Методы компьютерного зрения в трехмерной метрологии

2. Методы контактных измерений

Основные проблемы, связанные с тактильными микрозондами, включают в себя влияние поверхностных сил, жесткость зонда, усилие зондирования, скорость предварительного перемещения, постоянный контакт с щупом (отслеживаемость), чувствительность к условиям эксплуатации, сложность изготовления, стоимость и загрязнение зонда. Эти элементы более подробно рассматриваются ниже.

На микроуровне поверхностные взаимодействия могут стать доминирующей силой по сравнению с гравитацией. К таким силам относятся капиллярные, ван-дер-ваальсовы и электростатические силы, и каждая из них зависит от материала, свойств поверхности, окружающей среды и размера зонда [32]. Поверхностные силы притягивают наконечник зонда к поверхности образца и могут привести к эффекту «залипания-скольжения» во время сканирования [33], потенциально загрязняя наконечник зонда или поверхность и снижая повторяемость и точность измерений. Эти эффекты можно уменьшить, увеличив жесткость зонда или внедрив вибрацию зонда.

Для измерения микроструктур HAR зонды должны иметь длинный тонкий щуп. Из-за этого изгиб щупа и контактная деформация зондирующей головки ограничивают измеряемую глубину. Увеличение жесткости зонда может привести к большим измерительным усилиям, что может вызвать пластическую деформацию измеряемой поверхности [34] и износ наконечника зонда во время сканирования. Работа в области микро-CMMS была направлена ​​на снижение силы зондирования до нескольких мН [35]; однако, при уменьшении силы срабатывания возрастает вероятность ложных срабатываний, и из-за инерции зондов могут потребоваться низкие скорости сканирования.

Согласно теории Герца, максимальная сила зондирования F до начала пластической деформации может быть описана уравнениями (2) и (3  и изменяется в зависимости от радиуса зондирующей сферы  R  [37]:

где α — предел текучести заготовки,  v — коэффициент Пуассона, а E* — эквивалентный модуль Юнга соответствующего контактирующего зонда  p  и   поверхности образца s.

При сканирующей профилометрии кончик щупа не всегда может следовать за изменением поверхности образца; это отклонение кончика щупа от измеряемой поверхности называется «пролетом щупа» (также известным как «следимость») и приводит к ошибкам в измеренном профиле. Были продемонстрированы методы компенсации этих ошибок путем модификации оборудования (жесткость пружины, масса щупа), а также улучшенное управление с использованием кинематического моделирования для прогнозирования влияния измерительной установки [39]. Также была продемонстрирована компенсация ошибок для треугольных микроструктур, исправляющая ошибки, вызванные наклоном образца и радиусом зонда [40].

При измерении компонентов микромасштаба требуется очень низкая погрешность измерения, часто менее 100 нм; это означает, что воздействие окружающей среды, такое как колебания температуры и вибрации пола или акустическое возбуждение, становится решающим фактором, влияющим на качество измерения [41]. Это ограничивает возможность переноса многих методов из лабораторных условий в цех.

Изготовление и сборка микрозондовых систем с зондом HAR и зондом с высокой сферичностью труднодостижимы при требуемых размерах и в пределах требуемых допусков [42]. Шаровидные наконечники диаметром менее 100 мкм и сферичностью и эксцентриситетом значительно меньше 1 мкм предназначены для измерения микроэлементов [43], и было продемонстрировано производство зондов размером до 50 мкм [44]. Современные подходы к производству можно разделить на две следующие категории: либо сферический наконечник зонда крепится к валу, либо конец вала зонда расплавляется для получения наконечника зонда [45]. Подходящие микросферы доступны в продаже, и в лабораторных условиях их можно эффективно прикрепить к наконечнику зонда с помощью клеевого соединения [45]. Однако этот процесс в настоящее время плохо масштабируется для коммерческих объемов производства. Плавление или изготовление наконечника зонда [32, 46] приводит к появлению характеристик (диаметр, сферичность и текстура поверхности), которые сильно зависят от условий обработки, что требует последующей проверки размеров. Это увеличивает время и стоимость из-за отсутствия в настоящее время методов измерения на станке, подходящих для внедрения на производственной линии [47].

Загрязнение поверхности зонда, возникающее в результате физического контакта между зондом и измеряемой поверхностью, постепенно накапливается на поверхности наконечника щупа и влияет на точность измерения размеров [48]. Дополнительная проверка также должна сопровождать процедуру очистки для подтверждения ее эффективности, определения соответствующего интервала очистки и выявления загрязнений или повреждений зонда. Проверка на месте с использованием микроскопии, описанная в литературе [49], представляет собой сложную задачу, что увеличивает стоимость системы, сложность, время простоя и применимость в различных условиях.

Было предложено множество типов микрозондовых систем [36, 50, 51], которые можно условно классифицировать по механизму обнаружения. В данной работе контактные зонды разделены на три группы: (1) зонды на основе изгиба с упругим механизмом, (2) вибрационные зонды и (3) волоконные зонды, использующие оптические методы обнаружения, хотя существуют и гибридные системы.

Некоторые методы не рассматриваются в данной работе из-за их неспособности измерять характеристики HAR в указанных масштабах, длительного времени сканирования и/или высокой чувствительности к внешним воздействиям; к ним относятся зонды оптической ловушки [52], зонды 3D-атомно-силовой микроскопии [ 53 ] и зонды туннельного эффекта.

2.1. Изгибные зонды на основе упругого механизма

Изгибные зонды на основе упругого механизма состоят из трех основных компонентов, как показано на  рисунке 3а : (1) щуп; (2) упругий механизм; и (3) датчики для обнаружения отклонения. Как правило, щуп крепится к плавающей пластине с зондирующей сферой на свободном конце. Эта плавающая пластина подвешена с помощью упругого механизма. В точке контакта деформация упругого механизма обнаруживается рядом датчиков. Эти датчики можно условно разделить на электрические (емкостные, пьезорезистивные и индуктивные) и оптические (интерферометрические, отклонение лазерного луча и волоконно-оптические брэгговские решетки (ВБР)). Профиль детали строится путем определения местоположения зонда после обнаружения контакта с деталью в дискретных точках.

Рисунок 3.  (а) Схема, показывающая принцип работы тактильных зондов на основе гибких шарниров и общий обзор компонентов и датчиков, обычно используемых при создании таких зондов; (b) Типичные конструкции гибких шарниров; и (c) Типичные принципы измерения, используемые для обнаружения деформации гибких шарниров.

Упругий механизм обычно изготавливается из бериллиево-медных гибких полос, микроволн, структурированных листовых пружин, тонких стержней, гибких шарниров или мембран [54, 55, 56]. Примеры шарнирных механизмов показаны на  рисунке 3b. Было показано, что использование систем измерения с переменной жесткостью позволяет уменьшить контактную силу, сохраняя при этом скорость измерения [57, 58]. Дополнительные подходы включают использование механико-магнитной связанной структуры для обеспечения постоянной силы сканирующего зонда [59].

Изотропная жесткость зонда при постоянном отклонении важна, поскольку она напрямую связана с силой контакта. Сильно анизотропные материалы/конструкции могут вызывать проскальзывание наконечника зонда, что приводит к повреждению компонентов и снижению качества измерений. Кроме того, во многих представленных реализациях распространена взаимосвязь между отклонениями по трем осям, что потенциально может привести к ошибкам измерений.

В следующих разделах представлен обзор датчиков для шарнирных соединений, при этом подходы к их применению различаются в зависимости от используемого принципа измерения.

2.1.1. Пьезорезистивный

Пьезорезистивные методы измерения позволяют определить изменение электрического сопротивления, вызванное деформацией пьезорезистивных полосок, либо приклеенных к упругой подвеске, либо составляющих её, что позволяет определять отклонение кончика зонда. Микрозонды могут быть изготовлены из монокристаллического кремния, обладающего сильным пьезорезистивным эффектом; это позволяет интегрировать чувствительные датчики в тонкие механические конструкции. Кремний также выигрывает от использования передовых технологических процессов на уровне пластин, обеспечивая низкую стоимость, высокую точность и воспроизводимость изготовления. Однако эти датчики подвержены влиянию колебаний температуры, самонагреваются и обычно имеют небольшой диапазон отклонения <10 мкм.

Появление этих зондов началось в конце 1990-х годов [60, 61]. Одна из ранних конструкций использовала трехэлементную диафрагму со встроенными тензометрическими датчиками, аналогичную трехэлементной конфигурации, показанной на  рисунке 3b . Этот зонд может обеспечить погрешность менее 10 нм при зондировании по  оси z . Однако из-за шарнирной конструкции при смещении этой системы в  направлении оси z  возникают паразитные смещения в направлении длины стержней, вызывающие вращение вокруг  оси z [60, 62]. Было обнаружено, что уменьшение эффектов дрейфа и гистерезиса может быть достигнуто путем удаления глобтопа из электрических соединений MEMS; это было связано с вязкоупругими эффектами материала [63].

Была продемонстрирована компенсация анизотропного поведения зонда за счет механической конструкции, что привело к приблизительно четырехкратному увеличению диапазона измерений и уменьшению погрешности в этом диапазоне [64]. Этот зонд был доработан и показал повторяемость XYZ (k = 1) в пределах диапазона измерений 2 нм и неопределенность (k = 2) 17,4 нм [65]. Этот зонд теперь доступен в продаже у компании Xpress Precision Engineering BV под названием «Gannen XP». Gannen XP обычно используется со щупом диаметром 6,8 мм, обладающим изотропной жесткостью 480 Н/м и аналогичной чувствительностью в каждом направлении зондирования.

Зонд Физико-технического федерального института (ФТБ) был основан на мембране с четырьмя пьезорезистивными датчиками, расположенными на каждой ветви упругого механизма [61]. Это обеспечило повторяемость (k = 1) 4,4 нм по осям XY и 1,3 нм по  оси z [66]. Однако в этой конфигурации подвеска мембраны является переопределенной, что приводит к нелинейной жесткости, и длина мембраны должна увеличиваться при перемещении кончика зонда; это препятствует использованию этого зонда в сканирующем устройстве со стандартными контроллерами. Жесткость этого микрозонда была впоследствии изменена путем введения отверстий в мембрану, что привело к более высоким механическим деформациям и чувствительности, а также к увеличению диапазона рабочего отклонения зонда с 30 мкм до 50 мкм по вертикальной оси. Эта система продемонстрировала высокую точность измерения микрошестерен со стандартным отклонением измерения (STD) (k = 2) <100 нм.

В 2019 году Институт микротехнологий (ИМТ) в сотрудничестве с PTB переработал кремниевый пьезорезистивный микрозонд. В нем три ортогонально расположенных измерительных ячейки на основе кремния позволяют изолировать смещение каждой ячейки вдоль поперечной оси с помощью трех идентичных измерительных ячеек, что обеспечивает обнаружение смещения по осям XYZ. Этот зонд имеет низкую жесткость в плоскости XY, приблизительно 320 Н/м, с анизотропией 1,1:1. Это создает контактные силы приблизительно 15 мН при использовании стилуса с диаметром наконечника зонда 300 мкм и валом 2 мм; такая конфигурация позволяет работать в гораздо большем диапазоне измерений ±400 мкм, но имеет более низкое разрешение от 200 нм до 500 нм [67].

В 2008 году была представлена ​​гибкая консольная конструкция с использованием пьезорезистивных элементов в конфигурации моста Уитстона для определения деформации консольной балки. Были изготовлены щупы длиной от 1,5 мм до 5 мм, шириной от 30 мкм до 200 мкм и толщиной от 25 мкм до 50 мкм с рабочим диапазоном 200 мкм, нанометровым разрешением и силой зондирования в несколько десятков мкН [68]. При проведении сканирующих измерений артефакта шероховатости с силой зондирования 30 мкН и скоростью сканирования 0,5 мм/с наблюдался низкий износ щупа (несколько нм/м), при этом были различимы элементы шириной менее 1 мкм [69].

В 2014 году была продемонстрирована замкнутая система, в которой сигнал считывания кантилевера служил управляющим сигналом для подвижной платформы. Силу контакта между кантилевером и поверхностью артефакта можно было установить перед измерениями. Была продемонстрирована неопределенность (k = 2) ±10 нм при скорости измерения 20 мкм/с и силе зондирования 7 мкН [70].

2.1.2. Емкостной

Емкостные датчики расстояния могут достигать нанометрового разрешения с диапазоном измерения в сотни микрометров и малой массой. Однако они демонстрируют нелинейную зависимость в пределах своего диапазона измерения, и измеренный отклик является функцией диэлектрической проницаемости воздуха, которая зависит от температуры, барометрического давления и содержания CO2 в окружающем воздухе.

В 1999 году Национальная физическая лаборатория (НПЛ) продемонстрировала миниатюрный зонд с трехэлементной диафрагмой, использующий бериллиево-медные гибкие полоски и емкостные датчики, расположенные над каждой полоской. Зонд продемонстрировал одинаковую жесткость по осям XYZ с низкой силой зондирования 0,1 мН при смещении 10 мкм и рабочим диапазоном ±20 мкм, а также подтвержденным разрешением 3 нм и теоретической неопределенностью (k = 1) 11 нм [71].

В 2012 году Институт станкостроения и производства (IWF) представил систему измерения, использующую трехэлементный упругий механизм, аналогичный NPL, но со сменным зондирующим щупом, который также работает как механический предохранитель и может быть изготовлен с помощью стандартных металлорежущих станков [72]. Здесь неопределенность (k = 2) увеличивается до ±220 нм по осям XY и уменьшается до ±30 нм по  оси z .

