서 론

종래의 어군탐지기에서는 주파수 대역폭이 매우 좁은 음향펄스신호를 수중으로 방사하고, 어족생물로부터 산란되는 어군 echo 신호를 수신, 분석하여 대상 어류의 생물학적 및 음향학적 정보 등을 탐지하여 왔다(Airmar Technology Corporation, 1994). 이와 같은 어군탐지기에서 최대의 탐지성능을 얻기 위해서는 작동 주파수와 송·수파기의 공진 주파수가 반드시 일치해야 한다. 그러나, 조업해역에 따라 수온이 변화하여 송·수파기의 공진특성이 변동하면 어군탐지기의 탐지성능, 즉 송·수신감도가 급격히 저하하는 문제가 발생한다. 또한, 일반적으로 기존의 어군탐지기에서는 기계적 품질계수(quality factor)가 매우 큰 송·수파기를 사용한다. 이 때문에 비록 송·수파기에 전기적인 구형펄스신호(rectangular pulse signal)를 공급하더라도해중으로 방사되는 음향펄스신호는 가우시안 파형(Gaussian waveform)으로 변화(distortion)되기 때문에 어족생물의 식별분해능이 급격히 저하한다. 따라서, 어군탐지기에 대한 어족생물의 식별 분해능을 향상시키기 위해서는 송·수파기의 주파수 대역폭을 확장시킬 필요가 있다. 이렇게 하면 해중으로 방사되는 음향펄스신호의 파형은 송·수파기에 공급되는 전기적인 구형펄스신호의 파형과 거의 유사한 형상이 된다(Lee, 2014; Lee et al., 2014). 이를 통해 현용의 어군탐지기에서 사용하고 있는송·수파기의 주파수 대역폭이 확장되면, 해저 부근에 분포하는 어족생물이나 군집하고 있는 개체어의 식별 분해능이 향상되고, 또한, 수심의 측량 정밀도 등이 향상된다(Lee, 2014; Lee, 2015; Lee et al., 2016, Lee, 2017). 본 연구에서는 이 점에 주목하여 현재 우리나라 어선에서 가장 많이 사용하고 있는 50 kHz의 샌드위치형 음향변환기(sandwich type acoustic transducer)를 대상으로 주파수 대역폭을 확장시키기 위한 대역통과 정합회로를 설계하였다. 또한, 이 정합회로를 갖는 음향변환기와 갖지 않는 음향변환기에 대한 송·수신 성능특성을 실험적으로 비교, 분석하였다.

재료 및 방법

음향변환기의 대역통과 정합회로 설계

본 연구에서 실험에 사용한 음향변환기는 Fig. 1의 (a)에 나타낸 샌드위치형 초음파 진동자이다. 이 음향변환기는 티탄산 바륨(barium titanate, BaTiO₃) 소자의 전면과 후면에 각각 알루미늄 재질의 head mass와 철 재질의 tail mass를 체결하여 제작한 직경 51 mm의 진동자이다(Murata, 1978; Airmar, 1994; Tokin, 1999). Fig. 1의 (a)에 나타낸 초음파 진동체는 수중에서의 송·수신 성능특성을 측정하기 위해 실험 전에 수밀 처리를 하였다. 음향 윈도우(acoustic window, 두께 약 5 mm)는 비교적연질의 우레탄(urethane rubber, Sctchcast 2130, 3M, Austin, TX, USA)으로 성형하였고, 그 이외의 하우징(housing)은 경도가 더 높은 다른 종류의 우레탄 고무(Flexane 80 Liquid 15800, Devcon, Danvers, MA, USA)로 몰딩하였다. 이 때, 음향 윈도우로부터 발생하는 후면방사의 영향을 저감시키기 위해 tailmass 표면에 두께 3 mm의 콜크 층(cork layer)를 부착하였다. Fig. 1의 (a)에 나타낸 음향변환기의 BVD (Butter worth-vandyke) 등가회로를 포함하는 3차 저역통과 정합회로는 Fig. 1의 (b)와 같다(Coates and Mathams, 1988; Radmanovic and Mancic, 2004).

