerstandes immer gleichzeitig beide Parameter beeinflußt. In dieser Beziehung ist das aktive Wien-Robinson-Sperrfilter günstiger. 13.9.3 Aktive Wien-Robinson-Bandsperre

Wie wir in Abschnitt 26.2.5 gesehen haben, ist die Wien-Robinson-Brücke ebenfalls ein Sperrfilter. Ihre Güte ist allerdings auch nicht viel größer als die des Doppel-T-Filters. Sie läßt sich jedoch ebenfalls durch Einbeziehen des Filters in die Rückkopplungsschleife eines Verstärkers auf beliebige Werte vergrößern. Die entsprechende Schaltung ist in Abb. 13.30 dargestellt. Ihre Übertragungsfunktion ergibt sich aus der Beziehung für die Wien-Robinson-Brücke (26.23): 1+ 5

u. =

"

g,

l+35„+sn-' Daraus ergeben sich unmittelbar die angegebenen Filterdaten. Zur Dimensionierung der Schaltung gibt man / r , Ao, Q und C vor und erhält dann: Ri = — τ - , oc = 3 Q - 1 und β = - 3A0Q 2nfrC Zur Abstimmung der Resonanzfrequenz des Filters kann man die beiden Widerstände R2 durchstimmen und die Kondensatoren C in Stufen umschalten. Wenn infolge mangelnder Gleichlauftoleranzen die Resonanzfrequenz nicht vollständig unterdrückt wird, kann man den Feinabgleich durch geringfügige Variation des Widerstandes 2R3 vornehmen.

1 Abb. 13.30. Aktive Wien-Robinson-Bandsperre '

A(s„) =

1 +

/1

ι

1

Resonanzfrequenz:

fr =

Verstärkung:

Ao — -

~2 \

Unterdrückungsgüte:

2nR2C

ß 1+a 1+a Q=

13.10 Allpässe

883

13.10

Allpässe 13.10.1 Grundlagen

Bei den bisher besprochenen Filtern hat es sich um Schaltungen gehandelt, bei denen die Verstärkung und die Phasenverschiebung von der Frequenz abhängig waren. In diesem Abschnitt wollen wir Schaltungen untersuchen, deren Verstärkung konstant ist, die aber trotzdem eine frequenzabhängige Phasenverschiebung verursachen. Solche Schaltungen werden als Allpässe bezeichnet. Man verwendet sie zur Phasenentzerrung und zur Signalverzögerung. Zunächst wollen wir zeigen, wie man vom Frequenzgang eines Tiefpasses zum Frequenzgang eines Allpasses gelangt. Dazu ersetzt man im Zähler von (13.11) den konstanten Faktor Ao durch den konjugiert komplexen Nenner und erhält dann die konstante Verstärkung 1 und die doppelte Phasenverschiebung: Π(1 - aiSn + bisl) Π y/ A(sn) = ±r— — — = '" q ^/ Π(1 + OS + bSl) =

(13.35) _ 6/ω2)2

+

^2^2

e+j

a

ι . e~2ja = ej(p

Darin ist: = - 2 V arctan — ^ ^ - r (13.36) *-f 1 - heal Von besonderem Interesse ist die Anwendung von Allpässen zur Signalverzögerung. Eine Voraussetzung zur unverzerrten Signalübertragung ist eine konstante Verstärkung; sie ist bei den Allpässen von vornherein erfüllt. Die zweite Voraussetzung ist, daß die Gruppenlaufzeit der Schaltung für alle auftretenden Frequenzen konstant ist. Filter, die diese Forderung am besten erfüllen, haben wir schon in Form der Bessel Tiefpässe kennengelernt, bei denen die Gruppenlaufzeit im Butterworthschen Sinne approximiert wurde. Um einen „Butterworth-Allpaß" zu erhalten, braucht man also lediglich die Besselkoeffizienten in (13.35) einzusetzen. Es ist jedoch zweckmäßig, die so erhaltenen Frequenzgänge umzunormieren, weil die 3 dB-Grenzfrequenz der Tiefpässe hier ihren Sinn verliert. Daher haben wir die Koeffizienten a\ und b\ so umgerechnet, daß die Gruppenlaufzeit bei ωη = 1 auf das l/y/l-fache des Wertes bei niedrigen Frequenzen abgesunken ist. Die so erhaltenen Koeffizienten sind in Tab. 13.8 bis zur 10. Ordnung tabelliert. Die Gruppenlaufzeit ist diejenige Zeit, um die das Signal im Allpaß verzögert wird. Sie ergibt sich aus (13.36) gemäß der Definition in (13.9b) zu φ = -2a

* * Tg

'

tgr h

-

In

άωη

' π^

1 + (α? -

884

13 Aktive Filter

V 3,5-

10 9

3,0-

8 2,5-

7

\U

6

2,0-

5 1,5-

\m

U 3

1,0-

2

0,5-

n=]

n

|

0,01

0,03

0,1

0,3

1

3

10

30

Abb. 13.31. Frequenzgang der Gruppenlaufzeit für 1. bis 10. Ordnung

und besitzt demnach bei tiefen Frequenzen den Wert Tgr0 =

ι

der für jede Ordnung in Tab. 13.8 mit angegeben ist. Außerdem ist die Polgüte Qi = yfbii'üi angegeben. Da sie durch die Umnormierung nicht beeinflußt wird, hat sie dieselben Werte wie bei den Bessel-Filtern. Um eine Kontrolle von aufgebauten Teilfiltern zu ermöglichen, haben wir in Tab. 13.8 zusätzlich die Größe fi/fg aufgeführt. Dabei ist fi diejenige Frequenz, bei der die Phasenverschiebung des betreffenden Teilfilters — 180° bei zweiter Ordnung bzw. — 90° bei erster Ordnung erreicht. Diese Frequenz ist wesentlich leichter zu messen als die Grenzfrequenz der Gruppenlaufzeit. Der Frequenzgang der Gruppenlaufzeit ist in Abb. 13.31 für Allpässe erster bis zehnter Ordnung graphisch dargestellt. In welcher Reihenfolge man bei der Dimensionierung eines Allpasses vorgeht, soll folgendes Zahlenbeispiel erläutern: Ein Signal mit einem Frequenzspektrum von 0 bis 1 kHz soll um tgr0 = 2 ms verzögert werden. Damit keine zu großen kHz Phasenverzerrungen auftreten, muß die Grenzfrequenz des Allpasses fg>l sein. Nach (13.37) folgt daraus die Forderung: Tgr0 > 2 ms· lkHz = 2,00. Aus Tab. 13.8 kann man entnehmen, daß man dazu mindestens ein Filter 7. Ordnung benötigt. Bei ihm ist Tgr0 = 2,1737. Damit die Gruppenlaufzeit genau 2 ms beträgt, muß nach (13.37) die Grenzfrequenz f

Jgg

Τ

«

= t£l tgr0

gewählt werden.

9 1737

=

f!±i£i 2 ms

=

1,087 kHz

13.10

885

Allpässe

k

filfz

Qi

TgrO

0,6436

0,0000

1,554

-

0,2049

1

1,6278

0,8832

1,064

0,58

0,5181

1

1,1415 1,5092

0,0000 1,0877

0,876 0,959

_

0,8437

0,69

2,3370 1,3506

1,4878 1,1837

0,820 0,919

0,52 0,81

1,1738

2

1 2 3

1,2974 2,2224 1,2116

0,0000 1,5685 1,2330

0,771 0,798 0,901

_

1,5060

0,56 0,92

6

1 2 3

2,6117 2,0706 1,0967

1,7763 1,6015 1,2596

0,750 0,790 0,891

0,51 0,61 1,02

1,8395

7

1 2 3 4

1,3735 2,5320 1,9211 1,0023

0,0000 1,8169 1,6116 1,2743

0,728 0,742 0,788 0,886

_

2,1737

0,53 0,66 1,13

1

2,7541 2,4174 1,7850 0,9239

1,9420 1,8300 1,6101 1,2822

0,718 0,739 0,788 0,883

0,51 0,56 0,71 1,23

2,5084

1,4186 2,6979 2,2940 1,6644 0,8579

0,0000 1,9659 1,8282 1,6027 1,2862

0,705 0,713 0,740 0,790 0,882

_

2,8434

2 3 4 5

0,52 0,59 0,76 1,32

1 2 3 4 5

2,8406 2,6120 2,1733 1,5583 0,8018

2,0490 1,9714 1,8184 1,5923 1,2877

0,699 0,712 0,742 0,792 0,881

0,50 0,54 0,62 0,81 1,42

η

ζ

1

1

2

3

2 4

5

8

1

2

3 4 9

10

1

Tab. 13.8. Allpaß-Koeffizienten für maximal flache Gruppenlaufzeit

3,1786

886

13

Κι

L

ff,

—ι

ι i

ο

I

j

1

R

Γ

Aktive Filter

II

c

u

Ο

I

Abb. 13.32. Allpaß erster Ordnung A

ιΓ^ 1 ι *1— I I —

1

1

hR II

R

Cs

Abb. 14.14. Ersatzschaltbild eines Schwingquarzes

Q

Abb. 14.15. Abgleich der Resonanzfrequenz bei Serienresonanz

912

14 Signalgeneratoren

Wie man sieht, hängt die Serienresonanzfrequenz nur von dem gut definierten Produkt LC ab, während bei der Parallelresonanz die wesentlich schlechter definierte Elektrodenkapazität Co mit eingeht. Häufig möchte man die Frequenz eines Quarzoszillators in einem kleinen Bereich variieren, um sie exakt auf einen gewünschten Wert einstellen zu können. Dazu braucht man lediglich wie in Abb. 14.15 einen Kondensator mit dem Quarz in Reihe zu schalten, dessen Kapazität groß gegenüber C ist. Zur Berechnung der verschobenen Resonanzfrequenz ermitteln wir die Impedanz der Reihenschaltung. Mit Gl. (14.6) ergibt sich: z

,

C + Co + Cs + 52LC(Cp + Cs)

z

~q ' sCs(Co + C) + s3LCC0Cs Durch Nullsetzen des Zählers erhalten wir die neue Serienresonanzfrequenz:

Durch Reihenentwicklung folgt daraus mit C r

fs = fs \l +

Die relative Frequenzänderung beträgt also: Δ/

C

Die Parallelresonanzfrequenz wird durch Cs nicht verändert, da die Nullstelle des Nenners in Gl. (14.9) von Cs unabhängig ist. Der Vergleich von Gl. (14.10) mit Gl. (14.8) ergibt, daß man mit Cs —• 0 die Serienresonanzfrequenz maximal bis in die Nähe der Parallelresonanzfrequenz erhöhen kann. 14.2.2 Grundwellen-Oszillatoren

Bei dem Pierce-Oszillator in Abb. 14.16 bildet der Quarz zusammen mit den Kondensatoren Cs und C\ einen Serienschwingkreis mit einer Serienkapazität von: 1 1 1 Qges Cs C\ Der Schwingkreis wird über den Kollektor angeregt. Wenn man davon ausgeht, daß der Strom im Schwingkreis groß gegenüber dem Erregerstrom ist, ergeben sich an C\ und Cs gegenphasige Signale. Dadurch kommt die Mitkopplung zustande. Als Verstärker wird heutzutage meist ein CMOS-Inverter eingesetzt. Die resultierende Schaltung ist in Abb. 14.17 dargestellt. Sie benötigt nicht nur weniger Bauelemente, sondern bedämpft den Quarz wegen des hohen Eingangswiderstandes nur minimal. Der Widerstand legt den Arbeitspunkt auf den Wert

14.2 Quarzoszillatoren

913

10ΜΩ

HOh

η Abb. 14.16. Pierce-Oszillator mit Verstärker in Emitterschaltung

u

1

Abb. 14.17. Pierce-Oszillator mit CMOSInverter als Verstärker

Ue = Ua & \\J\) fest. Er kann sehr hochohmig sein, da praktisch kein Eingangsstrom fließt. Der Quarzoszillator in Abb. 14.18 arbeitet wie der emittergekoppelte Multivibrator in Abb. 6.19 auf S. 605 [14.1]. Die Stärke der Mitkopplung läßt sich über die Steilheit der Transistoren mit Hilfe der Emitterwiderstände einstellen. Man wählt sie so groß, daß die Schaltung sicher anschwingt, aber nicht zu stark übersteuert. Dann wird die Differenz der Ausgangsspannungen und damit der Strom durch den Quarz annähernd sinusförmig. Eine entsprechende automatische Verstärkungsregelung ist z.B. in dem Typ MC 12061 enthalten. Ein Präzisions-Quarzoszillator, der den Betrieb mit einseitig geerdeten Quarzen ermöglicht, ist in Abb. 14.19 dargestellt. Um die Güte des Quarzes nicht zu beeinträchtigen, muß die Ansteuerung möglichst niederohmig erfolgen (Serienresonanz). Dazu dient der Emitterfolger Ti. Der durch den Quarz fließende Strom AI wird in dem als Strom-Spannungs-Umsetzer beschalteten Transistor T2 in eine Spannung AV£2 = AIR2 übersetzt. Die Mitkopplung erfolgt über den Emitterfolger T4 auf die Basis von Ti. Bei der Serienresonanzfrequenz des Quarzes ist die reduzierte Steilheit von Ti und damit auch die Schleifenverstärkung der Schaltung am größten. Man stellt den Abschwächer R5, R6 so ein, daß die Wechselspannung am Quarz nur einige 10 mV beträgt. Dann bleibt die Verlustleistung im Quarz so klein, daß die Frequenzstabilität nicht beeinträchtigt wird. Am besten verwendet man einen elektrisch steuerbaren Abschwächer, z.B. einen Steilheitsmultiplizierer, den man mit einer Amplituden-Regelschaltung auf den

Abb. 14.18. Emittergekoppelter Quarzmultivibrator

914

14

Signalgeneratoren

Abb. 14.19. Präzisions-Quarzoszillator

Typ

Hersteller

Ausgang

max. Frequenz

74LS320 74LS624 MC 12061

Texas Instr. Texas Instr. Motorola

TTL TTL TTL, ECL

20 MHz 20 MHz 20 MHz

Tab. 14.1. Oszillatorschaltungen für externe Schwingquarze

richtigen Wert einstellt. Dann ist auch ein sicheres Anschwingen des Oszillators gewährleistet, und die Ausgangsspannung besitzt einen gut sinusförmigen Verlauf. Eine Übersicht über einige integrierte Schaltungen ist in Tab. 14.1 zusammengestellt. Da vollständige Quarzoszillatoren in großer Vielfalt im Frequenzbereich von 1... 50 MHz angeboten werden, ist der Einsatz der angegebenen Oszillatorschaltungen nur in Ausnahmefällen gerechtfertigt. 14.2.3 Oberwellen-Oszillatoren

Schwingquarze für Frequenzen über 30 MHz lassen sich schlecht herstellen. Wenn man derartig hohe Frequenzen mit Quarzstabilität benötigt, kann man entweder einen LC-Oszillator über einen PLL (Kap. 24.4.5 auf S. 1294) mit einem niederfrequenten Quarz stabilisieren oder einen Schwingquarz auf einer Oberwelle anregen. Wenn man den in Abb. 14.20 dargestellten Verlauf des Blindwiderstandes eines Schwingquarzes betrachtet, erkennt man, daß er bei ungradzahligen Oberwellen ebenfalls Resonanzstellen besitzt. Zum Betrieb eines Quarzes mit einer Oberwelle sind die bisher behandelten Schaltungen jedoch nicht geeignet. Um einen Quarz bei einer Oberwelle anzuregen, benötigt man einen Verstärker, dessen Verstärkung in der Nähe der gewünschten Frequenz ein Maximum besitzt. Dies läßt sich mit einem zusätzlichen LC-Schwingkreis erreichen. Wenn man die Mitkopplung bei dem Hartley-Oszillator in Abb. 14.7 auf S. 907 über einen Schwingquarz vornimmt, ergibt sich die in Abb. 14.21 dargestellte

14.2 Quarzoszillatoren

915

Im(Z)

Abb. 14.20. Typischer Frequenzgang des Blindwiderstandes eines Schwingquarzes

Schaltung. Der LC-Schwingkreis wird auf die gewünschte Oberwelle abgestimmt. Dann wird die Verstärkung für diese Frequenz am größten, und der Quarz wird bevorzugt mit der entsprechenden Oberwelle angeregt. Der entsprechend modifizierte Colpitts-Oszillator von Abb. 14.9 auf S. 908 ist in Abb. 14.22 dargestellt. Ein Oberwellen-Oszillator läßt sich auch mit dem emittergekoppelten Oszillator von Abb. 14.10 realisieren. Dazu schließt man die Mitkopplungsschleife wie in Abb. 14.23 über einen Schwingquarz. Bei der Resonanzfrequenz des LC-Schwingkreises wird eine Mitkopplung mit der gewünschten Oberwelle des Schwingquarzes ermöglicht. Die einfachste Realisierung des erforderlichen Hochfrequenzverstärkers ergibt sich durch Verwendung eines ECL-Gatters. Besonders günstig ist in diesem Fall ein Line-Receiver, da bei ihm das Bezugspotential VBB herausgeführt ist. Wenn man den Schwingkreis wie in Abb. 14.23 daran anschließt, ist der Verstärker im optimalen Arbeitspunkt. Der Kondensator C\ dient lediglich zum hochfrequenten Kurzschluß von VBB. Die sich ergebende Ausgangsspannung ist in erster Näherung sinusförmig. Wenn man ein rechteckförmiges ECL-Signal benötigt, braucht man nur einen weiteren Line-Receiver nachzuschalten [14.2].

>

4=c

Q

Abb. 14.21. Schwingquarz

Hartley-Oszillator

mit

Abb. 14.22. Schwingquarz

Colpitts-Oszillator

mit

916

14

ι

Signalgeneratoren

Abb. 14.23. Emittergekoppelter Oszillator mit Quarz-Stabilisierung. Mit dem ECL-Line Receiver 10.116 lassen sich Frequenzen bis über 100 MHz erreichen

14.3

Wien-Brücken-Oszillatoren Im Niederfrequenzbereich eignen sich LC-Oszillatoren weniger, weil die Induktivitäten und Kapazitäten unhandlich groß werden. Deshalb verwendet man in diesem Bereich vorzugsweise Oszillatoren, bei denen .RC-Netzwerke die Frequenz bestimmen. Im Prinzip könnte man einen RC-Oszillator dadurch realisieren, daß man den Schwingkreis in Abb. 14.2 auf S. 904 durch einen passiven #C-Bandpaß ersetzt. Die maximal erreichbare Güte wäre dann allerdings auf den Wert \ begrenzt, wie wir in Kapitel 13.1 gezeigt haben. Die entstehende Sinusschwingung würde eine schlechte Frequenzstabilität besitzen. Dies erkennt man an dem Frequenzgang der Phasenverschiebung in Abb. 14.24. Bei einem passiven Tiefpaß mit Q = \ beträgt die Phasenverschiebung bei der halben Resonanzfrequenz 27°. Verursacht der Verstärker z.B. eine Phasenverschiebung von — 27°, würde der Oszillator wegen der Phasenbedingung Up wählt. Die Größe des Ruhestroms wird durch Stromgegenkopplung über die Widerstände # i , #2 stabilisiert. Die Größe von U\ ergibt sich aus der Übertragungskennlinie der Mosfets zu:

Die sich ergebenden Spannungen sind deutlich größer als bei Bipolartransistoren, da die Schwellenspannung von Leistungsmosfets zwischen 1 V und 4 V liegt. Eine einfache Möglichkeit zur Erzeugung der erforderlichen Vorspannung besteht darin, die Emitterfolger T3, T4 in Abb. 15.9 durch Sourcefolger zu ersetzen. Die entstehende Schaltung ist in Abb. 15.15 dargestellt. Hier ergibt sich durch T3 eine Vorspannung ΙΛ = Wenn die Kleinleistungs-Mosfets T 3 , T 4 in demselben Prozeß wie die LeistungsMosfets Ti, T2 hergestellt werden und daher dieselben Schwellenspannungen besitzen, ergibt sich für R\ = R2 = 0 der maximale Ruhestrom zu hsi j IDS 3 Er läßt sich mit R\y R2 auch auf niedrigere Werte reduzieren. Die Ströme / 3 , J4 wählt man so groß, daß sie ausreichen, um die Eingangskapazität der Sourcefolger Ti, T2 bei der höchsten Frequenz umzuladen.

h =

15 Leistungsverstärker

942

Zum Betrieb der Ansteuerschaltung ist es in der Regel erforderlich, eine um mindestens 10 V höhere Betriebsspannung als für die Endstufe zu verwenden. Sonst kann die maximal erreichbare Ausgangsspannung bis zu 10 V unter der Betriebsspannung liegen. Dadurch ergäbe sich ein indiskutabel schlechter Wirkungsgrad.

15.5 Elektronische Strombegrenzung Leistungsverstärker können infolge ihres niedrigen Ausgangswiderstandes leicht überlastet und damit zerstört werden. Deshalb ist es sinnvoll, den Ausgangsstrom durch einen Regelzusatz auf einen bestimmten Maximalwert zu begrenzen. Die verschiedenen Möglichkeiten sollen am Beispiel der einfachen komplementären Emitterfolger von Abb. 15.8 erläutert werden. Eine besonders einfache Schaltung ist in Abb. 15.16 dargestellt. Die Begrenzung setzt ein, wenn die Mehrfachdiode D3 bzw. D4 leitend wird, denn in diesem Fall kann der Spannungsabfall an Rx bzw. R2 nicht weiter zunehmen. Der maximale Ausgangsstrom beträgt damit UD3-UBEI

0,7 V,

UD4-\UBE2\

(«3 - 1), 0,7 V,

- 1).

Dabei ist η^ bzw. η$ die Anzahl der für D3 bzw. D4 eingesetzten Dioden. Eine andere Möglichkeit zur Strombegrenzung zeigt Abb. 15.17. Überschreitet der Spannungsabfall an R\ bzw. R2 einen Wert von ca. 0,7 V, wird der Transistor T3 bzw. T4 leitend. Dadurch wird ein weiteres Ansteigen des Basisstroms von

Abb. 15.16. Strombegrenzung mit Dioden la max

=

±1,

Abb. 15.17. Strombegrenzung mit Transistoren la max =

±0,7V/jR 1)2

Ί5.5 Elektronische Strombegrenzung

943

Τι bzw. T 2 verhindert. Durch diese Regelung wird der Ausgangsstrom auf den Maximalwert + 0,7 V , _ 0,7 V I % bzw I ^ a max

r> Ki

u^™.

±a

m a x

i\2

begrenzt. Vorteilhaft ist, daß hier nicht mehr die stark schwankende BasisEmitter-Spannung der Leistungstransistoren eingeht, sondern nur noch die BasisEmitter-Spannung der Begrenzer-Transistoren. Die Widerstände R3 und R4 dienen zum Schutz dieser Transistoren vor zu hohen Basisstromspitzen. Im Kurzschlußfall fließt der Strom Ia max für jeweils eine halbe Periode durch Ti bzw. T2, während die Ausgangsspannung Null ist. Die Verlustleistung in den Endstufentransistoren beträgt damit PTl

= PT2 % -Vbla

max .

Wie der Vergleich mit Abschnitt 15.2 zeigt, ist dies das Fünffache der Verlustleistung im Normalbetrieb. Dafür muß man aber die Leistungstransistoren und die Kühlkörper dimensionieren, um die Schaltungen in Abb. 15.16 und 15.17 kurzschlußfest zu machen. Amplitudenabhängige Strombegrenzung

Die für den Kurzschlußschutz erforderliche Überdimensionierung der Endstufe läßt sich dann umgehen, wenn nur ohmsche Verbraucher mit einem definierten Widerstand Rv zugelassen werden. Dann kann man davon ausgehen, daß bei kleinen Ausgangsspannungen auch nur kleine Ausgangsströme fließen. Die Strombegrenzung muß dann nicht auf den Maximalstrom Ia max = Ua m2iX/Rv eingestellt werden, sondern kann den Ausgangsstrom auf den Wert Ia = Ua/Rv begrenzen, also abhängig von der Ausgangsspannung. Der Maximalstrom im Kurzschlußfall (Ua = 0) kann dann entsprechend klein gewählt werden. Um die Stromgrenze von der Ausgangsspannung abhängig zu machen, gibt man den Transistoren T3 und T4 in Abb. 15.18 eine Vorspannung, die mit zunehmender Ausgangsspannung größer wird. Dazu dienen die Widerstände R$ und # 6 , die groß gegenüber R3 und R4 gewählt werden. Bei kleinen Ausgangsspannungen ergibt sich daher dieselbe Stromgrenze wie in Abb. 15.17. Bei größeren positiven Ausgangsspannungen entsteht an R3 ein zusätzlicher Spannungsabfall der Größe UaR3/Rs. Dadurch wird die Stromgrenze auf den Wert 0,7V R3 Ua + a max

'

η

ρ

ρ

erhöht. Die Diode D5 verhindert, daß der Transistor T3 bei negativen Ausgangsspannungen eine positive Vorspannung erhält und dadurch unbeabsichtigt leitend werden könnte. Die Diode D3 verhindert, daß die Kollektor-Basis-Diode von T3 leitend wird, wenn es bei negativen Ausgangsspannungen einen größeren Spannungsabfall an R2 gibt. Sonst würde die Ansteuerschaltung zusätzlich belastet. Die entsprechenden Überlegungen gelten für die negative Strombegrenzung mit T4.

944

15

Leistungsverstärker

η

Abb. 15.18. Spannungsabhängige Strombegrenzung α maxi

—

ρ

Abb. 15.19. Verlauf der Stromgrenzen und des Ausgangsstroms bei ohmscher Last

"Γ

Der Verlauf der Stromgrenzen ist in Abb. 15.19 zur Veranschaulichung aufgetragen. Mit dieser spannungsabhängigen Strombegrenzung ist es möglich, den sicheren Arbeitsbereich der Leistungstransistoren voll auszunutzen. Sie wird daher auch als SOA (Safe Operating Area)-Strombegrenzung bezeichnet. Integrierte Treiber, die eine solche Strombegrenzung besitzen, sind z.B. die Typen ICL 8063 von Intersil und LM391 von National. 15.6

Vier-Quadranten-Betrieb Die härtesten Bedingungen für eine Leistungsendstufe ergeben sich, wenn man für beliebige positive und negative Ausgangsspannungen eine konstante Stromgrenze /fl+max und Iäm&x fordert. Solche Anforderungen entstehen immer dann, wenn kein ohmscher Verbraucher vorliegt, sondern eine Last, die Energie an die Endstufe zurückspeisen kann. Derartige Verbraucher sind z.B. Kondensatoren, Induktivitäten und Elektromotoren. In diesem Fall muß man auf die Strombegrenzung in Abb. 15.16 oder 15.17 zurückgreifen. Der kritische Betriebszustand für den negativen Endstufentransistor T2 ergibt sich dann, wenn der Verbraucher bei der Ausgangsspannung Ua = Ua max & V+ den Strombegrenzungsstrom 7~max in die Schaltung einspeist. Dann fließt der Strom /^~max bei der Spannung UCE2 « 2V+ durch T2. Dann entsteht in T2 die Verlustleistung PT2 = 2V+ · Ifl"max. Bei der Spannung 2 V+ darf man die meisten Bipolartransistoren aber wegen des Durchbruchs zweiter Art (Secondary Breakdown) nur mit einem Bruchteil

15.7

945

Dimensionierung einer Leistungsendstufe

D

Abb. 15.20. Gegentaktendstufe für VierQuadranten-Betrieb

Abb. 15.21. Verlauf der Ausgangsspannung und der Hilfspotentiale V\ bzw. V2

der thermisch zulässigen Leistung belasten. Man muß deshalb meist viele Leistungstransistoren parallel schalten oder besser Leistungsmosfets verwenden, die keinen Durchbruch zweiter Art besitzen. Eine Möglichkeit, die Spannung an den Endstufentransistoren zu halbieren, ist in Abb. 15.20 dargestellt. Die Grundidee dahei ist, die Kollektorpotentiale von Ti und T2 mit der Eingangsspannung steuern. Für positive Eingangsspannungen ergibt sich Vx = £/e + o,7V + 3 V - 0,7V - 0 , 7 V = l/e + 2,3V. Der Transistor Ti wird also sicher außerhalb der Sättigung betrieben. Bei negativen Eingangsspannungen übernimmt die Diode D3 den Ausgangsstrom, und es wird Vi = —0,7 V. Sinkt die Eingangsspannung auf Ue = Ue m[n % V , fällt an Ti nur die Spannung UCE ι max ^ ^~ ab. Die maximale Spannung an T 3 ist ebenfalls nicht größer. Sie ergibt sich für Ue = 0 und beträgt UCE3max ^ V+- Die maximal auftretende Verlustleistung in Ti und T3 ist daher Pmax = V+ · / / m a x . Es wird also nicht nur die maximal auftretende Kollektor-Emitterspannung halbiert, sondern auch die Verlustleistung. Für die negative Seite, T2, T4 ergeben sich wegen der Symmetrie der Schaltung die entsprechenden Verhältnisse. Der Verlauf von V\ und V2 ist zur Veranschaulichung in Abb. 15.21 dargestellt. 15.7 Dimensionierung einer Leistungsendstufe Um die Dimensionierung einer Leistungsendstufe etwas detaillierter zu beschreiben, wollen wir ein Zahlenbeispiel für einen 50 W-Verstärker durchrechnen. Abbildung 15.22 zeigt die Gesamtschaltung. Sie heruht auf dem Leistungsverstärker von Abb. 15.12.


946

Abb. 15.22. Leistungsendstufe für eine Sinusleistung von 50 W Der Verstärker soll an einen Verbraucher mit ^ = 5Ω eine Sinusleistung von 50 W abgeben. Der Scheitelwert der Ausgangsspannung beträgt dann Üa = 22,4 V und der Spitzenstrom Ia = 4,48 A. Zur Berechnung der Betriebsspannung bestimmen wir den minimalen Spannungsabfall an T[y Tu T3 und R3. Für die Basis-Emitter-Spannung von T! und Ί[ müssen wir bei I max zusammen ca. 2 V veranschlagen. An R3 fällt eine Dioden-Durchlaßspannung ab, also ca. 0,7 V. Die Kollektor-Emitter-Spannung von T3 soll bei Vollaussteuerung 0,9 V nicht unterschreiten. Die Endstufe soll aus einer unstabilisierten Betriebsspannungsquelle betrieben werden, deren Spannung bei Vollast um ca. 3 V absinken kann. Damit erhalten wir für die Leerlaufbetriebsspannung Vb = 22,4V + 2V + 0,7V + 0,9V + 3V = 29 V. Wegen der Symmetrie der Schaltung muß die negative Betriebsspannung genauso groß sein. Damit lassen sich die erforderlichen Grenzdaten der Transistoren T[ und T2 angeben. Der maximale Kollektorstrom beträgt 4,48 A. Sicherheitshalber wählen wir Ic max — 10 Α. Die maximale Kollektor-Emitter-Spannung tritt bei Vollaussteuerung auf und beträgt Vj, + Üa = 51,4 V. Wir wählen UQER = 60 V. Mit der Beziehung Pr = 0 , 1 - ^ von Abschnitt 15.2.1 erhalten wir PTV = PT2, = 17W. Nach Kapitel 2.1.6 auf S. 57 gilt für den Zusammenhang zwischen Verlustleistung und Wärmewiderstand die Beziehung

z, = Die maximale Sperrschichttemperatur &j liegt bei Siliziumtransistoren im allgemeinen bei 175 °C. Die Umgebungstemperatur im Gerät soll 55 °C nicht überschreiten. Der Wärmewiderstand der Kühlkörper sei RthL — 4 K/W. Damit er-

15.7 Dimensionierung einer Leistungsendstufe

947

halten wir für den Wärmewiderstand zwischen Halbleiter und Transistorgehäuse die Forderung: 175°C-55°C 17W = — ^ , also 3,1 Κ Häufig wird bei Leistungstransistoren die maximale Verlustleistung P25 bei 25 °C Gehäusetemperatur angegeben. Diese Leistung können wir mit der Kenntnis von RthG und &j berechnen: #/-25°C P25 = —

150 Κ =

= 48 W.

Die Stromverstärkung der so ausgesuchten Transistoren betrage beim maximalen Ausgangsstrom 30. Damit können wir die Daten der Treibertransistoren Ti und T2 bestimmen. Ihr maximaler Kollektorstrom beträgt = 149 mA. 30 Dieser Wert gilt jedoch nur für niedrige Frequenzen. Bei Frequenzen oberhalb fg « 20 kHz nimmt die Stromverstärkung von NiederfrequenzLeistungstransistoren bereits deutlich ab. Deshalb muß bei einem steilen Stromanstieg der Treibertransistor kurzzeitig den größten Teil des Ausgangsstromes liefern. Um eine möglichst große Bandbreite zu erzielen, wählen wir Ic max = 1 Α. Transistoren dieser Größenordnung sind noch preiswert mit Transitfrequenzen von ca. 50 MHz erhältlich. Im Abschnitt 15.3 haben wir gezeigt, daß es günstig ist, den Ruhestrom nur durch die Treibertransistoren fließen zu lassen und einen Spannungsabfall von ca. 400 mV an den Widerständen R\ und R2 einzustellen. Dazu dienen die drei Si-Dioden D3, an denen eine Spannung von ca. 2,1 V abfällt. Um die Übernahmeverzerrungen hinreichend klein zu halten, wählen wir einen Ruhestrom von ca. 30 mA. Damit ergibt sich 400 mV Rx = R2 = — = 13Ω. Die Verlustleistung in den Treibertransistoren beträgt im Ruhezustand 30 mA . 29 V % 0,9 W, bei Vollaussteuerung noch 0,75 W. Man sieht, daß ein Kleinleistungstransistor im TO-5-Gehäuse mit Kühlstern für diesen Zweck ausreicht. Die Stromverstärkung dieser Transistoren sei 100. Dann beträgt ihr maximaler Basisstrom noch 1 /4,48A 0,8 V \ /ßmax =

iöÖ (^Ö~ + Ü ö J *

Der Strom durch die Konstantstromquellen T3 und T4 soll groß gegenüber diesem Wert sein. Wir wählen ca. 10 mA. Emitterfolger neigen zu parasitären Schwingungen in der Nähe der Transitfrequenz der Ausgangstransistoren [15.1]. Zur Schwingungsdämpfung kann man


948

die Quellenzeitkonstante vergrößern. Dadurch verläßt man den kritischen Bereich in Abb. 2.96 auf S.160 nach oben (Pfeil 1). Dazu fügt man in der Schaltung in Abb. 15.22 die RC-Glieder R7Ci und R8C2 ein. Die Serienwiderstände müssen natürlich so niederohmig gewählt werden, daß der Spannungsabfall daran klein bleibt. Zusätzlich kann man den Ausgang bei hohen Frequenzen bedampfen. Dazu schaltet man am Ausgang ein serein-RC-Glied parallel (z.B. 1 Ω in Reihe mit 0,1 μ¥). Dadurch entstehen natürlich bei hohen Frequenzen zusätzliche Verluste. 15.8 Ansteuerschaltungen mit Spannungsverstärkung

Bei den beschriebenen Leistungsverstärkern treten in Nullpunktnähe mehr oder weniger große Übernahmeverzerrungen auf. Sie lassen sich durch Gegenkopplung weitgehend beseitigen. Dazu schaltet man eine Ansteuerschaltung mit Spannungsverstärkung vor die Leistungsendstufe und schließt die Gegenkopplung über beide Teile. Eine einfache Möglichkeit zeigt Abb. 15.23. Die Ansteuerung der Endstufe erfolgt über die Stromquelle T3, die zusammen mit T7 einen Stromspiegel für Ice bildet. Der Differenzverstärker T5, T6 bewirkt die erforderliche Spannungsverstärkung. Sein Arbeitswiderstand ist relativ hoch: er ergibt sich aus der Parallelschaltung der Stromquellen-Innenwiderstände T3, T4 und der Eingangswiderstände der Emitterfolger Ti, T2. Die ganze Anordnung ist über die Widerstände £7, R$ als nichtinvertierender Verstärker gegengekoppelt. Die Spannungsverstärkung beträgt A = 1 + Rs/RyDamit sich eine ausreichende Schleifenverstärkung ergibt, sollte man Α nicht zu groß wählen. Praktikable Werte liegen zwischen 5 und 30.

JC6

Ö

\7

Abb. 15.23. Einfache Ansteuerschaltung mit Spannungsverstärkung

15.8

Ansteuerschaltungen mit Spannungsverstärkung

949

Wenn man nur Wechselspannungen verstärken will, läßt sich die Nullpunktstabilität der Schaltung verbessern, indem man mit R7 einen Koppelkondensator in Reihe schaltet. Dadurch erniedrigt sich die Gleichspannungsverstärkung auf 1. Nach dem beschriebenen Prinzip arbeiten die meisten integrierten Leistungsverstärker wie z.B. der LM3875 von National [15.1]. Breitband-Ansteuerschaltung

Eine größere Bandbreite der Ansteuerschaltung läßt sich dadurch erreichen, daß man die beiden Stromquellen T3, T4 gegensinnig ansteuert und in Basisschaltung betreibt. Man gelangt dann zu der Schaltung in Abb. 15.24, die mit dem Breitbandoperationsverstärker in Abb. 5.27 verwandt ist. Da man bei einem Leistungsverstärker keinen Differenzeingang benötigt, wurde hier die eine Hälfte des Gegentakt-Differenzverstärkers weggelassen und durch die Gegentakt-Endstufe des Operationsverstärkers ersetzt. Er stabilisiert die Ruhepotentiale mit dem Operationsverstärker. Die Gesamtschaltung verhält sich wie ein invertierender Operationsverstärker, der über die Widerstände R\5 und Ri6 gegengekoppelt ist. Seine Verstärkung beträgt also A = —R\6/Ri5. Zur Dimensionierung der Schaltung gibt man zunächst die Kollektorströme der Transistoren T3 bis T6 vor. Wir wählen 10 mA. Durch die Widerstände R3 und R4 muß dann ein Strom von 20 mA fließen. An den Widerständen R3 und R4 fällt eine Spannung von 1,4 V ab. Damit wird 14V R3 = # 4 = — = 70Ω. 3

4

20 mA

3

Abb. 15.24. Breitband-Leistungsverstärker

950


Das Ausgangsruhepotential des Operationsverstärkers ist durch die Offsetspannung der Endstufe gegeben und liegt nahe bei Null. Daher fließt über die Widerstände An und An im Ruhezustand praktisch kein Strom. Die Kollektorströme von T5 und T6 müssen also über die Widerstände R9 bzw. #i 0 fließen. Bei Betriebs-Spannungen von ±15 V folgt daraus 15V R9 = Rio « TT—r = 1,5 kn. 10 mA Um die maximale Stromaussteuerung der Stromquellen T3 und T4 zu erreichen, müssen die Kollektorströme von T5 und T6 zwischen Null und 20 mA ausgesteuert werden. Diese Werte sollen bei Vollaussteuerung des Operationsverstärkers erreicht werden. Daraus folgt für die Widerstände Rn und JRI2: Ru

- Rn * Den Operationsverstärker OV beschaltet man als Integrator. Dadurch erhält man eine durch die äußere Beschaltung definierte Verstärkung, die man so wählt, daß sie deutlich unter der Leerlaufverstärkung des unbeschalteten Operationsverstärkers liegt. Wählt man z.B. #14 = 10 kQ und C4 = 160 pF, sinkt seine Verstärkung bei 100 kHz auf 1 ab. Die untere Grenzfrequenz des Hochpasses C3, #13 im HF-Zweig wählt man niedriger, z.B. 1 kHz. Die Gesamtverstärkung der Schaltung läßt sich mit den Widerständen #15 und #i6 auf Werte zwischen 1 und 10 einstellen. Größere Verstärkungen sind nicht empfehlenswert, weil sonst die Schleifenverstärkung im HF-Zweig zu gering wird. Die offene Verstärkung des HF-Zweiges läßt sich mit Hilfe der Widerstände #7 und #g variieren. Man stellt sie so ein, daß sich das gewünschte Einschwingverhalten der Gesamtschaltung ergibt. Für den Operationsverstärker genügt die interne Standard-Frequenzkorrektur. Zur Vermeidung von Schwingungen im VHF-Bereich kann es sich als notwendig erweisen, einzelne Transistoren mit Basis-Vorwiderständen zu versehen [15.1]. 15.9 Erhöhung des Ausgangsstromes integrierter Operationsverstärker

Der Ausgangsstrom integrierter Operationsverstärker ist normalerweise auf Werte von maximal 20 mA begrenzt. Es gibt viele Anwendungsfälle, bei denen man ohne großen Aufwand den Ausgangsstrom auf den ungefähr lOfachen Wert vergrößern möchte. Dazu kann man die beschriebenen Leistungsendstufen verwenden. Bei niedrigen Signalfrequenzen läßt sich der Aufwand reduzieren, indem man Gegentakt-Emitterfolger im B-Betrieb einsetzt. Infolge der endlichen Slew-Rate des Operationsverstärkers treten jedoch auch bei Gegenkopplung noch wahrnehmbare Übernahmeverzerrungen auf. Sie lassen sich stark reduzieren, indem man wie in Abb. 15.25 einen Widerstand #1 verwendet, der in Nullpunktnähe die Emitterfolger überbrückt. In diesem Fall reduziert sich die erforderliche Slew-Rate des Verstärkers von unendlich auf einen Wert, der um den Faktor 1 + R\/RV über der Anstiegsgeschwindigkeit der Ausgangsspannung liegt.

15.9 Erhöhung des Ausgangsstromes integrierter Operationsverstärker

Abb. 15.25. Stromverstärkung mit komplementären Emitterfolgern

951

Abb. 15.26. Stromverstärkung mit komplementären Emitterschaltungen

Die Schaltung in Abb. 15.26 besitzt dieselben Eigenschaften wie die vorhergehende. Die Ansteuerung der Endstufentransistoren erfolgt hier jedoch über die Betriebsspannungsanschlüsse. Dadurch entstehen zusammen mit den Ausgangstransistoren des Operationsverstärkers zwei Komplementär-DarlingtonSchaltungen, wenn man R2 = 0 macht. Bei kleinen Ausgangsströmen sperren die beiden Endstufentransistoren Ti und T2. In diesem Fall liefert der Operationsverstärker den ganzen Ausgangsstrom. Bei größeren Ausgangsströmen werden die Transistoren Ti bzw. T2 leitend und liefern den größten Teil des Ausgangsstromes. Der Ausgangsstrom des Operationsverstärkers bleibt ungefähr auf den Wert 0,7VARi begrenzt. Ein gewisser Vorteil gegenüber der vorhergehenden Schaltung besteht darin, daß durch den Ruhestrom des Operationsverstärkers bereits eine Basis-EmitterVorspannung an den Endstufentransistoren entsteht. Man dimensioniert die Widerstände Ri so, daß sie ca. 400 mV beträgt. Dadurch wird der Übernahmebereich bereits stark verkleinert, ohne daß in den Endstufentransistoren ein Ruhestrom fließt, für dessen Stabilisierung man zusätzliche Maßnahmen ergreifen müßte. Mit dem Spannungsteiler R2, R3 kann man der Endstufe eine zusätzliche Spannungsverstärkung der Größe 1 + R2/R3 geben. Dadurch ist es möglich, die Ausgangsaussteuerbarkeit des Verstärkers zu erhöhen, die dann nur noch um die Sättigungsspannung von Ti bzw. T2 unter der Betriebsspannung liegt. Außerdem wird dadurch die Schwingneigung innerhalb der KomplementärDarlington-Schaltungen reduziert. Diese Schaltung hatten wir bereits bei den Operationsverstärkern mit rail-to-rail Ausgang in Abb. 5.22 auf S. 502 kennengelernt.

Literatur

[15.1]

Travis, B.: Monolithic Power Amps Provide Diverse Choices in Circuit Structures. EDN, 17.8.1995 S. 51-60.

Kapitel 16: Stromversorgung

Jedes elektronische Gerät benötigt eine Stromversorgung. Sie muß im allgemeinen eine oder mehrere Gleichspannungen liefern. Bei höherem Leistungsbedarf sind Batterien unwirtschaftlich. Man erzeugt die Gleichspannung dann durch Transformieren und Gleichrichten der Netzspannung. Die so gewonnene Gleichspannung weist in der Regel eine beträchtliche Welligkeit auf und ändert sich bei Belastungs- und Netzspannungsschwankungen. Deshalb wird meist ein Spannungsregler nachgeschaltet, der die Schwankungen ausregelt. In den folgenden beiden Abschnitten behandeln wir zunächst die Erzeugung der unstabilisierten Gleichspannung und anschließend die Ausführung der Regelschaltungen. 16.1 Eigenschaften von Netztransformatoren

Bei der Dimensionierung von Gleichrichterschaltungen spielt der Innenwiderstand Rj des Netztransformators eine große Rolle. Er läßt sich aus den Nenndaten der Sekundärwicklung UN) IN und dem Verlustfaktor fv berechnen. Dieser ist definiert als das Verhältnis von Leerlauf- zu Nennspannung:

(16.1)

fv = ψ UN

Daraus folgt für den Innenwiderstand die Beziehung: R, =

U

-^L IN

=

W

- 1)

(1&2)

IN

Nun definieren wir eine Nennlast RN = UN/IN und erhalten aus Gl. (16.2): (16.3) Ri = RN(/V - 1) Eine Übersicht über die Daten gebräuchlicher M-Kerntransformatoren ist in Tab. 16.1 zusammengestellt; die entsprechenden Angaben für Ringkerntransformatoren finden sich in Tab. 16.2. Ringkerntransformatoren sind schwieriger zu wickeln; daraus resultiert besonders bei kleinen Leistungen ein deutlich höherer Preis. Dem stehen aber einige nennenswerte Vorteile gegenüber: ihr magnetisches Streufeld ist deutlich geringer. Die Hauptinduktivität ist größer; daraus resultieren ein kleinerer Magnetisierungsstrom und geringere Leerlaufverluste. Zur genaueren Berechnung verwendet man am besten den Magnetic Designer von Intusoft (Thomatronik).

16 Stromversorgung

954 KernTyp (Seitenlänge)

Nennleistung

Verlustfaktor

Prim. Windungszahl

ΡΝ

fv

n\

[mm]

[W]

Μ 42 Μ 55 Μ 65 Μ 74 Μ 85a Μ 85b Μ 102a Μ 102b

4 15 33 55 80 105 135 195

1,31 1,20 1,14 1,11 1,09 1,06 1,07 1,05

4716 2671 1677 1235 978 655 763 513

Prim. DrahtDurchmesser

Norm. sek. Windungszahl

[mm]

[i/v]

Norm. sek. DrahtDurchmesser d2Vh [mm/VÄ]

0,09 0,18 0,26 0,34 0,42 0,48 0,56 0,69

28,00 14,62 8,68 6,24 4,83 3,17 3,72 2,45

0,61 0,62 0,64 0,65 0,66 0,67 0,69 0,71

Wi/U2

Tab. 16.1. Typische Daten von M-Kerntransformatoren für eine Primärspannung [7leff = 220V, 50Hz

AußenDurch messerca. D [mm]

Nennleistung

60 61 70 80 94 95 100 115 120

10 20 30 50 75 100 150 200 300

PN

^/erlust1aktor

fv

Prim. Windungszahl Wi

[W] ]L,18 ]L,18 ]1,16 ]1,15 ]L,12 ]Uli ]1,09 ]1,08 ]1,07

3500 2720 2300 2140 1765 1410 1100 820 715

Prim. DrahtDurchmesser d, [mm]

Norm. sek. Windungszahl

[l/V]

Norm. sek. DrahtDurchmesser d2Vh [mm/VÄ]

0,15 0,18 0,22 0,30 0,36 0,40 0,56 0,60 0,71

19,83 14,83 12,33 11,25 9,08 7,08 5,42 4,00 3,42

0,49 0,54 0,55 0,56 0,58 0,60 0,61 0,62 0,63

W2./Ü2

Tab. 16.2. Typische Daten von Ringkerntransformatoren für eine Primärspannung = 220V, 50 Hz

16.2 Netzgleichrichter 16.2.1 Einweggleichrichter Die einfachste Methode, eine Wechselspannung gleichzurichten, besteht darin, wie in Abb. 16.1 einen Kondensator über eine Diode aufzuladen. Wenn der Ausgang unbelastet ist, wird der Kondensator Q, während der positiven Halbschwingung auf den Scheitelwert Ua0 = V2i7Leff — UD aufgeladen. Darin ist UD die

16.2 Netzgleichrichter

955

uQ

Abb. 16.1. Einweggleichrichter Leerlauf-Ausgangsspannung:

Ua0 — V2ULe{{ — UD

Last-Ausgangsspannung:

Uaoo = Ua(

Maximale Sperrspannung: Mittlerer Durchlaßstrom: Periodischer Spitzenstrom:

USperr = 2v / 2t4eff 1D = Ia IDS = ?α

Brummspannung: Minimale Ausgangsspannung:

C4rss = ^ Uam[nÛaoo—

|

Durchlaßspannung der Diode. Die maximale Sperrspannung tritt auf, wenn die Transformatorspannung ihren negativen Scheitelwert erreicht. Sie beträgt demnach ca. 2\/2L/i,eff. Bei Belastung entlädt der Verbraucherwiderstand #„ den Kondensator CLy solange die Diode sperrt. Erst wenn die Leerlaufspannung des Transformators um UD größer wird als die Ausgangsspannung, wird der Kondensator wieder nachgeladen. Welche Spannung er dabei erreicht, hängt vom Innenwiderstand #2 des Transformators ab. Abbildung 16.2 zeigt den Verlauf der Ausgangsspannung im stationären Zustand. Wegen des ungünstigen Verhältnisses von Nachlade- zu Entladezeit sinkt die Ausgangsspannung schon bei geringer Belastung stark ab. Deshalb ist die Schaltung nur bei kleinen Ausgangsströmen empfehlenswert. Die Herleitung der angegebenen Beziehungen folgt beim Brückengleichrichter im nächsten Abschnitt. U(t)

D5

/

\

Abb. 16.2. Spannungs- und Stromverlauf beim Einweggleichrichter

16 Stromversorgung

956 16.2.2 Brückengleichrichter

Das Verhältnis von Nachlade- zu Entladezeit läßt sich wesentlich verbessern, indem man den Ladekondensator CL während der positiven und negativen Halbschwingung auflädt. Das erreicht man mit der Brückenschaltung in Abb. 16.3. Die Dioden verbinden während der Nachladezeit den jeweils negativen Pol des Transformators mit Masse und den positiven mit dem Ausgang. Die maximal auftretende Sperrspannung ist gleich der Leerauf-Ausgangsspannung: Ua0 = V2t/ Lef f - 2UD = V2UNeiffv

- 2UD

(16.4)

Sie ist also nur halb so groß wie beim Einweggleichrichter. Zur Berechnung des Spannungsabfalles bei Belastung gehen wir zunächst von einem unendlich großen Ladekondensator aus. Dann ist die Ausgangsspannung eine reine Gleichspannung, die wir mit Uaoo bezeichnen. Je weiter die Ausgangsspannung infolge der Belastung absinkt, desto größer wird die Nachladedauer. Der Gleichgewichtszustand ist dann erreicht, wenn die zugeführte Ladung gleich der abgegebenen Ladung ist. Daraus ergibt sich: (16.5) Darin ist Rv = Uaoo/Ia der Verbraucherwiderstand. Die Herleitung dieser Beziehung ist mit einer längeren Approximationsrechnung verbunden, bei der die Sinusschwingung durch Parabelbögen angenähert wird. Sie soll hier übergangen werden. Wie der Vergleich mit der Einweggleichrichterschaltung in Abb. 16.1 zeigt, geht beim Vollweggleichrichter nur der halbe Innenwiderstand des Transformators in den Spannungsabfall bei Belastung ein.

Abb. 16.3. Brückengleichrichter

Leerlauf-Ausgangsspannung:

Ua0


Ua(>


= V2ULeif - 2UD

^Sperr = y 2[/ Le ff IDS

=

Brummspannung: Minimale Ausgangsspunnung: U'ac min ^ Uaoo — ^ L/ßr SS Transformator-Nennleistung: PN =(l,2...2)l/eoo.Je

16.2

Netzgleichrichter

957

Um den Gleichrichter richtig dimensionieren zu können, muß man die auftretenden Ströme kennen. Wegen der Erhaltung der Ladung ist der mittlere Durchlaßstrom durch jeden Brückenzweig gleich dem halben Ausgangsstrom. Da die Durchlaßspannung nur wenig vom Strom abhängt, ergibt sich die Verlustleistung einer Diode zu: PD =

\uDIa

Während der Aufladezeit treten periodisch Spitzenströme IDS auf, die um ein Vielfaches größer sein können als der Ausgangsstrom:

hs

-

ÜL-2UD-Uaoo

%

Ua0 - Uaoo

- ~^r~

Mit Gl. (16.5) folgt daraus: UaO

hs =

/2RiRv Man erkennt, daß der Innenwiderstand Ri der Wechselspannungsquelle einen entscheidenden Einfluß auf den Spitzenstrom hat. Ist die Wechselspannungsquelle sehr niederohmig, kann es sich als notwendig erweisen, einen Widerstand in Reihe zu schalten, um den maximalen Spitzenstrom des Gleichrichters nicht zu überschreiten. Dies ist besonders bei der direkten Gleichrichtung der Netzspannung zu berücksichtigen. Die Zweiweggleichrichtung ist auch in dieser Beziehung günstiger als die Einweggleichrichtung, da der Spitzenstrom um den Faktor \fl kleiner ist. Der Effektivwert des pulsierenden Ladestroms ist größer als der arithmetische Mittelwert. Deshalb muß die Gleichstromleistung kleiner bleiben als die Nennleistung des Transformators für ohmsche Last, wenn die zulässige Verlustleistung im Transformator nicht überschriten werden soll. - Die Gleichstromleistung ergibt sich aus der abgegebenen Leistung IaUaoo und der Verlustleistung im Gleichrichter, die ca. 2ϋοΙα beträgt. Die Nennleistung des Transformators muß daher zu aIaUaoo (16.6) gewählt werden. Darin ist α der Formfaktor, mit dem der erhöhte Effektivwert des Stromes berücksichtigt wird. Er beträgt bei Zweiwegleichrichtung ca. 1,2. Es ist jedoch zweckmäßig, nicht nach Gl. (16.6) an die Grenze der thermischen Belastbarkeit zu gehen, sondern den Transformator überzudimensionieren, indem man für α einen höheren Wert einsetzt. Dadurch ergibt sich ein höherer Wirkungsgrad. Der Nachteil des höheren Platzbedarfs hält sich in Grenzen, wenn man Ringkerntransformatoren verwendet. Außerdem bleiben bei ihnen auch im Fall der starken Überdimensionierung die Leerlaufverluste klein. Bei endlich großem Ladekondensator tritt a m Ausgang eine überlagerte Brummspannung auf. Sie läßt sich aus der Ladung berechnen, die dem Kondensator während der Entladezeit tE entzogen wird: IT

IjE

958

16 Stromversorgung

Aus Gl. (16.5) ergibt sich näherungsweise: tE Darin ist TN = l/fN die Periodendauer der Netzwechselspannung. Daraus folgt:

]P\

(16.7)

2RV J Von besonderem Interesse ist der untere Scheitelwert der Ausgangspannung. Er beträgt näherungsweise: UaminÛaoo-

^t/ BrS s

(16.8)

Die Dimensionierung einer Netzgleichrichterschaltung soll an einem Zahlenbeispiel verdeutlicht werden [16.1]. Gesucht ist eine Gleichspannungsversorgung mit einer minimalen Ausgangsspannung Ua m[n = 30 V bei einem Ausgangsstrom Ia = 1 Α und einer maximalen Brummspannung (7Brss = 3 V. Aus Gl. (16.8) erhalten wir zunächst Ua oo = l/flmin+3%rSS = 32 V und mit Gl. (16.6) und α = 1,5 die Transformator-Nennleistung: ik = aIa(UaoQ + 2UD) = 1,5A(32V + 2V) = 51W Aus Tab. 16.2 entnehmen wir dafür den Ringkerntyp mit D = 80 mm. Sein Verlustfaktor beträgt fv = 1,15. Zur weiteren Rechnung benötigt man den Innenwiderstand des Transformators. Er hängt aber von der noch nicht bekannten Nennspannung ab. Zu ihrer Berechnung muß man das nichtlineare Gleichungssystem Gin. (16.3) bis (16.5) lösen. Das geschieht am einfachsten in Form einer Iteration: Als Anfangswert geben wir UM eff ^ Ua m[n = 30 V vor. Dann folgt mit Gl. (16.3): Ri = RN(fv-

1) = % f f ( / u - 1)

)2 2 6 5 Ω 15 1} = ' 51 W 'Q* Mit Gin. (16.4) und (16.5) folgt daraus:

Uaoo = (V2UNei(fv

- 2UD) 1 -

J-^

Die Spannung ist also um ca. 5 V höher als oben verlangt. Im nächsten Iterationsschritt reduzieren wir die Transformator-Nennspannung um diesen Betrag und erhalten entsprechend: Ri = 1,84 Ω

und

Uaoo = 32,1V

16.2 Netzgleichrichter

959

Damit wird bereits der gewünschte Wert erreicht. Die Transformatordaten lauten also: UNeii*25V;

INeS

= ^ ^ 2 A UN Aus Tab. 16.2 entnehmen wir damit die Wickeldaten für eine Primärspannung von 220 V: Wi =

2140,

di

=

0,30 mm,

W2 =

11,25^ 25V = 281,

d2

=

0,56 —= V2Ä VTÄ = 0,79mm

v

VÄ

Die Kapazität des Ladekondensators ergibt sich aus Gl. (16.7) zu

OTT

-f

\

^^BrSSJN \

\

") Ό

I

γ *Ήν Ι

Die Leerlauf-Ausgangsspannung beträgt 39 V. Diese Spannungsfestigkeit muß der Kondensator mindestens besitzen. Bei Transformatoren mit mehreren Sekundärwicklungen verläuft die Rechnung genau wie oben. Für P^ wird jeweils die Leistung der betreffenden Sekundärwicklung eingesetzt. Die Gesamtleistung ergibt sich als Summe der Teilleistungen. Sie ist für die Auswahl des Kerns und damit für fv maßgebend.

16.2.3 Mittelpunkt-Schaltung

Eine Vollweggleichrichtung läßt sich auch dadurch erreichen, daß man zwei gegenphasige Wechselspannungen einweggleichrichtet. Dieses Prinzip zeigt die Mittelpunktschaltung in Abb. 16.4. An den angegebenen Daten erkennt man, daß dabei die Vorteile der Brückenschaltung erhalten bleiben. Ein zusätzlicher Vorteil ergibt sich dadurch, daß der Strom jeweils nur durch eine Diode fließen muß und nicht durch zwei wie bei der Brückenschaltung. Dadurch halbiert sich der Spannungsverlust, der durch die Durchlaßspannung der Dioden verursacht wird. Andererseits verdoppelt sich der Innenwiderstand des Transformators, da jede Teilwicklung für die halbe Ausgangsleistung zu dimensionieren ist. Dadurch wird der Spannungsverlust wieder vergrößert. Welcher Effekt überwiegt, hängt vom Verhältnis der Ausgangsspannung zur Durchlaßspannung der Diode ab. Bei kleinen Ausgangsspannungen ist die Mittelpunktschaltung günstiger, bei großen Ausgangsspannungen die Brückengleichrichterschaltung.

16 Stromversorgung

960

I

ia +

-c L 1

* '—10

i

»

·

1

ο

-ua

ο

Abb. 16.5. Mittelpunktschaltung für erdsymmetrische Ausgangsspannungen

Abb. 16.4. Mittelpunktschaltung Leerlauf Spannung:

Ua0


Uaoo = Ua0 (1 — χ JR~ )

= V5UL eff — 2UD


t/sperr = 2v2l/i,eff ID = \la IDS = /^—

Brummspannung: Minimale Ausgangsspunnung:

№rss — 2caf (^ ~~ v/2 Uamin ^ Uaoo — fL/ßrss

V

V

v

/

Doppelte Mittelpunktschaltung

Bei der Mittelpunktschaltung in Abb. 16.4 bleiben jeweils die negativen Halbwellen ungenutzt. Man kann sie in einer zweiten Mittelpunktschaltung mit umgepolten Dioden gleichrichten und erhält dann gleichzeitig eine negative Gleichspannung. Diese Möglichkeit zur Erzeugung erdsymmetrischer Spannungen ist in Abb. 16.5 dargestellt. Für die benötigten vier Dioden läßt sich ein integrierter Brückengleichrichter einsetzen. Die Nennleistung des Transformators sollte auch hier das 1,2- bis 2fache der Gleichstromleistung betragen. 16.3

Lineare Spannungsregler Zum Betrieb von elektronischen Schaltungen benötigt man in der Regel eine Gleichspannung, die einen bestimmten Wert auf 5 bis 10% genau einhält. Diese Toleranz muß über den ganzen Bereich der auftretenden Netzspannungsschwankungen, Laststromschwankungen und Temperaturschwankungen eingehalten werden. Die überlagerte Brummspannung soll höchstens im Millivoltbereich liegen. Aus diesen Gründen ist die Ausgangsspannung der beschriebenen Gleichrichterschaltungen nicht direkt als Betriebsspannung für elektronische Schaltungen geeignet, sondern muß durch einen nachgeschalteten Spannungsregler stabilisiert und geglättet werden. Die wichtigsten Kenndaten eines Spannungsreglers sind: 1) Die Ausgangsspannung und ihre Toleranz. 2) Der maximale Ausgangsstrom und der Kurzschlußstrom.

16.3 Lineare Spannungsregler

961

Abb. 16.6. Spannungsstabilisierung mit Emitterfolger

Abb. 16.7. Zusatz zur Einstellung der Ausgangsspannung

Ausgangsspannung:

o < ua < ure{ - uBE

Ua = Urei - UBE

3) Der minimale Spannungsabfall, den der Spannungsregler zur Aufrechterhaltung der Ausgangsspannung benötigt. Er wird in den Datenblättern als „Dropout-Voltage" bezeichnet und soll im folgenden kurz Spannungsverlust genannt werden. 4) Die Unterdrückung von Eingangsspannungsschwankungen (Line Regulation). 5) Die Ausregelung von Laststromschwankungen (Load Rejection).

16.3.1 Einfachste Ausführung Der einfachste Serienregler ist ein Emitterfolger, dessen Basis man an einer Referenzspannungsquelle anschließt. Die Referenzspannung kann man z.B. wie in Abb. 16.6 mit Hilfe einer Z-Diode aus der unstabilisierten Eingangsspannung Ue gewinnen. Weitere Möglichkeiten werden wir in Abschnitt 16.4 kennenlernen. Durch Stromgegenkopplung stellt sich die Ausgangsspannung auf den Wert

ua = ure(-uBE ein. Wie stark sich die Spannung bei Belastung ändert, ergibt sich aus dem Ausgangswiderstand: dUa Ia Mit UT & 26 mV erhält man bei Ia = 100 mA ca. 0,3 Ω. Schwankungen der Eingangsspannung werden durch den niedrigen differentiellen Widerstand rz der Z-Diode aufgefangen. Für die Änderung der Ausgangsspannung ergibt sich: AUa = AUrei = ^--AUe w £-AUe K\ -\- rz K\ Sie beträgt je nach Dimensionierung 1... 10% der Eingangsspannungsänderung. Benötigt man eine einstellbare Ausgangsspannung, kann man einen Teil der Referenzspannung an einem Potentiometer abgreifen. Diese Möglichkeit zeigt Abb. 16.7. Man muß den Widerstand des Potentioneters klein gegenüber TBE wählen, damit sich der Ausgangswiderstand der Schaltung nicht nennenswert erhöht.

962

16

Stromversorgung

16.3.2 Spannungsregler mit fester Ausgangsspannung

Die einfachen Schaltungen in Abb. 16.6/16.7 erfüllen die Anforderungen, die man an Spannungsregler stellen muß, zum großen Teil nicht oder nicht gut genug. Deshalb findet man in integrierten Spannungsreglern neben einem Regelverstärker und einer Referenzspannungsquelle mehrere weitere Baugruppen zum Schutz des Leistungs-Transistors [16.2]. Sie sind im Blockschaltbild in Abb. 16.8 eingezeichnet. Eine Schaltung zur Strombegrenzung überwacht den Spannungsabfall an dem Strommeßwiderstand R. Der Sichere Arbeitsbereich (Save Operating Area SOA) des Leistungstransistors wird in einem weiteren Block überwacht. Wenn der Spannungsabfall an dem Leistungstransistor zunimmt, wird die Stromgrenze entsprechend reduziert. Ein thermischer Schutz überwacht die Kristalltemperatur und reduziert den Ausgangsstrom bei drohender Überhitzung. Mit Hilfe der Dioden wird erreicht, daß die Ausgangsspannung von der niedrigsten der vier Stellgrößen bestimmt wird. Nur solange kein Grenzwert überschritten wird, hält der Spannungsregelverstärker die Ausgangsspannung auf dem Sollwert. Die praktische Ausführung eines integrierten Spannungsreglers der 7800Serie ist in Abb. 16.9 dargestellt. Die Anforderungen an den Regelverstärker sind nicht besonders hoch, da ein Emitterfolger allein schon ein ganz brauchbarer Spannungsregler ist. Deshalb genügt der einfache Differenzverstärker T3, T4, der zusammen mit der Darlingtonschaltung Ti als Leistungsoperationsverstärker arbeitet. Er ist über den Spannungsteiler Ru R2 als nicht-invertierender Verstärker gegengekoppelt und liefert am Ausgang die verstärkte Referenzspannung: Ua =

(l+R2/Rl)Urei

Der Transistor T2 dient zur Strombegrenzung. Wenn der Spannungsabfall an R3 den Wert 0,6 V erreicht, wird T2 leitend und reduziert damit die Ausgangsspannung. Durch die entstehende Gegenkopplung wird die Ausgangsspannung

Referenz

Spannung

L

Temperatur

r

SOA

Strom

I«, 1

Abb. 16.8. Schematischer Aufbau eines integrierten Spannungsreglers


963

Abb. 16.9. Prinzipschaltung eines integrierten Spannungsreglers aus der 7800-Serie Ua = ( l + i r -Kl

so eingestellt, daß der Spannungsabfall an R3 auf den Wert 0,6 V stabilisiert wird. Das ist gleichbedeutend mit einem konstanten Ausgangsstrom: /«max = 0,6VAR3 Die Ausgangsspannung wird in diesem Betriebszustand vom Lastwiderstand RL bestimmt gemäß Ua = Ia max^LBeim Erreichen des Maximalstromes tritt in dem Ausgangstransistor Ti die Verlustleistung Pv = Iam*t(Ue-Ua) auf. Sie wird im Kurzschlußfall sehr viel größer als im Normalbetrieb, da dann die Ausgangsspannung unter den Sollwert bis auf Null absinkt. Um diese Zunahme der Verlustleistung zu verhindern, kann man die Stromgrenze mit abnehmender Ausgangsspannung reduzieren. Auf diese Weise entsteht eine rückläufige StromSpannungskennlinie, wie sie in Abb. 16.10 dargestellt ist. Eine starke Zunahme der Verlustleistung kann auch dann eintreten, wenn die Eingangsspannung Ue vergrößert wird, da in diesem Fall die Differenz Ue — Ua ebenfalls zunimmt. Ein optimaler Schutz des Ausgangstransistors Ti läßt sich demnach dadurch erreichen, daß man die Stromgrenze Ia max an die Spannungs-

4

Abb. 16.10. Ausgangskennlinie bei rückläufiger Stromgrenze

16 Stromversorgung

964

differenz Ue — Ua anpaßt. Dazu dienen der Widerstand R5 und die Z-Diode Di, die in Abb. 16.9 gestrichelt eingezeichnet sind. Wenn die Potentialdifferenz Ue — Ua kleiner ist als die Z-Spannung Uz der Diode Di, fließt durch den Widerstand R5 kein Strom. Dadurch beträgt die Stromgrenze in diesem Fall unverändert 0,6VAR3. Überschreitet die Potentialdifferenz den Wert Uz, entsteht durch den Spannungsteiler R5, R$ eine positive Basis-Emitter-Vorspannung an dem Transistor T2. Dadurch wird der Transistor T2 bereits bei einem entsprechend kleineren Spannungsabfall an R$ leitend. Der Kondensator Q bewirkt die für die Stabilität notwendige Frequenzgangkorrektur. Als zusätzliche Stabilisierungsmaßnahme muß man in der Regel am Eingang und Ausgang je einen Kondensator mit ca. 100 nF nach Masse anschließen. 16.3.3 Spannungsregler mit einstellbarer Ausgangsspannung

Neben den Festspannungsreglern gibt es auch einstellbare Spannungsregler (Serie 78 G). Bei ihnen ist der Spannungsteiler Riy R2 weggelassen und dafür der Eingang des Regelverstärkers wie in Abb. 16.11 herausgeführt. Sie besitzen also vier Anschlüsse. Mit dem extern anzuschließenden Spannungsteiler #1, #2 kann man beliebige Ausgangsspannungen zwischen [7ref ^ 5V < Ua < Ue — 3V einstellen. Einstellbare Spannungsregler mit nur drei Anschlüssen lassen sich dadurch realisieren, daß man auf den Masse-Anschluß verzichtet und den Betriebsstrom des Regelverstärkers zum Ausgang ableitet. Um den Unterschied deutlich zu machen, ist in Abb. 16.11 ein einstellbarer Spannungsregler der 78G-Serie mit 4 Anschlüssen und daneben in Abb. 16.12 ein einstellbarer Spannungsregler der 317-Serie mit 3 Anschlüssen dargestellt. Die Referenzspannungsquelle ist hier nicht an Masse, sondern am nichtinvertierenden Eingang des Regelverstärkers angeschlossen. Die Ausgangsspannung steigt deshalb so weit an, bis an R2 die

1

'•4 Ü L J R2 ΓΛ?

1 Abb. 16.11. Einstellbarer Spannungsregler mit vier Anschlüssen (78 G-Serie)

Abb. 16.12. Einstellbarer Spannungsregler mit drei Anschlüssen (317-Serie)

Ua = f l + ^

Ua = ( i + ^

Urei =

5 V

/ref =

1,25 V


965

Spannung i/ref abfällt. Dann ist die Eingangsspannungsdifferenz des Operationsverstärkers gerade Null. Der Ausgang des Spannungsreglers in Abb. 16.12 darf nicht unbelastet bleiben, weil sonst der Strom des Regelverstärkers nicht abfließen kann. Deshalb ist es zweckmäßig, den Spannungsteiler R\y R2 niederohmig zu dimensionieren. Man wählt z.B. R2 = 240 Ω; dann fließt bei einer Referenzspannung von i/ref = 1,25 V ein Querstrom von 5 mA. Dann kann auch der aus der Referenzspannungsquelle fließende Strom von ca. 100 μ Α den Spannungsabfall an Ri nicht nennenswert verändern. 16.3.4 Spannungsregler mit geringem Spannungsverlust

Wie man in Abb. 16.9 erkennt, ergibt sich der minimale Spannungsabfall zwischen Eingang und Ausgang des Spannungsreglers aus dem Spannungsabfall von 0,6 V am Strommeßwiderstand #3, der Basis-Emitter-Spannung der Darlingtonschaltung von 1,6 V und dem minimalen Spannungsabfall an der Stromquelle I\ von ca. 0,3 V. Der minimale Spannungsabfall (Dropout Voltage) beträgt also 2,5 V. Dies ist besonders bei der Regelung niedriger Ausgangsspannungen störend: Bei einem 5 V-Regler ergibt sich damit eine Verlustleistung von mindestens 50% der Ausgangsleistung. Da man aber noch einen zusätzlichen Spannungsabfall zum Ausregeln von Netz- und Lastschwankungen benötigt, ergibt sich eine noch höhere Verlustleistung. Sie ist meist genauso groß wie die Ausgangsleistung. Die Ableitung der entstehenden Wärme führt häufig zu Problemen. Die integrierten Spannungsregler sind zwar thermisch geschützt. Die Folge davon ist, daß sich der maximale Ausgangsstrom bei unzureichender Kühlung entsprechend reduziert. Deshalb ist es wichtig, den minimalen Spannungsabfall so klein wie möglich zu halten. Das läßt sich bei der Schaltung in Abb. 16.9 dadurch erreichen, daß man die Stromquelle I\ aus einer Hilfsspannung betreibt, die ein paar Volt über der Eingangsspannung liegt. Davon wird bei dem Typ LT1581 Gebrauch gemacht. Eine einfachere Möglichkeit besteht darin, als Leistungs-Transistor einen pnpTransistor wie in Abb. 16.13 einzusetzen. Der minimale Spannungsabfall an dem

Ua

Abb. 16.13. Spannungsregler mit geringem Spannungsverlust Ua = I 1 Η

] L7ref

966

16 Stromversorgung

Up > 3,8 V

Abb. 16.14. Ausführung eines Spannungsreglers mit geringem Spannungsverlust Ausgangsspannung: Ua = 3,3 V Minimale Eingangsspannung: Ue m i n = 3,8 V Maximaler Ausgangsstrom: Ia max = 5 A Minimaler Spannungsabfall: AC7min = 0,5 V Kurzschlußstrom: Iak = 5,7 A

Spannungsregler ist hier gleich der Sättigungsspannung des Leistungstransistors Ti. Sie läßt sich bei entsprechend großem Basisstrom unter 0,5 V halten. Um die erforderlichen Basisströme für Ίι bereitstellen, sollte man allerdings hier keine Darlington-Schaltung einsetzen, da sich der minimale Spannungsabfall sonst um eine Emitter-Basis-Spannung erhöht. Deshalb wird der Transistor T2 in Emitterschaltung betrieben. Die Stromgegenkopplung mit R3 begrenzt dabei den maximalen Ausgangsstrom und verringert gleichzeitig die Schwingneigung des Regelkreises. Ein Nachteil dieses Prinzips besteht darin, daß die Stromaufnahme mit zunehmendem Ausgangsstrom stark ansteigt wegen der geringen Stomverstärkung der pnp-Transistoren. Dieser Strom kommt nicht dem Ausgang zugute, sondern geht verloren, da der Basisstrom von Ti über T2 nach Masse abfließt. Besonders störend ist der Anstieg der Stromaufnahme bei erreichen des minimalen Spannungsverlusts, da dann der Stom durch T2 auf den maximal möglichen Wert ansteigt. Diese Probleme lassen sich dadurch umgehen, daß man den pnp-Leistungstransistor durch einen p-Kanal Leistungsmosfet ersetzt wie z.B. im MAX 1658. Für große Ströme muß man diskrete Leistungstransistoren einsetzen. Die Ansteuerschaltung läßt sich aus handelsüblichen Operationsverstärkern aufbauen. Eine besonders einfache Lösung ergibt sich, wenn man den Spannungsregler LP 2975 von National einsetzt. Sein innerer Aufbau und seine äußere Beschaltung sind in Abb. 16.14 dargestellt. Der Operationsverstärker OPV 1 bildet zusammen mit der Referenzspannungsquelle den Spannungsregelkreis. Da der ex-


967

terne Leistungsmosfet einen invertierten Verstärker in Sourceschaltung darstellt, muß das Gegenkopplungssignal auf den nichtinvertierten Eingangs des Operationsverstärkers gelangen. Der dominierende Tiefpaß liegt wegen des großen Kondensators C\ am Ausgang des Spannungsregelkreises. Um trotzdem gute Stabilität zu erreichen, wird vorgeschlagen, die Phase mit dem Kondensator C2 im kritischen Frequenzbereich zurückzudrehen. Der Operationsvestärker OPV 2 dient zur Strombegrenzung. Wenn der Spannungsabfall an R$ die eingebaute Stromreferenz von [/2 = 57 mV erreicht, wird der Stomregelkreis aktiv und verhindert eine weitere Zunahme des Ausgangsstroms. 16.3.5 Spannungsregler für negative Spannungen

Man kann mit den bisher beschriebenen Spannungsreglern auch negative Ausgangspotentiale stabilisieren, wenn eine erdfreie Eingangsspannung zur Verfügung steht. Die entsprechende Schaltung ist in Abb. 16.15 dargestellt. Man erkennt, daß sie nicht mehr funktioniert, wenn die unstabilisierte Spannungsquelle mit dem einen oder dem anderen Anschluß geerdet ist, denn dann wird entweder der Spannungsregler oder die Ausgangsspannung kurzgeschlossen. Dieses Problem tritt z.B. dann auf, wenn man die vereinfachte Schaltung zur gleichzeitigen Erzeugung einer positiven und einer negativen Betriebsspannung von Abb. 16.5 einsetzt. Dabei ist der Mittelpunkt geerdet. Deshalb läßt sich das negative Betriebspotential nicht wie in Abb. 16.15 stabilisieren. Man benötigt in diesem Fall Spannungsregler für negative Ausgangsspannungen wie in Abb. 16.16. Bei den integrierten Komplementärtypen zur 7800- bzw. 317-Serie wird der Leistungstransistor in Emitterschaltung betrieben, weil sich dadurch ein leicht herstellbarer npn-Transistor ergibt. Die Funktionsweise der in Abb. 16.17 und 16.18 dargestellten Schaltungen entspricht dadurch dem Spannungsregler mit geringem Spannungsverlust in Abb. 16.13. Aus diesem Grund besitzen die integrierten Negativ-Spannungsregler einen deutlich niedrigeren Spannungsverlust als die entsprechenden Positiv-Spannungsregler.

PositivSpannungsregler

•cL Q. Negativ-

-υ«

Spannungsregler

Abb. 16.15. Stabilisierung einer negativen Spannung

Abb. 16.16. Stabilisierung von zwei erdsymmetrischen Spannungen

16 Stromversorgung

968

Abb. 16.17. 7900-Familie

Abb. 16.18. 337-Familie

Abb. 18.17/18. Schematischer Aufbau von Negativ-Spannungsreglern

16.3.6 Symmetrische Aufteilung einer erdfreien Spannung

Besonders bei batteriebetriebenen Geräten tritt häufig das Problem auf, aus einer erdfreien, unstabilisierten Spannung zwei erdsymmetrische, stabilisierte Spannungen herzustellen. Dazu kann man zunächst mit einer der beschriebenen Regelschaltungen die Summe der beiden Spannungen auf den gewünschten Wert stabilisieren. Dann benötigt man eine zweite Schaltung, die dafür sorgt, daß sich die Spannung im gewünschten Verhältnis aufteilt. Zu diesem Zweck könnte man im Prinzip einen Spannungsteiler verwenden, dessen Abgriff man an Masse anschließt. Die Aufteilung der Spannung bleibt um so besser konstant, je niederohmiger man den Spannungsteiler dimensioniert. Dadurch steigt aber der Leistungsverlust in dem Spannungsteiler beträchtlich an. Daher ist es besser, den Spannungsteiler durch zwei Transitoren zu ersetzen, von denen man jeweils denjenigen leitend macht, der auf der weniger belasteten Seite liegt. Die entsprechende Schaltung zeigt Abb. 16.19. Der Spannungsteiler aus den beiden Widerständen Ri halbiert U&. Er läßt sich hier hochohmig dimensionieren, da er lediglich mit dem Eingangsruhestrom des Operationsverstärkers belastet wird. Die Spannung Üb teilt sich dann wie gewünscht im Verhältnis 1 : 1 auf die positive und die negative Ausgangsspannung auf, wenn die Mitte des Spannungsteilers auf Nullpotential liegt. Deshalb vergleicht der Operationsverstärker das Abgriffspotential mit dem Nullpotential

Ub/2

-Ub/2

Abb. 16.19. Symmetrierung einer erdfreien Spannung IC-Typ TLE 2426 von Texas Instruments


969

und stellt eine Ausgangsspannung so ein, daß die Differenz Null wird. Die Gegenkopplung kommt auf folgende Weise zustande: Belastet man z.B. die positive Ausgangsspannung höher als die negative, sinkt die positive Ausgangsspannung ab. Dadurch sinkt auch das Potential am P-Eingang ab. Das Ausgangspotential sinkt dann verstärkt ab, so daß Ti sperrt und T2 leitend wird. Dies wirkt der angenommenen Spannungsabnahme am positiven Ausgang entgegen. Im stationären Fall wird der Strom durch T2 gerade so groß, daß beide Ausgangsspannungen gleich stark belastet werden. Die beiden Transistoren Ti und T2 arbeiten demnach als Shuntregulatoren, von denen jeweils nur einer leitend ist. Bei geringer Lastunsymmetrie kann man anstelle der Transistoren T\ und T2 direkt die Endstufe des Operationsverstärkers verwenden. Dazu schließt man den Ausgang des Operationsverstärkers einfach an Masse an. In dem leitenden Ausgangstransistor wird natürlich elektrische Energie in Wärme umgewandelt. Das ist in batteriebetriebenen Geräten, in denen diese Schaltung bevorzugt eingesetzt wird, besonders nachteilig. Ohne nennenswerten Energieverlust läßt sich eine Spannung mit einem Spannungswandler nach dem Ladungspumpenprinzip (s. Abschnitt 16.6.5) symmetieren, in dem die Ladung und damit der Strom von der einen Seite auf die andere geschaufelt wird. Man muß dann allerdings alternativ in Betracht ziehen, die Betriebsspannungsquelle Üb auf die positive Ausgangsspannung zu reduzieren und die negative Spannung mit einem Spannungsinverter nach dem Ladungspumpenprinzip zu erzeugen. 16.3.7 Spannungsregler mit Sensor-Anschlüssen

Der Widerstand RL der Verbindungsleitungen vom Spannungsregler zum Verbraucher einschließlich eventuell vorhandener Kontaktwiderstände kann den niedrigen Ausgangswiderstand des Spannungsreglers zunichte machen. Dieser Effekt läßt sich beseitigen, indem man die Übergangswiderstände mit in die Gegenkopplung einbezieht, d.h. die Ausgangsspannung möglichst nahe am Verbraucher mißt. Dazu dienen die Sensor-Anschlüsse S+ und S~ in Abb. 16.20. Die Widerstände in den Fühlerleitungen verursachen keine Fehler, da dort nur kleine Ströme fließen.