В 2013 году был разработан новый подход к емкостному измерению с использованием дифференциального конденсатора для обнаружения отклонения зонда, при этом сам изгиб использовался в качестве емкостного элемента, а не внешних емкостных датчиков. Эта система уменьшает общую массу зонда и решает проблему стоимости за счет использования недорогих и высокоточных технологий производства MEMS. Экспериментальные результаты показывают, что эта система зондирования может использоваться для субмикрометровых измерений малых структур. Была продемонстрирована жесткость 22,62 Н/м по  осям x  и  y  и 337,84 Н/м по  оси z с разрешением смещения лучше 10 нм вдоль осевого направления и 25 нм вдоль радиального направления [73]. Однако система имеет диапазон сканирования всего 1 мкм. Аналогичный подход был применен в 2014 году, продемонстрировав разрешение датчика лучше 5 нм с диапазоном измерения 11,6 мкм [74].

2.1.3. Индуктивный

Индуктивные датчики генерируют высокочастотное электромагнитное поле; если металлический объект попадает в это поле, поле изменяется в зависимости от расстояния до объекта, его материала и размера. Это обнаруженное изменение может быть использовано для определения расстояния до объекта. Такие зонды обладают высоким динамическим диапазоном и менее чувствительны к воздействию окружающей среды, чем емкостные датчики. Однако, как правило, индуктивные зонды больше и громоздче, чем альтернативные варианты, упомянутые в этом разделе, поскольку для генерации электромагнитного поля, необходимого для индукции, требуется более толстая катушка проволоки. Из-за использования электромагнитного поля эти датчики также чувствительны к электромагнитным воздействиям, таким как близлежащие электромагнитные поля или токи, что может повлиять на точность измерения и потребовать специальных мер предосторожности, таких как экранирование зонда или использование его в экранированной среде, для предотвращения помех.

Федеральный институт метрологии (METAS) разработал тактильную систему зондирования, которая использует индуктивные датчики для определения отклонения зонда после контакта с измеряемой поверхностью. Система зондирования METAS использует три перпендикулярные поперечные оси, образованные монолитным пружинным механизмом с алюминиевыми шарнирами. Смещение по каждой оси измеряется с помощью трех индуктивных датчиков, установленных на корпусе зонда. Зонд имеет изотропную жесткость 20 Н/м, что обеспечивает повторяемость (k = 1) 5 нм в диапазоне измерений ±200 мкм [35, 38, 75].

2.1.4. Оптический

Использование оптических методов для определения отклонения измерительной системы является областью очень активных исследований. Доминируют три подхода: обнаружение изгиба с помощью положения отраженного лазерного луча на квадрантных фотодетекторах (QPD), позиционно-чувствительные детекторы (PSD) и интерферометрические методы.

QPD и PSD

QPD и PSD — это два типа фотодетекторов, имеющих схожую функциональность: определение положения входящего светового пятна. Они широко используются в качестве недорогих миниатюрных оптических датчиков перемещения в различных областях применения, например, в головках захвата DVD-дисков. QPD оснащены четырьмя отдельными детекторными элементами, тогда как PSD имеют один детекторный элемент, разделенный на несколько пикселей. PSD могут изготавливаться различных размеров и форм и, как правило, более доступны по цене, чем QPD. Однако использование PSD вместо QPD сопряжено с некоторыми компромиссами в отношении чувствительности и точности. Реакция PSD/QPD чувствительна к форме и размеру обнаруживаемого светового пятна. Эти параметры требуют тщательной настройки, чтобы гарантировать, что начальные сигналы этих датчиков установлены приблизительно на «ноль» перед измерениями.

Эти зонды определяют смещение/вращение поверхности путем обнаружения отраженного от поверхности лазерного луча и измерения смещения относительно «нулевого» положения, как показано на  рисунке 3c. Также использовались другие методы анализа, такие как определение астигматической ошибки фокусировки путем размещения цилиндрических линз перед детектором и наблюдения за формой падающего пятна. Для обнаружения частей в 3D-пространстве зонды обычно требуют нескольких PSD/QPD или взаимодействия с другими методами измерения из-за связи сигналов между горизонтальными и вертикальными смещениями [55].

В 1998 году был создан тактический зонд, способный обнаруживать отклонения по осям XYZ, с использованием трех датчиков на основе PSD, работающих по принципу, показанному на  рисунке 3c. Зонд поддерживался трехэлементным упругим шарниром и состоял из стилуса длиной 40 мм и диаметром 2 мм и зондирующей головки диаметром 4 мм. Оцененная погрешность измерения (k = 2) зонда составляла 0,5 мкм, и он мог достигать точности 1,5 мкм при высокой скорости зондирования 70 мм/с [76].

В 2007 году было продемонстрировано использование двух коммерческих оптических головок для захвата DVD-дисков (на основе QPD) для снижения стоимости системы. Первый датчик измеряет движение стилуса по оси Z с использованием упомянутого метода ошибки фокусировки, а второй измеряет вращение вокруг осей XY с использованием подхода, показанного на  рисунке 3c. Зонд был подвешен на крестообразной конструкции из тонких стальных полос, чтобы ограничить число степеней свободы (DoF) до 3, предотвращая вращательное движение вокруг  оси Z и ограничивая перемещение зонда по осям XY. Однако эта система работала только как контактный датчик, поэтому сканирование было невозможно. При пороговом значении срабатывания, установленном на предварительное расстояние перемещения 0,5 мкм и соответствующем усилии срабатывания >0,1 мН, эта система обеспечила ошибку предварительного перемещения менее 96 нм и однонаправленную повторяемость (k = 2) 46 нм. Чувствительность к изменению температуры была обнаружена при изменении показаний на 52 нм в течение 20 мин с колебаниями ±0,5 К [77].

Для дальнейшего снижения стоимости, размеров и сложности системы в 2015 году было проведено исследование использования одного QPD в качестве 2D-датчика угла для контактного триггерного зонда, результаты которого были охарактеризованы в 2016 году. Использовалась конфигурация из четырех V-образных «лепестков» изгиба, демонстрирующая почти изотропную жесткость менее 1000 Н/м, линейный диапазон срабатывания 1 мкм и максимальный рабочий диапазон ±8 мкм. Использовался стилус длиной 10 мм с наконечником зонда диаметром 0,5 мм, который продемонстрировал однонаправленную повторяемость (k = 2) менее 4 нм по осям XYZ и разрешение ниже 5 нм при измерении квадратного отверстия размером 2 мм × 2 мм. Тепловой дрейф во время работы составлял 20 ± 0,05 °C 3 нм в течение 2 ч [78, 79]. Впоследствии эта конструкция была упрощена, и максимальный рабочий диапазон был расширен до ±14 мкм.

В 2022 году был создан 3D-зонд с сенсорным триггером на основе модифицированного метода оптического рычага с разрешением до 1 нм, с погрешностью измерения (k = 1) 18,45 нм и рабочим диапазоном ±20 мкм при силе контакта на уровне мН. В этой работе использовался один QPD. Для повышения чувствительности зонда в вертикальном направлении была реализована асимметричная конструкция упругой подвески [55]. Был определен температурный дрейф 5,2 нм за 30 мин при изменении температуры менее 0,04 °C.

В 2015 году в другой реализации использовались пять коммерческих оптических головок для захвата DVD-дисков (на основе QPD) с обработкой астигматической ошибки фокусировки для определения расстояния смещения от QPD при сканировании поверхности. Была реализована новая вертикальная ортогональная конфигурация датчиков; это позволяет использовать противоположные датчики для  осей xy  и дифференциальное детектирование, улучшая разрешение датчика на 2–0,5 нм по осям  xy  и 1 нм по оси  z  благодаря наличию единого датчика. Зонд состоял из двух секций: стержня из углеродного волокна длиной 100 мм и керамического стержня диаметром 2,5 мм и длиной 50 мм, а также зондирующего шарика диаметром 3 мм. Максимальное отклонение составляло 6,7 мкм при силе зондирования 5,15 мН (1470 Н/м × 3,5 мкм) с погрешностью измерения (k = 2) ±0,28 мкм. Было установлено, что при работе в условиях контролируемой температуры окружающей среды 20 ± 0,2 °C был зафиксирован тепловой дрейф в 8 нм за 30 мин [80].

В 2018 году был реализован двойной упругий механизм с двумя датчиками угла QPD для сканирующих измерений, при этом сигналы горизонтального и вертикального смещения зонда были разделены для повышения чувствительности и точности системы. Здесь каждый слой упругого механизма был обнаружен с помощью QPD [81]. Система смогла достичь разрешения лучше 5 нм и повторяемости (k = 1) 18,2 нм в рабочем диапазоне менее ±10 мкм, а также теплового дрейфа 23 нм за 30 мин в контролируемой по температуре среде с точностью до 0,13 °C.

QPD + Интерферометрический

В литературе описаны гибридные реализации, использующие как 2D-датчик угла на основе QPD, так и интерферометр Майкельсона. В 2010 году была разработана система, использующая одиночный лазерный луч, сфокусированный на обратной стороне гибкого элемента; отраженный луч затем разделялся светоделителем, при этом одна часть направлялась на QPD для определения наклона относительно  осей xy  , а другая часть — на интерферометр для определения  отклонения по оси z . Было отмечено теоретическое разрешение 0,3 нм для интерферометра и 0,93 нм для системы измерения наклона с повторяемостью (k = 2) во всех направлениях 3,4 нм. Однако этот зонд был ограничен максимальной скоростью сканирования 5 мкм/с из-за поверхностных взаимодействий и анизотропной жесткости [56, 82].

Чтобы избежать связи между смещениями XYZ на 2D угловом датчике QPD, была разработана новая оптическая схема [83]. По результатам экспериментов было показано разрешение 1 нм и неопределенность измерения (k = 1) 30 нм при изотропной жесткости зондирования 1000 Н/м. Однако это также уменьшило рабочий диапазон до ±10 мкм, поскольку отраженный луч отделился от опорного луча интерферометра во время горизонтального зондирования. Длина зондирующего щупа составляла 10 мм, диаметр — 0,5 мм, а диаметр зондирующего шарика — 1 мм. Тепловой дрейф составлял менее 50 нм в течение трех часов в среде с колебаниями температуры менее 0,05 °C. Для расширения диапазона измерения до ±20 мкм был создан параллельный оптический путь с использованием двух отдельных лазерных диодов [84], конструкция листовой пружины была изменена для обеспечения жесткости 500 Н/м при средней силе контакта 11 мН.

Интерферометрический

В 2010 году была продемонстрирована возможность использования интерферометра Физо для обнаружения отклонения плавающего элемента зонда. Теоретическое разрешение составило 100 нм в  плоскости xy  и 40 нм по  оси z , а измеренная повторяемость (k = 2) и неопределенность (k = 2) — 190 нм и 240 мм соответственно. Был определен тепловой дрейф в 160 нм за 4 часа при рабочих условиях 20 ± 0,05 °C [ 85 ].

2.2. Вибрационные зонды

Было показано, что использование вибрационных зондов имеет преимущества с точки зрения низкой измерительной силы и уменьшения влияния прилипания [86]. Однако эти системы обычно имеют небольшие рабочие диапазоны, требующие более низких скоростей сканирования и повышенной чувствительности к изменениям окружающей среды. В литературе описано множество типов вибрационных зондов, основанных на различных механизмах обнаружения, включая использование вибросканирования с электрическим контактом, резонансные зонды с использованием анализа вибрации и акустической эмиссии.

2.2.1. Вибросканирование — Электрический контакт

Метод вибросканирования был впервые представлен в 1993 году [ 87 ] и работает по принципу определения электрического контакта между вибрирующим зондом и измеряемым образцом. Положение образца определяется длительностью контакта за период вибрации зонда; таким образом, возможны измерения профиля на основе сканирования. Достигается сигнал напряжения включения-выключения в несколько вольт. Следовательно, требуется небольшое усиление, что обеспечивает высокое отношение сигнал/шум (SNR). Вибрация зонда также предотвращает рассеивание электрического контакта, повышая надежность результатов. Однако применение этого метода ограничено электропроводящими материалами. Это также влияет на воспроизводимость измерений, поскольку параметры процесса зависят от материала образца. Принцип работы показан на схеме на  рисунке 4а . Были продемонстрированы скорости сканирования до 50 мкм/с [88].

Рисунок 4.  Схема вибросканирующего зонда в вариантах (а) с одним проводящим контактом и (b) с двумя непроводящими контактами.

Было продемонстрировано расширение этой методики на неэлектропроводящие материалы с использованием подхода с двумя зондами [89]. Принцип работы показан на  рисунке 4b . Здесь условием электрического контакта является контакт между двумя зондами с узким зазором между ними приблизительно 5 мкм. Исследование методов изготовления и материалов позволило изготавливать зонды длиной до 3 мм и толщиной до 20 мкм [90]. Также была представлена ​​демонстрация этой методики для измерения структур HAR микрометрового масштаба со скоростью измерения до 2 мм/с и расчетной точностью 0,5 мкм [91].

2.2.2. Зонд резонансных колебаний

Обнаружение изменения резонансной частоты вибрирующего зонда вследствие контакта или взаимодействия с поверхностью измеряемого компонента широко обсуждалось в литературе, при этом было представлено несколько вариантов конструкции, включая использование пьезорезистивных элементов, MEMS-систем, камертонов для создания стоячей волны и обнаружения сдвиговой силы. В данном случае зонд с валом HAR обычно крепится к камертонному генератору или элементу из объемного цирконата титаната свинца (PZT) таким образом, что при вибрации вала генератором свободный конец создает свободностоящую волну с амплитудой, превышающей диаметр вала зонда. Взаимодействие между этим вибрирующим концом и измеряемой поверхностью приводит к изменению вибрационного отклика, который можно использовать для определения расстояния до объекта. Было установлено, что для многоосевого вибрирующего зонда максимальная и изотропная чувствительность во всем диапазоне измерений датчика достигается, когда зонд имеет повторяющиеся собственные частоты [92].