본 연구에서는 Fig. 1의 (b)에 나타낸 Bessel 저역통과 필터함수를 이용하여 대역통과 정합회로를 설계하였다. Fig. 1에 나타낸 Bessel 저역통과 ladder network에 대한 각 전기소자의 값은 송신부의 출력 임피던스 R_s가 음향변환기의 방사 임피던스 R과 같다고 가정하여 구하였다. 즉, R_s≈R=1이라고 가정하였을 때, L₁=0.3374, C₂=0.9705, L₃= 02.2034이었다(Bowick, 1982; Winder, 2002). 한편, Fig. 1에 나타낸 음향변환기의 3차저역통과 정합회로를 6차 대역통과 정합회로로 변형시켜 나타내면 Fig. 2와 같다(Coates and Mathams, 1988; Coates, 1991; Stansfield, 1991; Radmanovic and Mancic, 2004). 이 때, Fig. 2의 ladder network에 대한 전기소자 값들은 Fig. 1의 각 branch에 대한 전기소자 값을 대역통과 회로망으로의 주파수 변환과임피던스 스케일링(scaling)을 통해 구하였다(Bowick, 1982; Hong and Lancaster, 2001). 즉, Fig. 2에 나타낸 각 ladder 회로의 인덕턴스(inductance) L과 커패시턴스(capacitance) C값은 다음 식에 의해 구하였다(Hong and Lancaster, 2001; Radma-novic and Mancic, 2004).

\(\begin{aligned} &R_{L}=R \cdot \beta\\ &L_{1 b}=\frac{L_{1}}{\Delta f} \cdot \beta\\ &C_{1 b}=\frac{\Delta f}{\omega_{s}^{2} \cdot L_{1} \cdot \beta}\\ &L_{2 b}=\frac{\Delta f}{C_{2} \cdot \omega_{s}^{2}} \cdot \beta\\ &C_{2 b}=\frac{C_{2}}{\Delta f \cdot \beta}-C_{o}\\ &L_{3 b}=\frac{L_{3}}{\Delta f} \cdot \beta\\ &C_{3 b}=\frac{\Delta f}{\omega_{s}^{2} \cdot L_{3} \cdot \beta} \end{aligned}\)

여기서, β는 임피던스 스케일링 상수, ∆f는 정합회로의 대역폭이다. 또한, C_o는 음향변환기의 제동용량(clamped ca-pacitance), fs는 음향변환기의 직렬 공진주파수(ω_s=2πf_s)이다(Coates and Maguire, 1989).

Fig. 1의 (a)에 나타낸 음향변환기의 BVD 등가회로에 대한 각 전기소자의 측정치는 C_o=0.0048 μF, L_3b=18.3 mH, C_3b =0.545 nF, R_L= 228 Ω이었다. 또한, Fig. 1의 (b)에 나타낸 3차 저역통과 정합회로를 Fig. 2의 6차 대역통과 정합회로로 변형시켜 나타낸 각 전기소자의 이론 계산치는 각각 L_1b=2.799 mH, C_1b=3.558 nF, L_2b=64.32 μH, C_2b=0.15 μF이었다. 그러나, 본 연구에서는 반복적인 실험을 통해 각각 L_1b=2.6 mH, C_1b=3.6 nF, L_2b=65 μH, C_2b=0.15 μF의 값을 갖는 실험적인 대역통과정합회로를 설계하여 송·수신 성능특성을 측정하였다. 

Fig. 1. (a) Photograph of sandwich type acoustic transducer used in this study, (b) Third-order lowpass equivalent circuit of the matched transducer.

Fig. 2. Sixth-order bandpass matching network with ladder flterrepresentation of acoustic transducer.