Abb. 16.20. Spannungskonstanthaltung am Verbraucher

16 Stromversorgung

970

Man kann die beschriebene Vierdraht-Stabilisierungsmethode auch mit integrierten Spannungsreglern realisieren, wenn der Masse- bzw. SpannungsfühlerAnschluß von außen zugänglich sind. Geeignete Typen sind z.B. der 78 G, 79 G oder L 200.

16.3.8 Labornetzgeräte

Bei den beschriebenen Spannungsreglern läßt sich die Ausgangsspannung nur in einem gewissen Bereich Ua > Ure{ einstellen. Die Strombegrenzung dient nur zum Schutz des Spannungsreglers und ist daher fest auf den Wert 7max eingestellt. Von einem Labornetzgerät verlangt man, daß Ausgangsspannung und Stromgrenze zwischen Null und einem Maximalwert linear einstellbar sind. Eine dafür geeignete Schaltung ist in Abb. 16.21 dargestellt. Die Spannungsregelung erfolgt über den Operationsverstärker OV 1, der als Umkehrverstärker betrieben wird. Damit wird die Ausgangsspannung: Ua =

-^t/refl

Sie ist also proportional zu dem Einstellwiderstand R2. Durch Veränderung von t/ref ι ist auch eine Spannungssteuerung möglich. Der Ausgangsstrom fließt von der erdfreien unstabilisierten Leistungs-Spannungsquelle UL über die DarlingtonSchaltung Ti, Tj durch den Verbraucher und über den Strom-Meßwiderstand R5 wieder zurück zur Spannungsquelle.

*3

/ο. *4

Abb. 16.21. Labornetzgerät mit frei einstellbarer Ausgangsspannung und Strombegrenzung Ua =

Ia

RA

R5R3

UTei2

16.3

Lineare Spannungsregler

971

Der Spannungsabfall an R5 ist demnach proportional zum Ausgangsstrom Ia. Er wird durch den als Umkehrverstärker betriebenen Operationsverstärker OV 2 mit der zweiten Referenzspannung C7ref 2 verglichen. Solange

bleibt, ist Vp2 > 0. Dadurch geht die Ausgangsspannung des Verstärkers OV 2 an die positive Aussteuerungsgrenze, und die Diode D2 sperrt. Die Spannungsregelung wird in diesem Betriebszustand also nicht beeinflußt. Erreicht der Ausgangsstrom den Grenzwert Ja grenz —

D

D

^ref2>

dann wird Vp2 = 0. Die Ausgangsspannung von OV2 sinkt ab, und die Diode D2 wird leitend. Dadurch sinkt auch das Basispotential der Darlington-Schaltung ab: die Stromregelung setzt ein. Der Verstärker OV 1 versucht das Absinken der Ausgangsspannung zu verhindern, indem er seine Ausgangsspannung bis auf den Maximalwert erhöht. Dadurch sperrt die Diode Di und die Stromregelung wird nicht beeinträchtigt. In vielen Fällen führt die hier verwendete Stommessung in der Masseleitung der Leistungsstromquelle zu einer Fülle von Einschränkungen beim Schaltungsentwurf. Um diese Probleme zu beseitigen kann man den Strom am Pluspol der Leistungsspannungsquelle messen. Dazu schaltet man den Strommeßwiderstand in die Plusleitung. Für den Stromregler ist jedoch ein auf das Massepotential bezogener Stommeßwert erforderlich. Dazu könnte man im Prinzip den Spannungsabfall mit einem Subtrahierer auf das Massepotential übertragen. Viel einfacher ist es jedoch, spezielle integrierte Strommesser einzusetzen z.B. den LT 1620 von Linear Technology, den MAX 471 von Maxim mit eingebautem Shunt für 3 Α oder den UCC 3926 von Unitrode mit eingebautem Shunt für 20 A. In Netzgeräten, deren Ausgangsspannung bis auf Null regelbar ist, können besonders hohe Verlustleistungen auftreten. Um die maximale Ausgangsspannung Ua max erreichen zu können, muß die unstabilisierte Spannung UL größer als Ua max sein. Die maximale Verlustleistung in Ti tritt dann auf, wenn man bei kleinen Ausgangsspannungen den maximalen Ausgangsstrom Ia max fließen läßt. Sie beträgt dann etwa Ua max · Ia max> ist also genauso groß wie die maximal erhältliche Ausgangsleistung. Aus diesem Grund bevorzugt man bei größeren Leistungen Schaltregler in der Endstufe, weil bei ihnen die Verlustleistung auch bei großem Spannungsabfall klein bleibt. 16.3.9 Übersicht über integrierte Spannungsregler

Neben einigen Spannungsreglern für spezielle Anwendungen kann man zwei große Familien unterscheiden: die 7800- bzw. die 317-Serie. Dies erkennt man in der Übersicht in Tab. 16.3. In beiden Familien gibt es auch NegativSpannungsregler. Während bei der 7800-Serie die Typen mit einstellbarer Aus-

972

Typ

16 Stromversorgung Hersteller

7800-Familie 7800 viele 7900 viele

Ausgangsström

Ausgangsspannung Ua

*a max

Bemerkungen

1 A 1 A

2 V 1,1V

3 pin 3 pin

37 V 57 V 32 V • _ 1,2... — 37 V *_ i , 2 . . . — 47 V • - 1 , 2 . . . - 32 V

1,5 A 1,5 A 3 A 1,5 A 1,5 A 3 A

2,3 V 2,3 V 2,3 V 2,3 V 2,3 V 2,3 V

3 3 3 3 3 3

pin pin pin pin pin pin

Niedriger Spannungsverlust Lin. Tech. LT 1083 *+lß ### + 25 V Lin. Tech. LT 1529 + 4 . . . + 12V Lin. Tech. LT 1581 *+2 . . . + 3,6 V LT 1587 Lin. Tech. *+ 1,3... + 3,6 V National LM 2940 + 5 . . . + 10V LM2941 National *_l_ 1,3... + 25 V - 5 . . . - 15V LM2990 National SGS-Thom. + 5 . . . + 12V L4940 L4955 SGS-Thom. *+3,3...+ 12V UCC381 Unitrode + 3,3...+ 5V UCC383 Unitrode + 3,3...+ 5V

7 A 3 A 10 A 3 A 1 A 1 A 1 A 1,5 A 5 A 1 A 3 A

1,3 V 0,5 V 0,5 V 1,1V 0,5 V 0,5 V 0,6 V 0,5 V 0,7 V 0,5 V 0,5 V

3 5 7 3 3 5 3 3 3 8 3

pin pin pin pin pin pin pin pin pin pin pin

150mA 500 mA 500 mA 300 mA 250 mA 200 mA 400 mA 100 mA 250 mA 500 mA

0,4 V 0,4 V 0,5 V 0,5 V 0,2 V 0,2 V 0,5 V 0,4 V 0,4 V 0,2 V

Ruhestr. 30 μΑ Ruhestr. 50 μΑ Ruhestr. 45 μΑ Ruhestr. 12 μΑ Ruhestr. 20 μΑ Ruhestr. 5 μΑ Ruhestr. 30 μΑ Ruhestr. 75 μΑ Ruhestr. 170 μ A Ruhestr. 200 μΑ

•0...3 A 10 mA *0...1,5A

0,8 V 50 V 2V

h max einstellb. Ua = hoch 4 max einstellb.

317-Familie 317 317HV 350 337 337 HV 333

viele National viele viele National National

Niedriger Ruhestrom LT1121 Lin. Tech. Lin. Tech. LT1129 LT1175 Lin. Tech. LT1521 Lin. Tech. MAX 667 Maxim MAX 682 Maxim MAX 1658 Maxim LP 2951 National LP 2957 National UCC384 Unitrode Spezialtypen Lin. Tech. LT1185 HIP 5600 Harris SGS-Thom. L200

+ 5 . . . + 24 V - 5 . . . - 24 V

Spannungsverlust bei Ia max

•+^2...+ *+l,2...+ *+l,2...+

*+3 . . . + 20 V *+2,8...+ 5 V

•-3,2...-

15V 20 V 16V 10V 16V 25 V 5V 15V

•-2,5...-

25 V

-3,3...-

+ 4 ...+ + 1,3...+ *+2,7...+ + 1,2...+ + 1,3...+

*_l_ 1,2... + 320 V + 2,9...+ 36 V

* Die Ausgangsspannung bzw. der Ausgangsstrom kann mit einem externen Spannungsteiler innerhalb des angegebenen Bereichs eingestellt werden. Tab. 16.3. Typische Daten von integrierten Spannungsreglern

16.4

Erzeugung der Referenzspannung

973

gangsspannung die Ausnahme bilden, sind alle Typen der 317-Serie einstellbar und besitzen nur drei Anschlüsse. Man erkennt, daß der Spannungsverlust bei allen Typen bei 2 V und mehr liegt. Dies ist insbesondere bei 5 V-Reglern für größere Ströme störend, da dann die Verlustleistung im Spannungsregler größer als 40% der Ausgangsleistung wird. Deshalb erreicht man damit meist nur einen Wirkungsgrad der Stromversorgung von 25%; d.h. das Dreifache der abgegebenen Leistung wird in Wärme umgesetzt. Eine Verbesserung bietet der Einsatz von Spannungsreglern mit niedrigem Spannungsverlust. Sie sind aber für größere Ströme nicht als integrierte Schaltungen erhältlich. Bei sorgfältiger Dimensionierung läßt sich selbst ein 5 VNetzteil mit einem Wirkungsgrad von 50% realisieren. Nennenswert bessere Wirkungsgrade lassen sich durch den Einsatz von Schaltungsreglern erzielen, die in Abschnitt 16.5 beschrieben werden. 16.4

Erzeugung der Referenzspannung Jeder Spannungsregler benötigt eine Referenzspannung, mit der die Ausgangsspannung verglichen wird. Die Stabilität der Ausgangsspannung kann nicht besser sein als die der Referenz. Deshalb wollen wir in diesem Abschnitt einige Gesichtspunkte bei der Erzeugung der Referenzspannung noch etwas näher betrachten. 16.4.1 Referenzspannungsquellen mit Z-Dioden

Die einfachste Methode zur Erzeugung einer Referenzspannung besteht darin, wie in Abb. 16.22 die unstabilisierte Eingangsspannung über einen Vorwiderstand auf eine Z-Diode zu geben. Die Güte der Stabilisierung wird durch die Unterdrückung von Eingangsspannungsschwankungen (Line Regulation) AUe/AUre{ charakterisiert, die meist in dB angegeben wird. Bei der Schaltung in Abb. 16.22 beträgt sie: = 1 + — ^ — = 10... 100 Δί/ref rz rz Darin ist rz der differentielle Widerstand der Z-Diode im gewählten Arbeitspunkt. Er ist in erster Näherung umgekehrt proportional zum fließenden Strom. Man kann also bei gegebener Eingangsspannung durch Vergrößerung des Vorwiderstandes R keine Verbesserung der Stabilisierung erreichen. Ein wesentlicher Gesichtspunkt für die Wahl des Diodenstromes ist das Rauschen der Z-Spannung. Es nimmt bei kleinen Strömen stark zu. Man dimensioniert den Widerstand R so, daß bei der minimalen Eingangsspannung und dem maximalen Ausgangsstrom noch ein ausreichender Diodenstrom fließt. Eine wesentliche Verbesserung der Stabilisierung kann man dadurch erreichen, daß man den Vorwiderstand R wie in Abb. 16.23 durch eine Strom-

16 Stromversorgung

974

I

DZS

Abb. 16.22. Spannungsstabilisierung mit Z-Diode

Abb. 16.23. Verbesserte Unterdrückung von Eingangsspannungsschwankungen mit einer Konstantstromquelle

quelle ersetzt. Schaltungstechnisch am einfachsten ist die Verwendung einer FetStromquelle wie in Abb. 4.116 auf S. 447, da sie nur zwei Anschlüsse besitzt. Damit kann man Stabilisierungsfaktoren bis ca. 10 000 erreichen. Eine andere Möglichkeit, die Z-Diode mit einem konstanten Strom zu betreiben, besteht darin, sie statt an der unstabilisierten Eingangsspannung an der stabilisierten Ausgangsspannung anzuschließen. Dazu erzeugt man wie in Abb. 16.24 eine Ausgangsspannung L/ref

=

die höher ist als die Z-Spannung Uz. Dann fließt durch R3 der konstante Strom Iz = (I7ref — Uz)/R3. Die Unterdrückung von Eingangsspannungsschwankungen wird in diesem Fall hauptsächlich durch die Betriebsspannungs-Unterdrückung D = AUb/AUo des Operationsverstärkers bestimmt. Mit den Beziehungen AVP = — ψ — AUre{y

AVN =

R1+R2

und At/;, = AUe folgt daraus: AUe ΔΙ/ref

D

(

rz

\rz + Ri

Ri+RiJ

\D\R1+R2

\D\

Man erreicht Werte um 10 000. Wenn die Änderung der Eingangsspannung unter 10 V bleibt, ändert sich die Ausgangsspannung demnach um weniger als 1 mV. Wesentlich größere Schwankungen können durch Temperaturänderungen entstehen. Der Temperaturkoeffizient der Z-Spannung liegt zwischen ca.

Abb. 16.24. Betrieb der Z-Diode aus der geregelten Spannung

16.4


975

AUZ

1

Abb. 16.25. Abhängigkeit des Temperaturkoeffizienten von der Z-Spannung

± 1 · 10 3/K. Bei kleinen Z-Spannungen ist er negativ, bei großen positiv. Sein typischer Verlauf ist in Abb. 16.25 aufgezeichnet. Man erkennt, daß er bei ZSpannungen um 6 V am kleinsten ist. Bei größeren Z-Spannungen läßt er sich dadurch reduzieren, daß man Dioden in Durchlaßrichtung in Reihe schaltet. Solche Elemente sind als Referenzdioden erhältlich. Man verwendet jedoch meist integrierte Referenzspannungsquellen nach Abb. 16.24, die Referenzdioden enthalten. Einige Typen folgen in der Übersicht in Tab. 16.4. Dabei werden Temperaturkoeffizienten bis zu 10~ 6 /K= 1 ppm erreicht. 16.4.2 Bandabstands-Referenz

Man kann im Prinzip auch die Durchlaßspannung einer Diode oder die BasisEmitter-Spannung eines Bipolartransistors als Spannungsreferenz einsetzen. Allerdings ist der Temperaturkoeffizient mit — 2 mV/K bei 0,6 V recht hoch. Er läßt sich kompensieren, indem man eine Spannung mit einem Temperaturkoeffizienten von +2 mV/K addiert. Die Besonderheit bei der Schaltung in Abb. 16.26 besteht darin, daß man diese Spannung mit einem zweiten Transistor erzeugt. Die Transistoren Ti und T2 werden mit verschiedenen Kollektorströmen IC2 > Ici betrieben. Dann ergibt sich aus den Übertragungskennlinien an Ri ein Spannungsabfall — £^BE 2 — % E 1 —

kl

Er ist also proportional zu UT und wegen UT = kT/e0 auch proportional zur absoluten Temperatur T. An dem Widerstand R2 ergibt sich ein entsprechend größerer Spannungsabfall, da er nicht nur von dem Strom IC\ = Δ£/ Ε/#Ι> sondern auch von dem Strom IQI durchflössen wird. Der Operationsverstärker stellt seine Ausgangsspannung so ein, daß IQI = n!C\ wird. Damit ergibt sich: Β

^Temp = Rlila + fo) = ^2—~—(1 + w) Κ

R

l

-

•

=

AUT

16 Stromversorgung

976

1

Abb. 16.26. Bandabstands-Referenz

Abb. 16.27. Betrieb der Referenztransistoren aus der geregelten Spannung

[7ref = 17 B G^1,2V

H- = (l +

|

Man hat nun die Möglichkeit, durch Wahl von η und R2/R1, beliebige Verstärkungsfaktoren Α zu realisieren. So ergibt sich für Ujemp ein Temperaturkoeffizient von +2 mV/K, wenn man A % 23 wählt, denn dann wird: dT

"

dT " 26 mV

A

e0

~ Τ mV

= + 2 = 2 3 -3ÖÖK ^ Der theoretische Wert für den Temperaturkoeffizienten eines Bipolartransistors beträgt nach (2.21) auf S. 62 mV d£/BE -2dT " Κ

Der

Temperaturkoeffizient der Ausgangsspannung (7ref =

wird dem-

nach Null, wenn

i/ref =

=

UBG = 1,2 V

wird. Darin ist [7BG = Eg/e0 = 1,2 V die Bandabstands-Spannung von Silizium. Dies ist ein genaueres und gleichzeitig einfacheres Abgleichkriterium als die Einstellung der Verstärkung A [16.4]. Bei diskretem Aufbau der Schaltung in Abb. 16.26 ergibt sich für IQI = 10/ci eine günstige Dimensionierung. Dann wird R\ ^ R2. Um eine gute Paarung von Ti und T2 zu erreichen, ist ein Doppeltransitor erforderlich, z.B. der LM 394. Der diskrete Aufbau von Bandabstands-Referenzen ist nur in Spezialfällen interessant, da sie in großer Vielfalt als integrierte Schaltungen angeboten werden (siehe Tab. 16.4). Dabei werden die Transistoren Τχ und T 2 in Abb. 16.26 zum Teil mit gleichen Kollektorströmen betrieben. Unterschiedliche Stromdichten werden dann dadurch erreicht, daß man dem Transistor Ti eine entsprechend größere Fläche gibt. Mitunter werden auch beide Möglichkeiten kombiniert [16.5].

16.4

977


Ein großer Vorteil gegenüber Referenz-Dioden besteht darin, daß sich Bandabstands-Referenzen mit niedriger Spannung betreiben lassen, die im Extremfall nur gleich der Bandabstandsspannung L7BG ^ 1,2 V sein muß. ReferenzDioden benötigen dagegen Spannungen von 6,4 V und mehr. Andererseits lassen sich mit Bandabstands-Referenzen auch beliebige höhere Referenzspannungen erzeugen, wenn man wie in Abb. 16.27 nur einen Teil der Ausgangsspannung des Operationsverstärkers auf die Basisanschlüsse rückkoppelt. In diesem Fall läßt sich die eigentliche Referenzspannungsquelle Τι, T 2 aus der stabilisierten Ausgangsspannung betreiben. Dadurch ergibt sich wie in Abb. 16.24 eine wesentlich

bessere Unterdrückung von Eingangsspannungsschwankungen. Da die Spannung l/Temp proportional zur absoluten Temperatur ist, kann man sie zur Temperaturmessung verwenden (s. auch Kap. 23.1.5 auf S. 1231). Bei manchen Schaltungen ist daher t/Temp = Γ · 2 mV/K herausgeführt (z.B. MAX 873, 7875, 7876 oder AD 680, 7780.

16.4.3 Typenübersicht

In Tab. 16.4 sind einige gebräuchliche Referenzspannungsquellen zusammengestellt. Auffallend sind die geringen Toleranzen und niedrigen Temperaturkoeffizienten. Sie werden durch Laser-Abgleich der betreffenden Widerstände bei der Herstellung erreicht. Die angegebenen Werte sind jedoch nur grobe Anhalts-

Typ

Hersteller

Toleranz

Temperaturkoeffizient

Bandabstands-Referenzen, zweipolig 1,2 V AD 1580 Analog Dev. LTC 1004 Lin. Techn. 1,2... 2,5 V LM4040 National 2,5... 10 V TL431 Texas Ins. 2,5 V

1% 0,3% 1% 2%

100ppm/K 20 ppm/K 25ppm/K 30 ppm/K

Bandabstands-Referenzen, dreipolig AD 1582 Analog Dev. 2,5.. ,5V ADR 290 Analog Dev. 2...5V 2...4V REF 190 Analog Dev. 2,5... 10 V Lin. Tech. LT 1460 MAX 872 Maxim 2,5... 10 V MAX 6001 Maxim 1,2... 5 V MAX 6225 Maxim 2,5... 5 V

0,1% 0,1% 0,1% 0,1% 0,1% 1% 0,02%

50 ppm/K 5 ppm/K 5 ppm/K 20 ppm/K 10 ppm/K 20 ppm/K 1 ppm/K

-5... 0... 0... -4... - 0,5... - 0,4... - 15...

5 mA 5 mA 20 mA 20 mA 0,5 mA 0,4 mA 15 mA

Z-Dioden-Referenzen, dreipolig 10V Analog Dev. AD 588 LT1021 Lin. Tech. 5...10V

0,01% 0,05%

1 ppm/K 2 ppm/K

-10... -10...

10 mA 10 mA

Referenzspannung

Ausgangsstrom 50 μΑ... 10 mA 10 μΑ... 10 mA 60 μΑ... 15 mA 1 mA... 100mA

Tab. 16.4. Typische Daten von Referenz-Spannungsquellen. Bei den hier angegebenen Familien ist jeweils der Typ mit der niedrigsten Referenzspannung angegeben

978

16 Stromversorgung

punkte, da alle Schaltungen in verschiedenen Genauigkeitsklassen angeboten werden [16.6]. Die zweipoligen Typen verhalten sich wie Z-Dioden. Deshalb darf bei ihnen der Strom nicht Null werden. Einige Typen besitzen einen einfachen Emitterfolger am Ausgang. Sie können dann einen großen Strom abgeben, aber nur einen kleinen aufnehmen. Andere Typen besitzen einen komplementären Emitterfolger am Ausgang. Sie können deshalb auch große Ströme aufnehmen. In allen Spannungsreglern und vielen AD- bzw. DA-Umsetzern sind ReferenzSpannungsquellen bereits eingebaut, so daß man häufig auf eine separate Referenz-Spannungsquelle verzichten kann.

16.5

Schaltnetzteile

Bei den bisher beschriebenen Netzteilen mit linearen Serienreglern gibt es drei wesentliche Verlustfaktoren: den Netztransformator, den Gleichrichter und den Regeltransistor. Der Wirkungsgrad r\ — Abgabe/Âufnahme beträgt meist nur 25% bis 50%. Die Verlustleistung ^Verlust

— -Âufnahme ~~ -Âbgabe

=

(

kann demnach bis zu dreimal so groß sein wie die abgegebene Leistung. Dadurch entsteht nicht nur ein großer Energieverlust, sondern auch ein entsprechendes Kühlungsproblem. Die Verluste im Serienregler lassen sich stark reduzieren, indem man den kontinuierlich geregelten Transistor durch einen Schalter wie in Abb. 16.28 ersetzt. Um die gewünschte Ausgangsgleichspannung zu erhalten, benötigt man zusätzlich ein Tiefpaßfilter, das den zeitlichen Mittelwert bildet. Die Größe der Ausgangsspannung läßt sich in diesem Fall durch das Tastverhältnis bestimmen, mit dem der Schalter geschlossen wird. Wenn man ein LC-Tiefpaßfilter verwendet, gibt es im Regler keine systematische Verlustquelle mehr. Da sich der beschriebene Schaltregler auf der Sekundärseite des Netztransformators befindet, bezeichnet man solche Netzteile auch als sekundärgetaktete Schaltnetzteile. Die Verluste im Netztransformator werden durch den Schaltregler natürlich nicht reduziert. Sie lassen sich verkleinern, indem anstelle der Netzspannung eine hochfrequente Wechselspannung transformiert. Zu diesem Zweck richtet man die Netzspannung wie in Abb. 16.29 unmittelbar gleich und erzeugt mit einem Schaltregler eine Wechselspannung mit einer Frequenz im Bereich von 20 kHz bis 200 kHz. Da die erforderlichen Windungszahlen des Netztransformators umgekehrt proportional zur Frequenz sinken, lassen sich dadurch die Kupferverluste stark reduzieren. Die Sekundärspannung wird gleichgerichtet, gesiebt und gelangt dann direkt zum Verbraucher. Zur Regelung der Gleichspannung verändert man das Tastverhältnis der Schalter auf der Primärseite.

16.6

979

Sekundärgetaktete Schaltregler Leistungsschalter

Gleichrichter

Netz-Transformator

Filtpr

I Regler

Abb. 16.28. Sekundärgetakteter Schaltregler

Gleichrichter

—

LeistungsHF-Trans— — schalter formator Potentialtrennung

Gleichrichter

—

Filter

\un

I Regler

Abb. 16.29. Primärgetakteter Schaltregler

Solche Netzteile werden als primärgetaktete Schaltnetzteile bezeichnet. Ihr Wirkungsgrad kann 70-90% betragen. Ein weiterer Vorteil besteht in der geringen Größe und dem geringen Gewicht des HF-Transformators. Wie der Vergleich der beiden Prinzipien in Abb. 16.28 und 16.29 zeigt, wird bei beiden mit einem Schalter eine Wechselspannung erzeugt, deren Tastverhältnis die Ausgangsspannung bestimmt. Während die Netztrennung beim sekundärgetakteten Schaltregler mit einem normalen 50 Hz-Netztransformator erfolgt, wird beim primärgetakteten Schaltregler die Netztrennung durch den HF-Transformator erreicht. Aus diesem Grund liegen die Schalter beim primärgetakteten Schaltregler auf Netzpotential. Ihre Spannungsfestigkeit muß mindestens so hoch sein wie der Scheitelwert der Netzspannung. Der Regler besteht in diesem Fall aus zwei Teilen: einem Teil, der auf Netzpotential liegt und die Schalter steuert, und einem zweiten, der auf Ausgangspotential liegt und die Ausgangsspannung mißt. Beide Teile müssen galvanisch getrennt sein. Trotz dieser Probleme und des damit verbundenen Schaltungsaufwandes sind primärgetaktete Netzteile wegen des höheren Wirkungsgrades zu bevorzugen. Sekundärgetaktete Stromversorgungen werden hauptsächlich als Gleichspannungswandler für kleine Leistungen eingesetzt. 16.6 Sekundärgetaktete Schaltregler

Zu Abb. 16.30 bis 16.32 sind die drei Grundformen von Gleichspannungswandlern gegenübergestellt. Sie bestehen jeweils aus drei Bauteilen: dem Leistungsschalter S, der Speicherdrossel L und dem Glättungskondensator C. Jede der drei Schaltungen liefert jedoch eine andere Ausgangsspannung. Bei der Schaltung in Abb. 16.30 erzeugt der Schalter eine Wechselspannung, deren Mittelwert je nach Tastverhältnis zwischen der Eingangsspannung und Null liegt.

16 Stromversorgung

980

u

ii'li

Abb. 16.30. AbwärtsWandler 0 < Ua < Ue

Abb. 16.31. AufwärtsWandler Ua > Ue

Abb. 16.32. Invertierender Wandler Ua < 0

Bei der Schaltung in Abb. 16.31 wird Ua = Ue> wenn der Schalter fest in der oberen Stellung steht. Wenn der Schalter nach unten umschaltet, wird in der Speicherdrossel Energie gespeichert, die zusätzlich an den Ausgang abgegeben wird, wenn der Schalter wieder in die obere Stellung zurückkehrt. Deshalb wird die Ausgangsspannung größer als die Eingangsspannung. Bei der Schaltung in Abb. 16.32 wird in der Drossel Energie gespeichert, solange der Schalter in der linken Stellung ist. Wenn der Schalter nach rechts umschaltet, behält der Drosselstrom seine Richtung bei und lädt den Kondensator (bei positiver Eingangsspannung) auf negative Werte auf. Bei der Schaltung in Abb. 16.30 fließt dauernd Strom in den Speicherkondensator. Daher wird die Schaltung auch als Durchflußwandler bezeichnet. Anders ist es in Abb. 16.31 und 16.32, denn dort wird der Kondensator nicht nachgeladen, solange die Energie in die Drossel eingespeichert wird. Sie werden daher als Sperrwandler bezeichnet. 16.6.1 Der Abwärts-Wandler

Der Wechselschalter läßt sich jeweils vereinfachen, indem man einen Zweig mit einem einfachen Ausschalter realisiert und den anderen mit einer Diode. Damit ergibt sich der Abwärts-Wandler in Abb. 16.33. Solange der Schalter geschlossen ist, wird U\ = Ue. Wenn er sich öffnet, behält der Drosselstrom seine Richtung bei, und U\ sinkt ab, bis die Diode leitend wird, also ungefähr auf Nullpotential. Dies erkennt man auch an dem Zeitdiagramm in Abb. 16.34. Der zeitliche Verlauf des Spulenstroms ergibt sich aus dem Induktionsgesetz:

πUL

= L

ι

dlL

(16.9)

d 7

Während der Einschaltzeit fein liegt an der Drossel die Spannung UL = Ue — Ua, während der Ausschaltzeit faus die Spannung UL = —Ua. Daraus ergibt sich mit Gl. (16.9) die Stromänderung: AIL = -(Ue-Ua)tein

=

-Uatms

(16.10)

Aus dieser Bilanz läßt sich die Ausgangsspannung berechnen: (16.11)

981

16.6 Sekundärgetaktete Schaltregler

ιr Abb. 16.33. Abwärts-Wandler mit einfachem Schalter

Abb. 16.34. Strom- und Spannungsverlauf 7

_ ifEj

Τ- Τ

γυ6ίητ1α>1απύη

Ua =

Darin ist Τ = fein + taus — l/f die Schwingungsdauer und ρ = tein/T das Tastverhältnis. Man sieht, daß sich als Ausgangsspannung erwartungsgemäß der arithmetische Mittelwert von U\ ergibt. Ganz anders wird die Funktionsweise der Schaltung, wenn der Ausgangsstrom Ia kleiner wird als Ua\ TUa (16.12) 2L Dann sinkt der Drosselstrom während der Sperrphase des Schalters bis auf Null ab, die Diode sperrt, und die Spannung an der Drossel wird Null. Diese Verhältnisse sind in Abb. 16.35 dargestellt. Zur Berechnung der Ausgangsspannung wollen wir einmal annehmen, daß die Schaltung verlustfrei arbeitet. Dann muß die mittlere Eingangsleistung gleich der Ausgangsleistung werden: (16.13)

Ue = Ie = UaIa

Der Strom durch die Drossel steigt während der Einschaltdauer iein von Null auf den Wert IL = ULtein/L an. Der arithmetische Mittelwert des Eingangsstroms beträgt daher φ ϋα)Ρ (16.14) ^•UL = ΰ °~ - Τ 2 Einsetzen in Gl. (16.13) ergibt die Ausgangsspannung bzw. das Tastverhältnis

le

Ua =

2LIa + Uep2T

bzw.

2L ρ = ./ —

υα

Τ Ue(Ue - Ua)

(16.15)

Um zu verhindern, daß die Ausgangsspannung bei kleinen Strömen (/„ < /„ min ) ansteigt, muß man ρ entsprechend reduzieren. Dies ist in Abb. 16.36 schematisch dargestellt. Man erkennt, daß in diesem Bereich sehr kleine Einschaltdauern realisiert werden müssen. Bei Strömen über Ia min bleibt das Tastverhältnis nach Gl. (16.11) konstant. Dies gilt jedoch nur bei einer verlustfreien Schaltung. Sonst muß ρ auch oberhalb von Ia m ; n mit zunehmendem Ausgangsstrom - wenn auch geringfügig - vergrößert werden, um die Ausgangsspannung konstant zu halten.

16 Stromversorgung

982

J

real ideal

Abb. 16.35. Strom- und Spannungsverlauf im Abwärts-Wandler bei Ausgangsströmen unter Jflmin

" 2LUa

Abb. 16.36. Abhängigkeit des Tastverhältnisses ρ = te[n/T vom Ausgangsstrom Ia bei konstanter Ausgangsspannung Ua

V~i

Dimensionierung

Die Induktivität der Speicherdrossel wählt man nach Möglichkeit so groß, daß h min nicht unterschritten wird. Aus Gl. (16.12) folgt dann L =

1

1— — UeJ

(16.16)

2Ia]

Der maximale Strom durch die Speicherdrossel und damit auch durch den Schalter und die Diode beträgt dann IL max = Ia + Ia min . Als freier Parameter bleibt dann noch die Schwingungsdauer Τ = 1//. Um mit einer kleinen Induktivität auszukommen, wählt man die Frequenz / so hoch wie möglich. Dem steht jedoch entgegen, daß bei hohen Frequenzen der Schalttransistor teurer und die Ansteuerschaltung aufwendiger wird. Außerdem nehmen die dynamischen Schaltverluste proportional zur Frequenz zu. Aus diesen Gründen werden Schaltfrequenzen zwischen 20 kHz und 200 kHz bevorzugt. Der Glättungskondensator C bestimmt die Welligkeit der Ausgangsspannung. Der Ladestrom beträgt Ic = h—L- Die während einer Periode zu- und abgeführte Ladung ist demnach gleich den in Abb. 16.34 schraffierten Flächen. Damit erhalten wir für die Welligkeit die Beziehung:

Mit Gl. (16.10) und (16.16) ergibt sich daraus die Glättungskapazität: u

C =

a

\

λ

u

a

l l

a min

,Λ(.

1

_.

1 - UeJ SLAU 4AUa a Bei der Auswahl des Glättungskondensators ist darauf zu achten, daß er einen möglichst niedrigen Serienwiderstand und eine möglichst niedrige Serieninduktivität besitzt. Um dies zu erreichen, schaltet man meist einen oder mehrere Elektrolytkondensatoren und keramische Kondensatoren parallel.


983

16.6.2 Erzeugung des Schaltsignals

Die Erzeugung des Schaltsignals erfolgt mit zwei Modulen: einem Impulsbreitenmodulator und einem Regler mit Spannungsreferenz. Das Blockschaltbild ist in Abb. 16.37 dargestellt. Der Impulsbreitenmodulator besteht aus einem Sägezahngenerator und einem Komparator. Der Komparator schaltet den Schalter ein, solange die Spannung UR größer ist als die Dreieckspannung. Die dabei entstehende Steuerspannung U$t ist in Abb. 16.38 für den Fall dargestellt, daß UR von der unteren Begrenzung bis zur oberen Begrenzung läuft. Das sich ergebende Tastverhältnis fein = ÜR_ Τ Üsz ist daher proportional zu UR. Der Subtrahierer bildet die Differenz zwischen der Referenzspannung und der gewichteten Ausgangsspannung [7ref — kUa. Der PI-Regelverstärker erhöht UR so lange, bis diese Differenz Null wird. Die Ausgangsspannung hat dann den Wert Die Dimensionierung eines Schaltreglers soll noch an einem Beispiel verdeutlicht werden. Verlangt sei eine Ausgangsspannung von 5 V bei einem maximalen Strom von 5A. Der minimale Ausgangsstrom sei 0,3 A, die Eingangsspannung betrage ca. 15 V. Ein geeigneter Schaltregler für diese Anwendung ist z.B. der LM 2678-5 von National. Die sich ergebende Schaltung ist in Abb. 16.39 dargestellt. Abgesehen von dem Ausgangsfilter LC sind nur wenige externe Widerstände und Kondensatoren für den Betrieb der integrierten Schaltung erforderlich. Der Schaltregler soll mit einer Frequenz von 250 kHz betrieben werden; das ergibt eine Schwingungsdauer von Τ = 4/js. Nach Gl. (16.11) ergibt sich dann eine Einschaltdauer von Ua 5V Ue 15V Die Induktivität der Speicherdrossel folgt aus Gl. (16.16): ( Ua\ Ua ( 5V\ 5V — = 4 us 1 = 22 μΗ L = Γ (1 I V

μ

UeJ 2Iamin

V

15 Vj

μ

2-0,3 Α

Wenn die Ausgangswelligkeit in der Größenordnung von 10 mV liegen soll, ergibt sich nach Gl. (16.17) ein Glättungskondensator 0,3 Α = rfomin = = 4AUa

μ

pst Sägezahngenerator

Komparator

μ

4.10mV Urej-ki Regelverstärker

Abb. 16.37. Ausführung der Steuereinheit

,\

Subtrahierer

Referenzspannung

984

16 Stromversorgung

Abb. 16.38. Funktionsweise des Impulsbreitenmodulators

Bei der Berechnung der Filterkapazität wurde der papasitäre Serienwiderstand (ESR, Equivalent Series Resistance) und die Serieninduktivität (ESL, Equivalent Series Inductance) nicht berücksichtigt. Um trotzdem akzeptable Werte für die Ausgangswelligkeit zu erhalten, ist eine deutlich größere Kapazität erforderlich. Zur Realisierung schaltet man mehrere kleine Kondensatoren parallel, da sie immer deutlich kleinere Werte für den Serienwiderstand und die Serieninduktivität aufweisen als ein einziger großer Kondensator. Die Ausgangsspannung bleibt selbst dann konstant, wenn der Ausgangsstrom kleiner als der in der Rechnung eingesetzte Wert Ia min = 0,3 Α wird. In diesem Fall reduziert der Regelverstärker über den Komparator das Tastverhältnis entsprechend Abb. 16.36. Probleme treten dann auf, wenn die notwendige Einschaltdauer kürzer als die minimal realisierbare Einschaltdauer des Transistors Τ wird. In diesem Fall steigt die Ausgangsspannung bei einem Einschaltimpuls von Τ so weit an, daß der Transistor anschließend für mehrere Taktperioden gesperrt wird. Daraus resultiert ein sehr unruhiger Betrieb. Mit dem ÄC-Glied Ri C\ wird an dem hochohmigen OperationsverstärkerAusgang das gewünschte Regelverhalten eingestellt. Dabei ist zu berücksichtigen, daß der Spannungsregelkreis in Schaltreglern leicht zu Instabilitäten neigt. Dies hat zwei Ursachen: zum einen handelt es sich um ein abtastendes System mit einer mittleren Totzeit, die gleich der halben Schwingungsdauer ist; zum anderen stellt das Ausgangsfilter einen Tiefpaß zweiter Ordnung dar, der eine Phasennacheilung bis zu 180° verursacht. Aus diesen Gründen ist es nützlich, sicherzustellen, daß

Abb. 16.39. Beispiel für einen Abwärts-Wandler. Ia m a x — 5 A


985

der Regelverstärker bei hohen Frequenzen keine Phasennacheilung bewirkt. Dazu dient der Widerstand R{ in Abb. 16.39. Die statischen Verluste der Schaltung ergeben sich überwiegend aus den Spannungsabfällen im Leistungsstromkreis. Dabei läßt sich die Speicherdrossel leicht so überdimensionieren, daß ihre ohmschen Verluste klein werden. Dann bleibt als Verlustquelle der Spannungsabfall an dem Leistungsschalter, der aus dem Transistor Τ und der Diode D gebildet wird. Während der Zeit fein fließt der Ausgangsstrom durch T, während faus durch D. Wenn man bei einem Ausgangsstrom vom 5 Α mit einem Spannungsabfall von 0,7 V an dem Transistor bzw. an der Diode rechnet, ergibt sich daraus eine Verlustleistung von 3,5 W. Der Wirkungsgrad beträgt daher höchstens: * ^ = ^ =88o/o Aufnahme 25 W + 3,5 W Dabei sind die Umschaltverluste, die bei der hohen Schaltfrequenz nicht zu vernachlässigen sind, noch nicht berücksichtigt. Zusätzlich wird der Wirkungsgrad durch die Stromaufnahme des Schaltreglers selbst beeinträchtigt. Da dieser Beitrag von dem Ausgangsstrom unabhängig ist, reduziert er den Wirkungsgrad besonders bei kleinen Ausgangsstömen. Um η-Kanal Mosfet in den ohmschen Bereich zu bringen, ist eine Gatepotential erforderlich, das positiv gegenüber der Eingangsspannung ist. Dazu wird in dem MOS-Treiber eine Hilfsspannung erzeugt, die positiv gegenüber dem Sourcepotential ist. Der Boost-Kondensator überträgt dazu die Ausgangswechselspannung in den MOS-Treiber. Alternativ hätte der Hersteller einen p-Kanal Mosfet einsetzen können, der jedoch bei gleicher Fläche den doppelten On-Widerstand besitzen würde. n 1

=

16.6.3 Der Aufwärts-Wandler In Abb. 16.40 ist die praktische Realisierung des Aufwärts-Wandlers von Abb. 16.31 auf S. 980 dargestellt, daneben in Abb. 16.41 der Spannungs- bzw. Stromverlauf in der Schaltung. Aus dem Anstieg bzw. Abfall des Drosselstroms Ii während der beiden Schaltzustände des Schalters S lassen sich auch hier die für die Dimensionierung der Schaltung erforderlichen Beziehungen ableiten. Sie sind in der Abbildungsunterschrift angegeben. Die niedrigste Ausgangsspannung ist Ua = Ue. Sie ergibt sich - bei verlustfreier Schaltung -, wenn der Schalter S dauernd geöffnet ist. Die angegebene Ausgangsspannung ergibt sich auch hier nur unter der Voraussetzung, daß der Drosselstrom nicht Null wird. Bei Unterschreitung des minimalen Ausgangsstroms Ia m[n muß die Einschaltdauer wie in Abb. 16.36 verkürzt werden, um ein Ansteigen der Ausgangsspannung zu verhindern. Dieser Fall ist in Abb. 16.41 gestrichelt eingezeichnet. Die Erzeugung des Schaltsignals erfolgt hier genauso wie beim Abwärts-Wandler.

16 Stromversorgung

986 LIL

Abb. 16.40. Aufwärts-Wandler Τ

U

a

= —U

iamin -

e

für Ia > Iamin

^ ^1

[/

J'2L

2

U ( UΛ Τ L = - Μ l - ~ .-—• ΊΙα ΔΙ/«

Abb. 16.41. Spannungs- und Stromverlauf im Aufwärts-Wandler. Gestrichelt: Verhältnisse für L < L m\n

16.6.4 Der invertierende Wandler Der invertierende Wandler und die zugehörigen Zeitdiagramme sind in Abb. 16.42 und 16.43 dargestellt. Man sieht, daß sich der Kondensator während der Sperrphase über die Diode auf eine negative Spannung auflädt. Die angegebenen Beziehungen erhält man auch hier aus der Gleichheit der Spulenstromänderung während der Einschalt- bzw. Ausschaltphase. Wenn der Ausgangsstrom den Wert Ia m i n unterschreitet, sinkt der Spulenstrom zeitweise bis auf Null ab. Um die Ausgangsspannung in diesem Fall konstant zu halten, muß auch hier die Einschaltdauer gemäß Abb. 16.36 verkürzt werden. Diese Verhältnisse sind in Abb. 16.43 gestrichelt eingezeichnet. 16.6.5 Spannungs-Wandler mit Ladungspumpe Bei geringem Strombedarf gibt es eine einfache Methode, eine Spannung zu invertieren. Dazu wandelt man wie in Abb. 16.44 die Eingangsspannung mit dem Schalter Si in eine Wechselspannung um. Diese Wechselspannung wird mit Hilfe des Kondensators C\ potentialfrei gemacht und anschließend wieder gleichgerichtet. Dazu dient der Schalter S2. In der eingezeichneten Schalterstellung wird C\ auf die Eingangsspannung aufgeladen: es wird U\ = Ue. Anschließend werden beide Schalter umgeschaltet. Dadurch wird die Spannung —Ui an C2 angelegt, und dieser lädt sich nach mehreren Schaltzyklen auf die Spannung Ua = — U\ — — Ue auf.

987


ια

Ι Ι Ε. -χ "•§' c p ί

i|

Abb. 16.42. Invertierender Wandler Ua

=

*a min

—

—Ue

für Ia > Ia 2

L =

№4

Τ

C7 •ua

)

2

2L

)

2

* l<x m i n

Τ

ua

-ua

min

Abb. 16.43. Spannungs-und Stromverlauf im invertierenden Wandler. Gestrichelt: Verhältnisse für Ia < Ia min

^ ö ma IX

AUa

Die Gleichrichtung der Ausgangsspannung erfordert nicht unbedingt einen gesteuerten Schalter, sondern läßt sich auch wie in Abb. 16.45 mit zwei Dioden durchführen. Je nachdem, an welchem Potential man den Gleichrichter anschließt und wie man die Dioden polt, kann man zu jedem beliebigen Potential die Spannung Ue addieren bzw. subtrahieren. Die Gleichrichtung mit Dioden besitzt jedoch den Nachteil, daß die Ausgangsspannung um die beiden Durchlaßspannungen erniedrigt wird. Deshalb werden bei den integrierten Spannungsinvertern CMOS-Schalter zur Gleichrichtung eingesetzt. Dann ist der Spannungsabfall proportional zum Laststrom. Zusätzliche Verluste entstehen durch das Umladen der Kondensatoren. Sie hängen jedoch nur von der Größe der Spannungsdifferenz ab, die beim Umladen auftritt. Man kann sie im stationären Zustand leicht klein halten, indem man große Kapazitäten oder hohe Taktfrequenzen verwendet.

S,

C,

C\

S2t

Di o-

ι

1 1 Γ

Ua

ι r

Abb. 16.44. Prinzip eines Spannungsinverters nach dem Ladungspumpen-Prinzip

Abb. 16.45. Vereinfachte Anordnung zur Gleichrichtung der Ausgangsspannung.

Ua

Ua

=

-Ue

=

-(Ue

-

2UD)

16 Stromversorgung

988

16.6.6 Typenübersicht Typ

Hersteller

Eingangsspannung

Abwärts-Wandler (Abb 16.33) Lin. Tech. LT 1374 6...25V 6...25V Lin. Tech. LT 1376 Lin. Tech. LT 1507 4...15V 8...40V Lin. Tech. LT 1776 Lin. Tech. LTC1147 4...16V Lin. Tech. 4...40V LTC1159 LTC 1435A Lin. Tech. 5... 22 V LTC 1674 4...16V Lin. Tech. Lin. Tech. LTC 1624 4...36V Lin. Tech. 4... 36 V LTC 1625 Lin. Tech. LTC 1627 3... 8V

Ausgangsspannung 1,2... 24 V 5V

1,2... 10 V 1,2... 30 V 3,3/5 V 3,3/5 V 1,2... 15 V 3,3/5 V 1,2... 30 V 1,2... 30 V 0,8 . . . 7 V

MAX 727 MAX 738 MAX 787 MAX 797 MAX 1627 MAX 1640

Maxim Maxim Maxim Maxim Maxim Maxim

5...16V 5...16V 8...40V 5...28V 4...16V 6... 26 V

3,3 V 1,2... 12 V 2...24V

LM2576HV LM2599 LM2671 LM2672 LM 2678

National National National National National

5...60V 5...40V 5...40V 5...40V 8...40V

1,2... 57 V 1,2...37V 1,2... 37 V 1,2... 37 V 1,2... 37 V

UC3874

Unitrode

4... 36 V

2,5... 30 V

Aufwärts-Wandler (Abb 16.40) LT 1307 1... 6V Lin. Tech. Lin. Tech. LT 1308 1... 6V LT 1370 3...30V Lin. Tech. Lin. Tech. LT 1534 3... 23 V Lin. Tech. LT1614 1... 5V

1,2... 25 V 1,2... 25 V 3...30V 3...28V 1...25V

MAX 777 MAX 856 MAX 1700 MAX 1676

Maxim Maxim Maxim Maxim

1... 6V 0,8...6 V 0,7...6V 1... 5V

LM2621 UCC3941

National Unitrode

1,2... 14 V 1...10V

Invertierende Wandler (Abb 16.42) MAX 764 Maxim 3...16V Maxim MAX 765 3...16V Maxim MAX 774 3...16V Maxim MAX 775 3...16V

Ausgangs- Schaltstrom frequenz 3A 1A

0,5 A 0,3 A

0,5 A

0,5 A

500 kHz 500 kHz 500 kHz 200 kHz 400 kHz 250 kHz 250 kHz 200 kHz 200 kHz 200 kHz 350 kHz

Leistungsschalter intern intern intern intern IP

IN IP 2N

intern IN 2N

intern

kHz kHz kHz kHz kHz kHz

intern intern intern

52 kHz 150 kHz 260 kHz 260 kHz 260 kHz

intern intern intern intern intern

100 kHz

2N

0,6 A 0,2 A

600 kHz 600 kHz 500 kHz 100 kHz 600 kHz

intern intern intern intern intern

3,3/5 V 2,5...6V 2...5V

0,3 A 0,1 A 0,8 A 0,2 A

300 kHz 200 kHz 300 kHz 200 kHz

intern intern intern intern

1,2... 14 V 3,3/5 V

0,5 A 0,1 A

100 kHz 200 kHz

intern intern

0,2 A 0,2 A

100 kHz 100 kHz 300 kHz 300 kHz

intern intern

5V 5V 5V

5V

-5V

-12V -5V

-12V

2A

0,7 A 5A

3A 3A

0,5 A 1A 5A

0,1 A 0,5 A 2A

100 160 100 300 100 200

2N IP

IN IP

IP IP

Tab. 16.5. Schaltregler für sekundärgetaktete Netzteile. Bei externen Leistungsschaltern steht Ν für η-Kanal- bzw. Ρ für p-Kanal-Mosfets. Der maximale Ausgangsstrom wird dabei von den jeweiligen Leistungstransistoren bestimmt

16.7 Primärgetaktete Schaltregler

989 Schaltfrequenz

Typ

Hersteller

Eingangsspannung

Ausgangsspannung

Ausgangsstrom

Stromaufnahme

LTC 660 LTC1144 LTC 1263 LTC 1429 LTC 1514

Lin. Lin. Lin. Lin. Lin.

1,5.. .5,5 V 2. ..18V 5V 3.. .6,5 V 2. ..10V

-ue -ue

100mA 30 mA 60 mA 10 mA 50 mA

80 μ Α 1000 μ Α 300 μΑ 600 μΑ 60 μΑ

10 10 300 700 650

kHz kHz kHz kHz kHz

MAX 619 MAX 660 MAX 682 MAX 862 MAX 868 MAX 1673 MAX 1681

Maxim Maxim Maxim Maxim Maxim Maxim Maxim

2.. .3,6 1,5.. .5,5 2,7.. .5,5 4,5.. .5,5 1,8.. .5,5 2.. .5,5 2.. .5,5

V V V V V V V

75 μΑ 1000 μΑ 130 μ Α

4...10V 2... 5V -Ue/2Ue

50 mA 100 mA 250 mA 30 mA 30 mA 125mA 125mA

30 μΑ 35 μΑ 2000 μΑ

500 40 300 500 450 350 500

kHz kHz kHz kHz kHz kHz kHz

LM2662 LM3351

National National

1,5.. .5,5 V s3/5V

-Ue/2Ue 5/3,3 V

200 mA 50 mA

1300 μ Α 1000 μ Α

150 kHz 200 kHz

Tech. Tech. Tech. Tech. Tech.

+ 12V -5V +5V

+ 5V

-u5Ve + 12V

Tab. 16.6. Schaltregler nach dem Ladungspumpen-Prinzip (16.44). Wenn die Größe der Ausgangsspannung angegeben ist, handelt es sich um einen geregelten Ausgang

In Tab. 16.5 sind Beispiele für Schaltregler zusammengestellt, die eine Speicherdrossel benötigen. Selbst bei den Typen mit internen Leistungstransistoren lassen sich beachtliche Leistungen handhaben. Duch den Einsatz externer Leistungstransistoren läßt sich der Leistungsbereich nennenswert erweitern. In Tab. 16.6 folgen die Spannungswandler nach dem Ladungspumpen-Prinzip, die lediglich externe Kondensatoren erfordern. Man sieht, daß sie für kleine Stöme und niedrige Spannungen besonders gut geeignet sind. 16.7 Primärgetaktete

Schaltregler

Bei den primärgetakteten Schaltreglern unterscheidet man zwischen Eintakt- und Gegentakt-Wandlern. Die Eintaktwandler benötigen in der Regel nur einen Leistungsschalter; sie erfordern daher nur wenig Bauteile. Allerdings beschränkt sich ihr Einsatz auf kleine Leistungen. Bei Leistungen über 100 W sind die GegentaktWandler vorteilhaft, obwohl sie zwei Leistungsschalter benötigen. 16.7.1 Eintakt-Wandler

Der Eintaktwandler in Abb. 16.46 stellt die einfachste Realisierung eines primärgetakteten Schaltreglers dar. Er ergibt sich aus dem Sperrwandler in Abb. 16.42, indem man die Speicherdrossel zu einem Transformator erweitert. Solange der Leistungsschalter S geschlossen ist, wird Energie in den Transformator gespeichert. Sie wird an den Glättungskondensator C abgegeben, wenn sich der Schalter öffnet. Daher ergibt sich hier für die Ausgangsspannung dieselbe

16 Stromversorgung

990

υ,

I

Abb. 16.46. Eintakt-Sperrwandler

Usmax

I1

"

Abb. 16.47. Zeitlicher Verlauf von Spannung und Strom für Ia > Ia m j n

für Ia > Ia min

Ua = iaus

U

uS Beziehung wie bei der Schaltung in Abb. 16.42. Ein Unterschied besteht lediglich darin, daß die Ausgangsspannung hier um das Übersetzungsverhältnis ü des Transformators kleiner ist. Der zeitliche Verlauf der Spannung am Schalter ist in Abb. 16.47 dargestellt. Wenn sich der Schalter öffnet, steigt die Spannung an, bis die Diode D leitend wird, also bis auf Us max = Ue + üUa. Damit sie nicht zu groß wird, macht man die Einschaltdauer iein < 0,5T, dann wird Us max < 2Ue. Da bei der Gleichrichtung von 220 V Netzspannung eine Gleichspannung von Ue = 220 V · Λ/2 = 310 V entsteht, ergibt sich in diesem Fall am Leistungsschalter eine Spannung von Us max = 620 V. Die tatsächlich auftretenden Spannungen sind wegen der unvermeidlichen Streuinduktivitäten noch höher. Der Stromverlauf ist ebenfalls in Abb. 16.47 dargestellt. Solange der Schalter geschlossen ist, steigt der Strom gemäß AI = Uete[n/L an. Wenn er sich öffnet, wird die Diode leitend, und der auf die primärseite transformierte Strom sinkt gemäß Δ7 = üUataus/L wieder ab. Daraus ergibt sich die angegebene Ausgangsspannung. Voraussetzung ist allerdings auch hier, daß die Induktivität des Transformators so groß ist, daß der Strom während der Sperrphase nicht auf Null absinkt. Ein Nachteil der Schaltung ist, daß der Transformator nicht nur die Netztrennung und die erforderliche Spannungsuntersetzung vornehmen muß, sondern gleichzeitig als Speicherdrossel wirkt. Wegen der auftretenden GleichstromVormagnetisierung muß er stark überdimensioniert werden. Günstiger ist es, den Transformator gleichstrom frei zu halten und zur Energiespeicherung eine separate Speicherdrossel zu verwenden. Nach diesem Prinzip arbeiten alle folgenden Schaltungen. Bei dem Eintaktwandler in Abb. 16.48 besitzen Primär- und Sekundärwicklung gleiche Polung. Dadurch wird über die Diode D2 Energie an den Ausgang abgegeben, solange der Leistungsschalter geschlossen ist. Daher bezeichnet man die Schaltung als Durchflußwandler. Der Spannungsverlauf ist in Abb. 16.49 dargestellt. Solange der Leistungsschalter geschlossen ist, liegt an der Primärwicklung die Eingangsspannung Ur und daher an der Sekundärwicklung


Abb.

16.48. Eintakt-Durchflußwandler rT

*ein

Ua = — Τ Us m ax = 2Ue

Ue r..

u

T

T

für Ia > Ia min

991

Abb. 16.49. Zeitlicher Verlauf der Spannungen

die Spannung U2 = Ue/ü. Wenn sich der Schalter S öffnet, sperrt D2> und der Strom durch die Speicherdrossel L wird von der Diode D3 übernommen. Die Verhältnisse auf der Sekundärseite sind daher genau dieselben wie bei dem Durchflußwandler in Abb. 16.33 auf S. 981. Daher ergeben sich hier (abgesehen von dem Faktor Ü) dieselben Beziehungen für die Ausgangsspannung und dieselben Gesichtspunkte bei der Dimensionierung der Speicherdrossel und des Glättungskondensators. In dem Augenblick, in dem der Leistungsschalter sperrt, sperrt auch die Diode D2. Ohne weitere Maßnahmen würde die im Transformator gespeicherte Energie dann einen Spannungsimpuls mit extrem hoher Amplitude erzeugen. Um dies zu verhindern, gibt man dem Transformator eine dritte Wicklung mit derselben Windungszahl wie die Primärwicklung, jedoch mit geringerem Querschnitt. Bei der angegebenen Polung wird dann die Diode D, leitend, wenn die Induktionsspannung gleich der Eingangsspannung wird. Auf diese Weise wird die Spannung am Leistungsschalter auf Us max = 2£/e begrenzt. Außerdem wird in der Ausschaltphase die gleiche Energie an die Eingangsspannungsquelle zurückgeliefert, die während der Einschaltphase im Transformator gespeichert wurde. Auf diese Weise wird der Transformator ohne Gleichstromvormagnetisierung betrieben.

16.7.2 Gegentakt-Wandler

Bei den Gegentakt-Wandlern wird die Eingangsgleichspannung mit einem Wechselrichter aus wenigstens zwei Leistungsschaltern in eine Wechselspannung umgewandelt. Diese wird über einen HF-Transformator heruntertransformiert und anschließend gleichgerichtet. Bei der Schaltung in Abb. 16.50 wird ein Zyklus der Dauer Τ in vier Zeitabschnitte unterteilt. Zuerst wird der Schalter Si geschlossen. Dadurch wird die Diode Di leitend, und an der Speicherdrossel L liegt die Spannung £J3 = Ue/ü. Danach öffnet sich S\ wieder, und alle Spannungen am Transformator sinken auf Null ab. Die Dioden Di und D2 übernehmen dann je zur Hälfte den Drosselstrom.

16 Stromversorgung

992

ue

Abb. 16.50. Gegentaktwandler mit Parallelspeisung ~ fein

Ue

., 'ein

I

I

Abb. 16.51. Zeitlicher Verlauf der Spannungen

^ ~ ,_

Ua = 2—- · — mit —- < 0,5 Tu Τ Us max = 2l7 f TT

Im nächsten Zeitabschnitt bleibt der Schalter Si geöffnet. Statt dessen schließt sich der Schalter S2. Dadurch wird D2 leitend und überträgt ebenfalls die Spannung [73 = Ue/ü. Wenn S2 wieder sperrt, werden wie im zweiten Zeitabschnitt alle Spannungen am Transformator wie der Null. In Abb. 16.51 sind diese Spannungsverläufe dargestellt. Die Sekundärseite der Schaltung arbeitet hier im Prinzip genauso wie der Durchflußwandler in Abb. 16.33. Hier wird jedoch wegen der Vollweggleichrichtung während der Zeit Τ zweimal Energie an die Speicherdrossel übertragen. Deshalb muß in die Gleichungen des Durchflußwandlers |T statt Τ eingesetzt werden. Wegen des symmetrischen Betriebs arbeitet der Transformator gleichstromfrei. Dies gilt allerdings nur dann, wenn die Einschaltdauern der Leistungsschalter exakt gleich sind, also i lein = t2ein = te[n ist. Diese Bedingung ist bei der Ansteuerung der Schalter sicherzustellen. Sonst geht der Transformator in die Sättigung, die Ströme werden groß, und die Schalter brennen durch. Aus demselben Grund muß auch verhindert werden, daß sich einer der Schalter in einem Zyklus überhaupt nicht einschaltet. Diese Bedingungen sind jedoch in den meisten integrierten Ansteuerschaltungen für Gegentakt-Schaltregler berücksichtigt. Die Ansteuerung der Leistungsschalter wird hier dadurch vereinfacht, daß sich ihre beiden negativen Anschlüsse auf gleichem Potential befinden. Für sekundärgetaktete Netzteile gibt es integrierte Ansteuerungsschaltungen, die die Leistungstransistoren zur Ansteuerung eines Transformators mit Mittelanzapfung bereits enthalten: z.B. der MAX 845 (Maxim) oder der LT 1533 (Linear Tech.) beide für ca. 0,7 W Ausgangsleistung. Bei dem Gegentaktwandler in Abb. 16.52 wird eine Wechselspannung dadurch erzeugt, daß das eine Ende der Primärwicklung zwischen dem Plus- bzw. Minuspol der Eingangsspannung hin und her geschaltet wird, während das andere auf \Ue liegt. Die Ansteuerung der Leistungsschalter erfolgt auch hier abwechselnd. Der in Abb. 16.53 dargestellte Spannungsverlauf ist dann derselbe wie bei der vorhergehenden Schaltung. Ein Unterschied besteht lediglich darin, daß die

16.7

Primärgetaktete Schaltregler

993

Hf* Α ü!, ue

Abb. 16.52. Gegentaktwandler in Halbbrückenschaltung

Abb. 16.53. Zeitlicher Verlauf der

Spannungen

= 2Ue

Amplitude nur halb so groß ist. Dies ist besonders bei der Auswahl der Schalter vorteilhaft. Ein weiterer Vorteil der Schaltung besteht darin, daß der Transformator wegen der kapazitiven Kopplung immer gleichstromfrei ist. Das trifft selbst dann zu, wenn die Einschaltdauern der beiden Schalter nicht gleich lang sind. In diesem Fall verschiebt sich lediglich die Gleichspannung an den Kondensatoren C\ und C2 etwas. Ein Nachteil ist jedoch, daß die negativen Anschlüsse der Leistungsschalter auf ganz verschiedenen Potentialen liegen. Daher ist die Ansteuerung aufwendiger.

16.7.3 Hochfrequenztransformatoren

Speicherdrosseln werden in großer Vielfalt im Handel angeboten. Es sind Typen mit Induktivitäten von 10 μΗ bis 10 mH und für Ströme von 0,1 Α bis 60 Α von verschiedenen Herstellern erhältlich. Daher gibt es für den Anwender kaum eine Notwendigkeit, sie selber zu wickeln. Anders ist es bei den Hochfrequenztransformatoren. Dabei ist es ein Zufall, wenn man einen fertigen Transformator mit den passenden Wickeldaten erhält. Daher muß der Anwender die Transformatoren meist selbst berechnen und bei kleinen Stückzahlen auch selbst wickeln. Die in einem Transformator induzierte Spannung beträgt nach dem Induktionsgesetz: U

=

=

w - Ae · Β

(16.18)

Darin ist Φ der magnetische Fluß, Β die magnetische Induktion und Ae die Querschnittsfläche des Kerns, der den Spulenkörper durchsetzt. Für die Primärwindungszahl \\\ folgt aus Gl. (16.18): L/i

L/i

Δί

Ae · Β

Ae

AB

994

16 Stromversorgung

Die minimale Windungszahl ergibt sich mit AB = B, dem zugelassenen Scheitelwert der magnetischen Induktion und dem Maximalwert von Δί = ieinmax = pmax ' Τ = pm^x/f Daraus folgt:

= 1/2/

τ (16.19) 2AeB · / Man erkennt, daß die erforderliche Windungszahl umgekehrt proportional zur Frequenz ist. Deshalb ist die Leistung, die sich bei einem gegebenen Kern und damit auch einem gegebenen Wickelraum übertragen läßt, proportional zur Frequenz. Die Windungszahl auf der Sekundärseite ergibt sich aus dem Spannungsverhältnis: w\ =

W2 = y\ — = — (16.20) U\ ü Die auftretenden Magnetisierungs- und Kupferverluste lassen sich meist so klein halten, daß man sie nicht berücksichtigen muß. Die Drahtdurchmesser ergeben sich aus den fließenden Strömen. Man kann aus thermischen Gründen Stromdichten bis S = 5... 7 A/mm2 zulassen. Wenn man die Kupferverluste klein halten will, sollte man allerdings bei niedrigeren Werten bleiben. Für den Drahtdurchmesser ergibt sich: D = 2^ - ^

(16.21)

Allerdings fließt der Strom bei höheren Frequenzen aufgrund des „Skin-Effekts" nicht mehr gleichmäßig durch den ganzen Querschnitt, sondern nur noch an der Oberfläche des Drahtes. Für die Eindringtiefe (Abfall auf l/e) des Stroms gilt [16.7]: δ = 2,2mm/v7/kHz (16.22) Man erkennt in Abb. 16.54, wie die Eindringtiefe mit zunehmender Frequenz abnimmt. Aus diesem Grund ist es nicht sinnvoll, den Drahtdurchmesser größer als die doppelte Eindringtiefe zu wählen. Um trotzdem die erforderlichen Querschnitte zu erreichen, kann man Hochfrequenzlitzen verwenden, bei denen die

0,5

0/ 0,3 0,2

0

20 40 60 80 100 120 MO f/kHz

Abb. 16.54. 5.5 Auswirkung des Skin-Effekts: Eindringtiefe als Funktion der Frequenz

16.7


995

Kern-Typ (Seitenlänge) [mm]

Übertragbare Leistung bei 20kHz [W]

Magnetischer Querschnitt Ae [mm2]

InduktivitätsFaktor AL ΙμΆ)

EC 35 EC 41 EC 52 EC 70

50 80 130 350

71 106 141 211

2,1 2,7 3,4 3,9

Tab. 16.7. Ferroxcube-Kerne für Hochfrequenztransformatoren Empfohlene Maximalinduktion: Induktivität:

Β = 200 mT = 2 kG L — AL · w2

einzelnen Fasern gegeneinander isoliert sind. Günstig ist auch der Einsatz von Flachkabeln oder Kupferfolien, die entsprechend dünn sind. Die wichtigsten Daten von einigen EC-Kernen aus Ferroxcube sind in Tab. 16.7 zusammengestellt. Dabei stellt die übertragbare Leistung nur einen groben Richtwert dar. Wenn man den Drahtdurchmesser stark überdimensioniert, um die Verluste klein zu halten, kann es sein, daß man den nächstgrößeren Kern benötigt, um ausreichenden Wickelraum zu erhalten. Ein Programm zur Berechnung und Simulation von Drosseln und Transformatoren ist der Magnetic Designer von Intusoft (Thomatronik). 16.7.4 Leistungsschalter

Für die Leistungsschalter aller Schaltregler gelten dieselben Gesichtspunkte, die im folgenden behandelt werden. Als Bauelemente kommen Bipolartransistoren und Leistungsmosfets in Betracht. Der Einsatz von Thyristoren ist erst bei großen Leistungen im Kilowatt-Β ereich von Interesse; deshalb werden sie hier nicht behandelt. Wenn man den zulässigen Arbeitsbereich (SOA, Save Operating Area) von Leistungstransistoren betrachtet, erkennt man, daß es praktisch keine Leistungstransistoren gibt, die bei hohen Spannungen mit 100 W belastbar sind. Beim Einsatz als schnelle Schalter gibt es jedoch Ausnahmen, die in Abb. 16.55 dargestellt sind. Man erkennt, daß es kurzfristig zulässig ist, die Verlustleistung und den Durchbruch zweiter Art zu überschreiten. Im Extremfall (für wenige Mikrosekunden) ist es sogar zulässig, UCE max und Ic max gleichzeitig anzulegen. Auf diese Weise ist es möglich, mit einem Transistor mehrere Kilowatt zu schalten. Davon macht man beim Einsatz in Schaltnetzteilen Gebrauch. Es gibt aber noch einen zweiten Grund, die Transistoren schnell einund auszuschalten: Ein Schalter arbeitet nur dann verlustfrei, wenn er momentan vom gesperrten in den leitenden Zustand und zurück übergeht. Sonst treten bei jedem Ein- und Ausschalten die sogenannten Umschaltverluste auf. Sie sind um so größer, je langsamer der Umschaltvorgang abläuft. Da sie bei jedem Umschaltvorgang aufs neue anfallen, sind sie proportional zur Schaltfrequenz.

16

996

10m

100

Stromversorgung

500 uCE/y

Abb. 16.55. Sicherer Arbeitsbereich eines Bipolartransistors bei Schalterbetrieb Gleichstromleistung bis Gleichstromleistung bis Impulsleistung für 5 μ s bei

UCE = 50 V : 50 W 5W UCE = 500 V : UCE = 500 V: 2500 W

Außerdem ist es bei den meisten Schaltreglern wünschenswert, auch kleine Einschaltdauern fein zu realisieren, um selbst bei kleinen Lastströmen Ia < Ia min ein ordnungsgemäßes Arbeiten zu gewährleisten. Dazu ist es erforderlich, den Transistor schnell abzuschalten. Deshalb sollte man die störende Speicherzeit von Bipolartransistoren umgehen, indem man während der Leitphase ihre Sättigung verhindert (UCE > UCE sat)· Diese beiden Fälle sind in Abb. 16.56 gegenübergestellt. Man erkennt, daß man zwar eine geringe Zunahme des Spannungsabfalls am leitenden Transistor in Kauf nehmen muß, dafür aber die Speicherzeit vermeidet. Die prinzipielle Anordnung zum Betrieb eines Bipolartransistors als Leistungsschalter ist in Abb. 16.57 dargestellt. Um den Transistor einzuschalten, schaltet man den Schalter S in die obere Stellung und läßt über den Widerstand Ri einen großen Basisstrom fließen. Dadurch steigt der Kollektorstrom schnell

Abb. 16.56. Schaltzeiten eines Bipolartransistors mit und ohne Sättigung tF : Fallzeit tA : Anstiegszeit ts : Speicherzeit


\R\

D,

997

\Ry

Abb. 16.57. Basisansteuerung für kurze Schaltzeiten

Abb. 16.58. Praktische Ausführung der Basisansteuerung

Abb. 16.59. DarlingtonSchaltung mit Ausräumdiode

an, und es ergibt sich eine kurze Fallzeit. Wenn das Kollektorpotential unter das Basispotential absinkt, wird die Schottky-Diode leitend und verhindert, daß der Transistor in die Sättigung geht. Der größte Teil des Stroms durch R\ wird nun über die Diode zum Kollektor abgeleitet, und der verbleibende Basisstrom stellt sich gerade auf den Wert ein, den der Transistor in diesem Arbeitspunkt benötigt. Zum Sperren des Transistors genügt es nicht, den Basisstrom abzuschalten, sondern man muß seine Richtung umkehren, um die in der Basiszone gespeicherte Raumladung auszuräumen. Wenn dies schnell gehen soll, ist ein großer negativer Basisstrom erforderlich. Seine Größe wird durch den Widerstand R2 bestimmt. Eine Realisierungsmöglichkeit ist in Abb. 16.58 dargestellt. Der komplementäre Emitterfolger T2, T3 stellt die erforderlichen Basisströme bereit. Der Widerstand Rß begrenzt den Basisstrom. Die Antisättigungsdiode Di stellt sicher, daß das Kollektorpotential höher als das Basispotential bleibt. Integrierte Treiber, die nach diesem Prinzip arbeiten, sind z.B. die Typen UAA4002 und 4006 von Thomson, die Basisströme bis ± 1,5 Α liefern können. Wenn man mit dem Leistungsschalter große Ströme schalten muß, werden die erforderlichen Basisströme unhandlich groß. In diesem Fall kann man eine Darlingtonschaltung wie in Abb. 16.59 einsetzen. Allerdings erhöht sich dadurch die Sättigungsspannung um UBEI- Eine wichtige Voraussetzung für schnelles Sperren ist, daß die Darlingtonschaltung die eingezeichnete Ausräumdiode enthält, da sich der Transistor Tl sonst nicht aktiv sperren läßt. Leistungsmosfets bieten beim Einsatz als Leistungsschalter große Vorteile: Sie besitzen keinen Durchbruch zweiter Art, keine Speicherzeit, und sie lassen sich mindestens um einen Faktor 10 schneller einund ausschalten als vergleichbare Bipolartransistoren. Deshalb sind sie trotz ihres höheren Preises bei Frequenzen über 50...100kHz vorzuziehen. Der Einsatz von Mosfets darf jedoch nicht zu der Annahme verleiten, sie ließen sich leistungslos steuern. Dies soll anhand von Abb. 16.60 erläutert werden. Die Kondensatoren C\ und C2 seien die parasitären Kapazitäten des Leistungsmosfets. Wenn man nun die Gatespannung von 0 V auf 10 V erhöht, wird der Transistor leitend und sein Drainpotential sinkt von

998

16 Stromversorgung +310V

+ 310V

j

+ 10V 4

JT 0

i

ίΜ A

Π/? ν Τ CI=

L5OPFJ

'

•

_Kj3

+ 10V

1

Abb. 16.60. Ansteuerung eines LeistungsMosfets mit einem KomplementärEmitterfolger

1

I

Lr v d4=50pF Z>—f

ο

C2 4= 500pF

]_

+10V

3 1

l~

Ti 1

1

C2=|=500pF

Abb. 16.61. Ansteuerung eines LeistungsMosfets mit einer Totem-Pole-Schaltung

310 V auf ca. 0V ab. Die dabei auftretende Ladungsänderung in den beiden Kondensatoren beträgt: AQ = 500pF-10V + 50pF-310V = 5nC+16nC = 21 nC Wenn das Gatepotential in 100 ns ansteigen soll, ist dazu ein Strom von I = 21nC/100ns = 210 mA erforderlich. Der Gatestrom liegt also in derselben Größenordnung wie der Basisstrom von Bipolartransistoren. Ein Unterschied besteht lediglich darin, daß der Gatestrom nur im Umschaltaugenblick fließt. Um Leistungsmosfets schnell einund auszuschalten sind daher niederohmige Treiber erforderlich. In Abb. 16.60 ist ein komplementärer Emitterfolger eingezeichnet und in Abb. 16.61 eine Totem-Pole-Endstufe, wie sie in TTL-Gattern üblich ist. Sie läßt sich leichter in monolithischer Technik realisieren und wird deshalb in integrierten Treibern bevorzugt, z.B. beim SG 3525... 27 von Silicon General. Ein Vorteil bei der Ansteuerung von Leistungsmosfets besteht darin, daß man keine negative Hilfsspannungsquelle benötigt wie bei Bipolartransistoren. 16.7.5 Erzeugung der Schaltsignale

Die Schaltsignale für Eintakt-Wandler lassen sich mit einem Impulsbreitenmodulator erzeugen, wie er schon in Abschnitt 16.6.2 beschrieben wurde. Der Betrieb von Gegentaktwandlern erfordert jedoch zwei impulsbreitenmodulierte Ausgänge, die abwechselnd aktiv werden. Zur Erzeugung dieser Signale erweitert man den Impulsbreitenmodulator von Abb. 16.37 auf S. 983 um ein Toggle-FlipFlop und erhält dann die Schaltung in Abb. 16.62. Es kippt bei jeder negativen Flanke der Sägezahnschwingung um und gibt dadurch im Wechsel das eine oder das andere UND-Gatter frei. Der Signalverlauf ist in Abb. 16.63 dargestellt. Man sieht, daß zwei Schwingungen des Sägezahngenerators erforderlich sind, um einen vollständigen Taktzyklus am Ausgang zu erzeugen. Seine Frequenz muß daher doppelt so hoch sein wie die, mit der der HF-Transformator betrieben werden soll. Die maximale Einschaltdauer an einem Ausgang kann 50% nicht überschrei-

16.7


| ©

999

Regler 1

Abb. 16.62. Gegentakt-Impulsbreitenmodulator

Abb. 16.63. Zeitlicher Verlauf der Signale

ten. Daher ist durch die Schaltung sichergestellt, daß nie beide Leistungsschalter gleichzeitig leitend werden können. Ein zusätzliches Problem bei der Regelung von primärgetakteten Schaltnetzteilen ist die Netztrennung in der Ansteuerschaltung. Dies erkennt man in Abb. 16.29 auf S. 979. Sie muß einerseits die Ausgangsspannung überwachen und andererseits die Schaltsignale für die Leistungsschalter liefern, die auf Netzpotential liegen. Daher ist eine galvanische Trennung in der Ansteuerschaltung erforderlich. Es ist zweckmäßig, die Trennung entweder bei dem Ausgangssignal des Reglers in Abb. 16.62 oder bei den Schaltsignalen Si, S2 vorzunehmen. Für die Trennung der Regelspannung bietet sich ein Optokoppler wie in Abb. 16.64 an. Der Regler gleicht dann auch die Nichtlinearitäten des Optokopplers aus [16.8]. Die galvanische Trennung der Schaltsignale ist insbesondere dann naheliegend, wenn sich die beiden Leistungsschalter wie z.B. in Abb. 16.52 auf verschiedenen Potentialen befinden und daher eine direkte Verbindung mit dem Impulsbreiten-Modulator ohnehin nicht möglich ist. Zur Trennung kommen in diesem Fall neben Optokopplern auch Impulstransformatoren in Frage. Optokoppler besitzen dabei den Nachteil, daß sie nicht die erforderliche Ansteuerleistung für die Leistungsschalter übertragen können. Deshalb benötigt man eine HilfsStromversorgung auf dem Potential der Leistungsschalter [16.9]. Impulstransformatoren ermöglichen dagegen unmittelbar die Übertragung der Ansteuerleistung. Besonders einfach wird die Schaltung bei Verwendung von LeistungsMosfets. Dabei kann man den Impulstransformator wie in Abb. 16.65 einfach zwischen Treiber und Mosfet schalten [16.10]. Der Koppelkondensator hält den Übertrager gleichstromfrei. Zu beachten ist allerdings, daß die Gateamplitude

Massepotential

Netzpotentiat

Abb. 16.64. Netztrennung mit einem Optokoppler für das analoge Regler-Signal

16 Stromversorgung

1000 R

r

ι

ο

Treiber < Massepotential

I

1 1

Netzpotential

Abb. 16.65. Netztrennung mit einem Impulsübertrager

ι

1

II 1

1

L.

Abb. 16.66. Abhängigkeit der Impulsamplitude von der Einschaltdauer

von der Einschaltdauer abhängt, da der arithmetische Mittelwert von U2 Null ist. Dieser Effekt ist in Abb. 16.66 dargestellt. Aus diesem Grund lassen sich Einschaltdauern über 50%, nicht ohne weiteres realisieren; sie werden aber auch nur selten benötigt. Bei der Ansteuerung von bipolaren Leistungsschaltern über einen Impulsübertrager ist es erforderlich, einen Teil des Treibers auf das Transistorpotential zu legen. Er muß den Einschaltstrom und den Ausschaltstrom regeln sowie die Sättigung verhindern. Am einfachsten ist der Einsatz von integrierten Treibern mit Potentialtrennung; einige Beispiele folgen in Tab. 16.8 auf S. 1002.

16.7.6 Verlustanalyse

Es gibt drei Arten von Verlusten, die den Wirkungsgrad eines Schaltreglers bestimmen. Die statisehen Verluste resultieren aus dem Stromverbrauch des Impulsbreitenmodulators und der Treiber, sowie den Durchlaßverlusten der Leistungsschalter und des Ausgangsgleichrichters. Sie sind unabhängig von der Schaltfrequenz. Die dynamischen Verluste entstehen als Umschaltverluste in den Leistungsschaltern und als Magnetisierungsverluste im HF-Transformator und in der Speicherdrossel. Sie sind näherungsweise proportional zur Schaltfrequenz. Die Kupferverluste im HF-Transformator und in der Speicherdrossel ergeben sich aus dem Spannungsabfall am ohmschen Widerstand der Wicklungen. Da man nach Gl. (16.19) mit zunehmender Frequenz mit weniger Windungen auskommt, sind diese Verluste umgekehrt proportional zur Frequenz. In Abb. 16.67 sind die drei Verlustquellen in Abhängigkeit von der Frequenz aufgetragen. Der sinnvolle Arbeitsbereich liegt zwischen 20 und 200 kHz. Bei hohen Frequenzen werden zwar die magnetischen Bauteile leichter und kleiner, die dynamischen Verluste überwiegen jedoch in diesem Bereich so stark, daß die Gesamtverluste zunehmen. Ein zusätzliches Problem sind die Überschwinger, die beim Ausschalten der Leistungsschalter entstehen. Sie entstehen durch den Spannungsabfall der an den Streuinduktivitäten des HF-Transformators und der Schaltungsverdrahtung. Um sie klein zu halten, sollte man alle Leitungen im Leistungsstromkreis so kurz wie möglich halten. Trotzdem können selbst bei kleinen Streuinduktivitäten

16.7

1001


Verlustleistung Summe dynamisch

0

20

ÜO

60

80

100

120

140

160

180

200

f/kHz

Abb. 16.67. Frequenzabhängigkeit der Verluste in einem Schaltregler Statische Verluste: Stromaufnahme der Ansteuerschaltung Durchlaßverluste der Schalter Durchlaßverluste der Dioden Dynamische Verluste: Umschaltverluste der Schalter Magnetisierungsverluste Dämpfung von Überschwingern Kupfer- Verluste: HF-Transformator Speicherdrossel

hohe Überschwinger entstehen, wenn man schnell schaltet. Dies zeigt folgendes Zahlenbeispiel: 1A U = ^streu— = 100 nH = 100 V At 100 ns Um dadurch nicht die Leistungsschalter zu gefährden, benötigt man ein zusätzliches Entlastungsnetzwerk (Snubber Network), das aber auch zusätzliche dynamische Verluste verursacht [16.11]. 16.7.7 Integrierte Ansteuerschaltungen

Eine Zusammenstellung einiger gebräuchlicher Schaltregler ist in Tab. 16.8 gegeben. Die Steuerbausteine für Gegentaktwandler besitzen zwei Ausgänge, die im Wechsel schalten. Man kann sie jedoch auch in Eintakt-Wandlern einsetzen, wenn man einen Ausgang unbenutzt läßt. Wenn dabei die Begrenzung der Einschaltdauer auf 50% stört, kann man auch beide Ausgänge ODER-verknüpfen. Die Typen mit einem ± vor dem Ausgangsstrom besitzen einen GegentaktAusgang und sind daher in der Lage, Leistungsmosfets direkt anzusteuern; bei den anderen Typen befindet sich ein einfacher Transistor am Ausgang. Bei den stromgesteuerten Schaltreglern wird die zur Impulsbreitenregelung erforderliche Sägezahnspannung vom Strom durch den Leistungsschalter abgeleitet. Dadurch ergibt sich eine schnellere Reaktion auf Lastwechsel und eine automatische Symmetriekorrektur in Gegentaktschaltungen. Außerdem erhält man dadurch eine momentan ansprechende („dynamische") Überstromabschaltung.