Эти зонды позволяют достичь высокого разрешения при очень малом усилии и менее подвержены влиянию сил прилипания поверхности. Однако, как правило, они работают как контактные зонды без возможности сканирования, имеют ограниченный диапазон измерений, хрупки, не подходят для измерений на месте, поскольку чувствительны к вибрациям, которые могут влиять на точность измерений, и могут быть более сложными в проектировании и эксплуатации, требуя специальных знаний и оборудования.

Пьезорезистивный вибрационный зонд

Использование элементов PZT было продемонстрировано в 2000 году при создании зонда консольного типа, изготовленного из тонкого кремниевого кантилевера с интегрированным острым наконечником. Здесь приводной PZT вызывает резонанс зонда, а для измерения вибрации используется детектирующая пленка PZT, как показано на  рисунке 5а. Эта методика основана на обнаружении сдвига резонансной частоты, который возникает из-за деформации, вызванной механическим контактом между зондом и боковыми стенками. Эта система способна выполнять измерения боковых стенок для определения характеристик HAR путем вибрации вдоль оси зондирования (постукивания). Диаметр кантилеверов варьируется от 20 мкм до 500 мкм, а длина — от 10 мкм до 2000 мкм. Точность работы составляет 0,1 мкм, а сила контакта, по прогнозам, составляет менее 50 мкН [93]. Этот зонд был продемонстрирован при измерении отверстий диаметром 200 мкм на глубину 1 мм. Однако точность измерения зависит от направления подхода и изгиба. Альтернативные подходы с использованием осевой вибрации щупа позволяют обеспечить одинаковое подавление вибрации независимо от направления подхода [94] — однако применение этой техники для 3D-измерения HAR, особенно для боковых стенок, затруднительно.

Рисунок 5.  Принцип работы методов тактильных измерений на основе вибрационного резонансного зонда. (а) Консольный зонд, (b) зонд стоячей волны с использованием кварцевого резонатора типа камертон (TF-QCR) и (c) зонд силы сдвига с использованием TF-QCR.

В 2010 году NPL разработала вибрационный зонд с трехэлементной подвеской и двумя встроенными пьезоэлектрическими актуаторами на каждом изгибе, позволяющими осуществлять вибрацию в направлении зондирования [95]. Впоследствии, в 2013 году, они представили характеристики датчика [96]. Было продемонстрировано, что зонд вибрирует с амплитудой от 0,3 до 1,5 мкм, и путем анализа фазы сигнала поверхность можно обнаружить примерно в 100 нм от объекта; таким образом, можно было достичь измерения нулевой силы. Однако точное определение этого расстояния затруднительно.

МЭМС

Была продемонстрирована разработка микрозондовой системы на основе MEMS, использующей три электростатических актуатора для точного управления вибрацией щупа по  осям xyz, а также дифференциальное емкостное зондирование для измерения сдвига амплитуды и фазы колебаний. Использование электростатических актуаторов представляет собой привлекательную альтернативу пьезоэлектрическим преобразователям, поскольку их можно легко интегрировать в MEMS-устройства, что позволяет осуществлять недорогое серийное производство, снижать перекрестные помехи и обеспечивать высокую выходную силу. Однако эти актуаторы чувствительны к условиям окружающей среды, таким как влажность и плотность частиц, и требуют работы в контролируемой измерительной камере.

Амплитуды колебаний зонда установлены на x = 0,5 мкм,  y  = 1 мкм и  z  = 2 мкм, при этом прогнозируемая сила контакта составляет менее 20 мкН. Датчик продемонстрировал высокое разрешение контакта 45 нм в направлении Z и 30 нм в  направлении xy. Однако трехосевой микрозонд предоставляет только бинарную информацию в направлениях xy, указывая только на наличие или отсутствие контакта [97].

Стоячая волна

Использование зонда со стоячей волной было продемонстрировано для измерения очень малых контактных сил (оцениваемых как менее 50 нН). Здесь тонкий зонд прикреплен вдоль длины камертона. Когда камертон возбуждается, он заставляет зонд колебаться и создавать стоячую волну на его свободном конце, как показано на  рисунке 5b . Свободный конец имеет длину 5 мм и диаметр 7 мкм, что создает виртуальный наконечник размером от нескольких микрометров до нескольких десятков микрометров. Этот виртуальный наконечник создает область, превышающую диаметр стержня, устраняя необходимость в зондирующем элементе и уменьшая сложность и стоимость системы, одновременно позволяя измерять элементы очень малого диаметра. Камертон обеспечивает как привод зонда, так и обнаружение изменений в сигнале, что позволяет определить контакт зонда с поверхностью [98].

Зонд колеблется в одном горизонтальном направлении, что делает его чувствительным в 1D-режиме, и его следует располагать перпендикулярно измеряемой поверхности с помощью позиционирующих устройств. Было показано, что этот зонд обеспечивает повторяемость (k = 1) в диапазоне от 56 нм до 229 нм при измерении высоты ступеней в контактном и бесконтактном режимах соответственно [99, 100].

Другой подход, использующий кварцевый камертон в качестве входного сигнала, был продемонстрирован в 2017 году. В этом случае кончик микросферы зонда взаимодействует с поверхностью образца в режиме касания по  оси z , тогда как в плоскости xy он взаимодействует в режиме трения,   хотя и не может определить направление контакта. Однонаправленная повторяемость зонда составляла приблизительно 40 нм с субнанометровым разрешением от 0,38 до 0,45 нм во всех направлениях [101].

Сила сдвига

Как правило, на поверхности объекта находится тонкий слой жидкости толщиной в десятки нанометров. В 2014 году демпфирующий эффект этого слоя на вибрирующий зонд был использован для определения расстояния от поверхности измеряемого образца [25, 102]. Зонд состоит из стеклянного микрощупа с микростеклянной сферой, прикрепленной к одному концу; щуп прикреплен к кварцевому резонатору типа камертона (TF-QCR), который приводится в действие пьезоэлектрическим преобразователем на резонансной частоте TF-QCR, как показано на  рисунке 5c. Здесь очень важен контроль положения позиционирующей платформы, поскольку зазор между кончиком зонда и поверхностью составляет несколько десятков нанометров при изменении сигнала зонда. Были продемонстрированы зонды с диаметром наконечника от 9 мкм до 100 мкм, работающие с погрешностью измерения (k = 2) 78,3 нм [ 103 ] и разрешением менее 3 нм [ 104 ]. Поскольку измеряемое обнаружение ограничено одним направлением, применение этой техники для измерения таких элементов, как микроотверстия или поверхности произвольной формы, затруднено.

2.2.3. Акустическая эмиссия

Использование вращающегося проволочного зонда, определяющего контакт на основе акустической эмиссии (АЭ), как экономически эффективной и чувствительной системы зондирования было представлено в 2012 году [105]. Зонд изготовлен из трубки из нержавеющей стали с припаянной к ней проволокой диаметром 177 мкм, как показано на  рисунке 6. Участок проволоки изогнут под углом 45° для лучшей повторяемости, при этом различные диаметры зонда могут быть получены путем обрезки проволоки до нужной длины. Когда вращающаяся проволока контактирует с поверхностью детали, регистрируется всплеск генерируемого сигнала АЭ. Сигнал АЭ генерируется из-за трения или удара между вращающейся проволокой и поверхностью детали.

Рисунок 6.  Принцип работы акустических эмиссионных зондов.

Из-за использования акустической эмиссии для запуска контактного события на измеряемых деталях наблюдается повреждение поверхности, хотя повреждение может быть ограничено выбором материала проволоки [106]; возможны только точечные измерения, геометрия поверхности, такая как шероховатость и форма, может влиять на повторяемость измерения. Это также поднимает вопрос об ограниченной прослеживаемости до измерения метра и необходимости регулярной калибровки при износе инструмента.

Эта система продемонстрировала способность измерять микроотверстия диаметром до 500 мкм на глубине до 1 мм и обеспечивать повторяемость (k = 1) 126 нм [107].

2.3. Отклонение волоконного зонда

Волоконно-оптические зонды проводят оптические измерения кончика или стержня зонда для определения контакта с образцом. Эти зонды обладают высокой гибкостью, низкой стоимостью, малым усилием зондирования и просты в изготовлении. Состояние контакта кончика зонда измеряется путем обнаружения отклонения волокна с использованием следующих методов: отклонение направленного лазера на пиксельной матрице, отклонение тени волоконного зонда и зонды со встроенными волоконно-оптическими решетками (FBG).

2.3.1. Лазерное наведение/Обратное отражение

PTB и Верт разработали в 1998 году волоконно-оптико-тактильный зонд, способный выполнять 2D-измерения, а 3D-реализация была разработана в 2001 году [108]. Здесь оптическое волокно служит зондирующим стилусом и волноводом для лазерного диода со стеклянным зондирующим шариком на конце, который освещается светом, выходящим из волокна. Свет, рассеянный от кончика, проецируется на ПЗС-сенсор в виде яркого пятна, которое можно увидеть на  рисунке 7а. При контакте кончик смещается относительно камеры, и положение светового пятна на сенсоре изменяется на расстояние Δ, как показано на  рисунке 7б . Прогнозируется боковое контактное разрешение измерительной системы менее 50 нм, хотя это сильно зависит от качества проецируемого светового пятна.

Рисунок 7.  Принцип работы методов тактильного измерения на основе волоконно-оптического зонда с использованием лазерного наведения/обратного отражения. (а) показывает зонд в неподвижном положении, (b) показывает отклоненный зонд из-за контакта с измеряемым образцом, что приводит к смещению отраженного света от кончика зонда на матрице детекторов на Δ.

Были созданы зонды с диаметром волокна 15 мкм и диаметром зондирующего шарика 25 мкм [108], что позволило анализировать микродетали, такие как микрошестерни, с помощью вибрации зонда для преодоления эффектов трения скольжения [109]. Также были продемонстрированы зонды большего размера с диаметром зонда 74 мкм и стеклянным стилусом длиной 1,5 мм и диаметром 25 мкм для характеризации микроотверстий в топливных форсунках (диаметр 160 мкм × длина 0,9 мм) [28].

Конструкция зонда Верта была усовершенствована в 2011 году путем соединения света, направленного вдоль волоконного зонда, со вторичным зондом, прикрепленным к первичному зонду, что позволило перенаправить свет обратно к массиву пикселей детектирующей камеры. Это устранило проблему затенения при измерениях HAR с заявленным пространственным разрешением 40 нм и повторяемостью измерений (k = 1) 60 нм, а также силой зондирования <1 мкН [110, 111, 112]. На конец зонда была добавлена ​​аксиальная линза для увеличения отражения с улучшенной точностью 30 нм в  плоскости xy  и максимальной деформацией 40 мкм [113]. В 2018 году эта конструкция была расширена за счет использования специально разработанного сферического соединителя для уменьшения потерь выходящего света при соединении, что улучшило как разрешение до 10 нм и отношение сигнал/шум выходного пятна, так и его стабильность [114].

2.3.2. Обнаружение отклонения зонда

Такая конфигурация датчика освещает поперечное сечение волоконного зонда и обнаруживает его тень на ПЗС-камере; как только происходит контакт с образцом, волоконный зонд отклоняется, и, соответственно, его тень перемещается по ПЗС-матрице. Впервые это было описано в 2004 году [115] и расширено в 2006 году [116] с достижимой неопределенностью (k = 2) 70 нм при измерении отверстия в наконечнике волокна (диаметр 129 мкм на глубине 0,5 мм). Были продемонстрированы зонды длиной от 20 до 30 мм, диаметром от 50 до 125 мкм и диаметром шарового наконечника от 75 до 155 мкм с контактной силой 0,2 мкН при отклонении на 20 мкм.

Более поздняя работа 2010 года освещала стержень волоконного зонда сбоку лазерным источником, как показано на  рисунке 8а . Когда стержень отклоняется, свет отклоняется на пиксельный массив приемной камеры, как показано на  рисунке 8б [117] или в других реализациях с помощью двухэлементного фотодиода [32, 118]. Этот подход измеряет только  отклонение по осям x  и  y  и демонстрирует  связь по осям x  и  y. Вибрация зонда была добавлена ​​в 2012 году для предотвращения трения типа «залипание-проскальзывание» из-за поверхностных сил, что потребовало характеризации пути вибрации для компенсации эллиптического движения [119, 120, 121].

Рисунок 8.  Принцип работы тактильных измерительных методов, основанных на отклонении волоконного зонда. (а) Показан волоконный зонд в неподвижном положении, (b) показан отклоненный зонд из-за контакта с измеряемым образцом, что приводит к смещению измеряемого лазерного пятна.

Этот тип зонда можно использовать для измерения отклонения и изгиба [122]. Однако связь между изгибом и отклонением означает, что их необходимо использовать независимо, и они могут влиять на результаты друг друга. В 2016 году в волоконно-оптическом зонде был использован FBG для улучшения осевого разрешения и развязки осей [123]. Это позволило достичь радиального и осевого разрешения 5 нм и 8 нм соответственно, с повторяемостью (k = 1) от 39 нм до 50 нм при измерении кольцевого датчика диаметром 900 мкм и 800 мкм соответственно.

Из-за освещения волокна существует ограничение на допустимую ширину компонента до затенения. Для уменьшения ширины пучка можно использовать оптическую щель, но это также снижает интенсивность освещения и чувствительность измерения; было показано, что установка призмы рядом с валом щупа устраняет это ограничение [124]. Угол освещения волокна с использованием косого облучения показал улучшение чувствительности измерения [125]. Использование контактного запуска посредством обнаружения порогового смещения потенциально приводит к большим ошибкам из-за геометрии поверхности, что приводит к временной задержке между реальным контактом и обнаруженным контактом. Было показано, что метод обнаружения начальной точки контакта с использованием долговременной кратковременной памяти (LSTM), типа глубокого обучения, уменьшает этот эффект до 0,04 мкм [126].

