close

Вход

Забыли?

вход по аккаунту

?

Исследование и моделирование функциональных характеристик чувствительного элемента микромеханического акселерометра для использования в условиях механических и температурных воздействий

код для вставкиСкачать
На правах рукописи
Аунг Тхура
ИССЛЕДОВАНИЕ И МОДЕЛИРОВАНИЕ ФУНКЦИОНАЛЬНЫХ
ХАРАКТЕРИСТИК ЧУВСТВИТЕЛЬНОГО ЭЛЕМЕНТА
МИКРОМЕХАНИЧЕСКОГО АКСЕЛЕРОМЕТРА ДЛЯ ИСПОЛЬЗОВАНИЯ В
УСЛОВИЯХ МЕХАНИЧЕСКИХ И ТЕМПЕРАТУРНЫХ ВОЗДЕЙСТВИЙ
Специальность 05.27.06 – Технология и оборудование для производства
полупроводников, материалов и приборов электронной техники
АВТОРЕФЕРАТ
диссертации на соискание учёной степени
кандидата технических наук
Москва – 2018
Работа выполнена в институте НМСТ Национального исследовательского
университета «МИЭТ»
Научный руководитель:
Тимошенков Сергей Петрович, доктор технических наук, профессор,
директор института «НМСТ» МИЭТ.
Официальные оппоненты:
Кобзарь Александр Иванович, доктор технических наук,
профессор, советник генерального директора АО “НТЦ ЭЛИНС”.
Ачильдиев Владимир Михайлович, кандидат технических наук,
главный конструктор МНЭМС ОАО «НПО Геофизика-НВ».
Ведущая организация:
Закрытое акционерное общество “Институт точной технологии
проектирования”, Зеленоград.
Защита диссертации состоится "22" ноября 2018 г. в 16 часов на заседании
диссертационного совета Д 212.134.03 при Национальном исследовательском
университете «МИЭТ» по адресу: 124498, г. Москва, г. Зеленоград, площадь
Шокина, д. 1.
С диссертацией можно ознакомиться в библиотеке МИЭТ, а также на
официальном сайте: https://miet.ru/dis
Автореферат разослан
"___"_________2018 года.
Ученый секретарь диссертационного совета,
доктор технических наук,
профессор
2
Громов Д.Г.
ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА РАБОТЫ
АКТУАЛЬНОСТЬ. В настоящее время микромеханические датчики находят
применение во многих областях человеческой деятельности: в транспортных
системах, медицинских приборах, телекоммуникационных средствах и т. д. В
процессе изготовления и функционирования микроэлектромеханических систем
(МЭМС) могут возникать проблемы с изменением заявляемых характеристик,
связанных с внешними воздействующими факторами (температурой, вибрацией
и т. д), а также факторами, обусловленными особенностями конструкции
(геометрическими размерами, демпфированием, остаточным механическим
напряжением и т. д.). Для учёта влияния различных факторов на параметры и
характеристики датчиков МЭМС целесообразно использовать современные
компьютерные средства моделирования и программы, позволяющие сократить
цикл разработки и обеспечить возможность получения адекватных конструкций.
В диссертационной работе проведено исследование микромеханических
акселерометров (ММА) – емкостного и частотного типа, относящихся к наиболее
перспективным разновидностям инерциальных датчиков. Изучено влияние ряда
существенных
факторов
на
функционирование
и
параметры
микроакселерометров. Выполнена разработка конструкции чувствительного
элемента (ЧЭ) частотного ММА.
ЦЕЛЬ РАБОТЫ – разработка конструкции чувствительного элемента
микромеханического акселерометра, устойчивого к воздействию механических и
температурных внешних факторов.
Для достижения поставленной цели решались следующие задачи:
•
Исследование влияния вибрации на характеристики емкостных ММА.
•
Анализ и исследование различных типов конструкций элементов подвеса
инерционной массы частотного ММА.
•
Исследование возможностей обеспечения стабильной работы частотного
ММА за счет оптимизации конструкции электростатического актюатора,
входящего в его состав.
•
Исследование влияния остаточного механического напряжения на
параметры резонаторов частотных ММА.