1002

Typ

16 Stromversorgung Hersteller

SteuerungsPrinzip

Oszillator Frequenz max

Steuerbausteine für Eintakt-Wandler LT 1241 Strom Lin. Tech. 500 kHz Strom Motorola 500 kHz MC 44602 Strom SGS-Thom. 300 kHz L4990 Spg./Str. 200 kHz Siemens TDA4919 1 MHz Strom Teledyne TC172 250 kHz Strom Texas Inst. TIL 5942 Strom 300 kHz Unitrode UC3842 Strom 500 kHz Unitrode UCC3570 Steuerbausteine für Eintakt- und Gegentakt-Wandler int. Rampe 300 kHz IXDP610 Ixys Spg./Str. 200 kHz TDA4918 Siemens Strom 200 kHz TC170 Teledyne Spannung 500 kHz UC3525 Unitrode Spannung 500 kHz UC 3526 Unitrode Strom 500 kHz UC3638 Unitrode Strom 1 MHz UC3808 Unitrode Strom UC 3846 Unitrode 500 kHz Spg./Str. 1 MHz UC3825 Unitrode

Ausgangsstrom ±1 A ±1 A ±1 A ±0,5 A ±1 A ±2 A ±0,5 A ±1 A ±0,5 A ±0,3 A ±0,4 A ±0,2 A ±0,5 A ±0,5 A ±0,2 A ±1,5 A

Besonderheit

Vorsteuerung Vorsteuerung niedr. Stromaufn. Fotokoppler niedr. Stromaufn. digitaler PWM Vorsteuerung CMOS inv. Ausg: 3527

inv. Ausg: 3847

Tab. 16.8. Steuerbausteine für primärgetaktete Schaltnetzteile

Alle Pulsbreitenmodulatoren besitzen eine „So/f-Star£"-Schaltung, die die Einschaltdauer beim Anlegen der Betriebsspannung allmählich auf den stationären Wert anwachsen läßt. Bei allen Typen ist auch eine Stromüberwachung vorgesehen. Einige besitzen einen Stromregler, der dafür gedacht ist, den Ausgangsgleichstrom des Schaltreglers zu überwachen. Er arbeitet parallel zum Spannungsregler und erniedrigt über die Einschaltdauer die Ausgangsspannung, wenn der Maximalstrom überschritten wird („statische Strombegrenzung"). Andere Typen besitzen eine „dynamische Strombegrenzung". Sie ist dafür gedacht, den Momentanwert des Stroms durch den Leistungsschalter zu überwachen und bei Überschreitung den laufenden Einschaltzyklus abzubrechen. Eine Störimpulsunterdrückung, die bei den meisten Typen eingebaut ist, blockiert eine mehrfache Einschaltung des Leistungsschalters während einer Taktperiode. Dies könnte sonst geschehen, wenn die relativ hohen Impulse, die beim Ein- und Ausschalten des Leistungsschalters auftreten, in den Impulsbreitenkomparator gelangen. Eine Doppelimpulssperre stellt sicher, daß niemals zwei Einschaltimpulse nacheinander an ein und demselben Ausgang eines Steuerbausteins für Gegentaktwandler auftreten können.


1003

Treiber Anzahl

Ausgangsstrom kont./Spitze

Ausgangsspannung max

Anstiegszeit

Technologie

Elantec Elantec Intern. Rect. Maxim Motorola Siliconix Teledyne Teledyne Teledyne Unitrode Unitrode

1 2 1 2 2 1 1 2 2 1 2

±0,4 /4 A ±0,2 12 A ±0,1 /I A ±0,25/1,5 A ±0,4 /1,5 A ±0,2 /I A ± 2 /9 A ±0,15/3 A ±0,1 /1,5 A ±0,5 /6 A ±0,5 /1,5 A

18V 18V 18V 18V 18V 18V 18V 18V 18V 18V 32 V

20 20 40 30 15 40 30 25 25 30 15

CMOS CMOS CMOS CMOS Bipolar Bipolar CMOS CMOS CMOS Bipolar Bipolar

mit Potentialtrennung Harris HIP 2500 Hewl. Pack. HCPL316 Intern. Rect. IR2125 IXBD4411 Ixys Siliconix Si 9901/14 UC 3726/7 Unitrode

2 1 1 1 2 1

±0,1 /0,5 A ±0,5 /2 A ±0,1 /I A

18V 30 V 18V 20 V 18V 35 V

40 ns 100 ns 40 ns 20 ns 40 ns 75 ns

Typ

Hersteller

EL 7134 EL 7272 IR2121 MAX 628 MC 34153 Si9910 TC4421 TC4423 TC4426 UC3710 UC3711

±0,1 a

A

±0,1 /0,5 A ±0,2 /4 A

ns ns ns ns ns ns ns ns ns ns ns

Tab. 16.9. Gegentakt-Leistungstreiber für primärgetaktete Schaltnetzteile

CMOS BiCMOS CMOS CMOS CMOS Bipolar

Literatur

[16.1] [16.2] [16.3] [16.4] [16.5] [16.6] [16.7] [16.8] [16.9] [16.10] [16.11] [16.12] [16.13]

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Kapitel 17: Analogschalter und Abtast-Halte-Glieder

Ein Analogschalter soll ein kontinuierliches Eingangssignal einund ausschalten. Wenn der Schalter eingeschaltet ist, soll die Ausgangsspannung möglichst genau gleich der Eingangsspannung werden; wenn er ausgeschaltet ist, soll sie gleich Null sein. Die wichtigsten Eigenschaften eines Analogschalters werden durch die folgenden Parameter charakterisiert: -

Durchlaßdämpfung (Ein-Widerstand), Sperrdämpfung (Sperrstrom), Analog-Spannungsbereich, Schaltzeiten.

17.1 Anordnung der Schalter

Es gibt verschiedene Schalteranordnungen, die den gewünschten Zweck erfüllen. Sie sind in Abb. 17.1 in Form von mechanischen Schaltern dargestellt. Abbildung 17.1 a stellt einen Serienschalter dar. Solange der Kontakt geschlossen ist, wird Ua = Ue. Öffnet sich der Kontakt, wird die Ausgangsspannung gleich Null. Dies gilt allerdings nur im unbelasteten Fall. Bei kapazitiver Belastung sinkt die Ausgangsspannung wegen des endlichen Ausgangswiderstandes ra = R nur allmählich auf Null ab. Diesen Nachteil besitzt der Kurzschlußschalter in Abb. 17.1b nicht. Dafür weist er im eingeschalteten Zustand, also bei offenem Kontakt, einen endlichen Ausgangswiderstand ra — R auf. Der Serien-Kurzschluß-Schalter in Abb. 17.1 c vereinigt die Vorteile der beiden vorhergehenden. Er besitzt in beiden Schaltzuständen einen niedrigen Ausgangs-

y]«,

υ, ι 1

i

1

1 1

1

1

1

(b)

Abb. 17.1. (a) Serienschalter, (b) Kurzschlußschalter, (c) Serien-Kurzschluß-Schalter

1006

17

"•I

Analogschalter und Abtast-Halte-Glieder

1 I

1

Abb. 17.2. Serienschalter mit verbesserter Sperrdämpfung

Abb. 17.3. Analog-Multiplexer-Demultiplexer

widerstand. Die Durchlaßdämpfung ist gering, die Sperrdämpfung ist hoch. Der im ausgeschalteten Zustand kurzgeschlossene Ausgang kann jedoch auch stören. Dies ist z.B. dann der Fall, wenn man die Ausgangsspannung in einem Kondensator speichern will wie bei den Abtast-Haltegliedern in Abschnitt 17.4. In diesem Fall kann man wie in Abb. 17.2 den Schalter S3 hinzufügen. Wenn der Schalter offen ist, wird das kapazitiv über S\ gekoppelte Eingangssignal von S2 kurzgeschlossen; der Ausgang bleibt aber wegen S3 hochohmig. Diese Anordnung verhält sich also nach außen wie der Serienschalter in Abb. 17.1 a, besitzt jedoch für hohe Frequenzen eine deutlich bessere Sperrdämpfung. Eine Erweiterung auf mehrere Eingänge ist in Abb. 17.3 dargestellt. Von den vier Schaltern ist jeweils ein einziger geschlossen. Dadurch wird die Ausgangsspannung gleich der betreffenden Eingangsspannung. Man bezeichnet die Anordnung deshalb auch als Analog-Multiplexer. Kehrt man die Anordnung um, kann man eine Eingangsspannung auf mehrere Ausgänge verteilen. Diese Funktion bezeichnet man als Analog-Demultiplexer. Die entsprechenden Schaltungen für digitale Signale haben wir bereits im Kapitel 8.2 auf S. 665 kennengelernt. 17.2 Elektronische Schalter Zur Realisierung der Schalter verwendet man Feldeffekttransistoren, Dioden oder Bipolartransistoren. Sie besitzen ganz unterschiedliche Eigenschaften und spezifische Vor- und Nachteile. Gemeinsam ist jedoch die in Abb. 17.4 dargestellte prinzipielle Anordnung. Man fordert meist TTL-kompatible Steuersignale. Sie werden von einem Leistungsgatter verstärkt. Danach folgt ein Pegelumsetzer, der die Spannungen erzeugt, die zum Öffnen bzw. Schließen des Schalters erforderlich sind. +5V

•15V

Treiber

Pegelumsetzer

J_

_L -15V

Abb. 17.4. Ansteuerung eines Schalters

Schalter \ S

17.2 Elektronische Schalter

1007

17.2.1 Fet als Schalter

Wie wir im Kapitel 3.1.3 auf S. 198 gesehen haben, verhält sich ein Fet bei kleinen Drain-Source-Spannungen wie ein ohmscher Widerstand, der mit der GateSource-Spannung UQS um mehrere Zehnerpotenzen verändert werden kann. Er ist deshalb gut als Schalter geeignet. Abb. 17.5 zeigt seinen Einsatz als Serienschalter. Bei positiven Eingangsspannungen sperrt der Fet, wenn man Ust < Up macht; bei negativen muß die Steuerspannung mindestens um \Up\ unter der Eingangsspannung liegen. Wenn der Fet leitend werden soll, muß UQS auf Null gehalten werden. Diese Bedingung ist nicht ganz einfach zu erfüllen, da das Sourcepotential nicht festliegt. Eine geeignete Methode ist in Abb. 17.6 dargestellt. Macht man C7St größer als die positivste Eingangsspannung, sperrt die Diode D, und es wird wie verlangt UGS = 0.

Bei hinreichend negativer Steuerspannung wird die Diode D leitend, und der Fet sperrt. In diesem Betriebszustand fließt über den Widerstand Ri ein Strom von der Eingangsspannungsquelle in den Steuerstromkreis. Das stört normalerweise nicht, da die Ausgangsspannung in diesem Fall ohnehin gleich Null ist. Ein störender Effekt kann nur dann auftreten, wenn die Eingangsspannung über einen Koppelkondensator angeschlossen wird, da dieser während der Sperrphase negativ aufgeladen wird. Diese Probleme entstehen nicht, wenn man einen Mosfet als Schalter einsetzt. Man kann einen n-Kanal-Mosfet dadurch leitend machen, daß man eine Steuerspannung anlegt, die positiver ist als die positivste Eingangsspannung, ohne daß dabei ein Gate-Kanal-Strom fließt. Man kann also die Diode D und den Widerstand Ri entbehren. Um einen möglichst großen Eingangsspannungsbereich zu erhalten, verwendet man statt eines einzelnen Mosfets besser einen CMOSSchalter, der aus zwei komplementären Mosfets besteht, die wie in Abb. 17.7 parallel geschaltet sind. Um den Schalter leitend zu machen, legt man das Gate des n-Kanal-Mosfets Ti auf V+ -Potential und das des p-Kanal-Mosfets T2 auf Masse. Bei mittleren Eingangsspannungen Ue sind dann beide Mosfets leitend. Steigt die Eingangsspannung auf größere positive Werte an, verringert sich UGSI· Dadurch wird Ti

1

ϊ Abb. 17.5. Fet-Serien-Schalter t/Stein =

Abb. 17.6. Vereinfachung der Ansteuerung

Ue

•Uemin

für Ue > 0 fmUe 0

t/p + l/emin

fÜT l/ e < 0

17

1008


ue/v Abb. 17.7. CMOS-Serien-Schalter t/Stein = V

Abb. 17.8. Abhängigkeit der Fet-Widerstände von der Eingangsspannung für

t/Stau. = 0 V

USt = l/stein =

+

EinWid.

AnalogBereich

Ohne Pegelumsetzer, ungeschützt 74 HC 4016 Philips 4 χ ein 74 HC 4053 Philips 3 χ um 74 HC 4066 Philips 4 χ ein Maxim MAX 4522 4 χ ein Siliconix SD 5000 4 χ ein

65 Ω 60 Ω 35 Ω 60 Ω 30 Ω

0.. .12V 0.. ,12V 0.. 12V 0.. ,12V ±10V

Schnell schaltend (< 100 ns) HI 201 HS Harris 4 χ aus 4 χ ein 74 HC 4316 Philips DG 611 Siliconix 4 χ aus

30 Ω 65 Ω 18 Ω

±15V ±5V ±5V

Niedrige Verlustleistung (< 100 μW) Analog D. 4 χ aus ADG511 Harris DG 403 2 χ um Harris 4 χ ein DG411 Lin. Tech. LT221 4 χ aus Maxim MAX 351 4 χ aus Siliconix DG 405 4 χ ein Niederohmig ADG211 ADG333 ADG451 MAX 4602 CDG271

Typ

Hersteller

Funktion

V+=5V

VerlustLeistung

SchaltZeit

DatenSpeicher

10 ns 20 ns 20 ns 10 ns Ins

nein nein nein nein nein

30 ns 20 ns 15 ns

nein nein nein

und niederohmig (< 100 Ω) 30 Ω ±20V 30 Ω 20 μW ±15V 30 Ω 30 μW ±15V 70 Ω 10 μW ±15V 22 Ω 35 μW ±15V 20 Ω 10 μW ±15V

200 ns 150 ns 150 ns 250 ns 150 ns 100 ns

nein nein nein ja nein nein

aus um ein ein aus

60 Ω 20 Ω 5Ω 2Ω 32 Ω

±15V ±15V ± 15V ±15V ±15V

150 mW

200 ns 150 ns 60 ns 180 ns 50 ns

J nein nein nein nein

Hohe Spannung (> ±30V) HV 348 Supertex 2 χ aus

35 Ω

±50V

10 mW

500 ns

nein

±15V ±5V ±6V

75 mW

90 ns 100 ns 30 ns

nein nein nein

(< 100 Ω) AnalogD. Analog D. Analog D. Maxim Siliconix

4 4 4 4 4

χ χ χ χ χ

Hohe Sperrdämpfung (> 40 dB bei 100 MHz) 35 Ω HI 222 Harris 2 χ ein MAX 4545 Maxim 2 χ ein 50 Ω DG 540 Siliconix 4 χ ein 30 Ω

120 mW 10 μW

10 μW 1/iW 20 μW

60 mW

a

Tab. 17.1. Beispiele für Analogschalter in CMOS-Technologie. Häufig sind andere SchalterKonfigurationen unter benachbarten Typennummern erhältlich


1009 EinWid.

AnalogBereich

VerlustLeistung

SchaltZeit

Schnell schaltend (< 100 ns), ungeschützt Philips 1x8 60 Ω 74 HC 4051 74 HC 4052 Philips 2x4 60 Ω 74 HC 4053 Philips 3x2 60 Ω

±5V ±5V ±5V

10 μW 10 μW 10 μW

20 ns 20 ns 20 ns

nein nein nein nein nein ja nein nein

Typ

Hersteller

Funktion

DatenSpeicher

Niedrige Verlustleistung (< 100 μ\\r) DG 406 Maxim 1 χ 16 80 Ω DG 408 Maxim 1χ 8 80 Ω DG 485 Siliconix 1χ 8 55 Ω

±15V ±15V ±15V

20 μ W 10 μW

200 ns 200 ns 160 ns

Hoher Eingangsspannungsschutz (> ±30V) MAX 378 Maxim 1x8 2kΩ DG 458 Harris 1x8 80 Ω

±15V ±15V

2 mW 5 mW

300 ns 200 ns

Hohe Spannung (> ±30V) Η V 22816 Super tex 1

±80V

2 mW

4ps

Hohe Sperrdämpfung (> 40 dB bei 100 MHz) MAX310 Maxim 1x8 150Ω ±12V DG 536 Siliconix 1x16 55 Ω 0...10V DG 538 Siliconix 2x4 45 Ω ±6V

lmW 75 μW 10 mW

300 ns 200 ns 200 ns

nein ja ja

2 mW 10 mW 7 mW 300 μW

200 ns 200 ns 200 ns 200 ns

nein ja nein nein

Standard Typen ADG408 Analog D. ADG526 Analog D. DG 408 Harris MAX 308 Maxim

1x8 1 χ 16 1x8 1x8

22 Ω

80 Ω 280 Ω 80 Ω 60 Ω

±15V ±15V ±15V ±15V

ja

Tab. 17.2. Beispiele für Analogmultiplexer in CMOS-Technologie. Häufig sind andere Schalter-Konfigurationen unter benachbarten Typennummern erhältlich hochohmiger. Das schadet jedoch nichts, da gleichzeitig der Betrag von größer wird. Dadurch wird T2 niederohmiger. Bei kleinen Eingangsspannungen ist es umgekehrt. Dieser Sachverhalt ist in Abb. 17.8 dargestellt. Man sieht, daß die Eingangsspannung jeden Wert zwischen 0 und V+ annehmen darf. Bei Standard-CMOS-Schaltern dürfen weder die Steuerspannung noch das Analogsignal außerhalb dieses Bereichs liegen, weil die Schalter sonst durch Latch-Up zerstört werden können. In diesem Fall wird nämlich eine KanalSubstrat-Diode leitend und überschwemmt das Substrat mit Ladungsträgern. Diese können den in Abb. 3.21 auf S. 213 dargestellten parasitären Thyristor zünden, der die Betriebsspannung kurzschließt. Wenn eine Einhaltung des sicheren Eingangsspannungsbereichs nicht garantiert werden kann, sollte man einen Widerstand vorschalten, der den Strom auf kleine Werte begrenzt [17.1]. Wegen dieser Probleme werden die meisten integrierten CMOS-Schalter mit zusätzlichen Schutzstrukturen versehen, die den Strom begrenzen, oder mit dielektrischer Isolation [17.2] hergestellt. Hier dient nicht ein pn-Übergang zum Substrat als Isolator, sondern eine Oxidschicht. Dadurch sind CMOS-Bauelemente mit dielektrischer Isolation Latch-Up-frei. Allerdings ist ihr Herstellungs-Prozeß deutlich teurer.

1010

17


In Tab. 17.1 und 17.2 sind einige gebräuchliche CMOS-Schalter und -Multiplexer zusammengestellt. Die 74 HC-Typen sind normale CMOS-Gatter mit sehr niedrigem Preis. Sie sind jedoch Latch-Up gefährdet und besitzen nur einen eingeschränkten Spannungsbereich. Die übrigen Typen sind Latch-Up geschützt; ihr Einsatz ist daher problemlos. Die angegebenen Hersteller bieten noch eine Vielzahl weiterer Typen an, von denen nur einige Beispiele herausgegriffen wurden. Die typischen Sperrströme der Schalter liegen bei Raumtemperatur zwischen 0,1 η Α und 1 η Α. Sie verdoppeln sich bei 10 Grad Temperaturerhöhung und können daher bis auf 100 nA ansteigen. 17.2.2 Dioden als Schalter

Dioden eignen sich wegen ihres hohen Sperr- und niedrigen Durchlaßwiderstandes ebenfalls für den Einsatz als Schalter. Legt man bei der Schaltung in Abb. 17.9 eine positive Steuerspannung an, sperren die Dioden D5 und D 6 . Der Konstantstrom I fließt dann über die beiden Zweige Di, D4 und D2, D3 von der einen Stromquelle zur anderen. Dadurch stellen sich die Potentiale V\ und V2 auf die Werte Vx = Ue + UD,

V2 =

Ue-UD

ein. Die Ausgangsspannung wird:

ua = vx - uD = v2 + uD = ue wenn die Durchlaßspannungen gleich sind. Ist das nicht der Fall, tritt eine Offsetspannung auf. Macht man die Steuerspannung negativ, werden die beiden Dioden D 5 , De leitend, und die Diodenbrücke sperrt. Dadurch wird der Ausgang vom Eingang zweifach getrennt und die Mitte auf konstantes Potential gelegt. Es liegt daher ein Analogschalter mit hoher Sperrdämpfung nach Abb. 17.2 vor. Mit dem gezeigten Prinzip lassen sich Schaltzeiten unter 1 ns erreichen, wenn man schnell schaltende Dioden einsetzt [17.2]. Geeignet ist z.B. das Dioden-Array CA3019 von RCA oder das Schottky-Dioden-Quartett 5082-2813 von HewlettPackard. Schnelles Schalten setzt natürlich auch entsprechend schnelle Ansteuersignale voraus. Ein Beispiel für die geeignete Ansteuerschaltung ist in Abb. 17.10 dargestellt. Sie besteht aus einer Brückenschaltung von vier Konstantstromquellen

θ Ust

D

"6 ^

/

ϊ

Abb. 17.9. Serienschalter mit Dioden


1011 +

2Γ

+

5

+5V

+2V

-5,2

V

Abb. 17.10. Dioden-Brücke mit schneller Ansteuerschaltung. IC-Typ: AD 1315 von Analog Devices

Ti bis T4. Die oberen beiden werden gegensinnig vom Steuersignal eingeschaltet. Wenn Ίχ leitend ist, fließt ein Strom der Größe I durch die Diodenbrücke und macht sie leitend. Wenn T2 eingeschaltet wird, sperrt die Diodenbrücke. Damit in diesem Fall die Stromquellen T2 und T3 nicht in die Sättigung gehen, werden die Sperrspannungen mit den Transistoren T5 und T6 begrenzt. Sie gewährleisten gleichzeitig, daß die Diodenbrücke im Sperrbetrieb niederohmig angesteuert wird, um eine gute Sperrdämpfung zu erreichen. Die Amplitude des Analogsignals muß kleiner sein als die maximale Steuerspannung an der Diodenbrücke. Bei der angegebenen Dimensionierung wird sie mit den Transistoren T5 und T6 auf ± 2,7 V begrenzt. Größere Spannungen sollte man mit schnellen Schaltern auch nicht verarbeiten, weil Bauelemente mit höheren Sperrspannungen meist auch deutlich schlechtere HochfrequenzEigenschaften besitzen. 17.2.3 Bipolartransistor als Schalter

Um die Eignung eines Bipolartransistors als Schalter zu untersuchen, betrachten wir sein Kennlinienfeld in Nullpunktnähe. Es ist in Abb. 17.11 für kleine positive und negative Kollektor-Emitter-Spannungen aufgezeichnet. Im ersten Quadranten liegt das bereits aus Abb. 2.3 auf S. 41 bekannte Ausgangskennlinienfeld. Macht man die Spannung UCE negativ, ohne den Basisstrom zu ändern, erhält man die Kennlinien im dritten Quadranten. Bei dieser umge-

1012

-40 -20

17

720

40 60


UCE

mV

οφ Abb. 17.11. Vollständiges Ausgangskennlinienfeld in Emitterschaltung mit zugehöriger Meßschaltung

T^CE

Abb. 17.12. Vollständiges Ausgangskennlinienfeld bei vertauschtem Emitter und Kollektor mit zugehöriger Meßschaltung

kehrten Polung besitzt der Transistor eine wesentlich kleinere Stromverstärkung; sie liegt bei -^ß. Die maximal zulässige Kollektor-Emitter-Spannung bei dieser Polung ist gleich der Emitter-Basis-Sperrspannung UEBO- Das kommt daher, daß bei dieser Betriebsart die Basis-Kollektor-Diode leitend wird, und die BasisEmitter-Diode sperrt. Diese Betriebsart wird als Inversbetrieb bezeichnet, die zugehörige Stromverstärkung als inverse Stromverstärkung /?;. Der Nulldurchgang des Kollektorstroms liegt bei einer Kollektor-Emitter-Spannung von etwa 10 bis 50 mV. Überschreitet der Basisstrom einige mA, steigt diese Offsetspannung stark an; bei kleineren Basisströmen bleibt sie über einen weiten Bereich konstant. Man kann die Offsetspannung wesentlich reduzieren, indem man dafür sorgt, daß der Transistor beim Nulldurchgang des Ausgangsstroms invers leitend ist. Um das zu erreichen, muß man Kollektor und Emitter vertauschen. Das dabei entstehende Ausgangskennlinienfeld ist in Abb. 17.12 aufgezeichnet. Wenn man UQE weiterhin vorzeichenrichtig am Transistor mißt, erhält man bei größeren Ausgangsströmen praktisch denselben Verlauf wie beim Normalbetrieb in Abb. 17.11. Das kommt daher, daß der hier als Ausgangsstrom verwendete Emitterstrom praktisch gleich dem Kollektorstrom ist. In Nullpunktnähe tritt jedoch ein wesentlicher Unterschied auf. Das rührt daher, daß man in diesem Bereich den Basisstrom nicht mehr gegenüber dem Ausgangsstrom vernachlässigen kann. Macht man im Normalbetrieb den Ausgangsstrom Null, ist der Emitterstrom gleich dem Basisstrom, also ungleich Null,


Abb. 17.13. Bipolartransistor als Kurzschlußschalter

1013

Abb. 17.14. Kurzschlußschalter im Inversbetrieb

und am Ausgang tritt die genannte Offsetspannung von ca. 10 bis 50 mV auf. Macht man dagegen bei vertauschtem Emitter und Kollektor den Ausgangsstrom Null, wird der Kollektorstrom gleich dem Basisstrom. Dann ist also die KollektorBasis-Diode leitend (Inversbetrieb). Die hierbei auftretende Offsetspannung ist wie im Kapitel 2.3.1 auf S. 66 im Abschnitt Sättigungsspannung beschrieben etwa um den Faktor 10 kleiner als im Normalbetrieb, aber nach wie vor positiv, da bei der Schaltung in Abb. 17.12 Ua = —UQE ist. Typische Werte liegen zwischen 1 und 5 mV. Aus diesem Grund ist es günstig, Transistorschalter mit vertauschtem Emitter und Kollektor zu betreiben. Wenn man den Emitterstrom klein hält, arbeitet der Transistor praktisch ausschließlich im Inversbetrieb. Kurzschlußschalter

Der Einsatz eines Transistors als Kurzschlußschalter ist in Abb. 17.13 und 17.14 dargestellt. Bei der Schaltung in Abb. 17.13 arbeitet der Transistor im Normalbetrieb, bei der Schaltung in Abb. 17.14 im Inversbetrieb. Um den Transistor hinreichend niederohmig zu machen, läßt man Basisströme im mA-Gebiet fließen. Der Kollektor- bzw. Emitterstrom sollte nicht nennenswert größer sein, damit die Offsetspannung klein bleibt. Serienschalter

Abbildung 17.15 zeigt den Einsatz eines Bipolartransistors als Serienschalter. Um den Transistor zu sperren, legt man eine negative Steuerspannung an. Sie muß negativer sein als die negativste Eingangsspannung. Dem sind allerdings dadurch Grenzen gesetzt, daß die Steuerspannung nicht negativer werden darf als —UEBO ~ — 6 V.

Um den Transistor leitend zu machen, muß man eine Steuerspannung anlegen, die um AU = IBRB positiver ist als die Eingangsspannung. Dann wird die Kollektor-Basis-Diode leitend, und der Transistor arbeitet als Schalter im Inversbetrieb. Nachteilig ist, daß der Basisstrom in die Eingangsspannungsquelle fließt. Damit dadurch keine großen Fehler auftreten, muß ihr Innenwiderstand sehr niederohmig sein. Läßt sich diese Bedingung erfüllen, eignet sich die Schaltung besonders gut für positive Eingangsspannungen. Dann wird nämlich der Emitterstrom im eingeschalteten Zustand positiv; dadurch verkleinert sich die Offsetspannung. Wie

1014

17 Analogschalter und Abtast-Halte-Glieder

gesperrt

Abb. 17.15. Übersteuerter Emitterfolger als Serienschalter

Emitterfolger

übersteuerter Emitterfolger

Abb. 17.16. Übertragungskennlinie für positive Eingangsspannungen

man in Abb. 17.12 erkennt, geht sie bei einem bestimmten Emitterstrom sogar durch Null. In dieser Betriebsart wird die Schaltung als übersteuerter Emitterfolger bezeichnet. Für Steuerspannungen zwischen Null und Ue arbeitet sie nämlich als Emitterfolger für USt. Dieser Sachverhalt wird durch die Übertragungskennlinie für positive Eingangsspannungen in Abb. 17.16 verdeutlicht.

Serien-Kurzschluß-Schalter Kombiniert man den übersteuerten Emitterfolger in Abb. 17.15 mit dem Kurzschlußschalter in Abb. 17.14, erhält man einen Serien-Kurzschluß-Schalter, der in beiden Betriebszuständen eine niedrige Offsetspannung besitzt. Nachteilig ist jedoch, daß man komplementäre Ansteuersignale braucht. Zu einer besonders einfachen Ansteuerung kommt man, wenn man wie in Abb. 17.17 einen komplementären Emitterfolger einsetzt, den man in beiden Richtungen übersteuert. Dazu muß i/Simax > Ue und l/Simin < 0 gewählt werden. Wegen des niedrigen Ausgangswiderstandes ist eine schnelle Umschaltung der Ausgangsspannung zwischen Null und Ue möglich. Den praktischen Einsatz des übersteuerten Emitterfolgers als Analogschalter haben wir bei dem Funktionsgenerator in Abb. 14.35 auf S. 926 gezeigt.

i

Abb. 17.17. Serien-Kurzschluß-Schalter

17.2

1

Elektronische Schalter

1015

D -EX-

Abb. 17.18. Prinzipielle Arbeitsweise eines Differenzverstärkers als Schalter für C7Sf = 1V Ua - \SRcUe für Ust = - 1V

f'

1

17.2.4 Differenzverstärker als Schalter

Die Verstärkung eines Differenzverstärkers ist proportional zur Steilheit, und diese ist ihrerseits proportional zum Kollektorstrom. Die Differenzverstärkung läßt sich demnach zu Null machen, indem man den Emitterstrom abschaltet. Abb. 17.18 zeigt, wie man dieses Prinzip beim Einsatz als Analogschalter nutzen kann. Macht man die Steuerspannung negativ, sperrt die Diode D, und der Differenzverstärker erhält den Emitterstrom 7^ = I- Wenn man die Ausgangsspannung zwischen den Ausgängen abnimmt, ergibt sich: Ua = SRcUe = ^RcUe

=

-^-IkRcUe

Macht man die Steuerspannung positiv, übernimmt die Diode den Strom /, und die Transistoren sperren: 7^ = 0. Dadurch steigen zwar beide Ausgangspotentiale auf V+ an, die betrachtete Ausgangsspannungsdifferenz Ua wird jedoch Null.

1-M

I-AI

I+AI

I-AI

Ι-ΔΙ

2Δ7

i

's, =2/

Abb. 17.19. Transconductunce-Amplifier als Schalter Ia =

IStUD/2Ur

für 7Si = 0 für Ja > 0


1016

Abb. 17.20. Breitband-Multiplexer (A(Ui-U2) furl7Sf = UaX

=

A =

-Ua2

=

-Sred(Rc

\A(U3-U4) R2)

IV

für Ust = - I V Sred=S/(l+SRE)

Wie sich dieses Prinzip als Analogschalter für niedrige Frequenzen einsetzen läßt, ist in Abb. 17.19 dargestellt. Solange die Eingangsspannung UD = 0 ist, teilt sich der Steuerstrom gleichmäßig auf die beiden Transistoren des Differenzverstärkers auf, und in allen Stromspiegeln fließt der Strom i. Der Ausgangsstrom wird Null. Legt man eine positive Eingangsspannung an, nimmt der Kollektorstrom von T2 um Δ7 = \SUD zu und der von Ti um denselben Betrag ab. Damit ergibt sich ein Ausgangsstrom:

Ia = 2Δ7 = SUD = £-UD = Uj

~UD

ZU γ

Macht man den Steuerstrom gleich Null, sperren alle Transistoren, und der Ausgangsstrom wird Null. Verstärker, die nach dem in Abb. 17.19 gezeigten Prinzip arbeiten, bezeichnet man wegen ihres hochohmigen Ausgangs als VC-Operationsverstärker (s. Abschnitt 5.3 auf S. 545) oder als »Transconductance Amplifier" (SteilheitsVerstärker). Sie sind als integrierte Schaltungen erhältlich: z.B. der CA3060 bzw. CA 3280 von Harris. Sie lassen sich bei konstantem Steuerstrom auch wie Operationsverstärker einsetzen. Macht man den Steuerstrom proportional zu einer zweiten Eingangsspannung, arbeiten sie als als Analogmultiplizierer [17.3]. Wie sich das Abb. 17.18 gezeigte Prinzip als Schalter für hohe Frequenzen einsetzen läßt, ist in Abb. 17.20 dargestellt. Hier arbeiten die beiden Differenzverstärker T!,T 2 bzw. T 3 ,T 4 mit gemeinsamen Kollektorwiderständen Rx. Eingeschaltet wird aber jeweils nur einer von beiden: bei positiver Steuerspannung erhält der linke Differenzverstärker den Strom 7, sonst der rechte. Dadurch ergibt sich gegenüber dem Prinzip in Abb. 17.18 der Vorteil, daß die Ausgangspotentiale beim Schalten konstant bleiben.

17.3 Analogschalter mit Verstärkern

1017

Man hat also einen Schalter zur Verfügung, mit dem man von der einen Eingangsspannung Ue\ = U\—U2 auf eine zweite Ue2 = U3 — i/4 umschalten kann. Macht man durch Verbinden der entsprechenden Eingänge t/3 = U2 und l/4 = Ui, wird Ue2 = —Ue\. Dadurch entsteht ein Polaritätsumschalter. Die Schaltung läßt sich wie der in Abb. 5.25 auf S. 505 dargestellte Komplementär-Kaskode-Differenzverstärker als Breitbandverstärker dimensionieren. Dazu dienen die Stromgegenkopplungswiderstände RE und die Kaskodeschaltungen T7, T8. Bei geeigneter Dimensionierung kann man Bandbreiten bis über 100 MHz erreichen. Die Schaltung eignet sich deshalb z.B. für den Einsatz in der Nachrichtentechnik als Modulator, Demodulator oder Phasendetektor sowie als Kanalumschalter in Breitbandoszillographen. Integrierte Schaltungen, die nach diesem Prinzip arbeiten, sind z.B. der LT 1193 von Linear Technology, der OPA 678 von Burr Brown, der CLC532 von Comlinear oder der AD 539 von Analog Devices für hohe Bandbreite bzw. der AD 630 von Analog Devices für hohe Genauigkeit [17.4]. 17.3

Analogschalter mit Verstärkern Wenn man Analogschalter mit Operationsverstärkern kombiniert, lassen sich einige besondere Merkmale erreichen. Die Schalter selbst werden im folgenden nur symbolisch angegeben. Zur praktischen Realisierung sind die in Tab. 17.1 und 17.2 aufS. 1008 angegebenen CMOS-Schalter am besten geeignet. 17.3.1 Analogschalter für hohe Spannungen

Bei der Schaltung in Abb. 17.21 arbeitet der Operationsverstärker als Umkehrverstärker. Wenn der Schalter offen ist, wird die Spannung an ihm mit den Dioden Di und D2 auf ±0,7V begrenzt. Wenn der Schalter geschlossen ist, liegen beide Anschlüsse auf Masse-Potential, da sie am Summationspunkt angeschlossen sind. Die Schaltung arbeitet in diesem Fall als Umkehrverstärker. Die Dioden beeinträchtigen diesen Betrieb nicht, da an ihnen praktisch keine Spannung abfällt. Die Verstärkung der Schaltung läßt sich mit Ri und R2 so einstellen, daß der Operationsverstärker auch bei den höchsten Eingangsspannungen nicht übersteuert wird. Eine zweite Möglichkeit, große Spannungen zu schalten, ist in Abb. 17.22 dargestellt. In der eingezeichneten Schalterstellung arbeitet der Operationsverstärker auch hier als Umkehrverstärker. Vorteilhaft ist dabei, daß der Schalter innerhalb der Gegenkopplungsschleife liegt. Dadurch wirkt sich sein Ein-Widerstand nicht auf die Verstärkung aus. Allerdings benötigt man hier Schalter, deren Analogspannungsbereich gleich der Ausgangsaussteuerbarkeit des Operationsverstärkers ist. Wenn der Schalter umgeschaltet wird, liegt der Ausgang über R2 am Summationspunkt, also auf Nullpotential.


1018 R\

1 Abb. 17.21. Schalten von hohen Spannungen bei kleinen Schalterspannungen Ua =

-UeR2/(Ri

+ rOSon)

Abb. 17.22. Schalten von hohen Spannungen mit hoher Präzision 0 -UeR2/Rl

17.3.2 Verstärker mit umschaltbarer Verstärkung

Bei der Schaltung in Abb. 17.23 läßt sich die Verstärkung eines Elektrometerverstärkers mit einem Analog-Multiplexer umschalten. Je nachdem, welcher Schalter des Multiplexers geschlossen ist, lassen sich beliebige Verstärkungen A > 1 durch entsprechende Dimensionierung der Spannungsteilerkette realisieren. Besonders interessant ist bei dieser Schaltung, daß die Schalter des AnalogMultiplexers stromlos betrieben werden. Dadurch geht ihr Ein-Widerstand nicht in die Ausgangsspannung ein. Ein integrierter Verstärker, der nach diesem Prinzip arbeitet, ist der AD 526 von Analog Devices. Seine Verstärkung läßt sich zwischen 1 und 16 umschalten. Bei der Schaltung in Abb. 17.24 läßt sich mit dem Schalter S das Vorzeichen der Verstärkung umschalten. Wenn der Schalter in der unteren Stellung steht, arbeitet die Schaltung als Umkehrverstärker mit der Verstärkung A = — 1. Wenn der Schalter in der oberen Stellung steht, wird Vp = Ue. Daher stellt sich die Ausgangsspannung so ein, daß an R\ keine Spannung abfällt. Dies ist für Ua = Ue der Fall. Der Verstärker arbeitet also als Elektrometer-Verstärker. Die Schaltung ist eng verwandt mit dem bipolaren Koeffizientenglied in Abb. 11.5 auf S. 774.

Abb. 17.23. Elektrometerverstärker mit umschaltbarer Verstärkung Ua = (l + R2/Rl)Ue

Abb. 17.24. Invertierender - Nichtinvertierender Verstärker / Ue für S = oben Ua - 1 -Ue für S = unten

17.4 Abtast-Halte-Glieder

1019

17.4 Abtast-Halte-Glieder 17.4.1 Grundlagen

Die Ausgangsspannung eines Abtast-Halte-Gliedes (Sample and Hold) soll im eingeschalteten Zustand der Eingangsspannung folgen. In dieser Betriebsart verhält es sich also wie ein Analogschalter. Im ausgeschalteten Zustand soll jedoch die Ausgangsspannung nicht Null werden, sondern es soll die Spannung im Ausschaltaugenblick gespeichert werden. Wegen dieser Eigenschaft bezeichnet man Abtast-Halte-Glieder auch als Track-and-hold-Schaltungen. Die prinzipielle Anordnung eines Abtast-Halte-Gliedes ist in Abb. 17.25 dargestellt. Das zentrale Bauelement ist der Kondensator C, der die Speicherfunktion übernimmt. Wenn der Schalter S geschlossen ist, wird der Kondensator auf die Eingangsspannung aufgeladen. Damit dabei nicht die Eingangsspannungsquelle belastet wird, verwendet man einen Impedanzwandler. Er wird in Abb. 17.25 durch den Spannungsfolger OV 1 realisiert. Er muß hohe Ausgangsströme liefern können, um den Speicherkondensator schnell umladen zu können. Wenn der Schalter S geöffnet ist, soll die Spannung am Kondensator C möglichst lange unverändert erhalten bleiben. Deshalb schaltet man einen Spannungsfolger nach, der Belastungen vom Kondensator fern hält. Außerdem muß der Schalter einen hohen Sperrwiderstand und der Kondensator eine hochwertige Isolation besitzen. Die wichtigsten nichtidealen Eigenschaften eines Abtast-Halte-Gliedes sind in Abb. 17.26 eingezeichnet. Wenn der Schalter mit dem Abtastbefehl geschlossen wird, steigt die Ausgangsspannung nicht momentan auf den Wert der Eingangsspannung an, sondern nur mit einer bestimmten maximalen Anstiegsgeschwindigkeit (Slew Rate). Sie wird primär durch den maximalen Strom des Eingangsimpedanzwandlers bestimmt. Dann folgt ein Einschwingvorgang, dessen Dauer durch die Dämpfung des Impedanzwandlers und den Ein-Widerstand des Schalters bestimmt wird. Man definiert eine Einstellzeit tE (Acquisition Time) als die Zeit, die nach dem Übergang in den Folgebetrieb vergeht, bis die Ausgangsspannung mit vorgegebener Toleranz gleich der Eingangsspannung ist. Wenn die Aufladung des Speicherkondensators ausschließlich durch den Ein-Widerstand des Schalters Rs bestimmt wird, läßt sich die Einstellzeit aus der Aufladefunk-

ι Abb. 17.25. Schematische Anordnung eines Abtast-Halte-Gliedes


1020 0,1%

Feedthrough

ν

\J

\ ·—

Aperture delay 0,2jxs

Folgen

Settling time 06 Halten

Abb. 17.26. Definition der Kenndaten eines Abtast-Halte-Gliedes. Eingetragen sind als Beispiel die typischen Daten des LF 398 bei einem Haltekondensator von 1 nF. Die Dauer der folge-Phase muß mindestens gleich der Acquisition-Time sein

tion eines #C-Gliedes und der geforderten Einstellgenauigkeit berechnen, und man erhält: 4,6 für 1% tE = 6,9 für 0,1% Sie wird also um so kürzer, je kleiner man C wählt. Wenn man in den Halte-Zustand übergeht, dauert es einen Augenblick, bis sich der Schalter öffnet. Diese Zeit wird als Apertur-Zeit tA (Aperture Delay) bezeichnet. Sie ist meist nicht konstant, sondern schwankt etwas; häufig in Abhängigkeit vom jeweiligen Wert der Eingangsspannung. Diese Schwankungen werden als Apertur-Jitter AtA bezeichnet. Anschließend bleibt die Ausgangsspannung meist nicht auf dem gespeicherten Wert stehen, sondern es gibt einen kleinen Spannungssprung AUa (Hold Step) mit nachfolgendem Einschwingvorgang. Er kommt daher, daß beim Ausschalten eine kleine Ladung über die Kapazität des Schalters Cs vom Ansteuersignal in den Speicherkondensator C gekoppelt wird. Der dabei auftretende Spannungssprung beträgt: AUa

=

ÂUs

darin ist AUS die Amplitude des Ansteuersignals. Die Störung wird also um so kleiner, je größer man C wählt. Eine weitere nichtideale Eigenschaft ist der Durchgriff (Feedthrough). Er kommt dadurch zustande, daß trotz geöffnetem Schalter die Eingangsspannung auf den Ausgang wirkt. Dieser Effekt wird hauptsächlich durch den kapazitiven Spannungsteiler verursacht, den die Kapazität des geöffneten Schalters mit dem Speicherkondensator bildet. Die wichtigste Größe im Speicherzustand ist die Haltedrift (Droop). Sie wird hauptsächlich durch den Eingangsstrom des Impedanzwandlers am Ausgang und


1021

IGii

-r-]pF 1

C!-i-6nF 1

Abb. 17.27. Ersatzschaltbild eines Kondensators. Als Beispiel ein 1 pF-Kondensator mit Mylar-Dielektrikum

durch den Sperrstrom des Schalters bestimmt. Bei einem Entladestrom IL ergibt sich: MJa __ h At C Um den Entladestrom klein zu halten, verwendet man für OV 2 einen Verstärker mit Fet-Eingang. Man sieht, daß alle Kenndaten im Haltezustand um so besser werden, je größer man C wählt, während im Folgebetrieb kleine Werte von C günstiger sind. Daher muß man je nach Anwendung einen Kompromiß schließen. Bei den bisherigen Überlegungen sind wir davon ausgegangen, daß der Speicherkondensator ideale Eigenschaften besitzt. Es lassen sich auch Kondensatoren mit praktisch vernachlässigbar kleinem Selbstentladungsstrom finden. Trotzdem kann eine Spannungsänderung im Haltezustand infolge der Ladungsspeicherung im Dielektrikum auftreten. Dieser Effekt wird durch das Ersatzschaltbild eines Kondensators in Abb. 17.27 erklärt. Der Kondensator C\ repräsentiert die im Dielektrikum gespeicherte Ladung. Sie bleibt bei einem Spannungssprung zunächst unverändert und lädt sich erst im Laufe der Zeit um. Wenn die Abtastdauer kurz ist, wird die dazu erforderliche Ladung dem Kondensator C während der Haltephase entnommen. Bei einem Spannungssprung der Größe U ergibt sich dadurch eine nachträgliche Spannungsänderung:

im Beispiel von Abb. 17.27 sind es also 0,6%. Wie groß dieser Effekt ist, hängt vom Dielektrikum ab. Teflon, Polystyrol und Polypropylen sind in dieser Beziehung gut; Polycarbonat, Mylar und die meisten keramischen Dielektrika sind dagegen schlecht [17.5]. 17.4.2 Praktische Ausführung

Die schnellsten Abtast-Halte-Glieder ergeben sich nach dem in Abb. 17.25 gezeigten Prinzip, wenn man als Schalter die Diodenbrücke von Abb. 17.10 von S. 1011 einsetzt und als Spannungsfolger die Schaltungen in Abb 4.105 auf S. 434. Nach diesem Prinzip arbeitet z.B. das Abtast-Halte-Glied HTS0010 von Analog Devices, das eine Einstellzeit von lediglich 10 ns aufweist. Höhere Genauigkeit läßt sich mit einer Über-alles-Gegenkopplung erreichen, wie sie in Abb. 17.28 dargestellt ist. Wenn der Schalter geschlossen ist, stellt sich das Ausgangspotential Vi des Verstärkers OV 1 so ein, daß Ua = Ue wird. Dadurch werden Offsetfehler, die durch OV 2 oder den Schalter entstehen, eliminiert. Die


1022

L

Η

•

1

1

1

7 1 V1

=c

I' Nrv6v2

1

Abb. 17.28. Abtast-Halte-Glied mit Über-alles-Gegenkopplung

Dioden D2 und D3 sperren in diesem Betriebszustand, da an ihnen nur die kleine Spannung V\ — Ua abfällt, die gerade gleich der genannten Offsetspannung ist. Öffnet man den Schalter, bleibt die Ausgangsspannung konstant. Mit dem Widerstand R2 und den Dioden D 2 , D3 wird verhindert, daß der Verstärker OV 1 in diesem Betriebszustand übersteuert wird. Das ist deshalb von Bedeutung, weil nach der Übersteuerung eine große Erholzeit auftritt, um die sich die Einstellzeit vergrößert. Nach diesem Prinzip arbeitet der Typ LF 398. Er stellt wegen seines niedrigen Preises das gebräuchlichste Abtast-Halte-Signal für Universal-Anwendungen dar. Abtast-Halte-Glied mit Integrator

Statt eines geerdeten Kondensators mit Spannungsfolger kann man auch einen Integrator als Analogspeicher verwenden. Diese Möglichkeit zeigt Abb. 17.29. Dann liegt der Serienschalter wie in Abb. 17.29 an einem Summationspunkt und ist deshalb einfach anzusteuern. Wenn der Schalter geschlossen ist, stellt sich die Ausgangsspannung wegen der Umkehrgegenkopplung auf den Wert Ua = —UeR2/Ri ein. Der Verstärker OV 1 verkürzt wie bei der vorhergehenden Schaltung die Einstellzeit und eliminiert die Offsetspannung des Fet-Verstärkers OV 2. Wenn der Schalter geöffnet wird, wird der Strom durch den Speicherkondensator gleich Null, und die Ausgangsspannung bleibt konstant. In diesem Fall wird die Über-alles-Gegenkopplung unwirksam. Statt dessen werden dann die Dioden Di bis D4 wirksam und begrenzen die Ausgangsspannung von OV 1 auf ± 1,2 V. Dadurch wird eine Übersteuerung verhindert.

ι

Abb. 17.29. Abtast-Halte-Glied mit Integrator als Speicher


1023

Bei schnellen Abtast-Halte-Gliedern wird der Verstärker OV 1 meist weggelassen. Die Schaltung entspricht dann dem Integrator in Abb. 11.9 auf S. 778. Nach diesem Prinzip arbeitet das Abtast-Halte-Glied HTC 0300 von Analog Devices. Das wichtigste Anwendungsgebiet der Abtast-Halte-Glieder ist der Einsatz vor Analog-Digital Umsetzern. Allerdings gibt es für nahezu alle Anwendungen AD-Umsetzer, bei denen ein Abtast-Halte-Glied bereits eingebaut ist (Sampling ADCs) wie Tab. 18.8 auf S. 1052 und 18.10 auf S. 1056 zeigen. Dies bietet mehrere Vorteile z.B. kompakterer Aufbau, gemeinsame Spezifikation und günstiger Preis. Die Abtast-Halteglieder in Tab. 17.3 teilen sich in zwei Gruppen: die monolitisch integrierten Typen und die hybriden. Die Hybridschaltungen sollte man nur dann in Betracht ziehen, wenn die Geschwindigkeit es unbedingt erfordert, da sie ein Vielfaches kosten.

Typ

LF398 LF398 AD 585 SHC 5320 SHM20 CS3112 CS314124 AD 781 AD6822 AD 6844 HA 5330 AD 783 LF6197 HA 5351 AD 9100 SHM12 AD 9101 SHC 702 SP9760 SHC 803 SHC 49 HS 9730 SHM43 SHC 601 HTS0010

SpeicherKondensator 10 nF viele lnF viele Analog Dev. 100 pF* Burr Brown 100 pF* * Datei Crystal * Crystal * Analog Dev. Analog Dev. * * Analog Dev. 90 pF* Harris Analog Dev. * National 10 pF* Harris * Analog Dev. 22 pF* Datei 15 pF* * Analog Dev. * Burr Brown * Sipex Burr Brown Datei * * Sipex Datei * Burr Brown * Analog Dev. * Hersteller

* Speicher-Kondensator intern.

Einstellzeit 20 μδ 4 μβ 3 με 1,5 μβ 1

μ$

1 μδ 1 με 0,6 μβ 0,6 μδ 0,6 μδ 0,5 μδ 0,2 μ δ 0,2 μβ 50 ns 16 ns 15 ns 7 ns 0,5 με 0,35 μ8 0,25 μδ 0,16 μδ 0,12 με 35 ns 12 ns 10 ns 2

Genauigkeit 10 bit 10 bit 12 bit 12 bit 12 bit 12 bit 12 bit 12 bit 12 bit 12 bit 12 bit 12 bit 12 bit 12 bit 12 bit 12 bit 10 bit 16 bit 16 bit 12 bit 12 bit 12 bit 12 bit 10 bit 8 bit

zweifach S&H.

Anstiegsgeschw. max 0,5 ν/μ8 5 V/μβ

10 ν/μβ 45 ν/μ8 45 ν/μ8 4 ν/μ8 4ν/μ8

60 ν/μβ 60 ν/μ8 60 ν/μ8 90ν/μδ 50 V/μβ 145 V/μδ 130 ν/μβ 850 V/μβ 350 ν/μ8 1800 ν/μβ 150 V/μδ 120ν/μδ 160 ν/μ8 300 ν/μ8 200 ν/μ8 250 V/μδ 350 ν/μ8 300 ν/μ8 4

Haltedrift 3 mV/s 30 mV/s 0,1 V/s

V/s V/s 1 mV/s 1 mV/s 10 mV/s 10 mV/s 10 mV/s 10 mV/s 20 mV/s 0,6 V/s V/s 100 1 kV/s 0,5 kV/s 5 kV/s 0,2 V/s 1 V/s 0,5 V/s 0,5 V/s V/s 50 1 V/s 20 V/s 50 V/s

ο,ι ο,ι

Technologie Bifet Bifet bipolar bipolar bipolar CMOS CMOS BIMOS BIMOS BIMOS bipolar BIMOS Bifet bipolar bipolar bipolar bipolar hybrid hybrid hybrid hybrid hybrid hybrid hybrid hybrid

vierfach S&H.

Tab. 17.3. Typische Daten von Abtast-Halte-Gliedern. Abtast-Halte-Glieder vor Analog-Digital-Umsetzern realisiert man vorzugsweise mit Umsetzern, bei denen ein Abtast-Halte-Glied integriert ist (Sampling ADCs). Beispiele sind in Tab. 18.8 aufS. 1052 und Tab. 18.10 auf S. 1056 zusammengestellt.

Literatur

[17.1] [17.2] [17.3] [17.4] [17.5]

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Kapitel 18: DA- und AD-Umsetzer

Wenn man eine Spannung digital anzeigen oder verarbeiten möchte, muß man sie in eine entsprechende Zahl übersetzen. Diese Aufgabe erfüllt ein AnalogDigital-Umsetzer, ADU, (Analog to Digital Converter, ADC). Dabei soll die Zahl Ζ in der Regel proportional zur Eingangsspannung Ue sein:

z = ue/uLSB Darin ist £/ SB die Spannungseinheit für das niedrigste Bit (Least Significant Bit, LSB), also die zu Ζ = 1 gehörige Spannung. Zur Rückverwandlung einer Zahl in eine Spannung verwendet man DigitalAnalog-Umsetzer, DAU, (Digital to Analog Converter, DAC). Ihre Ausgangsspannung ist proportional zur eingegebenen Zahl gemäß: L

Ua

=

C/LSB · Ζ

18.1 Grundprinzipien der DA-Umsetzung Die Aufgabe eines Digital-Analog-Umsetzers, DAU, besteht darin, eine Zahl in eine dazu proportionale Spannung umzuwandeln. Man kann dabei drei prinzipiell verschiedene Verfahren unterscheiden: 1) das Parallelverfahren, 2) das Wägeverfahren, 3) das Zählverfahren. Die Arbeitsweise dieser drei Verfahren ist in Abb. 18.1 schematisch dargestellt. Bei dem Parallelverfahren in Abb. 18.1 a werden mit einem Spannungsteiler alle möglichen Ausgangsspannungen bereitgestellt. Mit einem 1-aus-tt-Decoder wird dann derjenige Schalter geschlossen, dem die gewünschte Ausgangsspannung zugeordnet ist. Beim Wägeverfahren in Abb. 18.1b ist jedem Bit ein Schalter zugeordnet. Über entsprechend gewichtete Widerstände wird dann die Ausgangsspannung aufsummiert. Das Zählverfahren in Abb. 18.1c erfordert nur einen einzigen Schalter. Er wird periodisch geöffnet und geschlossen. Sein Tastverhältnis wird mit Hilfe

18 DA- und AD-Umsetzer

1026

S

R

Abb. 18.1. a) ParallelAbb. 18.1. b) Wägeverfahren Abb. 18.1. c) Zählverfahren verfahren Abb. 18.1. Verfahren zur Digital-Analog-Umsetzung

eines Pulsbreitenmodulators so eingestellt, daß der arithmetische Mittelwert der Ausgangsspannung den gewünschten Wert annimmt. Der Vergleich der drei Verfahren zeigt, daß das Parallelverfahren Zmax Schalter erfordert, das Wägeverfahren ld Zmax Schalter und das Zählverfahren nur einen einzigen. Wegen der großen Zahl von Schaltern wird das Parallelverfahren nur selten eingesetzt. Das Zählverfahren erlangt zunehmende Bedeutung, weil hier der Pulsbreitenmodulator eine einfach zu integrierende digitale Schaltung darstellt. Wenn man ihn mit einer Frequenz betreibt, die weit über der Abtastfrequenz liegt (oversampling), vereinfacht sich dadurch das erforderliche Tiefpaßfilter. Die größte Bedeutung haben die DA-Umsetzer nach dem Wägeverfahren. Ihre vielfältigen Realisierungsmöglichkeiten wollen wir im folgenden beschreiben. Für die Realisierung der Schalter haben sich zwei Verfahren durchgesetzt: In CMOSSchaltungen werden die in Abb. 17.7 auf S. 1008 dargestellten Transmission-Gates eingesetzt, in Bipolarschaltungen werden Konstantströme erzeugt und wie in Abb. 17.18 aufS. 1015 mit Dioden oder Differenzverstärkern geschaltet. 18.2 DA-Umsetzer in CMOS-Technologie 18.2.1 Summation gewichteter Ströme

Eine einfache Schaltung zur Umwandlung einer Dualzahl in eine dazu proportionale Spannung ist in Abb. 18.2 dargestellt. Die Widerstände sind so gewählt, daß durch sie bei geschlossenem Schalter ein Strom fließt, der dem betreffenden Stellenwert entspricht. Die Schalter müssen immer dann geschlossen werden, wenn

18.2 DA-Umsetzer in CMOS-Technologie

1027

Abb. 18.2. Prinzip eines DA-Umsetzers π = -uii -, u a re{

Z

.

τh

=

Urei

—

Z

-

in der betreffenden Stelle eine logische Eins auftritt. Wegen der Gegenkopplung des Operationsverstärkers über den Widerstand #FB bleibt der Summationspunkt auf Nullpotential. Die Teilströme werden also ohne gegenseitige Beeinflussung aufsummiert. Wenn der von z$ gesteuerte Schalter geschlossen ist, ergibt sich die Ausgangsspannung:

Ua = ULSB = " t / r ^

i

Im allgemeinen Fall erhält man:

* - -\u,

T 4

1 - —

refÔ

Daraus ergibt sich

+ 1

(18.1)

18.2.2 DA-Umsetzer mit Wechselschaltern

Ein Nachteil des beschriebenen DA-Umsetzers besteht darin, daß die Potentiale an den Schaltern stark schwanken. Solange die Schalter offen sind, liegen sie auf VTef -Potential, wenn sie geschlossen sind, auf Nullpotential. Deshalb müssen bei jedem Schaltvorgang die parasitären Kapazitäten des Schalters umgeladen werden. Dieser Nachteil läßt sich vermeiden, wenn man wie in Abb. 18.3 Wechselschalter einsetzt, mit denen jeweils zwischen dem Summationspunkt und Masse umgeschaltet wird. Dadurch bleibt der Strom durch jeden Widerstand konstant. Daraus ergibt sich ein weiterer Vorteil: Die Belastung der Referenzspannungsquelle ist konstant. Ihr Innenwiderstand braucht also nicht wie bei der vorhergehenden Schaltung Null zu sein. Der Eingangswiderstand des Netzwerkes und damit der Lastwiderstand für die Referenzspannungsquelle beträgt in dem Beispiel: Re = 2R 4R SR 16R = — 1


1028

MSB

Abb. 18.3. DA-Umsetzer mit Wechselschaltern 2_ Zmax-Z 1 =«rf r = ttrf R Zmax + Γ * " Ä Zmax + Γ k

+1

18.2.3 Leiternetzwerk Bei der Herstellung von integrierten DA-Umsetzern stößt die Realisierung genauer Widerstände mit stark unterschiedlichen Werten auf erhebliche Schwierigkeiten. Man realisiert die Gewichtung der Stufen deshalb durch Anwendung einer fortgesetzten Spannungsteilung mit Hilfe eines Leiternetzwerkes wie in Abb. 18.4. Das Grundelement eines solches Leiternetzwerkes stellt ein belasteter Spannungsteiler gemäß Abb. 18.5 dar, der folgende Eigenschaften besitzen soll: Belastet man ihn mit einem Lastwiderstand Rp, soll sein Eingangswiderstand Re ebenfalls den Wert Rp annehmen. Die Kettenabschwächung a = U2/U\ soll bei dieser Belastung

MSB

Abb. 18.4. DA-Umsetzer mit Leiternetzwerk. Dies ist die gebräuchliche Schaltung in CMOSTechnologie

14 = - « - ^ - ^ 1

18.2 DA-Umsetzer in CMOS-Technologie

?

1

ο Re-Rp

-η

-

I

1

1029

i

Abb. 18.5. Aufbau einer Stufe des Leiternetzwerkes

gleich einem vorgegebenen Wert sein. Mit diesen beiden Bedingungen erhalten wir die Dimensionierungsvorschrift: R

=

(1

~a) R

und

Rp =

{1

~a)Rq

(18.2)

In dem Fall der Dualkodierung ist α = 0,5. Wenn wir Rq = 2R vorgeben, erhalten wir: RY=R

und

Rp = 2R

(18.3)

in Übereinstimmung mit Abb. 18.4. Die Referenzspannungsquelle wird mit dem konstanten Widerstand Re

= 2R\\2R

= R

belastet. Die Ausgangsspannung des Summierverstärkers ergibt sich zu: Ua =

-RFBIk R 7 = ~U^ 7 Ü ( 8 Z 3 + 4 Z 2 + 2 Z l + Ζθ) = "t/ref « "Γ (18-4) 16K Zmax + 1 Der DA-Umsetzer in Abb. 18.4 erfordert lediglich Widerstände der Größe R, wenn man die Widerstände 2R durch Reihenschaltung von zwei Widerständen ersetzt. Daher ist die Anordnung gut geeignet für die Herstellung als monolithisch integrierte Schaltung. Dabei lassen sich leicht die erforderlichen Paarungstoleranzen für die Widerstände erreichen. Ihr Absolutwert läßt sich jedoch nicht genau festlegen. So sind Toleranzen bis zu ± 50% üblich. Entsprechend stark können natürlich auch die Ströme 4 bzw. l'k schwanken. Um trotzdem eng tolerierte Ausgangsspannungen zu erhalten, wird der Gegenkopplungswiderstand # F B mit integriert. Dadurch kürzt sich der Absolutwert von # aus der Gl. (18.4) für die Ausgangsspannung heraus. Aus diesem Grund sollte man zur Strom-SpannungsUmsetzung immer den internen Gegenkopplungswiderstand einsetzen und nie einen externen. 18.2.4 Inversbetrieb eines Leiternetzwerks Gelegentlich wird das Leiternetzwerk auch wie in Abb. 18.6 mit vertauschtem Eingang und Ausgang betrieben, da man dann keinen Verstärker zur Summation benötigt. Man muß dann allerdings die bereits erwähnten Nachteile eines hohen Spannungshubes an den Schaltern und einer ungleichmäßig belasteten Referenzspannungsquelle in Kauf nehmen.

1030

18 DA- und AD-Umsetzer U[

R

U'2

R

^3

Ia I

.

i Ra=2

2R\

i LSB

MSB

Abb. 18.6. Invers betriebenes Leiternetzwerk. Diese Schaltung wird in Umsetzern mit Spannungs-Ausgang eingesetzt R 7 R 7 Ua

=

UK(

· ζ~Π

Y+T

=

^ F K R T ' Ϊ6

Zur Berechnung der Ausgangsspannung benötigen wir den Zusammenhang zwischen den eingespeisten Spannungen Ui und den zugehörigen Knotenspannungen U!. Dabei benutzen wir den Überlagerungssatz, d.h. wir setzen alle eingespeisten Spannungen außer der betrachteten Spannung Ui gleich Null und addieren die einzelnen Anteile. Wenn wir das Netzwerk rechts und links mit dem Widerstand RL = Rp = 2R abschließen, ergibt sich voraussetzungsgemäß an jedem Knotenpunkt nach rechts und links die Belastung Rp = 2R. Daraus folgen die Spannungsanteile ISU- = ÂUi und wir erhalten durch Addition der entsprechend gewichteten Anteile die Ausgangsspannung: !

(.3.5,

Da der Innenwiderstand des Netzwerkes unabhängig von der eingestellten Zahl den konstanten Wert Ri = Rp Rq = (1 - a)Rq = R

(18.6)

besitzt, bleibt die Gewichtung auch dann erhalten, wenn der Lastwiderstand RL nicht den zunächst vorausgesetzten Wert Rp = 2R besitzt. Aus dem Ersatzschaltbild in Abb. 18.7 können wir mit Gl. (18.5) unmittelbar die Leerlaufspannung und den Kurzschlußstrom berechnen: π

Z

η

π

Z

•

τ

U

<ei

Z

U {

«

Z

Π«7Ϊ

1

Abb. 18.7. Ersatzschaltbild zur Berechnung von Leerlaufspannung und Kurzschlußstrom

18.3

1031

Leiternetzwerk zur Dekadenkopplung

10 8,1/?e

Tausender

Hunderter

100^

1000 1000

\Re

/?p=9/?e

Zehner

Einer

Abb. 18.8. Leiternetzwerk zur Dekadenkopplung

18.3

Leiternetzwerk zur Dekadenkopplung Das Leiternetzwerk in Abb. 18.4 läßt sich zur Umsetzung längerer Dualzahlen beliebig fortsetzen. Zur Umsetzung von BCD-Zahlen modifiziert man das Verfahren gemäß Abb. 18.8. Dabei verwendet man für jede Dezimalstelle einen 4stelligen DA-Umsetzer nach Abb. 18.3 oder Abb. 18.4 und verbindet diese mit einem Leiternetzwerk, das von Stufe zu Stufe die Abschwächung α = ^ bewirkt. In Gl. (18.2) müssen wir dann für Rq den Eingangswiderstand Re der DA-Umsetzerstufen einsetzen und erhalten die Kopplungswiderstände Ri = 8,1 Re und den Abschlußwiderstand Rp = 9Re, wie in Abb. 18.8 eingezeichnet. Auf diese Weise unterscheiden sich die Eingangsspannungen der DA-Umsetzerstufen jeweils um den Faktor 10, und wir erhalten für das Beispiel mit 4 Dekaden die Ausgangsspannung:

ü = — 16 \ Z 3 Η 10 Z 2 Η 100 10 100

Η

1000 wenn wir für jede Dekade ein Leiternetzwerk nach Abb. 18.4 einsetzen. 18.4 DA-Umsetzer in Bipolartechnologie

Bei den DA-Umsetzern in Bipolartechnologie lassen sich auf einfache Weise Konstantstromquellen realisieren, die die einzelnen Beiträge zum Ausgangstrom liefern. Dieses Prinzip ist in Abb. 18.9 dargestellt. Die Ströme sind nach dem Stellenwert gewichtet. Je nachdem, ob die betreffende Dualstelle Eins oder Null ist, gelangt der zugehörige Strom an den Ausgang oder wird nach Masse abgeleitet. Die Sammelschiene für den Strom 1^ muß hier nicht unbedingt auf Nullpotential liegen, da der Strom, den die Stromquellen liefern, unabhängig von der Spannung ist. Dies gilt natürlich nur innerhalb des Aussteuerungsbereiches der Konstantstromquellen (Compliance Voltage). Aus diesem Grund kann man hier einen ohmschen Lastwiderstand einsetzen und muß nicht unbedingt - wie z.B. in Abb. 18.4 - auf eine virtuelle Masse gehen.

1032

18

DA- und AD-Umsetzer

?

viyö^LSB Vjy^^1-58 U y Abb. 18.9. DA-Umsetzer mit geschalteten Stromquellen Ua = -RL

· ILSE

Z;

lk = / LSB · Z ;

I'k = ILSB(Zmax

-

Z)

Zur Erzeugung der Konstantströme verwendet man einfache Transistorstromquellen nach Abb. 4.18 auf S. 318. Wenn man dabei alle Basispotentiale gleich macht und alle Emitterwiderstände an V~ anschließt, müssen diese im umgekehrten Verhältnis stehen wie die Stellenwertigkeit. Dies führt auch im Bipolarprozess zu Toleranzproblemen. Aus diesem Grund setzt man auch hier ein Leiternetzwerk zur Stromteilung ein. Das Prinzip ist in Abb. 18.10 dargestellt. Die Stromquellenbank Τι bis T6 liegt auf gleichem Basispotential. Es stellt sich über den Operationsverstärker so ein, daß über den Referenztransistor Ti der Strom 7ref = t/ref /Rrei fließt. Dies ist für U\ = 2R · 7ref der Fall. Wenn die EmitterBasis-Spannungen der übrigen Transistoren genauso groß sind wie die von Ti, ergeben sich die eingetragenen Spannungsabfälle an den Emitterwiderständen und damit auch die gewünschte Gewichtung der Ströme. Gleiche Emitter-Basis-Spannungen ergeben sich aber selbst dann nicht, wenn die Transistoren exakt gleich sind, da die Ströme ungleich sind. Aus der Übertragungskennlinie (2.2) auf S. 42 ergibt sich: UBE =

UT\n^

Daraus folgt eine Spannungserhöhung um 18 mV bei Verdopplung des Kollektorstroms. Damit dadurch kein Fehler entsteht, betreibt man alle Transistoren mit dem gleichen Kollektorstrom. Dazu schaltet man soviele Transistoren parallel, daß durch jeden nur der Strom ILSB fließt. In integrierten Schaltungen wird

#ref Aef

R

Abb. 18.10. Erzeugung gewichteter Konstantströme. Dies ist die gebräuchliche Schaltung in Bipolar-Technologie

18.5 DA-Umsetzer für spezielle Anwendungen

1033

Η z

o

«Ll

z

\

Abb. 18.11. DA-Umsetzer mit invers betriebenem Leiternetzwerk. Diese Schaltung wird in Video-Umsetzern eingesetzt IZ Ζ Kurzschlußstrom: ho = — = I 8 Zmax + 1 Ausgangsspannung: Ua = Ik0(2R 11 RL)

dem dadurch Rechnung getragen, daß man für die höheren Ströme entsprechend großflächigere Transistoren einsetzt. Den Abschlußwiderstand 2R des Leiternetzwerkes in Abb. 18.10 darf man hier nicht an Masse anschließen, sondern man muß dazu einen Punkt wählen, der auf Emitterpotential liegt. Zu seiner Erzeugung dient der sonst nicht benutzte Transistor T6. Man kann seinen Emitter zur Vereinfachung auch zu T5 parallel schalten und die beiden Emitterwiderstände zu einem einzigen mit der Größe R zusammenfassen. Eine andere Möglichkeit zur DA-Umsetzung mit geschalteten Stromquellen ist in Abb. 18.11 dargestellt. Hier werden gleich große Ströme erzeugt, die über ein Netzwerk gewichtet am Ausgang erscheinen. Die Anordnung entspricht dem invers betriebenen Leiternetzwerk in Abb. 18.6. Die Widerstände 2R, die die Abschwächung innerhalb der Kette bewirken, müssen hier an Masse angeschlossen werden. In Reihe mit den Konstantstromquellen wären sie wirkungslos. Andererseits wird die Abschwächung in der Kette durch das Zuschalten einer Stromquelle nicht verändert, da sie einen zumindest theoretisch unendlich hohen Innenwiderstand besitzt. 18.5 DA-Umsetzer für spezielle Anwendungen 18.5.1 Verarbeitung vorzeichenbehafteter Zahlen Bei der Beschreibung der DA-Umsetzer sind wir bis jetzt davon ausgegangen, daß positive Zahlen vorliegen, die in positive (je nach Schaltung auch negative) Spannungen umgewandelt werden sollen. Hier wollen wir untersuchen, wie m a n mit den beschriebenen DA-Umsetzern bipolare Ausgangsspannungen erzeugen kann. Die übliche Darstellung für Dualzahlen mit beliebigem Vorzeichen


1034 Zweierkomplement z2 Z\ Ze z5 z4

Dezimal 127 126 1 0

0 0 0 0 1 1 1

1 -127 -128

1 1 0 0 1 0 0

1 1 0 0 1 0 0

1 1 0 0 1 0 0

1 1 0 0 1 0 0

1 1 0 0 1 0 0

1 1 0 0 1 0 0

Zo

Offset-Dual z7 z6 z5 z4

Zj>

z2 Z\

1 0 1 0 1 1 0

1 1 1 1 0 0 0

1 1 0 0 1 0 0

1 1 0 0 1 0 0

1 1 0 0 1 0 0

1 1 0 0 1 0 0

1 1 0 0 1 0 0

Analog 1 1 0 0 1 0 0

Zo 1 0 1 0 1 1 0

^l/^LSB

-255 -254 -129 -128 -127 1 0

Ua/ÜLSB 127 126 1 0

1 -127 -128

Tab. 18.1. Verarbeitung negativer Zahlen in DA-Umsetzern. [7LSB = £/ref/256

ist die Zweierkomplement-Darstellung (siehe Abschnitt 8.1.3 auf S. 658). Mit 8 bit kann man auf diese Weise den Bereich von — 128 bis +127 darstellen; dies ist in Tab. 18.1 noch einmal dargestellt. Zur Eingabe in den DA-Umsetzer verschiebt man den Zahlenbereich durch Addition von 128 nach 0 bis 255. Zahlen über 128 sind demnach positiv zu werten, Zahlen unter 128 als negativ. Die Bereichsmitte 128 bedeutet in diesem Fall Null. Diese Charakterisierung von vorzeichenbehafteten Zahlen durch rein positive Zahlen bezeichnet man als Offset-Dualdarstellung (Offset Binary). Die Addition von 128 kann man ganz einfach durch Negation des Vorzeichenbits vornehmen wie man in Tab. 18.1 erkennt. Um eine Ausgangsspannung mit dem richtigen Vorzeichen zu bekommen, macht man die Addition des Offsets wieder rückgängig, indem man auf der Analogseite 128L/LSB = |^ref subtrahiert. Dazu dient der Summierer OV2 in Abb. 18.12. Er bildet die Ausgangsspannung: Ua = -i/i - A

= Ure{

=

L7ref-|ZDO

(18.8)

Ihre Größe ist zusammen mit der Spannung U\ in Tab. 18.1 eingetragen. Die Nullpunktstabilität der Schaltung in Abb. 18.12 läßt sich verbessern, indem man zur Subtraktion des Offsets am Ausgang nicht die Referenzspannung 2/?,

DA-Umsetzer

l OV2

Z

S

Z

U

Z

3

Z

2

z

\

z

0

Abb. 18.12. DA-Umsetzer mit bipolarem Ausgang = Ure{

für 2

-128 werden einzelne Zahlen übersprungen (Missing Code). Bei noch größeren Abweichungen kann die Zahl Ζ bei Vergrößerung der Eingangsspannung sogar abnehmen (Monotoniefehler). 18.8.2 Dynamische Fehler

Bei der Anwendung von AD-Umsetzern kann man zwei Bereiche unterscheiden, nämlich einerseits den Einsatz in Digitalvoltmetern und andererseits den Einsatz in der Signalverarbeitung. Bei Digitalvoltmetern geht man davon aus,


1046

Üe

-Δί.

Abb. 18.24. Wirkung Apertur-Jitters

des

daß die Eingangsspannung während der Umsetzdauer konstant ist. Bei der Signalverarbeitung hingegen ändert sich die Eingangsspannung fortwährend. Zur digitalen Verarbeitung entnimmt man aus dieser Wechselspannung Proben in äquidistanten Zeitabständen mit Hilfe eines Abtast-Halte-Gliedes. Diese Proben werden mit einem AD-Umsetzer digitalisiert. Wie wir im Kapitel 21.1 auf S. 1134 zeigen werden, repräsentiert die entstehende Zahlenfolge {Z} nur dann das kontinuierliche Eingangssignal ohne Informationsverlust, wenn das Abtasttheorem erfüllt ist. Die Abtastfrequenz fa muß demnach mindestens doppelt so groß sein wie die höchste Signalfrequenz / max . Daraus ergibt sich die Forderung, daß die Umsetzdauer des AD-Umsetzers und die Einstellzeit des Abtast-Halte-Gliedes zusammen kleiner als l/(2/ max ) ist. Um diese Forderung mit erträglichem Aufwand realisieren zu können, begrenzt man die Bandbreite des Signals auf den unbedingt erforderlichen Wert. Deshalb schaltet man meist ein Tiefpaßfilter vor. Zur Beurteilung der Genauigkeit muß man deshalb die Eigenschaften von AD-Umsetzer und Abtast-Halte-Glied gemeinsam betrachten. Es gibt z.B. keinen Sinn, einen 12 bit-AD-Umsetzer mit einem Abtast-Halte-Glied zu betreiben, das sich innerhalb der zur Verfügung stehenden Zeit nicht auf 1/4096 ^ 0,025% des Aussteuerbereichs einstellt. Ein zusätzlicher dynamischer Fehler wird durch die Unsicherheit des AbtastAugenblickes (Apertur-Jitter) verursacht. Wegen der Aperturzeit tA des AbtastHalte-Gliedes wird der Meßwert erst verspätet entnommen. Wenn die Aperturzeit konstant ist, wird aber jeder Meßwert um dieselbe Zeit verzögert. Deshalb ist eine äquidistante Abtastung trotzdem gewährleistet. Wenn die Aperturzeit aber wie in Abb. 18.24 um den Apertur-Jitter Δί^ schwankt, entsteht ein Meßfehler, der gleich der Spannungsänderung AU in dieser Zeit ist. Zur Berechnung des maximalen Fehlers AU denken wir uns als Eingangssignal eine Sinusschwingung mit der maximal vorgesehenen Frequenz / max . Die größte Steigung tritt im Nulldurchgang auf:

du dt t=o Daraus erhalten wir den Amplitudenfehler: AU =

ÜcomaxAtA

18.9 Ausführung von AD-Umsetzern

1047

Wenn er kleiner sein soll als die Quantisierungsstufe L^SB des AD-Umsetzers, ergibt sich daraus für den Apertur-Jitter die Bedingung Δί Α < ^

-

= T77^

(18·13)

Bei hohen Signalfrequenzen ist diese Forderung sehr schwer zu erfüllen, wie folgendes Zahlenbeispiel zeigt: Bei einem 8 bit-Umsetzer ist Ltsß/^max = 1/255. Wenn die maximale Signalfrequenz 10 MHz betragen soll, muß nach Gl. (18.13) der Apertur-Jitter kleiner als 125 ps sein. 18.9 Ausführung von AD-Umsetzern 18.9.1 Parallelverfahren Abbildung 18.25 zeigt eine Realisierung des Parallelverfahrens für 3 bit-Zahlen. Mit einer 3 bit-Zahl kann man 8 verschiedene Zahlen einschließlich der Null dar-

Abb. 18.25. AD-Umsetzer nach dem Parallelverfahren


1048 Eingangsspannung U./ÜISB 0 1 2 3 4 5 6 7

Dualzahl

Komparatorzustände

0 0 0 0 0 0 0 1

k6

h

0 0 0 0 0 0 1 1

0 0 0 0 0 1 1 1

0 0 0 0 1 1 1 1

h k2

*1

z2

Z\

0 0 0 1 1 1 1 1

0 1 1 1 1 1 1 1

0 0 0 0 1 1 1 1

0 0 1 1 0 0 1 1

0 0 1 1 1 1 1 1

Dezimaläquivalent Ζ

0 1 0 1 0 1 0 1

0 1 2 3 4 5 6 7

Tab. 18.6. Variablenzustände im parallelen AD-Umsetzer in Abhängigkeit von der Eingangsspannung

stellen. Man benötigt demnach 7 Komparatoren. Die zugehörigen sieben äquidistanten Referenzspannungen werden mit Hilfe eines Spannungsteilers erzeugt. Legt man nun eine Eingangsspannung an, die beispielsweise zwischen |(7LSB und |I7LSB hegt, liefern die Komparatoren 1 bis 3 eine Eins und die Komparatoren 4 bis 7 eine Null. Man benötigt nun eine Logik, die diese Komparatorzustände in die Zahl 3 übersetzt. In Tab. 18.6 haben wir den Zusammenhang zwischen den Komparatorzuständen und der zugehörigen Dualzahl aufgestellt. Wie der Vergleich mit Tab. 8.7 auf S. 669 zeigt, kann man die erforderliche Umwandlung mit einem Prioritätsdecoder vornehmen, wie wir ihn im Abschnitt 8.3 kennengelernt haben. Man darf jedoch den Prioritätsdecoder nicht unmittelbar an den Ausgängen der Komparatoren anschließen. Wenn nämlich die Eingangsspannung nicht konstant ist, können im Dualcode vorübergehend völlig falsche Zahlenwerte auftreten. Nehmen wir als Beispiel den Übergang von drei auf vier, also im Dualcode von 011 auf 100. Wenn sich die höchste Stelle infolge kürzerer Laufzeiten früher ändert als die beiden anderen, entstellt vorübergehend die Zahl 111, also sieben. Das entspricht einem Fehler des halben Meßbereiches. Da man in der Regel das Ergebnis der AD-Umsetzung in einen Speicher übernimmt, besteht also eine gewisse Wahrscheinlichkeit, diesen völlig falschen Wert zu erwischen. Abhilfe kann man z.B. dadurch schaffen, daß man eine Änderung der Eingangsspannung während der Meßzeit mit Hilfe eines Abtast-Halte-Gliedes verhindert. Man benötigt dazu allerdings sehr schnelle Abtast-Halte-Glieder um die Bandbreite eines AD-Umsetzers nach dem Parallelverfahren nicht zu beeinträchtigen. Außerdem ist damit noch nicht sichergestellt, daß sich die Ausgangszustände der Komparatoren nicht doch ändern, weil schnelle Abtast-Halte-Glieder eine beachtliche Drift besitzen. Diese Probleme lassen sich jedoch vermeiden, wenn man nicht den Analogwert vor den Komparatoren, sondern den Digitalwert dahinter speichert. Dazu dienen dieflankengetriggertenD-Flip-Flops in Abb. 18.25 hinter jedem Komparator. Auf diese Weise wird sichergestellt, daß der Prioritätsdecoder für eine ganze

18.9

Ausführung von AD-Umsetzem

1049

Abb. 18.26. Komparator- Eingang Speicher-Flip-Flop

mit

Taktperiode konstante Eingangssignale erhält. Vor dem Eintreffen der nächsten Triggerflanke stehen dann am Ausgang des Prioritätsdecoders stationäre Daten zur Verfügung. Die Möglichkeit, ein digitales Abtast-Halte-Glied einzusetzen, ist ein besonderer Vorzug des Parallelverfahrens. Es bietet die Voraussetzung für eine Hochgeschwindigkeits-AD-Umsetzung. Analoge Abtast-Halte-Glieder lassen sich selbst mit großem Aufwand für hohe Frequenzen nicht mit der erforderlichen Genauigkeit realisieren. Der Abtastaugenblick wird durch die Triggerflanke des Taktes bestimmt. Er liegt um die Komparatorlaufzeit vor dieser Flanke. Die Laufzeitdifferenzen bestimmen demnach den Apertur-Jitter. Um die im vorhergehenden Abschnitt geforderten niedrigen Werte erreichen zu können, hält man die Signallaufzeit vom Analogeingang bis zu den Speichern so klein wie möglich. Aus diesem Grund wird bei den meisten Ausführungen der Speicher in den Komparator mit einbezogen und unmittelbar hinter den Analogeingang verlegt. Die resultierende Eingangsschaltung eines solchen Komparators ist in Abb. 18.26 dargestellt [18.4]. Steht der Schalter S in der linken Stellung, arbeiten die Transistoren Ti, T2 als Komparator. Wenn der Schalter nach rechts umgeschaltet wird, wird der Komparator Ti, T2 abgeschaltet und dafür das Flip-Flop T3, T4 eingeschaltet. Das Flip-Flop speichert dann den Zustand, der am Komparator-Ausgang angelegen hat. Dazu ist es nicht einmal erforderlich, daß der Komparator schon voll umgeschaltet hat. Da das Flip-Flop ebenfalls als Differenzverstärker aufgebaut ist, entscheiden Differenzen von wenigen Millivolt darüber, ob das Flip-Flop in den einen oder den anderen Zustand kippt. Auf diese Weise läßt sich der AperturJitter bis auf wenige Picosekunden reduzieren. In Tab. 18.7 sind AD-Umsetzer, die nach dem Parallelverfahren arbeiten, zusammengestellt. Von einigen Herstellern gibt es daneben noch Typen mit 4 bit und 6 bit. Man erkennt, daß die Umsetzer in CMOS-Teehnologie die geringste Verlustleistung besitzen. Für Taktfrequenzen über 100 MHz sind Umsetzer in ECL-Technik vorzuziehen, da man hier weniger Probleme mit dem Timing und mit den Störsignalen hat.