한편, Fig. 2의 ladder 필터소자로 나타낸 대역통과 정합회로를 포함하는 음향변환기의 송파모드에 대한 전달함수(transferfunction)는 입력신호를 V_i, 출력신호를 V_o라 할 때, 다음 식에 의해 구할 수 있다(Coates and Mathams, 1988; Coates, 1991).

\(\begin{equation}\frac{V_{o}}{V_{i}}=\frac{K s^{3}}{A s^{6}+B s^{5}+C s^{4}+D s^{3}+E s^{2}+F s+G}\end{equation}\)-----------(1)

\(\begin{equation}\begin{aligned}&A=1\\&B=R_{s} / L_{1 b}+R_{L} / L_{3 b}\\&C_{b b}=C_{2 b}+C_{o}\\&C_{1}=\left(L_{1 b}+L_{2 b}\right) / L_{2 b}+C_{b b} / C_{1 b}\\&C_{2}=C_{1} /\left(L_{1 b}^{*} C_{b b}\right)\\&C=C_{2}+\left(R_{L} * R_{s}\right) /\left(L_{3 b} * L_{1 b}\right)+1 /\left(C_{3 b} * L_{3 b}\right)\\&K=R_{L} /\left(L_{1 b}^{*} L_{3 b}^{*} C_{b b}\right)\\&D=R_{s} /\left(L_{16}^{*} L_{2 l}^{*} C_{b b}\right)+K^{*} C_{1}+R_{s} /\left(L_{1 b}^{*} L_{3 b}^{*} c_{5 b}\right)\\&E_{1}=1 /\left(L_{1 b} * L_{2 b} * C_{1 b} * C_{b b}\right)\\&E_{2}=\left(R_{L}^{*} R_{s}\right) /\left(L_{1 b}^{*} L_{2 b}^{*} L_{3 b}^{*} C_{b b}\right)\\&E_{3}=C_{1} /\left(L_{10}^{*} L_{3 b}^{*} C_{3 b}^{*} C_{b b}\right)\\&E=E_{1}+E_{2}+E_{3}\\&F=R_{L} /\left(L_{1 b} * L_{2 b} * L_{3 b} * C_{1 b} * C_{b b}\right)+R s /\left(L_{1 b} * L_{2 b} * L_{3} b^{*} C_{3 b} * C_{b b}\right)\\&G=1 /\left(L_{1 b} * L_{2 b} * L_{3 b} * C_{1 b} * C_{3 b} * C_{b b}\right)\end{aligned}\end{equation}\)

음향변환기의 주파수 응답특성의 측정

본연구에서 제작한 샌드위치형 음향변환기에 대한 수중에서의 전기적인 임피던스는 정밀 LCR meter (7600, QuadTech, USA)를 사용하여 측정하였다. 또한, 음향변환기의 송파응답특성(transmitting voltage response, TVR)과 수파응답특성(re-ceiving sensitivity, SRT)은 대형실험수조(L×B×D, 5×6×5m)에서 측정하였다(Lee, 2017).

실험에서는 Fig. 3의 chirp 신호(펄스폭 1.25 ms)를 미리 생성하여 임의파형발생기(33120A, HP, Spring, TX, USA)의 메모리에 저장시켜 놓은 후, 필요에 따라 이것을 호출하여 사용하였다(Dong and Cui, 2012). 송·수신 응답특성의 측정에서는 임의 파형발생기로부터 발생시킨 Fig. 3의 전압 400 mV, 주파수 대역 1-80 kHz의 chirp 신호를 전력 증폭기(2713, B&K, Den-mark)에서 증폭한 후, 이 신호를 대역통과 정합회로(band passmatching network)를 경유하여 음향변환기에 공급하였다. 음향 변환기에서 방사되는 송신펄스신호는 수중청음기(model 8100, B&K, Denmark)를 사용하여 수신한 후, Measuring am-plifier (model 2610, B&K, Denmark)에서 증폭하고, 이 증폭된 신호를 디지털 오실로스코프(DS1530, EZ, Korea) 및 FFT 분석기(3525, AND, Japan)에 수록하였다. 이와 같이 수록한 출력 신호를 이용하여 음향변환기의 송파 및 수파응답특성를 구하였다. 한편, 본 연구에서는 Fig. 1에 나타낸 음향변환기를 2 set 제작하여 하나는 송파용으로, 다른 하나는 수파용으로 사용하여 수파감도특성을 구하였다.