•
Исследование влияния температуры на параметры резонаторов частотных
ММА.
•
Разработка конструкции термостабильного чувствительного элемента
частотного ММА.
НАУЧНАЯ НОВИЗНА
1. Установлены зависимости добротности и собственной частоты колебаний
резонатора частотного ММА от величин остаточного механического напряжения
в его конструктивах и термоупругого демпфирования, которые зависят от
кристаллографической ориентации кремния, использованного для изготовления
чувствительного элемента.
3
2. Предложены модели расчета коэффициента жесткости складчатых пружин и
электростатической силы, действующей между зубцами ротора и статора
гребенчатого актюатора с учетом их геометрических особенностей.
3. Стабильность частоты ММА в диапазоне температуры от -40 до +85оС может
быть обеспечена при использовании конструкции с температурным
компенсатором в виде консольной балки с резонатором внутри неё.
4. Выявлен критерий устойчивости образцов ММА к воздействию случайной
вибрации, основанный на определении соотношения выходных сигналов при
вибрационном воздействии задаваемому профилю спектральной плотности
мощности (PSD).
ПРАКТИЧЕСКАЯ ЗНАЧИМОСТЬ РАБОТЫ
1. Разработанные методики оценки устойчивости экспериментальных образцов
емкостных ММА к вибрационному синусоидальному воздействию, к
воздействию случайной вибрации и к воздействию ударов использованы в
научных работах и учебном процессе Института НМСТ МИЭТ.
2. Разработанная конструкция частотного ММА с электростатическим
актюатором балочной конструкции позволяет уменьшить массо-габаритные
показатели, обеспечить меньшее влияние электростатических сил по нерабочим
осям и большее изменение частоты под действием ускорения по сравнению с
гребенчатой конструкцией.
3. Предложенная конструкция ЧЭ частотного ММА с балочным резонатором с
утолщениями в торцевых частях и креплениями посредством подвесных
элементов (торсионов) с уменьшенной площадью сечения, позволяет уменьшить
влияние термоупругого демпфирования и остаточного механического
напряжения на его работу, повысить добротность колебательного контура по
сравнению с другими вариантами конструкций балочных резонаторов.
4. Разработана конструкция резонатора, содержащего термокомпенсатор,
предложены рекомендации для разработки алгоритма технологического
процесса изготовления частотных ММА.
ЛИЧНЫЙ ВКЛАД АВТОРА
Все представленные в диссертационной работе результаты получены лично
автором диссертации Аунгом Тхурой.
ВНЕДРЕНИЕ РЕЗУЛЬТАТОВ РАБОТЫ
Результаты диссертационной работы были использованы при выполнении
научных исследований по соглашению №14.575.21.0069, в научных статьях и
докладах, а также в учебном процессе, реализуемом в НИУ МИЭТ.
НА ЗАЩИТУ ВЫНОСЯТСЯ:
1. Результаты исследования устойчивости образцов ММА емкостного типа с
диапазоном измерения ускорений ± (1,2-50) g, в рабочем диапазоне частот 122500 Гц к воздействию:- синусоидальной вибрации (с помощью их амплитудночастотной характеристики (АЧХ)); - случайного вибрационного спектра
4
(используя анализ спектральной плотности мощности (PSD)); - механических
ударов (с помощью модели, имитирующей ударные воздействия, с
приближением полусинусоидальной формы).
2. Коэффициент жёсткости элементов подвеса (торсионов) в емкостном ММА
влияет на частотные характеристики ММА и может определять устойчивость к
воздействию случайной и синусоидальной (широкополосной) вибрации, влиять
на потерю или искажение выходного сигнала при измерении ускорения, особенно
в малом диапазоне (±1,2) g.
3. Наличие остаточного напряжения в балке снижает величину её деформации,
что необходимо учитывать при конструировании МЭМС приборов с
повышенной стабильностью параметров, с чувствительными элементами,
изготовленными из кремния. На величину деформации складчатой балки
(пружины) из кремния под действием ускорения влияет кристаллографическая
ориентация кремния.