В 2017 году был представлен еще один подход к обнаружению отклонения зонда, состоящий из неподвижного блока, оптического волоконного кантилевера с валом, соединенным перпендикулярно кантилеверу, и зондирующей сферы на конце. Здесь лазерный луч вводится в один конец волокна и излучается из свободного конца волоконного кантилевера, фокусируясь на массиве пикселей камеры, что позволяет определить отклонение зонда [127]. Этот зонд прост в изготовлении, недорог, имеет высокое отношение сигнал/шум, разрешение 10 нм, 30 нм и 5 нм по  осям xyz соответственно, и погрешность измерения (k = 1) 45 нм.

2.3.3. Волоконно-оптические брэгговские решетки

При воздействии напряжения на FBG отраженная частота Брэгга будет смещаться из-за изменения периодического расстояния между решетками. Прямая интеграция FBG в сердцевину волоконного зонда была продемонстрирована в 2009 году [128]. При отклонении зонда из-за контакта с образцом частота Брэгга будет смещаться в соответствии с этим принципом, как показано на  рисунке 9 a,b, и, таким образом, можно определить корреляцию со смещением. Этот зонд чувствителен к осевой нагрузке с разрешением измерения 60 нм, но нечувствителен в радиальном направлении, поскольку сердцевина волокна расположена в нейтральной плоскости во время радиального изгиба. В 2012 году было показано использование двойной структуры FBG; здесь обе FBG размещены в трубке из нержавеющей стали, причем одна FBG выступает в качестве эталонной, а другая выходит за пределы корпуса трубки для зондирования и измерения смещения. Такая конфигурация снижает влияние шума, особенно вызванного изменениями температуры, в результате чего датчик имеет улучшенное осевое разрешение 10 нм [129].

Рисунок 9.  Принцип работы тактильного измерения на основе FBG. (a) Показан зонд в неподвижном положении, показан входной сигнал на датчик FBG вместе с полученным значением отражения. (b) Показан зонд после отклонения из-за контакта с измеряемым образцом, что приводит к сдвигу длины волны отражения. (c) Показан вид сверху 4-жильного датчика FBG для многонаправленного измерения, жилы которого заключены внутри жесткой трубки.

В 2013 году было продемонстрировано использование одноядерного и моделирование четырехъядерного FBG в конфигурации, показанной на  рисунке 9c , для сенсорного триггера с зондом длиной 5 мм и диаметром концевого шарика 105 мкм, с осевым разрешением 100 нм. Было установлено, что зонд FBG с четырьмя ядерами имеет теоретическое осевое разрешение, равное разрешению одноядерного зонда FBG, с возможностью разделения 2D радиального смещения с разрешением 13 нм [130]. ​​В 2014 году был показан двухволоконный зонд с одним FBG, способный измерять как в осевом, так и в радиальном направлениях с осевым разрешением 8 нм и радиальным разрешением 30 нм [131]. Этот зонд был продемонстрирован при измерении сопел в инжекционной пластине ракетного двигателя с диаметром отверстий от 218 мкм до 536 мкм на глубине 3 мм. Это работает, учитывая, что сердцевина FBG больше не находится в нейтральной плоскости с низким напряжением от радиального контактного смещения. 3D-измерения также были продемонстрированы с использованием двух- и четырехъядерной FBG в 2016 году [132, 133].

С 2016 по 2018 год был разработан динамический нано-CMM-зонд на основе FBG. Зонд-стилус и датчики FBG были закреплены на опоре, которая была подвешена с помощью трехплечевого кантилевера, изготовленного методом химического травления. Было достигнуто разрешение 13 нм при измерительной силе менее 1,5 мН и  повторяемости xyz  (k = 1) менее 50 нм [134, 135].

3. Бесконтактные методы измерения

Бесконтактные измерения представляют значительный интерес, поскольку, как правило, обеспечивают высокую скорость захвата данных, что позволяет создавать плотные трехмерные облака точек, которые более точно отражают топографию образца без деформации измеряемой поверхности. Основной принцип активной бесконтактной системы измерения расстояния заключается в проецировании электромагнитной волны на объект и обработке отраженного сигнала для определения расстояния до него. Существует множество разработанных методов измерения размеров, относящихся к этой категории; однако не все из них подходят для измерения HAR из-за таких факторов, как конфигурация установки, приводящая к эффектам затенения, зависимость результата измерения от материала и требуемый масштаб измерения, применимый в данном обзоре. В данном обзоре рассматриваются такие подходы, как низкокогерентная интерферометрия (LCI), лазерная триангуляция, рентгеновская компьютерная томография (XCT) и емкостные методы.

Оптические методы являются перспективными бесконтактными методами измерения, способными обеспечить высокое разрешение и точность [136, 137] в осевом измерении. Однако контактные измерения могут обеспечить более высокое боковое разрешение, чем оптические методы; это связано с тем, что на оптические методы измерения влияют параметры поверхности образца и качество используемой для фокусировки оптики, при этом боковое разрешение в конечном итоге ограничивается дифракционным пределом.

Одна из главных проблем, связанных с оптическими методами измерения, — это влияние свойств измеряемого компонента (геометрия, поверхность, материал и т. д.) на результат измерения. Например, некоторые поверхности могут вносить ложные фазовые изменения в свет из-за свойств материала. Таким образом, для каждого оптического датчика необходимо знать соотношение между свойствами объекта и неопределенностью измерения [138].

Надежность оптических профилографов тесно связана с отражением света от диффузно рассеивающих поверхностей, в результате чего падающий свет рассеивается во многих направлениях, а незначительная его часть возвращается обратно в систему наблюдения. Хотя эта зависимость от шероховатости и текстуры поверхности хорошо известна, она еще не была количественно оценена из-за сложности понимания взаимосвязи между геометрией поверхности и уравнением Максвелла, а также дополнительной зависимости от оптической конфигурации/метода и поверхности — изменение любого из этих параметров приводит к изменению взаимосвязи. Это контрастирует с механическими системами зондирования, которые легко моделируются, и их поведение можно имитировать для различных топографий поверхности.

3.1. Интерферометрия с низкой когерентностью

LCI основан на принципе когерентного стробирования, позволяющем получать абсолютные измерения расстояния путем анализа интерференционной области между образцом и опорным сигналом, подаваемым с помощью источника света с низкой временной когерентностью (широкополосного) или перестраиваемого лазера. Существует множество конфигураций, которые можно использовать для реализации системы LCI, как показано на  рисунке 10 a–c. Здесь показаны варианты реализации во временной области, сканирование с опорным сигналом  (рисунок 10 a), однократное ступенчатое сканирование с опорным сигналом (рисунок 10 b) и Фурье/спектральная область  (рисунок 10 c). Эти системы могут обеспечивать абсолютные измерения с разрешением по глубине, простое мультиплексирование датчиков и волоконно-оптическую связь с высоким осевым и латеральным разрешением. Однако эти зонды способны измерять только в одном измерении, что делает их подверженными дрейфу внутри измеряемого отверстия вокруг оси вращения и не позволяет проводить измерения нависаний или дна отверстий/элементов.

Рисунок 10.  Схема типовых конфигураций зондов LCI для измерения HAR. (a) сканирующее эталонное зеркало, cm = холодное зеркало, m = зеркало, bs = разделитель луча, (b) однократное наклонное/ступенчатое эталонное зеркало, (c) однократное спектральное измерение и (d) типовые зонды с боковым углом наклона для измерения боковых стенок HAR.

Использование оптических волокон исследовалось в различных областях сенсорики, демонстрируя их способность значительно улучшать характеристики интерферометрических систем. Это в основном объясняется их малым размером, малым весом, мультиплексированием, дистанционным зондированием, высокой гибкостью, низкими потерями при распространении, высокой чувствительностью, низкой стоимостью изготовления, малым форм-фактором, высокой точностью, невосприимчивостью к электромагнитным помехам и устойчивостью к высоким температурам и облучению, что делает их привлекательными для многих применений [140]. Было много примеров использования волоконно-оптических профилометров LCI, наиболее заметных в области биомедицинских наук, где они называются оптической когерентной томографией из-за их использования в томографических измерениях человеческого тела [141]. Также были продемонстрированы некоторые реализации для измерения размеров промышленных компонентов и измерений в отверстиях, как подробно описано в этом разделе.

В литературе описан волоконно-оптический датчик LCI в конфигурации с общим оптическим путем, использующий донор Физо/приемник Михельсона и наклонное опорное зеркало для устранения необходимости в ступенчатом изменении опорного зеркала и обеспечения однократного измерения. Однако это ограничивает рабочий диапазон из-за зависимости видимости интерференционной полосы от угла наклона. Эта система имеет переменное рабочее расстояние 100 мкм, диапазон измерения 160 мкм, точность в нанометровом диапазоне и зависящую от глубины неопределенность от 16,9 нм до 67,6 нм (линейное увеличение с расстоянием от измеряемого объекта). Было реализовано волокно диаметром 80 мкм с фокусирующим зондом, изготовленным из градиентной призмы, отшлифованной под углом 45°, создающей пятно размером приблизительно 7 мкм. Было продемонстрировано измерение автомобильных инжекционных форсунок с неопределенностью измерения (k = 1) менее 100 нм [142].

В 2012 году был разработан тандемный датчик LCI с зондом Физо с общим путем, использующим волоконный зонд диаметром 30 мкм с отполированным под углом 45°, для измерения боковых стенок отверстий малого диаметра с погрешностью измерения (k = 2) 89 нм [143]. Здесь измерительный и эталонный интерферометры, соединенные одномодовым оптическим волокном, создают интерференционную полосу, если длины оптических путей в обоих интерферометрах одинаковы. Эта установка показана на  рисунке 10а . Таким образом, сканируя эталонное зеркало и отслеживая его положение с помощью интерференционных полос, генерируемых с помощью He-Ne лазера, можно определить расстояние до поверхности.

Полностью развернутый датчик LCI, использующий конфигурацию спектральной области с общим путем и головку датчика из одномодового волокна (как показано на  рисунке 10 c), оказался эффективным методом измерения топографии поверхности [144]. Эта система отличается высокой надежностью в различных условиях эксплуатации благодаря возможности измерения с общим путем и однократного измерения. Система была протестирована в воздухе, воде, парафине и металлообрабатывающей жидкости с минимальным влиянием на линейность ((k = 2) от 135 нм до 159 нм), точность измерения и прецизионность ((k = 2) от 56 нм до 76 нм в воздухе и воде соответственно) [145]. Более того, датчик может работать с головкой датчика, соединенной внутри высокоскоростной струи жидкости для удаления загрязнений с поверхности, поддерживая при этом однородную рабочую среду [146]. Диапазон измерения датчика ограничен частотой спектральной дискретизации спектрометра, при этом текущая конфигурация обеспечивает диапазон измерения 2,1 мм.

В 2012 году была разработана недорогая, компактная, монокристаллическая кремниевая интерферометрическая система для проведения профилометрических измерений размером 390 мкм × 550 мкм и длиной 4 мм [147], которая продемонстрировала потенциальную доступность и масштабируемость низкокогерентной интерферометрии для микрозондовых применений. Кроме того, была представлена ​​также прослеживаемая, недорогая и быстрая схема осевой калибровки [148], которая использует возможности LCI для проведения томографических измерений и подходит для применения на оборудовании или во встроенных системах.

3.2. Лазерная триангуляция

Лазерная триангуляция для измерения размеров поверхности хорошо зарекомендовала себя в отрасли как экономически эффективное решение, обеспечивающее точность измерения на уровне микрометров при высокой скорости сканирования. Однако из-за принципа работы ее трудно миниатюризировать до субмиллиметрового масштаба, и она может иметь длительное время прогрева (приблизительно 20 мин) для стабильной работы [149]. Техника работает, как показано на  рисунке 11а: по мере перемещения измеряемого объекта в плоскости измерения положение луча, отраженного от поверхности образца на детекторе, изменяется. Расстояние объекта от сканера затем можно определить с помощью триангуляции.

Рисунок 11.  (а) Схема, демонстрирующая принцип работы триангуляционных датчиков для расчета расстояния до детали. Δ описывает расстояние от нулевой области, а θ — соответствующее смещение лазерного пятна на матрице детекторов. θ рассчитывается на основе известных расстояний  a  и  b  и известных углов θ1 и θ2. (b) Пример применения существующего триангуляционного датчика для измерения внутри отверстия.

В 2014 году измерение внутренней резьбы (<M4) проводилось с использованием коммерческого лазерного датчика перемещения и перепроектирования оптического пути с помощью зеркала, наклоненного под углом 45°, для измерения боковых стенок, как показано на  рисунке 11 b. Датчик был спроектирован с точностью 1,5 мкм, осевым разрешением 30 нм, диапазоном измерения 30 мм ± 5 мм и эффективным размером лазерного пятна от 20 мкм до 100 мкм [150]. Этот подход также использовался в 2021 году для измерения боковых стенок пазов и отверстий [151]. Благодаря размеру используемого зеркала и минимальному смещению, наименьший измеряемый диаметр отверстия составил 1,44 мм. Из-за затенения отверстий глубина измерения была тесно связана с диаметром отверстия: отверстия диаметром 6 мм, 8 мм и 10 мм давали измеримые глубины 3,9 мм, 5,35 мм и 6,9 мм соответственно, с осевым разрешением 1,3 мкм.

В 2016 году было представлено специальное аппаратное решение для измерения отверстий валов внутри блоков автомобильных двигателей (диаметр 92 мм × длина 550 мм) с использованием четырех лазерных триангуляционных датчиков, установленных в разных положениях. Погрешность измерения составляла менее 4 мкм, а стандартное отклонение — менее 2 мкм, при этом время измерения составляло 3 минуты на блок двигателя [152].