1050 Typ

Hersteller

Abtastfrequenz max

8 bit ADC 307 ADC 309 HI 3026 MAX 104 MAX 1114 MAX 1150 MAX 1151 TDA8718 TDA8793 CXA 1276 SPT7710 SPT7750 SPT7760

Datei Datei Harris Maxim Maxim Maxim Maxim Philips Philips Sony SPT SPT SPT

125 MHz 500 MHz 140 MHz 1000 MHz 150 MHz 500 MHz 750 MHz 600 MHz 100 MHz 500 MHz 150 MHz 500 MHz 1000 MHz

-5,2 V -5,2 V + 5V ±5V -5,2 V -5,2 V -5,2 V -5,2 V + 3,3V -5,2 V -5,2 V -5,2 V -5,2 V

870 mW 2800 mW 360 mW 3500 mW 2200 mW 5500 mW 5500 mW 990 mW 150 mW 2800 mW 2200 mW 5500 mW 5500 mW

10 bit AD 9020 AD 9060 TDA8762

Analog D. Analog D. Philips

60 MHz 75 MHz 80 MHz

±5V ±5V + 5V

2800 mW 2800 mW 380 mW

Betriebsspannung

Verlustleistung

Eing. Kapazität

Apertur Jitter

6pF 21 pF

lips 10 ps

10 pF 15 pF 15 pF 5pF 2pF

5ps 2ps 2ps

10 pF 15pF 15 pF

5ps 2ps 2ps

45 pF 45 pF 5pF

5ps 5ps

Logik Familie

ECL ECL TTL ECL ECL ECL ECL ECL CMOS ECL ECL ECL ECL TTL ECL CMOS

Tab. 18.7. Typische Daten von AD-Umsetzern, die nach dem Parallelverfahren arbeiten (Flash-Converter)

Die Linearität der AD-Umsetzer ist bei niedrigen Signal-Frequenzen gleich der Auflösung ± \ LSB, zum Teil sogar ± \ LSB. Bei hohen Signalfrequenzen steigt die Nichtlinearität jedoch an. Dadurch wird das niedrigste oder sogar auch das zweitniedrigste Bit unbrauchbar. Entsprechend erhöht sich das Quantisierungsrauschen nach Gl. (18.12) um 6 bzw. 12 dB [18.5]. 18.9.2 Kaskadenumsetzer

Ein Nachteil des Parallelverfahrens besteht darin, daß die Zahl der Komparatoren exponentiell mit der Wortbreite exponentiell ansteigt. Für einen lObit-Umsetzer benötigt man beispielsweise bereits 1023 Komparatoren. Man kann diesen Aufwand wesentlich reduzieren, indem man Zugeständnisse an die Umwandlungsgeschwindigkeit macht. Dazu kombiniert man das Parallelverfahren mit dem Wägeverfahren. Einen 10 bit-Umsetzer realisiert man nach diesem erweiterten Parallelverfahren dadurch, daß man in einem ersten Schritt die oberen 5 bit parallel umwandelt, wie es in dem Blockschaltbild in Abb. 18.27 dargestellt ist. Das Ergebnis stellt den grob quantisierten Wert der Eingangsspannung dar. Mit einem DAUmsetzer bildet man die zugehörige Analogspannung und subtrahiert diese von der Eingangsspannung. Der verbleibende Rest wird mit einem zweiten 5 bit-ADUmsetzer digitalisiert.


AbtastHalte-Glied

1051

5 bit ADU parallel

5 bit DAU

5bit ADU parallel

1

1

Abb. 18.27. Prinzip eines Kaskadenumsetzers Z-Z

A

-1023-^L

Wenn man die Differenz zwischen Grobwert und Eingangsspannung mit dem Faktor 32 verstärkt, kann man zwei AD-Umsetzer mit demselben Eingangsspannungsbereich verwenden. Ein Unterschied zwischen den beiden Umsetzern besteht allerdings in der Genauigkeitsanforderung: Sie muß bei dem ersten 5 bitAD-Umsetzer so gut sein wie bei einem lObit-Umsetzer, da sonst die gebildete Differenz irrelevant ist. Parallele AD-Umsetzer mit einer derart hohen Linearität sind aber nicht erhältlich und für höhere Signalfrequenzen auch nicht realisierbar. Die Folge davon ist, daß das Differenzsignal aus dem Feinbereich herausläuft und den zweiten AD-Umsetzer übersteuert. Dadurch treten im Ausgangssignal schwerwiegende Fehler (Missing Codes) auf. Dieses Problem läßt sich beseitigen, indem man die Verstärkung des Differenzsignals auf 16 halbiert wie Abb. 18.28 zeigt. Dadurch wird dann das Bit z5 sowohl vom Grob- als auch vom Feinquantisierer gebildet. Läuft nun das Feinsignal wegen Linearitätsfehlern des Grobquantisierers aus dem vorgesehenen Bereich

AbtastHalte-Glied

5 bit ADU parallel

5 bit DAU

6 bit ADU parallel

1 t *Uref

zs

Digitale Fehlerkorrektur

1 1 ( 1 1 1 VT Abb. 18.28. Kaskadenumsetzer mit digitaler Fehlerkorrektur

Z

0


1052 Typ

8 bit AD 7822 AD 9281 AD 9283 ADS831 HI 1175 LTC 1406 ADC1173 CXA3256 SPT7734 TLC5540 10 bit AD 9071 AD 9057 AD 9410 ADS 820 ADS824 ADS 325 HI 5767-6 MAX 1164 ADC 10321 SPT7871 12 bit AD 6640 AD 9220 AD 9225 AD 9432 ADS 803 ADS 808 HI 5764 HI 5808 HI 5865 ADC 12281 CLC952 CLC5956 MAX 1172 SPT7935 16 bit AD 9260 ADC 16061

Hersteller

Abtastfrequenz max

Betriebsspannung

Analog D. Analog D. Analog D. Burr B. Harris Lin. Tech. National Sony SPT Texas I.

2 MHz 30 MHz 100 MHz 80 MHz 20 MHz 200 MHz 15 MHz 120 MHz 40 MHz 40 MHz

+ 3,3V + 3,3V + 3,3V + 5V + 5V + 5V + 3V

Analog D. Analog D. Analog D. Burr B. Burr B. Datei Harris Maxim National SPT

100 MHz 60 MHz 200 MHz 20 MHz 70 MHz 20 MHz 60 MHz 100 MHz 20 MHz 100 MHz

+ 5V + 5V + 5V + 5V + 5V + 5V + 5V + 5V + 5V ±5V

100 mW 1300 mW

Analog D. Analog D. Analog D. Analog D. Burr B. Burr B. Harris Harris Harris National Natinal National Maxim SPT

65 MHz 10 MHz 25 MHz 100 MHz 5 MHz 75 MHz 40 MHz 10 MHz 65 MHz 20 MHz 41MHz 65 MHz 30 MHz 20 MHz

+ 5V + 5V + 5V + 5V + 5V + 5V + 5V + 5V + 3V + 5V ±5V + 5V ±5V + 3,3V

710 mW 250 mW 300 mW 750 mW 120 mW 670 mW 225 mW 300 mW 450 mW 400 mW 660 mW 615 mW 1100 mW 75 mW

+ 2,4V + 1V + 1V intern — intern

— 2,4 V intern — —

Bipolar CMOS CMOS BiCMOS CMOS CMOS CMOS CMOS CMOS CMOS BiCMOS Bipolar TTL CMOS

Analog D. National

2,5 MHz 2,5 MHz

+ 5V + 5V

500 mW 390 mW

IV —

BiCMOS CMOS

+ 5V + 5V

Verlustleistung

Referenz

Technologie BiCMOS BiCMOS BiCMOS CMOS CMOS

30 70 90 275 60 150 40 340 170 85

mW mW mW mW mW mW mW mW mW mW

+ 2,5V + 1V + 1,2V intern — — —

600 200 800 200 315 135 310

mW mW mW mW mW mW mW

+ 2,5V + 2,5V intern intern intern — 2,5 V intern

— —

±1 V

3,5 V

CMOS CMOS TTL CMOS BiCMOS BiCMOS BiCMOS CMOS CMOS CMOS CMOS CMOS TTL

Tab. 18.8. Analog-Digital-Umsetzer, die nach dem Kaskadenverfahren arbeiten (Half-Flash Converter, Two-Step Flash-Converter, Pipeline Converter)

heraus, läßt sich der Grobwert mittels z'5 um Eins erhöhen bzw. erniedrigen. Auf diese Weise lassen sich Linearitätsfehler des Grobquantisierers bis auf ± ^ LSB korrigieren. Seine Linearität braucht bei der Schaltung in Abb. 18.28 im Unterschied zur vorhergehenden nicht besser zu sein als die Auflösung. Lediglich der DA-Umsetzer muß die volle 10-bit-Genauigkeit besitzen [18.5]. Für die Fehler-

18.9 Ausführung von AD-Umsetzem

1053

korrektur müssen der Grob- und Feinbereich um mindestens 1 bit überlappen. Um die Auflösung des ganzen Umsetzers dadurch nicht zu reduzieren, besitzt hier der Feinquantisierer ein zusätzliches Bit. Grob- und Feinwerte müssen natürlich jeweils von derselben Eingangsspannung Ue(tj) gebildet werden. Wegen der Laufzeit durch die erste Stufe entsteht jedoch eine zeitliche Verzögerung. Deshalb muß die Eingangsspannung bei diesem Verfahren mit einem analogen Abtast-Halte-Glied konstant gehalten werden, bis die ganze Zahl gebildet ist. Dies ist ein schwerwiegender Nachteil gegenüber dem reinen Parallel-Verfahren. In Tab. 18.8 sind einige Kaskaden-AD-Umsetzer zusammengestellt. 18.9.3 Wägeverfahren

Der prinzipielle Aufbau eines AD-Umsetzers nach dem Wägeverfahren ist in Abb. 18.29 dargestellt. Der Komparator vergleicht den gespeicherten Meßwert mit der Ausgangsspannung des DA-Umsetzers. Beim Meßbeginn wird die Zahl Ζ auf Null gesetzt. Anschließend wird das höchste Bit (MSB) auf Eins gesetzt und geprüft, ob die Eingangsspannung größer als U(Z) ist. Ist das der Fall, bleibt es gesetzt. Andernfalls wird es wieder gelöscht. Damit ist das höchste Bit „gewogen". Dieser Wägevorgang wird anschließend für jedes weitere Bit wiederholt, bis zum Schluß auch das niedrigste Bit (LSB) feststeht. Auf diese Weise entsteht in dem Register eine Zahl, die nach der Umsetzung durch den DAU eine Spannung ergibt, die innerhalb der Auflösung [/LSB mit Ue übereinstimmt. Damit wird: U(Z)

=

= Ue also

Ure{-

Z =

^-

(18.14)

Wenn sich die Eingangsspannung während der Umwandlungszeit ändert, benötigt man ein Abtast-Halte-Glied zur Zwischenspeicherung der entnommenen Funktionswerte, damit alle Stellen von derselben Eingangsspannung Ue(tj) gebildet werden. Ohne Abtast-Halte-Glied kann ein Fehler entstehen, der gleich der Änderung der Eingangsspannung während der Umsetzdauer ist [18.7]. AbtastHalte-Glied

D^

Successive Approximation Register

1

Ζ U(Z)

DAUmsetzer

Ζ

«.ja Abb. 18.29. AD-Umsetzer nach dem Wägeverfahren

Ζ

1054

18

DA- und AD-Umsetzer

7.Schritt

P.Schritt

Abb. 18.30. Flußdiagramm für den Ablauf des Wägeverfahrens

Das Flußdiagramm für die ersten drei Wägeschritte ist in Abb. 18.30 dargestellt. Man erkennt, daß in jedem Schritt entschieden wird, ob das betreffende Bit Eins oder Null ist. Die zuvor ermittelten Bits bleiben unverändert. Der zeitliche Verlauf des Wägevorganges ist in Abb. 18.31 für die Spannung U(Z) und in Abb. 18.32 für die Zahl Ζ dargestellt. Jedes Bit wird versuchsweise gesetzt. Wenn dadurch die Eingangsspannung überschritten wird, wird es gleich wieder gelöscht. Nach 8 Wägeschritten ist dann in diesem Beispiel die Umsetzung abgeschlossen. Gesteuert wird die Umsetzung von dem SAR (Successive Approximation Register). Seine prinzipielle Arbeitsweise soll anhand von Abb. 18.33 erklärt werden. Bei Meßbeginn werden mit dem Reset-Signal R alle Flip-Flops gelöscht. In dem Schieberegister Fj bis FJ wird dann eine Eins bei jedem Takt um eine Position weiter nach rechts geschoben. Dadurch werden die Bits z7 bis z0 der Reihe nach versuchsweise auf Eins gesetzt. Das jeweilige Wägeresultat wird in den LatchFlip-Flops F7 bis Fo gespeichert, indem der betreffende Komparatorzustand D

UiZH D z

l

Z z

l

S

Z

Z

S

2

z

\

1

1

0

υ.

z

s

0 0

Ü 1

z3

-\ =0 =0 = 1 = 1 =0 = 1

1

2

Z,

1

2

3

Λ

5

6

Abb. 18.31. Verlauf von U(Z)

7

8 Schritt

1

1

Z

0

0 1

Z

Q

Abb. 18.32. Verlauf von Ζ

Abb. 18.31/32 Zeitlicher Verlauf einer AD-Umsetzung nach dem Wägeverfahren

1 0


1055

Abb. 18.33. Beispiel für die Realisierung des Successive Approximation Registers SAR eingelesen wird. Dabei wird jeweils nur dasjenige Latch-Flip-Flop über den CEingang freigegeben, dessen zugehöriges Bit gerade getestet wird. Wenn auch das niedrigste Bit z0 feststeht, wird das letzte Flip-Flop F des Schieberegisters gesetzt. Es zeigt an, daß die Umsetzung abgeschlossen ist (Conversion Complete, CC). Wegen des ODER-Gatters am D-Eingang behält es diesen Zustand auch bei weiteren Taktimpulsen bei. Es wird erst zusammen mit dem Ergebnis bei Beginn der nächsten Messung gelöscht. Die Wahrheitstafel des Successive Approximation Registers ist in Tab. 18.9 dargestellt. Man sieht, daß alle Ausgänge mit dem Resetsignal gelöscht werden. Eine Ausnahme bildet lediglich das Bit z7, das schon die Eins für den ersten Wägevorgang aufweist. Bei jedem Schritt Γ wird dann die Entscheidung D des Komparators in der betreffenden Stelle gespeichert und gleichzeitig das nächste niedrigere Bit gewogen. Man erkennt in der Wahrheitstafel die Funktion des Schieberegisters. Nach 8 Schritten ist die Eins am Conversion Complete-Ausgang CC angekommen, und die Umsetzung ist beendet. Dann steht das Ergebnis Ζ parallel zur Verfügung. Man kann es aber auch am Komparator-Ausgang in serieller Form erhalten.

0 1 2 3 4 5 6 7 8

R 1 0 0 0 0 0 0 0 0

D D7 D7

D6 D5

A A

D2

A Do

1 D7 D7 D7 D7 D7 D7 D7 D7

0 1 D6 D6 De D6 D6 De D6

0 0 1 Ds Ds D5 D5 D5

D5

z4 0 0 0 1

A D4 D4

D4 D4

0 0 0 0 1 Ds

A A

A

z2 0 0 0 0 0 1 D2 D2 D2

Z\

0 0 0 0 0 0 1

A A

z0 0 0 0 0 0 0 0 1

A)

Tab. 18.9. Wahrheitstafel des Successive Approximation Registers

CC 0 0 0 0 0 0 0 0 1


1056 Kanäle

Umsetzdauer

Maxim Maxim Texas I. Texas I. Texas I.

8 4 1 1 8

20 20 2,5 13 13

ps ps ps us ps

+ 3,3V + 3,3V + 5V + 3,3V + 3,3V

0,5 0,5 7,5 2,5 2,5

12 bit AD 7858 AD 7896 ADS 1286 ADS 7834 ADS 7825 HI 5810 LTC 1401 LTC 1404 LTC 1412 MAX 146 MAX 191 MAX 1240 MAX 1246 ADC 12041 ADC 12130 ADC 12138 ADC 12662 TLV2543 TLV5619

Analog D. Analog D. Burr B. Burr B. Burr B. Harris Lin. Tech. Lin. Tech. Lin. Tech. Maxim Maxim Maxim Maxim National National National National Texas I. Texas I.

8 1 1 1 8 1 1 1 1 8 1 1 4 1 2 8 2 11 1

5 us 10 ps 50 ps 2ps 2ps 10 ps 5ps 1,5 ps 0,3 ps 6 us 10 us 6ps 6ps 4ps 9 us 0,6 ps 10 ps 1 us

+ 3,3V + 3,3V + 5V + 5V + 5V + 5V + 3,3V + 5V + 5V + 3,3V + 5V + 3,3V + 3,3V + 5V + 3,3V + 3,3V + 5V + 3,3V + 3,3V

16 bit AD 976 AD 977 ADS 7821 ADS 7825 LTC 1605 MAX 195

Analog D. Analog D. Burr B. Burr B. Lin. Tech. Maxim

1 1 1 4 1 1

10 10 10 25 10 12

+ 5V + 5V + 5V + 3,3V + 5V + 5V

Typ

Hersteller

8 bit MAX 1110 MAX1111 TLC0820 TLV0831 TLV0838

9ps

ps ps ps ps ps ps

Betriebsspannung

Referenz

Ausgang

mW mW mW mW mW

2V 2V —

lbit lbit 8 bit lbit lbit

15 mW 10 mW 3 mW 15 mW 10 mW 30 mW 15 mW 75 mW 150 mW 5 mW 15 mW 5 mW 5 mW 35 mW 15 mW 15 mW 200 mW 8 mW 4 mW

2,5 V

Verlustleistung

80 80 80 50 55 20

mW mW mW mW mW mW

ja

— —

2,5 V 2,5 V — —

2,4 V 2,5 V 2,5 V 4V

2,5 V 2,5 V — — — — — —

2,5 2,5 2,5 2,5 2,5

V V V V V —

lbit lbit lbit lbit 12 bit 12 bit lbit lbit 12 bit lbit 12 bit lbit lbit 12 bit lbit lbit 12 bit lbit 12 bit 16 bit lbit 16 bit 16 bit 1/8 bit lbit

Tab. 18.10. Analog-Digital-Umsetzer, die nach dem Wägeverfahren arbeiten. Alle Typen enthalten ein Abtast-Halte-Glied. Die meisten 3,3 V-Typen lassen sich auch mit 5 V betreiben. 1 bit = serieller Ausgang

Einige Beispiele für Umsetzer nach dem Wägeverfahren sind in Tab. 18.10 zusammengestellt. 18.9.4 Zählverfahren Die AD-Umsetzung nach dem Zählverfahren erfordert den geringsten Schaltungsaufwand. Allerdings ist die Umsetzdauer wesentlich größer als bei den anderen Verfahren. Sie liegt in der Regel zwischen 1 ms und 1 s. Das genügt jedoch bei langsam veränderlichen Signalen, wie sie z.B. bei der Temperaturmessung

18.9 Ausführung von AD-Umsetzern U/D

U(Z)

1057 Vorw./Rückw. Zähler

DAUmsetzer

iz Abb. 18.34. AD-Umsetzer nach dem Nachlaufverfahren. Ζ = ( Z m a x + l)[/ß/C/ref

auftreten. Auch in Digitalvoltmetern benötigt man keine größere Geschwindigkeit, weil man das Ergebnis doch nicht schneller ablesen kann. Es gibt verschiedene Realisierungsformen für das Zählverfahren, von denen wir die wichtigsten im folgenden behandeln wollen. Die größte Bedeutung besitzt das „Dual-Slope"Verfahren, weil sich dabei mit geringem Aufwand die größte Genauigkeit erreichen läßt. Kompensationsverfahren

Der Kompensations-AD-Umsetzer in Abb. 18.34 ist eng verwandt mit dem Wägeverfahren in Abb. 18.29. Der wesentliche Unterschied besteht darin, daß hier statt des SA-Registers ein Vorwärts-Rückwärtszähler eingesetzt wird. Der Komparator vergleicht die Eingangsspannung Ue mit der Kompensationsspannung U(Z). Ist die Differenz positiv, läßt er den Zähler vorwärts zählen, sonst rückwärts. Dadurch läuft die Kompensationsspannung so weit, bis sie die Eingangsspannung erreicht hat, und folgt ihr dann bei Veränderungen. Aus diesem Grund bezeichnet man die Schaltung auch als nachlaufenden AD-Umsetzer (Tracking ADC). Ein Schönheitsfehler der einfachen Schaltung in Abb. 18.34 besteht darin, daß der Zähler nie zur Ruhe kommt, sondern immer um 1 LSB um die Eingangsspannung hin und her pendelt, da der Takt nie abgeschaltet wird. Wenn dies stört, kann man den einfachen Komparator zu einem Fensterkomparator erweitern. Damit läßt sich dann der Takt blockieren, wenn die Kompensationsspannung U(Z) die Eingangsspannung Ue bis auf ± |(7LSB erreicht hat. Den Wegfall der Steuerlogik gegenüber dem Wägeverfahren erkauft man sich durch eine beträchtliche Einbuße an Umsetzgeschwindigkeit, da sich die Kompensationsspannung nur in Schritten von £/LSB ändert. - Wenn sich die Eingangsspannung nur langsam ändert, kann sich jedoch auch hier eine kurze Einstellzeit ergeben, da infolge der Nachlaufeigenschaft die Approximation kontinuierlich erfolgt und nicht wie beim Wägeverfahren immer bei Null beginnt.


1058 Ein-Rampen-Verfahren (Single Slope)

Der in Abb. 18.35 dargestellte Sägezahn-AD-Umsetzer kommt ohne DAU aus. Das Prinzip beruht darauf, zunächst die Eingangsspannung in eine dazu proportionale Zeit zu übersetzen. Dazu dient der Sägezahngenerator in Verbindung mit dem Fensterkomparator Ki, K2 und Gi. Die Sägezahnspannung läßt man von negativen auf positive Werte ansteigen gemäß:

Am Ausgang des Äquivalenz-Gatters Gi ergibt sich nur so lange eine Eins, wie sich die Sägezahnspannung zwischen den beiden Schranken 0 und Ue befindet. Die entsprechende Zeit beträgt Δί = rUe/UTef. Sie wird durch Abzählen der Schwingungen des Quarzoszillators gemessen. Setzt man den Zähler zu Beginn der Messung auf Null, ergibt sich nach dem Überschreiten der oberen Komparatorschwelle der Zählerstand

Z = f = r/A

(18.15)

Legt man eine negative Meßspannung an, erfolgt zuerst der Meßspannungsdurchgang und dann der Nulldurchgang. Aus dieser Reihenfolge läßt sich also das Vorzeichen der Meßspannung bestimmen. Die Meßdauer ist dieselbe; sie hängt nur vom Betrag der Meßspannung ab. Nach jeder Messung muß man den Zähler wieder auf Null stellen und die Sägezahnspannung auf ihren negativen Anfangswert bringen. Um trotzdem eine stehende Ausgabe zu erhalten, ist es üblich, das alte Zählergebnis zu speichern, bis ein neues zur Verfügung steht. Wie man in GI. (18.15) erkennt, geht die Toleranz der Zeitkonstante τ voll in die Meßgenauigkeit ein. Da sie durch ein i^C-Glied bestimmt wird, unterliegt sie der Temperatur- und Langzeitdrift des Kondensators. Aus diesem Grund ist eine Genauigkeit unter 0,1% nur schwer zu erreichen.

Abb. 18.35. AD-Umsetzer nach dem Single-Slope-Verfahren. Ζ = τ· f · Ue/Ure{

18.9

1059

Ausführung von AD-Umsetzem

Zwei-Rampen-Verfahren (Dual Slope)

Bei dem Dual-Slope-Verfahren wird nicht nur die Referenzspannung, sondern auch die Eingangsspannung integriert. Im Ruhezustand sind die Schalter Si und S2 in Abb. 18.36 offen, S3 ist geschlossen. Dadurch wird die Ausgangsspannung des Integrators Null. Bei Meßbeginn wird der Zähler gelöscht, der Schalter S3 geöffnet, und Si geschlossen. Dadurch wird die Eingangsspannung Ue integriert. Wenn sie positiv ist, wird der Integrator-Ausgang negativ und der Komparator gibt den Taktgenerator frei. Das Ende der ersten Integrationsphase t\ ist erreicht, wenn der Zähler nach Zmax + 1 Takten überläuft und damit wieder auf Null steht. Anschließend wird die Referenzspannung integriert; dazu wird der Schalter Si geöffnet und der S2 geschlossen. Da sie negativ ist, steigt die Ausgangsspannung des Integrators jetzt wieder. Die zweite Integrationsphase ist beendet, wenn Uj bis auf Null angestiegen ist. Dann geht der Komparator auf Null und stoppt damit den Zähler. Der Zählerstand ist gleich der Zahl der Taktimpulse während der Zeit t2 und damit proportional zur Eingangsspannung. Der Zusammenhang zwischen der Eingangsspannung Ue und dem Ergebnis Ζ läßt sich direkt angeben, wenn man die Integration ausrechnet und berücksichtigt, daß die Integration bei 0 V beginnt und bei 0 V endet. Aus 1 ftl 1 fh ι RL Jo

(18.16)

R^ Jo

folgt, wenn man Ue als konstant annimmt:

Mit -

(Z„

und

f2 = ZT

(18.17)

folgt JRC

l)T-—Ure{ZT

= 0

Schalter Steuerung

Zähler

RCO

Abb. 18.36. AD-Umsetzer nach dem Dual-Slope-Verfahren Ζ = ( Z m a x + l)Ue/Ure{


1060

Abb. 18.37. Zeitlicher Verlauf der Integrator-Ausgangsspannung für verschiedene Eingangsspannungen

Man sieht, daß sich die Zeitkonstante RC und die Taktdauer Τ aus de Gleichung herauskürzen. Damit erhält man: Ue (Zmax + 1) Τ + Ure{ZT = 0 Auflösen nach Ζ liefert das Ergebnis: Ζ =

- ( Z m a x + 1)

(18.18)

Nach dieser Gleichung besteht das hervorstehende Merkmal des Dual-SlopeVerfahrens darin, daß weder die Taktfrequenz l/T noch die Integrationszeitkonstante τ = RC in das Ergebnis eingehen. Man muß lediglich fordern, daß die Taktfrequenz während der Zeit t\ + t2 konstant ist. Diese Kurzzeitkonstanz läßt sich mit einfachen Taktgeneratoren erreichen. Aus diesen Gründen kann man mit dem Verfahren leicht Genauigkeiten von 0,01% = 100 ppm realisieren [18.8]. Wie wir bei der Herleitung gesehen haben, geht nicht der Momentanwert der Meßspannung in das Ergebnis ein, sondern nur ihr Mittelwert über die Meßzeit t\. Daher werden Wechselspannungen um so stärker abgeschwächt, je höher ihre Frequenz ist. Wechselspannungen, deren Frequenz gleich einem ganzzahligen Vielfachen von \/t\ ist, werden vollständig unterdrückt. Es ist daher günstig, die Frequenz des Taktgenerators so zu regeln, daß t\ gleich der Schwingungsdauer der Netzwechselspannung oder einem Vielfachen davon wird. Dann werden alle Brummstörungen eliminiert. Da man mit dem Dual-Slope-Verfahren mit wenig Aufwand hohe Genauigkeit und Störunterdrückung erzielen kann, wird es bevorzugt in Digitalvoltmetern eingesetzt. Dort stört die relativ große Umsetzdauer nicht. Der Zähler in Abb. 18.36 muß nicht unbedingt ein Dualzähler sein. Es ergibt sich dieselbe Funktionsweise, wenn man einen BCD-Zähler einsetzt. Von dieser Möglichkeit macht man in Digitalvoltmetern Gebrauch, weil man dann den Meßwert nicht dual/dezimal wandeln muß.

18.9

1061

Ausführung von AD-Umsetzern

Automatischer Nullpunkt-Abgleich Bei der Beschreibung des Dual-Slope-Verfahrens haben wir gesehen, daß die Zeitkonstante τ = RC und die Taktfrequenz / = l/T nicht in das Ergebnis eingehen. Die Genauigkeit wird also im wesentlichen von der Toleranz der Referenzspannung und den Nullpunktfehlern von Integrator und Komparator bestimmt. Diese Nullpunktfehler lassen sich mit einem automatischen Nullpunkt-Abgleich weitgehend beseitigen. Zu diesem Zweck ersetzt man den Kurzschlußschalter S3 in Abb. 18.36 durch eine Regelschaltung gemäß Abb. 18.38, mit der man den Integrator auf geeignete Anfangsbedingungen setzt. Im Ruhezustand ist der Schalter S3 geschlossen. Dadurch bilden der Integrator und der Komparator vor Verstärker zusammen einen Spannungsfolger, mit dessen Ausgangsspannung Uk der Nullpunktkondensator CNULL aufgeladen wird. Zur Nullpunktkorrektur wird gleichzeitig mit dem zusätzlichen Schalter S4 der Integratoreingang auf Nullpotential gelegt. Dadurch nimmt Uk den Korrekturwert Uoi — IßR a n · Darin ist Uoi die Offsetspannung des Integrators und Iß sein Eingangsruhestrom. Im eingeschwungenen Zustand wird durch diese Kompensation der Strom durch Q wie bei einem idealen Integrator gleich Null. Zur Integration der Eingangsspannung werden die Schalter S3 und S4 geöffnet und Si geschlossen. Da die Spannung Uk während dieser Zeit auf dem Kondensator CNULL gespeichert bleibt, ist der Nullpunkt auch während der Integrationsphase abgeglichen. Die Nullpunktdrift wird dann nur noch durch die Kurzzeitstabilität bestimmt. Der Offsetfehler des Komparators wird bei dem Verfahren ebenfalls weitgehend eliminiert. Im Ruhezustand stellt sich nämlich die Ausgangsspannung Ui des Integrators nicht wie bei der vorhergehenden Schaltung auf Null ein, sondern auf die Offsetspannung des Komparatorvorverstärkers, also gerade auf die Umschaltschwelle der Anordnung. Da in dem Kompensationskreis zwei Verstärker in Reihe geschaltet sind, können leicht Regelschwingungen auftreten. Zur Stabilisierung kann man mit CNULL einen Widerstand in Reihe schalten. Außerdem ist es zweckmäßig, die Verstärkung des Komparatorvorverstärkers auf Werte unter 100 zu begrenzen.

Verstärker

Komparator

Steuer logik

Abb. 18.38. Dual-Slope-Verfahren mit automatischem Nullpunkt-Abgleich

1062


Auflösung

Typ

Hersteller

Umsetz dauer

Ausgang

Parallel Multiplex

3 f Digit 4 | Digit 4 | Digit 15 bit 5 \ Digit 18 bit

MAX 134* TC835 MAX 135 TC850 HI 7159 MAX 132

Maxim Teledyne Maxim Teledyne Harris Maxim

50 ms 200 ms 5 ms 25 ms 130 ms 5 ms

BCD BCD BCD

Mux. Mux. Mux. Par. Mux. Seriell

Für Sieben-Segment-Anzeigen Teledyne 3 \ Digit TC7116 Teledyne TC7117 Harris ICL7136 ICL7137 Harris Maxim MAX 138 Maxim MAX 139 31 Digit ICL7149* Harris TC822 Teledyne Harris 4± Digit ICL7129

200 200 400 400 200 200 200 300 500

ms ms ms ms ms ms ms ms ms

Dual BCD

Dual LCD LED LCD LED LCD LED LCD LCD

LCD

Par. Par. Par. Par. Par. Par. Mux. Mux. Mux.

Betriebsspannung

Verlustleistung

±5V ±5V ±5V ±5V ±5V ±5V

1 mW 9 mW

9V

±5V 9V

±5V 5V 5V 9V 3V 9V

0,6 mW mW

20 50

mW

0,6 mW 10 600 1 600 1 600 15 1 10

mW mW

mW mW mW mW mW mW

mW

* mit automatischer Bereichsumschaltung Tab. 18.11. Analog-Digital-Umsetzer, die nach dem Dual-Slope-Verfahren arbeiten

Dadurch ist es auch einfacher, kurze Verzögerungszeiten zu erreichen, die beim Komparatorbetrieb in der Integrationsphase erforderlich sind. AD-Umsetzer nach dem Dual-Slope-Verfahren sind in großer Vielfalt als monolitisch integrierte CMOS-Schaltungen erhältlich. Man kann zwei Hauptgruppen unterscheiden: solche für allgemeine Anwendungen (insbesondere auch zum Anschluß an Mikrocomputer) und solche, die speziell für die Ansteuerung von Anzeigeeinheiten vorgesehen sind. Während die ersteren meist Dual- bzw. BCDCode liefern, besitzen die letzteren meist 7-Segment-Ausgänge. Einige Beispiele sind in Tab. 18.11 zusammengestellt.

Literatur

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Kapitel 19: Mikrocomputer-Grundlagen

Das gemeinsame Merkmal von Mikrocomputern ist darin zu sehen, daß alle wesentlichen Baugruppen eines Computers in einer einzigen oder in wenigen hochintegrierten Schaltungen zusammengefaßt sind. Dabei reicht das Spektrum der Leistungsfähigkeit vom einfachen Schaltwerk bis zur komplexen Rechenanlage. Derart leistungsfähige Mikrocomputer bezeichnet man auch als „Micro Mainframe". 19.1

Grundstruktur eines Mikrocomputers Gemäß dem Blockschaltbild in Abb. 19.1 besteht ein Mikrocomputer im wesentlichen aus vier Funktionseinheiten: 1) Der wichtigste Teil ist der Mikroprozessor. Er stellt die zentrale Steuer- und Recheneinheit dar und wird deshalb auch als Central Processing Unit (CPU) bezeichnet. 2) Der Programmspeicher enthält die Folge der zu bearbeitenden Befehle, also das Programm. Er besteht in der Regel aus einem EPROM, weil dann das Programm auch nach Netzausfall erhalten bleibt. Für häufig zu ändernde Programme werden RAMs als Speicher verwendet, die in der Regel von einem externen Massenspeicher (z.B. Floppy Disk oder Festplatte) geladen werden. 3) Im Datenspeicher stehen die Variablen. Er ist deshalb immer ein RAM. 4) Über die Ein-/Ausgabeschaltungen erfolgt die Kommunikation mit den Peripheriegeräten wie z.B. Datensichtgerät, Tastatur, Massenspeicher usw. Die Kommunikation der Zentraleinheit mit den übrigen Baugruppen erfolgt gemäß Abb. 19.1 über drei Bus-Systeme. Über den Adreßbus gibt der Mikroprozessor die gewünschte Speicheradresse an. Über den Kontrollbus legt er fest, ob gelesen oder geschrieben werden soll. Über den Datenbus findet der Datenaustausch statt. Der Datenbus ist im Unterschied zu den beiden anderen bidirektional. Das Blockschaltbild in Abb. 19.1 sagt noch nichts über die Leistungsfähigkeit der CPU und die Kapazität der Arbeitsspeicher aus. Es ist nichts anderes als das Blockschaltbild eines Computers schlechthin. Je nach der Größe des installierten

19

1066

Mikrocomputer-Grundlagen

CPU Mikroprozessor »-

Programm- Speicher

Daten-Speicher

Ein-/Ausgabe ι AdreßBus

Peripherie

r/eichers Α 148 Hex + 0007 Hex = A 14FHex eingelesen. Die Offsetangabe wird vom Mikroprozessor als positive 8 bit-Zahl interpretiert. Ein negativer Offset ist nicht vorgesehen. Der größtmögliche Offset beträgt demnach: 111 12 = Im Abschnitt 19.3.3 (Sprungbefehle) werden wir noch eine weitere Offsetangabe kennenlernen. Sie wird dort zur Spezifizierung relativer Sprünge benutzt. In diesem Zusammenhang wird die Offsetangabe jedoch als 8 bit-Zahl in Zweierkomplement-Darstellung interpretiert. 4) Unmittelbare Adressierung („immediate") Es wird das auf den Befehl folgende Byte unmittelba'paeingelesen: Befehl

z.B.

Datenbyte

86 3F

Mnem.

LDAA# 3F

Der entsprechende Maschinencode für LDAA (imm.) lautet 86 Hex . Bei dem Beispiel wird der Ausdruck 3FHCX = 0011 1111 in den Akkumulator Α eingelesen. Im Unterschied zu dem genannten Beispiel benötigt man zum unmittelbaren Laden des Indexregisters und des Stapelzeigers zwei Datenbytes, da ihre Wortbreite 16 bit beträgt. 5) Implizite Adressierung („inherent") Bei dieser Adressier-Art braucht der Operand nicht näher spezifiziert zu werden, da er bereits durch den Befehl selbst festgelegt ist: Befehl

z.B.

4F

Mnem.

CLRA

Das Beispiel 4 F Hex = CLRA bedeutet: Lösche den Akkumulator A. Man sieht, daß dieser Befehl ohne weitere Angaben ausgeführt werden kann. Symbolische Schreibweise (Mnemonic Code) Bei der Aufstellung von Programmen im symbolischen Code sind einige Konventionen gebräuchlich, die bei allen Assemblern sehr ähnlich sind, während die mnemonischen Abkürzungen selbst je nach Prozessorfamilie verschieden sein können. Bei der mnemonischen Beschreibung wird folgendes vereinbart: Der Operand wird hinter den Befehl geschrieben. Dabei werden Hex-Zahlen mit einem $-Zeichen gekennzeichnet. Zahlen ohne Kennzeichen sind Dezimalzahlen. Sie werden beim Assemblieren in die entsprechende Hex-Zahl übersetzt. Mit einem Anführungszeichen werden ASCII-Zeichen charakterisiert. Beim Assemblieren

1072

19 Mikrocomputer-Grundlagen

werden sie gemäß Tab. 20.6 auf S. 1114 durch die entsprechende Bitkombination ersetzt. In Einzelfällen gibt man den Operanden als ausgeschriebene Bitkombination an. Sie wird durch ein &-Zeichen charakterisiert. Eine andere Darstellungsmöglichkeit eines Operanden ist die Verwendung einer Marke (Label). Sie wird durch eine Wertzuweisung definiert, z.B. Ml EQUAL $A000. Aufgrund dieser Zuweisung setzt der Assembler überall dort, wo Ml steht, die Hex-Zahl A000 ein. Die Anweisung EQUAL wird vom Assembler nur für die Übersetzung benutzt und erscheint nicht im Maschinenprogramm. Man nennt solche Anweisungen Assembler-Direktiven. Besonders häufig werden Marken zur Kennzeichnung von Sprungadressen verwendet. In diesem Fall geschieht die Wertzuweisung nicht explizit durch die Direktive EQUAL, sondern erfolgt implizit dadurch, daß man die Marke bei der entsprechenden Adresse vor den mnemonischen Befehl schreibt. Die Adressierart eines Befehls wird nicht explizit angegeben, sondern ergibt sich indirekt aus der Schreibweise des Operanden gemäß der Übersicht in Tab. 19.3. Es ist möglich, jeden Operanden durch eine Marke zu ersetzen. In der Regel wird vereinbart, daß das erste Zeichen einer Marke ein Buchstabe ist. Es wird kein Sonderzeichen vorangestellt. Operanden ohne Sonderzeichen sind demnach entweder Dezimalzahlen oder Marken. Das Unterscheidungskriterium ist der Beginn mit einem Buchstaben. Wenn der Assembler eine Marke erkennt, holt er sich den zugehörigen Operanden aus der Markentabelle und ermittelt anschließend die Adressierart gemäß Tab. 19.3. Tabelle 19.4 zeigt ein Programmbeispiel in symbolischer Schreibweise. Auf der linken Seite steht die Übersetzung der Befehle in den Maschinencode (Op Code) und die zugehörige Adresse. Es ist üblich, auch im Maschinencode den zu einem Befehl gehörigen Operanden mit auf eine Zeile zu schreiben. Man erhält

Adressierart

Operand

Interpretation

Extend

$rrm $rn $m>x cm>x #$m # en

Adresse Hex

Direct Indexed Immediate

# örl 1 1 1

Inherent

Adresse Hex Offset Hex Offset Dezimal

1 1 1 1

Daten Daten Daten Daten

Hex Dezimal Binär ASCII

Daten impliziert

Tab. 19.3. Übersicht über die Adressierarten und ihre Darstellung in symbolischer Schreibweise

19.2 Arbeitsweise eines Mikroprozessors Adr.

Hex-Code

1000 1003 1005 1007 1009

B6 Al 48 96 17 A6 07 86 3F 4F

Marke

Assembler

1073 Mnem.

Operand

Kommentar

LDA A LDA A LDA A LDA A CLRA

$ A148 $17 $07, X #$3F

Extended Direct Indexed Immediate Inherent

Programmierer

Tab. 19.4. Beispiel für die Assembler-Schreibweise eines Programms

die zugehörige Adresse durch Weiterzählen. Bei d e m Beispiel in Tab. 19.4 steht demnach auf der Adresse 1008 der Operand 3F. 19.2.3 Ausführung eines Befehls Die Ausführung eines Befehls erfordert in der Regel mehrere Maschinenzyklen. Anhand des Beispieles LDA Α (ext.) = B6 H e x wollen wir die einzelnen Schritte erläutern, die der Mikroprozessor nacheinander durchführt: Wenn der Programmzähler die Adresse Μ aufruft, bei der der Befehl gespeichert ist, antwortet der Speicher auf den Datenleitungen mit dem Befehlscode, also in unserem Fall mit BOHex- D e r Mikroprozessor dekodiert den Befehl und stellt fest, daß er die nächsten zwei Bytes aus dem Programmspeicher holen muß, um die Adresse des Operanden zu erhalten. Dazu legt er die Adresse Μ + 1 an den Adressenbus und liest das zugehörige Byte in einen Zwischenspeicher. Im nächsten Zyklus gibt er die Adresse Μ + 2 aus und liest das zugehörige Byte in einen zweiten Zwischenspeicher. Im vierten Zyklus legt der Mikroprozessor die beiden gespeicherten Bytes (also die 16 bit-Adresse des Operanden) nebeneinander an die entsprechenden Adressenleitungen und liest das auf dem Datenbus erscheinende Byte in den Akkumulator Α ein. Für die Ausführung des Befehls werden also vier Maschinenzyklen benötigt. Sie sind in Tab. 19.5 zusammengestellt. Man kann sich entsprechend überlegen, daß für den Befehl LDA Α (dir.) drei Zyklen und für den Befehl LDA A (imm.) zwei Zyklen benötigt werden.

Zyklus

Adressenbus

Datenbus

1

Adresse Μ des Befehls

Befehlscode

2

Adresse Μ + 1

oberes Byte der Operanden-Adresse

3

Adresse Μ + 2

unteres Byte der Operanden-Adresse

4

Adresse des Operanden

Operand

Tab. 19.5. Aktivität auf dem Adressen- und Datenbus bei der Verarbeitung des Befehls LDAA(ext)


1074

Die Zahl der Zyklen ist ein direktes Maß für die Verarbeitungszeit eines Befehls. Beim MC 6800 ist die Zykluszeit gleich der Taktperiode. Bei einer Taktfrequenz von 1 MHz ergibt sich demnach eine Zykluszeit von 1 ps, d.h. der Befehl LDA Α (ext.) wird in 4 ps ausgeführt.

19.3 Befehls-Satz In diesem Abschnitt wollen wir einen Überblick über die Befehle des MC 6800 geben. Er kann 72 verschiedene Operationen ausführen, die meist auf verschiedene Operanden angewendet werden können. Unter Berücksichtigung der vielfältigen Adressier-Arten ergibt sich insgesamt ein Satz von 197 Instruktionen. 19.3.1 Speicher-Operationen In Tab. 19.6 haben wir die Operationen zusammengestellt, mit denen ein Datenaustausch zwischen verschiedenen Registern vorgenommen werden kann. Bei der Kurzbeschreibung bedeutet A: Β: [Μ]: X: X H: XL: C:

Inhalt des Akkumulators A Inhalt des Akkumulators Β Inhalt des Speichers mit der Adresse Μ Inhalt des Indexregisters oberes Byte des Indexregister-Inhaltes unteres Byte des Indexregister-Inhaltes Übertragsbit im Flag-Register

Sym- Adressier-Arten bolisch dir. ext. LDA A B6 96 Lade Akkumulator LDA Β F6 D6 97 B7 Speichere Akkumulator STA A D7 STAB F7 TAB Dupliziere Akkumulator TBA CLR 7F Lösche CLRA CLR Β FE LDX DE Lade Indexregister

Kurzbeschreibung

Operation

Speichere Indexregister STX

FF

DF

inx. A6 E6 A7 E7

imm. 86 C6

inher. IM] -> A

16 17

6F

4F 5F EE EF

Tab. 19.6. Speicherbefehle des Mikroprozessors MC 6800

CE

[M]-»B A^ Μ B^ Μ A-> Β B^ A 00-> Μ 00 -> A 00^ Β [Μ] -> ΧΗ9 [ Μ + 1 ] -> XL ΧΗ^ Μ, XL -> Μ + 1

19.3

Befehls-Satz

1075

19.3.2 Arithmetische und logische Operationen In Tab. 19.7 sind die Befehle für arithmetische und logische (Boolesche) Operationen zusammengestellt. Die logischen Verknüpfungen werden für jedes Bit der Datenworte einzeln durchgeführt und an der entsprechenden Stelle des ErgebnisWortes ausgegeben. Für die UND-Verknüpfung ergibt sich beispielsweise Λ:

1001 1101

B:

0110 1011

Α · Β:

0000 1001

Der Befehls-Satz an arithmetischen Operationen ist bei den gängigen Mikroprozessoren sehr begrenzt. Es stehen neben der Zweierkomplementbildung nur Addition und Subtraktion zur Verfügung. Die Addition kann durch Anwendung des Befehls DAA (Decimal Adjust) auch auf BCD-Zahlen angewendet werden. Dabei wird nach der Addition zu Pseudotetraden, deren Wert zwischen 10 und 15 liegt, 6 addiert. Der dabei entstehende Übertrag wird wie der normale Übertrag in die nächst höhere Dekade übertragen. Komplexere arithmetische Operationen müssen im Benutzerprogramm aus den Grundoperationen zusammengesetzt werden. Erst die neueren Prozessoren verfügen auch über Multiplikations- und Divisionsbefehle. Als Beispiel für die Anwendung des Befehls-Satzes wollen wir das Programm für die Addition zweier 16bit-Zahlen aufstellen. Der erste Summand sei in den beiden Registern 0001 und 0002 gespeichert, und zwar das obere Byte in 0001 und das untere Byte in 0002. Der zweite Summand steht auf dieselbe Weise in den Registern 0003 und 0004 zur Verfügung. Das Ergebnis soll nach 0005 und 0006 gespeichert werden. Im ersten Schritt werden die beiden unteren Bytes der Dualzahlen addiert, also die Inhalte der Register 0002 und 0004. Da kein Übertrag von einer vorhergehenden Zahl zu berücksichtigen ist, wird der Befehl ADD Α verwendet. Das Ergebnis wird in das Register 0006 abgespeichert. Im zweiten Schritt werden die oberen Bytes mit Hilfe des Befehls ADC Α addiert. Dabei wird der Übertrag der vorhergehenden Addition mit berücksichtigt. Er wird von der ALU aus dem Flag-Register abgerufen. Das Ergebnis wird in das Register 0005 abgespeichert. Damit ergibt sich das in Tab. 19.8 aufgelistete Programm. Man kann mit demselben Programm auch zwei 4stellige BCD-Zahlen addieren. Dazu ersetzt man die beiden als Platzhalter eingefügten Befehle NOP durch die BCD-Korrektur DAA.

Operation

Addiere

Adressier-Arten Symbolisch ext.

Kurzbeschreibung dir.

inx.

imm.

ADDA

BB

9B

AB

8B

A plus [M]

ADD B

FB

DB

EB

CB

Β plus [M]

-» Β

A plus Β

-> A

IB

ΑΒΑ Addiere mit Übertrag

BCD-Korrektur Subtrahiere

inher. -> A

ADC A

B9

99

A9

89

A plus [M] plus C -* A

ADC Β

F9

D9

E9

C9

Β plus [M] plus C -* Β

DAA

19

Α korrigiert -» A

SUB A

BO

90

A0

80

A minus [M]

SUB Β

FO

DO

E0

CO

Β minus [M]

-* Β

Λ minus Β

—> A

SBA

10

-> A

Subtrahiere mit Übertrag SBC A

B2

92

A2

82

A minus [M] minus C ->- A

SBC Β

F2

D2

E2

C2

ß minus [M] minus C -»• Β -* Μ

60 50

AW β(2)

-• A ^ Β

[Μ]

plus 1 -• Μ

INC A

4C

A

plus 1 —>- A

INC Β

5C

Β

plus 1 -• Β

|£

INX

08

X

plus 1 -> X

ο

[M]

minus 1 ^> Μ

60

NEG A NEG Β Erhöhe um 1

Erniedrige um 1

2

[Μ]* )

Bilde Zweierkomplement NEG

70

INC

DEC

7C

7A

40

6C

6A

DEC A

4A

Λ

minus 1 —• A

DEC Β

5A

Β

minus 1 —>• Β

DEX

09

X

minus 1 —>• X

Tab. 19.7. Arithmetische und logische Befehle der Mikroprozessors MC 6800

Co

8

i Z5

g_

3

Operation

SymAdressier-Arten bolisch ext.

Bilde Einerkomplement

COM COMA COMB AND A AND Β ORA A ORAB EORA EORB

Β4 F4 ΒΑ FA Β8 F8

ROL

79

UND ODER EXKLUSIV-ODER Rotiere links

Schiebe links

Rotiere rechts

Tue nichts Tab. 19.7. Fortsetzung

dir.

73

inx.

imm.

inher. [Ml (

63 43 53 94 D4 9A DA 98 D8

A4 E4 AA EA A8 E8

84 C4 8A CA 88 C8

A •

A+ B+

69

[Μ]

ROL Β

59

•)

48

Α

ASL Β

58

Β

ROR A

46

[Μ] Α

ROR Β

56

Β

76

77

66

[Μ]

67

ASR A

47

Α

ASR Β LSR

57

Β [Μ]"

74

Ι

ι—|^ ι ι ι ι Ι LJÎ Ι Ι Ι ι C b7 A -+ Β [Μ]-* Α

ßO)

ROL A

Schiebe rechts, arithmetisch ASR

Schiebe rechts, logisch

Kurzbeschreibung

64

Γ Μ

Ι Ι ΙΙ b7

C

Ι Ι 1

b7 Λ

ν |

υ—>ι

Ι

Ι

Ι

b0 Ι

c

Ι

ι ι ι ιι

LSR A

44

Α

LSR B

54

Β

ΝΟΡ

01

Erhöhe Programmzähle r um Eins

h

-*•

fro

c

1078


Adr.

Hex-Code

Marke

Mnem.

Operand

Kommentar

1000 1002 1004 1005 1007 1009 lOOB lOOC 100E

96 02 9B 04 01 97 06 96 01 99 03 01 97 05 39

AD 16

LDA A ADDA NOP STA A LDA A ADC A NOP STA A

$ 02 $ 04

Addition der beider unteren Bytes

$ 06 $ 01 $ 03

Addition der beider oberen Bytes

$ 05

RTS

Tab. Ί9.8. Programm zur Addition von zwei 16 bit-Zahlen 19.3.3 Sprungbefehle Das Flag-Register Eine besondere Stärke der Mikroprozessoren liegt darin, daß man vielfältige logische Verzweigungen durchführen kann. Dabei werden verschiedene Flags im Flag-Register (Condition Code Register) abgefragt. Das Flag-Register ist ein 8 bitRegister. Die beiden oberen Bits (Bit 6 und Bit 7) sind konstant 1. Die einzelnen Flags sind nach folgendem Schema angeordnet: 1 Bit 7

1

Η

I

Ν

Ζ

V

c BitO

Dabei bedeutet C: V: Ζ: Ν: /: Η:

Übertrags-Flag (Carry) Überlauf Flag bei Zweierkomplementdarstellung (Overflow) Null-Flag (Zero) Minus-Flag bei Zweierkomplementdarstellung (Negative) Interrupt-Flag Zwischenübertrag von Bit 3 (Half Carry)

Die einzelnen Flags werden bei allen Speicher- und Rechenoperationen gesetzt bzw. gelöscht. Wird z.B. eine Zahl in den Akkumulator geladen, deren Bit 7 gleich Eins ist, wird das Flag Ν auf 1 gesetzt, da die Zahl in der Zweierkomplementdarstellung negativ zu interpretieren ist. Wird bei einer Addition oder Subtraktion die in Abschnitt 8.6.5 auf S. 678 beschriebene Überlaufbedingung für Zweierkomplementdarstellung erkannt, wird das Überlauf Flag V gesetzt. Das Null-Flag wird gesetzt, wenn als Ergebnis einer Operation alle Bits im Ergebnisregister gleich Null sind.

19.3

1079

Befehls-Satz

Operation

Sym- Adressier-Arten bolisch dir. ext.

Vergleiche

CMP A CMP B CBA CPX

Bit-Test Speicher-Test Setze Übertrags-Flag Lösche Übertrags-Flag Setze Überlauf-Flag Lösche Überlauf-Flag Setze Interrupt-Maske Lösche Interrupt-Maske

ΒΙΤΑ BIT Β TST TSTA TST Β SEC CLC SEV CLV SEI CLI

Kurzbeschreibung inher.

Bl Fl

91 Dl

Al El

81 Cl

BC

9C

AC

8C

B5 F5 7D

95 D5

A5 E5 6D

85 C5

Α m i n u s [M] Β m i n u s [M] 11

4D 5D 0D 0C OB OA OF OE

Α minus Β XH m i n u s [ M ] , XL m i n u s [M + 1] A- [M] Β-[Μ] [M] - 0 0 A -00 Β -00 1 -• C 0 ^ C 1 -• V

0-> V 1 -• I

Tab. 19.9. Befehle des Mikroprozessors MC 6800, die nur auf das Flag-Register wirken

Es gibt eine Reihe von Operationen, bei denen das Ergebnis lediglich in Form von Flag-Zuständen ausgegeben wird. Wenn man z.B. wissen möchte, ob die Zahl im Α-Register größer ist als die Zahl im B-Register, kann man mit Hilfe des Befehls SBA (Subtrahiere) die Differenz A — Β bilden und anschließend das Vorzeichen-Flag Ν auswerten. Ist es gesetzt, war A < B. Der Wert der Differenz ist jetzt im A-Register gespeichert. Interessiert man sich nicht für ihn, kann man statt SBA den Befehl CBA anwenden. Bei ihm wird ebenfalls die Differenz A — Β berechnet und das Flag-Register gesetzt. Der Wert der Differenz wird jedoch nicht gespeichert. Man hat anschließend also die ursprünglichen Operanden im A- und B-Register zur Verfügung. Eine Reihe weiterer Befehle, bei denen außer den Flags kein Ergebnis gespeichert wird, ist in Tab. 19.9 zusammengestellt. Unbedingte Sprünge Ein unbedingter Sprung wird ohne Abfrage des Flag-Registers durchgeführt. Dabei wird zwischen absoluter und relativer Adressierung unterschieden. Bei absolut adressierten Sprüngen (Jump) gibt man die Adresse an, auf die der ProgrammZähler gesetzt werden soll. Dabei kann man wiederum zwei Methoden anwenden, nämlich die vollständige Adressierung und die indizierte Adressierung. Die Adresse wird dabei entweder als Hexzahl oder als Marke angegeben. So ergeben sich mit Tab. 19.10 die in Abb. 19.3 gezeigten Beispiele:

Operation

Symbolisch Adressier-Arten rel.

Unbedingte Sprünge Springe immer Verzweige immer Unterprogramm-Sprünge Verzweige ins Unterprogramm Springe ins Unterprogramm Kehre zurück vom Unterprogramm Bedingte Sprünge Verzweige wenn φ 0 Verzweige wenn = 0 Verzweige wenn > 0 Verzweige wenn < 0 Bedingung bei Verzweige wenn > 0 Betrags-Arithmetik Verzweige wenn < 0 Verzweige wenn V = 0" Verzweige wenn V = 1 Verzweige wenn > 0 Bedingung bei ZweierVerzweige wenn < 0 komplement-Arithmetik Verzweige wenn > 0 Verzweige wenn < 0 Verzweige wenn by = 0 Verzweige wenn bj = 1 Interrupt-Sprünge Software Interrupt Kehre zurück aus Interrupt-Routine Warte auf Interrupt

JMP BRA

8D

BNE BEQ BCC BLS BHI BCS BVC BVS BGE BLE BGT BLT BPL BMI

26 27 24 23 22 25 28 29 2C 2F 2E 2D 2A 2B

Tab. 19.10. Sprungbefehle des Mikroprozessors MC 6800

ext.

inx.

7E

6E

BD

AD

1

inher.

20

BSR JSR RTS

SWI RTI WAI

Kurzbeschreibung der Sprungbedingune

39 ζ =ο Ζ = 1

c=o C+Z= 1

c+z =o C= 1 V =0 V = 1 N®V = 0 z + (Nev) = i Z + (N®V)=0 N®V = 1 Ν =0 Ν= 1 3F 3B 3E

i;

-σ

I Z3 Q.

07 CD

19.3 Befehls-Satz

1081

a) Vollständige Adressierung Adr.

1107

Hex-Code

Mnem.

Operand

7E 11 8F

JMP

$ 118F

Kommentar

Nächster auszuführender Befehl

118F b) Indizierte-Adressierung Adr.

1107

Hex-Code

Mnem.

Operand

6E 1A

JMP

$ 1A,X

X + 1A

Kommentar


c) Relative Adressierung Adr. 1107 1109+OE = 1117

Hex-Code

Mnem.

Operand

20 0E

BRA

$ 0E

Kommentar


Abb. 19.3. Adressierarten von unbedingten Sprüngen

Bei relativ adressierten Sprüngen (Branch) wird nicht die absolute Adresse des nächsten auszuführenden Befehls angegeben, sondern ein Offset, um den der Programmzähler weitergestellt werden soll. Das hat den Vorteil, daß man das Programm nicht ändern muß, wenn man es in einem anderen Adressenbereich laufen lassen will. Die Angabe des Offsets erfolgt durch eine 8 bit-Zahl in Zweierkomplement-Darstellung. Der Sprungbereich ist also auf — 128... + 127 Programmschritte beschränkt. Damit ergibt sich z.B. folgender Programmablauf: Der Offset wird von dem nächsten auf den Branch-Befehl folgenden Befehl ausgehend gezählt. Bei Offset 00 erhält man demnach den normalen Programmablauf ohne Sprung. Bedingte Sprünge

Bedingte Sprünge werden nur dann ausgeführt, wenn die entsprechende Abfrage des Flag-Registers wahr ist. Es handelt sich dabei ausschließlich um relative Verzweigungsbefehle. Ist die Abfragebedingung nicht erfüllt, läuft das Pro-

1082 Adr. 1000 1003 1004 1006 1007 1008 100 A lOOC

19 Mikrocomputer-Grundlagen Hex-Code

Marke

4F A7 00

4C 08

Mnem.

LDX

CE 02 00

LOOP

CLRA STA A INC A

9C00 26 F8

INX CPX BNE

39

RTS

Operand #$ 0200

Kommentar

0,X

Schleifenbeginn

$00 LOOP

Rücksprung nach LOOP wenn X < Μ

Tab. 19.11. Programm zum Laden des Speichers von der Adresse 0200 an mit 0,1,2...

gramm ohne Sprung mit dem auf den Branch-Befehl folgenden Befehl weiter. In Tab. 19.10 sind die wichtigsten Verzweigungsbefehle zusammengestellt. Bei den Befehlen, die sich auf die Zweierkomplement-Arithmetik beziehen, wird das Vorzeichen auch bei einem Überlauf richtig interpretiert, da das ÜberlaufFlag mit ausgewertet wird. Maßgebend ist immer die in der Kurzbeschreibung angegebene logische Verknüpfung. Sie gibt auch Aufschluß darüber, wie man bei beliebiger Zahlendarstellung einen Test auf bestimmte Bit-Kombinationen durchführen kann. Die Anwendung der bedingten Sprungbefehle wollen wir an einem Beispiel erläutern. Es soll die Zahlenfolge 0 , 1 , 2 , 3 . . . in den Speicherbereich 0200 bis Μ — 1 geladen werden. Das obere Byte der Adresse Μ sei in dem Register 0000 gespeichert, das untere Byte in dem Register 0001. Bei dem in Tab. 19.11 aufgelisteten Programm wird zunächst die 16 bit-Zahl 0200Hex in das Indexregister geladen und der Akkumulator Α gelöscht. Zu Beginn der Schleife wird der Inhalt des Akkumulators Α indiziert abgespeichert. Anschließend werden der Akkumulator Α und das Indexregister inkrementiert, d.h. ihr Inhalt wird um 1 erhöht. Ist die dabei entstehende Adresse kleiner als M, springt der Programmzähler zurück. Auf diese Weise wird der nächste Wert der Zahlenfolge in das nächste Register abgespeichert usw. Wenn X = Μ wird, entfällt der Rücksprung, und das Programm springt bei dem Befehl RTS in das Hauptprogramm zurück.

Unterprogramme Der Sprung in ein Unterprogramm (BSR, JSR) ist ein unbedingter Sprung mit der zusätzlichen Eigenschaft, daß die Adresse des nächsten Befehls als Rücksprungadresse in einem besonderen Register festgehalten wird. Man hat dadurch die Möglichkeit, häufig benötigte Routinen von verschiedenen Stellen des Hauptprogramms anzuspringen. Mit dem Befehl RTS (Return from Subroutine) springt der Programmzähler zu der jeweils gespeicherten Rücksprungadresse zurück.

19.3

Befehls-Satz

Operation

Push Akkumulator

1083 SymAdressier-Arten bolisch ext. dir. PSH A

Kurzbeschreibung inher. 36

A -• M S P ,

PSHB

37

Β -> M S P ,

PUL A

32

PUL Β

33

inx.

imm.

SP minus 1 - • SP SP minus 1 - • SP

Pull Akkumulator

Lade Stapelzeiger

LDS

BE

9E

AE

Speichere Stapelzeiger

STS

BF

9F

AF

8E

SP plus 1 -> SP, [AfSp] -+ A SP plus 1 -• SP, [M S P ] -* Β [Μ] -» SP H ,

Erhöhe Stapelzeiger INS Erniedrige Stapelzeiger DES

31 34

-* M, SPL -+ Μ + 1 SP plus 1 -^ SP SP minus 1 -> SP

Stapelz.^» Indexreg.

TSX

30

SP plus 1 -^ X

Indexreg.^ Stapelz.

TXS

35

X m i n u s 1 - • SP

SPH

Tab. 19.12. Stapel-Operationen beim MC 6800-Mikroprozessor

Es ist möglich, aus einem Unterprogramm heraus in ein weiteres Unterprogramm zu springen (Verschachtelung). Da der vorhergehende Rücksprung noch nicht erfolgt ist, muß zusätzlich die zweite Rücksprungadresse gespeichert werden usw. Der erste Rücksprung muß zu der zuletzt gespeicherten Adresse erfolgen, der zweite zu der zweitletzten usw. Zur Organisation dieses Ablaufs dient ein besonderes 16 bit-Register in der CPU, der Stapelzeiger (Stackpointer). Zur Speicherung der Rücksprungsadressen definiert man einen RAM-Bereich, der nicht anderweitig benutzt wird. Er wird als Stupel (Stack) bezeichnet. Seine Größe kann je nach der Zahl der vorgesehenen Verschachtelungen frei gewählt werden. Nach dem Einschalten des Mikroprozessors lädt man die höchste Adresse dieses Bereichs mit dem in Tab. 19.12 aufgeführten Befehl LDS in den StapelZeiger der CPU. Wird nun mit dem Befehl BSR oder JSR ein Sprung in ein Unterprogramm ausgeführt, wird die Rücksprungadresse (unteres Byte) automatisch in den Speicher geladen, dessen Adresse vom Stapelzeiger angezeigt wird. Anschließend wird der Inhalt des Stapelzeigers um Eins erniedrigt und das obere Byte der Rücksprungadresse bei der jetzt angezeigten Adresse gespeichert. Danach wird der Inhalt des Stapelzeigers wieder um Eins erniedrigt und zeigt damit auf die nächste freie Adresse. Erfolgt nun innerhalb des Unterprogramms ein Sprung in ein weiteres Unterprogramm, wird die zweite Rücksprungadresse auf dieselbe Weise in den beiden nächst niedrigen Adressen des Stapels gespeichert. Der Stapel wächst also immer weiter nach unten, je mehr Unterprogramme ineinandergeschachtelt werden.

1084

19

Haupt Programm

Unterprogramm

10104 1013

Hauptprogramm


Unterprogramm

Unterprogramm

7

2

1100

1110

111F

M109

10 13

StackInhalt

—

nach dem I.Sprung

0 Ε

nach dem 2. Sprung

Abb. 19.4. Zweimaliger Aufruf eines Unterprogramms

StackInhalt

0 3

ü 3 11

nach dem I.Sprung

nach dem 2. Sprung

Abb. 19.5. Aufruf von zwei verschachtelten Unterprogrammen

Mit dem Befehl RTS (Return from Subroutine) wird die zuletzt gespeicherte Rücksprungadresse vom Stapel in den Programmzähler geladen und der Inhalt des Stapelzeigers um zwei erhöht. Auf diese Weise werden, wie verlangt, die Rücksprungadressen in der umgekehrten Reihenfolge ihres Auftretens abgearbeitet (Last In First Out: LIFO). Abbildung 19.4 zeigt schematisch den Programmablauf für den Fall, daß ein Unterprogramm zweimal vom Hauptprogramm aufgerufen wird. In Abb. 19.5 ist der Ablauf für den Fall dargestellt, daß von einem Unterprogramm aus ein weiteres Unterprogramm aufgerufen wird. Die dabei jeweils zu speichernden Rücksprungadressen sind in den Stapel eingezeichnet. Der Stapel kann auch dazu verwendet werden, den Inhalt der Akkumulatoren auf einfache Weise zwischenzuspeichern. Dazu dienen die inherenten Befehle PSH Α bzw. PSH B. Damit wird der Inhalt bei derjenigen Adresse gespeichert, die der Stapelzeiger anzeigt. Dessen Inhalt wird anschließend um 1 erniedrigt, da die Datenwortbreite im Unterschied zur Adressenwortbreite nur 8 bit beträgt. Die Daten werden mit den Befehlen PUL Α bzw. PUL Β wieder zurückgeholt. Es ist klar, daß man die Daten, die man auf diese Weise zwischengespeichert hat, jeweils auf derselben Unterprogrammebene wieder zurückholen muß, da sonst Rücksprungadressen und Daten verwechselt werden. Interrupt

Eine Interrupt-Routine ist eine spezielle Form eines Unterprogramms. Sie unterscheidet sich von einem gewöhnlichen Unterprogramm dadurch, daß der Aussprung aus dem laufenden Programm nicht durch einen Sprungbefehl ausgelöst wird, der an einer bestimmten Stelle des Programms steht, sondern willkürlich

19.3

Befehls-Satz

1085 Adresse

Stapel Low High

07FF 07FE

Rückesprungadresse Rückesprungadresse

07FD 07FC

Akkumulator A Akkumulator Β

07FB 07FA

Rückesprungadresse Rückesprungadresse

Low High

07F9 07F8 07F7 07F6 07F5 07F4 07F3 Stapelzeiger -+ 07F2

Rückesprungadresse Rückesprungadresse Index-Register Index-Register Akkumulator A Akkumulator Β Flag-Register

Low High Low High

1. Unterprogramm PSH A PSHB 2. Unterprogramm

Interrupt

Tab. 19.13. Beispiel für den Inhalt des Stapels

aufgrund eines externen Steuersignals. Dieses Steuersignal muß an den InterruptEingang IRQ (Interrupt Request) der CPU angelegt werden. Die Startadresse der Interrupt-Routine wird an einer besonderen Stelle außerhalb des Programms gespeichert. Für diesen Zweck sind beim MC 6800 die Adressen FFF 8 (oberes Byte) und FFF 9 (unteres Byte) festgelegt. Da der Aussprung an einer beliebigen Stelle des Programms erfolgen kann, muß Vorsorge getroffen werden, daß das Programm nach dem Rücksprung fehlerfrei fortfahren kann. Dazu müssen die ursprünglichen Daten wieder in den Arbeitsregistern der CPU stehen. Aus diesem Grund werden bei einem Interrupt automatisch die Inhalte der Akkumulatoren Α und B, des Indexregisters und des Flag-Registers im Stapel zwischengespeichert. Bei dem Befehl RTI (Return from Interrupt) werden sie wieder in die CPU zurückgeladen. Als Beispiel haben wir in Tab. 19.13 den Stapel-Inhalt nach einem Interrupt aufgeschrieben. Dabei sind wir davon ausgegangen, daß sich das ablaufende Programm vor dem Interrupt gerade in einer zweiten Unterprogrammebene befand und im Verlauf des ersten (noch nicht abgeschlossenen) Unterprogramms der Inhalt der Akkumulatoren Α und Β in den Stapel gespeichert wurde. Nach Beendigung der Interrupt-Programme findet ein Rücksprung in das 2. Unterprogramm statt und von dort in das erste. Auf dieser Ebene müssen die beiden PSH-Befehle durch die entsprechenden PUL-Befehle wieder rückgängig gemacht werden. Dann kann der Rücksprung ins Hauptprogramm erfolgen. In diesem Zustand zeigt der Stapelzeiger wieder auf die höchste Adresse des Stapels (im Beispiel: 07FF).

19

1086

\ v

<JRQ

n e

j


n

Χ,

nächster Befehl

Tnein

Arbeitsregister- 1 J?. ? J RucksprungAdresse

> von CPU — Stapel

Setze 1 = 1 ι Progr.-Zähler auf [FFF8] [FFF9]

J

nächster Befehl

Setze 1 = 0

_L Arbeitsregister-Inhalt von Stapel — CPU, Programm - Zähler auf RücksprungAdresse

Abb. 19.6. Flußdiagramm für die Verarbeitung des Interrupts IRQ und des Rücksprungs RTI

Interrupt-Maske

Mit Hilfe des Interrupt-Flags I im Flag-Register hat man die Möglichkeit, den Interrupt-Eingang IRQ zu blockieren. Ein Sprung in die Interrupt-Routine wird nur dann ausgeführt, wenn das Signal IRQ in die CPU gegeben wird und das Flag / gelöscht ist. Deshalb wird dieses Flag auch als „Interrupt-Maske" bezeichnet. Es kann mit den in Tab. 19.9 auf S. 1079 angegebenen Befehlen SEI und CLI gesetzt bzw. gelöscht werden. Beim Sprung in eine Interrupt-Routine wird es automatisch gesetzt, damit dieselbe Routine nicht erneut aufgerufen werden kann, bevor sie abgeschlossen ist. Zusammenfassend ergibt sich bei einem Interrupt der in Abb. 19.6 aufgezeichnete Programm-Ablauf. Mit der Steuerleitung NMI (Non maskable Interrupt) hat man die Möglichkeit, in eine zweite Interrupt-Routine zu springen, deren Start-Adresse bei FFF C (obe-

19.3

1087

Befehls-Satz

res Byte) und FFF D (unteres Byte) gespeichert ist. Bei dieser Interrupt-Art wird die Interrupt-Maske nicht abgefragt; deshalb kann man die beiden InterruptRoutinen auch ineinander verschachteln. Eine dritte Interrupt-Routine kann über den Befehl SWI (Software Interrupt) angesprungen werden. Ihre Start-Adresse wird ebenfalls nicht im Programm, sondern bei den Adressen FFF Α und FFF Β gespeichert. Der Vorteil gegenüber einem normalen Sprungbefehl besteht darin, daß die Arbeitsregister ohne Zusatzbefehle im Stapel zwischengespeichert werden. Der Rücksprung erfolgt mit dem Befehl RTL Die Interrupt-Maske wird nicht getestet.

Restart

Eine zusätzliche Möglichkeit, mit einem Steuersignal in ein laufendes Programm einzugreifen, besteht über den Reset-Anschluß der CPU. Dieser Eingang wird zum Starten des Rechners benutzt. Wenn das Steuersignal „Reset" von der CPU erkannt wird, lädt sie den Programmzähler mit der „Restart"-Adresse. Diese muß permanent in den Registern FFFE und FFFF gespeichert sein (z.B. fest verdrahtet oder mit Schaltern oder in einem ROM). Eine Übersicht über die verschiedenen Start-Adressen ist in Tab. 19.14 zusammengestellt. Nach dem Einschalten der Betriebsspannung enthält der Stapelzeiger einen Zufallswert. Deshalb muß am Beginn des Programms mit Hilfe des Befehls LDS eine definierte Adresse in den Stapelzeiger geladen werden, wenn irgendwelche Stapeloperationen vorgesehen sind.

Adresse

Speicherinhalt

SprungBedingung:

Auslösung:

FFFF FFFE

Startadresse Startadresse

Low High

Restart

itesef-Eingang

FFFD FFFC


Low High

Non-maskable Interrupt

NMZ-Eingang

FFFB FFFA


Low High

SoftwareInterrupt

SWJ-Befehl

FFF9 FFF8


Low High

InterruptRequest

J£Q-Eingang

Tab. 19.14. Festlegung der Speicherplätze für die Startadressen der Interrupt-Routinen


1088 19.4 Entwicklungshilfen

Wie schon erwähnt, werden Mikrocomputer in der Regel nicht als frei programmierbare Rechner sondern als fest programmierte Steuer- und Rechenwerke eingesetzt. Ihr Programm ist dabei in einem PROM gespeichert. Im vorhergehenden Abschnitt haben wir bereits gezeigt, wie man mit Hilfe einer Programmiertabelle ein Programm unmittelbar im Hex-Code erstellen kann. Das fertige Programm könnte man mit Hilfe eines Programmiergerätes in einem PROM speichern und dieses in eine Mikrocomputer-Anordnung gemäß Abb. 19.1 einsetzen. Dabei wird sich jedoch in der Mehrzahl der Fälle herausstellen, daß das Programm nicht funktioniert, weil es noch Fehler enthält. Da man bei dieser Anordnung keine Möglichkeit hat, versuchsweise einzelne Befehle abzuändern, ist die Fehlersuche sehr schwierig und zeitraubend. In den nächsten Abschnitten wollen wir einige Verfahren erörtern, wie man Programme entwickeln und testen kann, bevor sie in das PROM geschrieben werden. 19.4.1 Programmierung im Hex-Code

Wenn man ein Programm in der Entwicklungsphase noch ändern möchte, muß man es statt in einem PROM in einem RAM speichern und in diesem Zustand testen. Im einfachsten Fall kann man dazu einen normalen Mikrocomputer nach Abb. 19.1 verwenden, in dessen PROM ein sogenanntes Monitorprogramm installiert ist. Es wird von vielen Herstellern in Verbindung mit Single-BoardMikrocomputern geliefert. Der wesentliche Bestandteil des Monitor-Programms sind Routinen zur Ein- und Ausgabe. Eingaberoutine: Abfrage eines hexadezimalen Tastenfeldes und laden der entsprechen den Bitkombination in den Akkumulator. Ausgaberoutine: Ausgabe des Akkumulators auf eine hexadezimale Anzeige. Aus diesen beiden Unterprogrammen sind die eigentlichen Bedienungsprogramme zusammengesetzt, die mit speziellen Tasten aufgerufen werden. Speicher-Ein-/Ausgabe: Man gibt die gewünschte Registeradresse Μ in Form einer vierstelligen Hex-Zahl ein und erhält in der Anzeige den entsprechenden Inhalt in Form einer zweistelligen Hex-Zahl gemäß folgendem Beispiel: Eingabe einer Adresse

F

C

0

0

8

Ε

Inhalt anzeigen bzw. verändern

19.4 Entwicklungshilfen

1089

Der angezeigte Inhalt läßt sich durch Eingabe neuer Zahlen verändern. Der zuletzt angezeigte Inhalt wird in das aufgerufene Register abgespeichert. Anschließend wird automatisch die nächst höhere Adresse aufgerufen. Mit dieser Funktion des Bedienungsprogramms läßt sich das Benutzerprogramm in den gewünschten RAM-Bereich speichern. Voraussetzung ist natürlich, daß man das Programm vorher mit Hilfe einer Programmiertabelle von Hand in den Hex-Code übersetzt („Do-it-yourself-Assembler"). Das Verfahren ist deshalb nur für erste Gehversuche geeignet. Nach der Eingabe des Programms schaltet man die Restart-Adresse vom Startpunkt des Bedienungsprogramms auf den Startpunkt des Benutzerprogramms um und startet mit einem Reset-Signal. Häufig ist jedoch die Startadresse fest auf den Beginn des Monitorprogramms eingestellt. Zum Start des Benutzerprogramms benötigt man dann eine besondere Startroutine (GO), mit der die Startadresse vom Tastenfeld eingelesen und in den Programmzähler geladen wird. Die meisten Monitorprogramme besitzen noch zusätzlich einen Dump- bzw. Load-Befehl, mit dem man Programme auf Tonband speichern und wieder einlesen kann. Eine andere, bequemere Art, kleinere Programme aufzubewahren, besteht darin, sie mit einem Burn-Kommando in ein EPROM zu programmieren. Es gibt eine Vielzahl kleiner käuflicher Mikrocomputer, die diese Möglichkeiten besitzen. 19.4.2 Programmierung mit Assembler

Für die Erstellung größerer Programme ist die Programmierung im Hex-Code indiskutabel. Man schreibt das Programm im symbolischen Code mit Hilfe eines Editors, der Textkorrekturen erlaubt. Den Programmschritten wird zunächst noch keine Adresse zugewiesen. Sprungadressen werden ausschließlich durch Marken definiert. Kommentare werden zusammen mit den Programmschritten eingegeben. Den so entstandenen Text bezeichnet man als das Quellenprogramm (Source Code). Es ist naturgemäß sehr viel umfangreicher als das zugehörige Maschinenprogramm. Das Verhältnis liegt in der Größenordnung von 20 : 1. Um es zu speichern, benötigt man einen Massenspeicher in Form einer Magnetplatte oder Floppy Disk. Anschließend wird das Quellenprogramm mit Hilfe des AssemblerProgramms in den Hex-Code übersetzt. Zweckmäßigerweise zerlegt man größere Aufgaben in mehrere Teile und übersetzt diese Teile getrennt. Dann ist die Fehlersuche einfacher, da man die Teile einzeln testen kann. Jedes Teilprogramm (Modul) beginnt bei der Adresse 0000. Im nächsten Schritt gibt man an, welche Module in welcher Reihenfolge zu einem Gesamtprogramm zusammengefügt werden sollen. Wenn im Programm die Namen von Routinen aus der Bibliothek erscheinen, werden diese Routinen automatisch aus der Bibliothek kopiert und zum Programm hinzugefügt. Diese

19

1090


lfm

(21.4)

der Fall. Diese Bedingung wird als Abtasttheorem bezeichnet.