4. Влияние величины перекрытия зубцов актюатора между гребенками ротора
и статора на электростатическую силу между ними незначительно, но на
величину ёмкости между ними влияние перекрытия заметное за счёт боковых
поверхностей ротора и статора. Балочная конструкция электростатического
актюатора имеет ряд преимуществ перед гребёнчатой конструкцией за счёт
меньших
массо-габаритных
показателей,
меньших
паразитных
электростатических сил, действующих по нерабочим осям (y и z), большего
изменения частоты под действием ускорения.
5. Резонансная частота колебаний исследованных конструкций балочных
резонаторов возрастает с ростом остаточного механического напряжения в них,
и зависит от кристаллографической ориентации кремния.
АПРОБАЦИЯ
РАБОТЫ.
Основные
положения
и
результаты,
представленные в диссертационной работе, докладывались и обсуждались на
следующих конференциях и семинарах:
1. 7-я Всероссийская межвузовская научно-практическая конференция:
«Микроэлектроника и информатика – 2014», Москва, Зеленоград, МИЭТ, 2014 г.
2. 22-я Всероссийская межвузовская научно-практическая конференция
студентов и аспирантов: «Микроэлектроника и информатика – 2015», Москва,
Зеленоград, МИЭТ, 2015 г.
3. 23-я Всероссийская межвузовская научно-практическая конференция
студентов: «Микроэлектроника и информатика – 2016», Москва, Зеленоград,
МИЭТ, 2016 г.
4. 2-я Научная конференция: «Интегральные схемы и микроэлектронные
модули», Республика Крым, Алушта, 2016 г.
5. 2017 IEEE Conference of Russian Young Researchers in Electrical and Electronic
Engineering, Moscow, Zelenograd, MIET, 2017 г.
6. 2018 IEEE Conference of Russian Young Researchers in Electrical and Electronic
Engineering, Moscow, Zelenograd, MIET, 2018 г.
5
7. Юбилейная XX конференция молодых ученых «Навигация и управление
движением», Санкт-Петербург, АО «Концерн «ЦНИИ «Электроприбор», 2018 г.
8. 25-я Всероссийская межвузовская научно-практическая конференция
студентов: «Микроэлектроника и информатика – 2018», Москва, Зеленоград,
МИЭТ, 2018 г.
ПУБЛИКАЦИИ. Основное содержание диссертации отражено в 15
опубликованных работах, в том числе в 4-х статьях в ведущих научных журналах,
входящих в утвержденный ВАК перечень, в 3-х материалах конференций,
включенных в международную реферативную базу данных SCOPUS, в
материалах Всероссийских конференций, в материалах Патента на изобретение.
СТРУКТУРА И ОБЪЕМ ДИССЕРТАЦИИ. Диссертационная работа состоит
из введения, шести глав, заключения, списка литературы, приложений. Материал
диссертации изложен на 183 страницах машинописного текста, включая 103
рисунка и 24 таблицы. Список литературы включает 64 наименований.
СОДЕРЖАНИЕ РАБОТЫ
Во введении представлена история развития МЭМС в России и мире,
существующие тенденции и перспективные направления совершенствования
микромеханических датчиков. Определены цели исследования. Приведено
обоснование актуальности и практической значимости данной работы.
Первая глава. Существующие разновидности микромеханических
акселерометров (ММА) имеют различные принципы функционирования,
параметры и характеристики, преимущества и недостатки. Для учёта
возможностей применения и условий эксплуатации ММА необходимо
исследование влияния на их функционирование различных внешних факторов синусоидальной и случайной вибрации, ударных нагрузок, а также воздействия
температуры. Проанализированы технологические методы формирования
чувствительного элемента (ЧЭ) с использованием жидкостного и плазменного
травления кремния, благодаря которым можно получать различные
конфигурации инерциальных конструкций ММА. Сформулированы основные
задачи исследований в диссертационной работе.
Вторая глава. При практическом использовании ММА необходимо
учитывать различные виды воздействия на датчики. Вибрационные, ударные и
температурные воздействия влияют на характеристики приборов, и в элементах
конструкций могут возникать динамические деформации, напряжения и др.
изменения.
Исследованы образцы четырех типов ММА: 801МСУ1Л-1,2-А-1 (±1,2 g),
801МСУ1Л-5-А-1(±5 g), 201MCУ1Л50А (±50 g), ПЛУ 5-17 (±5 g). Их основные
отличия состояли в конструкциях ЧЭ разной жёсткости торсионов и в разных
диапазонах измеряемых значений ускорений.