3.3. Рентгеновская компьютерная томография

Рентгеновская компьютерная томография (XCT) — это метод визуализации, обеспечивающий неразрушающую объемную реконструкцию компонента путем размещения образца внутри конического пучка рентгеновских лучей, которые проходят через объект и регистрируются плоским детектором. Вращая объект и получая последовательные 2D-изображения, можно добиться 3D-реконструкции объекта, как показано на  рисунке 12а. Однако эти системы часто дороги, имеют низкую скорость измерения, низкое разрешение, которое уменьшается со смещением относительно источника рентгеновского излучения, большие размеры, используют радиоактивный источник, требуют опытных операторов и создают артефакты изображения, зависящие от множества параметров, таких как смещение источника, оси вращения, образца или детектора, рассеяние, жесткость пучка из-за полихроматического источника рентгеновского излучения, кольцевые артефакты от дефектных или некалиброванных элементов детектора и т. д., что приводит к искажениям в реконструированном объеме КТ, вызывающим ошибки [153].

Рисунок 12.  Схема, показывающая, как работают системы рентгеновской компьютерной томографии (КТ) как в (а) традиционном формате КТ, так и в (b) формате микроскопии КТ.

Пространственное разрешение систем рентгеновской компьютерной томографии (XCT) для измерения размеров обычно ограничено 4–10 мкм для объектов с размерами от 0,5 до 25 мм [154], для более крупных образцов достижимое разрешение составляет несколько десятков микрометров [155]. Для улучшения разрешения вокселей было продемонстрировано использование сцинтилляционной маски с последующим применением оптических линз для оптического увеличения изображения перед попаданием на ПЗС-детектор, как показано на  рисунке 12b . Эта техника известна как рентгеновская микроскопия (XRM) и позволяет получать изображения размером до 500 нм. Кроме того, в литературе были продемонстрированы элементы фокусировки рентгеновского излучения для улучшения разрешения XRM с использованием зонных пластин Френеля или зеркал Киркпатрика-Баэза [156]; эти подходы известны как нано-XRM, при этом коммерческие системы (Sigray TriLambda-30 NanoXRM) заявляют о разрешении до 35 нм. Однако эти дополнения ограничивают рабочий диапазон системы; системы XRM могут выполнять измерения размеров объемов 5 мм³ или меньше [155], а системы Nano-XRM имеют ограниченное поле зрения с размерами образцов, как правило, менее 100 мкм в диаметре.

В литературе также были представлены примеры использования методов рентгеновской компьютерной томографии (XCT) для измерения размеров деталей. В 2012 году было продемонстрировано использование синхротрона (XRM) для различения дизельных форсунок, изготовленных методом электроэрозионной обработки (EDM) и методом ЧПУ (расчетные диаметры: сопла ЧПУ 320 мкм и сопла EDM 180 мкм), пространственное разрешение этой системы составило 9 мкм при времени измерения 15 минут [157]. В 2018 году также были показаны трудноизмеримые податливые структуры размером от 0,6 мм до 65 мм, с разницей менее 2 мкм между результатами XCT и экстраполированными результатами CMM [ 158 ]. В 2022 году было показано, что использование системы XRM для выполнения точной трехмерной метрологии многосферных фантомов обеспечивает повторяемость (k = 1) 100 нм и воспроизводимость 350 нм [155].

3.4. Емкостные зонды

Как упоминалось в  разделе 2.1.2, методы емкостного зондирования измеряют изменение емкости между наконечником зонда и измеряемой поверхностью для определения положения поверхности. В этом разделе рассматривается использование этого принципа для непосредственного определения расстояния от зонда до поверхности образца с использованием двух подходов, описанных в литературе и схематически показанных на  рисунке 13. Качество измерения сильно зависит от условий окружающей среды, типа материала и топографии, при этом следует отметить, что измеряются только металлические поверхности. Как правило, эти датчики имеют низкое боковое разрешение из-за протяженного электрического поля, но очень высокую осевую чувствительность с трехмерным изотропным обнаружением и низкую стоимость.

Рисунок 13.  Схема, показывающая принцип работы емкостных зондов в двух вариантах: (а) емкостной стержневой и (b) сферической связи.

В 2009 году был представлен подход к быстрому измерению диаметра отверстия менее чем за 8 секунд с использованием емкостного стержневого зонда, как показано на  рисунке 13а . Сравнительное измерение с помощью КИМ заняло не менее 1 минуты в зависимости от количества точек измерения с точностью до 3 мкм при измерении отверстий диаметром приблизительно от 2,45 мм до 2,75 мм. Однако такие факторы, как округлость и профиль, не учитываются [159].

В 2010 году был разработан емкостной зондирующий датчик со сферической зондирующей головкой диаметром 3 мм, демонстрирующий разрешение лучше 5 нм и нелинейность менее 10 нм в рабочем диапазоне 1 мкм [160]. Для измерения диаметра отверстий, для общих операций зондирования (3 мм × 100 мм) [160] и для измерения микроформ (100 мкм × 1500 мкм) можно использовать широкий диапазон геометрических форм зондов [161].

В 2019 году был разработан зонд для измерения электрического поля в сферической области, как показано на  рисунке 13b , позволяющий достичь разрешения 1 нм с нелинейностью 6 нм в диапазоне измерения 1,2 мкм после коррекции. Это было достигнуто с использованием зондов диаметром от 1,5 мм до 3 мм и стилуса длиной 150 мм [162], с погрешностью измерения (k = 2) 200 нм [163]. В 2020 году моделирование этого датчика позволило определить возможности точечного зондирования с 31% от общего поверхностного заряда на шарике диаметром 1 мм, который концентрировался на 1% от общей поверхности зондирующего шарика при работе с зазором зондирования 0,3 мкм и оставался неизменным при изменении геометрии поверхности или зазора зондирования в пределах диапазона измерения, что позволяло приблизительно осуществлять точечное зондирование [164].

4. Вызовы

Измерение характеристик HAR представляет собой сложную метрологическую задачу, сложность которой, как ожидается, возрастет в будущих приложениях. Некоторые из проблем, возникающих при измерении характеристик HAR, были освещены в разделе обзора технологий данной статьи. В этом разделе рассматриваются следующие темы, охватывающие сложность топографии поверхности, внутрипроцессную метрологию, диапазон измерений и механизмы перемещения.

Увеличение использования внутренних структур благодаря таким технологиям, как аддитивное производство, создает особенно сложную метрологическую проблему, при этом существующие решения и исследования часто ограничиваются рентгеновской компьютерной томографией. Современные контактные методы измерения HAR имеют ограниченный рабочий диапазон; изменение угла наклона зонда обеспечивает некоторое расширение возможностей, хотя они все еще очень ограничены [165]. Однако доступны оптические зонды со специально разработанными зондирующими головками для измерения подрезов в отверстиях или с MEMS-зеркалами для управляемой подачи луча внутри отверстия.

Для проведения измерения датчик необходимо расположить вблизи образца (или наоборот). Таким образом, механизм перемещения оказывает большое влияние на точность, объем, скорость и повторяемость измерений, а также ограничивает диапазон измеряемых геометрических форм. Обычно используются сканирующие XYZ-столы и вращающиеся столики. Для обеспечения большей гибкости в будущем датчики могут быть соединены с гибкими «змеевидными» зондами, обычно используемыми в биомедицинских эндоскопических процедурах. В настоящее время были продемонстрированы «змеевидные зонды» с 2 степенями свободы (DoF) и диаметром 2,6 мм [166] или также были показаны зонды с 5 степенями свободы и диаметром 3 мм [167]. Однако для успешного применения этих инструментов перемещения требуется более точное определение ориентации и положения зонда внутри образца. Кроме того, к этому подходу могут быть применимы только определенные методы, такие как бесконтактные или емкостные методы на основе волокон. Это становится распространенным явлением в биомедицинской области, и некоторые из представленных в этом обзоре датчиков имеют габариты, которые позволяют интегрировать их с существующими технологиями.

В связи с растущим интересом к применению функционального проектирования текстуры поверхности для улучшения эксплуатационных характеристик деталей, быстро возрастает потребность в одновременном и точном измерении геометрии и текстуры поверхности. Это требует применения методов, способных работать в широком диапазоне измерений и обеспечивать высокую плотность точек данных; таким образом, скорость измерения становится все более важной, а также адекватное боковое и осевое разрешение для фиксации особенностей детали.

Необходимость в измерениях в процессе производства становится все более актуальной. Измерения на месте требуют высокоскоростных, надежных датчиков, устойчивых к условиям производственной среды, с эффективными алгоритмами, позволяющими соответствующим образом адаптировать оборудование без замедления производственного процесса. Как уже упоминалось, измерение формы и шероховатости представляет собой сложную задачу; для измерений в режиме реального времени требуются датчики и алгоритмы, способные обрабатывать высокие скорости сбора и обработки данных, необходимые для режима контроля в режиме реального времени. Большинство рассмотренных методов были разработаны в лабораториях с контролируемой окружающей средой и еще не продемонстрировали надежность в условиях промышленных измерений, причем многие из них обладают высокой чувствительностью к температурным изменениям.

5. Резюме и перспективы

Растет потребность в измерительных системах, способных предоставлять информацию о размерах структур HAR. Также увеличивается использование текстурирования поверхности для повышения производительности и улучшения таких характеристик, как теплопередача, смазка и смачиваемость. Эти факторы привели к необходимости в измерительных системах, способных достигать этих труднодоступных областей и получать информацию о размерах в диапазоне нескольких порядков величины, от шероховатости поверхности до формы. Также становится очевидной необходимость в увеличении объема данных с точки зрения плотности точек данных и типов данных, что позволит лучше понять объект.

В данной статье рассматриваются и обобщаются современные методы 3D-измерения поверхности в контексте структур HAR. Показано, что, несмотря на разработку множества методов, большинство из них остаются на стадии прототипирования и лабораторных испытаний, отличаясь высокой чувствительностью к внешним воздействиям и относительно низкой скоростью сбора данных или сканирования. Также существует мало исследований, посвященных их использованию для измерения профиля поверхности сложных внутренних микроструктур. Кроме того, исследования сосредоточены на простых геометрических формах, таких как прямые отверстия, без расширения до более сложных структур, которые вызывают все больший интерес. В настоящее время только методы рентгеновской компьютерной томографии (XCT) позволяют легко получить представление о таких структурах. Однако эти системы являются большими, медленными, их сложно откалибровать для обеспечения прослеживаемости, они требуют высококвалифицированных пользователей и используют опасное излучение, без четкого пути к применению в системах массового контроля. Следовательно, расширение методов с использованием гибких зондов, таких как системы на основе оптического волокна или емкостные системы, может обеспечить лучшую прослеживаемость измерений, разрешение, точность и удобство.

Для удовлетворения требований к скорости, разрешению, гибкости, рабочему диапазону и надежности, в настоящее время представляется экономически и временным эффективным подходом к выполнению измерений трехмерных поверхностей и реконструкции форм с помощью встроенного измерения типов структур, исследующих поверхность с помощью специально управляемого светового луча, такого как LCI. Однако выбор измерительного оборудования зависит от конкретного случая, и было отмечено, что все еще существует множество сохраняющихся проблем; очевидна необходимость консолидации передовых методов и продвижения интеграции метрологии с современными производственными системами. Перед тем как приступать к практическому применению каких-либо работ, упомянутых в данной статье, необходимо тщательно изучить оригинальные работы.