Rückgewinnung des Analogsignals

Aus Abb. 21.5 läßt sich unmittelbar die Vorschrift für die Rückgewinnung des Analogsignals ablesen: Man braucht lediglich mit Hilfe eines Tiefpaßfilters die Spektralanteile oberhalb \fa abzuschneiden. Dabei muß der Tiefpaß so dimensioniert werden, daß die Dämpfung bei / m a x noch Null ist und bei \fa bereits unendlich. Zusammenfassend ergibt sich die Aussage, daß man aus den Abtastwerten einer kontinuierlichen, bandbegrenzten Zeitfunktion die ursprüngliche Funktion wieder vollständig rekonstruieren kann, wenn die Voraussetzung fa > 2/ m a x erfüllt ist. Dazu muß man aus den Abtastwerten eine Folge von Dirac-Impulsen erzeugen und diese in ein ideales Tiefpaßfilter mit fg = / m a x geben. Wählt man die Abtastfrequenz niedriger als nach dem Abtasttheorem vorgeschrieben, entstehen Spektralanteile mit der Differenzfrequenz fa — f< / m a x , die vom Tiefpaßfilter nicht unterdrückt werden und sich am Ausgang als Schwebung äußern (Aliasing). Abbildung 21.6 zeigt diese Verhältnisse. Man erkennt, daß die Spektralanteile des Eingangssignals oberhalb von \fa nicht einfach verloren gehen, sondern invers in das Nutzband gespiegelt werden. Die höchste Signalfrequenz femzx findet sich dann als die niedrigste Spiegelfrequenz fa — / ß m a x < \fa im Basisband des Ausgangsspektrums wieder. In Abb. 21.7 sind diese Verhältnisse für ein Eingangssignal dargestellt, dessen Spektrum nur eine einzige Spektrallinie bei /emax~/fl besitzt. Man erkennt, wie hier eine Schwingung mit der Schwebungsfrequenz fa — / e m a x zustande kommt.

21.1

1137

Abtasttheorem Eingangssignal fe

id. Tiefpaß

Schwebung fQ-fe

Abb. 21.6. Überlappung der Spektren bei zu niedriger Abtastfrequenz

Abtastung fQ

Abb. 21.7. Zustandekommen der Schwebung bei zu niedriger Abtastfrequenz für fe~fa

21.1.1 Praktische Gesichtspunkte

Bei der praktischen Realisierung tritt das Problem auf, daß man mit einem realen System keine Dirac-Impulse erzeugen kann. Man muß die Impulse also gemäß Abb. 21.4 näherungsweise mit endlicher Amplitude und endlicher Dauer erzeugen, d.h. auf den Grenzübergang in Gl. (21.2) verzichten. Durch Einsetzen von Gl. (21.2) in Gl. (21.1) erhalten wir mit endlichem ε die angenäherte Impulsfolge: - ίμ)

Ü'e{t) =

(21.5)

μ=0

Durch Fourier-Transformation erhalten wir das Spektrum: (21.6) Das ist dasselbe Spektrum wie bei Dirac-Impulsen, jedoch mit einer überlagerten Gewichtsfunktion, die dazu führt, daß höhere Frequenzen abgeschwächt werden. Besonders interessant ist der Fall der Treppenfunktion. Bei ihr ist die Impulsbreite εΤα gleich der Abtastdauer Ta. Dafür ergibt sich das Spektrum: (21.7) Der Betrag der Gewichtsfunktion ist in Abb. 21.8 über dem symbolischen Spektrum der Dirac-Impulse aufgezeichnet. Bei der halben Abtastfrequenz tritt eine Abschwächung mit dem Faktor 0,64 auf. Wie man bei der Wahl der Abtastfrequenz und der Eingangs- bzw. Ausgangsfilter vorgehen kann, soll an dem Beispiel in Abb. 21.9 erklärt werden. Angenommen sei ein Eingangsspektrum eines Musiksignals im Bereich 0 < / < / max = 16 kHz, das abgetastet und unverfälscht rekonstruiert werden soll. Dabei ist es unerheblich, ob 16 kHz-Komponenten auch tatsächlich mit voller Amplitude auftreten; der lineare Frequenzgang soll vielmehr andeuten, daß in diesem Bereich eine konstante Verstärkung gefordert wird. Selbst wenn man sicher ist, daß keine Töne über 16 kHz auftreten, so bedeutet dies nicht automatisch, daß das Spektrum am Eingang des Abtasters auf 16 kHz

1138

21

Digitale Filter

Gewichtsfunktion

Abb. 21.8. Übergang vom Spektrum der Dirac-Folge zum Spektrum der Treppenfunktion durch die Gewichtsfunktion \(sinnf/fa)/(nf/fa)\

beschränkt ist. Eine breitbandige Störquelle ist z.B. das Verstärkerrauschen. Aus diesem Grund ist es immer angebracht, den in Abb. 21.1 eingezeichneten Eingangstiefpaß vorzusehen. Er soll das Eingangsspektrum auf die halbe Abtastfrequenz begrenzen, um Aliasing zu verhindern. Seine Grenzfrequenz muß mindestens /max betragen, um das Eingangssignal nicht zu beschneiden. Andererseits ist es wünschenswert, daß er bei einer nur wenig höheren Frequenz vollständig sperrt, um einen möglichst niedrigen Wert für die Abtastfrequenz verwenden zu können. Mit der Abtastfrequenz steigt nämlich der Aufwand in den AD- bzw. DA-Umsetzern und im digitalen Filter. Andererseits steigt der Aufwand für den Tiefpaß mit zunehmender Filtersteilheit und Sperrdämpfung. Deshalb ist immer ein Kompromiß zwischen dem Aufwand in den Tiefpaßfiltern einerseits und den Umsetzern und dem digitalen Filter andererseits zu finden. In dem Beispiel mit /max = 16 kHz kann man beispielsweise \ja — 22 kHz wählen, also eine Abtastfrequenz von ja = 44 kHz verwenden. Das bandbegrenzte Eingangssignal wird durch die Abtastung, wie man in Abb. 21.9 erkennt, zu fa periodisch fortgesetzt. Deshalb muß nach der DAUmsetzung das Basisband 0 < / < \ja wieder herausgefiltert werden. Da man am Ausgang des DA-Umsetzers eine Treppenfunktion erhält, muß man noch zusätzlich die sin x/x-Bewertung nach Gl. (21.7) berücksichtigen. Man kann die dafür erforderliche Entzerrung entweder im Frequenzgang des digitalen Filters berücksichtigen oder im Ausgangs-Tiefpaß durchführen. Die letztere Möglichkeit ist in Abb. 21.9 eingezeichnet. Die Hauptaufgabe des Ausgangsfilters besteht aber darin, das Basisband 0 < / < ^fa aus dem Spektrum herausfiltern: Bei der Frequenz / m a x muß es noch voll durchlässig sein, während es bei der unter Umständen nur knapp darüber liegenden Frequenz \ja schon vollständig sperren soll. Man sieht, daß es hier bezüglich der Filtersteilheit dieselbe Problematik gibt wie beim Eingangsfilter. Um das Filter realisieren zu können, muß also auch hier ein ausreichender Abstand zwischen / m a x und \fa bestehen. Die Problematik, das Eingangs- bzw. Ausgangsfilter zu realisieren, läßt sich entschärfen, wenn man eine deutlich höhere Abtastfrequenz verwendet, also z.B. den doppelten oder vierfachen Wert. Durch diese Überabtastung (oversampling) steigt natürlich der Aufwand für die AD- und DA-Umsetzer. Man kann jedoch die Abtastfrequenz mit einem digitalen Tiefpaß hinter dem AD-Umsetzer wie-

21.1

Abtasttheorem

Eingangs Spektrum

1139

Tiefpaß Eingang

bandbegrenztes Signal

Abtastung

AusgangsTiefpaß

Ausgangs Spektrum

Abb. 21.9. Rekonstruktion des Eingangsspektrums in einem digitalen System gemäß Abb. 21.1 für y(tF) = χ(ίμ)

der auf den nach dem Abtasttheorem erforderlichen Wert reduzieren. Dadurch vermeidet man eine Erhöhung der Datenrate bei der Übertragung bzw. Speicherung der Daten. Vor der DA-Umsetzung berechnet man mit einem Interpolator wieder Zwischenwerte, um auch dort durch Überabtastung mit einem einfachen Ausgangstiefpaß auskommen zu können [21.2].

1140

21 Digitale Filter

21.2 Digitale Übertragungsfunktion Im Kapitel 13 haben wir gesehen, daß man Analogfilter mit Hilfe von Integratoren, Addierern und Koeffizientengliedern realisieren kann. Der Übergang zum Digitalfilter geschieht dadurch, daß man die Integratoren durch Verzögerungsglieder ersetzt. Solche Verzögerungsglieder kann man z.B. mit Hilfe von Schieberegistern realisieren, durch die man die Abtastwerte der Eingangsfunktion mit der Abtastfrequenz fa hindurchschiebt. Der einfachste Fall ist die Verzögerung um ein Zeitintervall Ta; ein derartiges Verzögerungsglied ist in Abb. 21.10 schematisch dargestellt. 21.2.1 Beschreibung im Zeitbereich Gegeben ist die Zahlenfolge {χ(ίμ)} = {χμ}> die man sich als Abtastwerte mit einer Wortbreite von 8-, 16- oder 32 bit vorstellen kann. Sie werden in ein Register mit entsprechend vielen parallel-getakteten Flip-Flops geschoben. Die Ausgangsfolge {y(tp)} — {yp} stellt die um einen Takt Ta verzögerte Eingangsfolge dar. Es gilt also y(tp)

= χ(ί μ _ι)

(21.8)

21.2.2 Beschreibung im Frequenzbereich Zur Untersuchung des Frequenzganges gibt man eine Sinusfolge χ(ίμ) = k0 sin ωίμ auf den Eingang. Ist das System linear, entsteht auch eine Sinusfolge am Ausgang. Das Verhältnis der Amplituden ist wie bei den Analogfiltern gleich dem Betrag der Übertragungsfunktion für ρ = )ω. Die Linearität eines Digitalfilters erkennt man an der Linearität der Differenzengleichung. Gemäß Gl. (21.8) ist das Filter in Abb. 21.10 also linear. Die Übertragungsfunktion kann man wie bei den Analogfiltern direkt mit Hilfe der komplexen Rechnung der Schaltung entnehmen. Dazu benötigen wir den Frequenzgang eines Verzögerungsgliedes: Aus der harmonischen Eingangsfolge x(t ) = xejCut»

Y(z)

Zeitbereich Abb. 21.10. Darstellung eines Verzögerungsgliedes

Frequenzbereich

21.2

Digitale Übertragungsfunktion

1141

folgt die harmonische Ausgangsfolge y(tp)

= xe^*-™

= xe^

- β-ΐωΤ« =

x(tF)e~^Ta

und mit )ω — ρ die Übertragungsfunktion: = ^

= e-*»T*

= e-?T"

(21.9)

Sie ist eine periodische Funktion mit der Periode f = fa = \/Ta. Darin ist fa die Taktfrequenz. Man führt nun die Abkürzung =

e-j2nf/fa

(21.10)

ein und erhält damit aus Gl. (21.9) die Übertragungsfunktion: Ä(z) = z~l

(21.11)

Dies ist die in Abb. 21.10 dargestellte Beschreibung des Verzögerungsgliedes im Frequenzbereich. Im Kapitel 13 haben wir bereits erwähnt, daß die Übertragungsfunktion A(p) den Zusammenhang zwischen dem Ausgangssignal und einem beliebig von der Zeit abhängigen Eingangssignal über die Laplace-Transformation herstellt gemäß: L{y(t)} = A(s).L{x(t)}

(21.12)

Diese Beziehung gilt auch für ein digitales System. Mit Hilfe der umgeformten Übertragungsfunktion Gl. (21.11) kann man die Beziehung für Zahlenfolgen vereinfachen. Es gilt nämlich: Z{y(tF)}

(21.13)

= Ä(z) · Ζ{χ(ίμ)}

Darin ist Ζ{χ(ίμ)} = X(z) = Σ χ(ίμ)ζ~

μ

(21.14)

μ=0

die Z-Transformierte der Eingangsfolge. Die Ausgangsfolge erhält man durch die entsprechende Rücktransformation [21.3, 21.4]. Aufgrund dieser Eigenschaft bezeichnet man A(z) als digitale Übertragungsfunktion, Daraus lassen sich die analoge Übertragungsfunktion bzw. die daraus abgeleiteten Größen wie Betrag, Phase und Gruppenlaufzeit berechnen. Für das Verzögerungsglied folgt aus: A(z) = ^

= ζ"1

mit

ζ"

1

=

e-i^,

A\Z)

Α()ω)

= z~x = e~jü)Ta = cos ωΤα - j sin ωΤα

21 Digitale Filter

1142

Damit ergibt sich der Betrag: \A(jco)\ = y cos 2 ωΤα + sin 2 ωΤα = 1 die Phase φ = arc tan

— sin ωΤα , mx = arctan(— tan ωΤ ) = -ωΤα α cos ωΤα

= -2πί-

u

und die Gruppenlaufzeit: Τ8 r - -**- - Τa " άω Beispiel-Tiefpaß

Mit den Beziehungen für ein Verzögerungsglied ist die Beschreibung von digitalen Filtern einfach. Am Eingang des Speichers in Abb. 21.11 liegt im Zeitpunkt ίμ der Zahlenwert χ(ίμ) — βιγ(ίμ). Dieser Wert erscheint eine Taktzeit später am Ausgang des Speichers. Damit erhalten wir für die Werte der Ausgangsfolge die Beziehung: 7 ( ί μ + 1 ) = χ(ίμ) -

ßiy(tp)

Diese Differenzengleichung stellt das Analogon zur Differentialgleichung eines kontinuierlichen Systems dar. Man kann sie als Rekursionsformel zur Berechnung der Ausgangsfolge benutzen, indem man einen Startwert y(t0) vorgibt. Als Beispiel wählen wir y(t0) = 0 und berechnen die Sprungantwort für ßi = — 0,75. Sie ist in Abb. 21.12 aufgezeichnet. Man erkennt, daß die Schaltung ein Tiefpaßverhalten aufweist. Der Frequenzgang des Beispiel-Tiefpasses läßt sich wie beim Verzögerungsglied berechnen. Aus der rechten Darstellung entnehmen wir: Y(z) =

ι

[Χ(ζ)-βιΥ(ζ)]ζ~

Daraus folgt die digitale Übertragungsfunktion: A(z) =

Y(z)

ζ'1

X(z)

Y(z)

Y(z)=-

Zeitbereich

X{z)

Frequenzbereich

Abb. 21.11. Beispiel für ein rekursives Digitalfilter 1. Ordnung

21.2

1143

Digitale Übertragungsfunktion

Abb. 21.12. Sprungantwort des Digitalfilters in Abb. 21.11 für ßx = - 0 , 7 5 bei einem Eingangssprung von 0 auf 1

Zur Berechnung des Frequenzganges setzen wir z-\

=

e-yoTa

_

C0S T fl -jsina)T fl

und erhalten: A{jco) =

1

1 ωΤ

βι + βΐ «

' βι + cos ωΤα + j sin ωΤα

Mit ωΓα = 2nf/fa ergibt sich daraus der Betrag: \Mjco)\ =

l

V(A + cos2nf/fay + (sin2nf/fay

Man erkennt in Abb. 21.13, daß er mit fa periodisch ist und zu \ja spiegelbildlich. Diese Eigenschaft ist allen Digitalfiltern gemeinsam. Der Frequenzbereich oberhalb von \fa läßt sich allerdings nicht nutzen, da man sonst das Abtasttheorem verletzt. Ein interessanter Sonderfall ergibt sich für ßx — 1. Dann läßt sich der Betrag der Übertragungsfunktion vereinfachen gemäß cos2 χ + sin2 χ = 1:

V/2 + 2cos27rf%

Â(unf/fY

" 2sinnf/fa

\Α[]ω)\

Abb. 21.13. Amplitudenfrequenzgang des Digitalfilters in Abb. 21.11 für ß{ = - 0 , 7 5

21

1144

Digitale Filter

Für niedrige Frequenzen / oo strebt wie verlangt f - • \ja. Für / ' 2 co-Cil + c2l

Daraus lassen sich folgende Filter zweiter Ordnung berechnen: Tiefpaß (Gl. (21.51)): Ar Λ

Λ) Ap

a

° "' 1 + aiZ + fciP'

l+2z"1+z"2

-

=

Pl

2(1

-hl2)

1 + ail + W

Pl

21 Digitale Filter

1176

Abb.

21.44. IIR-Filter 2. Ordnung

Ä(z)

= -

= -

Hochpaß (Gl. (21.52)): A(s„) =

Ä(z) = a0 I2

OCQ

0 *

=

2

aj + l '

1 - 2z" 1 +z~2

- l2)

ßi =

Bandpaß (Gl. (21.53)): A(s„) =

Ars„/Q s„/Q

A(z)

= a0 2

2(1 - l )

"° "• 1 + / / Q + /2'

ßi = l + l/Q + l2''

1 - z- 2

l+ßlz-l+ß2z~2 ß2 =

1-1/Q + l2 1 + 1/Q + l2

Bandsperre (Gl. (21.54)): A(s„) =

S2„)

s„/Q

Ä(z) =

2

1)

a0 + Aoß! - z~

•aoz~

1

l+ßlz~ +ß2z-2

2

,

2(1 - l ) ο 1-1/Q +12 «o = 2 Hi 2 yL l + l/Q + l ' l + l/Q + l ' i+l/Q + p Die Dimensionierung der Schaltung wollen wir an einem Zahlenbeispiel erläutern. Gesucht ist ein Tschebyscheff-Tiefpaß 2. Ordnung mit 0,5 dB Welligkeit und einer 3 dB-Grenzfrequenz fg = 100 Hz. Das Analogsignal besitze eine Bandbreite von 3,4 kHz und werde mit einer Frequenz fa = 10 kHz abgetastet. Daraus ergibt sich die normierte Grenzfrequenz zu Fg = 0,01 und der Normierungsfaktor / = 31,82. Aus der Tab. 13.6 auf S. 854 können wir ax = 1,3614 und bx = 1,3827 entnehmen. Daraus ergibt sich die kontinuierliche Übertragungsfunktion: 1 + 1,36145« + 1,3827s2 Mit Gl. (21.51) erhalten wir daraus die digitale Übertragungsfunktion: A(z) = 6,923 · 10"

1 - 1,937z-1 + 0,9400z- 2

21.7 Realisierung von IIR-Filtern

1177

Als zweites Beispiel wollen wir einen Bandpaß dimensionieren. Die Abtastfrequenz betrage wie vorher 10 kHz. Die Resonanzfrequenz sei fr = l kHz. Damit wird Fg = 1 kHz/10 kHz = 0,1. Bei einer Güte von 10 lautet die kontinuierliche Übertragungsfunktion nach Gl. (13.24) von S. 873 für Ar — 1: MSn)

=

l+o'lsi+sl

Mit l = cot nFg — 3,078 und Gl. (21.53) folgt daraus die digitale Übertragungsfunktion: =

22 8 85 55 15 01 02

' ' ! - 1,572z-+0,9429-^ ' Entsprechend erhalten wir bei einer Güte von Q = 100:

Nun betrachten wir noch den Fall Q = 10 und Fr = 0,01. Dafür ergibt sich:

A(z) = -3,130· io-» i

Γ; 2

Man erkennt, daß mit zunehmender Güte Q bzw. abnehmender Resonanzfrequenz Fr der Koeffizient c*o immer kleiner wird, während fc —>· 1 und ß\ -> — 2 streben. Die Information über die Filtercharakteristik steckt dann in der sehr kleinen Abweichung gegenüber 1 bzw. — 2. Das bedeutet eine zunehmende Genauigkeitsanforderung an die Koeffizienten, d.h. es ergibt sich eine entsprechend große Wortbreite im Filter. Um den Aufwand in Grenzen zu halten, sollte man demnach die Abtastfrequenz nicht größer als notwendig wählen. 21.7 Realisierung von IIR-Filtern 21.7.1 Aufbau aus einfachen Bausteinen

Wir wollen die Vorgehensweise, wie man zu einer möglichst einfachen Schaltung gelangen kann, an dem Beispiel aus Abschnitt 21.6.2 für einen Hochpaß erster Ordnung demonstrieren. Dort haben wir bereits die digitale Übertragungsfunktion für einen Hochpaß mit einer Grenzfrequenz fg = 100 Hz bei einer Abtastfrequenz ja = 10 kHz, also Fg = 0,01 berechnet: 1

0,9695 - 0,9695z-! ß 1 1 - 0,9391z-1 Die korrespondierende Schaltung ist in Abb. 21.45 dargestellt. Man sieht, daß die drei Koeffizienten dicht bei 1 liegen. Die Zählerkoeffizienten a 0 und αγ kann man ohne nennenswerten Fehler auf 1 runden, da sie lediglich die Verstärkung bestimmen. Anders ist es bei dem Koeffizienten ßu dessen Abweichung von 1

1178

21 Digitale Filter

Abb. 21.46. IIR-Hochpaß mit vereinfachten Koeffizienten

Abb. 21.45. IIR-Hochpaß 1. Ordnung 0,9695 - 0,9695z-l A{Z) 1 - 0,9391z-1 pg = hl Sa = ο,οι A(f

= 0,5/a) = 1

A(f = 0,5/fl) = 1,032

die Grenzfrequenz des Filters bestimmt. In diesem Fall kann man jedoch eine Vereinfachung durch die Umformung ßx = 1 - ß[ = -0,9391 = - ( 1 - 0,0609) erzielen. Darin ist ß[ = 1 — ß\ die Abweichung gegenüber 1. Dieser Koeffizient besitzt weit weniger signifikante Stellen als ß\. Die nächstliegende Zweierpotenz ist 2~ 4 = 0,0625. Der Aufwand für die Rechnung im Dualsystem läßt sich stark reduzieren, wenn man ß[ auf diesen Wert rundet, da eine Multiplikation mit 2~ 4 lediglich eine Verschiebung um 4 Stellen darstellt, die sich durch Verdrahtung realisieren läßt. Die daraus resultierende Verschiebung der Grenzfrequenz ergibt sich aus Gl. (21.44) zu: 1

= 31,

also

Fx = 0,0103

d.h. die Grenzfrequenz erhöht sich auf fg = 103 Hz. Wenn wir zur weiteren Vereinfachung die Zählerkoeffizienten auf a 0 = —CL\ = 1 runden, ergibt sich für hohe Frequenzen ( / ^ \fa) gemäß Gl. (21.44) die Verstärkung: = 1,032 Ζ " 31 Auch diese kleine Abweichung wollen wir in Kauf nehmen. Die so vereinfachte Anordnung ist in Abb. 21.46 dargestellt. Man erkennt, daß es bei einiachen Filtern möglich ist, die Schaltung durch geringfügige Modifikation der Aufgabenstellung nennenswert zu vereinfachen. Die schaltungstechnisehe Realisierung zeigt Abb. 21.47 für eine Eingangswortbreite von 4 bit. Um positive und negative Zahlen darstellen zu können, haben wir die in Abschnitt 8.1.3 auf S. 658 eingeführte Zweierkomplementdarstellung gewählt. Das höchste Bit ist also das Vorzeichenbit. Da wir die Multiplikation durch Verschiebung realisieren können, werden nur noch Addierschaltungen benötigt. Wir benutzen dazu 4 bit-Rechenschaltungen vom Typ SN74LS382. Sie =

α0-

ΦΑ*-

IC1 r

π

ID

Q

ID

Q

ID

Q

ID

Q

74LS175

Abb. 21.47. Ausgeführte Schaltung des digitalen IIR-Hochpaßfilters mit einer Wortbreite von 8 bit intern bzw. 4 bit extern

21 Digitale Filter

1180

Abb. 21.48 a u. b. Übersteuerungskennlinie der Rechenbausteine, (a) Ohne Begrenzungslogik, (b) Mit Begrenzungslogik

lassen sich über entsprechende Steuereingänge auch als Subtrahierer betreiben. Auf diese Weise kann man die Bildung des Zweierkomplementes bei dem Koeffizienten αϊ = — 1 und —ß\ = 1 — 2~ 4 in den Addierer verlegen. Mit den beiden Rechenschaltungen IC 8 und IC 9 wird der Ausdruck

* = -ßiy

= y-

2 4

~y

gebildet. Die Multiplikation von y mit 2~4 wird dadurch erreicht, daß y um vier Stellen versetzt an dem Subtrahierer angeschlossen wird. Dadurch erhöht sich die Wortbreite von 4 bit auf 8 bit. Das Vorzeichenbit vy muß an allen freiwerdenden Stellen angeschlossen werden, damit die Multiplikation von y mit 2~ 4 sowohl für positive als auch negative Werte von y richtig durchgeführt wird (Sign Extension). Der Rechenbaustein IC 2 führt die Subtraktion r — χ am Eingang von Abb. 21.46 durch, IC 5 die Addition x + q a m Ausgang. Die Verzögerung um eine Taktdauer wird mit den ICs 3 und 4 vorgenommen, die je vier einflankengetriggerte D-Flip-Flops enthalten. Die Flip-Flops in IC 1 dienen zur Synchronisation des Eingangssignals. Die Exklusiv-ODER-Gatter in IC 6 und 7 bewirken einen Übersteuerungsschutz: Wie wir in Tab. 8.1 auf S. 661 gesehen haben, würde beim Überschreiten des positiven Zahlenbereichs ein Sprung von +127 nach — 128 erfolgen, da das höchste Bit als Vorzeichen gelesen wird. Durch den unerwünschten Vorzeichenwechsel kann das Filter bei Übersteuerung instabil werden und unter Umständen nicht mehr in den Normalbetrieb zurückkehren. Dieser Effekt entspricht genau einem „Latch Up", wie er auch bei Analogschaltungen bekannt ist. Er läßt sich z.B. dadurch vermeiden, daß man die Zahlen am Ausgang der Addierer bei positiver Übersteuerung auf +127 und bei negativer Übersteuerung auf — 128 setzt. Dazu müßte man den positiven und negativen Überlauf getrennt dekodieren. Die Fallunterscheidung ist jedoch nicht notwendig, wenn man die Ausgänge bei einem Überlauf negiert. Dann ergibt sich die in Abb. 21.48 dargestellte Kennlinie. Zu ihrer Realisierung schaltet man wie in Abb. 21.47 Exklusiv-ODER-Gatter hinter die Ausgänge fi derjenigen Rechenbausteine, bei denen eine Übersteuerung auftreten kann. Dadurch entsteht eine Negation, wenn OV = 1 wird. Die Rechenbausteine 74LS382 besitzen gegenüber den Standardtypen 74 LS 181 den

21.7 Realisierung von IIR-Filtem

1181

Abb. 21.49. Sprungantwort des Digitalfilters in Abb. 21.47 bei Vollaussteuerung

Vorteil, daß die Überlaufvariable OV zur Verfügung steht und nicht extern gebildet werden muß. Die Funktionsweise des Digitalfilters läßt sich anhand der Sprungantwort in Abb. 21.49 gut erkennen. 21.7.2 Aufbau aus hochintegrierten Bausteinen

Zur Realisierung von IIR-Filtern mit hochintegrierten Schaltungen gibt es drei Möglichkeiten: 1) Spezifische IIR-Filter, 2) Einsatz von FIR-Filtern, 3) programmierbare Signalprozessoren. Anwendungsspezifische IIR-Filter lassen sich mit CPLDs und FPGAs realisieren (s. Kap. 10.4 auf S. 753) [21.13]. Diese Aufgabe ist beim Einsatz der Beschreibungssprache VHDL besonders einfach, weil man dabei die erforderlichen Addierer und Multiplizierer mit einer Zeile definieren kann. Allerdings ist der Hardware-Aufwand groß; dashalb setzt man CPLDs und FPGAs nur bei hohen Geschwindigkeitsanforderungen ein. Man kann ein IIR-Filter aus zwei FIR-Filtern aufbauen. Dazu kann man von der Grundstruktur in Abb. 21.15 auf S. 1145 mit globalen Summierern am Eingang und Ausgang ausgehen und die Verzögerungskette verdoppeln. Dadurch gelangt man zu der Schaltung in Abb. 21.50, in der man die beiden FIR-Filter erkennt. Dabei ist es unerheblich, ob die verwendeten FIR-Filter wie hier dargestellt mit einem globalen Summierer am Ausgang arbeiten oder mit verteilten Summierern nach Abb. 21.18 auf S. 1147. Das Ergebnis ist in beiden Fällen dasselbe, wenn man die Koeffizienten entsprechend anordnet. Die Grundstruktur von Abb. 21.16 auf S. 1145 läßt sich ebenfalls in zwei FIR-Filter zerlegen, wenn man den globalen Summierer am Ausgang in zwei Teile aufspaltet. In Abb. 21.51 erkennt man, daß dadurch zwei FIR-Filter entstehen, deren Teilergebnisse man mit einem zusätzlichen Addierer zusammenfassen kann.

21 Digitale Filter

1182

y^

~®i^

^ z ^ ^

Abb. 21.50. Realisierung eines IIR-Filters mit je einem globalen Summierer am Eingang und Ausgang aus zwei FIR-Filtern und einem zusätzlichen Addierer

Zur seriellen Berechnung von IIR-Filtern sind Signalprozessoren am besten geeignet, da sie neben einem Parallelmultiplizierer mit Akkumulator auch die erforderlichen Datenspeicher besitzen. Der Ablauf der Filterberechnung läßt sich auf Maschinenebene wie bei einem Mikroprozessor in Assembler programmieren. Neuerdings wird die Programmierung sogar in einer höheren Programmiersprache wie „C" unterstützt. Bei der Programmierung geht man am besten von der Grundstruktur mit einem globalen Summierer am Ausgang gemäß Abb. 21.51

Abb. 21.51. Realisierung eines IIR-Fillers mit einem einzigen globalen Summierer am Ausgang aus zwei FIR-Filtern und einem zusätzlichen Addierer

21.7 Realisierung von IIR-Filtern

1183

Abb. 21.52. Serielle Realisierung eines IIR-Filters mit einem einzigen globalen Summierer am Ausgang vorzugsweise mit einem Signalprozessor

aus. Wie Abb. 21.52 zeigt, berechnet sich dann der neue Wert der Ausgangsfolge gemäß Gl. (21.15): Ν

Ν

YN = ^2 OCkXN-k - Σ k=0

ß^yN-k

fc=l

indem man alle Eingangs- und Rückkopplungssignale mit den jeweiligen Koeffizienten bewertet und aufsummiert. Dazu schiebt man den Abgriff an den Verzögerungsketten entlang und selektiert den jeweiligen Koeffizienten a^ bzw. ßk. Wenn man die ganze Kette einmal durchlaufen hat, ist der neue Funktionswert yu berechnet. Dann kann man die Inhalte beider Schieberegister um einen Takt weiterschieben, um im nächsten Durchlauf einen weiteren Funktionswert y zu berechnen. Man verschiebt natürlich auch hier die Daten nicht physikalisch, sondern läßt nur Zeiger rotieren, die die Werte x^ j ^ , a^ und ßk adressieren. Man kann mit einem Signalprozessor genauso gut IIR-Filter in Kaskadenform berechnen. Dazu reduziert man die Ordnung des Filters in Abb. 21.52 auf AT = 2 und berechnet yi = a0x2 + αιΧι + a2x0 mit einem kleinen Unterprogramm. Das ganze Filter erhält man dann, indem man das Programm für ein Filter 2. Ordnung mehrfach aufruft und die jeweiligen Daten- bzw. Koeffizientensätze austauscht. Eine Übersicht über einige neuere Signalprozessoren ist in Tab. 21.7 zusammengestellt. Die bevorzugten Zahlendarstellungen sind 16 bit Festkommazahlen für universelle Anwendungen bzw. 32 bit Gleitkommazahlen für hohe Genauigkeit und große Dynamik. Die Datenwortbreite des Akkumulators ist meist mehr als doppelt so groß, um sicherzustellen, daß sich die Rundungsfehler nicht auf das Ergebnis auswirken. Die meisten Signalprozessoren besitzen schnelle Datenund Programmspeicher auf dem Chip. Man sollte sie nach Möglichkeit nutzen,

1184

21

Typ

Hersteller Daten Int. Speicher TaktWortbr. Daten/Progr. frequenz bit Worte max

ADSP2101 ADSP2185 AD14060L ADSP21065 DSP1629 DSP16201 DSP3210 DSP56009 DSP56302 TMS320C240 TMS320LC549 TMS320C5420 TMS320C40 TMS320C6201 TMS320C6701 Pentium MMX

Analog D. Analog D. Analog D. Analog D. Lucent Lucent Lucent Motorola Motorola Texas I. Texas I. Texas I. Texas I. Texas I. Texas I. Intel

16 16 32 32 16 16 32 24 24 16 16 16 32 32 32 32

lk/2k fix fix 16 k/16 k 500 k fix 16k fl. fix 16 k/48 k 64 k fix 1 k/256 fl. 8 k/10 k fix 5k/7k fix fix 544 k/16k fix 32k/16k 200 k fix 2k/4k fl. fix 16 k/16 k fl. 16 k/16 k fl. -/-

25 33 40 60 100 100 55 80 80 20 100 200 60 200 167 200

MHz MHz MHz MHz MHz MHz MHz MHz MHz MHz MHz MHz MHz MHz MHz MHz

Digitale Filter

Verlust- FFT leistung 256 Punkte 150 mW 250 mW 3000 mW 500 mW 250 mW 800 mW 600 mW 300 mW 100 mW 150 mW 120 mW 3000 mW 1900 mW 2800 mW 7300 mW

Gehäuse

500 ps 68LCC 400 ps 100 QFP 308 QFP 40 ps 208 QFP 220 με 100 QFP 85 με 144 QFP 170 ps 132 QFP 100 ps 80 QFP 50 ps 144 QFP 1300 ps 132 QFP 100 ps 144 BGA 144 BG A 200 jis 325 PGA 22 ps 352 BGA 26 ps 452 BGA 170 με 296 PGA

Tab. 21.7. Signalprozessoren, fix = Festkomma, fl. = Gleitkomma. FFT: Benchmark von BDTi (www.bdti.com)

denn jeder externe Speicherzugriff führt selbst bei kurzen Zugriffszeiten meist zur Einfügung von Wait States. Die Zeit für eine Multiplikation und Akkumulation (MAC-Operation) bestimmt, wie schnell ein Signalprozessor Filter-Algorithmen bearbeiten kann, da sie fast ausschließlich aus MAC-Operationen bestehen. Bei einem FIR-Filter After Ordnung sind je Abtastwert Ν + 1 MAC-Operationen erforderlich, bei einem IIR-Filter sind es 2N + 1. Bei den meisten neueren Signalprozessoren wird eine

MAC-Operation in einem einzigen Maschinenzyklus ausgeführt.

21.8

Vergleich von FIR- und IIR-Filtern Wenn man die Struktur von IIR-Filtern in Abb. 21.14-21.16 von S. 1144/1145 mit der von FIR-Filtern in Abb. 21.18/21.19 von S. 1147/1147 vergleicht, erkennt man, daß IIR-Filter bei gleicher Ordnung etwa doppelt so viele MAC-Operationen erfordern wie FIR-Filter. Sie besitzen jedoch eine höhere Selektivität als FIRFilter mit gleich vielen MAC-Operationen. Dies zeigt das Beispiel in Abb. 21.53. Allgemein kann man feststellen, daß die erforderliche Ordnung für ein FIRFilter mehr als doppelt so hoch ist wie bei einem IIR-Filter. In Abschnitt 21.6.2 haben wir gezeigt, daß man einen Tiefpaß mit einer niedrigen Grenzfrequenz von Fg = 0,01 mit einem IIR-Filter 1. Ordnung realisieren kann. Bei einem FIR-Filter mit dieser Grenzfrequenz hätte man mindestens die Ordnung Ν = 65 gebraucht.

21.8

0 dB

-ζ,ο

^ ^ - ^ _ ^ ^ ^ F I R A/ = 8 | I

IIR N=ü -

t

j

.

.

.

.

.

|\N

Butterworthi

-80

120

: 1185

Vergleich von FIR- und IIR-Filtem

^χ^Κ

:

-

;

•

•

:

0,01

0,1

!

ι

\ |

i

'

I

;-

F 1

Abb. 21.53. Vergleich eines FIR-Tiefpasses 8. Ordnung mit einem IIR-Tiefpaß 4. Ordnung

Hier muß nämlich in erster Näherung eine ganze Schwingung der Grenzfrequenz Fg mit den Koeffizienten bewertet werden können.

Ν > l/Fg = fa/fg Dem stehen jedoch einige schwerwiegende Vorteile der FIR-Filter gegenüber. Wir haben gesehen, daß es bei FIR-Filtern leicht möglich ist, eine lineare Phase, also konstante Gruppenlaufzeit, exakt zu realisieren. Alle in diesem Kapitel angegebenen FIR-Filter besitzen diese Eigenschaft; sie bewirken also keine Phasenverzerrungen. Da FIR-Filter keinen Rückkopplungszweig besitzen, sind sie auch für beliebige Koeffizienten stabil. IIR-Filter neigen wie analoge Filter zu Schwingungen um so mehr, je höher ihre Polgüte bzw. je niedriger ihre Grenzfrequenz im Vergleich zur Abtastfrequenz ist (s. Abschnitt 21.6.2). Um keine starken Abweichungen

Merkmal Selektivität erforderliche Ordnung Anzahl MAC-Operationen Speicherbadarf

FIR-Filter gering hoch viele hoch

IIR-Filter hoch niedrig wenige gering

lineare Phase konstante Gruppenlaufzeit Stabilität erforderliche Wortbreite erforderliche Koeffiz.-Genauigkeit Grenzzyklen adaptives Filter

problemlos problemlos unbedingt mäßig mäßig keine möglich

kaum möglich kaum möglich bedingt hoch hoch vorhanden kaum möglich

Tab. 21.8. Gegenüberstellung von FIR- und IIR-Filtern

1186

21 Digitale Filter

vom berechneten Frequenzgang zu erhalten, muß man die Koeffizienten von IIRFiltern deutlich genauer realisieren als bei FIR-Filtern; das erfordert eine höhere Wortbreite. Außerdem führen die durch begrenzte Rechengenauigkeit bedingten Rundungsfehler bei IIR-Filtern häufig zu Grenzzyklen. Das sind periodische Schwingungen in den niedrigsten Bits, die besonders bei kleinen Eingangssignalen stören. Eine Gegenüberstellung der Vor- und Nachteile zeigt Tab. 21.8.

Literatur

[21.1] [21.2] [21.3] [21.4] [21.5] [21.6] [21.7] [21.8] [21.9] [21.10] [21.11]

[21.12]

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Kapitel 22: Meßschaltungen

In den vorhergehenden Kapiteln haben wir eine Reihe von Verfahren zur analogen und digitalen Signalverarbeitung kennengelernt. In vielen Fällen müssen jedoch selbst elektrische Signale erst umgeformt werden, bevor sie einer Analogrechenschaltung oder einem AD-Wandler zugeführt werden können. Man benötigt zu diesem Zweck Meßschaltungen, die als Ausgangssignal eine geerdete Spannung mit niedrigem Innenwiderstand liefern.

22.1 Spannungsmessung 22.1.1 Impedanzwandler

Um die Spannung einer hochohmigen Signalquelle belastungsfrei zu messen, kann man einen Elektrometerverstärker gemäß Abb. 5.57 von S. 535 zur Impedanzwandlung einsetzen. Dabei muß man jedoch beachten, daß die hochohmige Eingangsleitung sehr empfindlich gegenüber kapazitiven Störeinstreuungen ist. Sie muß also in der Regel abgeschirmt werden. Dadurch entsteht eine beträchtliche kapazitive Belastung der Quelle nach Masse (30... 100pF/m). Bei einem Innenwiderstand der Quelle von beispielsweise 1 Gü und einer Leitungskapazität von 100 pF resultiert daraus eine obere Grenzfrequenz von nur 1,6 Hz. Ein weiteres Problem sind zeitliche Schwankungen dieser Kapazität, die z.B. durch mechanische Bewegungen verursacht werden können. Dadurch entstehen sehr große Rauschspannungen. Wenn die Leitung z.B. auf 10 V aufgeladen ist, ergibt sich durch eine Kapazitätsänderung von 1% ein Spannungssprung von 100 mV!

Abb. 22.1. Verkleinerung der Abschirmungskapazität und des Abschirmungsrauschens durch Mitführung des Abschirmungspotentials mit dem Meßpotential (guard drive)

22 Meßschaltungen

1190

Abb. 22.2. Spannungsfolger für hohe Eingangsspannungen

Diese Nachteile lassen sich vermeiden, wenn man den Elektrometerverstärker dazu benutzt, die Spannung zwischen Innenleiter und Abschirmung klein zu halten. Dazu schließt man die Abschirmung wie in Abb. 22.1 nicht an Masse, sondern am Verstärkerausgang an. Auf diese Weise wird die Leitungskapazität um die Differenzverstärkung des Operationsverstärkers virtuell verkleinert. - Da nur noch die Offsetspannung des Operationsverstärkers an der Leitungskapazität anliegt, verschwindet auch das Leitungsrauschen weitgehend. Vergrößerung der Spannungsaussteuerbarkeit

Die maximal zulässige Betriebsspannung der gängigen integrierten Operationsverstärker beträgt meist ±18V. Damit ist die Spannungsaussteuerbarkeit auf Werte um ± 15 V begrenzt. Diese Begrenzung läßt sich umgehen, indem man die Betriebspotentiale des Operationsverstärkers durch eine Bootstrapschaltung mit dem Eingangspotential mitführt. Dazu dienen die beiden Emitterfolger in Abb. 22.2. Mit ihnen werden die Potentialdifferenzen V\ — Ua und Ua — V2 auf den Wert Uz — 0,7 V stabilisiert. Die Aussteuerbarkeit wird auf diese Weise nicht mehr durch den Operationsverstärker, sondern durch die Spannungsfestigkeit der Emitterfolger und der Konstantstromquellen bestimmt. 22.1.2 Messung von Potentialdifferenzen

Bei der Messung von Potentialdifferenzen kommt es darauf an, die Differenzspannung

uD = v2 - vx möglichst unbeeinträchtigt von der überlagerten Gleichtaktspannung

UGl = iffi + li)

22.1 Spannungsmessung

1191

zu verstärken. Dabei kommt es häufig vor, daß Differenzspannungen im Millivoltbereich Gleichtaktspannungen von 10 V und mehr überlagert sind. Kennzeichnend für die Güte eines Subtrahierers ist daher seine Gleichtaktunterdrückung: G

"

AD AGI

Ua/Up ' UD/UGl

In dem genannten Zahlenbeispiel muß G ^> 10 V/l mV = 104 sein. Besondere Probleme treten auf, wenn die überlagerte Gleichtaktspannung sehr hohe Werte oder hohe Frequenzen aufweist. Es gibt drei verschiedene Verfahren zur Verstärkung von Spannungsdifferenzen: - als Subtrahierer beschaltete Operationsverstärker, - gegengekoppelte Differenzverstärker, - Subtraktion mit geschalteten Kondensatoren.

Subtrahierer mit beschalteten Operationsverstärkern

Zur Messung von Potentialdifferenzen kann man im Prinzip den Subtrahierer von Abb. 11.3 von S. 771 einsetzen. Häufig darf man jedoch die zu messenden Potentiale nicht mit dem Eingangswiderstand des Subtrahierers belasten, weil sie einen beträchtlichen Innenwiderstand besitzen. Mit den zusätzlichen Spannungsfolgern in Abb. 22.3 wird die Funktionsweise des Subtrahierers unabhängig von den Innenwiderständen der Meßpotentiale. Eine höhere Gleichtaktunterdrückung läßt sich jedoch erzielen, wenn man die Spannungsverstärkung in die Impedanzwandler verlagert und dem Subtrahierer die Verstärkung 1 gibt. Diese Variante ist in Abb. 22.4 dargestellt. Für R\ = oo arbeiten OV 1 und OV 2 als Spannungsfolger; in diesem Fall besteht praktisch kein Unterschied zur vorhergehenden Schaltung. Ein zusätzlicher Vorteil der Schaltung besteht darin, daß man durch Variation eines einzigen Widerstandes die Differenzverstärkung einstellbar machen kann.

Abb. 22.3. Subtrahierer mit vorgeschalteten Impedanzwandlern

22 Meßschaltungen

1192

i

Abb. 22.4. Elektrometersubtrahierer (Instrumentation Amplifier)

Wie man in Abb. 22.4 erkennt, tritt an dem Widerstand Ri die Potentialdifferenz V2 — V\ auf. Damit wird:

Diese Differenz wird mit Hilfe des Subtrahierers OV 3 an den geerdeten Ausgang übertragen. Bei reiner Gleichtaktaussteuerung (Vx = V2 = VG\) wird V{ = V2 = VG\. Die Gleichtaktverstärkung von OV 1 und OV 2 besitzt also unabhängig von der eingestellten Differenzverstärkung den Wert 1. Mit Gl. (11.6) von S. 772 erhalten wir damit die Gleichtaktunterdrückung:

G

/

2R2\2a

1+

= [

Ύ;)^

Darin ist Δα/α die relative Paarungstoleranz der Widerstände R$.

1

Abb. 22.5. Unsymmetrischer Elektrometersubtrahierer (1 + ^

Abb. 22.6. Subtrahierer mit einstellbarer Verstärkung

22.1

Spannungsmessung

1193

Abb. 22.7. Subtrahierer mit nur einem hochohmigen Eingang

Bei dem Elektrometer-Subtrahierer in Abb. 22.4 läßt sich ein Operationsverstärker einsparen, wenn man auf die Symmetrie der Schaltung verzichtet. Der Elektrometerverstärker OV 2 in Abb. 22.5 besitzt die Verstärkung l+Ri/R2. OV 1 verstärkt das Potential V2 mit dem Faktor 1 +R2/R\ und addiert gleichzeitig die in den Fußpunkt eingespeiste Spannung V{ mit dem Gewicht —R2/R\. Dadurch werden beide Eingangspotentiale betragsmäßig mit 1 + R2/R\ verstärkt. Wenn man die Schaltung wie in Abb. 22.6 modifiziert, läßt sich auch hier die Verstärkung mit einem einzigen Widerstand festlegen. Für manche Anwendungen ist es akzeptabel, einen Subtrahierer einzusetzen, bei dem lediglich ein Eingang hochohmig ist. In diesem Fall benötigt man nur einen einzigen Operationsverstärker, wie Abb. 22.7 zeigt. An der Übertragungsgleichung erkennt man jedoch die Einschränkung, daß die Verstärkung von U2 immer betragsmäßig größer ist als die von U\. Dies ist aber z.B. bei der Verstärkung und Nullpunktverschiebung von Sensorsignalen kein Nachteil. Ein interessanter Sonderfall ergibt sich für RN = Rx = R und R2 = oo; dann erhält man die Ausgangsspannung Ua = 2U2 — U\. Subtrahierer für hohe Spannungen

Zur Subtraktion von hohen Spannungen kann man die Schaltung von Abb. 22.3 einsetzen. Die drei in diesem Fall erforderlichen Hochspannungsoperationsverstärker kann man häufig dadurch umgehen, daß man R\ ^> R2 macht; Abb. 22.8 zeigt ein Dimensionierungsbeispiel. Dann wird der Eingangswiderstand so groß, daß man auf die Spannungsfolger häufig verzichten kann. Gleichzeitig werden die Eingangsspannungen am Subtrahierer durch diese Dimensionierung so weit heruntergesetzt, daß man keinen Hochspannungsoperationsverstärker benötigt. In dem Beispiel kann man bei einer Gleichtaktausstcuerbarkeit von 10 V Eingangsspannungen von über 200 V anlegen. Ein Nachteil dieser Dimensionierung ist jedoch, daß sich Subtrahierer ergeben, deren Verstärkung A = R2/R\

Verstärkung Eins, während die Gleichtaktaussteuerbarkeit im Vergleich zu dem Beispiel in Abb. 22.8 praktisch unverändert ist. Ein integrierter Subtrahierer, der nach diesem Prinzip arbeitet, ist der INA 117 von Burr Brown. Die Erhöhung der Gleichtaktaussteuerbarkeit mit den Widerständen R$ in Abb. 22.9 bringt jedoch auch Probleme mit sich, die man bei der Auswahl der Operationsverstärker berücksichtigen sollte. Die Widerstände # 3 wirken nämlich als Abschwächer für die Eingangssignale des Operationsverstärkers. Sie reduzieren daher die Schleifenverstärkung und damit meist auch die Bandbreite. Gleichzeitig erhöhen sie in demselben Maß die unerwünschte Verstärkung der Offsetspannung und Offsetspannungsdrift. Daher benötigt man hier hochwertige Operationsverstärker. Die Widerstände R3 müssen auf beiden Seiten natürlich dieselbe Abschwächung bewirken. Deshalb sind hier engtolerierte Widerstände besonders wichtig. Um enge Gleichlauftoleranzen an beiden Eingängen des Operationsverstärkers sicherzustellen, wird man die Widerstände R2 und R$ am nichtinvertierenden Eingang in der Regel nicht zu einem einzigen Widerstand zusammenfassen. Subtrahierer mit gegengekoppelten Differenzverstärkern

Die Differenzverstärkung eines Differenzverstärkers läßt sich durch Stromgegenkopplung auf beliebige gut definierte Werte reduzieren (siehe Abb. 4.57 auf S. 370). Andererseits haben wir gesehen, daß sich mit einem Differenzverstärker leicht hohe Gleichtaktunterdrückungen erreichen lassen, wenn man eine Konstantstromquelle als Emitterwiderstand einsetzt. Eine Schaltung, die auf diesem Prinzip beruht, ist in Abb. 22.10 dargestellt. Der Eingangsdifferenzverstärker TiT2 ist hier über den Widerstand RG gegengekoppelt. Im Prinzip wird die auftretende


1195

Abb. 22.10. Elektrometer-Subtrahierer mit gegengekoppelten Differenzverstärkern (Instrumentation Amplifier)

Kollektorstromdifferenz mit dem nachfolgenden Opertionsverstärker in die Ausgangsspannung umgesetzt. Hier wird jedoch mit dem zweiten Differenzverstärker T3T4 eine entgegengesetzt gleich große Stromdifferenz V2-Vx V4-V3 Alc

=

~~ü—

=

~~ϊ—

gebildet, die die primäre Stromdifferenz kompensiert, so daß die Kollektorströme von Ti und T2 immer konstant den Wert I\ der Stromquellen besitzen. Erreicht wird dies durch die Gegenkopplung über den Operationsverstärker. Seine Ausgangsspannung stellt sich so ein, daß seine Eingangsspannungsdifferenz zu Null wird; genau dann sind die Kollektorströme von Ti und T2 aber gleich groß. Wenn man die Abschwächung der Spannungsteiler R\Ri gemäß V3—V4 = UaRi/iRi+Ri) berücksichtigt, erhält man für die Ausgangsspannung im eingeschwungenen Zustand:

Die Widerstände R\ und R2 sind in integrierten Schaltungen, die nach diesem Prinzip arbeiten, vorgegeben. Der Anwender hat dann die Möglichkeit, die Verstärkung mit Rs und RG auf den gewünschten Wert festzulegen. Der Vorteil dieser Schaltung im Vergleich zu den Operationsverstärker-Subtrahierern besteht darin, daß die Höhe der Gleichtaktunterdrückung hier nicht von der Paarungstoleranz der Spannungsteiler R1R2 abhängig ist. Aus diesem Grund läßt sich die Schaltung in Abb. 22.10 ganz als monolithisch integrierte Schaltung herstellen, während sonst die kritischen Widerstände als Dünnfilmschaltung separat realisiert werden müssen.

1196

22 Meßschaltungen

Einen Subtrahierer mit CC-Operationsverstärkern, der nach diesem Prinzip arbeitet, hatten wir bereits in Abb. 5.87 auf S. 564 kennen gelernt. Subtrahierer in SC-Technik Das Prinzip eines Subtrahierers in Switched-Capacitor-Technik besteht darin, einen Kondensator auf die zu messende Spannungsdifferenz aufzuladen und dann in einen einseitig geerdeten Kondensator zu übertragen. Die resultierende Schaltung ist in Abb. 22.11 dargestellt. Solange die Schalter in der linken Stellung stehen, wird der Speicherkondensator C$ auf die Eingangsspannungsdifferenz aufgeladen. Nach dem Umschalten in die rechte Stellung wird die Ladung an den Haltekondensator CH weitergegeben. Nach einigen Schaltzyklen ist die Spannung UH auf den stationären Wert UH

=

Us =

UD =

V2 - Vx

angestiegen. Diese Spannung läßt sich mit dem nachfolgenden Elektrometerverstärker praktisch beliebig verstärken, da hier keine Differenzbildung mehr erforderlich ist. Die Genauigkeit der Differenzbildung wird praktisch nur durch Streukapazitäten der Schalter bestimmt. Um diesen Effekt möglichst klein zu halten, wählt man für C$ und CH relativ große Kapazitäten, z.B. 1 μ¥, wie in der Schaltung vorgeschlagen. Verwendet man als Schalter den LTC 1043 von Linear Technology, läßt sich eine Gleichtaktunterdrückung von über 120dB=10 6 erreichen, und zwar nicht nur für Gleichspannungen, sondern bis zu Frequenzen von 20kHz [22.1]. Der LTC 1043 ist für diese Aufgabe besonders geeignet, da er neben 4 Wechselschaltern auch noch einen Oszillator enthält, der die Schalter steuert. Die Schaltung besitzt drei Tiefpässe, die die Bandbreite begrenzen. Der erste Tiefpaß entsteht bei der Aufladung des Speicherkondensators Cs- Der EinWiderstand der beiden Schalter (2 χ 240 Ω beim LTC 1043) und der Innenwiderstand der Quelle bestimmen die Auflade-Zeitkonstante. Sie beträgt bei niedrigen Quellenwiderständen demnach ca. 0,5 ms. Ein zweiter Tiefpaß entsteht bei der Ladungsübertragung auf den Haltekondensator CH. Wenn die Spannung UH = 0 ist, steigt sie im ersten Schritt auf \UDy im zweiten auf \UD, im dritten auf \UD usw. Die daraus resultierende

LTC 1043"

Abb. 22.11. Subtrahierer in Switched-Capacitor-Technik

22.1

Spannungsmessung

1197

Typ

Hersteller Verstärkung

EingangsStrom

Schal- Besonderheiten Offsetspannung tung

AD620 AD621 AD623 AD624 AD22050 INA103 INA 105 INA 106 INA110 INA114 INA116 INA117 INA118 INA121 INA 122 INA131 INA2141 PGA204 PGA207 LT1101 LT1102 LT1167 LTC1100 CLC522

Anal. D. Anal. D. Anal. D. Anal. D. Anal. D. Burr B. Burr B. Burr B. Burr B. Burr B. Burr B. Burr B. Burr B. Burr B. Burr B. Burr B. Burr B. Burr B. Burr B. Lin. Tech. Lin. Tech. Lin. Tech. Lin. Tech. National

0,5 0,5 17 25 4 2,5 20 50 20 1 3 2,5 1 4 10 1 2 2 2 6 10 100 25 20

50 50 100 25 30 50 50 50 50 25 2 120 20 200 100 25 20 50

1 10, 1 1 1 1 1 10 1 1 1 1 1 1 5 100 10, 1 1 10, 10, 1 100 1

.. .1000 100 .. .1000 .. .1000 .. .160 .. .100

.. .5000 .. .1000 .. .1000 .. . 10.000 .. . 10.000 .. . 10.000 100 .. .1000 .. .10 100 100 .. . 10.000 .. .10

nA nA nA nA μΑ/V μΑ μΑ/V μΑ/V pA nA fA μΑ/V nA pA nA nA nA nA pA nA pA ρA pA μΑ

μν μν μν μν μν μν μν μν μν μν mV μν μν μν μν μν μν μν

lmV

50 μν 200 μν 20 μν

2 μν 25 μν

22.10 22.10 22.4 22.5 22.9 22.4 22.8 22.8 22.4 22.4 22.4 22.9 22.4 22.4 22.6 22.4 22.4 22.4 22.4 22.5 22.5 22.4 22.5 22.10

billig billig single supply genau billig

Ur = 1 nV/VÜi

billig billig AUa/At = \7V/ps genau, billig IB extrem klein [/GL = ± 2 0 0 V h = 0,4 mA lb = 0,4 mA 7& = 60μΑ genau, billig 2-fach Verst. digit, einst. Verst. digit, einst. ft = 0,5 mW AUa/At = 25V/ps genau Autozero AUa/At = 2000V^s

Tab. 22.1. Integrierte Subtrahierer (Instrumentation Amplifier)

Zeitkonstante beträgt also ca. 2 Schwingungsdauern der Schalter. Um die parasitären Ladungen, die beim Schalten eingekoppelt werden, klein zu halten, wählt man niedrige Schaltfrequenzen von ca. 500 Hz = 2 ms. Daher kann die Schaltung nur niederfrequente Differenzsignale verarbeiten; die obere Grenze liegt bei 10... 50 Hz. Überlagerte Gleichtaktspannungen und Wechselspannungen mit Frequenzen bis über 20 kHz stören dabei nicht. Ein dritter Tiefpaß ergibt sich durch den zusätzlichen Kondensator CT. Mit ihm begrenzt man die Bandbreite des Verstärkers auf den genutzten Frequenzbereich von 10... 50 Hz, um das Rauschen am Ausgang möglichst klein zu halten. Beispiele für integrierte Subtrahierer sind in Tab. 22.1 zusammengestellt. 22.1.3 Trennverstärker (Isolation Amplifier)

Mit den beschriebenen Subtrahierern lassen sich je nach Schaltungsprinzip Spannungen von 10 V... 200 V verarbeiten. Es gibt jedoch viele Anwendungen, bei denen der Meßspannung eine wesentlich höhere Gleichtaktspannung überlagert ist, die z.B. einige kV beträgt. Zur Überwindung solcher Potentialunterschiede teilt man die Meßschaltung wie in Abb. 22.12 in zwei galvanisch getrennte Teile auf.

22 Meßschaltungen

1198 isolierte Signalkopplung Empfänger

Sender

sr0 floating ground

Ε rd freie Stromversorgung

Oszillator I 1

Geerdete Stromversorgung

system ground

' I parasitäre I h - J Kapazität

Abb. 22.12. Prinzip zur Messung erdfreier Spannungen mit einem galvanisch getrennten Verstärker

Eine galvanische Trennung kann auch aus Sicherheitsgründen vorgeschrieben sein wie z.B. bei den meisten medizinischen Anwendungen. Der Senderteil arbeitet auf Meßpotential, der Empfängerteil auf Nullpotential. Um diesen Betrieb zu ermöglichen, benötigt der Senderteil eine eigene erdfreie Stromversorgung, deren Masseanschluß (Floating Ground) das Bezugspotential für den erdfreien Eingang darstellt. Man darf allerdings nicht übersehen, daß dieser Anschluß zwar galvanisch vom Nullpotential (System Ground) getrennt ist, jedoch noch kapazitiv gekoppelt ist. Diese Kopplung kommt hauptsächlich durch die Kapazität Cs des Stromversorgungs-Transformators zustande, wie man in Abb. 22.12 erkennt. Um sie klein zu halten, verwendet man zweckmäßigerweise statt eines Netztransformators einen HF-Transformator für ca. 100 kHz, den man mit einem Sinusoszillator betreibt. Auf diese Weise lassen sich Koppelkapazitäten Cs < 10 pF erreichen. Wenn beide Meßpunkte hochohmig sind, kann selbst der verkleinerte kapazitive Störstrom noch beträchtliche Spannungsfehler am Floating-GroundAnschluß verursachen. In solchen Fällen kann es vorteilhaft sein, den FloatingGround an einem dritten Punkt anzuschließen und die Potentialdifferenz zwischen den beiden Meßpunkten mit einem Elektrometersubtrahierer nach Abb. 22.4 auf S. 1192 zu bestimmen. Dann sind beide Meßleitungen stromlos. Den Elektrometersubtrahierer schließt man an der erdfreien Stromversorgung an. Dabei läßt sich die verbleibende Gleichtaktaussteuerung gegenüber dem FloatingGround meist klein halten, wenn man diesen an einem geeigneten Punkt des Meßobjektes anschließt. Die Frage ist nun, wie man die gemessene Spannung elektrisch isoliert auf den Empfängerteil überträgt. Dafür gibt es drei Möglichkeiten: Transformatoren, Optokoppler oder Kondensatoren [22.1, 22.2]. Bei der Übertragung mit Transformatoren oder Kondensatoren muß das Signal auf einen Träger mit genügend hoher Frequenz moduliert werden (Amplituden- oder Tastverhältnismodulation). Mit Optokopplern kann man dagegen auch Gleichspannungen unmittelbar übertragen. Bei hohen Genauigkeitsforderungen kann man das Analogsignal auch direkt auf der Floating-Ground-Seite digitalisieren und die Digitalwerte mit Optokopplern auf die Empfängerseite übertragen. Dabei spielt die Nichtlinearität der Optokoppler keine Rolle.


1199

Abb. 22.13. Optische Übertragung eines Analogwertes. Zweifach Optokoppler: IL300 von Siemens oder TIL300 von Texas Instruments

Eine Möglichkeit zur optischen Analogübertragung zeigt Abb. 22.13. Um den Linearitätsfehler des Optokopplers auszugleichen, wird mit Hilfe des Operationsverstärkers OV 1 der Strom durch die Leuchtdioden so geregelt, daß der Photostrom in dem Referenzempfänger Ti gleich dem Sollwert ist. Die Gegenkopplungsschleife wird dabei über den Referenzkoppler geschlossen, und wir erhalten: Uf Vi - V2 Da der Photostrom sein Vorzeichen nicht ändern kann, überlagert man dabei einen konstanten Anteil Ur /R2, um auch bipolare Eingangssignale verarbeiten zu können. Wenn die beiden Optokoppler gute Gleichlaufeigenschaften besitzen, wird auf der Empfängerseite IF2 = IFU und wir erhalten die Ausgangsspannung: υ

«i-a«-

ΐ

für -f

V

= —

Trennverstärker mit Transformator-, Opto- oder Kondensatorkopplung sind als fertige Module erhältlich. In Tab. 22.2 haben wir einige Typen zusammengestellt. Besonders anwenderfreundlich sind die Typen, bei denen der erforderliche Gleichspannungswandler bereits eingebaut ist. Ein externer Spannungswandler ist nur dann sinnvoll, wenn man mit ihm mehrere Isolationsverstärker betreiben kann, deren Floating Ground auf gleichem Potential liegt. Auch bei den Typen mit eingebautem Spannungswandler steht die erdfreie Stromversorgung dem Anwender zur Verfügung. Daraus läßt sich z.B. ein vorgeschalteter Elektrometer-Subtrahierer oder ein Sensor betreiben. Besonders universell ist der AD 210 von Analog Devices, bei dem auch die Empfänger Schaltung aus einer erdfreien Stromversorgung betrieben wird. Daher kann hier die SignalMasse des Empfängers von der Stromversorgungs Masse getrennt werden. Da es hier also drei voneinander isolierte Masseanschlüsse gibt, spricht man von einer „Drei-Tor-Isolation".

22 Meßschaltungen

1200

Typ

Isolierte Hersteller SignalÜbertragung Stromvers.

AD202 AD210 AD215 ISO100 ISO103 ISO113 ISO121 ISO122P ISO212 HCPL7840 HCPL788J

Analog D. Analog D. Analog D. Burr B. Burr B. Burr B. Burr B. Burr B. Burr B. HP HP

Transform. Transform. Transform. Optokopp. Kondens. Kondens. Kondens. Kondens. Transform. Optokopp. Dig. Opto.

für Eing. f. Ein. u. Aus. für Eing. extern1 für Eing. für Ausg. extern1 extern1 extern1 extern1 extern1

Leistungs- Isolations- Bemerkung bandbreite spannung 3 kHz 20 kHz 150 kHz 5 kHz 10 kHz 10 kHz 5 kHz 3 kHz 3 kHz 15 kHz 3 kHz

750 V 2500 V 1500 V 750 V 1500 V Ί 1500 V J 3500 V 1500 V 750 V 2500 V 1500 V

billig 3-Tor Isolat. scnell rauscharm komplementäre Stromversorgung hohe Isolation sehr billig billig Iso: 15kV/ps Iso:25kV/ps

1 Isolierte Stromversorgung: z.B. DCP02-Serie von Burr Brown oder HPRIOO-Serie von Power Convertibles (Metronik)

Tab. 22.2. Beispiele für Trennverstärker (Isolation Amplifier)

22.2 Strommessung 22.2.1 Erdfreies Amperemeter mit niedrigem Spannungsabfall

In Abschnitt 12.2 auf S. 816 haben wir einen Strom/Spannungs-Konverter kennengelernt, der sich infolge seines extrem niedrigen Eingangswiderstandes nahezu ideal als Amperemeter eignet. Allerdings können nur Ströme gemessen werden, die unmittelbar nach Masse fließen, da der Eingang eine virtuelle Masse darstellt. Erdfreie Amperemeter kann man mit einem Elektrometersubtrahierer nach Abb. 22.4 auf S. 1192 realisieren, zwischen dessen Eingängen man einen Strommeßwiderstand anschließt. Dadurch geht allerdings der Vorteil des niedrigen Eingangswiderstandes verloren. Legt man jedoch den Strommeßwiderstand wie in Abb. 22.14 in die Gegenkopplung der Eingangsverstärker, ergibt sich ein erdfreies Amperemeter mit sehr niedrigem Spannungsabfall. Durch die Gegenkopplung über die Widerstände R2 und R'2 stellt sich das Potential VN auf den Wert Ve ein. Die Potentialdifferenz zwischen den Eingängen 1 und 2 wird also gleich Null. Nun nehmen wir einmal an, in den Anschluß 1 fließe der Strom / hinein. Dann stellt sich das Ausgangspotential von OV 2 durch die Gegenkopplung auf den Wert (22.1)

v2 = Ve-m, ein. Mit V^ = Ve folgt daraus:

= V2 +

1+

(22.2) R'-,

22.2 Strommessung

1201

\Ri "OV2

/'=/

Abb. 22.14. Erdfreies Amperemeter ohne Spannungsabfall U„ = 2RI

für

K, = R\=R2=R'2

= R

Damit ergibt sich der aus dem Anschluß 2 herausfließende Strom zu: Vx-Ve RXR2 r r R[

R\R'2

(22.3)

Wenn die beiden Eingänge wie die einer erdfreien Schaltung wirken sollen, muß Γ = I sein. Sonst fließt ein Differenzstrom AI = Γ — I über die Operationsverstärkerausgänge nach Masse ab. Daraus folgt die Abgleichbedingung: Ό'

D

(22 4)

·

¥ = τ •Kl

&2

Der Subtrahierer OV 3 bildet die Differenz V\—V2. Seine Ausgangsspannung lautet demnach mit Gl. (22.1) und (22.2): Ua

=

Rl

1+^

I

(22.5)

Sie ist also proportional zum fließenden Strom. 22.2.2 Strommessung auf hohem Potential

Die Gleichtaktaussteuerbarkeit der vorhergehenden Schaltung ist auf Werte innerhalb der Betriebspotentiale begrenzt. Zur Messung von Strömen auf höherem Potential eignet sich die einfache Schaltung nach Abb. 12.5 von S. 817, wenn man sie statt an Nullpotential am Floating-Ground eines Trennverstärkers anschließt. Ihre Ausgangsspannug wird mit Hilfe des Trennverstärkers auf Nullpotential übertragen. Der Aufwand läßt sich ganz wesentlich reduzieren, wenn man bei der Strommessung einen Spannungsabfall von 1 bis 2 V zulassen kann (z.B. in der Anodenleitung von Hochspannungsröhren). In diesem Fall läßt man den zu messenden Strom einfach durch die Leuchtdiode eines Optokopplersfließen.Dadurch entfällt die erdfreie Stromversorgung. Zur Linearisierung der Übertragungskennlinie

1202

22

Meßkoppler Π α

Meßschaltungen

Abb. 22.15. Einfacher TrennVerstärker zur Strommessung Ua = RI

kann man wie in Abb. 22.15 auf der Sekundärseite einen Referenz-Optokoppler verwenden. Sein Eingangsstrom I2 wird durch den Operationsverstärker so geregelt, daß sich die Fotoströme von Referenz- und Meßkoppler gegenseitig aufheben. Wenn die beiden Koppler gut gepaart sind, wird dann: h = I Dieser Strom kann über den Spannungsabfall an dem geerdeten Widerstand R gemessen werden. 22.3 Meßgleichrichter (AC/DC-Converter)

Zur Charakterisierung von Wechselspannungen werden verschiedene Kenngrößen verwendet: der arithmetische Mittelwert des Betrages und der Effektivwert sowie positiver und negativer Scheitelwert. 22.3.1 Messung des Betragsmittelwertes

Zur Betragsbildung einer Wechselspannung benötigt man eine Schaltung, deren Verstärkungsvorzeichen in Abhängigkeit von der Polarität der Eingangsspannung umgeschaltet wird. Ihre Übertragungskennlinie muß also die in Abb. 22.16 dargestellte Form besitzen. Eine solche Vollweggleichrichtung kann man durch Brückenschaltung von Dioden realisieren. Die erzielbare Genauigkeit ist wegen der Durchlaßspannung der Dioden jedoch begrenzt. Dieser Effekt läßt sich beseitigen, indem man den

Voll weg

Einweg

Abb. 22.16. Kennlinie eines Einweg- und eines Vollweggleichrichters

22.3 Meßgleichrichter (AC/DC-Converter) ο y>

\s

1

1203

/π

\

Ζ

ι Ν

—(mA)/Α

'

Abb. 22.17. Vollweggleichrichter für erdfreie Anzeigeinstrumente h = \Ue\R

Brückengleichrichter mit einer gesteuerten Stromquelle betreibt. Eine einfache Möglichkeit dazu ist in Abb. 22.17 dargestellt. Der Operationsverstärker wird als spannungsgesteuerte Stromquelle gemäß Abb. 12.8 von S. 818 betrieben. Dadurch wird unabhängig von der Durchlaßspannung der Dioden: IA

=

ΊΓ

Zur Anzeige des Mittelwertes dieses Stromes kann man z.B. ein Drehspulamperemeter einsetzen. Deshalb wird das Verfahren häufig in Analogmultimetern eingesetzt. Für Ausgangspotentiale im Bereich — 2UD < Va < 2UD ist der Verstärker nicht gegengekoppelt, da sämtliche Dioden sperren. In der Zeit, während der Va von 2UD auf — 2UD springt, ändert sich VN nicht. Dies ist eine Totzeit im Regelkreis. Eine Totzeit kann aber je nach Frequenz beliebige Phasenverschiebungen verursachen. Das macht bei der Stabilisierung des Operationsverstärkers besondere Schwierigkeiten. Man wählt Verstärker mit einer hohen Anstiegsgeschwindigkeit der Ausgangsspannung und Dioden mit niedriger Durchlaßspannung; dies verringert die Totzeit. Außerdem muß man die Frequenzkorrektur kräftiger dimensionieren als bei linearer Gegenkopplung.

Vollweggleichrichter mit geerdetem Ausgang Bei der vorhergehenden Gleichrichterschaltung muß der Verbraucher (das Meßwerk) erdfrei betrieben werden. Wenn das Signal weiterverarbeitet (z.B. digitalisiert) werden soll, benötigt man jedoch eine geerdete Ausgangsspannung. Eine solche Ausgangsspannung läßt sich z.B. mit einem erdfreien StromSpannungs-Konverter aus dem Strom IA gewinnen. Eine einfachere Methode ist in Abb. 22.18 dargestellt. Zunächst wollen wir die Wirkungsweise von OV 1 untersuchen. Bei positiven Eingangsspannungen arbeitet er als Umkehrverstärker. In diesem Fall ist nämlich V2 negativ, d.h. die Diode Di leitet, und D2 sperrt. Dadurch wird V\ — —Ue. Bei negativen Eingangsspannungen wird V2 positiv. Di sperrt in diesem Fall; D2 wird leitend und koppelt den Verstärker gegen. Sie verhindert, daß OV 1 übersteuert

22 Meßschaltungen

1204 2R2 —1 *1 0

I

4

1

1

—1

h

υΑ

V\ \Ζ

i

1

1

'

1

I

II-—Η —1

Di

2

1

4

Τ >—

•v2

h

'

O

Lbl

1

?D 2

Abb. 22.18. Vollweggleichrichter mit geerdetem Ausgang

wird; daher bleibt der Summationspunkt auf Nullpotential. Da Ό ι sperrt, wird V\ ebenfalls Null. Zusammenfassend gilt also: Vi =

-Ue 0

für Ue > 0 für Ue < 0

(22.6)

Der Verstärker OV 1 arbeitet demnach als invertierender Einweggleichrichter. Die Erweiterung zum Vollweggleichrichter erfolgt durch den Verstärker OV 2. Er bildet den Ausdruck: Ua = - ( I 4

(22.7)

Mit Gl. (22.6) folgt daraus: Ua =

Ue für Ue > 0 -Ue für Ue < 0

(22.8)

Dies ist die gewünschte Funktion eines Vollweggleichrichters. Ihr Zustandekommen wird durch Abb. 22.19 verdeutlicht. Mit Hilfe des Kondensators C läßt sich der Verstärker OV2 zum Tiefpaß 1. Ordnung erweitern. Wenn man seine Grenzfrequenz klein gegenüber der nied-

Abb. 22.19. Spannungsverlauf bei sinusförmiger Eingangsspannung

22.3 Meßgleichrichter (AC/DC-Converter)

1205

rigsten Signalfrequenz wählt, erhält man am Ausgang eine reine Gleichspannung mit dem Wert: Ua = \Ue\

Der Verstärker OV 1 muß wie bei der vorhergehenden Schaltung eine hohe Anstiegsgeschwindigkeit besitzen, um die Totzeit beim Übergang von einer Diode auf die andere möglichst klein zu halten. Gleichrichtung durch Umschalten des Vorzeichens

In Gl. (22.8) erkennt man, daß ein Vollweggleichrichter für postive Spannungen die Verstärkung A = +1 und für negative Spannungen A = — 1 besitzt. Diese Funktion läßt sich auch direkt realisieren, indem man einen Verstärker einsetzt, dessen Verstärkung sich von +1 auf — 1 umschalten läßt, und die Umschaltung vom Vorzeichen der Eingangsspannung steuert. Dieses Prinzip ist in Abb. 22.20 dargestellt. Bei positiven Eingangsspannungen wird der nicht-invertierende Eingang des Verstärkers benutzt, bei negativen Eingangsspannungen schaltet der Komparator den Schalter auf den invertierenden Eingang um. Für den Verstärker V kann man natürlich keinen unbeschalteten Operationsverstärker verwenden, denn seine Verstärkung ist AD ^$> 1. Geeignet ist aber z.B. die Schaltung in Abb. 17.24 von S. 1018, bei der sich die Verstärkung mit dem Schalter S zwischen +1 und — 1 umschalten läßt. Für höhere Frequenzen ist der Breitband-Multiplexer von Abb. 17.20 von S. 1016 geeigneter. Abb. 22.21 zeigt, wie man ihn als Gleichrichter betreiben kann. Die Eingangsverstärker schließt man so an der Eingangsspannung an, daß sich entgegengesetzte Vorzeichen ergeben. Je nachdem, welchen Eingangsverstärker der Komparator auswählt, erhält man dann die Ausgangsspannung +Ue oder —Ue. Diese Methode zur Gleichrichtung ist deshalb praktikabel, weil es integrierte Schaltungen gibt, die nach diesem Prinzip arbeiten, wie z.B. der AD 630 von Analog Devices. Er enthält auch den erforderlichen Komparator. Bei hohen Frequenzen bewirkt allerdings die durch den Komparator bedingte Verzögerung nennenswerte Fehler, da dann die verspätete Umschaltung ins Gewicht fällt.

ua=\ue\

1 Abb. 22.20. Gleichrichtung durch Umschalten des Vorzeichens

Abb. 22.21. Praktische Ausführung der Gleichrichtung mit Verstärkungs-Umschaltung

22 Meßschaltungen

1206

uQ--\ue\

V~

t

V

Abb. 22.22. Breitband-Vollweg-Gleichrichter

Breitband-Vollweggleichrichter

Bei einem Differenzverstärker steht von Hause aus ein invertierender und ein nicht invertierender Ausgang zur Verfügung. Er kann demnach als schneller Vollweggleichrichter benutzt werden. Dazu wird mit den beiden parallel geschalteten Emitterfolgern T 3 /T 4 in Abb. 22.22 das jeweils positivere Kollektorpotential an den Ausgang übertragen. Mit der Z-Diode wird das Kollektor-Ruhe-Potential kompensiert, damit das Ausgangs-Ruhe-Potential Null wird. Dasselbe Prinzip zur Vollweggleichung läßt sich vorteilhaft auch mit CCOperationsverstärkern realisieren. Die Schaltung in Abb. 22.23 beruht auf dem Differenzverstärker von Abb. 5.87 auf S. 564. Von den gegensinnigen Ausgangsströmen wird jeweils der positive über die Dioden D3 bzw. D4 zum Widerstand R2 geleitet. Die Dioden Di und D2 leiten negative Ströme nach Masse ab, um die Verstärker nicht zu übersteuern. Die 4 Dioden lassen sich als Brückengleichrichter aus Schottky-Dioden realisieren. Zu dem Widerstand R2

Abb. 22.23. Differenzverstärker aus CC-Operationsverstärkern zur Vollweg-Gleichrichtung Ua =

\I\R2 =

^\Ue\


1207

kann man einen Kondensator parallelschalten, um den Mittelwert zu bilden. Der Verstärker T3 dient als Impedanzwandler. 22.3.2 Messung des Effektivwertes Im Unterschied zum arithmetischen Betragsmittelwert (Average Absolute Value, Mean Modulus)

W\ = \ ο ist der Effektivwert als quadratischer Mittelwert definiert (Root Mean Square Value, RMS): -

/ U2dt

(22.10)

\ Darin ist Τ die Meßdauer. Man wählt sie groß gegenüber der größten im Signal enthaltenen Schwingungsdauer. Dann ergibt sich eine meßzeitunabhängige Anzeige. Bei streng periodischen Funktionen genügt die Mittelung über eine Periode, um das gewünschte Ergebnis zu erhalten. Bei sinusförmigen Wechselspannungen gilt: L/eff =

U/V2

Man könnte demnach die Effektivwertmessung auf eine Scheitelwertmessung zurückführen. Bei anderen Kurvenformen treten bei diesem Verfahren beliebig große Fehler auf, insbesondere bei Spannungen mit hohen Spitzen, d.h. großem Crest-Faktor U/Ueii. Geringere Abweichungen ergeben sich, wenn man die Effektivwertmessung auf eine Betragsmittelwertmessung zurückführt. Bei sinusförmigem Verlauf gilt: Λ

τ

|ÜT = - /|sina>f|df = -U Τ J π ο

(22.11)

Mit [/eff = V/\fl folgt daraus der Zusammenhang: l/eff = -j=\U\ & 1,11 · \U\

(22.12)

Die Größenverhältnisse werden durch Abb. 22.24 verdeutlicht. Der Formfaktor 1,11 ist bei den meisten handelsüblichen Betragsmittelwertmessern bereits eingeeicht. Sie zeigen für sinusförmigen Verlauf also den Effektivwert an, obwohl sie in Wirklichkeit den Betragsmittelwert messen. Bei anderen Kurvenformen treten durch diese unechte Messung mehr oder weniger große Abweichungen vom wahren Effektivwert auf. Bei dreieckigem Verlauf ergibt sich C/eff = (2/y/3)\U\ und bei weißem Rauschen [/eff = Λ/π/2\υ\. Bei Gleichspannung ist I7eff = \U\.

1208

22

Meßschaltungen

Abb. 22.24. Relative Größe von Scheitelwert, Effektivwert und Betragsmittelwert bei einer Sinusschwingung Es ergeben sich demnach in Abhängigkeit von der Kurvenform folgende Abweichungen [22.3]: Gleichstrom, Rechteck: Anzeige um 11% zu groß, Dreieck: Anzeige um 4% zu klein, weißes Rauschen: Anzeige um 11% zu klein. Echte Effektivwertmessung (True RMS) Zur echten, Kurvenform-unabhängigen Effektivwertmessung kann man entweder die Definitionsgleichung (22.10) heranziehen oder eine Leistungsmessung durchführen. Nach Gl. (22.10) arbeitet die Schaltung in Abb. 22.25. Zur Mittelwertbildung der quadrierten Eingangsspannung wird dabei ein einfacher Tiefpaß 1. Ordnung verwendet, dessen Grenzfrequenz klein gegenüber der niedrigsten Signalfrequenz gewählt wird. Ein Nachteil der Schaltung besteht in ihrem kleinen Dynamikbereich: Wenn man z.B. eine Eingangsspannung von 10 mV anlegt, erhält man mit der übliehen Recheneinheit von 10 V am Ausgang des Quadrierers eine Spannung von 10 μν. Dieser Wert geht aber bereits im Rauschen des Radizierers unter. In dieser Beziehung ist die Schaltung in Abb. 22.26 günstiger. Bei ihr wird das Wurzelziehen am Ausgang durch eine Division am Eingang ersetzt. Am Ausgang des Tiefpaßfilters tritt demnach die Spannung (22.13)

Ua = auf. Im eingeschwungenen Zustand ist Ua = const. Daraus folgt: (Ue2) Ua

also

Ua =

JJi Ε

I Abb. 22.25. Messung des Effektivwertes mit Rechenschaltungen

22.3

Meßgleichrichter (AC/DC-Converter) Ue2

1209

R

\v

1

UQ

,

ο

- I

I

?