Fig. 3. Time-frequency response characteristic of chirp pulse sig-nal at the electrical terminal of sandwich type acoustic transducer.

결과 및 고찰

샌드위치형 음향변환기의 임피던스 특성본 연구에서 제작한 Fig. 1의 (a)에 나타낸 샌드위치형 수중 음향 변환기에 대한 입력 전기 임피던스의 주파수 응답특성을 나타낸 결과는 Fig. 4와 같다. Fig. 4에서 (a)는 임피던스의 진폭특성이고, (b)는 임피던스의 위상특성이다. 또한, Fig. 4에서 점선은 정합회로가 없는 음향변환기에 대한 임피던스의 주파수 응답특성이고, 실선은 Fig. 2의 Bessel 대역통과 정합회로를 내장하고 있는 음향변환기에 대한 임피던스의 주파수 응답특성이다. 먼저, 정합회로가 없는 수중 음향변환기의 경우, 그 공진(직렬공진) 및 반공진(병렬공진) 주파수는 각각 50.01 kHz와 53.76 kHz에 출현하였고, 이들 공진 주파수에 대한 임피던스진폭은 각각 266.9 Ω과 1535.9 Ω이었다. 또한, 정합회로가 없는 경우에는 33.65 kHz에서도 진동성분이 출현하였고, 그 임피던스 진폭은 797.05 Ω이었다. 본 연구에서는 33.65 kHz 부근에나타나는 임피던스의 주파수 응답은 고려하지 않았다. 즉, Fig. 4의 50.01 kHz 부근에 출현하는 직렬공진 응답특성에 대한 주파수 대역을 확장시키기 위한 정합회로만을 설계, 제작하여 실험적으로 분석, 고찰하였는데, 그 결과는 Fig. 4의 실선과 같다. Fig. 4에서 Bessel 대역통과 정합회로가 접속된 수중 음향 변환기에서는 46.51 kHz, 50.43 kHz 및 55.39 kHz에서 임피던스 진폭이 최소가 되는 공진응답특성이 출현하였는데, 이들 주파수에서의 임피던스 진폭은 각각 95.0 Ω, 239.2 Ω 및 91.1 Ω이었다. 한편, 임피던스 진폭이 최대가 되는 반공진 응답특성은 각각 49.4 kHz와 52.2 kHz에서 출현하였는데, 이들 주파수에서의 임피던스 진폭은 각각 274.8 Ω과 315.5 Ω이었다. Fig. 4에서 개의 공진 주파수와 2개의 반공진 주파수에 대한 평균적인 임피던스의 차는 153.4 Ω이었다. 본 연구에서는 정합회로가 없는 경우에 대한 공진 주파수(50 kHz)를 중심으로 -3 dB 구간에서± 4 kHz의 주파수 대역폭을 생성함으로써 약 6 정도의 기계적 품질계수(quality factor, Q)를 실현하고자 하였다.

Fig. 4. Magnitude (a) and phase characteristics (b) of the inputelectric impedance for sandwich type acoustic transducer in water without (dot line) and with a bandpass matching network (solidline).