Литература

1. Tong, H.; Li, Y.; Zhang, L.; Li, B. Mechanism design and process control of micro EDM for drilling spray holes of diesel injector nozzles. Precis. Eng. 2013, 37, 213–221. [Google Scholar] [CrossRef]
2. Yu, P.; Xu, J.; Hou, Y.; Yu, H. Mechanism design and process control of micro-EDM for drilling deep hole of bellows. J. Adv. Manuf. Technol 2021, 115, 2423–2432. [Google Scholar] [CrossRef]
3. Aziz, M.; Ohnishi, O.; Onikura, H. Novel micro deep drilling using micro long flat drill with ultrasonic vibration. Precis. Eng. 2012, 36, 168–174. [Google Scholar] [CrossRef]
4. Sun, X.Q.; Masuzawa, T.; Fujino, M. Micro ultrasonic machining and its applications in MEMS. Sens. Actuator A Phys. 1996, 57, 159–164. [Google Scholar] [CrossRef]
5. Vala, M.; Homola, J. Flexible method based on four-beam interference lithography for fabrication of large areas of perfectly periodic plasmonic arrays. Opt. Express 2014, 22, 18778–18789. [Google Scholar] [CrossRef]
6. Meijer, T.; Beardmore, J.; Fabrie, C.; van Lieshout, J.; Notermans, R.; Sang, R.; Vredenbregt, E.; Van Leeuwen, K. Structure formation in atom lithography using geometric collimation. Appl. Phys. B 2011, 105, 703–713. [Google Scholar] [CrossRef]
7. Chou, S.Y.; Krauss, P.R.; Renstrom, P.J. Nanoimprint lithography. J. Vac. Sci. 1996, 14, 4129–4133. [Google Scholar] [CrossRef]
8. Heckele, M.; Schomburg, W. Review on micro molding of thermoplastic polymers. J. Micromech. Microeng. 2003, 14, R1. [Google Scholar] [CrossRef]
9. Pais, M.; Chow, L.; Mahefkey, E. Surface roughness and its effects on the heat transfer mechanism in spray cooling. J. Heat Transfer 1992, 114, 211–219. [Google Scholar] [CrossRef]
10. Attinger, D.; Frankiewicz, C.; Betz, A.R.; Schutzius, T.M.; Ganguly, R.; Das, A.; Kim, C.J.; Megaridis, C.M. Surface engineering for phase change heat transfer: A review. MRS Energy Sustain. 2014, 1, E4. [Google Scholar] [CrossRef]
11. Grabas, B. Vibration-assisted laser surface texturing of metals as a passive method for heat transfer enhancement. Exp. Therm. Fluid Sci. 2015, 68, 499–508. [Google Scholar] [CrossRef]
12. Piasecka, M.; Strąk, K.; Grabas, B. Vibration-assisted laser surface texturing and electromachining for the intensification of boiling heat transfer in a minichannel. Arch. Metall. Mater. 2017, 62, 1983–1990. [Google Scholar] [CrossRef]
13. Kumar, G.U.; Suresh, S.; Kumar, C.S.; Back, S.; Kang, B.; Lee, H.J. A review on the role of laser textured surfaces on boiling heat transfer. Appl. Therm. Eng. 2020, 174, 115274. [Google Scholar] [CrossRef]
14. Dhadda, G.; Hamed, M.; Koshy, P. Electrical discharge surface texturing for enhanced pool boiling heat transfer. J. Mater. Process. Technol. 2021, 293, 117083. [Google Scholar] [CrossRef]
15. Pettersson, U.; Jacobson, S. Influence of surface texture on boundary lubricated sliding contacts. Tribol. Int. 2003, 36, 857–864. [Google Scholar] [CrossRef]
16. Hsu, S.M.; Jing, Y.; Zhao, F. Self-adaptive surface texture design for friction reduction across the lubrication regimes. Surf. Topogr. Metrol. Prop. 2015, 4, 014004. [Google Scholar] [CrossRef]
17. Uddin, M.; Ibatan, T.; Shankar, S. Influence of surface texture shape, geometry and orientation on hydrodynamic lubrication performance of plane-to-plane slider surfaces. Lubr. Sci. 2017, 29, 153–181. [Google Scholar] [CrossRef]
18. Edachery, V.; Shashank, R.; Kailas, S.V. Influence of surface texture directionality and roughness on wettability, sliding angle, contact angle hysteresis, and lubricant entrapment capability. Tribol. Int. 2021, 158, 106932. [Google Scholar] [CrossRef]
19. Kubiak, K.; Wilson, M.; Mathia, T.; Carval, P. Wettability versus roughness of engineering surfaces. Wear 2011, 271, 523–528. [Google Scholar] [CrossRef]
20. Misyura, S.; Kuznetsov, G.; Feoktistov, D.; Volkov, R.; Morozov, V.; Orlova, E. The influence of the surface microtexture on wettability properties and drop evaporation. Surf. Coat. Technol. 2019, 375, 458–467. [Google Scholar] [CrossRef]
21. Hitchcock, S.; Carroll, N.; Nicholas, M. Some effects of substrate roughness on wettability. JMST 1981, 16, 714–732. [Google Scholar] [CrossRef]
22. Ijaola, A.O.; Bamidele, E.A.; Akisin, C.J.; Bello, I.T.; Oyatobo, A.T.; Abdulkareem, A.; Farayibi, P.K.; Asmatulu, E. Wettability transition for laser textured surfaces: A comprehensive review. Surf. Interfaces 2020, 21, 100802. [Google Scholar] [CrossRef]
23. Wassmann, T.; Kreis, S.; Behr, M.; Buergers, R. The influence of surface texture and wettability on initial bacterial adhesion on titanium and zirconium oxide dental implants. Int. J. Implant Dent 2017, 3, 1–11. [Google Scholar] [CrossRef] [PubMed]
24. Bico, J.; Thiele, U.; Quéré, D. Wetting of textured surfaces. Colloids Surf. A 2002, 206, 41–46. [Google Scholar] [CrossRef]
25. Ito, S.; Kikuchi, H.; Chen, Y.; Shimizu, Y.; Gao, W.; Takahashi, K.; Kanayama, T.; Arakawa, K.; Hayashi, A. A micro-coordinate measurement machine (CMM) for large-scale dimensional measurement of micro-slits. Appl. Sci. 2016, 6, 156. [Google Scholar] [CrossRef]
26. Nam, J.; Carvalho, M.S. Flow in tensioned-web-over-slot die coating: Effect of die lip design. Chem. Eng. Sci. 2010, 65, 3957–3971. [Google Scholar] [CrossRef]
27. Pickett, L.M.; Siebers, D.L. An investigation of diesel soot formation processes using micro-orifices. Proc. Combust. Inst. 2002, 29, 655–662. [Google Scholar] [CrossRef]
28. Kao, C.C.; Shih, A.J. Form measurements of micro-holes. Meas. Sci. Technol. 2007, 18, 3603. [Google Scholar] [CrossRef]
29. Jantzen, S.; Neugebauer, M.; Meeß, R.; Wolpert, C.; Dietzel, A.; Stein, M.; Kniel, K. Novel measurement standard for internal involute microgears with modules down to 0.1 mm. Meas. Sci. Technol. 2018, 29, 125012. [Google Scholar] [CrossRef]
30. Santos, R.J.; Sultan, M.A. State of the art of mini/micro jet reactors. Chem. Eng. Technol. 2013, 36, 937–949. [Google Scholar] [CrossRef]
31. Yao, X.; Zhang, Y.; Du, L.; Liu, J.; Yao, J. Review of the applications of microreactors. Renew. Sustain. Energy Rev. 2015, 47, 519–539. [Google Scholar] [CrossRef]
32. Murakami, H.; Katsuki, A.; Onikura, H.; Sajima, T.; Kawagoishi, N.; Kondo, E. Development of a system for measuring micro hole accuracy using an optical fiber probe. J. Adv. Mech. 2010, 4, 995–1004. [Google Scholar] [CrossRef]
33. Bos, E.; Delbressine, F.; Haitjema, H. High-accuracy CMM metrology for micro systems. Vdi Berichte 2004, 1860, 511–522. [Google Scholar]
34. Meli, F.; Küng, A. AFM investigation on surface damage caused by mechanical probing with small ruby spheres. Meas. Sci. Technol. 2007, 18, 496. [Google Scholar] [CrossRef]
35. Meli, F.; Küng, A.; Thalmann, R. Ultra precision micro-CMM using a low force 3D touch probe. In Proceedings of the Optics and Photonics, San Diego, CA, USA, 24 August 2005; pp. 265–272. [Google Scholar]
36. Weckenmann, A.; Estler, T.; Peggs, G.; McMurtry, D. Probing systems in dimensional metrology. CIRP Ann. 2004, 53, 657–684. [Google Scholar] [CrossRef]
37. Van Vliet, W.; Schellekens, P. Accuracy limitations of fast mechanical probing. CIRP Ann. 1996, 45, 483–487. [Google Scholar] [CrossRef]
38. Küng, A.; Meli, F.; Thalmann, R. Ultraprecision micro-CMM using a low force 3D touch probe. Meas. Sci. Technol. 2007, 18, 319. [Google Scholar] [CrossRef]
39. Fang, H.; Xu, B.; Yin, D.; Zhao, S. A method to control dynamic errors of the stylus-based probing system for the surface form measurement of microstructures. J. Nanomater. 2016, 2016, 3727514. [Google Scholar] [CrossRef]
40. Yin, Q.; Xu, B.; Yin, G.; Gui, P.; Xu, W.; Tang, B. Surface profile measurement and error compensation of triangular microstructures employing a stylus scanning system. J. Nanomater. 2018, 2018, 6396871. [Google Scholar] [CrossRef]
41. Bos, E.J. Aspects of tactile probing on the micro scale. Precis. Eng. 2011, 35, 228–240. [Google Scholar] [CrossRef]
42. Claverley, J.D.; Burisch, A.; Leach, R.K.; Raatz, A. Semi-automated assembly of a MEMS-based micro-scale CMM probe and future optimization of the process chain with a view to desktop factory automation. In Proceedings of the Precision Assembly Technologies and Systems; Springer: Berlin/Heidelberg, Germany, 2012; pp. 9–16. [Google Scholar]
43. Li, R.; Chen, C.; Li, D.; Fan, K.C.; Cheng, Z.; Huang, Q.; Dang, X. Ball tips of micro/nano probing systems: A review. Chin. J. Mech. 2017, 30, 222–230. [Google Scholar] [CrossRef]
44. Ferreira, N.; Brennecke, A.; Dietzel, A.; Büttgenbach, S.; Krah, T.; Metz, D.; Kniel, K.; Härtig, F. Reducing the probe ball diameters of 3D silicon-based microprobes for dimensional metrology. In Proceedings of the 7th International Conference on Sensing Technology, Wellington, New Zealand, 3–5 December 2013; pp. 301–306. [Google Scholar]
45. Murakami, H.; Katsuki, A.; Sajima, T.; Uchiyama, K. Fabrication of ultra-small-diameter optical-fiber probe using acid-etch technique and CO₂ laser for 3D-micro metrology. Int. J. Autom. 2017, 11, 699–706. [Google Scholar] [CrossRef]
46. Sheu, D.Y. Multi-spherical probe machining by EDM: Combining WEDG technology with one-pulse electro-discharge. J. Mater. Process. Technol. 2004, 149, 597–603. [Google Scholar]
47. Michihata, M. Surface-Sensing Principle of Microprobe System for Micro-Scale Coordinate Metrology: A Review. Metrology 2022, 2, 46–72. [Google Scholar] [CrossRef]
48. Kinnell, P.; Habeb, R. An evaluation of cleaning methods for micro-CMM probes. Meas. Sci. Technol. 2013, 24, 085603. [Google Scholar] [CrossRef]
49. Feng, X.; Pascal, J.; Lawes, S. A microscopy approach for in situ inspection of micro-coordinate measurement machine styli for contamination. Meas. Sci. Technol. 2017, 28, 095010. [Google Scholar] [CrossRef]
50. Weckenmann, A.; Peggs, G.; Hoffmann, J. Probing systems for dimensional micro-and nano-metrology. Meas. Sci. Technol. 2006, 17, 504. [Google Scholar] [CrossRef]
51. Fan, K.C.; Li, R.J.; Xu, P. Design and verification of micro/nano-probes for coordinate measuring machines. Nanomanuf. Metrol. 2019, 2, 1–15. [Google Scholar] [CrossRef]
52. Kobayashi, M.; Michihata, M.; Hayashi, T.; Takaya, Y. Coordinate measurement of micro groove on MEMS device by optically controlled microprobe. In Proceedings of the International Symposium on Optomechatronic Technologies, Toronto, ON, Canada, 25–27 October 2010; pp. 1–5. [Google Scholar]
53. Yacoot, A.; Koenders, L. Recent developments in dimensional nanometrology using AFMs. Meas. Sci. Technol. 2011, 22, 122001. [Google Scholar] [CrossRef]
54. Nouira, H.; Bergmans, R.H.; Küng, A.; Piree, H.; Henselmans, R.; Spaan, H.A. Ultra-high precision CMMs and their associated tactile or/and optical scanning probes. Int. J. Metrol. Qual. Eng. 2014, 5, 204. [Google Scholar] [CrossRef]
55. Feng, X.Y.; Xu, P.; Li, R.J.; Lei, Y.J.; Zhang, L.S.; Wang, B.; Huang, Q.X. Development of a High-Resolution Touch Trigger Probe Based on an Optical Lever for Measuring Micro Components. IEEE Sens. J. 2022, 22, 6466–6475. [Google Scholar] [CrossRef]
56. Balzer, F.G.; Hausotte, T.; Dorozhovets, N.; Manske, E.; Jäger, G. Tactile 3D microprobe system with exchangeable styli. Meas. Sci. Technol. 2011, 22, 094018. [Google Scholar] [CrossRef]
57. Alblalaihid, K.; Lawes, S.; Kinnell, P. Variable stiffness probing systems for micro-coordinate measuring machines. Precis. Eng. 2016, 43, 262–269. [Google Scholar] [CrossRef]
58. Alblalaihid, K.; Kinnell, P.; Lawes, S.; Desgaches, D.; Leach, R. Performance assessment of a new variable stiffness probing system for micro-CMMs. Sensors 2016, 16, 492. [Google Scholar] [CrossRef]
59. Wang, H.; Zhao, J.; Gao, R.; Yang, Y. A novel constant-force scanning probe incorporating mechanical-magnetic coupled structures. Rev. Sci. Instrum. 2011, 82, 075101. [Google Scholar] [CrossRef]
60. Pril, W.; Struik, K.; Schellekens, P. Development of a 2D probing system with nanometer resolution. In Proceedings of the 2th Annual Meeting of the American Society for Precision Engineering, Monterey, CA, USA, 9–14 November 1996; pp. 438–442. [Google Scholar]