На рис. 2.1 показана схема измерительного вибростенда. С компьютера
управляющий сигнал подается к вибростенду через усилитель мощности (LDS6
PA1000L). Обратная связь обеспечивает контроль параметров движения
шейкера. На вибростенде задавались параметры воздействия: диапазон рабочих
частот 12-2500 Гц, ускорение в единицах g. На рис. 2.2 (а) показана АЧХ
акселерометра 801МСУ1Л-1,2-А-1 для диапазона измерений до ±1,2 g. Видно,
что характеристика линейна до 500 Гц, но с возрастанием частоты появляется
резонансный пик на частоте 1300 Гц, что вызвано недостаточным
демпфированием ЧЭ.
Рис. 2.1 – Схема измерительного вибростенда
На рис. 2.2 (б) показана АЧХ образцов микроакселерометров ММА - ПЛУ 517. Он обладает широкой полосой рабочих частот, линейной до 760 Гц, АЧХ
отличается отсутствием паразитных пиков.
(а)
(б)
Рис. 2.2 Типичные выходные сигналы образцов ММА при вибрационном
воздействии ускорения по оси Z: 801МСУ1Л-1,2-А-1 (а) ПЛУ 5-17 (б)
У образца 801МСУ1Л-1,2-А-1 АЧХ линейна только в ограниченном
частотном диапазоне и присутствует несколько резонансных пиков, что может
быть связано с конструкцией ЧЭ и технологией его изготовления. Контроль АЧХ
образцов ММА при вибрационном синусоидальном воздействии позволяет
определить области применяемости приборов.
Образцы ММА испытаны на воздействие случайной вибрации по рабочей оси
Z в диапазоне 20-2000 Гц. Профиль случайного вибрационного спектра
7
отображается графиком спектральной плотности мощности (Power Spectral
Density - PSD) [1], представленным на (рис.2.3) и является одним из показателей
стойкости и прочности приборов.
Рис. 2.3 Профиль спектральной плотности мощности (PSD) ММА
Результаты измерений образцов 801МСУ1Л-1,2-А-1 и ПЛУ 5-17 показаны
рис.2.4 (а, б), Выходной сигнал образов ММА 801МСУ1Л-1,2-А-1 при влиянии
случайной вибрации ±1,2 g по основной оси (рис.2.4, (а)) не лежит в профиле PSD.
(а)
(б)
Рис. 2.4 Выходные сигналы при воздействии случайной вибрации по оси Z:
на образец 801МСУ1Л-1,2-А-1 (а), на образец ПЛУ 5-17 (б)
На рис. 2.4 (б) показан выходной сигнал образца ММА ПЛУ 5-17 при влиянии
случайной вибрации воздействующего ускорения ±5 g по основной
измерительной оси. Сигнал находится в границах профиля, его форма совпадает
с профилем PSD.
Выходной сигнал образцов ММА (801МСУ1Л-1,2-А-1), при случайном
вибрационном воздействии на него с амплитудой 1 g имеет смещение
8
относительно заданного профиля PSD. А у образца ПЛУ 5-17 линия сигнала
находится в районе заданного профиля.
Проведены испытания образцов ММА на стойкость к воздействию ударов.
Ударные импульсы аппроксимированы импульсами полусинусоидальной
формы. На рис. 2.5 (а) показан выходной сигнал образца ММА 801МСУ1Л-1,2А-1 при ударе с амплитудой ±1,2 g, он не входит в профиль эталонного сигнала,
ограничен по амплитуде, т.е. образец недостаточно стоек к воздействию
вибрации и ударов. Выходной сигнал образца ПЛУ 5-17 полностью входит в
заданный профиль (рис.2.5 (б)).
(а)
(б)
Рис. 2.5 Типичные выходные сигналы образцов ММА при ударе по оси
чувствительности Z: 801МСУ1Л-1,2-А-1 (а), ПЛУ 5-17 (б)
Конструкция ЧЭ ММА, состоящая из статора и ротора, приведена на рис.2.6.