샌드위치형 음향변환기의 송파감도 특성

Fig. 1의 샌드위치형 음향변환기에 Fig. 3의 전기적인 chirp 신호를 공급하여 수중으로 음향펄스신호를 송출한 후, 음축상 약 1.2 m 거리에 설치한 수중 청음기로부터 출력되는 펄스신호의 시간-주파수 송신응답특성을 구한 결과는 Fig. 5와 같다. Fig. 5에서 (a)는 정합회로가 없는 음향변환기의 시간-주파수 송신응답특성이고, (b)는 Bessel 대역통과 정합회로를 내장한 음향 변환기에 대한 시간-주파수 송신응답특성이다. Fig. 5의 (a)와 (b)에서 시간응답파형은 각각 위쪽에 나타내었고, 주파수 응답 스펙트럼은 각각 왼쪽에 나타내었다. 이들 주파수 응답 스펙트럼에서 진폭은 최대값을 0 dB로 정규화하여 0-30 dB 범위에 대하여 나타내었다. Fig. 5의 (a)에서 정합회로가 없는 음향 변환기에 대한 음향펄스신호의 송신 주파수응답은 50.25 kHz에서 가장 강하게 출현하였다. 이 주파수를 기준으로 측정한 -3 dB에 대한 하한 및 상한 주파수는 각각 48.5 kHz, 52.25 kHz이었다. 한편, Fig. 5의 (b)에서 정합회로가 내장된 음향변환기의 음향펄스신호의 송신 주파수응답은 51.0 kHz에서 가장 강하게 출현하였고, -3 dB에 대한 하한 및 상한 주파수는 각각 46.25 kHz, 54.5kHz이었다. Fig. 3에 나타낸 수중 음향변환기의 전기적인 chirp 펄스신호의 주파수 스펙트럼과 Fig. 5에 나타낸 음향펄스신호의 스펙트럼을 이용하여 대역통과 정합회로의 존재여부에 따른 송파감도특성을 비교, 분석한 결과는 Fig. 6과 같다.

Fig. 6에서 종축은 상대적인 송파감도(dB)이고, 횡축은 주파수(kHz)이다. 또한, 점선과 실선은 각각 정합회로가 없는 경우와 Bessel 대역통과 정합회로가 내장된 음향변환기에 대한 송파감도이다. Fig. 6에서 정합회로가 없는 음향변환기에서는 송파감도의 peak 레벨은 50.5 kHz에서 출현하였다. 이 주파수를 기준으로 측정한 -3 dB에 대한 하한 및 상한 주파수는 각각 48.5 kHz, 52.25 kHz로서, 그 대역폭 및 기계적 품질계수는 각각 3.75 kHz와 13.47이었다. 한편, 정합회로를 갖는 음향 변환기의 경우에 있어서는 송파감도의 peak 레벨은 5 0.75kHz에서 출현하였다. 이 주파수를 기준으로 측정한 -3 dB에 대한 하한 및 상한 주파수는 각각 46.25 kHz, 54.5 kHz로서, 그 대역폭 및 기계적 품질계수는 각각 8.25 kHz와 6.06이었다. 이들의 결과는 Fig. 5에 나타낸 음향펄스신호의 시간-주파수 송신응답특성과 일치하였다. 즉, 대역통과 정합회로가 있는 경우와 없는 경우에 대한 주파수 대역폭에는 큰 차이가 있었다. 즉, Bessel 대역통과 정합회로를 갖는 샌드위치형 음향변환기의 주파수 대역폭은 정합회로를 갖지 않는 경우에 비해 송파감도의 대역폭이 약 120% 정도 확장되었다.

Fig. 5. Time-frequency response characteristics of the transmitted chirp pulse signal for sandwich type acoustic transducer without (a) and with a bandpass matching network (b).

Fig. 6. Frequency response characteristics of the relative transmit-ting voltage response (TVR) for sandwich type acoustic transducer without (dot line) and with a bandpass matching network (solidline).