Abb. 22.26. Effektivwertmesser mit erhöhtem Dynamikbereich

Der Vorteil dieser Methode besteht darin, daß die Eingangsspannung Ue nicht mit dem Faktor Ue/E multipliziert wird, der bei kleinen Eingangsspannungen klein gegenüber Eins ist, sondern mit dem Faktor Ue/Ua) der in der Größenordnung von Eins liegt. Dadurch ergibt sich ein wesentlich größerer Dynamikbereich. Die Voraussetzung dafür ist allerdings, daß die Division Ue/Ua auch bei kleinen Signalen mit guter Genauigkeit erfolgt. Dazu eignen sich solche Dividierer am besten, die über Logarithmen arbeiten wie wir sie in Kapitel 11.8.1 auf S. 800 beschrieben haben. Die implizite Lösung der Gl. (22.13) erfolgt dann nach dem in Abb. 22.27 dargestellten Prinzip [22.4]. Vor der Logarithmierung muß man zunächst den Betrag der Eingangsspannung bilden. Die Quadrierung erfolgt einfach durch Multiplikation des Logarithmus mit zwei. Zur Division durch Ua wird die logarithmierte Ausgangsspannung abgezogen. Die praktische Ausführung dieses Prinzips ist in Abb. 22.28 dargestellt. Am Summationspunkt von OV2 ergibt sich das vollweggleichgerichtete Eingangssignal. Der Operationsverstärker OV 2 logarithmiert die Eingangsspannung. Die zum Quadrieren erforderliche Spannungsverdopplung wird mit den beiden in Reihe geschalteten Transistoren Ti und T2 erreicht: V2 = - 2 l / T l n - % = OV 4 logarithmiert die Ausgangsspannung:

Die an T3 zur Bildung der Exponentialfunktion wirksame Spannung V4 — V2 ergibt die Ausgangsspannung Vi-Vi

Ua =

2ln

1

U[

UT

(22.14)

Ua

e

+fT\

V

°

Mittelwert

ex ρ

In

Abb. 22.27. Rechnerische Ermittlung des Effektivwerts über Logarithmen

1

1210

22

C

h

R R Μ

R Ι—tv:1 v2

( 1

R 1

*

ο L,

Γ°

I

—1

Abb. 22.28. Praktische Ausführung der Effektivwert-Berechnung

Ausgungsspannung:

Typ

Hersteller

Technologie

Genauigkeit

Bandbreite

AD637 AD736 AD536 LH0091

Analog Devices Analog Devices Maxim National

bipolar bipolar bipolar hybrid

0,1% 0,3% 0,2% 0,2%

80 kHz 30 kHz 45 kHz 80 kHz

Tab. 22.3. Integrierte Schaltungen zur Berechnung des echten Effektivwerts

Mit dem Kondensator C zur Mittelwertbildung ergibt sich also dieselbe Ausgangsspannung wie nach Gl. (22.13). Die Transistoren Ti bis T4 müssen monolithisch integriert sein, damit sie - wie bei der Rechnung vorausgesetzt - gleiche Daten besitzen. Es ist sogar möglich, die Operationsverstärker und Widerstände mit zu integrieren, wie Tab. 22.3 zeigt. Thermische Umformung

Nach der Definition ist der Efektivwert einer Wechselspannung diejenige Gleichspannung, die dieselbe mittlere Leistung in einem Widerstand erzeugt. Es gilt also: ÜJ/R

= Ue2f{/R

Der Effektivwert einer Wechselspannung Ue läßt sich demnach dadurch bestimmen, daß man eine Gleichspannung [7eff an einem Widerstand R solange erhöht, bis er genauso heiß wird wie der von Ue erwärmte. Auf diesem Prinzip beruht die thermische Messung des Effektivwerts. Zur Temperaturmessung kann man im Prinzip jede beliebige Methode (s. Kap. 23.1) heranziehen. Besonders vorteilhaft ist der Einsatz von Temperaturfühlern, die sich zusammen mit den Heizwiderständen als integrierte Schaltung herstellen lassen. Deshalb verwendet man heutzutage meist Dioden als Temperaturfühler, wie es in Abb. 22.29 dargestellt ist.


1211

1 Abb. 22.29. Effektivwertmesser mit thermischer Umformung

Der Widerstand Ri wird von der Eingangsspannung erwärmt, der Widerstand R2 von der Ausgangsspannung. Die Ausgangsspannung steigt so lange an, bis die Differenz der beiden Diodenspannungen Null wird, beide Temperaturen also übereinstimmen. Als Regelverstärker dient hier der als Subtrahierer mit Tiefpaß beschaltete Operationsverstärker. Die Kondensatoren C\ halten hochfrequente Signale von dem Operationsverstärker fern. Die Diode am Ausgang des Regelverstärkers verhindert, daß der Widerstand #2 mit einer negativen Spannung geheizt wird, da sonst ein Latch-up infolge thermischer Mitkopplung auftreten würde. Da die Heizleistung proportional zum Quadrat von Ua ist, ergibt sich eine zu UQ proportionale Schleifenverstärkung. Dieser Effekt führt zu einer nichtlinearen Sprungantwort: Die Abschaltzeitkonstante ist wesentlich größer als die Einschaltzeitkonstante. Eine wesentliche Verbesserung läßt sich durch eine zusätzliche quadratische Gegenkopplung erzielen [22.5, 22.6]. Die Widerstände JRI und R2 werden meist niederohmig ausgeführt (50 Ω), um eine hohe Bandbreite zu erreichen. Deshalb sind entsprechend große Ströme zur Ansteuerung erforderlich. Am Ausgang des Regelverstärkers fügt man daher meist einen Emitterfolger ein. Am Eingang ist ein Vorverstärker bzw. Impedanzwandler aufwendiger. Er muß nicht nur die volle Bandbreite des Eingangssignals besitzen, sondern darüber hinaus auch Stromspitzen von einigen 100 mA bereitstellen. Hier sind Breitband-Operationsverstärker bzw. -Spannungsfolger erforderlich, wie sie in Tab. 5.2 auf S. 582 zu finden sind. Um genaue Meßergebnisse zu erreichen, müssen die beiden Meßpaare gute Gleichlaufeigenschaften besitzen. Eine integrierte Schaltung, die diese Forderung erfüllt, ist der LT 1088 von Linear Technology. Damit lassen sich bis 100 MHz Genauigkeiten von 1% erreichen.

1212

22 Meßschaltungen

Abb. 22.30. Scheitelwertmesser

22.3.3 Messung des Scheitelwertes

Eine Scheitelwertmessung läßt sich ganz einfach dadurch realisieren, daß man einen Kondensator über eine Diode auflädt. Zur Elimination der Durchlaßspannung kann man die Diode wie in Abb. 22.30 in die Gegenkopplung eines Spannungsfolgers legen. Solange die Eingangsspannung Ue < Vc ist, sperrt die Diode D. Für Ue > Vc leitet die Diode, und über die Gegenkopplung wird Vc = Ue. Aufgrund dieser Eigenschaft lädt sich der Kondensator C auf den Spitzenwert der Eingangsspannung auf. Der nachgeschaltete Spannungsfolger belastet den Kondensator nur wenig, so daß der Spitzenwert über längere Zeit gespeichert werden kann. Über den Schalter Τ läßt sich der Kondensator für eine neue Messung entladen. Durch die kapazitive Belastung neigt der Verstärker OV 1 zum Schwingen. Dieser Effekt wird durch den Schutzwiderstand R\ beseitigt. Dadurch vergrößert sich allerdings die Einstellzeit, da sich die Kondensatorspannung nur asymptotisch dem stationären Wert nähert. Ein weiterer Nachteil der Schaltung besteht darin, daß OV 1 für Ue < Vc übersteuert wird. Die dadurch auftretende Erholzeit begrenzt den Einsatz der Schaltung auf niedrige Frequenzen. Beide Nachteile werden bei dem Scheitelwertmesser nach Abb. 22.31 vermieden. OV 1 wird hier invertierend betrieben. Wenn Ue über den Wert — Vc ansteigt, wird V\ negativ, und die Diode Di leitet. Durch die Gegenkopplung über beide Verstärker stellt sich V\ so ein, daß Ua = —Ue wird. Neben der Durchlaßspannung der Diode Di wird dabei auch die Offsetspannung des Impedanzwandlers OV2 eliminiert. - Nimmt die Eingangsspannung wieder ab, steigt V\ an. Dadurch sperrt die Diode Di und trennt die Gegenkopplung über R2 auf. V\ steigt aber nur soweit an, bis die Diode D2 leitend wird und den Verstärker OV 1 gegenkoppelt. Dadurch wird die Übersteuerung vermieden.

uQ--ue Abb. 22.31. Verbesserter Scheitelwertmesser


1213

Abb. 22.32. Scheitelwertmesser mit Abtast-Halte-Glied

Der invertierte positive Scheitelwert von Ue bleibt auf dem Kondensator C gespeichert, da dieser weder über Di noch über den Spannungsfolger OV 2 entladen wird. Nach beendigter Messung läßt sich der Kondensator C über den Schalter Τ entladen. Zur Messung negativer Scheitelwerte polt man die Dioden um. Eine andere Möglichkeit, einen Scheitelwertmesser zu realisieren, besteht darin, ein Abtast-Halte-Glied einzusetzen und das Abtast-Kommando im richtigen Augenblick zu geben. Dazu kann man, wie in Abb. 22.32 dargestellt, einfach einen Komparator einsetzen, der feststellt, wann die Eingangsspannung größer als die Ausgangsspannung ist, und in dieser Zeit den Schalter S des Abtast-HalteGliedes schließen. Dann folgt das Ausgangssignal dem Eingangssignal, solange es steigt, und bleibt gespeichert, wenn es wieder sinkt. Die Ausgangsspannung steigt erst dann weiter an, wenn die Eingangsspannung das zuletzt gespeicherte Maximum überschreitet. Ein Beispiel für die Funktionsweise ist in Abb. 22.33 dargestellt. Zur Realisierung der Schaltung kann man die Abtast-Halte-Glieder von Tab. 17.3 von S. 1023 und die Komparatoren aus Tab. 6.4 von S. 611 verwenden [22.7]. Eine integrierte Schaltung, die alle Komponenten für einen Scheitelwertmesser enthält und auch zwei elektrisch gesteuerte Schalter besitzt, ist der PKD01 von Analog Devices.

Abb. 22.33. Zeitlicher Verlauf der Signale im Scheitelwertmesser mit Abtast-Halte-Glied

1214

22 Meßschaltungen

Momentane Scheitelwertmessung Zur kontinuierlichen Scheitelwertmessung kann man bei den beschriebenen Verfahren den Schalter Τ durch einen hochohmigen Widerstand ersetzen. Man dimensioniert ihn so, daß zwischen zwei Spannungsmaxima noch keine wesentliche Entladung des Kondensators C auftritt. Diese Methode bringt allerdings den Nachteil mit sich, daß eine Amplitudenabnahme nur sehr langsam registriert wird. Für manche Anwendungen, insbesondere in der Regelungstechnik, kommt es darauf an, die Amplitude mit möglichst kurzer Verzögerungszeit zu bestimmem. Bei den beschriebenen Verfahren beträgt die Meßzeit jedoch mindestens eine Periode des Eingangssignals. Bei sinusförmigen Signalen kann man jedoch in jedem Augenblick die Amplitude gemäß der trigonometrischen Beziehung U = \/U1sin2

2

2

ωί + U cos cot

(22.15)

berechnen. Von dieser Beziehung haben wir bereits bei der Amplitudenregelung für den Oszillator in Abb. 14.29 von S. 922 Gebrauch gemacht. Das geht dort besonders einfach, weil sowohl die sin ωί- als auch die cos a)f-Funktion zur Verfügung stehen. Bei der Messung einer unbekannten sinusförmigen Spannung müssen wir die cos ct>i-Funktion aus dem Eingangssignal bilden. Dazu können wir einen Differentiator verwenden. An seinem Ausgang erhalten wir: = -UeωRC cos ωί (22.16) ] = -UeRC di di Bei bekannter Frequenz können wir den Koeffizienten ωRC auf den Wert 1 einstellen. Damit steht der gesuchte Term für die weitere Rechnung nach Gl. (22.15) zur Verfügung. Durch Quadrieren und Addieren von Ue(i) und V\(i) erhalten wir demnach eine kontinuierliche Amplitudenanzeige, für die keine Filterung notwendig ist. Bei variabler Frequenz muß man das Verfahren wie in Abb. 22.34 um einen Integrator erweitern, um einen cos2 ωί-Ausdruck mit frequenzunabhängiger Amplitude zu gewinnen. Das Ausgangspotential des Integrators beträgt: Vi(f) = -RC

y2(i)

=

~Hc /

Ue(t)dt =

~^c / êSincodt = ~^COS(x)t

0 - 1 für Ust < 0 Durch Fourier-Reihenentwicklung folgt daraus: 4 x^> S(t) = — >

n

U

2n

1

+

l

sm(2n + l)coStt

(22.19)

Nun denken wir uns als Eingangsspannung eine sinusförmige Wechselspannung mit der Frequenz fe — m · /st> und der Phasenverschiebung (pm gegenüber der Steuerspannung. Dann ergibt sich mit Gin. (22.18) und (22.19) die Ausgangsspannung ^-^

4

ι

Ua(t) = Ue sin(rao)st£ + m) = 0 ο und der Orthogonalitätsrelation 1

f · , Λ· / ^ ί ° fürm/Z - J sm(mcoSit + cpm) sin U^tdt = { lcos ^ f ü r m I ,

22.3

Meßgleichrichter (AC/DC-Converter)

1217

0e 0,3-0,2--

i

0,1

A

. A 7

4

Abb. 22.37. Filtercharakteristik eines Synchrongleichrichters

folgt damit aus Gl. (22.20) das Ergebnis: Tim

0

L/ e cos
0, siebt der Synchron-Gleichrichter nicht mehr diskrete Frequenzen, sondern einzelne Frequenzbänder aus seiner Eingangsspannung heraus. Die Bandbreite dieser Frequenzbänder ist gleich 2/ g . Abbildung 22.37 veranschaulicht diese Filtercharakteristik.

1218

22 Meßschaltungen

Den meist unerwünschten Beitrag der ungradzahligen Oberschwingungen kann man beseitigen, indem man statt des Schalters einen Analogmultiplizierer als Synchrongleichrichter benutzt. Dann kann man die Eingangsspannung statt mit einer Rechteckfuntion S(t) mit einer Sinusfunktion l/St = USt sin ωΐ multiplizieren. Da diese Sinusfunktion keine Oberschwingungen enthält, gilt die Gl. (22.21) nur noch für η = 0. Wenn wir die Amplitude der Steuerspannung gleich der Recheneinheit Ε des Multiplizierers wählen, ergibt sich statt Gl. (22.21) das Ergebnis:

üa = { \^C0S(P [ 0

für

/^/st für fe φ / st

(22.22)

Gemäß Gl. (22.20) liefert der Synchrongleichrichter nicht direkt die Amplitude Uey sondern den Realteil Ue cos φ der komplexen Amplitude U^. Zur Ermittlung ihres Betrages \U_e\ = Ue kann man die Phase der Steuerspannung mit einem einstellbaren Phasenschieber so weit verschieben, bis die Ausgangsspannung des Synchrongleichrichters maximal wird. Dann sind die Spannungen Ue(t) und Ust(t) in Phase, und wir erhalten aus Gl. (22.22): Üa = \ue

l

=

-\Ue\fe=f$t

Wenn man zur Verschiebung der Steuerspannung einen geeichten Phasenschieber verwendet, kann man dort unmittelbar die durch das Meßobjekt verursachte Phasenverschiebung φ ablesen. Häufig interessiert man sich nur für die Amplitude eines bestimmten Spektralanteils der Eingangsspannung und nicht für deren Phasenlage. In diesem Fall kann man auf die Synchronisation der Steuerspannung verzichten, wenn man wie in Abb. 22.38 zwei Synchrongleichrichter einsetzt, die mit zwei um 90° gegeneinander verschobenen Steuerspannungen Vl(t) = £sincosti

bzw. V2(t) = £cosö)St£

betrieben werden. Darin ist Ε die Recheneinheit der als Synchrongleichrichter benutzten Multiplizierer. Zur Erzeugung dieser beiden Steuerspannungen eignet sich z.B. besonders gut der Oszillator in Abb. 14.29 von S. 922. Einen Beitrag zu den Ausgangsspannungen der beiden Synchrongleichrichter liefert nur die Spektralkomponente der Eingangsspannung mit der Frequenz / S t . Sie besitze die Phasenverschiebung φ gegenüber V\ und lautet damit: Ue =

[

Nach Gl. (22.22) liefert der obere Synchrongleichrichter die Ausgangsspannung: V3 = ^ c o s < p

(22.23)

Die entsprechende Rechnung für den unteren Gleichrichter liefert V4 = -Üesin(p

(22.24)

22.3

1219

Meßgleichrichter (AC/DC-Converter)

Tiefpaß

E-smco^t

VektorMesser

Oszillator

ue

E'COSOisxt

Tiefpaß

Abb. 22.38. Phasenunabhängige Synchrongleichrichtung Ua = -Ue

für

fst

=

Durch Quadrieren und Addieren erhalten wir daraus unabhängig von der Phasenlage die Ausgangsspannung Ua

=

-Ue

2

ψ + cos ψ = -Üe

(22.25)

Die Schaltung eignet sich demnach als durchstimmbares selektives Voltmeter. Seine Bandbreite ist konstant gleich der doppelten Grenzfrequenz des Tiefpaßfilters. Die erreichbare Filtergüte ist wesentlich höher als bei herkömmlichen aktiven Filtern. Man kann z.B. ohne weiteres ein 1 MHz-Signal mit einer Bandbreite von 1 Hz filtern. Das entspricht einer Güte Q = 106. Wenn man die Steuerfrequenz kontinuierlich durchstimmt, arbeitet die Schaltung als Spektrum-Analysator.

Literatur

[22.1] [22.2] [22.3] [22.4] [22.5] [22.6] [22.7]

Grandl, P.: Was ist ein Trennverstärker. Elektronikpraxis 17 (1982) H. 2, S. 29 bis 34. Morong, B.: Isolator Stretches the Bandwidth of Two-Transformer Design. Electronics 53 (1980) H. 15, S. 151-158. Counts, L.; Kitchin, Ch.; Jung. W.: Low-Cost RMS/DC ICs Upgrade AC Measurements. EDN 27 (1982) H. 2, S. 101-112. Buchana, R.M.: Match True-RMS Detection to Accuracy, Cost Requirements. EDN 27 (1982) H. 1, S. 139-142. Ott, W.E.: A New Technique of Thermal RMS Measurement. IEEE Journal of Solid-State Circuits 9 (1974) H. 6, S. 374-380. Williams, J.: Thermal-Tracking IC Converts RMS to DC. EDN, 19. 2. 1987, H. 4. S. 137-151. Koeppe, W.; Peters, E.G.; Schröder, D.: Spitzenwertmessung mit Track & Hold-Verstärkern. Design & Elektronik, 8. 7. 1986, Η. 14, S. 75-79.

Kapitel 23: Sensorik

In diesem Kapitel sollen Schaltungen behandelt werden, die es ermöglichen, nicht-elektrische Größen zu messen. Dazu müssen diese zunächst von einem Sensor erfaßt und in eine elektrische Größe umgewandelt werden. Mit der Betriebsschaltung für den Sensor wird diese elektrische Größe meist in eine Spannung umgewandelt, die dann nach Aufbereitung sichtbar angezeigt oder zur Regelung verwendet wird. Abbildung 23.1 zeigt die einzelnen Stufen. Sie werden am Beispiel eines Feuchte-Sensors in Abb. 23.2 konkretisiert. Der Sensor besitzt hier eine von der relativen Luftfeuchtigkeit abhängige Kapazität. Um sie zu messen, muß der Sensor in eine Kapazitäts-Meßschaltung einbezogen werden. Sie liefert am Ausgang eine Spannung, die proportional zur Kapazität, aber sicher nicht proportional zur Feuchte ist. Man benötigt also noch eine Schaltung zur Linearisierung und Eichung des Sensors. Es gibt eine große Mannigfaltigkeit von Sensoren für die verschiedensten Meßgrößen und Meßbereiche. Eine Übersicht ist in Tab. 23.1 zusammengestellt.

Sensor

—»- Betriebsschaltung

Eichung

Τ

Analog DigitalUmsetzung

analoge Anzeige, Regelung

digitale Anzeige, Regelung

Abb. 23.1. Umwandlung einer physikalischen Größe G in ein geeichtes elektrisches Signal

c ^ ^ ~^ υ

Meßwert

Abb. 23.2. Meßwert-Gewinnung am Beispiel eines Feuchtesensors

1222

23 Sensorik

Meßgröße

Sensor

Temperatur

Metall-PTC

-200...+ 800° C pos. Temperaturkoeffizient des Widerstandes von Metallen, z.B. Platin

Kaltleiter-PTC

- 50...+ 150°C

pos. Temperaturkoeffizient des Widerstandes von Halbleitern, z.B. Silizium

Heißleiter-NTC

- 50...+ 150°C

neg. Temperaturkoeffizient des Widerstandes von Metalloxid-Keramik

Transistor

neg. Temperaturkoeffizient der Basis-Emitter-Spannung eines Transistors -200...+2800° C Thermospannung an der Kontaktstelle verschiedener Metalle

Thermoelement Schwingquarz

Temperatur über Wärmestrahlung

Lichtintensität

- 50...+ 150°C

- 50...+ 300°C

Temperaturkoeffizient der Resonanzfrequenz bei speziell geschliffenen Quarzen

-100...+3000°C

Pyroelement

- 5O...+22OO°C Temperaturerhöhung durch Wärmestrahlung erzeugt Polarisationspannung

Fotodiode Fototransistor

10- 2 ...10 5 lx

Strom steigt mit der Intensität durch optisch freigesetzte Ladungsträger

10~ 2 ...10 5 lx

Elekrischer Widerstand sinkt mit zunehmender Bestrahlung

10- 6 ...10 3 lx

Licht setzt Elektronen aus einer Fotokatode frei, die mit nachfolgenden Dynoden vervielfacht werden

Fotomultiplier

Magnetfeld

Prinzip

Pyrometer

Fotowiderstand

Schall

Meßbereich

Spektrale Verteilung der Leuchtdichte ist temperaturabhängig

Dynamisches Mikrofon

Induktion einer Spannung durch Bewegung einer Spule im Magnetfeld

KondensatorMikrofon

Spannung eines geladenen Kondensators ändert sich mit dem Plattenabstand

KristallMikrofon

Piezo-Effekt erzeugt Spannung

InduktionsSpule

Liefert Spannung, wenn sich das Magnetfeld ändert oder sich die Spule im Feld bewegt

Hall-Element

Feldplatte

Tab. 23.1. Übersicht über Sensoren, Teil 1

0,lmT...lT

0.1T...1T

Spannung entsteht quer zum Halbleiter durch Ablenkung der Elektronen im Magnetfeld Widerstand steigt im Halbleiter mit zunehmender Feldstärke

1223 Meßbereich

Prinzip

io- 2 . ..10 N

Kraft bewirkt elastische Dehnung eines Dünnfilmwiderstandes, dessen elektrischer Widestand dadurch steigt

Dehnungsmeßstreifen

Ι Ο ' 3 . ..10 3 bar

Brückenschaltung von Dehnungsmeßstreifen auf Membran wird durch Druck verstimmt

Beschleunigung


1. . .5000 g

Dehnungsmeßstreifenbrücke wird verstimmt durch Beschleunigungskraft auf mit Masse beschwerte Membran

Weg linear

Weggeber potentiometrisch

pm. . .m

Weggeber induktiv

jLim.

Schrittweggeber optisch

μτη. . .m

Meßgröße

Sensor

Kraft


Druck

Winkel

Strömungsgeschwindigkeit

Gaskonzentration

Feuchte

7

. .dm

Abgriff eines Potentiometers wird verschoben Induktive Brücke wird verstimmt durch Verschiebung eines Ferritkerns Strichmuster wird abgetastet Anzahl ergibt Weg

Schrittwinkelgeber optisch

1. ..20000/Umdr. Strichmuster wird abgetastet Anzahl ergibt Drehwinkel

Schrittwinkelgeber magnetisch

1. ..1000/Umdr.

Magnetische Abtastung eines zahnradförmigen Gebers

Schrittwinkelgeber kapazitiv

1. ..1000/Umdr.

Kapazitive Abtastung eines zahnradförmigen Gebers

Flügelrad

Drehzahl nimmt mit Strömungsgeschwindigkeit zu

HitzdrachtAnemometer

Abkühlung nimmt mit Strömungsgeschwindigkeit zu

UltraschallSender/ Empfänger

Doppier-Verschiebung nimmt mit Strömungsgeschwindigkeit zu

Keramikwiderstand

Widerstand ändert sich bei Adsorption des nachzuweisenden Stoffes

MOSFET

Änderung der Schwellenspannung bei Adsorption des nachzuweisenden Stoffes unter dem Gate

Absorptionsspektrum

Absorptionslinien charakteristisch für jedes Gas

Kondensator

Dielektrizitätskonstante nimmt durch Wasseraufnahme mit der relativen Feuchte zu

Widerstand

Tab. 23.1. Übersicht über Sensoren, Teil 2

5 . . . 95%

Widerstand nimmt durch Wasseraufnahme mit der relativen Feuchte ab

1224

23 Sensorik

23.1 Temperaturmessung Nachfolgend sollen verschiedene Methoden zur Temperaturmessung beschrieben werden. Man erkennt in der Übersicht, daß die metallischen Sensoren, wie Thermoelement und Widerstandsthermometer, sich in einem sehr großen Temperaturbereich einsetzen lassen. Die Temperaturfühler auf Halbleiterbasis (Kaltleiter, Heißleiter, Transistor) liefern dagegen ein sehr viel größeres Ausgangssignal. Deshalb führt ihr Einsatz meist zu billigeren Lösungen.

23.1.1 Metalle als Kaltleiter Der Widerstand von Metallen steigt mit zunehmender Temperatur; sie besitzen also einen positiven Temperaturkoeffizienten. Die gebräuchlichsten Metalle zur Temperaturmessung sind Platin und Nikkei-Eisen. In erster Näherung steigt der Widerstand linear mit der Temperatur um ca. 0,4% je Grad. Bei 100 Κ Temperaturerhöhung ergibt sich also der l,4fache Widerstand. Bei den Platin-Temperaturfühlern spezifiziert man den Widerstand Ro bei 0°C. Üblich ist ein Wert von 100 Ω (Pt 100), daneben auch 200 Ω (Pt200), 500 Ω (Pt500) und 1000 Ω (PtlOOO). Der Widerstand folgt hier im Temperaturbereich 0°C < & < 850°C der Gleichung (DIN 43760 und IEC571): R# = R0[l+

3

6

2

3,90802 · 10~ #/°C - 0,580195 · 10~ (#/°C) ]

und im Bereich - 200° C < & < 0°C der Gleichung: R& = Ro[\ + 3,90802 · 10~3#/°C - 0,580195 · 10" 6 (^/°C) 2 3

12

4

+ 0,42735 · 10-V/°C) - 4,2735 · 10" (i9-/°C) ] Der nutzbare Temperaturbereich ist mit — 200°C bis +850°C sehr groß und wird bei hohen Temperaturen nur durch die Thermoelemente (s. Abschn. 23.1.6) übertroffen. Die Nichtlinearität der Gleichung ist relativ klein. Aus diesem Grund kann man in einem begrenzten Temperaturbereich häufig auf eine Linearisierung verzichten. Beispiele für Betriebsschaltungen folgen in Abschnitt 23.1.4. Bei den Nickel-Eisen-Temperaturfühlern wird der Nennwiderstand Ro bei 20°C spezifiziert. Der Temperaturverlauf folgt dann im Temperaturbereich — 50°C < & < 150°C der Gleichung: R& = 1*20[1 + 3 , 8 3 - 1 0 - V / ° C ) + 4,64 · 10-6(i9/°C)2] Man sieht, daß neben dem linearen Term ein quadratischer Anteil vorhanden ist, der bei 150°C eine Abweichung von ca. 25° bewirkt. Eine Linearisierung ist daher praktisch immer erforderlich [23.1]. Wie die entsprechenden Betriebsschaltungen arbeiten und dimensioniert werden, wird in Abschnitt 23.1.4 beschrieben.

23.1

Temperaturmessung

1225

23.1.2 Kaltleiter auf Siliziumbasis, PTC

Der Widerstand von homogen dotiertem Silizium nimmt mit der Temperatur zu. Der Temperaturkoeffizient ist hier etwa doppelt so groß wie bei Metallen. Der Widerstand verdoppelt sich ungefähr bei 100 Κ Temperaturerhöhung. Seine Gleichung lautet: R& = #25[1 + 7,95 · 10- 3 A#/°C+ 1,95· 10"5(Ai?/oC)2] Sie gilt exakt nur für die Sensoren der TS-Serie von Texas Instruments, für andere Hersteller nur näherungsweise. Darin ist R25 der Nennwiderstand bei 25°C. Er liegt meist zwischen 1...2kn. A& ist die Differenz zwischen der aktuellen Temperatur und der Nenntemperatur: A& = & — 25°C. Der nutzbare Temperaturbereich liegt hier wie bei den Nickel-Eisen-Sensoren zwischen 50°C und + 150°C. Wie man die Silizium-Kaltleiter einsetzt und ihre Kennlinie linearisiert, folgt in Abschnitt 23.1.4.

23.1.3 Heißleiter, NTC

Heißleiter sind temperaturabhängige Widerstände mit einem negativen Temperaturkoeffizienten. Sie werden aus Metalloxid-Keramik hergestellt. Ihr Temperaturkoeffizient ist sehr groß; er liegt zwischen — 3 . . . — 5% je Grad. Leistungsheißleiter werden zur Einschaltstrom-Begrenzung eingesetzt. Bei ihnen ist eine Erhitzung durch den fließenden Strom erwünscht. Sie müssen einen niedrigen Heißwiderstand und eine hohe Strombelastbarkeit besitzen. Im Gegensatz dazu hält man die Eigenerwärmung bei den Meßheißleitern möglichst gering. Hier kommt es auf einen möglichst genau spezifizierten Widerstandsverlauf an. Die Temperaturabhängigkeit des Widerstandes läßt sich durch die Beziehung [23.2]

approximieren, wenn die interessierende Temperatur Τ in der Nähe der Nenntemperatur TN liegt. Dabei müssen die Temperaturen in Kelvin (Γ = # + 273°) eingesetzt werden. Die Konstante Β liegt je nach Typ zwischen Β = 1500... 7000 Κ. Um auch bei großen Temperaturdifferenzen den Widerstandsverlauf genau beschreiben zu können, ist die Gleichung 1 1 1. R ln τ = TN + B R-N

+

1 c

n3

vorzuziehen. Zusätzlich ist hier der Term mit dem Koeffizienten 1/C eingefügt. Damit läßt sich selbst in einem Temperaturbereich von 100 Κ eine Genauigkeit von 0,1 Κ erreichen. Voraussetzung ist natürlich, daß die Koeffizienten bzw. der Widerstandsverlauf mit ausreichender Genauigkeit vom Hersteller spezifiziert werden. Betriebsschaltungen für Heißleiter werden in Abschnitt 23.1.4 behandelt.

1226

23 Sensorik

23.1.4 Betrieb von Widerstandstemperaturfühlern

Bei den hier beschriebenen Widerstandstemperaturfühlern (RTD = Resistive Temperature Detector) ist der Widerstand eine Funktion der Temperatur; der Zusammenhang wird durch die jeweiligen Gleichungen R = f{&) beschrieben. Wie stark der Widerstand sich mit der Temperatur ändert, wird durch den Temperaturkoeffizienten

in % je Grad angegeben. Daraus läßt sich auch die aus einer Widerstandstoleranz resultierende Temperaturtoleranz berechnen:

Temperaturtoleranz Widerstandstoleranz Bei einem Temperaturkoeffizienten von 0,3% je Grad führt demnach eine Widerstandstoleranz von ± 1% zu einer Temperaturtoleranz von ±3K. Je größer der Temperaturkoeffizient ist, desto kleiner wird die Temperaturtoleranz bei gegebener Widerstandstoleranz. Zur Messung des Widerstandes von Widerstandstemperaturfühlern kann man durch den Sensor einen konstanten Strom fließen lassen. Er sollte so klein sein, daß sich dadurch keine nennenswerte Eigenerwärmung ergibt. Als Richtwert sollte man anstreben, die Verlustleistung unter 1 mW zu halten. Man erhält dann eine Spannung am Sensor, die proportional zu seinem Widerstand ist. Wenn lange Verbindungsleitungen zwischen der Stromquelle und dem Sensor liegen, kann es nützlich sein, eine Vierdraht-Widerstandsmessung wie in Abb. 23.3 vorzunehmen. Hier verfälschen die Leitungswiderstände das Meßergebnis U# nicht, wenn man hochohmig mißt. Die Spannung U& ist zwar proportional zum Widerstand, aber wegen der nichtlinearen Kennlinien keine lineare Funktion der Temperatur. Wenn man die Meßwerte ohnehin digitalisiert, läßt sich die zugehörige Temperatur dadurch berechnen, daß man die entsprechende Kennliniengleichung nach & auflöst. Zur 7=0

-cm

"^Ί

—

-CIIJ-CZZ1Abb. 23.3. Vierdraht-Widerstandsmessung macht unabhängig von Leitungswiderständen

23.1 Temperaturmessung

1227

Abb. 23.4 a. U# = IleiRlia

-

-—

Abb. 23.4 b. U& = Ure{

—

23.4 a,b Linearisierung einer Kaltleiter-Kennlinie (PTC) mit R\m. Für L7ref = /ref · Äiin liefern beide Schaltungen dasselbe Ausgangssignal

analogen Linearisierung kann man ein Funktionsnetzwerk nach Kapitel 11.7.5 auf S. 797 nachschalten. Für die meisten Anwendungen ist jedoch eine Linearisierung ausreichend, die sich dadurch ergibt, daß man wie in Abb. 23.4 a einen geeigneten Festwiderstand R\[n zu dem Sensor parallel schaltet. Abbildung 23.5 zeigt die Wirkung von R\[n am Beispiel eines Silizium-Kaltleiters. Mit zunehmendem Wert von R# steigt der Wert der Parallelschaltung wegen des Linearisierungswiderstandes langsamer an. Dadurch läßt sich der quadratische Term in den Kennlinien weitgehend kompensieren. Die Qualität der Linearisierung hängt wesentlich davon ab, daß man den Linearisierungswiderstand für den geforderten Meßbereich optimiert. Im einfachsten Fall entnimmt man diesen Wert dem Datenblatt. Die Frage ist jedoch, wie man vorgehen muß, wenn man für den gewünschten Meßbereich keine Angaben findet. Meist fordert man im ganzen Meßbereich eine möglichst niedrige, konstante Fehlergrenze. Mit dem Linearisierungswiderstand läßt sich der Fehler bei drei Temperaturen (ι%, &M* &o) z u Null machen. Man verschiebt nun diese drei Temperaturen solange und wählt R\[n so, daß der maximale Fehler dazwischen und an den Bereichsenden gleich groß wird. Abbildung 23.5 veranschaulicht dieses Vorgehen. Einen einfachen Näherungswert für R\in erhält man dadurch, daß man die Temperaturen dy und &o auf die Meßbereichsgrenzen legt und &M in die Mitte. Dieser Fall ist in Abb. 23.6 eingezeichnet. Die Linearisierungsbedingung ergibt

ι ι ι lAbgleichpunkte' j

ι

L #n

Abb. 23.5. Optimaler Fehlerausgleich bei einem Dreipunkt-Abgleich

Abb. 23.6. Vereinfachte Methode zur Berechnung des Linearisierungswiderstandes für PTCs

1228

23

Sensorik

2

2851Ω

i^meß

2,5V

ff, 2RU \ TSP102R

3331Ω 1076ΩΜ

Abb. 23.7. I7meß = 20mV#/°C für 0° < & < 100°C Linearisierung, Nullpunktverschiebung und Verstärkung für einen Silizium-Kaltleiter (PTC). Nach diesem Prinzip arbeitet der AD 22100 vom Analog Devices

sich dann aus der Forderung, daß die Widerstandsänderung der Parallelschaltung (R# R\[n) in der unteren Hälfte des Meßbereichs genauso groß sein soll wie in der oberen. Für R\[n ergibt sich daraus: R

_ + Rdo — 2R&M

Darin sind ##/, R&M bzw. R#o die Widerstandswerte des Sensors bei der unteren (&u)> mittleren (&M) bzw. oberen (&0) Temperatur. Man erkennt, daß der Linearisierungswiderstand unendlich wird, also entfällt, wenn R#M in der Mitte zwischen R^j und R#o liegt, denn dann ist der Sensor selbst linear. Liegt R#M oberhalb der Mitte, wird R\in negativ. Dieser Fall tritt auf, wenn der quadratische Term der Sensorkennlinie negativ ist, wie z.B. bei den Platin-Sensoren. Die beschriebene Linearisierung ergibt sich auch, wenn man die Stromquelle in Abb. 23.4 a mit dem Linearisierungswiderstand zusammenfaßt und in eine äquivalente Spannungsquelle wie in Abb. 23.4 b umrechnet. Der Linearisierungswiderstand R\[n ist in beiden Fällen derselbe. Abbildung 23.7 zeigt die resultierende Meßschaltung. Die Spannung U# ist hier die linearisierte Funktion der Temperatur. Um sie nicht durch Belastung zu verfälschen, legt man sie an den nichtinvertierenden Eingang eines Elektrometer Verstärkers. Durch die Beschaltung mit # i , #2 und R$ kann er gleichzeitig die gewünschte Verstärkung und Nullpunktverschiebung bewirken. Man erkennt in Abb. 23.7, daß sich die resultierende Schaltung auch als Meßbrücke interpretieren läßt. An einem Beispiel soll die Dimensionierung der Schaltung erklärt werden. Die Schaltung soll eine Temperatur im Bereich von 0°C bis 100°C messen und Ausgangsspannungen zwischen 0 V und 2 V liefern. Die Referenzspannung soll 2,5 V betragen. Als Sensor wird ein Silizium-Kaltleiter gewählt, hier der Typ TSP 102 F von Texas Instruments. Die Linearisierung soll für diesen Bereich berechnet werden. Dazu entnimmt man aus dem Datenblatt die Widerstandswerte an den Bereichsenden und in der Bereichsmitte gemäß Tab. 23.2. Nach Gl. (23.3) folgt daraus ein Linearisierungswiderstand R\[n = 2851 Ω. Der Linearisierungsfehler ist in der Mitte zwischen den Stützstellen, also hier bei 25°C und 75°C, am größten. Er beträgt aber lediglich 0,2 K! An dem Spannungsteiler R#, R\[n

23.1

Temperaturmessung

1229

& 1%

t/meß =

&M = : #0

=

0°C 50°C 100°C

Rw = 813Ω R&M = 1211Ω R#o = 1706 Ω

U*j = 0,555 V Um = 0,745 V UM = 0,935 V

t/meßU = 0,00 V t/meßM = 1,00 V t/meß 0 = 2,00 V

Tab. 23.2. Funktionsweise der Schaltung in Abb. 23.7

ergeben sich dann die ebenfalls in Tab. 23.2 eingetragenen Werte für U&. Man erkennt, daß die Differenzen zur Bereichsmitte tatsächlich gleich groß werden. Zur Berechnung der Widerstände R\y R2 und R3 kann man einen der Werte vorgeben. Wir wählen #2 = R\in = 2851 Ω. Die Widerstände #1 und #3 bestimmen die Verstärkung und den Nullpunkt. Die Verstärkung der Schaltung ergibt sich einerseits aus der geforderten Ausgangsspannung - £/meßU . . 2,00 V -Uw " 380 mV " ' und andererseits aus der Formel für den Elektrometerverstärker:

A = l+Ä 3 /(Äi||Ä2) Der gewählte Nullpunkt £/meßu = 0 V führt gemäß Abb. 23.7 zu der Bedingung, daß an den in diesem Fall virtuell parallel geschalteten Widerstände R\ und #3 gerade die Spannung U$ abfällt:

Rx\\Ri

u

Aus diesen beiden Bestimmungsgleichungen folgt: Rx = 1076 Ω

und R3 = 3331Ω

Zur Realisierung der Schaltung wählt man die nächstliegenden Normwerte aus der E96-Reihe (s. Kap. 26.5 auf S. 1387). Ein Abgleich der Schaltung erübrigt sich dann in den meisten Fällen, wenn man eine eng tolerierte Referenzspannungsquelle einsetzt. Bei hohen Anforderungen an die Genauigkeit kann man den Nullpunkt mit ßi und die Verstärkung mit R3 abgleichen. Um dabei keinen iterativen Abgleich durchlaufen zu müssen, gleicht man zunächst den Nullpunkt bei einer Temperatur ab, bei der die Spannung an # 3 Null ist. Dann läßt sich #1 unabhängig von der Größe von R5 abgleichen. In unserem Beispiel ist t/meß = Ufi = 0,685 V für R# = 1076 Ω bzw. & = 34,3°C. Die Verstärkung läßt sich dann bei einer beliebigen anderen Temperatur (also z.B. 0°C oder 100°C) an R3 abgleichen, ohne dadurch den Nullpunktabgleich wieder zu verfälschen. Die allgemeine Vorgehensweise beim Abgleich von Sensorschaltungen folgt in Abschnitt 23.5. Wenn man einen Operationsverstärker wählt, dessen Gleichtakt- und Ausgangsaussteuerbarkeit bis an die negative Betriebsspannung reicht, läßt sich die Schaltung aus einer einzigen Betriebsspannungsquelle von 5 V betreiben. Um bis

23 Sensorik

1230

10,25 kQ| 9,09kQ

x

Abb. 23.8. Prinzip zum linearisierten Betrieb von Pt 100-Sensoren

9,09kQ

Abb. 23.9. Realisierung der Stromquelle mit negativem Ausgangswiderstand

auf wenige Millivolt an 0 V heran zu kommen, kann man den Ausgang zusätzlich mit 1 kQ belasten. Zur Linearisierung von Platin-Temperatursensoren benötigt man wegen des negativen quadratischen Terms in der Kennlinie einen negativen Linearisierungswiderstand. Zur Linearisierung eines Pt 100-Sensors im Temperaturbereich von 0°C bis 400°C ist nach Gl. (23.3) ein Widerstand R\in = - 2 , 5 k Q erforderlich. Deshalb ist die Linearisierung nach Abb. 23.7 nicht möglich. Man muß hier zum Betrieb eine Stromquelle mit negativem Innenwiderstand einsetzen. In Abb. 23.8 ist das Ersatzschaltbild dargestellt. Zur Realisierung ist die Stromquelle nach Abb. 12.9 aufS. 820 besonders gut geeignet. Macht man R3 etwas niederohmiger als für eine Konstantstromquelle erforderlich, ergibt sich ein negativer Widerstand: AU# RiR3 ra = - AI ~ R3- R2 ~ lm Dies ist eine Bestimmungsgleichung für R3. Gibt man R\ = 250 Ω, R2 = 10 kQ und R\[n = — 2,5 kQ vor, erhält man R3 = 9,09 kQ. Die so dimensionierte Schaltung ist in Abb. 23.9 dargestellt. Die Schaltung zur Verstärkung und Nullpunktverschiebung der Sensorspannung U# kann sinngemäß von Abb. 23.7 übernommen werden. In einem beschränkten Temperaturbereich und bei nicht zu hohen Genauigkeitsanforderungen läßt sich auch der Widerstandsverlauf eines Heißleiters mit einem Parallelwiderstand linearisieren. Abbildung 23.10 veranschaulicht die Wirkungsweise. Die beste Linearisierung ergibt sich auch hier, wenn man den Wendepunkt von R\[n RT in die Mitte TM des gewünschten Temperaturbereichs legt. Daraus folgt für den Linearisierungswiderstand [23.2]: R\in =

B-TM

-R TM

RTM

Β ist hier der ß-Wert des Heißleiters aus der Kennliniengleichung. Man kann auch hier den Temperatursensor mit demselben Linearisierungswiderstand R\in in Reihe schalten und erhält dann einen linearisierten Spannungsverlauf. Um eine mit der Temperatur steigende Spannung zu erhalten, ist es hier zweckmäßig, die Spannung am Linearisierungswiderstand abzugreifen. Dies ist in Abb. 23.11 dargestellt. Die Schaltung und ihre Dimensionierung entspricht im übrigen ganz der Betriebsschaltung für Kaltleiter in Abb. 23.7.


1231

ι

fl/kß1 5

]

4 \

fflin

1 I

0

ο

=>

2 1

I

1

I

1

^

.

20 40 60 80 100 fr/°C

Abb. 23.10. Linearisierung eines Heißleiters (NTC) mit einem Parallelwiderstand

1 *. 1

ff.in Γ

ϊ

—ι

ι— /?3

Ζ

1

Abb. 23.11. Betriebsschaltung zur Linearisierung, Nullpunktverschiebung und Verstärkung für Heißleiter

23.1.5 Transistor als Temperatursensor

Aufgrund des inneren Aufbaus ist ein Bipolartransistor ein stark temperaturabhängiges Bauelement. Sein Sperrstrom verdoppelt sich bei ca. 10 Κ Temperaturerhöhung, und seine Basis-Emitterspannung sinkt um ca. 2 mV/K (siehe (2.21) aufS. 62). Diese sonst unerwünschten Nebeneffekte lassen sich zur Temperaturmessung ausnutzen. In Abb. 23.12 wird ein als Diode geschalteter Transistor mit einem konstanten Strom betrieben. Dann ergibt sich der in Abb. 23.13 dargestellte Temperaturverlauf der Basis-Emitterspannung. Sie hat bei Zimmertemperatur (Γ « 300 K) den üblichen Wert von ca. 600 mV. Bei einer Temperaturerhöhung von 100 Κ sinkt sie um 200 mV; entsprechend steigt sie bei einer Temperaturerniedrigung. Der Temperaturkoeffizient beträgt also:

ißr = °'3%/K Leider ist jedoch die Streuung der Durchlaßspannung und des Temperaturkoeffizienten recht groß. Aus diesem Grund verwendet man einzelne Transistoren zur Temperaturmessung heutzutage nur noch bei geringen Anforderungen an die Meßgenauigkeit. Besser eichen lassen sich Schaltungen, die auf der Differenz der Basis-Emitterspannungen von zwei bei verschiedenen Stromdichten betriebenen UQE/mM 800 600 400 200 100 Abb. 23.12. Nutzung der BasisEmitter-Spannung zur Temperaturmessung

200

300

400 77 Κ

Abb. 23.13. Temperaturabhängigkeit der BasisEmitterspannung (typischer Verlauf)

23 Sensorik

1232

1

κ

u,meß = 5t/ Temp - 2 , 2 2 U BG

Abb. 23.14. Nutzung einer BandgapReferenz zur Temperaturmessung

Abb. 23.15. Zusatz zur Realisierung eines Celsius-Nullpunkts

Bipolartransistoren beruhen. Das Prinzip ist in Abb. 23.14 dargestellt. Es handelt sich hier um eine Bandabstands-Referenz, wie sie schon in Kapitel 16.4.2 auf S. 975 beschrieben wurde. Die Differenz der Basis-Emitterspannungen beträgt hier:

fci

= UT In IC\A2 Da die beiden Kollektorströme hier gleich groß sind, und das Flächenverhältnis der Transistoren Ax/A2 = 10 beträgt, folgt:

-Urin

kT Λ uV Δ17ΒΕ = — m 10 = 200^-— · Τ e Κ Zur Realisierung einer Bandgap-Referenz verstärkt man diese Spannung mit R2 so, daß sich eine Spannung Ujemp % (2 mV/ K) · Τ ergibt, die den Temperaturkoeffizienten von T2 kompensiert (s. Abschnitt 16.4.2). Die Spannung l/iemp läßt sich direkt zur Temperaturmessung verwenden: sie ist proportional zur absoluten Temperatur Τ („PTAT" = Proportional To Absolute Temperature). Bei & = 0°C ist: = 2-

273 Κ = 546 mV K Um einen Celsius-Nullpunkt zu erhalten, kann man eine konstante Spannung dieser Größe von l^mp subtrahieren. Dazu benutzt der Subtrahierer in Abb. 23.15 die entsprechend gewichtete Spannung UBGDas Prinzip von Abb. 23.14 läßt sich dahingehend modifizieren, daß man die Emitter auf gleiches Potential legt. Die Ausgangsspannung des Operationsvertärkers in Abb. 23.16 stellt sich auch hier so ein, daß die beiden Kollektorströme gleich groß werden. Dabei ergibt sich derselbe Wert für Δί/ΒΕ> hier jedoch zwischen den Basisanschlüssen. Die Spannung an Ri ist also proportional zu Τ („PTAT"). Sie läßt sich durch Reihenschaltung mit weiteren Widerständen auf Ur ^Te

1233


9,16kQ

Abb. 23.16. Modifizierte Bandgap-Referenz zur direkten Temperaturmessung (z.B. STP 35 von Texas Instruments)

Abb. 23.17. Beispiel für die Celsius-Nullpunkt-Verschiebung bei einem Temperatursensor-Zweipol

beliebige Werte erhöhen. Bei dem Beispiel in Abb. 23.16 wird sie auf das 50fache verstärkt: mV UTemp = 50Δί/ΒΕ = 10-

K

Bei Zimmertemperatur (Γ & 300 K) ergibt sich also eine Spannung von C/iemp ^ 3 V. Der Vorteil dieser Variante ist, daß C7Temp hier am Ausgang des Operationsverstärkers auftritt und dadurch belastbar ist. Temperatursensoren, die nach dem Prinzip von Abb. 23.16 arbeiten, werden von Texas Instr. (STP 35) und National (LM 335) als IC hergestellt. Sie besitzen keinen separaten Betriebsspannungsanschluß und verhalten sich daher wie eine Z-Diode. Der Betrieb eines solchen Temperatursensors mit Celsius-Nullpunktverschiebung soll an dem Beispiel in Abb. 23.17 erläutert werden. Da sich der Sensor wie eine Z-Diode mit niedrigem Innenwiderstand (ca. 0,5 Ω bei 1 mA) verhält, hat der fließende Strom praktisch keinen Einfluß auf die Spannung, und man kann ihn aus einer ungeregelten Spannung betreiben. Man muß lediglich sicherstellen, daß man den minimalen Betriebsstrom (hier 0,4 mA) nicht unterschreitet. Andererseits sollte man den Betriebsstrom nicht unnötig groß wählen, um die Eigenerwärmung klein zu halten. Wählt man in Abb. 23.17 einen Vorwiderstand von 7,5 kQ, fließt bei 0°C ein Strom von ca. 1 mA durch den Sensor; bei 150°C ist er noch größer als 0,4 mA. Um einen Celsius-Nullpunkt zu erhalten, muß man einen Strom von 2,73 V 2,5 9,16kQ subtrahieren. Da der Operationsverstärker hier invertiert, erhält man, wie gewünscht, eine positive Celsius-Skala am Ausgang. Eine Celsius-Nullpunktverschiebung ist auch im Sensor integriert erhältlich. Der LM 35 von National liefert z.B. eine Spannung von 10 mV/°C. Er stellt beson-

23 Sensorik

1234

1~ Abb. 23.18. Temperaturgesteuerte Stromquelle nach dem Bandgap-Prinzip (z.B. AD 592 Analog Dev.)

Abb. 23.19. Temperaturgesteuerte Stromquelle mit frei dimensionierbarem Ausgangsstrom (z.B. LM 344 National)

ders dann eine nennenswerte Vereinfachung dar, wenn man nur positive Temperaturen messen möchte. Die temperaturproportionale Spannung AC/BE läßt sich auch dazu nutzen, einen Strom zu erzeugen, der zur absoluten Temperatur proportional ist. Sowohl in Abb. 23.14 als auch in Abb. 23.16 ist der Kollektorstrom Ic proportional zu T. Um den gewünschten Strom zu erhalten, braucht man also nur den Operationsverstärker in Abb. 23.14 durch den Stromspiegel in Abb. 23.18 zu ersetzen. Dann ist die Bedingung IQ\ = Ici weiterhin erfüllt. Die Spannung = UT\n-±

= -}

bedingt dann einen Strom: I = 2IC =

e

Α2

Τ =

Κ

Α2

2AUBE/Rl

Bei einem Flächenverhältnis von A\/A2 = 8 und einem Widerstand Ri = 358 Ω ergibt sich dann ein Strom: I = Τ · 1 μΑ/Κ Nach diesem Prinzip arbeitet z.B. der AD 592 von Analog Devices [23.3]. Mitunter ist der Widerstand Ri nicht in der integrierten Schaltung eingebaut, sondern außen anschließbar. Damit hat man die Möglichkeit, die Proportionalitätskonstante frei zu wählen, also z.B. auch einen relativ großen Strom von 10 μΑ/Κ zu programmieren. Ein monolithischer Sensor, der diese Möglichkeit bietet, ist der LM 334 von National. Seinen Betrieb zeigt das Beispiel in Abb. 23.19. Mit dem 22 Ω-Widerstand wird hier ein Strom von 10 μΑ/Κ eingestellt. Er bewirkt an dem Arbeitswiderstand von 1 kΩ einen Spannungsabfall von 10 mV/K. Da es sich bei diesen Temperatursensoren um Konstantstromquellen handelt, hat die Betriebsspannung keinen Einfluß auf den Strom, solange ein minimaler Spannungsabfall (1 V beim LM 334) nicht unterschritten wird. Aus diesem Grund ist hier keine geregelte Betriebsspannungsquelle erforderlich.

23.1

Temperaturmessung

1235

23.1.6 Das Thermoelement

An der Kontaktstelle von zwei verschiedenen Metallen oder Legierungen ergibt sich aufgrund des Seebeck-Effekts eine Spannung im Millivolt-Bereich, die man als Thermospannung bezeichnet. An dem Prinzip der Temperaturmessung in Abb. 23.20 erkennt man, daß selbst dann, wenn eines der beiden Metalle Kupfer ist, immer zwei Thermoelemente entstehen, die entgegengesetzt gepolt sind. Bei gleichen Temperaturen &M = &V kompensieren sich daher ihre Thermospannungen. Messen läßt sich also nur die Temperaturdifferenz A& = &M — $VMan benötigt also zur Messung von Einzeltemperaturen eine Vergleichsstelle mit der Vergleichstemperatur ϋγ. Besonders einfache Verhältnisse ergeben sich für Sy = 0°C. Dies läßt sich dadurch realisieren, daß man einen Schenkel des Thermopaars in Eiswasser legt. Dann geben die Meßwerte an, um wieviel Grad -&M über 0°C liegt. Natürlich ist diese Erzeugung der Vergleichstemperatur nur ein einfaches Denkmodell, das sich schlecht realisieren läßt. Einfacher ist es, einen Ofen zu bauen, der auf eine konstante Temperatur von z.B. 60°C geregelt wird, und dies als Vergleichstemperatur zu verwenden. In diesem Fall ist der Meßwert dann auf 60° C bezogen. Um ihn auf 0°C umzurechnen, kann man einfach eine konstante Spannung addieren, die der Vergleichstemperatur von 60° C entspricht. Noch einfacher ist es aber, die Temperatur der Vergleichsstelle sich selbst zu überlassen [23.4]. Sie wird dann in der Nähe der Umgebungstemperatur liegen. Wenn man sie nicht berücksichtigt, entsteht jedoch leicht ein Fehler von 20... 50° C, der für die meisten Anwendungen zu groß ist. Wenn man ihre Größe jedoch mißt (das ist z.B. mit einem Transistor-Thermometer-IC ganz einfach), kann man die zugehörige Spannung in den Meßstromkreis addieren. Dieses Verfahren ist schematisch in Abb. 23.21 dargestellt. Gleichzeitig ist hier der Fall gezeigt, daß keines der Thermoelement-Metalle Kupfer ist. In diesem Fall entsteht ein zusätzliches unbeabsichtigtes Thermopaar beim Übergang auf eine Kupferleitung zur Auswertung. Damit sich diese beiden Thermospannungen kompensieren, müssen beide Zusatzelemente dieselbe Temperatur besitzen. Die Anordnung in Abb. 23.21 läßt sich vereinfachen, wenn man die beiden isothermen Blöcke zu einem einzigen mit der Temperatur i9y zusammenfaßt und dann die Länge des Verbindungsmetalls (hier Eisen) zu Null macht. Dann entsteht die gebräuchliche Anordnung in Abb. 23.22, die nur noch einen isothermen Block benötigt. Kupfer Cu (JKA

Konstantem

Cu-Ni Kupfer Cu

1 * o

Abb. 23.20. Prinzip der Temperaturmessung mit Thermoelementen am Beispiel eines Kupfer-KonstantanThermoelements

1236

23 Sensorik Fe

|

' isothermer J Block 2

Abb. 23.21. Kompensation der Vergleichsstellentemperatur dy

Es gibt verschiedene Kombinationen von Metallen bzw. Legierungen für Thermoelemente, die bei IEC584 und DIN 43710 genormt sind. Sie sind in Tab. 23.3 zusammengestellt. Man erkennt, daß die maximale Verwendungstemperatur sehr unterschiedlich ist, und daß die Edelmetall-Thermoelemente deutlich kleinere Temperaturkoeffizienten besitzen. Der Verlauf der Thermospannung ist in Abb. 23.23 aufgetragen. Man sieht, daß keine der Kurven exakt linear verläuft. Die Typen T, J, Ε, Κ besitzen aber eine ordentliche Linearität und liefern daneben relativ hohe Spannungen. Deshalb werden sie bevorzugt, wenn der Temperaturbereich es zuläßt. Bei den übrigen Typen ist bei der Auswertung eine Linearisierung erforderlich, wenn man sich nicht auf einen kleinen Temperaturbereich beschränken kann. Zur Auswertung der Thermospannung muß man gemäß Abb. 23.22 eine Spannung addieren, die der Vergleichstemperatur ϋγ entspricht, um die Anzeige auf den „Eispunkt", also 0°C, umzurechnen. Diese Korrektur kann entweder auf Thermoelement-Pegeln oder nach der Verstärkung erfolgen. In Abb. 23.24 ist der zweite Fall schematisch dargestellt. Als Beispiel wurde hier ein Eisen-KonstantanElement eingesetzt. Um seine Spannung auf 10 mV/K zu verstärken, ist nach Tab. 23.3 eine Verstärkung von 10 mV/K 193 A 51,7 erforderlich. Dann muß die Vergleichsstellentemperatur mit derselben Empfindlichkeit, also auch 10 mV/K, addiert werden. In Abb. 23.25 ist eine Realisierungsmöglichkeit dieses Prinzips dargestellt. Da die Thermospannungen im JLZVBereich liegen, ist ein driftarmer Operationsverstärker erforderlich. Um bei der hohen Spannungsverstärkung von 193 noch ausreichende Schleifenverstärkung zu erhalten, muß er außerdem eine hohe Differenzverstärkung AD besitzen. Die Fe

Abb. 23.22. Praktische Ausführung eines Thermoelement-Systems


1237

Typ

Metall 1 Pluspol

Metall 2 Minuspol

τ

Ε Κ S R Β

Kupfer Eisen Chromel Chromel Platin Platin Platin- 6% Rhodium

Konstantan Konstantan Konstantan Alumel Platin- 10% Rhodium Platin- 13% Rhodium Platin- 30% Rhodium

G C

Tungsten Tungsten- 26% Rhenium Tungsten— 5% Rhenium Tungsten- 26% Rhenium

J

Temp. Koeff. Verwendungs Mittelwert bereich 42,8 51,7 60,9 40,5 6,4 6,4

μν/ μΥ/ μν/ μν/ μν/ μν/

C C C C C C

15 μ V/ C

-

200... + 200... + 200... + 200... + 0... + 0... + 0... +

400°C 700°C 1000°C 1300°C 1500°C 1600°C 1800°C

0 . . . +2800°C 0 . . . +2800°C

Tab. 23.3. Übersicht über Thermoelemente. Dick gedruckt sind die gebräuchlichsten Typen J und K. Die Typen Β u n d G sind so nichtlinear, d a ß sich ein mittlerer Temperaturkoeffizient nicht angeben läßt Konstantan = Kupfer-Nickel; Chromel = Chrom-Nickel; Alumel = Aluminium-Nickel

Messung der Vergleichsstellentemperatur wird besonders einfach, wenn man einen fertigen Temperatursensor mit Celsius-Nullpunkt einsetzt wie z.B. den LM 35 von National oder den LT 1025 von Linear Technology. Man kann aber natürlich auch jede andere Schaltung aus diesem Kapitel verwenden, die ein Ausgangssignal von 10 mV/K liefert. In Abb. 23.26 ist als Alternative das Prinzip dargestellt, daß man zu der Spannung des Thermoelements die Eispunktkorrektur addiert, und dann erst verstärkt. Dazu ist beim Eisen-Konstantan-Element eine Spannung von 51,7 μ V/K zu addieren. Besonders einfach wird die Schaltung, wenn man von der Tatsache UlrcN 5040-30-20--

200

H 1 1 I 1-h e 400 600 800 1000 1200 1400 1600 1800 2000 2200 #/ C

-10-Abb. 23.23. Temperaturabhängigkeit der Thermospannung bei einer Vergleichstemperatur von 0°C

23 Sensorik

1238

θ—? 10 +

^

Ι

LJ?. Abb. 23.24. Verstärkung und Vergleichsstellenkompensation für Thermoelemente am Beispiel von Eisen-Konstantan

Gebrauch macht, daß das Thermoelement erdfrei ist. Dann kann man das Thermoelement wie in Abb. 23.27 einfach mit der Korrekturspannungsquelle in Reihe schalten. Die einfachste Realisierung ergibt sich, wenn man spezielle ICs für den Betrieb von Thermoelementen einsetzt wie z.B. die Serie AD 594... 597 von Analog Devices. Dabei sind die Typen AD 594 und 596 für den Betrieb von Eisen-KonstantanElementen (Typ J) geeicht, und die Typen AD 595 und 597 für Chromel-Alumel (Typ K). Die Drähte des Thermoelements werden hier direkt, wie Abb. 23.28 zeigt, an die integrierte Schaltung angeschlossen. Sie stellt den isothermen Block mit der Vergleichstemperatur dy dar. Dabei geht man davon aus, daß der SiliziumKristall dieselbe Temperatur wie die Anschluß-Beine besitzt. Die EispunktKorrektur wird für die Chip-Temperatur gebildet, zur Thermospannung addiert und verstärkt. Dabei sind Nullpunkt und Verstärkung intern auf 1°C genau geeicht erhältlich. Schließt man die Eingänge kurz und läßt das Thermoelement weg, ergibt sich am Ausgang lediglich die Eispunkt-Korrekturspannung von: U& = 51,7^— · ϋν · 193 = 10—t?y Die Schaltung arbeitet dann also als Transistor-Temperatursensor mit CelsiusNullpunkt.

Ι * ^ J Z.B.LM35 oder LT 1025

Abb. 23.25. Praktische Ausführung der Betriebsschaltung für Thermoelemente am Beispiel von Eisen-Konstantan

23.1

1239

Temperaturmessung

Abb. 23.26. Vergleichsstellenkompensation vor der Verstärkung von ThermoelementSignalen am Beispiel von Eisen-Konstantan OP77

LT1025|_.'

J

Abb. 23.27. Praktische Ausführung für die Vergleichsstellenkompensation vor der Verstärkung am Beispiel von Eisen-Konstantan-Thermoelementen 23.1.7 Typenübersicht

Einige repräsentative Hersteller und Produkte zur Temperaturmessung sind in Tab. 23.4 zusammengestellt. In den Preisen gibt es große Unterschiede. Daher lohnt es sich, verschiedene Prinzipien und Typen miteinander zu vergleichen. Generell kann man jedoch feststellen, daß ein Sensor um so teurer ist, je genauer er vom Hersteller abgeglichen (Laser-getrimmt) ist.

Abb. 23.28. Einsatz integrierter Thermoelement-Verstärker

1240

23 Sensorik

Typ

Hersteller

Ausgangssignal Nennwert

Temperaturbereich

Metall-Kaltleiter NilOO Pt 100... 1000 Pt100... 1000 Fk 100... 2000 №2000 Pt 100... 1000

Degussa Degussa Heraeus Heraeus Honeywell Mutata

100 Ω 100 ... 100 ... 100 ... 2000 Ω 100 ...

- 60°C.. . -250°C. . - 50°C.. . -200°C. . - 40°C.. . -50°C .

Silizium-Kaltleiter, PTC 1 AD22100 KTY-Serie KTY-Serie TS-Serie

Analog D. Philips Siemens Texas I.

22,5 mV/K 1 ... 2kΩ 1 ... 2kΩ 1 ... 2kΩ

- 5 0 ° C . + 1500°C - 50°C.. . + 300°C - 50°C.. . + 150°C - 50°C.. . +150°C

Metall-Keramik-Heißleiter, NTC Murata NTH-Serie Heißleiter Philips Siemens M-Serie

100Ω... 100kΩ ikn ... ΙΜΩ l k n ... 100kΩ

- 2 0 ° C . . +120°C - 5 0 ° C . . +200°C - 50°C.. . + 200°C

Bandgap-Sensoren AD78182 TMP04 TMP17 TMP36 DS 16242 LT 10253 LM45 LM60 LM134 STP35

Analog D. Analog D. Analog D. Analog D. Dallas Lin. Tech. National National National Texas I.

4LSB/K PWM-Ausg. 1 μΑ/Κ 10 mV/K 2LSB/K 10 mV/K 10 mV/K 6 mV/K 0,1 ... 10 μΑ/Κ 10 mV/K

-55°C . - 40°C.. . -40°C. . -40°C. . -55°C. . 0°C . -20°C. . - 40°C.. . -40°C . -40°C. .

Thermo-Elemente J,K,S,R,B J, K, S, R, B, T, E, C, G J,K,S J,K,S,R,B

Heraeus Omega, USA Philips Sensycon

s. Tab. s. Tab. s. Tab. s. Tab.

Thermo-Element-Verstärker AD594 Analog D. Analog D. AD595

1000 Ω

23.3 23.3 23.3 23.3

10 mV/K, (Typ J) 10 mV/K, (TypK)

Verstärker integriert 2 AD-Umsetzer integriert lenkompensation von Thermoelementen Tab. 23.4. Beispiele für Temperatursensoren

1000 Ω 1000 Ω 2000Ω

3

s. s. s. s.

+180°C +850°C +500°C +500°C +150°C +600°C

+ 125°C +100°C + 105°C +125°C + 125°C + 60°C +100°C + 125°C +125°C + 125°C

Tab. 23.3 Tab. 23.3 Tab. 23.3 Tab. 23.3

- 5 5 ° C . . +125°C - 5 5 ° C . . +125°C

zusätzliche Ausgänge für Vergleichsstel-

23.2

Druckmessung

1241

23.2 Druckmessung Der Druck ist definiert als Kraft pro Fläche: Ρ = F/A Die Einheit des Drucks ist: 1 Newton 1 Pascal = 1 Quadratmeter' ; =

1Ν 1 Pa = 1 m 2

Daneben ist auch noch die Einheit bar gebräuchlich. Es gilt der Zusammenhang: lbar = 100 kPa

bzw.

lmbar = lhPa

Mitunter wird der Druck auch als Höhe einer Wasser- bzw. Quecksilbersäule angegeben. Die Zusammenhänge sind: lcmH20 1 mm Hg

= =

98,1 Pa = 133 Pa =

0,981 mbar 1,33 mbar

In englischen Datenblättern wird der Druck meist in psi = pounds per square inch angegeben. Hier lautet die Umrechnung: lpsi = 6,89 kPa = 68,9 mbar

bzw.

15psi^lbar

Tab. 23.5 gibt ein paar Beispiele für die Größenordnung von praktisch auftretenden Drücken [23.5]. Drucksensoren lassen sich sehr universell einsetzen. Man kann mit ihnen über Druckdifferenzen auch Durchflußgeschwindigkeiten und Durchflußmengen bestimmen.

Druckbereich

Anwendung

< 40 mbar 100 mbar 200 mbar 1 bar 2 bar 10 bar 50 bar 500 bar

Füllstand in Wasch-, Geschirrspülmaschine Staubsauger, Filterüberwachung, Durchflußmessung Blutdruckmessung Barometer, Kfz (Korrektur für Zündung und Einspritzung) Kfz (Reifendurck) Kfz (Öldruck, Preßluft für Bremsen), Kühlmaschinen Pneumatik, Industrieroboter Hydraulik, Baumaschinen

Tab. 23.5. Praktisch auftretende Drücke

23

1242

Sensorik

Vakuum kam mer P2

Abb. 23.29 a. Differenzdruck-Sensor

Abb. 23.29 b. Absolutdruck-Sensor

23.2.1 Aufbau von Drucksensoren

Drucksensoren registrieren die durch den Druck bedingte Biegung einer Membran. Dazu bringt man auf der Membran eine Brücke von Dehnungsmeßstreifen an. Sie verändern ihren Widerstand aufgrund des piezoresistiven Effekts bei Biegung, Druck oder Zug. Früher waren sie meist aus aufgedampften Konstantanoder Platin-Iridium-Schichten aufgebaut. Heutzutage verwendet man meist in Silizium implantierte Widerstände. Dabei dient das Silizium-Substrat gleichzeitig als Membran. Ihr Vorteil ist eine billigere Herstellung und eine um mehr als den Faktor 10 höhere Empfindlichkeit. Nachteilig ist hier jedoch ein höherer Temperaturkoeffizient. Der Aufbau eines Drucksensors ist in Abb. 23.29 schematisch dargestellt. Beim Differenzdruck-Sensor in Abb. 23.29 a herrscht auf der einen Seite der Membran der Druck pi, auf der anderen fa. Für die Auslenkung der Membran ist daher nur die Druckdifferenz p\ —pi maßgebend. Beim Absolutdruck-Sensor in Abb. 23.29 b bildet man die eine Seite der Membran als Vakuum-Kammer aus [23.6],

1

3

A^

2

I Abb. 23.30 a. Dehnung und Stauchung der Membran von Drucksensoren

Abb. 23.30 b. Anordnung der Dehnungsmeßstreifen auf der Membran

23.2 Druckmessung

1243

Abb. 23.31. Meßbrücke eines Drucksensors UD _ R + AR R - AR _ AR Ü^ ~ 2R 2R ' ~R~

Ein Beispiel für die Anordnung der Dehnungsmeßstreifen auf der Membran zeigt Abb. 23.30. Die linke Abbildung soll zeigen, daß sich bei der Durchbiegung der Membran Zonen ergeben, die gedehnt bzw. gestaucht werden. In diesen Bereichen - siehe rechte Abbildung - ordnet man die vier Brückenwiderstände an. Sie werden so miteinander verbunden, daß sich die Widerstände in den Brückenzweigen gegensinnig ändern. Durch diese Anordnung ergibt sich, wie man in Abb. 23.31 erkennt, ein besonders großes Ausgangssignal, während sich gleichsinnige Effekte, wie der Absolutwert der Widerstände und ihr Temperaturkoeffizient, kompensieren. Wegen der geringen Widerstandsänderungen Aß ist das Ausgangssignal trotzdem niedrig. Es liegt bei Maximaldruck je nach Sensor zwischen 25 und 250 mV bei einer Betriebsspannung von l/ref = 5 V. Die relative Widerstandsänderung liegt also zwischen 0,5 und 5%. Das Ausgangssignal eines realen Drucksensors setzt sich aus einem druckproportionalen Anteil und einem unerwünschten Offset-Anteil zusammen: UD = S - p - l / r e f + 0 · l/ref = l/p + I/o

(23.4)

Darin ist AUD AR Ap · R Ap l/ref die Empfindlichkeit und Ο der Offset. Beide Anteile liefern einen Beitrag, der proportional zur Referenzspannung ist. Um nicht zu kleine Signale zu erhalten, verwendet man möglichst große Referenzspannungen. Dem sind jedoch durch die Eigenerwärmung des Sensors Grenzen gesetzt. Daher verwendet man Referenzspannungen zwischen 2 und 12 V. 23.2.2 Betrieb temperaturkompensierter Drucksensoren

Drucksensoren auf Silizium-Basis besitzen so hohe Temperaturkoeffizienten, daß man auf eine Temperaturkompensation meist nicht verzichten kann. Am einfachsten ist für den Anwender der Einsatz von Drucksensoren, die schon vom Hersteller temperaturkompensiert sind. Es kann jedoch der Fall eintreten, daß

1244

23 Sensorik

man aus Kostengründen die Temperaturkompensation selbst realisieren muß. Wie man dabei vorgehen kann, wird im nächsten Abschnitt gezeigt. Es gibt ein paar grundsätzliche Gesichtspunkte bei der Aufbereitung von Drucksensor-Signalen: 1) Die vier Brückenwiderstände in Abb. 23.31 sind zwar untereinander gut gepaart, ihr Absolutwert besitzt jedoch eine große Toleranz und ist darüber hinaus stark temperaturabhängig. Aus diesem Grund sollte man die Ausgangssignale nicht belasten: man setzt daher meist einen Elektrometer-Subtrahierer zur Verstärkung ein. 2) Drucksensoren besitzen meist einen Nullpunktfehler, der absolut gesehen zwar klein ist (z.B. dz 50 mV); der Vergleich mit dem Nutzsignal zeigt jedoch, daß er meist in der Größenordnung des Meßbereichs liegt. Daher ist ein Nullpunkteinsteller erforderlich, der den ganzen Meßbereich überstreicht. 3) Auch die Empfindlichkeit eines Drucksensors weist meist beträchtliche Toleranzen auf (z.B. db 30%), so daß auch ein Verstärkungs-Abgleich erforderlich ist. 4) Der Abgleich von Nullpunkt und Verstärkung sollte iterationsfrei möglich sein. 5) Da die Nutzsignale eines Drucksensors klein sind, ist meist eine hohe Nachverstärkung erforderlich. Dadurch ergibt sich ein nennenswertes Verstärkerrauschen, und auch der Drucksensor selbst besitzt ein nicht zu vernachlässigendes Widerstandsrauschen. Daher sollte man die Bandbreite am Ausgang des Verstärkers auf den Frequenzbereich der Druckschwankungen begrenzen. 6) Häufig möchte man die Druckmeßschaltung ausschließlich aus einer positiven Betriebsspannung betreiben und ohne eine zusätzliche negative Betriebsspannung auskommen. Die übliche Schaltung zur Aufbereitung von Drucksensorsignalen ist ein Elektrometer-Subtrahierer (Instrumentation Amplifier) [23.7]. In Abb. 23.32 ist als Beispiel der unsymmetrische Subtrahierer von Abb. 22.6 auf S. 1192 eingezeichnet. Die Verstärkung läßt sich mit dem Widerstand R\ auf den Sensor abgleichen. Zur Nullpunkt-Einstellung wurde der Fußpunkt des Spannungsteilers R2 nicht an Masse, sondern über den Impedanzwandler OV3 am NullpunktEinsteller angeschlossen. Dadurch wird die Spannung VN zur Ausgangsspannung addiert. Die Schaltung in Abb. 23.32 läßt sich aus einer einzigen positiven Betriebsspannung betreiben, da die Ruhepotentiale ungefähr bei \Uref liegen. Ein schwerwiegender Nachteil ist jedoch, daß der Abgleich von Nullpunkt und Verstärkung hier nicht iterationsfrei möglich ist. Zerlegt man nämlich die Ausgangsspannung des Drucksensors nach Gl. (23.4) in einen druckabhängigen Teil Up und die Offsetspannung Uo, erkennt man, daß beide mit der Verstärkung A = 2(1+ #2/#i) verstärkt werden: Ua = A(Vi - V2) + VN = AUp + AUo + VN

23.2 Druckmessung

1245

Abb. 23.32. Betriebsschaltung für Drucksensoren

Ua=2 fl + ^

UD

ua =

-üb

während die Spannung zur Nullpunktkorrektur nicht verstärkt wird. Der Nullpunktabgleich VN =

-AUo

ist somit von der Verstärkung Α abhängig. Daraus ergibt sich für einen iterationsfreien Abgleich die Forderung, daß die Spannung zur Nullpunkt-Korrektur ebenfalls mit Α verstärkt werden muß. Der Nullpunkt-Abgleich muß demnach vor der Stelle in der Schaltung erfolgen, an der der Verstärkungs-Abgleich vorgenommen wird. Dann läßt sich der Abgleichpunkt für den Nullpunkt so wählen, daß der Widerstand für die Verstärkungs-Einstellung ohne Spannung ist, so daß sein Wert keinen Einfluß auf die Ausgangsspannung hat. Um einen Nullpunktabgleich vor dem Subtrahierer zu ermöglichen, der den Verstärkungseinsteller enthält, wurden die Operationsverstärker OV 3 und OV 4 in Abb. 23.33 hinzugefügt. Hier ergibt sich für das Potential V3: V3 = V2

#3 +#4

- vN

Zum Potential V2 läßt sich also je nach der Größe von eine Spannung bis zu dz \VrefR3/(R3 + ß 4 ) addieren. Der Nullpunkt des Subtrahierers wurde hier nicht auf 0 V sondern auf [/ref festgelegt, indem der Fußpunkt der Spannungsteilerkette R2 nicht an Masse, sondern an l/ref angeschlossen wurde. Dadurch verschiebt sich

23 Sensorik

1246

Abb. 23.33. Betriebsschaltung zur iterationsfreien Eichung

Ua =2 (l + I*) ["(H - V$) + j^j^

(VN - \u!ei\\ +UKi

[UD - Uo] der Nullpunkt-Abgleich vom Druck Null und der Ausgangsspannung Null auf den zu Ua = UTef gehörenden Druck (siehe Abschnitt 23.5.1). Eine Ausgangsspannung von 0 V ließe sich in der Schaltung ohnehin nicht ganz erreichen, wenn man sie ausschließlich aus einer positiven Betriebsspannung betreibt. Ein Beispiel soll die Dimensionierung der Schaltung erläutern. Ein Luftdruckmesser soll eine Ausgangsspannung von 5 mV/hPa liefern. Als Druckmesser soll der KPY 63 AK von Siemens eingesetzt werden. Er liefert bei einer Betriebsspannung von [7ref = 5 V ein Signal von 50... 150 μν/hPa; sein Nullpunktfehler kann bis zu ± 25 mV betragen. Zur Dimensionierung des Nullpunkt-Abgleichs geben wir R3 = 1 kQ vor. Dann ergibt sich bei der Referenzspannung L/ref = 5 V der erforderliche Einstellbereich mit # 4 = 100 kΩ. Die Verstärkung muß je nach Empfindlichkeit des Sensors zwischen 30 und 125 einstellbar sein. Gibt man R2 — 10 kΩ vor, ergibt sich für Ri ein Minimalwert von 160 Ω (Festwiderstand) und ein Maximalwert von 660 Ω. Der Einstellwiderstand muß also einen Wert von 500 Ω besitzen. Zum Eichen der Schaltung muß man zunächst den Nullpunkt abgleichen. Damit dies iterationsfrei möglich ist, wählt man dazu den Druck, bei dem am Verstärkungs-Einsteller keine Spannung liegt, also V\ — V3 = 0 ist. Das ist hier bei Ua = l/ref = 5 V der Fall; dies entspricht einem Druck von 1000 hPa. Man stellt also den Nullpunkt-Einsteller so ein, daß bei 1000 hPa tatsächlich Ua — 5 V wird. Da R\ nach dem Abgleich ohne Spannung ist, beeinflußt sein Wert den Abgleich

23.2 Druckmessung

1247

Abb. 23.34. Übertragung des Nutzsignals auf den rechten Brückenzweig

Ua= (i + ?l\ (UD + Vn) = A(UD-U0)

nicht. Zur Eichung der Verstärkung wählt man einen Druck, der möglichst weit vom Nullpunkt bei 1000 hPa entfernt liegt, also z.B. das obere oder untere Ende des gewünschten Meßbereichs, und gleicht die Ausgangsspallnung mit Ri auf den Sollwert ab. Eine genaue Beschreibung für die Eichung von Sensoren folgt in Abschnitt 23.5. Da die Sensor-Signale im Mikrovolt-Β ereich liegen, ist es zweckmäßig Operationsverstärker mit kleiner Offsetspannung bzw. Offsetspannungsdrift einzusetzen. Die Anforderungen an die Bandbreite sind jedoch gering. So kann man Operationsverstärker mit niedriger Stromaufnahme verwenden. Besonders anwenderfreundlich sind integrierte Betriebsschaltungen, die die Brücke nicht nur mit Strom versorgen und das Meßsignal verstärken, sondern auch den Nullpunktund Verstärkungsabgleich ermöglichen. Solche Typen sind die MAX 1450 . . . 1458 von Maxim. Die Schaltung zur Aufbereitung der Sensorsignale läßt sich nennenswert vereinfachen, wenn man zusätzlich eine negative Betriebsspannung zur Verfügung hat oder sie sich mit einem Spannungswandler erzeugt. Bei der Schaltung in Abb. 23.34 liegt ein Brückenzweig des Drucksensors in der Gegenkopplung des Verstärkers OV 1. Macht man in Gedanken Vn = 0, so stellt sich die Ausgangsspannung von OV 1 so ein, daß V2 = 0 wird. Dadurch wird also das ganze Brückensignal Up auf den rechten Ausgang der Brücke übertragen, und eine Subtraktion ist nicht mehr erforderlich. Deshalb benötigt man hier nur den einfachen Elektrometerverstärker OV2 zur Verstärkung. Zum Nullpunkt-Abgleich legt man an OV 1 die Spannung Vn an. Dann wird V2 = Vn und: Vx = UD + Vn = UP + Uo + Vn

Der Nullpunkt ist also für Vn = — Uo abgeglichen. Mit dem Kondensator C läßt sich auf einfache Weise ein Tiefpaß realisieren, der die Rauschbandbreite der Schaltung begrenzt. Man kann sogar einen Tiefpaß

23

1248

Sensorik

5(25°C) Abb. 23.35. Temperaturabhängigkeit des Widerstandes und der Empfindlichkeit von SiliziumDrucksensoren AS AR ppm + 1350 -2350 ppm 1KS = TKR = ~SÄ& RÄ& Κ '

zweiter Ordnung realisieren, indem man einen zweiten Kondensator direkt am Brückenausgang nach Masse anschließt. 23.2.3 Temperaturkompensation von Drucksensoren

Naturgemäß sind die dotierten Silizium-Widerstände eines Drucksensors temperaturabhängig. Sie werden ja sogar zur Temperaturmessung eingesetzt (siehe Abschn. 23.1). Der typische Verlauf des Widerstandes ist in Abb. 23.35 dargestellt. Sein Temperaturkoeffizient beträgt bei Raumtemperatur: AR ppm % TKR = 1350 135 = °' K In einer Brückenanordnung, wie sie in Drucksensoren eingesetzt wird, ist diese temperaturbedingte Widerstandsänderung nicht störend, wenn sie in allen Widerständen gleich ist, und das Ausgangssignal nicht belastet wird. Ein Problem entsteht jedoch dadurch, daß auch die Druckempfindlichkeit des Sensors temperaturabhängig ist: ihr Temperaturkoeffizient beträgt: Δ5 TKS = - 2 3 5 0 ppm = - 0 , 2 3 5 SA& " ~ Κ Bei 40° Temperaturerhöhung ist sie also bereits um 10% gesunken, wie man auch in Abb. 23.35 erkennt. Damit die Messung dadurch nicht verfälscht wird, muß die Verstärkung entsprechend mit der Temperatur erhöht werden. Dabei darf natürlich nicht die Temperatur des Verstärkers zugrunde gelegt werden, sondern die des Drucksensors. Der Temperaturfühler muß also in den Drucksensor mit eingebaut werden. Aus diesem Grund liegt die Überlegung nahe, die Temperaturkompensation gleich im Sensor durchzuführen. Dazu kann man die Referenzspannung Uref so mit der Temperatur erhöhen, daß die Empfindlichkeitsabnahme gerade kompensiert wird: UD = S - Ρ · [7ref + 0 · L7ref = Up + Uo

23.2

1249

Druckmessung

Abb. 23.36 a. Heißleiter z.B. SDX-Serie von SenSym

Abb. 23.36 b. Ca. 3 Diöden z.B. im KP 100 Al von Valvo

Abb. 23.36 c. BandgapTemperatursensor z.B. im TSP411A von Texas Instruments

Abb. 23.36 a,b,c Methoden zur Temperaturkompensation von Drucksensoren

Daß dadurch auch der Nullpunkt Uo = 0 · L/ref geringfügig verstellt wird, nimmt man meist in Kauf. Die temperaturkompensierten Drucksensoren unterscheiden sich lediglich in der Methode zur Temperaturkompensation. Drei gebräuchliche Methoden sind in Abb. 23.36 dargestellt. In Abb. 23.36 a wird ein Heißleiter eingesetzt, um die Brückenspannung mit der Temperatur zu erhöhen. In Abb. 23.36 b benutzt man den negativen Temperaturkoeffizienten einer Diode von — 2 mV/K. Durch die Beschaltung des Transistors entsteht die Wirkung von 3 Dioden. Man kann auch einen Temperatursensor nach dem Bandabstands-Prinzip einbauen; der in Abb. 23.36 c verwendete Typ ist der STP 35. Er arbeitet nach der Schaltung in Abb. 23.16 auf S. 1233 und liefert eine Spannung von 10 mV/K, bei Zimmertemperatur also ca. 3 V. Das Interessante an dieser Lösung ist, daß man hier die Schaltung zur Temperaturkompensation gleichzeitig zur Temperaturmessung einsetzen kann. Eine Methode zur Temperaturkompensation, die ohne einen zusätzlichen Temperaturfühler auskommt, besteht darin, die Temperaturabhängigkeit der Brückenwiderstände selbst zur Temperaturkompensation zu nutzen. Wenn man die Brücke statt mit einer konstanten Spannung l/ref mit einem konstanten Strom 7ref betreibt, steigt die Spannung an der Brücke mit der Temperatur in demselben Maß wie ihr Widerstand. Leider reicht jedoch die Spannungszunahme von TKR = 1350ppm/K nicht aus, um die Empfindlichkeitsabnahme von TKS = — 2350 ppm/K zu kompensieren. Gibt man der Stromquelle in Abb. 23.37 jedoch einen negativen Innenwiderstand, steigt der Strom IB mit zunehmen-

23 Sensorik

1250

Abb. 23.37. Betrieb eines Drucksensors aus einer Stromquelle mit negativem Innenwiderstand

Abb. 23.38. Praktische Realisierung der Strom-

quelle Ik = 1 mA Ri = - 7,05 kn

der Spannung. Die Forderung, daß die Brückenspannung UB um den Faktor \TKS/TKR\ schneller steigt als bei konstantem Strom, liefert die Bedingung: UB = \TKs/TKR\RBIk

=

(Ri\\RB)Ik

Daraus folgt für die Dimensionierung von #z: \1Ks\ Ri

-

TKR-\TKs\

B

-

>35 B

Zur Realisierung einer geeigneten Stromquelle ist auch hier die Schaltung von Abb. 12.9 aufS. 820 gut geeignet. Abb. 23.38 zeigt ihren Einsatz zur Temperaturkompensation eines Drucksensors mit einem Brückenwiderstand von RB = 3 kQ (z.B. TSP410A von Texas Instr.). Wir wählen einen Kurzschlußstrom von Ik = 1 mA. Dann ergibt sich Ri = Uref/Ik = 2,5 kH. Die Nenn-Betriebsspannung der Brücke beträgt dann: UB = \TKs/TKR\RBIk = (2350/1350) -3kü · 1mA = 5,22 V Zur Dimensionierung der Schaltung muß man zunächst den erforderlichen Innenwiderstand ermitteln: Ri

= 7ν

| 7 Χ

ί * Β = -2,35-3kQ = -7,05kQ

TKR - \iKs\

Wenn man dann R2 = 10 kü vorgibt, erhält man: R \ 1 + — ) = 6,45 kH Ri/

(

23.2.4 Handelsübliche Drucksensoren

Tabelle 23.6 soll zeigen, wie groß das Spektrum der Drucksensoren ist. Es gibt nicht nur eine Reihe weiterer Hersteller, sondern die hier aufgeführten Typen stehen meist nur stellvertretend für eine ganze Familie. Man erkennt in Tab. 23.6, daß es neben den Sensoren mit einem Druckbereich von 1 bis 2 bar, die primär für Barometer vorgesehen sind, auch Typen für sehr viel kleinere und größere

1251

23.3 Feuchtemessung

Typ

Hersteller

Druckbereich

23PCA 23PCC 26PCF 176 PC 07 40 PC 015* 40 PC 250* NPP301 MPX2100 MPX5100* SX15 SCX15 SCXL 004 HCXPM005* HCX0011 KPY32RK KPY62RK KPY63AK KPY69AK KP 202 A

Honeywell Honeywell Honeywell Honeywell Honeywell Honeywell Lucas Nova Motorola Motorola SenSym SenSym SenSym SenSym SenSym Siemens Siemens Siemens Siemens Siemens

0 . . . 60 mbar 125 mV/bar 1 bar 50 mV/bar 0... 0 . . . 7 bar 7,5 mV/bar 0 . . . 17 mbar 800 mV/bar 1 bar 0... 4V/bar 0 . . . 17 bar 240 mV/bar 1 bar 100 mV/bar 0... 1 bar 20 mV/bar 0... 1 bar 0... 4 V/bar 0 . . . 16 bar 100 mV/bar 1 bar 40 mV/bar 0... 0 . . . 100 mbar 2 V/bar

±

Empfindlichkeit

5 mbar

400 V/bar

bar 4 V/bar 1,1 V/bar ± 60 mbar ± 0,6 bar 215 mV/bar 0 . . . 1,6 bar 100 mV/bar 0 . . . 400 bar 0,8 mV/bar 1 bar 200 mV/bar 0... 0...