Рассчитанные отклонения ротора ЧЭ наибольшие по оси чувствительности Z
перпендикулярной плотности рисунка. Для элементов, выполненных из кремния
с ориентацией поверхности (100) отклонение достигает величины – 12,41 мкм,
больше, чем при других кристаллографических ориентациях поверхности ротора
(110) и (111). Влияние случайной вибрации максимально для
кристаллографической ориентации поверхности (100).
9
(а) роторная часть
(б) статорная часть
Рис. 2.6 Эскизы конструкции ЧЭ ММА: ротора (а) и статора (б)
На величину отклонения ротора ЧЭ существенно влияет жёсткость
торсионов, несоответствие формы выходного сигнала ММА профилю PSD может
быть связано с большой амплитудой колебаний ротора.
Третья глава. Частотные микроакселерометры состоят из резонаторов,
микроактюаторов, складчатых пружин (торсионов, подвесов), микрорычагов,
инерционных масс и т. д. Исследованы элементы подвеса-складчатых пружин.
Прямоугольную складчатую пружину (рис.3.1(а)) можно разбить на 3 фрагмента
(рис. 3.1, а, б, в, г).
(а)
(б)
(в)
(г)
Рис. 3.1 Складчатая пружина с выделением 3-х фрагментов конструкции (а),
модели фрагментов: 3 (б), 2 (в) и 1 (г)
10
Известен ряд уравнений для расчета коэффициента жесткости ky складчатой
пружины прямоугольной формы [2, 3]. Проведено моделирование и получено
уточненное уравнение, позволяющее более точно выполнять расчёт ky
складчатых пружин. Рассчитать отклонение балки для фрагментов 1 и 3
возможно с использованием следующего уравнения:
 y (1)( 3) =
FL(1)( 3)
3
3EI (1)( 3)
.......... .......... .......... .......... .....( 3.1)
здесь: ẟy1, ẟy3- отклонения балок 1 и 3 в результате воздействия изгибающего
момента, F- сила, воздействующая на фрагмент, L1, L3- длины первого и третьего
фрагментов, E - модуль Юнга. I1, I3 - моменты инерции первого и третьего
фрагментов, I1=I3.
Отклонения балки могут возникать в результате сил, приводящих к изгибу,
кручению, сдвигу и растяжению (сжатию). Отклонение второго фрагмента
(рис.3.2) происходит в результате изгиба и растяжения (сжатия) [4]. В этом
случае используем следующие формулы:
j =
U
1  M 
=
M
dy.......... .......... .......... ......( 3.2)
Fj 0 EI  Fj 
L2
где: δ- отклонение, U- энергия деформации, F- сила, j- направление отклонения,
Е- модуль Юнга, M- крутящий момент, I- момент инерции. Максимальное
отклонение второго фрагмента по оси y:
L
L
2 L
1 
(FL1 ) 
1
F ( L1 )
2
 =
FL
dy =
F ( L )dy =
dy
2
y2
 EI
0
2
2


1

F 
EI 2

2
1
EI 2
0

0
(а)
(б)
Рис. 3.2 Схема второго фрагмента: в отсутствии воздействия (а) и при
изгибающем воздействии (б).
Изгибающий момент для второго фрагмента:
M 2 = FL1
Получаем:
y =
2
2
F ( L1 )
L2 .......... .......... .......... .......... .......( 3.3)
EI 2
Отклонение в точке приложения силы Pj, в результате действия растягивающей
силы Fj по оси j:
11
j =
n
U
F L  F 
= i i i 
Pj i =1 Ai E  Pj 
n – количество равномерных элементов длины Li, площади поперечного сечения
Ai и силы Fi во втором фрагменте. В нашем случае сила (Fi) появляется в
результате действия растягивающей силы (Pj) в первом фрагменте (т.е. F=Pj).