61. Kleine-Besten, T.; Loheide, S.; Brand, U.; Bütefisch, S.; Büttgenbach, S. Development and characterisation of new probes for dimensional metrology on microsystem components. In Proceedings of the 1st Euspen International Conference; European Society for Precision Engineering and Nanotechnology: Cranfield, UK, 1999; Volume 2, pp. 387–390. [Google Scholar]
62. Haitjema, H.; Pril, W.; Schellekens, P. Development of a silicon-based nanoprobe system for 3-D measurements. CIRP Ann. 2001, 50, 365–368. [Google Scholar] [CrossRef]
63. Bos, E.; Delbressine, F.; Dietzel, A. Characterization of measurement effects in an MST based nano probe. In Proceedings of the 5th Euspen International Conference; European Society for Precision Engineering and Nanotechnology: Cranfield, UK, 2005; pp. 349–352. [Google Scholar]
64. Bos, E.; Heldens, R.; Delbressine, F.; Schellekens, P.; Dietzel, A. Compensation of the anisotropic behavior of single crystalline silicon in a 3D tactile sensor. Sens. Actuator A Phys. 2007, 134, 374–381. [Google Scholar] [CrossRef]
65. Bos, E. Tactile 3D Probing System for Measuring MEMS with Nanometer Uncertainty: Aspects of Probing, Design, Manufacturing and Assembly. Ph.D. Thesis, Technische Universiteit Eindhoven, Eindhoven, The Netherlands, 2008. [Google Scholar]
66. Dai, G.; Bütefisch, S.; Pohlenz, F.; Danzebrink, H.U. A high precision micro/nano CMM using piezoresistive tactile probes. Meas. Sci. Technol. 2009, 20, 084001. [Google Scholar] [CrossRef]
67. Metz, D.; Jantzen, S.; Wessel, D.; Mies, G.; Lüdenbach, J.; Stein, M.; Kniel, K.; Dietzel, A. Integration of an isotropic microprobe and a microenvironment into a conventional CMM. Meas. Sci. Technol. 2019, 30, 115007. [Google Scholar] [CrossRef]
68. Peiner, E.; Balke, M.; Doering, L. Slender tactile sensor for contour and roughness measurements within deep and narrow holes. IEEE Sens. J. 2008, 8, 1960–1967. [Google Scholar] [CrossRef]
69. Peiner, E.; Balke, M.; Doering, L.; Brand, U. Tactile probes for dimensional metrology with microcomponents at nanometre resolution. Meas. Sci. Technol. 2008, 19, 064001. [Google Scholar] [CrossRef]
70. Xu, M.; Kirchhoff, J.; Brand, U. Development of a traceable profilometer for high-aspect-ratio microstructures metrology. Surf. Topogr. Metrol. Prop. 2014, 2, 024002. [Google Scholar] [CrossRef]
71. Peggs, G.; Lewis, A.; Oldfield, S. Design for a compact high-accuracy CMM. CIRP Ann. 1999, 48, 417–420. [Google Scholar] [CrossRef]
72. Liebrich, T.; Knapp, W. Improvements and experimental validation of a 3D-probing system for micro-components. CIRP Ann. 2012, 61, 475–478. [Google Scholar] [CrossRef]
73. He, M.; Liu, R.; Li, Y.; Wang, H.; Lu, X.; Ding, G.; Wu, J.; Zhang, T.; Zhao, X. Tactile probing system based on micro-fabricated capacitive sensor. Sens. Actuators Phys. 2013, 194, 128–134. [Google Scholar] [CrossRef]
74. Lei, L.H.; Li, Y.; Fan, G.F.; Wu, J.J.; Jian, L.; Cai, X.Y.; Li, T.B. Development of MEMS-based micro capacitive tactile probe. Chin. Phys. B 2014, 23, 118703. [Google Scholar] [CrossRef]
75. Thalmann, R.; Meli, F.; Küng, A. State of the art of tactile micro coordinate metrology. Appl. Sci. 2016, 6, 150. [Google Scholar] [CrossRef]
76. van Vliet, W.P.; Schellekens, P.H. Development of a fast mechanical probe for coordinate measuring machines. Precis. Eng. 1998, 22, 141–152. [Google Scholar] [CrossRef]
77. Chu, C.L.; Chiu, C.Y. Development of a low-cost nanoscale touch trigger probe based on two commercial DVD pick-up heads. Meas. Sci. Technol. 2007, 18, 1831. [Google Scholar] [CrossRef]
78. Li, R.J.; Xiang, M.; Fan, K.C.; Zhou, H.; Feng, J. Optimal design of a touch trigger probe. In Proceedings of the 9th International Symposium on Precision Engineering Measurement and Instrumentation, Changsha, China, 8–10 August 2014; pp. 462–468. [Google Scholar]
79. Li, R.J.; Xiang, M.; He, Y.X.; Fan, K.C.; Cheng, Z.Y.; Huang, Q.X.; Zhou, B. Development of a high-precision touch-trigger probe using a single sensor. Appl. Sci. 2016, 6, 86. [Google Scholar] [CrossRef]
80. Cui, J.; Bian, X.; He, Z.; Li, L.; Sun, T. A 3D nano-resolution scanning probe for measurement of small structures with high aspect ratio. Sens. Actuator A Phys. 2015, 235, 187–193. [Google Scholar] [CrossRef]
81. Li, R.J.; Xu, P.; Wang, P.Y.; Fan, K.C.; Cheng, R.J.; Huang, Q.X. Development of a micro/nano probing system using double elastic mechanisms. Sensors 2018, 18, 4229. [Google Scholar] [CrossRef]
82. Balzer, F.; Hofmann, N.; Dorozhovets, N.; Hausotte, T.; Manske, E.; Jäger, G. Investigation of the metrological properties of a 3-D microprobe with optical detection system. In Proceedings of the Instrumentation, Metrology, and Standards for Nanomanufacturing IV; SPIE: Paris, France, 2010; Volume 7767, pp. 168–177. [Google Scholar]
83. Li, R.J.; Fan, K.C.; Miao, J.W.; Huang, Q.X.; Tao, S.; Gong, E.m. An analogue contact probe using a compact 3D optical sensor for micro/nano coordinate measuring machines. Meas. Sci. Technol. 2014, 25, 094008. [Google Scholar] [CrossRef]
84. Li, R.J.; Fan, K.C.; Huang, Q.X.; Zhou, H.; Gong, E.M.; Xiang, M. A long-stroke 3D contact scanning probe for micro/nano coordinate measuring machine. Precis. Eng. 2016, 43, 220–229. [Google Scholar] [CrossRef]
85. Liebrich, T.; Knapp, W. New concept of a 3D-probing system for micro-components. CIRP Ann. 2010, 59, 513–516. [Google Scholar] [CrossRef]
86. Hidaka, K.; Saito, A.; Koga, S. Study of a micro-roughness probe with ultrasonic sensor. CIRP Ann. 2008, 57, 489–492. [Google Scholar] [CrossRef]
87. Masuzawa, T.; Hamasaki, Y.; Fujino, M. Vibroscanning method for nondestructive measurement of small holes. CIRP Ann. 1993, 42, 589–592. [Google Scholar] [CrossRef]
88. Kim, B.J.; Sawamoto, Y.; Masuzawa, T.; Fujino, M. Advanced vibroscanning method for micro-hole measurement, High speed and stability improvement of measurement technique. Int. J. Electr. Mach. 1996, 1, 41–44. [Google Scholar]
89. Masuzawa, T.; Kim, B.; Bergaud, C.; Fujino, M. Twin-probe vibroscanning method for dimensional measurement of microholes. CIRP Ann. 1997, 46, 437–440. [Google Scholar] [CrossRef]
90. Kim, B.; Masuzawa, T.; Fujita, H.; Tominaga, A. Dimensional measurement of microholes with silicon-based micro twin probes. In Proceedings of the 11th Annual International Workshop on Micro Electro Mechanical Systems: An Investigation of Micro Structures, Sensors, Actuators, Machines and Systems, Heidelberg, Germany, 25–29 January 1998; pp. 334–339. [Google Scholar]
91. Kim, B.; Masuzawa, T.; Bourouina, T. The vibroscanning method for the measurement of micro-hole profiles. Meas. Sci. Technol. 1999, 10, 687. [Google Scholar] [CrossRef]
92. Van Riel, M.; Bos, E.; Homburg, F. Analysis of the measurement sensitivity of multidimensional vibrating microprobes. Meas. Sci. Technol. 2014, 25, 075008. [Google Scholar] [CrossRef]
93. Yamamoto, M.; Takeuchi, H.; Aoki, S. Dimensional measurement of high aspect ratio micro structures with a resonating micro cantilever probe. Microsyst. Technol. 2000, 6, 179–183. [Google Scholar] [CrossRef]
94. Hidaka, K.; Schellekens, P. Study of a small-sized ultrasonic probe. CIRP Ann. 2006, 55, 567–570. [Google Scholar] [CrossRef]
95. Claverley, J.D.; Leach, R.K. A vibrating micro-scale CMM probe for measuring high aspect ratio structures. Microsyst. Technol. 2010, 16, 1507–1512. [Google Scholar] [CrossRef]
96. Claverley, J.D.; Leach, R.K. Development of a three-dimensional vibrating tactile probe for miniature CMMs. Precis. Eng. 2013, 37, 491–499. [Google Scholar] [CrossRef]
97. Goj, B.; Dressler, L.; Hoffmann, M. Design and characterization of a resonant triaxial microprobe. J. Micromech. Microeng. 2015, 25, 125011. [Google Scholar] [CrossRef]
98. Bauza, M.B.; Hocken, R.J.; Smith, S.T.; Woody, S.C. Development of a virtual probe tip with an application to high aspect ratio microscale features. Rev. Sci. Instrum. 2005, 76, 095112. [Google Scholar] [CrossRef]
99. Bauza, M.B.; Woody, S.C.; Seugling, R.M.; Smith, S.T. Dimensional Measurements of Ultra Delicate Materials Using Micrometrology Tactile Sensing; Technical Report; Lawrence Livermore National Lab: Livermore, CA, USA, 2010.
100. Bauza, M.; Woody, S.; Woody, B.; Smith, S. Surface profilometry of high aspect ratio features. Wear 2011, 271, 519–522. [Google Scholar] [CrossRef]
101. Huang, Q.; Chen, C.; Wu, K.; Zhang, L.; Li, R.; Fan, K.C. A three-dimensional resonant triggering probe for micro-CMM. Appl. Sci. 2017, 7, 403. [Google Scholar] [CrossRef]
102. Ito, S.; Kodama, I.; Gao, W. Development of a probing system for a micro-coordinate measuring machine by utilizing shear-force detection. Meas. Sci. Technol. 2014, 25, 064011. [Google Scholar] [CrossRef]
103. Ito, S.; Chen, Y.L.; Shimizu, Y.; Kikuchi, H.; Gao, W.; Takahashi, K.; Kanayama, T.; Arakawa, K.; Hayashi, A. Uncertainty analysis of slot die coater gap width measurement by using a shear mode micro-probing system. Precis. Eng. 2016, 43, 525–529. [Google Scholar] [CrossRef]
104. Ito, S.; Shima, Y.; Kato, D.; Matsumoto, K.; Kamiya, K. Development of a Microprobing System for Side Wall Detection Based on Local Surface Interaction Force Detection. Int. J. Autom. 2020, 14, 91–98. [Google Scholar] [CrossRef]
105. Goo, C.S.; Jun, M.B.; Saito, A. Probing system for measurement of micro-scale components. J. Manuf. Process 2012, 14, 174–180. [Google Scholar] [CrossRef]
106. Elfurjani, S.; Bayesteh, A.; Park, S.; Jun, M. Dimensional measurement based on rotating wire probe and acoustic emission. Measurement 2015, 59, 329–336. [Google Scholar] [CrossRef]
107. Elfurjani, S.; Ko, J.; Jun, M.B. Micro-scale hole profile measurement using rotating wire probe and acoustic emission contact detection. Measurement 2016, 89, 215–222. [Google Scholar] [CrossRef]
108. Schwenke, H.; Wäldele, F.; Weiskirch, C.; Kunzmann, H. Opto-tactile sensor for 2D and 3D measurement of small structures on coordinate measuring machines. CIRP Ann. 2001, 50, 361–364. [Google Scholar] [CrossRef]
109. Tutsch, R.; Andras, M.; Neuschaefer-Rube, U.; Petz, M.; Wiedenhofer, T.; Wissmann, M. Three dimensional tactile-optical probing for the measurement of microparts. In Proceedings of the SENSOR + TEST; AMA: Seattle, WA, USA, 2009; pp. 139–144. [Google Scholar]
110. Cui, J.; Li, L.; Tan, J. Optical fiber probe based on spherical coupling of light energy for inner-dimension measurement of microstructures with high aspect ratios. Opt. Lett. 2011, 36, 4689–4691. [Google Scholar] [CrossRef]
111. Cui, J.; Li, L.; Tan, J. Opto-tactile probe based on spherical coupling for inner dimension measurement. Meas. Sci. Technol. 2012, 23, 085105. [Google Scholar] [CrossRef]
112. Cui, J.; Li, L.; Li, J.; Tan, J.B. Fiber probe for micro-hole measurement based on detection of returning light energy. Sens. Actuators A Phys. 2013, 190, 13–18. [Google Scholar] [CrossRef]
113. Cui, J.; Chen, Y.; Tan, J. Improvement of dimensional measurement accuracy of microstructures with high aspect ratio with a spherical coupling fiber probe. Meas. Sci. Technol. 2014, 25, 075902. [Google Scholar] [CrossRef]
114. Chen, Y.; Cui, J.; Tan, J. Spherical coupling probe for measuring inner dimensions of microstructures. Opt. Express 2018, 26, 33523–33533. [Google Scholar] [CrossRef] [PubMed]
115. Muralikrishnan, B.; Stone, J.; Vemuri, S.; Sahay, C.; Potluri, A.; Stoup, J. Fiber deflection probe for small hole measurements. In Proceedings of the ASPE Annual Meeting, New Orleans, LA, USA, 19–22 September 2004; pp. 24–27. [Google Scholar]
116. Muralikrishnan, B.; Stone, J.; Stoup, J.R. Fiber deflection probe for small hole metrology. Precis. Eng. 2006, 30, 154–164. [Google Scholar] [CrossRef]
117. Tan, J.; Wang, F.; Cui, J. Fiber deflection probing method based on micro focal-length collimation. Opt. Express 2010, 18, 2925–2933. [Google Scholar] [CrossRef] [PubMed]