1

Nullpunkt- Brücken- TKKompens. widerfehler Abb. 23.26 stand ±0,8 mV ±0,8 mV ±0,8 mV ±lmV ±80 mV ±40 mV 50 mV ±0,5 mV ±50 mV ±20 mV ±0,2 mV ±0,5 mV ±100 mV ±100 mV ±25 mV ±25 mV ±25 mV ±25 mV ±25 mV

2,5 kΩ

2,5 kn 2,5 kQ 4kQ — — 5kQ

1,8 kn —

4,6 kO 4kQ 4kQ — — 6kO

6kn

6kO 6kO

6kn

intern intern intern a intern intern — a intern — intern intern intern intern a a a a a

Verstärker integriert: Meßbereich 0... = Absolutdrucksensor; Meßbereich ± = Relativdrucksensor; * Verstärker integriert Tab. 23.6. Beispiele für Drucksensoren. Daten für eine Betriebsspannung von 5 V

Meßbereiche gibt. Bei den Relativdruck-Sensoren gibt es zwei Ausführungen: Die einen messen den Druck gegen den Atmosphärendruck; die anderen messen die Druckdifferenz zwischen zwei Anschlüssen. Die Empfindlichkeit der Drucksensoren sieht sehr unterschiedlich aus. Die Ursache dafür liegt in den sehr unterschiedlichen Meßbereichen. Bei vollem Druck und dem Nennwert der Betriebsspannung liefern sie durchweg ein Differenzsignal von 50... 250 mV. Eine Ausnahme bilden lediglich die Typen mit eingebautem Verstärker. Sie liefern ein verstärktes, temperaturkompensiertes und geeichtes Ausgangssignal. Der Nullpunktfehler liegt bei vielen Typen in der Größenordnung des ganzen Meßbereichs. Sehr viel besser schneiden hier die mit Thermistoren kompensierten Typen (Abb. 23.36 a) ab, weil bei ihnen nicht nur die Empfindlichkeit sondern auch der Nullpunkt vom Hersteller abgeglichen wird. 23.3

Feuchtemessung Die Feuchte gibt den Wassergehalt an. Besonders interessant ist der Wassergehalt der Luft. Man definiert eine absolute Feuchte Fa^s als Wassermenge, die in einem bestimmten Luftvolumen enthalten ist: Masse des Wassers g a s m3 Luftvolumen '

1252

23 Sensorik

/ / / 1 /

600 500 400 300 Ό)

100

600

250 100

Ε

ν,

ζ

20

/.Ο

60

80

100

'/,V 'Λ ν /

y//

20

Ü0

0' /

s

60

80

100

Abb. 23.39. Abhängigkeit der Sättigungsfeuchte von der Temperatur

Abb. 23.40. Abhängigkeit der Feuchte von der Temperatur. Parameter: relative Feuchte Frei Für Frei = 100% gehen beide Diagramme ineinander über

Wieviel Wasser maximal in der Luft gelöst sein kann, gibt die Sättigungsfeuchte an: =

âbsmax =

Wie groß sie ist, hängt stark von der Temperatur ab, wie Abb. 23.39 zeigt. Beim Erreichen oder Überschreiten der Sättigungsfeuchte kondensiert Wasser: der Taupunkt ist erreicht. Aus der Ermittlung des Taupunkts läßt sich also mittels Abb. 23.39 direkt die absolute Feuchte angeben. Die meisten von der Luftfeuchtigkeit ausgelösten Reaktionen, wie z.B. auch das körperliche Wohlbefinden, hängen von der relativen Luftfeuchte Frei ab: Ρ

A-el =

âbs — *sat

Sie gibt also an, zu welchem Prozentsatz die Sättigungsfeuchte erreicht ist. Wie groß die relative Luftfeuchtigkeit ist, läßt sich mit Hilfe von Abb. 23.39 bestimmen. Ermittelt man z.B. durch Abkühlen der Luft einen Taupunkt von 25°C, beträgt die absolute Feuchte Fabs = 20 g/m3. Bei einer Temperatur von z.B. 55°C könnte die Luft aber Fsat = 100 g/m3 Wasser aufnehmen. Die relative Luftfeuchte beträgt also bei 55° C: r

âbs

Frei = J-

20 g/m 3 = 100 g/m 3 = 20%

Wie die relative Luftfeuchte von der Temperatur abhängt, läßt sich aus Abb. 23.40 direkt entnehmen.

23.3

1253

Feuchtemessung

poröse Elektrode

\ poröse Elektrode wasseradsorbierendes Dielektrikum

Abb. 23.41. Schematischer Aufbau eines kapazitiven Feuchtesensors

60

80

F rel /%

Abb. 23.42. Abhängigkeit der Sensorkapazität von der relativen Feuchte. Beispiel: Nr. 2322691 90001 von Valvo

^ = 1+0,4 (^Co \100% 23.3.1 Feuchtesensoren

Das obengenannte Beispiel zeigt, daß sich die relative Luftfeuchte durch Messung der Umgebungstemperatur und des Taupunkts bestimmen läßt. Die Messung des Taupunkts ist zwar genau und bedarf keiner weiteren Eichung, die dazu erforderliche Kühlung ist jedoch aufwendig [23.8]. Die gebräuchlichen Sensoren zur Bestimmung der Feuchte vereinfachen die Messung dadurch, daß sie einen Meßwert liefern, der direkt von der - meist interessierenden - relativen Feuchte abhängt. Sie bestehen aus einem Kondensator mit einem Dielektrikum, dessen Dielektrizitätskonstante feuchtigkeitsabhängig ist. Abb. 23.41 zeigt den schematischen Aufbau [23.8]. Als Dielektrikum verwendet man Aluminiumoxid oder eine spezielle Kunststoffolie. Eine oder beide Elektroden bestehen aus einem für Wasserdampf durchlässigen Metall. Der Kapazitätsverlauf ist an einem Beispiel in Abb. 23.42 dargestellt. Man sieht, daß es naturgemäß eine bestimmte Grundkapazität Co gibt, und daß der Kapazitätsanstieg nichtlinear erfolgt. In einem beschränkten Meßbereich läßt sich diese Nichtlinearität mit einem Serienkondensator weitgehend beseitigen. 23.3.2 Betriebsschaltungen für kapazitive Feuchtesensoren

Zur Bestimmung der Feuchte muß man die Kapazität des Feuchtesensors bestimmen. Daher kommen hier alle Schaltungen zur Kapazitätsmessung in Betracht. Man kann z.B. eine Wechselspannung an den Sensor anlegen und den fließenden Strom messen, wie Abb. 23.43 schematisch zeigt. Obwohl dieses Verfahren so einfach aussieht, ist es doch aufwendig, da es neben einem geeichten Wechselstrom-

23 Sensorik

1254

"Jeff

Abb. 23.43. Kapazitätsmessung durch Messung des Scheinwiderstandes Jeff = 27rf/eff

'f'Cs

messer eine Wechselspannungsquelle mit konstanter Amplitude und Frequenz erfordert. Einfacher ist es, den Sensor in eine astabile Kippschaltung einzubeziehen, deren Frequenz bzw. Tastverhältnis er bestimmt. Abbildung 23.44 zeigt eine solche Schaltung [23.9]. Sie besteht aus zwei Multivibratoren nach Abb. 6.26 auf S. 609. Der Multivibrator Μ 1 schwingt mit einer konstanten Frequenz von ca. 10 kHz, wenn man CMOS-Gatter einsetzt. Er synchronisiert den Multivibrator M 2, dessen Einschaltdauer durch den Feuchtesensor Cs bestimmt wird. Die Einschaltdauern beider Multivibratoren sind bei der Feuchte Null gleich lang; mit zunehmender Feuchte wird die Einschaltdauer von Μ 2 größer, wie in Abb. 23.45 eingezeichnet. Bildet man die Differenz der Einschaltdauern, so erhält man mit U3 ein Signal, das proportional zu AC ist und damit auch näherungsweise proportional zur Feuchte. Das Tiefpaßfilter am Ausgang bildet den zeitlichen Mittelwert. Eine Schaltung, mit der sich eine sehr viel höhere Genauigkeit erreichen läßt, ist in Abb. 23.46 dargestellt. Hier bestimmt man die Kapazität des Feuchtesensors gemäß der Definition der Kapazität Cs = Q/U. Zunächst lädt man den Kondensator Cs auf i/ref auf und entlädt ihn anschließend über den Summationspunkt. Dabei fließt der mittlere Strom:

h =

Γ .

C T ~ C 0 * 110 pF Abb. 23.44. Bestimmung der Kapazitätszunahme durch Messung der Schwingungsdauer-Zunahme. Gatter: CMOS z.B. CD 4001

Abb. 23.45. Zustandekommen des Ausgangssignals als Differenz der Schaltzeiten

23.3

Feuchtemessung

1255

Abb. 23.46. Prinzip der Feuchtemessung in Switched-Capacitor-Technik U. = -üref

RfCS

Darin ist / die Frequenz, mit welcher der Schalter betätigt wird. Am Ausgang ergibt sich dann wegen der Mittelwertbildung durch C\ eine Gleichspannung, die proportional zu C$ ist. Um das Prinzip in Abb. 23.46 zu einer praktisch einsetzbaren Feuchtemeßschaltung zu erweitern, benötigt man noch Zusätze, die es ermöglichen, den Nullpunkt und den Vollausschlag abzugleichen. Die vollständige Schaltung ist in Abb. 23.47 dargestellt. Zur Nullpunkteinstellung dient der Kondensator CT. Er wird ebenfalls auf die Spannung [/ref aufgeladen, dann jedoch umgepolt an den Summationspunkt gelegt. Damit ergibt sich der Strom: IT = -tfref · / · CT Der Gegenkopplungswiderstand R wurde ebenfalls durch einen geschalteten Kondensator ersetzt. Sein mittlerer Strom beträgt: IG = Ua.f-CG Aus der Knotenregel, angewandt auf den Summationspunkt, 7S + 7T + 7G = folgt dann die Ausgangsspannung:

ua = -ure{ ^ ^ = -L/ ref φ.

c den Einsatzcder Switched-Capacitor-Technik zur Man erkennt, daß durch Nullpunkt- und Verstärkungs-Einstellung alle Ströme proportional zu / sind. Dadurch kürzt sich die Schaltfrequenz aus dem Ergebnis heraus. Diesen Vorteil

1 Abb. 23.47. Feuchtemessung mit Nullpunkt- und Empfindlichkeitsabgleich Ua =

-Ure{AC/CG

1256

23 Sensorik

Abb. 23.48. Nullpunkt- und Verstärkungsabgleich eines Feuchtesensors mit Potentiometern

verliert man, wenn man, wie sonst üblich, Widerstände einsetzt; dies erkennt man auch an der Schaltung in Abb. 23.46. Zur Realisierung der Schalter ist der LTC 1043 (Linear Technology) besonders gut geeignet, da er nicht nur 4 Wechselschalter, sondern daneben auch einen Taktgenerator enthält, der die Schalter ansteuert. Es ist wünschenswert, Nullpunkt und Vollausschlag nicht an Trimmkondensatoren, sondern mit Potentiometern abzugleichen. Wie man dabei vorgehen kann, ohne die Vorteile der reinen SC-Technik zu verlieren, ist in Abb. 23.48 dargestellt. Hier wird der durch CT bzw. CGfließendeStrom durch die über die Potentiometer abgegriffene Spannung variiert. Damit sich dadurch die Aufladedauer nicht verlängert, verwendet man zusätzlich die Kondensatoren C2 und C3, die man groß gegenüber CT bzw. CG wählt [23.10]. 23.4 Übertragung von Sensorsignalen

Zwischen dem Sensor und dem Ort, an dem die Signale ausgewertet werden, liegen häufig große Entfernungen und Umgebungen mit hohen Störpegeln. Deshalb sind in solchen Fällen besondere Maßnahmen erforderlich, damit die Meßwerte nicht durch äußere Einflüsse verfälscht werden. Je nach Anwendungsbereich und der erforderlichen Sicherheitsklasse unterscheidet man zwischen einer galvanischen Signalübertragung und der aufwendigeren Technik mit galvanischer Trennung. 23.4.1 Galvanisch gekoppelte Signalübertragung

Bei großen Leitungslängen läßt sich der ohmsche Leitungswiderstand RL nicht vernachlässigen. Selbst kleine, zum Betrieb des Sensors erforderliche Ströme führen dann zu so hohen Spannungsabfällen, daß sie den Meßwert untragbar verfälschen. Dieses Problem läßt sich dadurch lösen, daß man das Meßsignal

23.4

Übertragung von Sensorsignalen

1257

Q> UQ=US

Abb. 23.49. Vierdrahtmessung am Beispiel eines Widerstand-Temperaturfühlers Ua = IoRs = Us

17GI =

über zwei zusätzliche Leitungen zur Auswertung führt, über die kein Strom fließt. Zur Gewinnung der Meßgröße setzt man dann in der Auswertung einen Elektrometer-Subtrahierer wie in Abb. 23.49 ein. Der Spannungsabfall im Meßstromkreis bewirkt hier lediglich eine Gleichtaktaussteuerung UG\ = IORL> die nach der Subtraktion herausfällt. Man kann eine Leitung einsparen, wenn man voraussetzt, daß der Widerstand in allen Leitungen gleich groß ist, und kommt so zur Dreileitermethode in Abb. 23.50 [23.11]. Hier läßt sich der Spannungsabfall an JRL herausrechnen, indem man den Ausdruck U2 = 2V5 -V2

= 2US + 2I0RL - Us - 2I0RL

= Us

bildet. Wenn die Sensorsignale klein sind, wie z.B. bei Druckaufnehmern oder Thermoelementen, muß man sie in unmittelbarer Nachbarschaft des Sensors vorverstärken, bevor man sie über eine längere Leitung überträgt. Abbildung 23.51 zeigt dieses Prinzip. Das Ausgangssignal wird hier zwar durch Spannungsabfall an RL verfälscht. Wenn man jedoch die Verstärkung Α groß genug wählt, spielt dieser Fehler keine große Rolle. Er läßt sich ganz vermeiden, wenn man auch hier zusätzlich die Vierleitertechnik von Abb. 23.49 einsetzt. Allerdings benötigt man dann auf der Empfängerseite einen zusätzlichen Subtrahierer.

R\.

Abb. 23.50. Dreidrahtmessung am Beispiel eines Widerstands-Temperaturfühlers Vx =IO(RS + RL) V2 = I0(Rs + 2RL) Ua = 2VX - V2 = I O Ä S = Us

23 Sensorik

1258

Abb. 23.51. Vorverstärker beim Sensor reduziert Fehler bei der Signalübertragung

Einfacher ist es, in diesem Fall das Sensorsignal in einen dazu proportionalen Strom umzuwandeln. Ein Strom wird durch die Leitungswiderstände nicht verfälscht. Das Prinzip ist in Abb. 23.52 dargestellt. Die spannungsgesteuerte Stromquelle setzt die Sensorspannung Us in einen Strom Is — SUs um. Er bewirkt an dem Arbeitswiderstand einen Spannungsabfall Ua = SRiUs. Wählt man Ri = l/S, ergibt sich wieder das Sensorsignal. Man kann aber die Anordnung gleichzeitig zur Verstärkung der Sensorspannung verwenden, indem man A = SRi > 1 macht. Eine weitere Vereinfachung der Signalübertragung ist dadurch möglich, daß man dafür sorgt, daß die Stromaufnahme des Sensors und der spannungsgesteuerten Stromquelle konstant sind. In diesem Fall kann man den Signalstrom Is und den Verbraucherstrom Iv über dieselbe Leitung übertragen. Man benötigt dann nur noch zwei Leitungen, wie man in Abb. 23.53 erkennt. Sie dienen sowohl zur Versorgung des Sensors und der Betriebsschaltung als auch zur Übertragung des Meßsignals. Wenn man am Meßwiderstand den Strom Ιγ bzw. die daraus resultierende Spannung R\IV subtrahiert, bleibt das Sensorsignal übrig. Wie bei der Stromübertragung in Abb. 23.52 beeinträchtigen die Leitungswiderstände RL das Meßergebnis nicht. Voraussetzung ist allerdings, daß die Betriebsspannung Üb so groß ist, daß trotz aller im Stromkreis auftretenden Spannungsabfälle die Stromquellen nicht in die Sättigung gehen.

Abb. 23.52. Vorverstärker mit Stromausgang beim Sensor eliminiert Fehler bei der Signalübertragung. Beispiel für eine integrierte spannungsgesteuerte Stromquelle: XTR 110 von Burr Brown Ua = IsRl

= SUsRl = Aus

23.4 Übertragung von Sensorsignalen

Sen sor

1259

SUsQ S

r Jv

Abb. 23.53. Zweidraht-Stromschleife zur Sensorsignalübertragung. IC-Typen: XTR 105 von Burr Brown bzw. AD 693 von Analog Devices Ua = (Iv + 7s)Ki = RJv +

Die Ströme Iy + h einer Stromschleife (Current loop) sind genormt. Sie liegen zwischen 4 mA und 20 mA. Dabei entspricht 4 mA dem unteren Bereichsende und 20 mA dem oberen. Bei unipolaren Signalen legt man den Nullpunkt auf 4 mA. Bei bipolaren Signalen legt man ihn auf 12 mA und erhält dann einen Aussteuerbereich von ±8mA. Wenn man, wie üblich, R\ — 250 Ω wählt, ergeben sich auf der Empfängerseite in beiden Fällen Spannungen von Ua — 1... 5 V. Ein integrierter Stromschleifen-Empfänger, der zusätzlich eine Referenzspannungsquelle zur Wiederherstellung des Nullpunkts besitzt, ist der RCV 420 von Burr Brown. Der innere Aufbau einer Sensor-Betriebsschaltung mit Stromschleifenausgang ist in Abb. 23.54 gezeigt. Das Kernstück der Schaltung ist eine TransistorPräzisionsstromquelle, bestehend aus dem Transistor T, dem Operationsverstärker OV1 und dem Strommeßwiderstand R\. Der Strom Ia stellt sich so ein, daß die Eingangsspannungsdifferenz von OV 1 Null wird. Wenn man zur Vereinfachung R4 einmal wegläßt, ist dies der Fall, wenn der Spannungsabfall IaRl = U\ ist. Der Widerstand R4 dient lediglich dazu, den Stromnullpunkt von IM = 4 mA bzw. 12 mA zu addieren. Das Sensorsignal wird mit dem Elektrometersubtrahierer aufbereitet und steuert dann die Stromquelle. Der Kunstgriff bei der Anordnung in Abb. 23.54 besteht darin, daß die Verbraucherströme für die vier Operationsverstärker, die Referenzspannungsquelle und eventuell angeschlossener Sensoren ebenfalls durch den Strommeßwiderstand Ri fließen. Ihre Summe wird also bei der Strommessung mit berücksichtigt. Durch den Transistor Τ fließt dann nur noch der Strom, der an dem Soll-Ausgangsstrom fehlt. Damit das auch beim kleinsten Schleifenstrom von Ia = 4 mA funktioniert, muß die Summe aller Verbraucherströme Ιγ < 4 mA sein. Bei den handelsüblichen integrierten Schaltungen liegt die interne Stromaufnahme unter 1 mA, so daß noch bis zu 3 mA für den Betrieb des Sensors zur Verfügung stehen.

23 Sensorik

1260

ο Stromschleife

Sensor

Abb. 23.54. Innerer Aufbau eines Stromschleifen-Transmitters am Beispiel des AD 693 von Analog Devices bzw. XTR103 von Burr Brown /β = JW + / s = _

_

+ ί1 + _

-

Ein positiver Nebeneffekt des beschriebenen Verfahrens besteht darin, daß man Störungen leicht erkennen kann: Ist der Schleifenstrom kleiner als 4 mA, liegt eine Störung vor, z.B. ein Nebenschluß oder eine Unterbrechung. 23.4.2 Galvanisch getrennte Signalübertragung

Bei größeren Entfernungen und bei elektrisch stark verseuchter Umgebung können so große Störsignale auftreten, daß die bisher beschriebenen Methoden zur Signalübertragung keinen ausreichenden Signal-Störabstand bieten. In solchen Fällen gibt es nur eine einzige brauchbare Lösung: den Einsatz von Lichtleiter-Übertragungsstrecken. Sie werden weder von elektrostatischen noch von elektromagnetischen Feldern beeinträchtigt und können nahezu beliebig große Potentialdifferenzen überbrücken. Abbildung 23.55 zeigt daß Prinzip zur optischen Übertragung von Sensorsignalen.

Sensor

Betriebsschaltung

t

1

Sender

ι

Empfänger

'

lokales Netzteil Abb. 23.55. Prinzip der optischen Übertragung von Sensorsignalen

1

zentrales Netzteil

23.5 Eichung von Sensorsignalen

1261

Abb. 23.56. Digitale Modulationsverfahren Oben: Analoges Sensorsignal Mitte: Spannungs-Frequenz-Umsetzung Unten: Spannungs-Tastverhältnis-Umsetzung

Eine Übertragung von Analogsignalen ist jedoch mit Lichtleitern ungebräuchlich, weil die Dämpfung der optischen Übertragungsstrecke schlecht definiert ist, und auch Temperaturschwankungen und Alterung unterworfen ist. Deshalb wandelt man das Sensorsignal im Sender in ein serielles digitales Signal um. Dazu gibt es verschiedene Möglichkeiten. Bei der SpannungsFrequenz-Umsetzung ist die Frequenz eine lineare Funktion der Spannung; das Tastverhältnis des Ausgangssignals ist konstant 1 : 1 . Bei der SpannungsTastverhältnis-Umsetzung ist die Frequenz konstant, dafür aber das Tastverhältnis eine lineare Funktion der Spannung. Abbildung 23.56 zeigt das Prinzip der beiden Verfahren. Sie sind besonders dann vorteilhaft, wenn man auf der Empfängerseite ein Analogsignal zurückgewinnen möchte. Man kann die Signale auch digital weiterverarbeiten, indem man die Frequenz bzw. das Tastverhältnis digital mißt. Wenn man jedoch hohe Genauigkeit benötigt, ist es besser die Digitalisierung mit einem handelsüblichen ADUmsetzer auf der Sensorseite vorzunehmen und das Ergebnis wortweise seriell zu übertragen.

23.5 Eichung von Sensorsignalen Manche Sensoren sind so eng toleriert, daß eine Eichung nicht erforderlich ist, wenn man auch in der Betriebsschaltung ausreichend eng tolerierte Bauelemente einsetzt. In diesem Fall läßt sich der Sensor sogar ohne Nacheichung austauschen. In einer derart glücklichen Situation befindet man sich jedoch nur bei einigen Temperatursensoren. Im allgemeinen Fall ist bei einem Sensorwechsel immer eine neue Eichung erforderlich. Bei hohen Genauigkeits-Anforderungen kann sogar eine regelmäßige Nacheichung notwendig sein.

1262

23 Sensorik

? Sensor

Betriebsschaltung

Abb. 23.57. Prinzipielle Anordnung zur Eichung von Sensorsignalen durch Abgleich des Nullpunkts UN und der Verstärkung A 23.5.1 Eichung des Analogsignals Um den Vorgang der Eichung unabhängig von den speziellen Eigenschaften des Sensors erklären zu können, soll die Eichschaltung wie in Abb. 23.57 ganz von der Betriebsschaltung des Sensors getrennt werden. Wir wollen einmal davon ausgehen, daß das Sensorsignal linear von der physikalischen Größe G abhängt bzw. von der Betriebsschaltung linearisiert wird. Dann läßt sich die Eingangsspannung der Eichschaltung in der Form Ue = af + mfG

(23.5)

darstellen. Das geeichte Signal soll in der Regel proportional zur Meßgröße sein gemäß der Gleichung: Ua = mG

(23.6)

Abbildung 23.58 zeigt den Verlauf der Spannungen am Beispiel einer Temperaturmessung. Die Eichschaltung muß also eine Nullpunkt- und eine Verstärkungskorrektur ermöglichen. Eine wichtige Randbedingung ist, daß die Eichung iterationsfrei erfolgen kann, d.h., es soll eine Prozedur geben, bei der die eine Einstellung die andere nicht beeinflußt. Dies ist bei der Anordnung in Abb. 23.57 möglich. Ihre Ausgangsspannung beträgt: Ua = A(Ue + UN)

(23.7)

Setzt man die Gleichungen (23.5/6) ein, ergeben sich durch Koeffizientenvergleich die Eichbedingungen: Nullpunkt: UN = -a' Verstärkung: A = m/mf Zum Nullpunktabgleich legt man an den Sensor die zum Meßwert Ua = 0 gehörige physikalische Größe G = Go an. Dann gleicht man mit UN die Ausgangsspannung auf Ua — 0 ab. Dieser Abgleich ist von der zufälligen Einstellung der Verstärkung Α unabhängig; man muß lediglich sicherstellen, daß Α φθ ist. In Abb. 23.58 erfolgt durch den Nullpunktabgleich eine Parallelverschiebung der Eingangskennlinie durch den Nullpunkt. Zum Verstärkungsabgleich legt man die physikalische Größe G\ an und eicht die Verstärkung Α so, daß sich der Sollwert der Ausgangsspannung Ua\ — mG\ ergibt. In Abb. 23.58 entspricht dies einer Drehung der verschobenen Eingangs-

23.5

Eichung von Sensorsignalen

1263

UQ=mG

50

6/°C

Abb. 23.58. Veranschaulichung eines Eichvorgangs: zuerst Nullpunktabgleich, dann Verstärkungsabgleich. Beispiel: Fieberthermometer

kennlinie, bis sie mit der gewünschten Funktion zusammenfällt. Der Nullpunktabgleich wird dadurch nicht beeinträchtigt, weil bei der Verstärkungseinstellung lediglich der Faktor Α in Gl. (23.7) verändert wird. Man erkennt, daß die umgekehrte Reihenfolge nicht zu einem iterationsfreien Abgleich führt. Es ist demnach zwingend erforderlich, daß der Nullpunkteinsteller vor dem Verstärkungseinsteller im Signalpfad liegt. Die: Schaltung in Abb. 23.57 kann also nicht anders angeordnet werden. Die Eichung soll noch an dem Beispiel des Fieberthermometers in Abb. 23.58 erläutert werden. Zur Nullpunkteinstellung bringt man den Sensor auf die Temperatur & — 0°C und gleicht mit UN die Ausgangsspannung auf Ua — 0 ab. Dies ist bei der Spannung UN = - a ' = +0,5V der Fall. Zur Eichung der Verstärkung legt man an den Sensor den zweiten Eichwert an, z.B. Gi = &\ = 40°C, und gleicht die Verstärkung Α ab, bis sich auch hier der Sollwert der Ausgangsspannung Ual

= mGl

=

o Q

· 40° = 4 V

ergibt. Die Verstärkung hat dann den Wert: m 100mV/°C 7 m ' 50mV/°C Der beschriebene Abgleich setzt voraus, daß man zunächst den Nullpunkt Ua = 0 bei G = 0 abgleicht. Es kann jedoch der Fall eintreten, daß sich die physikalische Größe G = 0 nicht oder nicht mit der gewünschten Genauigkeit realisieren läßt. Es kann auch der Wunsch bestehen, beide Eichpunkte in die Nähe des interessierenden Meßbereichs zu legen; bei dem Beispiel des Fieberthermometers in Abb. 23.58 also z.B. auf Gi = 40°C und G2 = 30°C. Dadurch lassen sich Fehler, die aus Nichtlinearitäten resultieren, in diesem Bereich klein halten. Um auch in diesem Fall zu einem iterationsfreie Abgleich zu kommen, kann man den Nullpunkt der Eingangskennlinie wie in Abb. 23.59 auf einen dieser Eichwerte

1264

23

Sensorik

Nullpunktverschiebung L/v 4((7e+(7N) Verstärkungsabgleich A

Nullpunktabgleich Uu G/°C

Abb. 23.59. Iterationsfreier Abgleichvorgang bei zwei von Null verschiedenen Eichpunkten Gi,G 2 verschieben und am Ausgang eine entsprechende Spannung addieren. Dazu dient die zusätzliche Spannung Uv in Abb. 23.60. Man dimensioniert sie vorzugsweise für den kleineren der beiden Eichwerte: Uv = Ua2 = mG2 Zum Nullpunktabgleich legt man die physikalische Größe G2 an und gleicht mit UM die Spannung Ue + UM bzw. A(Ue + UN) auf Null ab. Dazu muß man nicht in die Schaltung hineinmessen, sondern man verfolgt den Abgleich am Ausgang. Hier muß sich dann der Eichwert Ua2 = Uv ergeben. Da die Ausgangsspannung des Verstärkers nach dem Abgleich gerade Null ist, ist er unabhängig von der Größe von A. Anschließend legt man den anderen Eichwert an und gleicht die Verstärkung Α wie bisher ab. Dabei dreht sich die verschobene Eingangskennlinie in Abb. 23.59, bis sie die richtige Steigung besitzt. Durch die ausgangsseitige Spannungsaddition gelangt man dann zu dem geeichten Ausgangssignal. Ein Beispiel für die praktische Realisierung einer Eichschaltung ist in Abb. 23.61 dargestellt. Die Eingangsspannung und die Spannung des Nullpunkteinstellers werden am Summationspunkt von OV 1 addiert. Die Verstärkung

Abb. 23.60. Anordnung zur iterationsfreien Eichung von Sensorsignalen, wenn kein Eichpunkt auf Null liegt


1265

Abb. 23.61. Praktische Ausführung einer Eichschaltung Ua=

^-L/ref

+

^

(Ue + UN)

Uv

wird an dem Gegenkopplungswiderstand eingestellt. Der Festwiderstand dient zur Begrenzung des Einstellbereichs; er verhindert gleichzeitig, daß sich die Verstärkung auf Null stellen läßt. Der Verstärker OV 2 bewirkt die ausgangsseitige Nullpunktverschiebung für den ersten Eichpunkt. Da ihre Größe vorgegeben wird, läßt sie sich durch die Wahl von R3 festlegen. Ein Abgleich ist hier nicht erforderlich. Die Vorgehensweise beim Abgleich soll noch am Beispiel des Fieberthermometers erläutert werden. Gegeben seien die Eingangs- und Ausgangskennlinien

und die Eichpunkte: (&2 = 30°C, Ua2 = 3 V);

(#! = 40°C, U al = 4 V)

Daraus folgt die ausgangsseitige Nullpunktverschiebung Uy = Uai = 3 V. Gibt man Ri = 10 kQ vor, folgt bei einer Referenzspannung von — 5 V der Widerstand R3 = 16,7 kQ. Zum Nullpunktabgleich legt man an den Sensor eine Temperatur von &2 = 30° an und gleicht die Ausgangsspannung auf Ua2 — 3 V ab. Die dazu erforderliche Spannung beträgt: UN = -Uel

=

+0,5V-

=

-IV

Die Ausgangsspannung von OV 1 ist dann Null, und der zufällig eingestellte Wert von Α beeinflußt den Nullpunktabgleich nicht. Um die Verstärkung zu eichen, gibt man den anderen Eichpunkt &\ = 40°C vor und gleicht die Ausgangsspannung auf Ua\ = 4 V ab. Das ist bei einer Verstärkung von m 100mV/°C = 2 50mV/°C

1266

23

Sensorik

der Fall. Mit Rx = lOkQ folgt daraus im abgeglichenen Zustand ein Wert von R2 = 23.5.2 Computer-gestützte Eichung Wenn man beabsichtigt, ein Sensorsignal mit einem Mikrocomputer weiterzuverarbeiten, ist es vorteilhaft, auch die Eichung mit dem Mikrocomputer vorzunehmen. Wie man in Abb. 23.62 erkennt, spart man in diesem Fall nicht nur die analoge Eichschaltung, sondern die Eichung läßt sich auch einfacher durchführen, und ihre Genauigkeit und Stabilität sind besser. Zur Eichung gehen wir davon aus, daß die Zahl Ζ am Ausgang des AD-Umsetzers wie in Abb. 23.63 eine lineare Funktion der Meßgröße G ist: (23.8)

Ζ = a + bG Die Eichkoeffizienten α und b bestimmt man aus zwei Eichpunkten: (GUZX)

und

(G2,Z2)

indem man die Bestimmungsgleichungen Z\ = a + bG\

und Z2 = a + bG2

nach α und b auflöst: Ζ2-Ζλ b= G2-Gl bzw.

(23.9)

(23.10)

a = Zx - bGx

Um aus einem Meßwert Ζ die zugehörige physikalische Größe zu berechnen, muß man Gl. (23.8) nach G auflösen: G = (Z-a)/b

(23.11)

Zur praktischen Durchführung der Eichung speichert man die beabsichtigten Eichwerte z.B. Gx = 30°C und G2 = 40°C in einer Tabelle. Dann legt man sie nacheinander an den Sensor an und gibt dem Mikrocomputer z.B. über Drucktasten den Befehl, die zugehörigen Meßwerte z.B. Zx = 1000 und Z2 = 3000 einzulesen und zusätzlich in der Tabelle abzulegen. Daraus kann ein Programm des Mikrocomputers die Eichwerte gemäß Gl. (23.9/10) berechnen und auch in der Tabelle speichern: b = 200/°C

Sensor

bzw. a = -5000

BetriebsSchaltung

U

ADUmsetzer

Ζ

Mikrocomputer

Anzeige

Abb. 23.62. Anordnung zur Computer-gestützten Eichung von Sensorsignalen

23.5

Eichung von Sensorsignalen

1267

ζ ι 3000

ζ2

τ(

Ζ=2 360

2000 1000

Ζ\

/ ι ι

0

10

20

30 36,8 40 Gi

50

m

G/°C

Abb. 23.63. Numerische Eichung eines Sensors mit den Eichpunkten (GuZi) und (G2,Z2)

Damit ist die Eichung abgeschlossen. Das Auswerteprogramm kann dann gemäß Gl. (23.11) die Größen G; berechnen. Zu einem Meßwert von Ζ = 2360 ergibt sich in dem Beispiel eine Temperatur von: Ζ - a 2360 + 5000 G = —-— = = 36,8°C b 200/°C Bei der rechnerischen Eichung nimmt man also die Kennlinie der Hardware (Abb. 23.63) als gegeben, man stellt ihre Gleichung auf und verwendet sie dann dazu, Meßwerte Zz auf physikalische Größen Gz abzubilden. Man muß hier also keine Kennlinien verschieben oder drehen wie bei der analogen Eichung. Die Wahl der Eichpunkte ist hier beliebig; der Abgleich ist grundsätzlich iterationsfrei, da die Eichwerte durch Lösung eines Gleichungssystems ermittelt werden. Ein besonders schwieriges Problem besteht darin, Sensoren zu eichen, deren Signal nicht nur von der gesuchten Größe, sondern zusätzlich auch von einer zweiten Größe abhängt. Die verbreitetste Form solcher unerwünschter Doppelabhängigkeiten besteht in der Temperaturabhängigkeit von Sensorsignalen. Ein Beispiel dafür sind die Drucksensoren. Daran soll hier die Vorgehensweise erklärt werden. Der Meßwert Ζ setzt sich hier aus vier Anteilen zusammen: (23.12)

Ζ = a + bp + c& + d&p Darin bedeutet ρ Druck, & Temperatur, α Nullpunktfehler, b Druckempfindlichkeit, c Temperaturkoeffizient des Nullpunkts, d Temperaturkoeffizient der Empfindlichkeit.

Zur Bestimmung der vier Koeffizienten a, b, c und d macht man vier Eichmessungen, die sich jeweils in einer Größe unterscheiden: Zu = a + bpi +cu\ +dpi&i

Ζ1λ = a + bp1 + cd\ + dp1&x

Zu

Z22 = a + bp2 + c&2

= a + bpi +c#2 + dpi&2

23 Sensorik

1268

pi = 900 mbar p2 =1035 mbar

ti\ = 25°C

= 50°C

Zn = 3061 Z21 = 3720

= 2837 = 3456

Tab. 23.7. Beispiel für Druckeichung

und erhält dara us: d

-

Ζχι + Z\\ — Z\2 (Pi-

Z22 — Z21 a a

c

z2l h)

pi)(

b= (Pi -pi) η

-dp2

-- Z ?-bpi?

d&2 (23.13) - c#2 - d

Damit ist die Eichung abgeschlossen, und der Druck läßt sich aus Gl. (23.12) berechnen: Z-a-cdp

(23 14)

= T^dß-

·

Die Durchführung der Eichung soll noch an einem Beispiel erklärt werden. Die vier erforderlichen Eichwerte sollen bei einem Druck von p\ = 900 mbar und p2 = 1035 mbar gewonnen werden, und zwar jeweils bei einer Temperatur &\ = 25°C und &2 = 50°C. Dabei ergeben sich die Meßwerte in Tab. 23.7. Mit Gl. (23.13) erhält man daraus die Eichkoeffizienten: a = -1375

b = 5,18—— mbar d = -0,0119— c = 1,71— °C mbar°C Diese Eichung ist sehr genau, da sie nicht nur Nullpunkt und Verstärkung eicht, sondern darüber hinaus auch den Temperaturkoeffizienten der Empfindlichkeit und des Nullpunkts berücksichtigt. Auf diese Weise lassen sich mit billigen, ungeeichten Drucksensoren Präzisionsmessungen durchführen. Zur Druckmessung verwendet man Gl. (23.14). Wenn man z.B. bei einer Temperatur von & = 15°C einen Meßwert Ζ = 3351 erhält, ergibt dies einen Druck von:

Ρ=

Temper. Sensor

Druck Sensor

Ζ-α-cd-

3351 + 1375 -

άϋ-

Betriebsschaltung

Betriebsschaltung

1,71 · 15

5 , 1 8 - 0,0119· 15

1 Η

ADUu. Mux

Mikrocomputer

mbar = 940 mbar

Anzeige

1

Abb. 23.64. Anordnung zur rechnerischen Temperatur- und Druckeichung und -Messung


1269

Eine geeichte Temperaturmessung ist natürlich erforderlich, um den Temperatureinfluß richtig berücksichtigen zu können. Die Temperaturmessung wird man in diesem Fall natürlich auch, wie beschrieben, rechnerisch eichen. Damit ergibt sich das Blockschaltbild in Abb. 23.64. Die von den Betriebschaltungen aufbereiteten Signale des Temperatur- bzw. Drucksensors gelangen auf einen AnalogDigital-Umsetzer mit eingebautem Multiplexer. Der Mikrocomputer erhält die Meßwerte Ζ und berechnet daraus während der Eichung die Eichkoeffizienten und dann im Normalbetrieb die Meßgrößen. Damit dies mit ausreichender Genauigkeit möglich ist, muß der AD-Umsetzer eine Genauigkeit von mindestens 12 bit besitzen. So genaue AD-Umsetzer sind in Ein-Chip-Mikrocomputern nicht erhältlich. Man muß daher in der Regel separate AD-Umsetzer einsetzen wie z.B. den AD 7582 von Analog Devices, der auch einen Eingangsmultiplexer enthält. Speziell auf die Auswertung von Sensorsignalen zugeschnitten ist der SensorSignalprozessor MSP 430 von Texas Instruments. Er enthält neben einem 14 bit-AD-Umsetzer mit Multiplexer auch einen Treiber für eine zehnstellige Flüssigkristallanzeige. Er wird immer dann eine besonders einfache Lösung ermöglichen, wenn man die Meßwerte nur anzeigen möchte.

Literatur

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Kapitel 24: Elektronische Regler

24.1

Grundlagen Die Aufgabe eines Reglers besteht darin, eine bestimmte physikalische Größe (die Regelgröße X) auf einen vorgegebenen Sollwert (die Führungsgröße W) zu bringen und dort zu halten. Dazu muß der Regler in geeigneter Weise dem Einfluß von Störungen entgegenwirken [24.1, 24.2]. Die prinzipielle Anordnung eines einfachen Regelkreises zeigt Abb. 24.1. Der Regler beeinflußt die Regelgröße X mit Hilfe der Stellgröße Υ so, daß die Regelabweichung W — X möglichst klein wird. Die auf die Strecke einwirkenden Störungen werden formal durch eine Störgröße Ζ dargestellt, die der Stellgröße additiv überlagert ist. Im folgenden wollen wir davon ausgehen, daß die Regelgröße durch eine elektrische Spannung repräsentiert wird, und daß die Strecke elektrisch gesteuert wird. Dann können elektronische Regler verwendet werden. Ein solcher Regler ist im einfachsten Fall ein Verstärker, der die Regelabweichung W — X verstärkt. Wenn die Regelgröße X über den Sollwert W ansteigt, wird W — X negativ. Dadurch verkleinert sich die Stellgröße Υ in verstärktem Maße. Diese Abnahme wirkt der angenommenen Zunahme der Regelgröße entgegen. Es liegt also Gegenkopplung vor. Die im eingeschwungenen Zustand verbleibende Regelabweichung ist um so kleiner, je höher die Verstärkung AR des Reglers ist. Nach Abb. 24.1 gilt bei linearen Systemen mit der Strecken-Verstärkung As: γ = AR(W-X)

Stör-

z

große °

r "Λ

"Ο

Y + Z

__

und

Strecke

X = AS(Y + Z)

Regelgröße X

StellΚ größe Regler

w-x >S + Regel- ^J abweichung

Abb. 24.1. Blockschaltbild eines Regelkreises

W Führungs

° große

(24.1)

1272

24 Elektronische Regler

Damit ergibt sich die Regelgröße X zu: X =

ARAS

W +

As

Ζ

(24.2)

1 + ARAS 1 + ARAS Man erkennt, daß das Führungsverhalten dX/dW um so besser gleich 1 wird, je größer die Schleifenverstärkung

«= ARAS = iwhö

(243)

ist. Das Störverhalten dX/dZ wird um so besser gleich Null, je größer die Verstärkung AR des Reglers ist. Dabei tritt jedoch die Schwierigkeit auf, daß man die Schleifenverstärkung g nicht beliebig groß machen kann, da sonst die unvermeidlichen Phasenverschiebungen in dem Regelkreis zu Schwingungen führen. Diese Problematik haben wir bereits bei der Frequenzgangkorrektur von Operationsverstärkern kennengelernt. Die Aufgabe der Regelungstechnik besteht nun darin, trotz dieser Einschränkung eine möglichst kleine Regelabweichung und ein gutes Einschwingverhalten zu erzielen. Zu diesem Zweck fügt man zu dem Proportionalverstärker einen Integrator und einen Differentiator hinzu und erhält damit statt eines PReglers einen PI-, bzw. PID-Regler. Die elektronische Realisierung solcher Regler wollen wir im folgenden behandeln. 24.2 Regler-Typen

24.2.1 P-Regler

Ein P-Regler ist ein linearer Verstärker, dessen Phasenverschiebung in dem Frequenzbereich vernachlässigbar klein ist, in dem die Schleifenverstärkung g des Regelkreises größer als Eins ist. Ein solcher P-Regler kann z.B. ein Operationsverstärker mit ohmscher Gegenkopplung sein. Zur Bestimmung der maximal möglichen Proportionalverstärkung AP betrachten wir das Bode-Diagramm einer typischen Regelstrecke. Es ist in Abb. 24.2 dargestellt. Bei der Frequenz / = 3,3 kHz beträgt die Phasennacheilung 180°. Die Gegenkopplung wird bei dieser Frequenz also zur Mitkopplung. Oder anders ausgedrückt: Die Phasenbedingung Gl. (14.3) von S. 904 für selbständige Schwingung eines Oszillators ist erfüllt. Ob auch die Amplitudenbedingung Gl. (14.2) von S. 904 erfüllt ist, hängt von der Größe der Proportionalverstärkung Ap ab. Bei dem Beispiel in Abb. 24.2 beträgt die Streckenverstärkung |As| bei 3,3 kHz ca. 0,01 = - 4 0 dB. Wenn wir AP = 100 = 40 dB wählen, wird die Schleifenverstärkung \g\ = \AS\ · Ap bei dieser Frequenz gleich 1, d.h. die Amplitudenbedingung eines Oszillators wäre ebenfalls erfüllt, und es würde eine Dauerschwingung mit / = 3,3 kHz entstehen. Wählt man AP > 100, entsteht eine Schwingung mit exponentiell ansteigender Amplitude. Wählt man AP < 100, entsteht eine gedämpfte Schwingung.

24.2

1273

Regler-Typen

J ^Strecke*Regler ''(Schleifenverstärku

-60--

-270°+ Abb. 24.2. Beispiel für das Bode-Diagramm einer Strecke mit P-Regler

Die Frage ist nun, wie weit man AP reduzieren muß, bis sich ein optimaler Einschwingvorgang ergibt. Ein ungefähres Maß für die Dämpfung des Einschwingvorganges läßt sich unmittelbar aus dem Bode-Diagramm in Form der Phasen-Reserve α ablesen: Das ist diejenige Phasennacheilung, die bei der kritischen Frequenz fc noch bis 180° fehlt. Dabei ist die kritische Frequenz diejenige, bei der die Schleifenverstärkung \g\ = 1 wird. Damit lautet die Phasenreserve: (24.4) a = 180° - |%(/*)l = 180°-|^(Λ) + φ Α (Λ)| Im Falle des P-Reglers ist definitionsgemäß Wenn man die Verstärkung des Reglers erhöht, um eine kleinere Regelabweichung zu erhalten, verschlechtert sich das Einschwingverhalten. Eine beliebig hohe Proportionalverstärkung kann man nur bei solchen Strecken einstellen, die sich wie ein Tiefpaß 1. Ordnung verhallen; denn bei ihnen ist die Phasenreserve bei jeder Frequenz größer als 90°. 24.2.2 Pl-Regler Im vorhergehenden Abschnitt haben wir gesehen, daß man die Verstärkung eines Proportionalreglers aus Stabilitätsgründen in der Regel nicht beliebig groß machen kann. Eine Möglichkeit zur Verbesserung der Einstellgenauigkeit besteht darin, die Schleifenverstärkung wie in Abb. 24.4 bei niedrigen Frequenzen ansteigen zu lassen. Man erkennt, daß der Frequenzgang der Schleifenverstärkung in der Umgebung der kritischen Frequenz fa dadurch nicht verändert wird. Das Einschwingverhalten bleibt also unbeeinflußt. Die bleibende Regelabweichung wird jetzt jedoch Null, da limlgl = oo ist. Zur Realisierung eines solchen Frequenzganges schaltet man zu dem P-Regler wie in Abb. 24.5 einen Integrator parallel. Das Bode-Diagramm des resultierenden PI-Regfers ist in Abb. 24.6 dargestellt. Man erkennt, daß sich der Pl-Regler

24.2

1275

Regler-Typen

PI-Regler

110k \

100k

Hz Strecke + Regler (SchleifenN J / Verstärkung \g\)

J_ Hz

-180°

-270° - Abb. 24.4. Beispiel für das Bode-Diagramm einer Strecke mit PI-Regler

bei tiefen Frequenzen wie ein Integrator und bei hohen Frequenzen wie ein reiner Proportionalverstärker verhält. Der Übergang wird durch die Grenzfrequenz fi des PI-Reglers charakterisiert. Bei dieser Frequenz beträgt die Phasenverschiebung — 45°, und die Regelverstärkung \AR\ liegt um 3dB über AP. Zur Berechnung der Grenzfrequenz fi entnehmen wir aus Abb. 24.5 die komplexe Regelverstärkung: AR

= Ap + —

- = AP ( 1 + —

A [togh ProportionalVerstärker

ApUe

Ν.

Τ

G•)

?

..

?

Ue\

1

Integrator

\ Ut

UG

X

Abb. 24.5. Blockschaltbild eines PI-Reglers

\

Ψ 0° -^5° _ -90° •.

Ρ '[log]

i / ^

^

(/ ^

^

^

^[log]

Abb. 24.6. Bode-Diagramm eines PIReglers


1276 Q

R7

ο

Abb. 24.7. PI-Regler

Daraus folgt: AR

=

Ap

mit

= 2nji =

1

(24.6)

Ein PI-Regler läßt sich auch mit einem einzigen Operationsverstärker realisieren. Die entsprechende Schaltung zeigt Abb. 24.7. Ihre komplexe Verstärkung lautet: R2 + l/jeod Ä2|, , Durch Koeffizientenvergleich mit Gl. (24.6) erhalten wir die Reglerdaten: Ap =

und fi = (24.8) J 2nCiR2 Ri Die Dimensionierung des PI-Reglers ist ganz einfach, wenn man von der Tatsache Gebrauch macht, daß der I-Anteil die Phasenreserve nicht verändert. Dann bleibt die Dimensionierung des P-Anteils erhalten; im Beispiel also fk = 700 Hz und AP = 7. Damit der I-Anteil die Phasenreserve nicht verringert, muß fi Damit ergibt sich für die Schleifenverstärkung der in Abb. 24.12 eingetragene Frequenzgang. Die Verringerung der Einstellzeit gegenüber dem PI-Regler kann man durch Vergleich der Oszillogramme in Abb. 24.13 deutlich erkennen.


1278

Beispiel für das Bode-Diagramm einer Strecke mit PID-Regler

Zur schaltungstechnischen Realisierung eines PID-Reglers gehen wir von dem Blockschaltbild in Abb. 24.10 aus. Die komplexe Verstärkung lautet: = AP + )ωτΌ +

AR

1 JCOT

.[ ω = AP \1 + j [ [ \cuD

coi ω

(24.9)

Dabei ist:

fD =

und fi =

(24.10)

Eine Schaltung mit dem Frequenzgang von Gl. (24.9) läßt sich auch mit einem einzigen Operationsverstärker gemäß Abb. 24.14 realisieren. Ihre komplexe Verstärkung lautet:

+ C

R

Mit — fi = ~ n i /D =

Z7TU/i

c)

C C

Abb. 25.33. Anordnung der Punkte in einer 35-Punkt-Matrix in 7 Zeilen zu je 5 Spalten

3

)

Abb. 25.34. Matrixförmige Verbindung der Anzeigeelemente am Beispiel von Leuchtdioden

den auch elektrisch als Matrix verbunden. Dies ist in Abb. 25.34 am Beispiel von Leuchtdioden dargestellt. Dadurch ergeben sich nur 12 äußere Anschlüsse. Allerdings ist es dadurch unmöglich, alle erforderlichen Elemente gleichzeitig einzuschalten. Man betreibt die Anzeige deshalb im Zeitmultiplex, indem man Reihe für Reihe selektiert und dabei jeweils die gewünschte Kombination von

Abb. 25.35. Beispiel für einen ASCII-Zeichengenerator

D>

1

>+

1

1

2

2

1

D>

χ

Γ?

c0· · ·

1-aus 8Decoder

Dual-Zähler

a

o

0—X

d0

O] a

ASCII

Γ1

AnodenTreiber

A

(SU)

χ

DDDBDDD DDBDBDD DBDDDBD BDDDDDB

25 Optoelektronische Bauelemente

1316

7

KatodenTreiber

2

σ3...σ9

du

Zeichen - Generator Abb. 25.36. A n s t e u e r s c h a l t u n g f ü r L e u c h t d i o d e n - M a t r i z e n m i t 5 x 7 E l e m e n t e n

Anzeigeelementen einschaltet. Wenn man die Weiterschaltung genügend schnell vornimmt, bekommt der Betrachter den Eindruck, daß alle angesteuerte Punkte gleichzeitig aktiv sind. Bei einer Zyklusfrequenz über 100 Hz ist die Anzeige für das menschliche Auge praktisch flimmerfrei. Die schematische Anordnung einer Ansteuerschaltung für LED-Matrizen ist in Abb. 25.36 dargestellt. Mit dem Dualzähler und dem l-aus-8-Decoder wird jeweils eine Reihe selektiert. Die Reihennummer wird zusammen mit dem ASCIICode für das gewünschte Zeichen in den Zeichengenerator gegeben. Er bestimmt gemäß Abb. 25.34, welche Punkte bei der jeweiligen Zeile eingeschaltet werden sollen. Zeichengeneratoren sind als maskenprogrammierte ROMs mit den in Abb. 25.35 dargestellten Symbolen erhältlich. Wenn man andere Zeichensätze wünscht, ist es zweckmäßig ein EPROM entsprechend zu programmieren. Wie der Inhalt des Zeichengenerators aussehen muß, ist am Beispiel des Zeichens „K" in Tab. 25.7 dargestellt. Eine Matrix-Anzeige mit integrierter Ansteuerelektronik ist z.B. der Typ DLR 7136 von Siemens.

Zeilennummer

ROM-Inhalt Spaltencode

ROM-Adress ASCII-,, EC" ι /——•

i 1 2 3 4 5 6 7

c4

a9

a8

α7

C\

c2

c-i

0 0 0

0

0

1

0

0

0ο 1

Co

l ]l ]l

1

0

0

0

1

0

0

1

0

1

0

1

0

0

1

0

0

0

1

0

1

1

1

0

1

0

0

]

ι

ο

0

0

1

1

0

0

1

1

0

0

0

]I

0

0

0

1

1

0

1

1

0

1

0

0

]I

0

0

0

1

1

1

0

1

0

0

1

0

]I

0

0

0

1

1

1

1

1

0

0

0

1

α6

02

05

]

Tab. 25.7. Inhalt des Zeichengenerators zur Darstellung des Zeichens „K"

25.7 Optische Anzeige

1317

Die Multiplex-Ansteuerung von Flüssigkristallanzeigen ist etwas komplizierter, da es sich dabei nicht vermeiden läßt, daß auch die nicht-selektierten Punkte eine Wechselspannung erhalten. Aus diesem Grund verwendet man ein 3-PegelSignal zur Ansteuerung, bei dem die Amplitude an den nicht-selektierten Elementen unter der Einschaltschwelle bleibt (s. Abb. 25.17 auf S. 1308). Derartige Triplex-Decoder sind ebenfalls als integrierte Schaltungen erhältlich [25.5]; einige Typen sind in Kapitel 20.5 auf S. 1126 zusammengestellt.

Literatur

[25.1] [25.2] [25.3] [25.4] [25.5]

Härtel, V.: Das Opto-Kochbuch. Freising: Texas Instruments. Bludau, W.: Halbleiter-Optoelektronik. Carl Hanser, Wien. Photoconductive Cell Application Design Handbook. Datenbuch der Firma Clairex, Mount Vernon, N.Y. Camatini, E.: Progress in Electro-Optics. New York, London: Plenum Press 1975. Walter, K.H.: Ein universeller Ansteuerbaustein für Flüssigkristallanzeigen. Siemens Components 19 (1981) Η. 5, S. 160-165.

Kapitel 26: Anhang

26.1 PSpice-Kurzanleitung 26.1.1 Grundsätzliches

PSpice von OrCAD (früher MicroSim) ist ein Schaltungssimulator der SpiceFamilie (Simulation Program with Integrated Circuit Emphasis) zur Simulation analoger, digitaler und gemischt analog-digitaler Schaltungen. Spiee wurde um 1970 an der Universität in Berkeley entwickelt und existiert heute in der Version 3F4 zur lizenzfreien Verwendung. Auf dieser Basis wurden kommerzielle Ableger entwickelt, die spezifische Erweiterungen und zusätzliche Module zur graphischen Schaltplaneingabe, Ergebnisanzeige und Ablaufsteuerung enthalten. Die bekanntesten Ableger sind PSpice und HSpice. Während HSpice von Metasoft für den Entwurf integrierter Schaltungen mit mehreren Tausend Transistoren ausgelegt ist und in vielen IC-Design-Paketen als Simulator verwendet wird, ist PSpice ein besonders preisgünstiges und komfortabel zu bedienendes Programmsystem zum Entwurf kleiner und mittlerer Schaltungen auf PCs mit Windows-Betriebssystem. Die vorliegende Kurzanleitung basiert auf der Demo-Version von PSpice für Windows 95/98/NT/2000, die unter der Bezeichnung MicroSim DesignLab Evaluation Version 8 über die Web-Adresse http://www.hoschar.de bezogen werden kann.

26.1.2 Programme und Dateien Spiee

Alle Simulatoren der Spzce-Familie arbeiten mit Netzlisten. Eine Netzliste ist eine mit einem Editor erstellte Beschreibung einer Schaltung, die neben den Bauteilen und Angaben zur Schaltungstopologie Simulationsanweisungen und Verweise auf Bibliotheken mit Modellen enthält. Abb. 26.1 zeigt den Ablauf einer Schaltungssimulation mit den beteiligten Programmen und Dateien:

26 Anhang

1320

Editor (Notepad, PFE, o.a.)

Schaltung .CIR

>

Modelle <xxx>.LIB

Schaltungssimulator (PSpice od. Spice 3F4)

Ergebnisse und Fehler .OUT

Abb. 26.1. Programme und Dateien bei Spiee

• •

•

Die Netzliste der zu simulierenden Schaltung wird mit einem Editor erstellt und in der Schaltungsdatei .CIR (CIRcuit) gespeichert. Der Simulator (PSpice oder Spiee 3F4) liest die Schaltung ein und führt die Simulation entsprechend den Simulationsanweisungen durch; dabei werden ggf. Modelle aus Bauteile-Bibliotheken <xxx>.LIB (LIBrary) verwendet. Simulationsergebnisse und (Fehler-) Meldungen werden in der Ausgabedatei .OUT (OUTput) abgelegt und können mit einem Editor angezeigt und ausgedruckt werden.

PSpice

Das PSpzce-Paket enthält neben dem Simulator PSpice ein Programm zur graphischen Schaltplan-Eingabe (Schematics) und ein Programm zur graphischen Anzeige der Simulationsergebnisse (Probe). Abb. 26.2 zeigt den Ablauf mit den beteiligten Programmen und Dateien: •

Mit dem Programm Schematics wird der Schaltplan der zu simulierenden Schaltung eingegeben und in der Schaltplandatei .SCH (SCHematic) gespeichert; dabei werden Schaltplansymbole aus Symbol-Bibliotheken <xxx>.SLB (Schematic LiBrary) verwendet.

26.1

PSpice-Kurzanleitung

Schaltplansymbole <xxx>.SLB

Add Part

1321

Schaltplaneingabe (Schematics)

Load, Save Schaltplan .SCH

Create Netlist oder Simulate weitere Dateien, die in .CIR eingebunden werden: Netzliste .NET Alias-Liste .ALS

Schaltung .CIR

Open

Modelle <xxx>.LIB

Schaltungssimulator (PSpice)

Meldungen und Fehler .OUT

Simulationsergebnisse .DAT Open

Auswertung und Anzeige (Probe)

Display Control

Abb. 26.2. Programme und Dateien bei PSpice

Einstellungen für Graphiken .PRB

1322

•

•

•

•

26 Anhang

Im Programm Schematics wird durch Starten der Simulation (Analysis/ Simulate) oder durch Erzeugen der Netzliste (Analysis/Create Netlist) die Schaltungsdatei .CIR erzeugt; dabei wird die Netzliste in der Datei .NET gespeichert und mit einer Include-Anweisung eingebunden. Als weitere Datei wird .ALS erzeugt; diese Datei enthält eine Liste mit Alias-Namen und ist für den Anwender unbedeutend. PSpice wird durch Starten der Simulation (Analysis/Simulate) im Programm Schematics gestartet; alternativ kann man PSpice manuell starten, und mit File/Open die Schaltungsdatei auswählen. Bei der Simulation werden Modelle aus Bauteile-Bibliotheken <xxx>.LIB verwendet. Die graphisch darstellbaren Simulationsergebnisse werden in der Datendatei .DAT gespeichert; nichtgraphische Ergebnisse und Meldungen werden in der Ausgabedatei .OUT abgelegt und können mit einem Editor angezeigt werden. Mit dem Programm Probe können die Simulationsergebnisse graphisch dargestellt werden; dabei kann man die einzelnen Signale direkt darstellen oder Berechnungen mit einem oder mehreren Signalen durchführen. Die zum Aufbau einer Graphik erforderlichen Befehle können mit der Funktion Options/Display Control in der Anzeigedatei .PRB gespeichert und wieder abgerufen werden. Wenn die Simulation im Programm Schematics mit Analysis/Simulate gestartet wurde, wird Probe am Ende der Simulation automatisch gestartet; die Datendatei .DAT wird in diesem Fall automatisch geladen. Bei manuellem Start muß man die Datendatei mit File/Open auswählen.

Man kann auch bei PSpice direkt mit Netzlisten arbeiten, indem man auf die graphische Schaltplan-Eingabe verzichtet und die Schaltungsdatei .CIR mit einem Editor erstellt. Man hat dann im Vergleich zu Spiee immer noch den Vorteil der graphischen Darstellung der Simulationsergebnisse mit Probe. Diese Arbeitsweise wird oft bei der Erstellung von neuen Modellen verwendet, da ein erfahrener Anwender Fehler, die beim Testen eines Modells auftreten, in der Schaltungsdatei schneller beheben kann als über die graphische SchaltplanEingabe. 26.1.3 Ein einfaches Beispiel

Die Eingabe einer Schaltung und die Durchführung einer Simulation werden am Beipiel eines Kleinsignal-Verstärkers mit Wechselspannungskopplung gezeigt; Abb. 26.3 zeigt den Schaltplan. Eingabe des Schaltplans

Zur Schaltplan-Eingabe wird das Programm Schematics gestartet; Abb. 26.4 zeigt das Programmfenster. Die Werkzeugleiste enthält von links beginnend die FileOperationen New, Open, Save und Print, die Edit-Operationen Cut, Copy, Paste,

26.1 PSpice-Kurzanleitung

1323 Üb

0 ein

R1 75k

C1 22u

Üb 15V

ιό

R2

OFFSET=0V AMPLITUDE=0.2V f=1kHz

π 18k

Abb. 26.3. Schaltplan des Beispiels Undo und Redo und die Draw-Operationen Redraw, Zoom In, Zoom Out, Zoom Area und Zoom to Fit Page, die alle in der gewohnten Art arbeiten. Die Schaltplan-Eingabe wird schrittweise vorgenommen: • Bauteile einfügen; • Bauteile konfigurieren; • Verbindungsleitungen einfügen. Dazu werden folgende Werkzeuge benötigt: Schritt

Werkzeug

1

Aktion

ψ/υ

Get New Part

Bauteil einfügen

2

5

ζ|1

Edit Attributes

Bauteil konfigurieren

3

^~

Draw Wire

Verbindungsleitung einfügen

4

|

Seiwp Analysis

Simulationsanweisungen eingeben

5

L/^yi

Simulate

Simulation starten

1

1324

26 Anhang

J3 Eile £(ft Draw

Navigate View

Options Analysis

Tools

Markers Window

J

4LL 1.97, 1.15

Cmd:

Autosaving complete.

Abb. 26.4. Fenster des Programms Schematics

Part Browser Advanced Part Name:

Descrption Search

Ρ Description; Iderstand

, ! y]

] Create New Part List S_earch

Library

readme SIN SOFTLIM - SQRT STIM1 : ;A STIM1G ;t STIM4 STIM8 Strommesser SUM SwjClose SwjOpen T2coupled T3coupled I TABLE I T A N ^ ^

(Tj

JD:\MSimEv_8MJsefübSTS_Analog.si

Close

I

Place

|

Place %L Close I Help

Libraries...

J|

«Basic Edk Symbol

FtJ List

Abb. 26.5. Dialog Get New Part

Help

26.1


1325

Bauteile einfügen: Mit dem Werkzeug Get New Part wird das Dialog-Fenster Part Browser Basic aufgerufen; mit der Funktion Advanced erhält man das in Abb. 26.5 gezeigte Dialog-Fenster Part Browser Advanced. Ist der Name des Bauteils bekannt, kann er im Feld Part Name eingegeben werden; das Bauteil erscheint in der Vorschau und kann mit Place oder Place & Close übernommen werden. Ist der Name nicht bekannt, muß man die Liste der Bauteile durchsuchen. Mit der Funktion Libraries kann man ein Dialog-Fenster aufrufen, in dem die Bauteile nach Bibliotheken getrennt angezeigt werden; eine Vorschau erfolgt hier jedoch erst nach erfolgter Auswahl und Rücksprung mit Ok. Nach Übernahme mit Place oder Place & Close wird das Bauteil durch Betätigen der linken Maustaste im Schaltplan eingefügt. Vor dem Einfügen kann man das Bauteil mit Strg-R rotieren und mit Strg-F spiegeln. Der Einfügemodus bleibt erhalten, bis die rechte Maustaste oder Esc betätigt wird. Die Namen der wichtigsten passiven und aktiven Bauteile lauten: Bauteil

Bibliothek

Widerstand Kapazität Induktivität induktive Kopplung spannungsgesteuerte Spannungsquelle stromgesteuerte Stromquelle spannungsgesteuerte Stromquelle stromgesteuerte Spannungsquelle idealer Übertrager allgemeine Spannungsquelle Gleichspannungsquelle Großsignal-Dreieckspannungsquelle Großsignal-Pulsspannungsquelle Großsignal-Rechteckspannungsquelle Großsignal-Sinusspannungsquelle allgemeine Stromquelle Gleichstromquelle Masse

TSJVNALOG.SLB

1N4148 1N4001 BAS40 BC547B BC557B BD239 BD240

Kleinsignal-Diode 1N4148 (100mA) Gleichrichter-Diode 1N4001 (1A) Kleinsignal-Schottky-Diode BAS40 npn-Kleinsignal-Transistor BC547B pnp-Kleinsignal-Transistor BC557B npn-Leistungs-Transistor BD239 pnp-Leistungs-Transistor BD240

TS_BIPOLAR.SLB

BF245B IRF142 IRF9142

n-Kanal-Sperrschicht-Fet BF245B n-Kanal-Leistungs-Mosfet IRF142 p-Kanal-Leistungs-Mosfet IRF9142

TS_FET.SLB

Name R C L Κ Ε F G Η Uebertrager U Üb U-Dreieck U-Puls U-Rechteck U-Sinus I Ib GND

26

1326

Anhang

Abb. 26.6. Dialog Set Attribute

Value

Bauteile konfigurieren: Die meisten Bauteile müssen nach dem Einfügen noch konfiguiert werden. Darunter versteht man bei passiven Bauteilen wie Widerständen, Kapazitäten und Induktivitäten die Angabe des Wertes (Value), bei Spannungs- und Stromquellen die Angabe der Signalform mit den zugehörigen Parametern (Amplitude, Frequenz, usw.) und bei gesteuerten Quellen die Angabe des Steuerfaktors. Halbleiterbauelemente wie Transistoren oder Operationsverstärker müssen nicht konfiguriert werden, da sie einen Verweis auf ein Modell in einer Modell-Bibliothek enthalten, das alle Angaben enthält. Den Wert eines passiven Bauelements kann man durch einen Maus-Doppelklick auf den angezeigten Wert ändern; dabei erscheint ein Dialog-Fenster Set Attribute Value zur Eingabe des Wertes, siehe Abb. 26.6. Über das Werkzeug Edit Attributes oder durch einen Maus-Doppelklick auf das Symbol des Bauteils erhält man das in Abb. 26.7 gezeigte Dialog-Fenster Part, in dem alle Parameter anzeigt werden. Parameter, die nicht mit einem Stern gekennzeichnet sind, können ausgewählt, im Feld Value geändert und mit Save Attr gespeichert werden. Mit der Funktion Change Display kann man einstellen, ob und wie der ausgewählte Parameter im Schaltplan angezeigt wird; meistens

im

PartName: R

Name

(VALUE * i

x

I" ! |

£3] Value

=J75k

Τ Ε Μ PU\T Ε =R "@R Ε FD Ε S %\ X2 @VALU Ε REFDES=R1

RART=R

Save Attr Change Display Dele,

PKGTYPE= PKGREF=R1

W include Non-changeable Attributes W Include System-defined Attributes

Abb. 26.7. Dialog Part

OK Cancel

|

26.1


1327

wird nur der Wert, z.B. ifc, oder der Parametername und der Wert, z.B. R = i/c, angezeigt. Zahlenwerte können in exponentieller Form, z.B. 1.5E-3 (beachte: Dezimalpunkt, kein Komma !), oder mit den folgenden Suffixen angegeben werden: Suffix

f

u

m

k

Mega

G

Τ

Femto

Ρ Piko

η

Name

Nano

Mikro

Milli

Kilo

Mega

Giga

Terra

Wert

ΙΟ" 1 5

io- 1 2

10-9

1CT 6

io- 3

IO3

IO6

IO9

IO12

Es wird nicht zwischen Groß- und Kleinschreibung unterschieden. Ein häufig auftretender Fehler ist die Verwendung von Μ für Mega, was üblich ist, aber von PSpice als Milli interpretiert wird.1, Verbindungsleitungen einfügen: Nachdem alle Bauteile der Schaltung eingefügt und konfiguriert sind, müssen mit dem Werkzeug Draw Wire die Verbindungsleitungen eingegeben werden; dabei wird anstelle des Mauszeigers ein Stift angezeigt. Zunächst muß man den Anfangspunkt einer Leitung durch Betätigen der linken Maustaste markieren. Der Verlauf der Leitung wird als gestrichelte Linie angezeigt und kann mit der linken Maustaste punktweise bis zum Endpunkt eingegeben werden, siehe Abb. 26.8. Im einfachsten Fall wird nur der Anfangs- und der Endpunkt eingegeben; in diesem Fall wird der Verlauf automatisch gewählt. Durch setzen von Zwischenpunkten kann man den Verlauf beeinflussen. Wird ein Punkt auf den Anschluß eines Bauteils oder auf eine andere Leitung gesetzt, wird die Leitung als vollständig betrachtet und die Eingabe beendet. Alternativ kann man die Eingabe durch Betätigen der rechten Maustaste oder Esc an jeder beliebigen Stelle beenden. Masseleitungen werden normalerweise nicht gezeichnet; statt dessen wird an jedem Pankt, der mit Masse verbunden ist, das MassejSymbol GND angeschlossen. Die Masse wird in der Netzliste mit dem Knoten-Namen 0 bezeichnet, die Bestandteil von GND ist. Es muß immer ein Knoten 0 vorhanden sein; deshalb muß jeder Schaltplan mindestens ein Masse-Symbol enthalten. Alle Knoten erhalten automatisch einen Namen zugewiesen, der in der Netzliste erscheint und im Anzeigeprogramm Probe zur Auswahl der anzuzeigenden Signal benötigt wird. Da die automatisch vergebenen Namen nicht im Schaltplan erscheinen und deshalb ohne Auswertung der Netzliste nicht bekannt sind, sollte man im Schaltplan für jeden interessierenden Knoten einen sprechenden

R1

1k

R2

^

>

Abb. 26.8. Einfügen einer Verbindungsleitung

26

1328

Anhang

& MicroSim Schematics - [ Nf sch ρ 1 ] File Edit

Draw Havigate ^ ' e w .Options Analysis Jools

ivjarkers Window

Help

- 1 &j X.|

1BC547B"*

Üb

] 39k R1 75k aus b

ein 22u

ti; ; : BC547B

ICp 4P; Üb 15V

4J 1.31, 0.77

ι > ^ v OFFSET=QV ü g j ( < v ) AMPLITUDES f=1kHz

0

R2 18k

I Schematic saved

R5 102 5.6k T 3 . 3 u ;

;Γ

Crnd: Wire

Abb. 26.9. Vollständiger Schaltplan für das Beispiel

Namen angeben; dazu führt man einen Doppelklick auf eine zu diesem Knoten gehörende Leitung aus und gibt den Namen ein. Nach dem Einfügen und Konfigurieren aller Bauteile, dem Einfügen aller Verbindungsleitungen und der Eingabe der Knoten-Namen erhält man den Schaltplan nach Abb. 26.9; er wird, falls noch nicht erfolgt, mit File/Save gespeichert. Simulationsanweisungen eingeben

In diesem Schritt werden die durchzuführenden Simulationen und die Parameter der zur Ansteuerung verwendeten Spannungs- und Stromquellen angegeben. Es gibt drei Simulationsmethoden, die mit unterschiedlichen Quellen arbeiten: • Gleichspannungsanalyse (DC Sweep): Mit dieser Analyse wird das Gleichspannungsverhalten einer Schaltung untersucht; dabei werden eine oder zwei Quellen variiert. Als Ergebnisse erhält man eine Kennlinie oder ein Kennlinienfeld.

26.1


1329

Ug PartName: U Sinus Name

Value

PHASE=O DC=GV AC=1V OFFSET=ÜV AMPLITUDE=0.2V f=1kHz TD=O W Include Non-changeable Attributes W Include System-defined Attributes

Abb. 26.10. Parameter der Quelle zur Ansteuerung der Schaltung

Bei dieser Analyse werden nur Gleichspannungsquellen und die Gleichanteile aller anderen Quellen (Parameter DC=) berücksichtigt. • Kleinsignalanalyse (AC Sweep): Mit dieser Analyse wird das Kleinsignalverhalten untersucht. Zunächst wird mit Hilfe der Gleichspannungsquellen bzw. Gleichanteile der Arbeitspunkt der Schaltung ermittelt; in diesem Arbeitspunkt wird die Schaltung linearisiert. Anschließend wird mit Hilfe der komplexen Wechselstromrechnung das Übertragungsverhalten bei Variation der Frequenz ermittelt. In diesem zweiten Schritt werden nur die Kleinsignalanteile der Quellen (Parameter AC=) berücksichtigt. Da die Kleinsignalanalyse linear ist, hängt das Ergebnis linear von den angegebenen Amplituden ab; man verwendet deshalb meist eine normierte Amplitude von IV bzw. 1A, d.h. AC=L • Großsignalanalyse (Transient): Mit dieser Analyse wird das Großsignalverhalten untersucht; dabei wird der zeitliche Verlauf aller Spannungen und Ströme durch numerische Integration ermittelt. Bei dieser Analyse werden nur Großsignalquellen und die Großsignalanteile aller anderen Quellen berücksichtigt. In unserem Beispiel soll eine Kleinsignalanalyse zur Ermittlung des Kleinsignal-Frequenzgangs und eine Großsignalanalyse mit einem Sinussignal der Amplitude 0.2V (beachte: Dezimalpunkt, kein Komma!) und der Frequenz lkHz durchgeführt werden. In diesem Fall wird am Eingang eine GroßsignalSpannungsquelle U-Sinus mit zusätzlichem Parameter AC verwenden, siehe Schaltplan des Beispiels in Abb. 26.9. Abb. 26.10 zeigt die Parameter der Quelle, die aus den Vorgaben folgen. Neben den Einstellungen der Quellen werden Simulationsanweisungen benötigt; damit werden die durchzuführenden Analysen ausgewählt und Parameter zur Analyse angegeben:

1330

26

Anhang

Β

Analysis Setup Enabled

Enabled

|7

AC Sweep,..