측정 및 수치 시뮬레이션에 의한 송파감도의 비교

Fig. 2에 나타낸 대역통과 정합회로를 내장하고 있는 샌드위치형 음향변환기의 송신모드에 대한 전달함수의 측정 및 수치계산 패턴을 비교, 분석한 결과는 Fig. 7과 같다. Fig. 7에서 실선은 전달함수의 측정패턴이고, 점선은 (1)식에 의한 수치 시뮬레이션 패턴이다. 또한, Fig. 7의 (a)와 (b)는 각각 전달함수의 진폭 및 위상특성이다. Fig. 7의 측정패턴은 Fig. 6의 송파감도의 패턴과 일치하는 패턴으로서 ripple이 거의 없는 완만한 음향방사패턴을 나타내었다. 그러나, 수치 시뮬레이션에 의한 주파수 응답 패턴에서는 측정패턴과 달리 3개의 peak 모드가 출현하였다. 즉, 가장 강한 peak 응답은 50.75 kHz에서 출현하였고, 이 주파수를 기준으로 46.95 kHz에서 -2.86 dB의 제2의 peak 응답과54.26 kHz에서 -3.83 dB의 제3의 peak 응답이 출현하였다. 이와 같은 수치 시뮬레이션 패턴은 Fig. 4의 (a)에 나타낸 입력 전기 임피던스 패턴에서 진폭이 최소가 되는 3개의 공진 주파수와 매우 밀접한 관계를 갖고 있다. 즉, Fig. 7에서 3개의 peak 응답은 Fig. 4의 (a)에 대한 공진 주파수가 출현하는 46.51 kHz, 50.43 kHz 및 55.39 kHz 부근에서 출현하였다. 그러나, 송파모드에 대한 전달함수의 전반적인 응답특성을 살펴보면, 수치계산에서는 비록 3개의 peak 응답패턴이 출현하였지만, 수중으로 음향에너지가 방사되는 송신특성에서는 거의 유사한 경향을 나타내고 있음을 알 수 있었다.

Fig. 7. Comparison of the measured (solid line) and calculated transfer functions (dot line) for sandwich type acoustic transducer with a bandpass matching network.

샌드위치형 음향변환기의 수파감도 특성

실험수조에 2 set의 샌드위치형 음향변환기를 1.2 m 분리시켜 서로 마주보도록 설치한 후, 한 쪽에서는 Fig. 3의 전기적인 chirp 신호를 수중으로 송출하고, 다른 쪽에서는 음향펄스신호를 수신하여 그 시간-주파수 수신응답특성을 구한 결과는 Fig. 8과 같다.

Fig. 8에서 송신용에는 대역통과 정합회로가 내장되어 있었지만, 수신용에는 대역통과 정합회로를 스위치를 통해 ON/OFF할 수 있도록 하였다. Fig. 8에서 (a)는 정합회로를 by pass시킨음향 변환기의 시간-주파수 수신응답특성이고, (b)는 Bessel 대역통과 정합회로를 거쳐 수신한 음향변환기의 시간-주파수 수신응답특성이다. Fig. 8 에서 시간응답파형과 주파수 응답 스펙트럼은 Fig. 5와 유사한 경향을 나타내었다. 또한, 이들 수신 주파수 응답 스펙트럼에서 진폭은 최대값을 0 dB로 정규화하여 0-30 dB 범위에 대하여 나타내었다. Fig. 8의 (a)에서 정합회로를 bypass시킨 음향변환기에 대한 수신 peak 레벨은 53.25 kHz에서 출현하였다. 한편, Fig. 5의 (b)에서 정합회로를 거쳐 수신한 음향변환기의 수신 peak 레벨은 50 kHz를 전후하여 각각 48.5 kHz와 51.5 kHz에서 서로 대칭적으로 출현하였다. 한편, Fig. 5의 (b)에 나타낸 수중 청음기에 의해 수신한 음향펄스신호의 주파수 스펙트럼과 Fig. 8의 음향펄스신호의 스펙트럼을 이용하여 대역통과 정합회로의 존재 여부에 따른 수파감도 특성을 비교, 분석한 결과는 Fig. 9와 같다. Fig. 9에서 종축은 상대적인 수파감도(dB)이고, 횡축은 주파수(kHz)이다. 또한, 점선과 실선은 각각 정합회로를 bypass시킨 경우와 Bessel대역통과 정합회로를 접속한 음향변환기에 대한 수파감도이다. Fig. 8에서 정합회로를 bypass시킨 경우, 수파감도의 peak레벨이 출현하는 53.25 kHz를 기준으로 측정한 -3 dB의 하한 및 상한 주파수는 각각 51.25 kHz, 54.5 kHz로서, 그 주파수 대역폭 및 기계적 품질계수는 각각 3.25 kHz, 16.38이었다. 한편, 정합회로를 접속한 음향변환기의 수파감도는 50 kHz를 기준으로 서로 대칭적인 패턴을 나타내었다. 따라서, 50 kHz를 기준으로 -3 dB의 하한 및 상한 주파수를 측정하면, 그 값은 각각 47.0kHz, 53.75 kHz이었고, 그 주파수 대역폭 및 기계적 품질계수는 각각 6.75 kHz, 7.41이었다. 이로부터 정합회로의 존재여부에 따라 수파감도의 주파수 대역폭에도 큰 차이가 있음을 알 수 있었다. 즉, Bessel 대역통과 정합회로를 갖는 샌드위치형 음향 변환기의 수신 대역폭은 정합회로를 갖지 않는 경우에 비해 수파감도의 대역폭이 100.8% 정도 확장되었다.