118. Murakami, H.; Katsuki, A.; Onikura, H.; Sajima, T.; Kawagoishi, N.; Kondo, E.; Honda, T. An Optical Fiber Probe for 3-D Micro Metrology. In Proceedings of the Key Engineering Materials; Trans Tech Publications Ltd.: Bach, Switzerland, 2010; Volume 447, pp. 524–528. [Google Scholar]
119. Sajima, T.; Murakami, H.; Katsuki, A.; Tabuchi, D.; Ohnishi, O.; Kurokawa, S.; Onikura, H.; Doi, T.K. Precision profile measurement system for microholes using vibrating optical fiber. Sens. Mater. 2012, 24, 387–396. [Google Scholar]
120. Murakami, H.; Katsuki, A.; Sajima, T. Analysis and evaluation of surface force effects in vibrating fiber probing system for 3-D micro structure measurements. In Proceedings of the Key Engineering Materials; Trans Tech Publications Ltd.: Bach, Switzerland, 2012; Volume 523, pp. 907–912. [Google Scholar]
121. Murakami, H.; Katsuki, A.; Sajima, T.; Suematsu, T. Study of a vibrating fiber probing system for 3-D micro-structures: Performance improvement. Meas. Sci. Technol. 2014, 25, 094010. [Google Scholar] [CrossRef]
122. Cui, J.; Li, J.; Feng, K.; Tan, J. Three-dimensional fiber probe based on orthogonal micro focal-length collimation for the measurement of micro parts. Opt. Express 2015, 23, 26386–26398. [Google Scholar] [CrossRef]
123. Cui, J.; Li, J.; Feng, K.; Tan, J.; Zhang, J. A 3D fiber probe based on orthogonal micro focal-length collimation and fiber Bragg grating. Meas. Sci. Technol. 2016, 27, 074005. [Google Scholar] [CrossRef]
124. Murakami, H.; Katsuki, A.; Sajima, T.; Uchiyama, K.; Yoshida, I.; Hamano, Y.; Honda, H. Development of measurement system for microstructures using an optical fiber probe: Improvement of measurable region and depth. Meas. Sci. Technol. 2020, 31, 075902. [Google Scholar] [CrossRef]
125. Murakami, H.; Katsuki, A.; Sajima, T.; Uchiyama, K.; Yoshida, I.; Hamano, Y.; Honda, H. Investigation of factors affecting sensitivity enhancement of an optical fiber probe for microstructure measurement using oblique incident light. Appl. Sci. 2020, 10, 3191. [Google Scholar] [CrossRef]
126. Murakami, H.; Katsuki, A.; Sajima, T.; Uchiyama, K.; Sata, Y. Development of the contact detection method in free-form surface of the optical fiber probe for microstructure measurement using long short term memory. Meas. Sens. 2021, 18, 100170. [Google Scholar] [CrossRef]
127. Zou, L.; Ni, H.; Zhang, P.; Ding, X. Assembled Cantilever Fiber Touch Trigger Probe for Three-Dimensional Measurement of Microstructures. Sensors 2017, 17, 2652. [Google Scholar] [CrossRef]
128. Ji, H.; Hsu, H.; Kong, L.; Wedding, A. Development of a contact probe incorporating a Bragg grating strain sensor for nano coordinate measuring machines. Meas. Sci. Technol. 2009, 20, 095304. [Google Scholar] [CrossRef]
129. Liu, F.; Fei, Y.; Xia, H.; Chen, L. A new micro/nano displacement measurement method based on a double-fiber Bragg grating (FBG) sensing structure. Meas. Sci. Technol. 2012, 23, 054002. [Google Scholar] [CrossRef]
130. Cui, J.; Feng, K.; Zhu, S.; Zhang, Y.; Hu, Y.; Tan, J. Development of FBG probes for dimensional metrology with micro parts of high aspect ratio. J. Mod. Opt. 2013, 60, 2001–2011. [Google Scholar] [CrossRef]
131. Cui, J.; Feng, K.; Li, J.; Tan, J. Development of a double fiber probe with a single fiber Bragg grating for dimensional measurement of microholes with high aspect ratios. Opt. Lett. 2014, 39, 2868–2871. [Google Scholar] [CrossRef]
132. Feng, K.; Cui, J.; Zhao, S.; Li, J.; Tan, J. A twin FBG probe and integration with a microhole-measuring machine for the measurement of microholes of high aspect ratios. IEEE-ASME Trans. Mechatron. 2016, 21, 1242–1251. [Google Scholar] [CrossRef]
133. Feng, K.; Cui, J.; Dang, H.; Zhang, H.; Zhao, S.; Tan, J. Four-cores FBG probe based on capillary self-assembly fabrication technique for 3D measurement. IEEE Photon. Technol. Lett. 2016, 28, 2339–2342. [Google Scholar] [CrossRef]
134. Liu, F.; Chen, L.; Wang, J.; Xia, H.; Li, R.; Yu, L.; Fei, Y. Modeling and prototyping of a fiber Bragg grating-based dynamic micro-coordinate measuring machine probe. Meas. Sci. Technol. 2016, 27, 025016. [Google Scholar] [CrossRef]
135. Liu, F.; Wang, J.; Chen, L.; Li, R.; Xia, H.; Yu, L. Development and characterization of a high-sensitivity fiber Bragg grating-based vibrating nano-probe for 3D measurement. Sens. Rev. 2018, 39, 199–207. [Google Scholar] [CrossRef]
136. Schmitt, R.; Pfeifer, T.; Depiereux, F.; König, N. Novel fiber-optical interferometer with miniaturized probe for in-hole measurements. Optoelectron Lett. 2008, 4, 140–142. [Google Scholar] [CrossRef]
137. Zhao, W.; Tan, J.; Qiu, L.; Zou, L. A new laser heterodyne confocal probe for ultraprecision measurement of discontinuous contours. Meas. Sci. Technol. 2005, 16, 497. [Google Scholar] [CrossRef]
138. Ehrig, W.; Neuschaefer-Rube, U.; Neugebauer, M.; Meeß, R. Traceable optical coordinate metrology applications for the micro range. In Proceedings of the Three-Dimensional Imaging Metrology; SPIE: Paris, France, 2009; Volume 7239, pp. 134–143. [Google Scholar]
139. Fang, H.; Xu, B.; Chen, W.; Tang, H.; Zhao, S. A slope-adapted sample-tilting method for profile measurement of microstructures with steep surfaces. Nanomaterials 2015, 2015, 2. [Google Scholar] [CrossRef]
140. Miliou, A. In-fiber interferometric-based sensors: Overview and recent advances. Photonics 2021, 8, 265. [Google Scholar] [CrossRef]
141. Huang, D.; Swanson, E.A.; Lin, C.P.; Schuman, J.S.; Stinson, W.G.; Chang, W.; Hee, M.R.; Flotte, T.; Gregory, K.; Puliafito, C.A.; et al. Optical coherence tomography. Science 1991, 254, 1178–1181. [Google Scholar] [CrossRef] [PubMed]
142. Pfeifer, T.; Schmitt, R.; Konig, N.; Mallmann, G.F. Interferometric measurement of injection nozzles using ultra-small fiber-optical probes. Chin. Opt. Lett. 2011, 9, 071202. [Google Scholar] [CrossRef]
143. Matsui, K.; Matsumoto, H.; Takahashi, S.; Takamasu, K. New non-contact measurement of small inside-diameter using tandem low-coherence interferometer and optical fiber devices. In Proceedings of the Key Engineering Materials; Trans Tech Publications Ltd.: Bach, Switzerland, 2012; Volume 523, pp. 871–876. [Google Scholar]
144. Hovell, T.; Petzing, J.; Justham, L.; Kinnell, P. From light to displacement: A design framework for Optimising spectral-domain low-coherence interferometric sensors for in situ measurement. Appl. Sci. 2020, 10, 8590. [Google Scholar] [CrossRef]
145. Hovell, T.; Matharu, R.S.; Petzing, J.; Justham, L.; Kinnell, P. Lensless fiber-deployed low-coherence interferometer for in-situ measurements in nonideal environments. Opt. Eng. 2020, 59, 014113. [Google Scholar] [CrossRef]
146. Hovell, T.; Petzing, J.; Justham, L.; Kinnell, P. In-situ measurement of electrochemical jet machining using low coherence interferometry. In Proceedings of the Euspen’s 20th International Conference & Exhibition; Euspen: Bedford, UK, 2020. [Google Scholar]
147. Malak, M.; Marty, F.; Nouira, H.; Salgado, J.; Bourouina, T. All-silicon interferometric optical probe for non-contact dimensional measurements in confined environments. In Proceedings of the 25th International Conference on Micro Electro Mechanical Systems (MEMS), Paris, France, 29 January–2 February 2012; pp. 628–631. [Google Scholar]
148. Hovell, T.; Petzing, J.; Justham, L.; Kinnell, P. Pragmatic micrometre to millimetre calibration using multiple methods for low-coherence interferometer in embedded metrology applications. Sensors 2021, 21, 5101. [Google Scholar] [CrossRef]
149. Zhang, F.; Qu, X.; Ouyang, J. An automated inner dimensional measurement system based on a laser displacement sensor for long-stepped pipes. Sensors 2012, 12, 5824–5834. [Google Scholar] [CrossRef]
150. Tong, Q.b.; Jiao, C.q.; Huang, H.; Li, G.b.; Ding, Z.l.; Yuan, F. An automatic measuring method and system using laser triangulation scanning for the parameters of a screw thread. Meas. Sci. Technol. 2014, 25, 035202. [Google Scholar] [CrossRef]
151. Hošek, J.; Linduška, P. Simple Modification of a Commercial Laser Triangulation Sensor for Distance Measurement of Slot and Bore Side Surfaces. Sensors 2021, 21, 6911. [Google Scholar] [CrossRef]
152. Li, X.Q.; Wang, Z.; Fu, L.H. A laser-based measuring system for online quality control of car engine block. Sensors 2016, 16, 1877. [Google Scholar] [CrossRef]
153. Villarraga-Gómez, H.; Herazo, E.L.; Smith, S.T. X-ray computed tomography: From medical imaging to dimensional metrology. Precis. Eng. 2019, 60, 544–569. [Google Scholar] [CrossRef]
154. Wang, S. Investigation of X-ray computed tomography for dimensional measurement. In Proceedings of the Euspen SIG: Advancing Precision in Additive Manufacturing; Euspen: Bedford, UK, 2019. [Google Scholar]
155. Villarraga-Gómez, H.; Kotwal, N.; Parwani, R.; Weiß, D.; Krenkel, M.; Kimmig, W.; Vom Hagen, C.G. Improving the dimensional accuracy of 3D X-ray microscopy data. Meas. Sci. Technol. 2022, 33, 074002. [Google Scholar] [CrossRef]
156. Ice, G.E.; Budai, J.D.; Pang, J.W. The race to x-ray microbeam and nanobeam science. Science 2011, 334, 1234–1239. [Google Scholar] [CrossRef]
157. Wu, Z.j.; Li, Z.l.; Huang, W.d.; Gong, H.f.; Gao, Y.; Deng, J.; Hu, Z.j. Comparisons of nozzle orifice processing methods using synchrotron X-ray micro-tomography. J. Zhejiang Univ. Sci. A 2012, 13, 182–188. [Google Scholar] [CrossRef]
158. Villarraga-Gómez, H.; Lee, C.; Smith, S.T. Dimensional metrology with X-ray CT: A comparison with CMM measurements on internal features and compliant structures. Precis. Eng. 2018, 51, 291–307. [Google Scholar] [CrossRef]
159. Lee, N.K.; Chow, J.K.; Chan, A.C. Design of precision measurement system for metallic hole. J. Adv. Manuf. Technol 2009, 44, 539–547. [Google Scholar] [CrossRef]
160. Tan, J.; Cui, J. Ultraprecision 3D probing system based on spherical capacitive plate. Sens. Actuator A Phys. 2010, 159, 1–6. [Google Scholar] [CrossRef]
161. Chen, S.T.; Lin, S.m. Development of a capacitive sensing technology for the measurement of perpendicularity in the narrow, deep slot-walls of micromolds. Microelectron. Reliab. 2018, 83, 216–222. [Google Scholar] [CrossRef]
162. Xingyuan, B.; Yesheng, L.; Yamin, Z.; Jiubin, T.; Junning, C. Processing circuits of weak capacitance signal for spherical scattering electrical-field probing sensor. In Proceedings of the 14th International Conference on Electronic Measurement & Instruments (ICEMI); IEEE: Piscataway, NJ, USA, 2019; pp. 692–697. [Google Scholar]
163. Bian, X.; Cui, J.; Lu, Y.; Tan, J. Ultraprecision diameter measurement of small holes with large depth-to-diameter ratios based on spherical scattering electrical-field probing. Appl. Sci. 2019, 9, 242. [Google Scholar] [CrossRef]
164. Bian, X.; Cui, J.; Lu, Y.; Zhao, Y.; Cheng, Z.; Tan, J. Quantitative investigation of surface charge distribution and point probing characteristics of spherical scattering electrical field probe for precision measurement of miniature internal structures with high aspect ratios. Appl. Sci. 2020, 10, 5268. [Google Scholar] [CrossRef]
165. Pourciel, J.B.; Jalabert, L.; Masuzawa, T. Profile and surface measurement tool for high aspect-ratio microstructures. JSME Int. J. Ser. C 2003, 46, 916–922. [Google Scholar] [CrossRef]
166. Kim, J.; de Mathelin, M.; Ikuta, K.; Kwon, D.S. Advancement of flexible robot technologies for endoluminal surgeries. Proc. IEEE 2022, 110, 909–931. [Google Scholar] [CrossRef]
167. Hong, W.; Schmitz, A.; Bai, W.; Berthet-Rayne, P.; Xie, L.; Yang, G.Z. Design and compensation control of a flexible instrument for endoscopic surgery. In Proceedings of the International Conference on Robotics and Automation (ICRA), Paris, France, 31 May 2020–31 August 2020; pp. 1860–1866. [Google Scholar]

Авторы: Tom Hovell, Jon Petzing, Wen Guo, Connor Gill, Laura Justham, Niels Lohse, Peter Kinnell