Γ

Load Bias Point...

Γ

Parametric...

Γ

Save Bias Point...

Γ

Sensitivity...

Γ

DC Sweep...

Γ

Temperature...

Γ

Monte Carlo/Worst Case...

Γ

Transfer Function...

[7

Bias Point Detail

Options...

i"Ciosil|

Jranstent...

Digital Setup...

Abb. 26.11. Auswahl der Analysen

• DC Sweep: Name und Wertebereich der zu variierenden Quelle(n). • AC Sweep: Frequenzbereich. • Transient: Länge des zu simulierenden Zeitabschnitts und ggf. Schrittweite für die numerische Integration. Die Simulationsanweisungen werden mit dem Werkzeug Setup Analysis erstellt. Dabei erscheint zunächst die in Abb. 26.11 gezeigte Auswahl der Analysen. Neben den bereits erläuterten Analysen AC Sweep, DC-Sweep und Transient sind weitere Analysen und Ergänzungen möglich, auf die z.T. an späterer Stelle noch eingegangen wird. Die Analyse Bias Point Detail berechnet den Arbeitspunkt mit Hilfe der Gleichspannungsquellen bzw. Gleichanteile und legt das Ergebnisse in der Ausgabedatei .0UT ab; diese Analyse ist standardmäßig aktiviert. Für das Beispiel müssen AC Sweep und Transient aktiviert werden. Durch Auswahl des Feldes AC Sweep wird der in Abb. 26.12 gezeigte ACSweep-Dialog zur Eingabe des Frequenzbereichs aufgerufen. In unserem Beispiel soll der Frequenzgang von lHz bis 10MHz mit 10 Punkten pro Dekade ermittelt werden. Durch Auswahl des Feldes Transient wird der in Abb. 26.13 gezeigte TransientDialog aufgerufen. Hier wird im Feld Final Time das Ende der Simulation und im Feld Step Ceiling die maximale Schrittweite für die numerische Integration angegeben. Im Feld No-Print Delay wird angegeben, wann die Aufzeichnung der Ergebnisse beginnen soll; hier wird normalerweise 0 eingegeben, damit alle berechneten Werte graphisch angezeigt werden können. Wenn bei Schaltungen mit langer Einschwingzeit nur der eingeschwungene Zustand ermittelt werden soll, kann man No-Print Delay auf die geschätzte Einschwingzeit setzen und damit die Aufzeichnung erst nach der Einschwingzeit starten. Der Parameter Print Step ist historisch bedingt und wird nicht benötigt; er darf allerdings nicht auf 0 gesetzt werden und muß kleiner oder gleich der Final Time sein. Zusätzlich wird eine Fourier-Analyse des Ausgangssignals v(aus) bei einer Grundfrequenz von lkHz entsprechend der Frequenz der Quelle durchgeführt; dabei werden 5

26.1


1331

Transient Analysis Print Step: Final Time: No-Print Delay:

AC Sweep Type ι r Sweep Parameters

Step Ceiling: Γ" Detailed Bias ft. S kip initial transient solution Fourier Analysis W Enable Fourier Center Frequency:

|ikHz

Number of harmonics: J5 Output Vacs.: I v(aus)

Abb. 26.12. Einstellen des Frequenzbereichs für AC Sweep

Abb. 26.13. Einstellen der Parameter für Transient

Harmonische bestimmt, die zusammen mit dem daraus berechneten Klirrfaktor in der Ausgabedatei .OUT abgelegt werden. Nachdem dem Eingeben der Simulationsanweisungen ist die Schaltplandatei komplett und wird mit File/Save gespeichert. Simulation starten

Die Simulation wird mit dem Werkzeug Simulate gestartet; dabei wird zunächst die Netzliste erzeugt und dann der Simulator PSpice gestartet. Während der Simulation wird der Ablauf im PSpice-Fenster angezeigt; Abb. 26.14 zeigt die Anzeige am Ende der Simulation.

mmm

gjPSpiceAD File

Display

Help

S imulatinq circuit: ' D:\MSimbv 8\Proiects\Nf seh

Devices: ΐ Κ Ι Ι ί

Memory Used:

Transient Analysis Transient Analysis finished

Time step =

Time

Abb. 26.14. PSp/ce-Fenster am Ende der Simulation

End

26 Anhang

1332 Anzeigen der Ergebnisse

Bei fehlerfreier Simulation wird automatisch das Anzeigeprogramm Probe gestartet. Wenn die Simualtion mehrere Analysen beinhaltet, erscheint zunächst die in Abb. 26.15 gezeigte Auswahl der Analyse; nach Auswahl von AC erscheint das in Abb. 26.16 gezeigte AC-Fenster, das bereits die Frequenzskala entsprechend dem simulierten Frequenzbereich enthält. Die Auswahl der anzuzeigenden Signale erfolgt mit dem Werkzeug Add Trace: Add Trace

Signal einfügen

Abb. 26.17 zeigt den Dialog Add Traces mit einer Auswahl der Signale auf der linken Seite und einer Auswahl mathematischer Funktion auf der rechten Seite. Dabei werden u.a. folgende Bezeichnungen verwendet: Bezeichnung

Beispiel

Bedeutung

I()

KRi)

Strom durch ein Bauteil mit zwei Anschlüssen, z.B. Strom durch den Widerstand Rl

KAnschluß>()

IB(T1)

Strom in den Anschluß eines Bauteils, z.B. Basisstrom des Transistors Tl

V()

V(aus)

Spannung an einem Knoten mit Bezug auf Masse, z.B. Spannung am Knoten aus

V()

V(C1:1)

Spannung am Anschluß eines Bauteils, z.B. Spannung am Anschluß 1 der Kapazität Cl

V< Anschluß> ()

VB(T1)

Spannung am Anschluß eines Bauteils, z.B. Spannung am Basisanschluß des Transistors Tl

Durch Anklicken mit der Maus werden die Signale oder Funktionen in das Feld Trace Expression übernommen und können dort ggf. editiert werden. Bei der Anzeige von AC-Signalen sind folgende Angaben möglich: Anzeige

Betrag

Betrag in dB

Phase

Beispiel

M(V(aus)) VM(aus) V(aus)

DB(V(aus)) VDB(aus)

P(V(aus)) VP(aus)

Im Beispiel wird mit Vdb(aus) der Betrag der Ausgangsspannung angezeigt, siehe Abb. 26.18. Da die ansteuernde Spannungsquelle eine Amplitude von IV (AC=1) aufweist, entspricht dies der Kleinsignal-Verstärkung der Schaltung. Mit

26.1


1333

I I I I i l l

I

I I I

For Help, press F1

Abb. 26.15. Auswahl der Analyse beim Aufruf von Probe

Probe - [Nf dal] [ Ä j File

Edit

'

Trace

Plot

View

Tods

Window

Help

Nash

1 %[%NQ>1

1-QHz

10Hz

1ΘΘΗΖ

1.0KHz

Abb. 26.16. Probe-Venster nach Auswahl von AC

10KHz

100KHz

1.0MHz

10MHz

1334

26

Anhang

[Add Traces QiiVM ti^tirtKt Π ι ifΓΜ il· \/a»aKla\%\ v | ; · | ΐ

UCE UBE

T1 BC547B UCE

Abb. 26.23. Schaltplan zur Simulation der Kennlinien

geschieht mit Hilfe des Bauteils Parameter, das im Schaltplan in Abb. 26.27 links oben eingefügt wurde. Mit einem Maus-Doppelklick auf das Parameter-Symbol erhält man den in Abb. 26.28 gezeigten Parara-Dialog, in dem man den Namen des Parameters und den Standardwert angeben muß; der Standardwert wird bei Analysen ohne Variation des Parameters verwendet.

Γ

Analysis Setup Enabled

Enabled

Options...

Γ

AC Sweep...

Γ

Load Bias Point...

Γ

Parametric-

Γ

Save Bias Point...

Γ

Sensitivity...

F

DC Sweep...

Γ

Temperature...

Γ

Monte Carlo /Worst Case...

Γ

Transfer Function...

w

Bias Point Detail

Γ

Transient...

Close |

Digital Setup... ^

Abb. 26.24. Aktivieren der Analyse DC Sweep

:....: :

1342

26

Anhang

DC Nested Sweep Swept Var. Type

r Swept Var. Type

Name:

(· fôiage Source]

-

Name:

Voltage Sourc»

I c

C Jemperature

Temperature

Current Source

i f Current Source

Γ

Model Parameter

Γ

Model Paramete

Γ

Global Parameter

r

Globä Parameter

Γ

Start Value:

|0V

EndVaiue:

|sv

Increment:

|50nnV

r Sweep Type

IE3 Γ

r r

Γ

—

Start Value:

Linear Octave Decad

|1uA

EndVaiue:

10uA

Increment:

jluA

Value List

Γ

Main Sweep...

I

Abb. 26.25. Parameter für die innere und die äußere Schleife

jFile

£c»

Trace

Plot

Tools

View

I»

Window

Help

jO| MJtoJMlfii

. M B ) önfi ιΓ

1

r

•

1 ο—

r

-α-ΐ

Γ

ρ

f

2 . 0rnA-

π

D

_

\r

^n

ο

,

D

ο

—

α-D-

\r

L θ . Omfi6υ α

•

_,

lern,

1.0U

^__^

2.0U

Abb. 26.26. Kennlinien des Transistors

,

,

3.0U U

i For Help, press F1

D

.

,

,

*

,

ι». 0U

,

5.0U

UCE

Λ

26.1


1343

[ Param.sch p.1 | File Edit Draw Navigate îew fiptions Analysis

Parameter: R

Markers Window Η Φ

Tools

mJjJ.xJ

Ub 1k RC 1k aus

ein {R}

T1 BC547B

1
.LIB enthält die Modelle der Bauteile; dabei handelt es sich entweder um Elementar-Modelle, deren Parameter mit einer .MODEL-Anweisungen angegeben werden, oder Makro-Modelle, die aus mehreren Elementar-Modellen bestehen, die zu einer Teilschaltung {subcircuit) zu-

26 Anhang

1346 Library Settings

Editor Configuration jbraries:

Library Nan»:

X

ABM [.slb] * "EVAL [.slb, .plb] "PORT [slb] "SOURCE [.slb] ""DAMS imE ν 8\UserLib\TS Anaioc ""DAMSimEv 8\UserLib\TS Β ipola ""DAMSimEv 8\UserLib\TS Fet" [. ""DAMSimEv 8\UserLib\TS Integri xl 'DAMS imE v_8\U serLibU S_M odel J l

Η Page Settings... |

&pp Settings...

|

übrarjiPath: 1

| < lauf werk>: < verzeichnis> \< slb_name>

Library Settings...!

Ό AM S imE v_8\U serLib";1 'D AM S imE v_8Mib''

Title Block Symbol:

F

Symbol

File Extension: |.slb

Γ"

Package

File Extension:

Browse...

OK

titleblk

OK Autosave interval:

I.plb

"PORT [.sib] "SOURCE [sib] "' Ό AM S imE v_8\U serLib\T S_Analog X "D AM S imE v_8\U serLib\T S_B ipolar' X "D AM S imE v_8\U serLibU S_Fef' [. s χ1 Ό AM S imE v_8\U serLibVT S_l ntegrie xl Ό AM S imE v_8\U serLibU S_M odelk "SPECIAL [.sib]

jTo

"" Monochrome Mode

i m

|

* use in all schematics

Cancel

Cancel

Abb. 26.33. Dialoge Editor Configuration und Library Settings

sammengefaßt werden und in der Modell-Bibliothek in der Form .SUBCKT <Schaltung> .ENDS enthalten sind. Das Einbinden einer Symbol-Bibliothek wird im Programm Schematics mit dem Menü-Befehl Options/Editor Configuration vorgenommen. Es erscheint das in Abb. 26.33 links gezeigte Dialog-Fenster Editor Configuration, in dem die bereits vorhandenen Symbol-Bibliotheken und der zugehörige Pfad angezeigt werden. Durch Auswahl des Feldes Library Settings erhält man den in Abb. 26.33 rechts gezeigten Dialog zum Einbinden, Ändern und Löschen von Symbol-Bibliotheken. Man kann den Namen und den Pfad (Laufwerk und Verzeichnis) der Bibliothek im Feld Library Name eingeben oder mit Browse die gewünschte Bibliothek suchen. Mit Add* wird die Symbol-Bibliothek in die Liste übernommen; anschließend werden die Dialoge mit Ok beendet. Das Einbinden der Modell-Bibliothek wird ebenfalls im Programm Schematics mit dem Menü-Befehl Analysis/Library and Include Files vorgenommen. Hier wird in gleicher Weise der Name und der Pfad der Bibliothek eingegeben und mit Add Library* übernommen, siehe Abb. 26.34. Die Bibliotheken sollten immer mit den Stertt-Befehlen Add* bzw. Add Library* übernommen werden, weil sie nur dann dauerhaft in die jeweilige Bibliotheksliste aufgenommen werden; sie stehen dann auch beim nächsten Programmaufruf automatisch zur Verfügung. Da in der Demo-Version von PSpice sowohl die Anzahl der Bibliotheken als auch die Anzahl der Bibliothekselemente begrenzt ist, muß man Bibliotheken austauschen, wenn man für weitere Simulationen weitere Bibliotheken benötigt und die Begrenzung bereits erreicht ist.

26.1


1347

Ο

1 Library and Include Files File Name: |:\ Library Files 1 D:\MSimEv_8\UserLib\TS. lib* (norm, lib*

Add Library*,, Add Include5* \

1

Β

Include Files

Add Stimulus* Add Library Add Include Add Stimulus Delete

ßrowse... Stimulus Library Files

I

1

Help OK

|

Cancel

* - use in all schematics Γ" Create globally unique instance model names.

Abb. 26.34. Dialog Library and Include Files

26.1.6 Einige typische Fehler Die typischen Fehler werden anhand des Schaltplans in Abb. 26.35 erläutert, der mehrere Fehler enthält. Wenn eine Fehler auftritt, erscheint vor oder nach der Simulation der MicroSim Message Viewer mit den Fehlermeldungen, siehe Abb. 26.36. •

Floating Pin: Ein Anschluß eines Bauteils ist nicht angeschlossen, z.B. bei R2 in Abb. 26.35. Dieser Fehler tritt bereits bei der Erzeugung der Netzliste auf; es wird ein Dialog mit dem Hinweis ERC: Netlist/ERC errors - netlist not created und, nach Betätigen von Ofc, der Message Viewer mit dem Fehlerhinweis ERROR Floating pin: R2 pin 2 angezeigt. Im allgemeinen muß jeder Anschluß beschaltet sein. Eine Ausnahme sind speziell konfigurierte Bauteile oder Ma-

kl

Ub1

IV

ι

G1

K2

C2 Tp

Abb. 26.35. Schaltplan mit typischen Fehlern

K3

R2 1k

26 Anhang

1348

I Fue £ fg gilt nach Gl. (26.2) |A| « l/o>KC, d.h. die Verstärkung ist umgekehrt proportional zur Frequenz. Bei einer Verzehnfachung der Frequenz verringert sich die Verstärkung demnach um den Faktor 10, d.h. sie nimmt mit 20 dB/Dekade bzw. 6 dB/Oktave ab. 3. Bei f = fg ist |A| = 1/V2 = - 3 dB. Beschreibung im Zeitbereich

Zur Untersuchung der Schaltung im Zeitbereich geben wir einen Spannungssprung gemäß Abb. 26.39 auf den Eingang. Zur Berechnung der Ausgangsspannung wenden wir die Knotenregel auf den (unbelasteten) Ausgang an und erhalten nach Abb. 26.37: Ue-Ua -Ic = 0 R

(a) Abb. 26.39 a u. b. Sprungantwort eines Tiefpasses

(b)

26 Anhang

1352

Abb. 26.40. Rechteckverhalten eines Tiefpasses für verschiedene Frequenzen Obere Kurve: fe = 10fg Mittlere Kurve: fe= fg Untere Kurve: fe = ±fg

Mit Ic = CÜa folgt daraus die Differentialgleichung: . Γ Ur RCUa + Ua = Ue = | 0

für t > 0 im Fall a f ü r f > o i m F a l l b

(26.4)

Sie besitzt folgende Lösungen: Ua(t)

=

Fall a: Ur(l-

Fall b: Ua(t) = Ure

(26.5)

Dieser Verlauf ist in Abb. 26.39 ebenfalls aufgezeichnet. Man erkennt, daß die stationären Werte Ua = Ur bzw. Ua = 0 nur asymptotisch erreicht werden. Als Maß für die Einstellzeit definiert man deshalb eine Zeitkonstante τ. Sie gibt an, wie lange es dauert, bis die Abweichung vom stationären Wert nur noch den e-ten Teil der Sprunghöhe beträgt. Aus Gl. (26.5) ergibt sich die Zeitkonstante zu: τ = RC

(26.6)

Die Einstellzeit für kleinere Abweichungen läßt sich ebenfalls aus Gl. (26.5) entnehmen. Tabelle. 26.1 zeigt eine Übersicht über einige wichtige Werte. Wenn man als Eingangssignal eine Rechteckspannung mit der Schwingungsdauer Τ anlegt, wird die e-Funktion nach der Zeit T/2 durch den nächsten Sprung abgebrochen. Welcher Endwert dabei erreicht wird, hängt davon ab, wie groß die Zeit T/2 gegenüber der Zeitkonstante τ ist. Diese Eigenschaft läßt sich anhand der Oszillogramme in Abb. 26.40 gut erkennen. Tiefpaß als Integrierglied: Im vorhergehenden Abschnitt haben wir gesehen, daß die Ausgangs-Wechselspannung klein gegenüber der Eingangsspannung wird, wenn man die Signalfrequenz / ^> fg wählt. In diesem Fall arbeitet der Tiefpaß als Integrierglied. Diese Eigenschaft läßt sich unmittelbar aus der

Einstellgenauigkeit Einstellzeit

37% Γ

10% 2,3τ

Tab. 26.1. Einstellzeit eines Tiefpasses

1%

0,1%

4,6r

6,9r

26.2 Passive RC- und LRC-Netzwerke

1353

Differential-Gl. (26.4) ablesen: Mit der Voraussetzung \Ua\ > fg in keinem Fall erfüllt. Die Fourierentwicklung beginnt nämlich mit einer Konstante, die gleich dem arithmetischen Mittelwert

ist. Darin ist Τ die Periodendauer der Eingangsspannung. Faßt man alle höheren Glieder der Fourier reihe zusammen, erhält man eine Spannung U^{t)y deren Verlauf mit dem der Eingangsspannung übereinstimmt, die aber so verschoben ist, daß sie den arithmetischen Mittelwert Null besitzt. Die Eingangsspannung läßt sich also in der Form Ue(t) = üe + ü'e{t) darstellen. Für die Spannung U^(t) kann die Voraussetzung f~5>fg erfüllt werden; sie wird integriert, während der Gleichspannungsanteil linear übertragen wird. Die Ausgangsspannung wird also: Ua

- hl«

(t)dt

Restwelligkeit

(26.7)

Ue Mittelwert

Macht man die Zeitkonstante τ — RC hinreichend groß, verschwindet die Restwelligkeit gegenüber dem Mittelwert, und es wird: Ua « Üe

(26.8)

Anstiegszeit und Grenzfrequenz: Eine weitere Kenngröße zur Charakterisierung von Tiefpässen ist die Anstiegszeit ta. Sie gibt an, in welcher Zeit die Ausgangsspannung von 10 auf 90% des Endwertes ansteigt, wenn man einen Rechtecksprung an den Eingang legt. Aus der e-Funktion in Gl. (26.5) erhalten wir: ta = £90% - fio% = r ( l n O , 9 - l n O , l ) = τ In 9

2,2r

Mit fg — 1/27ΓΓ folgt daraus:

(26.9)

1354

26 Anhang

Diese Beziehung gilt näherungsweise auch für Tiefpässe höherer Ordnung. Bei der Reihenschaltung mehrerer Tiefpässe mit verschiedenen Anstiegszeiten tai ergibt sich die resultierende Anstiegszeit zu: (26.10) Entsprechend gilt für die Grenzfrequenz:

Für den Fall von η Tiefpässen mit gleicher Grenzfrequenz folgt daraus: (26.11)

26.2.2 Der Hochpaß

Ein Hochpaß ist eine Schaltung, die hohe Frequenzen unverändert überträgt und bei tiefen Frequenzen eine Abschwächung und Phasenvoreilung bewirkt. Die einfachste Schaltung eines ßC-Hochpasses zeigt Abb. 26.41. Den Frequenzgang der Verstärkung und der Phasenverschiebung erhalten wir wieder aus der Spannungsteilerformel: «"2>

&

Daraus ergibt sich mit s = ]ω\ \A\ —

. 2 2 2 /1 + l / # C

und

φ = arctan Ψ

(26.13) ωΛΟ

Die beiden Kurven sind in Abb. 26.42 dargestellt. Für die Grenzfrequenz erhalten wir wie beim Tiefpaß:

f

' = Uc Die Phasenverschiebung beträgt bei dieser Frequenz +45°.

(26 14)

-

Wie beim Tiefpaß läßt sich der Amplitudenfrequenzgang in der doppelt logarithmischen Darstellung einfach mit Hilfe der Asymptoten konstruieren:

\Uait) 1

Abb. 26.41. Einfacher Hochpaß


1355

0° 10

100

± f g

Abb. 26.42. Bode-Diagramm eines Hochpasses

1) Bei hohen Frequenzen / > fg ist |A| = 1 = 0 dB. 2) Bei tiefen Frequenzen / < fg gilt nach Gl. (26.13) \A\ « coRC, d.h. die Verstärkung ist proportional zur Frequenz. Die Asymptotensteigung beträgt also +20 dB/Dekade bzw. +6 dB/Oktave. 3) Bei f = fg ist wie beim Tiefpaß \A\ = \/y/l = - 3 dB. Zur Berechnung der Sprungantwort wenden wir die Knotenregel auf den (unbelasteten) Ausgang an: (26.15) Mit Üe — 0 ergibt sich daraus die Differentialgleichung RCÜa + Ua = 0

(26.16)

mit der Lösung: Ua(t) = UaOe-^c

(26.17)

Die Zeitkonstante besitzt also wie beim Tiefpaß den Wert τ = RC. Zur Bestimmung des Anfangswertes Uao = Ua(t = 0) benötigen wir eine zusätzliche Überlegung: In dem Augenblick, in dem die Eingangsspannung einen Sprung macht, bleibt die Ladung des Kondensators noch unverändert. Er wirkt also wie eine Spannungsquelle mit der Spannung U = Q/C. Die Ausgangsspannung macht demnach denselben Sprung Δ17 wie die Eingangsspannung. Springt Ue von Null nach [7r, springt die Ausgangsspannung von Null ebenfalls nach Ur (s. Abb. 26.43 a) und klingt anschließend exponentiell nach Gl. (26.17) wieder auf Null ab. Macht nun die Eingangsspannung einen Sprung von Ur nach Null, springt Ua von Null nach — Ur (s. Abb. 26.43 b). Bemerkenswert ist dabei, daß die Ausgangsspannung negative Werte annimmt, obwohl die Eingangsspannung immer

26 Anhang

1356

~rr

(a)

(b)

Abb. 26.43 a u. b. Sprungantwort eines Hochpasses

positiv ist. Von dieser auffallenden Eigenschaft wird in der Schaltungstechnik häufig Gebrauch gemacht. Anwendung als Koppel-RC-Glied: Wenn man an den Eingang eine Rechteckspannung mit der Schwingungsdauer Γ „

ωΐDer Frequenzgang von |A| und φ ist in Abb. 26.49 dargestellt.

für ωη φ Ι

26.2.6 Doppel-T-Filter

Das Doppel-T-Filter in Abb. 26.50 besitzt einen ganz ähnlichen Frequenzgang wie die Wien-Robinson-Brücke. Es eignet sich also ebenfalls zur Unterdrückung eines bestimmten Frequenzbereichs. Im Unterschied zur Wien-Robinson-Brücke kann die Ausgangsspannung gegen Masse abgenommen werden. Für hohe und tiefe Frequenzen wird Ha = U_e. Hohe Frequenzen werden nämlich über die beiden Kondensatoren C voll übertragen und tiefe Frequenzen über die beiden Widerstände R. Zur Berechnung des Frequenzganges wenden wir die Knotenregel auf die Punkte i, 2 und 3 in Abb. 26.50 an und erhalten bei unbelastetem Ausgang: Knoten 1:

U -υ υ _ ~e R - 1 + + ~a R

- ϋΛ · 2sC = 0

1

Abb. 26.50. Doppel-T-Filter


1361

IQ ωη

Knoten 2:

Abb. 26.51. Bode-Diagramm des Doppel-T-Filters ω 1 = —0 ; cor = —; π ωτ RC

(Ue - U2)sC + (Ua - U2)sC - - ~ * = 0 iv

Knoten 3:

l

a

(Uj - C7i))5C + ~ ~~ = 0. iv Durch Elimination von JJ_X und U_2 folgt mit der Normierung sn = sRC das Ergebnis: (26.24) 4s„ Für den Betrag und die Phasenverschiebung ergibt sich daraus mit ωη = coRC: A(s„) =

\A\ =

φ = arctan

4ωη ,

Die beiden Kurven sind in Abb. 26.51 aufgezeichnet. Man sieht, daß die Verstärkung auch hier bei der Resonanzfrequenz fr = \/(2nRC) Null wird. 26.2.7 Schwingkreis Serien-Schwingkreis

Parallel-Schwingkreis

Impedanz: Ζ = R + SL+--

Ζ =

7 ι~^> Resonanzfrequenz:

fr*

R + sL 1 + sRC + s2LC sL 1 + sRC + s2LC

1362

26 Anhang

Parallel-Schwingkreis

Serien-Schwingkreis Resonanzwiderstand: Zr = R Bandbreite: Β =

R

Β

2nL

R

2nL

Güte:

Β

Β

Abb. 26.52 a. Serien-Schwingkreis

0,3

R\ C

Abb. 26.52 b. Parallel-Schwingkreis

3

Abb. 26.53 a. Frequenzgang für Q = 2

f

0,3 Abb. 26.53 b. Frequenzgang für Q = 2

Literatur

[26.1] [26.2]

Unbehauen, R.: Grundlagen der Elektrotechnik 1. Springer 1994. Hering, E., Bressler, K., Gutekunst, J.: Elektronik für Ingenieure. Springer 1998.

1364

26 Anhang

26.3 Erklärung der verwendeten Größen Um Unklarheiten zu vermeiden, wollen wir die Bezeichnung der wichtigsten Größen kurz zusammenstellen. Spannung. Eine Spannung zwischen den Punkten χ und y wird mit Uxy bezeichnet. Es ist vereinbart, daß Uxy positiv sein soll, wenn der Punkt χ positiv gegenüber dem Punkt y ist. Uxy ist negativ, wenn der Punkt χ negativ gegenüber dem Punkt y ist. Es gilt die Beziehung Uxy = —U^. Die Angabe =

-5V

=

5V

uEB =

5V

ÜBE

oder -ÜBE

oder bedeutet also, daß zwischen Ε und Β eine Spannung von 5 V liegt, wobei Ε positiv gegenüber Β ist. In einer Schaltung läßt man die Doppelindizes meist weg und ersetzt die Angabe Uxy durch einen Spannungspfeil U, der vom Schaltungspunkt χ zum Schaltungspunkt y zeigt. Potential. Das Potential V ist die Spannung eines Punktes bezogen auf einen gemeinsamen Bezugspunkt 0: Vx

=

Ux0

In den Schaltungen ist das Bezugspotential durch ein Massezeichen gekennzeichnet. Häufig wird Ux in der Bedeutung von Vx verwendet. Man spricht dann nicht ganz korrekt von der Spannung eines Punktes, z.B. der Kollektorspannung. Für die Spannung zwischen zwei Punkten χ und y gilt:

uxy = vx-vy Strom. Der Strom wird durch einen Strompfeil / in der Leitung gekennzeichnet. Es ist vereinbart, daß / positiv sein soll, wenn der Strom im konventionellen Sinne in Pfeilrichtung fließt. I ist also positiv, wenn der Strompfeil am Verbraucher vom größeren zum kleineren Potential zeigt. Wie man die Strom- und Spannungspfeile in eine Schaltung einzeichnet, ist beliebig, wenn man den Zahlenwert von U und / mit dem entsprechenden Vorzeichen versieht. - Besitzen Strom- und Spannungspfeil an einem Verbraucher dieselbe Richtung, lautet das Ohmsche Gesetz nach den angegebenen Vereinbarungen R = U/I; besitzen sie entgegengesetzte Richtung, muß es R = —U/I lauten. Diesen Sachverhalt zeigt Abb. 26.54 Widerstand. Ist ein Widerstand spannungsoder stromabhängig, kann man entweder den statischen Widerstand R = U/I oder den differentiellen Widerstand r = dU/dl & AU/AI angeben. Dies gilt bei gleicher Richtung von Stromund Spannungspfeil. Bei entgegengesetzter Richtung ist wie in Abb. 26.54 ein Minuszeichen einzusetzen.

26.3

Erklärung der verwendeten Größen

1365

R ο—HZH 1

-ΊΓ Abb. 26.54. Ohmsches Gesetz

Spannungs- und Stromquelle. Eine reale Spannungsquelle läßt sich durch die Beziehung Ua = Uo-Rila

(26.25)

beschreiben. Darin ist Uo die Leerlaufspannung und Ri = —düa/dla der Innenwiderstand. Diesen Sachverhalt veranschaulicht das Ersatzschaltbild in Abb. 26.55 Eine ideale Spannungsquelle ist durch die Eigenschaft Ri = 0 gekennzeichnet, d.h.: die Ausgangsspannung ist vom Strom unabhängig. Ein anderes Ersatzschaltbild für eine reale Spannungsquelle läßt sich durch Umformen der Gl. (26.25) ableiten: Uo-Ua Ua

Ia =

~^r = I°-^

Darin ist / 0 = U0/Ri der Kurzschlußstrom. Die zugehörige Schaltung zeigt Abb. 26.56. Man erkennt, daß der Ausgangsstrom um so weniger von der Ausgangsspannung abhängt, je größer Ri ist. Der Grenzübergang Ri —> oo ergibt eine ideale Stromquelle. Eine reale Spannungsquelle läßt sich nach Abb. 26.55 oder 26.56 sowohl mit Hilfe einer idealen Spannungs- als auch mit Hilfe einer idealen Stromquelle darstellen. Man wählt die eine oder die andere Darstellung, je nachdem ob der Innenwiderstand Ri klein oder groß gegenüber dem in Frage kommenden Verbraucherwiderstand Rv ist. Knotenregel. Bei der Berechnung vieler Schaltungen machen wir von der Knotenregel Gebrauch. Sie besagt, daß die Summe aller Ströme, die in einen Knoten hineinfließen, gleich Null ist. Dabei werden Strompfeile, die zum Knoten hinzeigen, positiv gezählt und Strompfeile, die vom Knoten wegzeigen, negativ. Die Anwendung der Knotenregel wollen wir anhand der Schaltung in Abb. 26.57 de-

Abb. 26.55. Ersatzschaltbild für eine reale Spannungsquelle

Abb. 26.56. Ersatzschaltbild für eine reale Stromquelle

1366

26 Anhang

U\

Abb. 26.57. Beispiel für die Anwendung der Knotenregel

monstrieren. Gesucht sei die Spannung l/3. Zu ihrer Berechnung wenden wir die Knotenregel auf den Knoten Κ an:

h = h+I2-h = 0 Nach dem Ohmschen Gesetz gilt: üi - U3 l\

—

h =

U2-U3

~R-r

h =— Durch Einsetzen ergibt sich:

Daraus folgt das Ergebnis:

Maschenregel. Ein weiteres Hilfsmittel zur Schaltungsberechnung ist die Maschenregel. Sie besagt, daß die Summe aller Spannungen längs einer geschlossenen Schleife Null ist. Dabei zählt man diejenigen Spannungen positiv, deren Pfeilrichtung mit dem gewählten Umlaufsinn übereinstimmt. Die anderen zählt man negativ. Bei der Schaltung in Abb 26.58 gilt also:

Wechselstromkreis. Wenn sich eine Schaltung durch eine GleichspannungsÜbertragungsgleichung Ua = f(Ue) beschreiben läßt, gilt dieser Zusammenhang zwangsläufig auch für beliebig zeitabhängige Spannungen Ua(t) = f[Ue(t)]> solange die Änderung der Eingangsspannung quasistationär, d.h. nicht zu schnell erfolgt. Aus diesem Grund verwenden wir für Gleichspannungen und beliebig zeitabhängige Spannungen einheitlich Großbuchstaben U = U(t). Es gibt jedoch häufig Fälle, in denen eine Übertragungsgleichung nur für Wechselspannungen ohne Gleichspannungsanteil gültig ist. Aus diesem Grund ist es sinnvoll, solche Wechselspannungen besonders zu kennzeichnen. Wir verwenden für ihren Momentanwert den Kleinbuchstaben u.

26.3 Erklärung der verwendeten Größen

1367

Abb. 26.58. Beispiel für die Anwendung der Maschenregel

Ein besonders wichtiger Spezialfall sind solche Wechselspannungen, die sinusförmig von der Zeit abhängen: u = U sin(G>£ + 85622 Feldkirchen Tel: 089/99180-0 Fax: 089/92180-262 www.hitachi-eu.com

26.7 Hersteller und Distributoren

1397

Hersteller

Distributoren

Distributoren

Honeywell GmbH Kaiserleistr. 39 63067 Offenbach Tel: 069/80640 Fax: 069/818620 www.honeywell.com

Future Electronics GmbH Münchener Str. 18 85774 Unterföhring Tel: 089/95727-0 Fax: 089/95727-140 www.future.ca

PK Components GmbH An der Radrunde 160 90455 Nürnberg Tel: 0911/988868-0 Fax: 0911/883479 www.pk-komponents.de

Rutronik GmbH Industriestr. 2 75228 Ispringen Tel: 07231/801-508 Fax: 07231/801-507 www. rutronik. com [email protected] Hybrid Memory www.hybridmemory.com Hybrid Systems s. Sipex Hyundai www.hea.com

Ineltek GmbH Hauptstr. 45 89522 Heidenheim Tel: 07321/9385-0 Fax: 07321/9385-95 www.ineltek.com [email protected]

IDT GmbH Max Planck Str. 17 85716 Unterschleißheim Tel: 089/37448-100 Fax: 089/37448-200 www.idt.com [email protected]

Avnet (EMG) GmbH Stahlgruberring 12 81829 München Tel: 089/45110-01 Fax: 089/45110-129 www.avnet.de

Jermyn (SEI) GmbH Kapellenstr. 15 65555 Limburg Tel: 06431/508-0 Fax: 06431/508-289 www.sei.de [email protected]

Metronik GmbH Leonhardsweg 2 82008 Unterhaching Tel: 089/61108-0 Fax: 089/61108-110 www.metronik.memec.com

Scantec GmbH Behringstr. 10 82152 Planegg Tel: 089/899143-0 Fax: 089/899143-27 www.scantec.de [email protected]

26 Anhang

1398 Hersteller

Distributoren

Distributoren

Infineon AG Balanstr. 73 81541 München Tel: 089/243-0 www.infineon.com

Holz Elektronik GmbH Benzstr. lb 85551 Kirchheim Tel: 089/99153015 Fax: 089/99153030 www.holz-elektronik.de

Mütron GmbH & Co Bornstr. 22 28195 Bremen Tel: 0421/3056-0 Fax: 0421/3056-1

Rutronik GmbH Industriestr. 2 75228 Ispringen Tel: 07231/801-508 Fax: 07231/801-507 www.rutronik.com [email protected]

EBV-Electronik GmbH Hans Pinsel Str. 4 85540 Haar Tel: 089/460098-0 Fax: 089/460098-40 www.ebv.com [email protected]



Inmos s. ST Microelectronics Intel GmbH Dornacker Str. I 85622 Feldkirchen Tel: 089/99143-0 Fax: 089/9990439-48 www.intel.com

Metcomp Elektronik GmbH Leonhardsweg 4 82008 Unterhaching Tel: 089/615239-0 Fax: 089/615239-97 www.metcomp.memec.com [email protected] Intermetall s. Micronas International Rectifier GmbH Saalburgstr. 157 61350 Bad Homburg Tel: 06172/37066 Fax: 06172/37065 www.irf.com

Eurodis Enatechnik GmbH Pascalkehre 1 25451 Quickborn Tel: 04106/701-0 Fax: 04106/701-268 www.eurodis.com [email protected] Future Electronics GmbH Münchener Str. 18 85774 Unterföhring Tel: 089/95727-0 Fax: 089/95727-140 www.future.ca

Farnell Electronic GmbH Grünwalder Weg 30 82041 Deisenhofen Tel: 089/61393939 Fax: 089/6135901 www.farnell.com [email protected]


1399

Hersteller

Distributoren

Distributoren

Intersil GmbH Richard Reitzner Allee 4 85540 Haar Tel: 089/46263-0 Fax: 089/46263-149 www.intersil.com




Spoerle Electronic KG ImGefierth l l a 63303 Dreieich Tel: 06103/304-0 Fax: 06103/304-270 www.spoerle.com

Ixys Semiconductor GmbH Edisonstr. 15 68623 Lampertheim Tel: 06206/503-0 Fax: 06206/503-742 www.ixys.com [email protected]


Lattice GmbH Einsteinstr. 10 85716 Unterschleißheim Tel: 089/31787810 Fax: 089/31787830 www.latticesemi.com [email protected]


Eurodis Enatechnik GmbH Pascalkehre 1 25451 Quickborn Tel: 04106/701-0 Fax: 04106/701-268' www.eurodis.com [email protected]

Lern Deutschland GmbH Frankfurter Str.72 64521 Groß-Gerau Tel: 06152/9301-0 Fax: 06152/84661 www.lem.com [email protected]

MSC GmbH Industriestr. 16 76297 Stutensee Tel: 07249/910512 Fax: 07249/910544

Spoerle Electronic KG Im Gefierth lla^ 63303 DreieickTel: 06103/304-0 Fax: 06103/304-270 www.spoerle.com

Schuricht GmbH Richtweg 30 28195 Bremen Tel: 0180/5223435 Fax: 0180/5223436 www.schuricht.de [email protected]

26 Anhang

1400 Hersteller

Distributoren

Distributoren

Linear Technology GmbH Oskar-Messner Str. 24 85737 Ismaning Tel: 089/962455-0 Fax: 089/963147 www.linear-tech.com

Eurodis Enatechnik GmbH Pascalkehre 1 25451 Quickborn Tel: 04106/701-0 Fax: 04106/701-268 www.eurodis.com [email protected]


RS Components GmbH Hessenring 13b 64546 Mörfelden-Walldorf Tel: 06105/401-104 Fax: 06105/401-269 www.rs-components.de [email protected]

Schuricht GmbH Richtweg 30 28195 Bremen Tel: 0180/5223435 Fax: 0180/5223436 www.schuricht.de [email protected]

LinFinity www.linfinity.com

MEV Elektronik GmbH Nordler 5a 49176 Hüter Tel: 05424/2340-0 Fax: 05424/2340-40 www.mev-elektronik.de [email protected]

Sasco GmbH Hermann-Oberth-Str. 16 85640 Putzbrunn Tel: 089/4611-0 Fax: 089/4611-270 www.sasco.de [email protected]

LSI Logic GmbH Orleanstr. 4 81669 München Tel: 089/45833-0 Fax: 089/45833-108 www.lsilogic.com [email protected]


Lucas Novasensor www.novasensor.com

Dacomp Electronic GmbH Im Sacke 4 31157 Sarstedt Tel: 05066/5519 Fax: 05066/5160 www.dacom.de

Lucent GmbH Medienallee 6 85774 Unterföhring Tel: 089/95086-0 Fax: 089/95086-193 www.lucent.com/micro


Maxim GmbH Fraunhoferstr. 16 82152 Planegg Tel: 0130/827925 Fax: 0130/865138 www.maxim-ic.com

Spezial-Elektronik GmbH Kreuzbreite 15 31675 Bückeburg Tel: 01805/313120 Fax: 01805/313123 www.spezial.de [email protected]


1401

Hersteller

Distributoren

Distributoren

Micrel www.micrel.com

Dacom GmbH Freisinger Str. 13 85737 Ismaning Tel: 089/996549-0 Fax: 089/964989 [email protected]


Matronic GmbH Vor dem Kreuzberg 28 72070 Tübingen Tel: 07071/9440 Fax: 07071/45943 www.matronic.de Micro Linear www.microlinear.com

Ineltek GmbH Hauptstr. 45 89522 Heidenheim Tel: 07321/9385-0 Fax: 07321/9385-95 www.ineltek.com [email protected]

Micro Power Systems s. Exar Microchip s. Arizona Microchip Micron www.micron.com


Micronas Intermetall GmbH Hans-Bunte-Str. 19 79108 Freiburg Tel: 0761/517-0 Fax: 0761/517-2174 www.itt-sc.de [email protected]

Beck GmbH & Co.KG Eltersdorferstr. 7 90425 Nürnberg Tel: 0911/93408-0 Fax: 0911/93408-28 www.beck-elektronik.de [email protected] Sasco GmbH Hermann-Oberth-Str. 16 85640 Putzbrunn Tel: 089/4611-0 Fax: 089/4611-270 www.sasco.de [email protected]


26 Anhang

1402 Distributoren

Distributoren

Mitel Pflummernstr. 68 88400 Biberach Tel: 07351/827723 Fax: 07351/827723 www.mitelsemi.com

HIV GmbH Rosenstr. 1 66787 Wadgassen Tel: 06834/6226 Fax: 06834/6229 [email protected]


Mitsubishi Electric GmbH Gothaer Str. 8 40880 Ratingen Tel: 02102/486-0 Fax: 02102/486-691 www.mitsubishichips.com

Glyn GmbH & Co.KG Am Wörtzengarten 8 65510 Idstein Tel: 06126/590-222 Fax: 06126/509-111 www.glyn.de [email protected]

Hy-Line GmbH Inselkammerstr. 10 82008 Unterhaching Tel: 089/614503-10 Fax: 089/614503-20 www.hyline.de [email protected]

Impact Memec GmbH Lötscher Weg 66 41334 Nettetal Tel: 02153/733-112 Fax: 02153/733-371 www.impact.de [email protected]

Ultratronik GmbH Gewerbestr. 52 82211 Herrsching Tel: 08152/3709-0 Fax: 08152/5183 www.ultratronik.de [email protected]





Hersteller MicorSim s. OrCad www.microsim.com

Monolithic Memories s. Advanced Micro Devices Mostek s. ST Microelectronics Motorola GmbH Schatzbogen 7 81829 München Tel: 089/92103-0 Fax: 089/92103-101 www.motorola.com


1403

Hersteller

Distributoren

Distributoren

Murata GmbH & Co.KG Holbeinstr. 21-23 90441 Nürnberg Tel: 0911/6687-0 Fax: 0911/6687-288 www.murata.com


PK Components GmbH An der Radrunde 160 90455 Nürnberg Tel: 0911/988868-0 Fax: 0911/883479 www.pk-komponents.de

Rutronik GmbH Industriestr. 2 75228 Ispringen Tel: 07231/801-508 Fax: 07231/801-507 www.rutronik.com [email protected] National Semiconductor GmbH Livy-Gargan-Str. 10 82256 Fürstenfeldbruck Tel: 08141/351-0 Fax: 08141/351515 www.national.com [email protected]

NEC Electronics GmbH Oberrather Str. 4 40472 Düsseldorf Tel: 0211/6503-01 Fax: 0211/6503-327 www.nec.de




Spoerle Electronic KG Im Gefierth l l a 63303 Dreieich Tel: 06103/304-0 Fax: 06103/304-270 www.spoerle.com

Bit-Electronic AG Dingolfinger Str. 6 81673 München Tel: 089/418007-0 Fax: 089/418007-20

Gleichmann & Co. Elect. GmbH Schrader Str. 44 67227 Frankenthal Tel: 06233/347-0 Fax: 06233/347-216 www.intra.msc-ge.com [email protected]




Ultratronik GmbH Gewerbestr. 52 82211 Herrsching Tel: 08152/3709-0 Fax: 08152/5183 www.ultratronik.de [email protected]

26 Anhang

1404 Hersteller

Distributoren

Distributoren



Novasensor s. Lucas Novasensor Oki Electric Eur. GmbH Hellersberg Str. 2 41460 Neuss Tel: 02131/1596-0 Fax: 02131/103539 www.okisemi.com [email protected]

Ultratronik GmbH Gewerbestr. 52 82211 Herrsching Tel: 08152/3709-0 Fax: 08152/5183 www.ultratronik.de [email protected] Omega Daimlerstr. 26 75392 Deckenpfronn Tel: 07056/3017 Fax: 07056/8540 www.omega.com Optek Techn. Inc. Flemingstr. 27 91154 Roth Tel: 09171-87061 Fax: 09171-63410 www.optekimc-com [email protected]

Fietje Sensor GmbH Dorfstr. le 18209 Glashagen Tel: 038203-65632 Fax: 038203-17890 [email protected]

OrCad www.orcad.com

Hoschar Systemelektronik GmbH Albert Nestler Str. 7 76131 Karlsruhe Tel: 0180/5303500 Fax: 0180/5303509 www.hoschar.de [email protected]

Neumüller-Fenner GmbH Raiffeisenallee 10 82041 Oberhaching Tel: 089/613795-0 Fax: 089/613795-80 www.neumueller.com


1405

Hersteller

Distributoren

Distributoren

Philips Semiconductors Hammerbrookstr. 69 20097 Hamburg Tel: 040/235360 Fax: 040/23536300 www.semiconductors.philips.com



Farneil Electronic GmbH Grünwalder Weg 30 82041 Deisenhofen Tel: 089/61393939 Fax: 089/6135901 www.farnell.com [email protected]


Spoerle Electronic KG Im Gefierth lla 63303 Dreieich Tel: 06103/304-0 Fax: 06103/304-270 www.spoerle.com

Ultratronik GmbH Gewerbestr. 52 82211 Herrsching Tel: 08152/3709-0 Fax: 08152/5183 www. ultratronik. de [email protected]

Plessey s. Mitel www.gpsemi.com Precision Monolithics (PMI) s. Analog Devices QuickLogic Beringerstr. 10 82152 Planegg Tel: 089/89914320 Fax: 089/89914327 www.quicklogic.com [email protected]


Raytheon Halbleiter GmbH Großer Sand 44 25436 Uetersen Tel: Fax: 04122/7305 www.raytheon.com/micro [email protected]

Adelco Elektronik GmbH Boxholmerstr. 5 25451 Quickborn Tel: 04106/6104-0 Fax: 04106/6104-25 [email protected]


Data Modul AG Landsberger Str. 320 80687 München Tel: 089/56017-0 Fax: 089/56017-119 www.data-modul.com

Ditronic CED GmbH Julius Holder Str. 42 70597 Stuttgart Tel: 0711/720010 Fax: 0711/289780

26 Anhang

1406 Hersteller

Distributoren

Distributoren



RCA s. Harris Rockwell s. Conexant Rohm Electronics GmbH Kesselschmidstr. 10 85354 Freising Tel: 08161/4831-0 Fax: 08161/4831-20 www.rohmelectronics.com [email protected]

Weisbauer Elektronik GmbH Heiliger Weg 1 44135 Dortmund Tel: 0231/557302-0 Fax: 0231/557602-0 [email protected] Samsung Semi. GmbH Am Unisyspark 1 65843 Sulzbach Tel: 06196/582703 Fax: 06196/750345 www.samsungsemi.com



Seeq Inc. www.seeq.com


Metcomp Elektronik GmbH Leonhardsweg 4 82008 Unterhaching Tel: 089/615239-0 Fax: 089/615239-97 www.metcomp.memec.com [email protected]

Semikron GmbH & Co.KG Sigmundstr. 200 90431 Nürnberg Tel: 0911/6559-0 Fax: 0911/6559-262 www.semikron.com [email protected] SenSyn

Sensortechnics GmbH Aubinger Weg 27 82178 Puchheim Tel: 089/80083-0 Fax: 089/80083-33 www.sensortechnics.com [email protected]

26.7 Hersteller und Distributoren Hersteller

1407 Distributoren

Distributoren

Beck GmbH & Co.KG Eltersdorferstr. 7 90425 Nürnberg Tel: 0911/93408-0 Fax: 0911/93408-28 www.beck-elektronik.de [email protected]

Dema Electronic GmbH Türkenstr. 11 80333 München Tel: 089/286941-0 Fax: 089/283509 www.dema.net [email protected]






MEV Elektronik GmbH Nordler 5a 49176 Hilter Tel: 05424/2340-0 Fax: 05424/2340-40 www.mev-elektronik.de [email protected]

SGS-Thomson s. ST Microelectronics Sharp Electronics GmbH Sonninstr. 3 20097 Hamburg Tel: 040/2376-0 Fax: 040/2376-2232 www.sharpmed.com

Siemens Bauelemente s. Infineon Sierra s. Catalyst Signal Processing Techn. (SPT) www.spt.com

Signetics s. Philips Silicon General s. LinFinity Siliconix s. Vishay Sipex GmbH Gautinger Str. 10 82319 Starnberg Tel: 08151/89810 Fax: 08151/29598 www.sipex.com [email protected]

26 Anhang

1408 Hersteller

Distributoren

Distributoren

Sony GmbH Hugo-Eckener-Str. 20 50829 Köln Tel: 0221/5966-0 Fax: 0221/5966-349 www.sony.com/semi

Framos Electronic GmbH Riegseestr. 16 81477 München Tel: 089/7853031 Fax: 089/78582626 www.framos.de [email protected]






Spoerle Electronic KG Im Gefierth l l a 63303 Dreieich Tel: 06103/304-0 Fax: 06103/304-270 www.spoerle.com

Weisbauer Elektronik GmbH Heiliger Weg 1 44135 Dortmund Tel: 0231/557302-0 Fax: 0231/557602-0 [email protected]

Supertex www.supertex.con

Infratech GmbH Wedeler Landstr. 93 22559 Hamburg Tel: 040/819544-0 Fax: 040/811037 www.infratech.de [email protected]


Telecom www.telecom-semi.com

Adelco Elektronik GmbH Boxholmerstr. 5 25451 Quickborn Tel: 04106/6104-0 Fax: 04106A6104-25 [email protected]


Sprague s. Allegro ST Microelectronics GmbH Bretonischer Ring 4 85630 Grasbrunn Tel: 089/46006-0 Fax: 089/4605454 www.st.com

Weisbauer Elektronik GmbH Heiliger Weg 1 44135 Dortmund Tel: 0231/557302-0 Fax: 0231/557602-0 [email protected]

26.7 Hersteller und Distributoren Hersteller

1409

Distributoren

Distributoren





Adelco Elektronik GmbH Boxholmerstr. 5 25451 Quickborn Tel: 04106/6104-0 Fax: 04106/6104-25 [email protected]



HEV Halbleiter GmbH Berliner Str. 8 15537 Erkner Tel: 03362/58010 Fax: 03362/580111


Spoerle Electronic KG Im Gefierth lla 63303 Dreieich Tel: 06103/304-0 Fax: 06103/304-270 www.spoerle.com

Telefunken s. Vishay Temic s. Vishay Texas Instruments GmbH Haggertystr. 1 85356 Freising Tel: 08161/800 Fax: 08161/804516 www.ti.com

Thomson s. ST Microelectronics Toshiba Elektr. GmbH Hansaallee 181 40549 Düsseldorf Tel: 0211/5296-0 Fax: 0221/5296-400 www.toshiba.com

26 Anhang

1410 Hersteller

Distributoren

Distributoren

Triquint Birkenweg 6 83549 Eiselfing Tel: 08071/93504 Fax: 08071/93505 www.triquint.com

Atlantik Elektronik GmbH Fraunhoferstr. lla 82152 Planegg Tel: 089/89505-0 Fax: 089/89505-100 www.atlantikelektronik.com [email protected]


Metronik GmbH Leonhardsweg 2 82008 Unterhaching Tel: 089/61108-0 Fax: 089/61108-110 www.metronik.memec.com Unitrode GmbH Hauptstr. 68 82008 Unterhaching Tel: 089/619004-06 Fax: 089/617984 www.unitrode.com

Hy-Line GmbH Inselkammerstr. 10 82008 Unterhaching Tel: 089/614503-10 Fax: 089/614503-20 www.hyline.de [email protected]


Spezial-Elektronik GmbH Kreuzbreite 15 31675 Bückeburg Tel: 01805/313120 Fax: 01805/313123 www.spezial.de [email protected]

Tekelec Airtronic GmbH Kapuzinerstr. 9 80337 München Tel: 089/5164-0 Fax: 089/5164-110 www.tekelec.de [email protected]




Spoerle Electronic KG ImGefierth l l a 63303 Dreieich Tel: 06103/304-0 Fax: 06103/304-270 www.spoerle.com

Valvo s. Philips Vantis s. Lattice Vishay Semi. GmbH Theresienstr. 2 74072 Heilbronn Tel: 07131/67-0 Fax: 07131/67-2500 www.vishay.com


1411

Hersteller

Distributoren

Distributoren

VLSI Technology (VTI) GmbH Bayerwaldstr. 11 81737 München Tel: 089/62706-0 Fax: 089/62706-101 www.vlsi.com


Data Modul AG Landsberger Str. 320 80687 München Tel: 089/56017-0 Fax: 089/56017-119 www.data-modul.com

Waver Scale (WSI) www.wipsd.com



Xicor GmbH Bretonischer Ring 15 85630 Grasbrunn Tel: 089/461008-0 Fax: 089/4605472 www.xicor.com



Xilinx Corp. Süßkindstr. 4 81929 München Tel: 089/93088-0 Fax: 089/93088-188 www.xilinx.com



Zilog GmbH Thomas Dehler Str. 18 81737 München Tel: 089/672045 Fax: 089/6706188 www.zilog.com




Metcomp Elektronik GmbH Leonhardsweg 4 82008 Unterhaching Tel: 089/615239-0 Fax: 089/615239-97 www.metcomp.memec.com [email protected]

Zoran Corp. www.zoran.com


1412

Literatur

Hersteller

Distributoren

Distributoren

Zilog GmbH Thomas Dehler Str. 18 81737 München Tel: 089/672045 Fax: 089/6706188 URL: zilog.com

EBV-Electronik GmbH Hans Pinsel Str. 4 85540 Haar Tel: 089/460098-0 Fax: 089/460098-40 URL: ebv.com [email protected]

Farneil Electronic GmbH Grünwalder Weg 30 82041 Deisenhofen Tel: 089/61393939 Fax: 089/6135901 URL: farnell.com [email protected]

Future Electronics GmbH Münchener Str. 18 85774 Unterföhring Tel: 089/95727-0 Fax: 089/95727-140 URL: future.ca

Metcomp Elektronik GmbH Leonhardsweg 4 82008 Unterhaching Tel: 089/615239-0 Fax: 089/615239-97 URL: metcomp.memec.com [email protected]

Zoran Corp. URL: zoran.com

Scantec GmbH Behringstr. 10 82152 Planegg Tel: 089/899143-0 Fax: 089/899143-27 URL: scantec.de [email protected]

Sachverzeichnis

1-aus-M-Decoder 665 A-Betrieb 933 a-Grenzfrequenz 91 AB-Betrieb 507,935 Abhängigkeitsnotation 721 Abschnür-Widerstand 447 -, Bereich 191 Abstimmdiode 32 Abtast-Halte-Glied 1019,1046,1213 -, mit Integrator 1022 -, als Phasendetektor 1286 Abtasttheorem 898,1134,1136 Abwärts-Wandler 980 AC/DC-Converter 1202 Acquisition Time 1019 Active-low-Ausgänge 637 AD-Umsetzers 1043 Addierer 673,769 Adressierarten 1072 Amplitudenmessung 1212 -, momentane 1214 -, selektive 1219 Änderungsdetektor 711 Äquivalenz-Funktion 631 Aktive Doppel-T-Bandsperre 881 Aktive Wien-Robinson-Bandsperre 882 Aktives Hochfrequenzfilter 568 Aliasing 1136 Allpässe 883 Amperemeter 1200 Amplitudenregelung 921 Analog-Anzeige 1310 -, Demultiplexer 1006 -, Multiplexer 1006 -, Multiplizierer 800,1218 -, Rechenschaltungen 769 -, Rechner 920 -, Schalter 667,1005 Anfangsbedingung 778 Anode 3

Anstiegsgeschwindigkeit 1019 Anstiegszeit 842,1353 Antialiasing-Filter 898 Antivalenz-Funktion 631 Anzeigeeinheiten 1126 Apertur-Jitter 1020,1046,1049 -, Zeit 1020 Arbeitspunkt 46,267 Arbeitspunkteinstellung 127,152,171 Arbiter 735,736 arithmetic logic unit 678 ASCII-Code 1114 Assembler 1069,1089 astabile Kippschaltung 599,603 Asynchroner Dualzähler 694 Aufwärts-Wandler 985 Ausgangskennlinienfeld 40 Ausräumdiode 997 Aussteuerungsgrenze 307 B-Betrieb 933 ß-Grenzfrequenz 92 Bahnwiderstand 225 Bandabstands-Referenz 975,1232 -, Spannung 14,61 Bandpaß -, mit Einfachmitkopplung 878 -, mit Mehrfachgegenkopplung 876 -, Filter 2. Ordnung 871 -, Filter 4. Ordnung 873 -, passiver Bandsperre 879,1151 Barrel Shifter 669 Basisbahnwiderstand 76 Basis-Ermitter-Spannung 130 -, Temperaturkoeffizient 62 Basisschaltung 164 Baud 1112 BCD-Code 658 -, Zähler 701 Beleuchtungsstärke 1300

1414 Bessel-Tiefpaßfilter 841 Betriebs-Differenzverstärkung 409 bilineare Transformation 1173 Bipolartransistor 39 -, als Schalter 1011 Biquad-Struktur 896 Bistabile Kippschaltung 599 Blindwiderstand 914 Bode-Diagramm 510 -, eines Hochpasses 1355 -, eines Tiefpasses 1351 Boolesche Algebra 623,726,755 Booth-Algorithmus 682 Bootstrap 268,940 Breitband-Leistungsverstärker 949 -, Multiplexer 1016 -, Operationsverstärker 504 Brückengleichrichter 34,956 Brückenschaltung 8 Buffer 651 Bulk-Dioden 213 Bus-System 638 Butterworth-Tiefpässe 844 Cache 1095 Carry look-ahead 675 Cauer-Filter 848 CC-Operationsverstärker 558 Central Processing Unit 1065 Chip-Select-Anschluß 727 clamping amplifier 580 closed loop gain 486 CMOS 213,643 -, Operationsverstärker 498 -, Schalter 1007 Colpitts-Oszillator 908,915 common mode gain 363 -, rejection ratio 364 Computer-gestutzter PLD-Entwurf 758 controlled source 866 Coprozessor 1095 CPLDs 763 Crest-Faktor 1207 Cross-Software 1090 current on demand 508 Current-Loop 1119,1259 CV-Operationsverstärker 549 Cycle Stealing 734 D-Flip-Flop 687 DA-Umsetzer 1036 Darlington-Leistungsverstärker 939 -, Schaltung 178,428 Data Latch 687

Sachverzeichnis Datenwortbreite 725 Deglitcher 1042 Dehnungsmeßstreifen 1242 Demultiplexer 666 Diamond Transistor 560 Differentialgleichung 783 Differentiator 780 Differenzaussteuerung 363 Differenzeingangswiderstand 534 Differenzengleichung 1142 Differenzierglied 1356 Differenzspannung 362 Differenzverstärker 361 -, als Schalter 1015 -, mit Stromspiegel 394 Differenzverstärkung 363,481,527 Diffusionskapazität 22,79 Diffusionsstrom 18 Digital-Analog-Umsetzer 1025 digitale Übertragungsfunktion 1140,1141 digitales Abtast-Halte-Glied 1049 Digitalfilter 1133 Digitaltechnik Grundlagen 623 Digitalvoltmeter 1060 Diode 3 -, Kapazitäts- 4,32 -, Leucht 1306 -, Photo 1303 -, Schottky 10,636 -, Ζ 4,27,973 Dioden als Schalter 7,1010 -, Ersatzschaltbilder 39 -, Modell 23 -, brücke 1011 Dirac-Impuls 1134 direct feedback 568 Disjunktion 623,753 disjunktive Normalform 626 Dividierende DA-Umsetzer 1036 Division 804 DMOS 215 Doppel-T-Filter 1360 Drain 187 -, Source-Durchbruch 206 -, Schaltung 278,426 DRAM 734 Dreidrahtmessung 1257 Dropout-Voltage 961 Druckmessung 1241 DTL 634 Dual-Slope 1057,1059 Dualcode 657,665 Dualität 624 Dualzähler 693

Sachverzeichnis Durchbruch 20 -, 2.Art 54 -, Bereich 4 -, Kennlinie 53 -, Spannung 12 Durchflußwandler 980 Durchlaßbereich 4 Dynamic-RAM-Controller 733 Dynamisches Kleinsignalmodell 26,87 Early-Effekt 42,71,76 -, Spannung 42,198 Ebers-Moll-Modell 66,67 ECL-Gatter 639 EEPROM 751 Effektivwert 1207 Einerkomplement 660 Einfache Stromquellen 310 Einflankengetriggertes D-Flip-Flop 690 Eingangskennlinienfeld 41 Eingangsruhestrom 532 Einquadranten-Multiplizierer 800 Einschwingzeit 1040 Einstellbare Universalfilter 888 Einstellbares Funktionsnetzwerk 797 Eintaktwandler 989 Einweggleichrichter 954 Elektrometer-Subtrahierer 773,1193,1244 -»Verstärker 782,1189 Elektronische Regler 1271 Emissionskoeffizient 6 Emitterbahnwiderstand 76 Emitterfolger 146,931,961 Emittergekoppelte Logik 639 Emittergekoppelter Multivibrator 605 -, Schmitt-Trigger 604 Emitterschaltung 108 Emulator 1091 Entprellung 707 Epitaxial-Planar-Technik 15,63 EPROM 748 Error Correction 746 Eulersche Satz 1367 Exklusiv-ODER-Funktion 631 Exponent 662 Exponentialfunktion 789 Fan Out 632 feedback factor 486 Fehler-Erkennung 741 Fehlerkorrektur 744 Feldeffekttransistor 187 -, als steuerbarer Widerstand 198 Fensterkomparator 611

1415 Festkomma-Dualzahlen 661 Festwertspeicher 727,746 Fet-Dioden 305 -, Parameter 209 Feuchtemessung 1251 FIFO 738 Filter -, aktive 839 -, digitale 1133 -, mit Einfachmitkopplung 866 -, mit einstellbaren Koeffizienten 888 -, mit einstellbaren Parametern 889 -, mit Mehrfachgegenkopplung 864 -, passive 1350 FIR-Filter 1149,1184 Flankengetriggertes ÄS-Flip-Flop 708 Flash-Converter 1050 -, EEPROM 751 Flip-Flop 599,607,685,686, 705 Floating-gate 746 -, Ground 1201 -, Point-Standard 662 Flußspannung 5 Flüssigkristall-Anzeigen 1128 Fourier-Transformation 1135 FPGA 725,764 Frequenzgang 136,155,174 Frequenzgang-Korrektur 509 Frequenzmodulation 606,618,922,926 Frequenzteiler 695 Funktionsgeneratoren 923 Funktionsnetzwerke 785 Funktionsspeicher 725 Fuse Map 759 Gabelschaltung 837 gain-bandwidth-product 139,271 galvanische Kopplung 135 gap voltage 14 Gate 187 -, Arrays 764 -, Durchbruch 205 -, Schaltung 288 Gatter 626 Gatterlaufzeit (propagation delay time) 598 Gegenkopplung 484 -, Gegentakt-AB-Betrieb 826,936 -, B-Betrieb 933 -, Endstufe 635 -, Operationsverstärer 506 -, Wandler 991 -, Oszillatoren 909 Genauigkeit von DA-Umsetzern 1039 gesteuerte Quelle 576

1416 Gleichtakt-Aussteuerung 363 -, Eingangswiderstand 534 -, Spannung 362 -, Unterdrückung 364, 528,772 -, Verstärkung 363,527 Gleichrichterdioden 4 Gleichspannungskopplung 127 Gleichspannungsverstärker 479 Gleitkomma-Dualzahlen 662,679 Glitche 1041 Glättungsfilter 898 Glättungskondensator 982 Grenzfrequenz 1353 -, normierte 839,1369 -, steuerbare 893 -, der Stromverstärkung 88 Grenzdaten -, Diode 12 -, Bipolartransistor 52,995 -, Feldeffekttransistor 205 Grenzzyklen 1186 Großsignalstromverstärkung 45 Großsignalgleichungen 43 Grundwelle 463 Gruppenlaufzeit 850,883,1149 Gummel-Plot 43 Gummel-Poon-Modell 66,81 Gyrator 565,831,864,876 -, Parallelschwingkreises 833 -, Güte 833 Güte 32,872 H-Matrix 51 Halbaddierer 673 Halbleiterspeicher 725 Half-Flash-Converter 1052 Hamming-Code 742 Harmonische 463 Hartley-Oszillator 907,914 Hazards 707 Heißleiter 1225 Hexadezimalcode 658 Hidden Refresh 735 High Level Logic 635 HLL-Schaltungen 635 Hochfrequenzschalter 31 Hochfrequenztransformatoren 993 Hochpaß 1354 Hochpaß-Filter 1163 Hochstromeffekt 18,44,71 Identitätskomparator 704 IEC-Bus-Schnittstelle 1121 IIR-Filter 1171,1184

Sachverzeichnis Impedanzkonverter 815 Impedanztransformation 162,428 Impedanzwandler 150,425,1189 Impulsantwort 1153 Impulsbreitenmodulator 998 Impulsstärke 1135 induktive Dreipunktschaltung 907 Innenwiderstand 307 -, negativer 828 input bias current 532 Instrumentation Amplifier 773,1195,1244 Integrator 566,774 Integrierglied 1352 Integrierte Diode 16 Integrierte Transistoren 65 Intercept-Punkte 471 Intermodulation 469 Intermodulationsabstand 471 Interrupt Request 1085 -, Maske 1086 Inversbetrieb 40,69 Inversionsschicht 187 Isolation Amplifier 1197 /iC-Master-Slave-Flip-Flops 689 Kaltleiter 1224 Kanallängenmodulation 192,197 kapazitive Dreipunktschaltung 908 kapazitive Last 520 Kapazitätsdiode 4,32 Karnaugh-Diagramm 628 Kaskadenumsetzer 1050 Kaskode-Stromspiegel 328 -, Differenzverstärker 392 -, Schaltung 173,345,346,504 Kathode 3 Kennlinien 450 Kettenmatrix 834 Kippschaltung 595,607 -, astabile 599,603 -, bistabile 599,601 -, monostabile 599,602 Kleinsignal-Kenngrößen 454 -, Betrieb 200,453 -, Ersatzschaltbild 50,283 -, Modell 84,237 -, Parameter 48,203,243 -, Stromverstärkung 45 -, Verhalten 11,380 -, Verstärker 297 Klirrfaktor 51,52,152,465,791,918 Knotenregel 1365 Koaxialleitung 548,651

Sachverzeichnis Koeffizientenglied 774 Koinzidenzunterdrückung 699 Kollektorbahnwiderstand 76 Kollektorschaltung 146,426 Komparator 610,671 Kompensations-AD-Umsetzer 1057 komplexe Amplitude 1367 komplexer Widerstand 1367 Kompressionspunkt 468 konjugiert komplexe Pole 840 Konjunktion 623,753 Koordinatentransformation 811 Koppel-RC-Glied 1356 Kurzkanal-Effekt 222 Kühlkörper 58 Labornetzgeräte 970 Ladungspumpe 986 Laplace-Transformation 1141 -, Transformierte 839 Latch-Up 213,645,810,1009,1180 Lateral-Transistor 65 LC-Oszillatoren 903 LC-Schwingkreis 1362 Leckströme 71 LeerlaufVerstärkung 111, 486 Leistungs-Mosfets 217,226,997 -, Dioden 16 -, Schalter 995 -, Verstärker 297,931,940 Leiter netzwerk 1028,1032 Leitungstreiber 651 Leuchtband-Anzeige 1310 Leuchtdichte 1300 Leuchtdioden 1306 Leuchtpunkt-Anzeige 1310 Lichtstrom 1299 Lichtstärke 1299 LIFO 1084 Lineare Spannungsregler 960 Linearisierung im Arbeitspunkt 454 Logarithmierer 785 Logik -, emittergekoppelte 639 -, kombinatorische 655 -, negative 632 -, positive 632 -, sequentielle 685 -, ungesättigte 636 639 loop gain 486 Low-Power-Schottky-TTL-Gatter 636 LRC-Filter 876,880

1417 MAC-Operation 1184 Magnitude Comparator 671 Makrozelle 758,761 Mantisse 662 Maschenregel 1366 Master-Slave-Flip-Flop 688 Maximale Verstärkung 281 Meißner-Oszillators 906 Memory-Management-Unit 1095 Mesfet 188 metastabile Zustände 709 Meßgleichrichter 1202 Meßschaltungen 1189 Microstrip Line 651 Mikrocomputer 1065 Mikroprozessor 1065 Miller-Effekt 514,940 Miller-Kapazität 139,345 Mischer 35 Missing Pulse Detector 620 Mittelpunkt-Schaltung 959 Mittelwertbildner 1353 Mnemonic Code 1071 Modem 1116 Modulo-m-Zähler 704 Monoflop 599 monostabile Kippschaltung 599,602 Monotonie-Fehler 1039 Monte-Carlo-Analyse 345 Mosfet 187,209 -, Modell 219 Multifunktions-Flip-Flops 692 Multiplexbetrieb 727 Multiplexer 667 Multiplikation im Dualsystem 680 Multiplikation von Gleitkomma-Zahlen 682 Multiplizierende DA-Umsetzer 1035 Multiplizierer -, analoger 800 -, digitaler 680 Multivibrator 599,603,608,615 Nachlaufsynchronisation 1284 Nachtriggerbarer Univibrator 619 NAND-Funktion 630 Negation 623 Negative Impedance Converter 828 negative Logik 625 negative Widerstand 829 Netzgleichrichter 954 Netztransformatoren 953 NIC 779,828 NMOS-Logik 647 Noise Gain 486

Sachverzeichnis

1418 NOR-Funktion 630 Null-Modem 1118 Oberwellen 463 ODER-Funktion Offset Binary 661,1034 Offsetspannung 378,530 Offsetstrom 532 Offsetstromdrift 533 Ohmsches Gesetz 1365 Oktalcode 657 Oneshot 599 Op Code 1069 open loop gain 486 Open-Collector 637,727 Operationsverstärker 299,479 Optokoppler 1199,1201,1307 Orthogonalitätsrelation 1216 Oszillator 903 OTA 545 oversampling 1138 P-Regler 1272 PAL 725,753,757 Parallel-Serien-Wandlung 706 Parallele Schnittstelle 1105 Parallele Übertragslogik 675 Parallelverfahren 1025,1043,1047 Parameter von Operationsverstärkern 525 parasitärer Thyristor 213,644,645 Paritätsbit 742 Paritätsgenerator 742 Phase-Locked Loop 1284 Phase-Reversal 497 Phasen-Reserve 1273 -, empfindlichen Gleichrichter 1217 -, Entzerrung 883 -, Reserve 511,781 -, Spielraum 511 -, Verschiebung 776 Photo-Diode 1303 -, Duodioden 1305 -, Transistor 1305 -, Widerstand 1301 PI-Regler 1274 PID-Regler 1277 Pierce-Oszillator 912 pin-Diode 9,15,30 pinch resistor 447 Pipeline 1144 PLA 725,753 PLD 725,753 PLE 725,755 PLL 1284

PLL als Frequenzvervielfacher 1294 Polarkoordinaten 812 Pole-Splitting 514 positive Logik 625,633 Potenzfunktion 791 Potenzreihenentwicklung 793 Potenztiefpässe 844 Prefetch 1094 Primärgetaktete Schaltregler 989 Prinzip der Gegenkopplung 484 Prioritäts-Decoder 668,1048 Programmable Logic Devices, PLD 656 Programmiergerät 747 Programmspeicher 1065 PROM 746 Präzisions-Schmitt-Trigger 614 Prüfbits 743 Pulsbetrieb 60 Quantisierungsfehler 1044 Quantisierungsrauschen 1044 Quarzoszillatoren 910 Quellenprogramm 1089 Quersumme 742 Radizierer 810 Rail-to-Rail-Verstärker 496,499 RAM 725 -, dynamisches 732 -, Schieberegister 738 Random Access Memory 726 Rauschen 93,245,541 Rauschzahl 99,100,252,543 -, eines Fets 248 Read-Only Memory 727 Rechteckformer 601 Rechteckübertragungsverhalten 842 Referenz-Transistor 301 Referenz 975 -, Spannung 973 -, Stromquelle 437,442 Refresh 732,734 Regelkreis 484 Regler 1271 Reset 1087 Resonanzfrequenz 876,911 Ring-Schieberegister 670 -, Modulator 36 -, Speicher 739 Ripple Carry 675 ROM 715,725,746 RS-Flip-Flop 600 RS232-Norm 1115 RS423-Norm 1120

Sachverzeichnis RS422-Norm 1120 RS449-Norm 1120 RTL-Gatter 633 Rückwärtszähler 693 Rückkopplungsfaktor 486 Rückwärtsdiode 207 Rückwärtssteilheit 50 Sättigung 40 Sättigungsbetrieb 110 Sättigungsspannung 69 Safe Operating Area 55,56,209,944,995 Sample and Hold 1019 Saugkreis 880 Save Operating Area 995 SC-Filter 895 -, Integrator 894 Schaltalgebra 623 Schalthysterese 601 Schaltnetz 655 Schaltnetzteile 978 Schaltregler 978,988 Schaltwerk 685,758 Scheitelwertmessung 1212 Schiebelogik 669 Schieberegister 705,737 Schleifenverstärkung (Loop Gain) 485,511 Schmalbandverstärker 299 Schmitt-Trigger 612,923 -, Gatter 651 Schottky-Diode 10,636 Schreib-Lese-Speicher 726 Schwellenspannung 190,220 schwimmenden Stromquelle 827 Schwingbedingung 510,903 Schwingkreis 903,1361 Schwingneigung 578 Schwingquarzes 911 Schwingungsdifferentialgleichung 920 Secondary Breakdown 54,940,944 Sekundärgetaktete Schaltregler 979 Sensorik 1221 Sequentielle Logik 685 Serielle Schnittstelle 1109 Serien-Parallel-Wandlung 706 Shuntregulatoren 969 Siebensegment-Anzeige 1127,1312 Sign Extension 660 Signal-Rausch-Abstand 99,1044 Signalflußgraphen 784 Signalgeneratoren 903 Signalverzögerung 883 Silicon-Gate-CMOS-Schaltungen 648 Single Slope 1058

1419 Sinus-Approximation 794 -, Funktionsnetzwerk 792 -, Schwingungen 1037 Skalierung 300 Skin-Effekt 994 Slew-Rate 516,610,950,1019 SMD-Bauteile 578 SOA 56,995 Soft-Start 1002 Solarzellen 1303 Source 187 -, Schaltung 254 -, Folger 278,940 Spannungs -, Frequenz-Umsetzer 926 -, Folger 866 -»Gegenkopplung 120,263 -, Gesteuerte Spannungsquelle 815 -, Gesteuerte Stromquellen 817 -, Messung 1189 -, Quelle 1365 -, Regler 960,962,972 -, Stabilisierung 28 -, Verstärkung 116 Speicherdrossel 980 Speicherfehler 745 Speicherzelle 687,728,746 Spektrum-Analysator 1219 Sperrfilter 879 Sperrschicht-Fet 187,211,227 -, Kapazität 21,77,231 Sperrschwinger 907 Sperrstrom 5 Sperrwandler 980 Sprungantwort 1351,1356 Sprungbefehl 1078 Stackpointer 1083 staggered tuning 874 Stapelzeiger 1083 State Variable Filter 890 Statisches Kleinsignalmodell 25,85 Steilheit -, Biolartransistor 49 -, Feldeffekttransistor 202 -, Stromquelle 818 -, Transkonduktanzverstärker 545 Steilheits-Dividierer 805 -, Grenzfrequenz 91,138,271 -, Koeffizient 196 -, Multiplizierer 801 -, Verstärker 455 steuerbaren Widerstand 198 Streifenleiter 651

1420 Strom -, Spannungs-Wandler 125,265,304 -, Verstärker 483 -, Begrenzung 942, 962 -, Gegenkopplung 114,258,398 -, gesteuerte Spannungsquellen 816 -, gesteuerte Stromquellen 828 -, Messung 1200 -, Quelle 306,1365 -, mit Mosfet 309 -, mit negativem Ausgangswiderstand 820 -, Kaskode 325 -, schwimmende 827 -, spannungsgesteuerte 566,817 -, stromgesteuerte 828 -, Quellenbank 318 -, Schnittstelle 1119 -, Spiegel 306,311,491,825,828 -, Verdrängung 76 -, Versorgung 953 -, Verstärkung 42,74 Substrahierer -, analoger 564,770,1191 -, digitaler 677 -, Elektrometer 1192 -, in SC-Technik 1196 Substrat 39,65,187 -, Diode 17,65,75 Subtraktion 677 Successive Approximation 1054 Summationsintegrator 779 Switched-Capacitor 1196 -, Filter 893 Synchroner Dualzähler 696 -, Taktschalter 711 Synchrones Monoflop 710 Synchrongleichrichter 1215 -, als Phasendetektor 1289 Synchronisation von Impulsen 709 Syndrom-Decoder 744 Syndromwort 743 Sättigungssperrstrom 6 Tabellenspeicher 725 Taktrauschen 891 Temperatur-Abhängigkeit 209 -, Kompensationspunkt 210 -, kompensierter Logarithmierer 787 -, Messung 1224 -, Spannung 6 thermische Gegenkopplung 210 -, Mitkopplung 936 -, Umformung 1210

Sachverzeichnis Thermoelement 1235 Thomson-Filter 850 Tiefpaß 1350 -, aktiver 839 -, Bandpaß-Transformation 870 -, Bandsperren-Transformation 879 -, digitaler 1149 -, Hochpaß-Transformation 861 -, passiver 1350 Timer 616 Totem-Pole-Endstufe 648 Track-and-hold-Schaltungen 1019 Tracking ADC 1057 Transconductance Amplifier 1016 Transdiode 303 Transimpedanzverstärker 126,265,483 Transistor -, Bipolar 39 -, Darlington 177 -, Diamond 560 -, Feldeffekt 187 Transitfrequenz 88,89,156 Transkonduktanz 545 -, Koeffizient 196 -, Verstärker 482 Transmission-Gate 646,667 Transportmodell 66,69 Trennverstärker 1197 Triplex-Decoder 1317 -, Verfahren 1129 Tristate 727 -, Ausgang 638 -, Buffer 1104 TrueRMS 1208 Tschebyscheff-Tiefpaßfilter 841,846 TTL-Gatter 635 Twisted Pair Line 651 Überlappungskapazitäten 230 Übertragungsleitwert 818 Übertragungssteilheit 545 Übernahmeverzerrung 935,948,950 Übersteuerung 596 Übertragungskennline 450 -, Kennlinienfeld 41 -, Funktion 840 Umkehrintegrator 775 UND-Funktion 624 ungesättigte Logik 597,604 Ungetaktetes Schieberegister 669 Universalverstärker 493 Univibrator 599,602,607,618 Unterdrückungsgüte 879 Unterprogramm 1082

Sachverzeichnis V.24-Schnittstelle 1115,1118 VC-Operationsverstärker 545 Vektormessers 813 verlustarme Induktivitäten 833 Verlustleistung 13, 55, 208 Verstärker 297 -, mit umschaltbarer Verstärkung 1018 Verstärkungs-Bandbreite-Produkt 139,145, 271,355,410,516 Verstärkungsreserve 511 Vertikaltransistor 65 Verzögerungsglieder 1140 Verzögerungszeit 842 Vier-Quadranten-Betrieb 944 Vierpol 51 Vierquadranten-Multiplizier 802,809 Virtual Memory 1095 virtuelle Masse 487 Volladdierer 674 Vollweggleichrichtung 1202 Voltage Feedback Operational Amplifier 481 Vorwahlzähler 704 Vorwärts-Rückwärtszähler 697 VV-Operationsverstärker 490 Wägeverfahren 1025,1043,1053 Wärmewiderstand 58 wahlfreier Zugriff 726 Wahrheitstafel 626,655, 726, 755 Wallace Tree 682 Watchdog 1097 Wechselspannungskopplung 127Weitwinkel-Phasenschieber 886 Wellenwiderstand 651

1421 Widerstand -, differentieller 1364 -, komplexer 1368 -, negativer 828 Widlar- Stromspiegel 316 Wien-Robinson-Brücke 1359 Wien-Brücken-Oszillatoren 916 Wilson-Stromspiegel 334 Wired-AND-Verknüpfung 637 Wired-OR-Verknüpfung 637, 747 Wortbreite 725 X-On/X-Off-Protokoll 1118 Y-Matrix 51 Z-Diode 4,27,973 Z-Zustand 639 Zähldekade 701 Zählverfahren 1025,1043,1056 Zahlendarstellung 657 Zeitkonstante 1352 Zeitschalter 599 Zener-Effekt 27 Zirkulator 835 Zugriffszeit 730 Zustandsdiagramm 712 Zustandsvariable 783 Zweidraht-Stromschleife 1259 Zweierkomplement 659,1034 -, Überlauf 678 Zweipolige Frequenzgangkorrektur 523 Zweiquadranten-Dividierer 804 -, Multiplizierer 802 Zweitorspeicher 735

Druck: Mercedes-Druck, Berlin Verarbeitung: Buchbinderei Lüderitz & Bauer, Berlin

Halbleiter-Schaltungstechnik

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