Fig. 8. Time-frequency response characteristics of the received chirp pulse signal for sandwich type acoustic transducer without (a) and with a bandpass matching network (b).

Fig. 9. Frequency response characteristics of the relative receiving sensitivity (SRT) for sandwich type acoustic transducer without (dot line) and with a bandpass matching network (solid line).

샌드위치형 음향변환기의 FOM 성능특성의 비교

본 연구에서 제작한 Fi. 1의 (a)에 나타낸 음향변환기에 Fig. 2의 Bessel 대역통과 정합회로를 접속시킨 경우에 대한 FOM(figure of merit) 성능특성을 구한 결과는 Fig. 10과 같다. Fig. 10에서 종축은 상대적인 FOM 레벨(dB)이고, 횡축은 주파수(kHz)이다. 또한, 점선과 실선은 각각 정합회로가 없는 경우와 Bessel 대역통과 정합회로가 내장된 음향변환기에 대한 FOM성능패턴이다. Fig. 10에서 정합회로가 없는 음향 변환기에서는 FOM의 peak 레벨이 52.75 kHz에서 출현하였다. 이 주파수를 기준으로 측정한 -3 dB에 대한 하한 및 상한 주파수는 각각 49.5 kHz, 53.75 kHz로서, 그 대역폭 및 기계적 품질계수는 각각 4.25 kHz와 12.41이었다. 한편, 정합회로를 갖는 음향 변환기의 FOM 성능특성은 50 kHz를 기준으로 서로 대칭적인 패턴을 나타내었다. 따라서, 50 kHz를 기준으로 -3 dB의 하한 및 상한 주파수를 측정하였는데, 이들 주파수는 각각 46.25 kHz, 54.5 kHz이었다. 즉, FOM의 주파수 대역폭 및 기계적 품질계수는 각각 5.75 kHz, 8.70이었다. 이들의 결과로부터 정합회로의 존재 여부에 따라 FOM 성능특성의 주파수 대역폭에 큰 차이가 있음을 알 수 있었다. 즉, Bessel 대역통과 정합회로를 갖는 샌드위치형 음향변환기의 FOM 성능특성에 대한 주파수 대역폭은 정합회로를 갖지 않는 경우에 비해 약 35% 정도 확장되었다.

Fig. 10. Frequency response characteristics of the relative fgure of merit (FOM) for sandwich type acoustic transducer without (dotline) and with a bandpass matching network (solid line).

이들의 결과로부터 우리나라 어선에서 가장 많이 사용하고 있는 50 kHz용 어군탐지기의 샌드위치형 음향변환기에 본 연구에서 제시한 Bessel 대역통과 정합회로를 내장시키면 주파수 대역폭이 증대되어 어족생물의 식별 분해능을 더욱 향상시킬 수 있을 것으로 판단된다.

사 사

이 논문은 부경대학교 자율창의학술연구비(2019년)에 의하여 연구되었음.