Максимальное отклонение 2-го фрагмента:
 'y =
2
U
=
F
L2
1 
0
2
F 
 A E  F P dy.......... .......... .......... ........( 3.4)
где: A2- площадь второго фрагмента. Максимальное отклонение 2-го фрагмента в
результате растяжения
L
 'y =
2
1 2
FL
Fdy = 2 .......... .......... .......... .......... ........( 3.5)
A2 E 0
A2 E
Суммарное отклонение всех фрагментов системы
 y=  y +  y +  y +  ' y ;
1
3
3
3
2
2
2
FL
FL
F ( L1 )
FL
y = 1 + 3 +
L2 + 2 .......... .......... ....( 3.6)
3EI1 3EI 3
EI 2
A2 E
В нашем случае суммарное отклонение складчатой пружины составит
δy=4,218×10-6м, а её коэффициент жёсткости ky=F/ δy =195,83 Н/м.
Для проверки полученных результатов расчёта была использована
программа ANSYS. В табл. 3.1 приведены результаты определения
коэффициента жёсткости складчатой пружины ky складчатой балки:
рассчитанные по предложенному уравнению (г), по уравнениям предложенными
авторами [2] (б), [3] (г) и полученные по результатам моделирования (а) при
воздействии силы F=826×10-6H.
Из табл.3.1 видно, что расчет по предложенному уравнению 3.6 (г) и
моделирование в программе ANSYS (а) дали близкие результаты, а результаты
расчетов по выражениям из [2, 3] (б, в) существенно отличаются от них.
Таблица. 3.1 Результаты расчёта ky складчатой пружины
Параметры
Источник данных
E=129,5×
а
б
в
г
109 Н/м2
Значение
Значение
Значение
Значение ky, по
µ=0,278
ky,
ky, по
ky, по
предложенному
F=826 мкН
(ANSYS)
уравнению
уравнению
уравнению (3.6)
из [2]
из [3]
L1,3=820
мкм
L2=240 мкм
t=150 мкм
ky=196,16
ky=2341,92
ky=3179,95
ky=195,83 Н/м
Н/м
Н/м
Н/м
W=40 мкм
I1,2,3=8×1019м4
12
Было исследовано влияние остаточного механического напряжения σ на
величину деформации с помощью программы COMSOL (табл.3.2).
Максимальные деформации возникают у элементов, изготовленных из
кремния с ориентацией (100), минимальные из кремния (111).
Таблица 3.2 Деформации складчатой балки (пружины) из кремния без
остаточного напряжения и с остаточным напряжением при нагрузке 826 мкН
Кристаллографи
Деформация складчатой
Уменьшение
ческая
балки, мкм
деформации из-за
ориентация
остаточного
Величина остаточного
поверхности
напряжения σ =100
напряжения в балке σ, МПа
кремния
МПа, %
0
50
100
(100)
4,1501
4,0895
4,0289
2,92
(110)
3,2387
3,1784
3,1184
3,70
(111)
2,8860
2,8430
2,8000
2,98
Изменение деформации складчатой пружины под действием силы (F=826
мкН) при отсутствии и наличии остаточного механического напряжения
минимальны для элементов из кремния с ориентацией (100) и максимальны для
кремния (110). Известно, что чем меньше величина деформации, тем лучше
линейность выходной характеристики прибора, а её уменьшение снижает
чувствительность датчика.
Четвертая глава. В МЭМС-приборах актюаторах (микроприводах) широко
используется «гребенчатый микропривод»-электростатический актюатор с
электродами, имеющими форму гребёнок. Для гребенок прямоугольной формы
расчет электростатической силы Fx(Н) проводился по уточнённому уравнению:
Fx = (2 N + 1) 0 r
h 2
V .......... .......... .....( 4.1)
x
где: N-число зубцов ротора, V-напряжение (В), h-толщина гребенки (мкм), xзазор между соседними зубцами (мкм), ԑ0 – диэлектрическая постоянная, равная
8,854×10−12 Ф/м, ԑr – относительная диэлектрическая проницаемость. Для
гребёнок прямоугольной формы с числом зубцов 16 и 17; h=5 мкм, y=5 мкм,
длине 325 мкм, получены следующие результаты: моделированием Fx=1,1716×10-7 Н, расчётом Fx=1,1682×10-7 Н. Изображения резонаторов и
результаты моделирования после подачи силы 50 мкН показаны на рис.4.1.
Изучено влияние изменения перекрытия (8,933-9,028×10-9 Н) между гребёнками
(D=5-20 мкм) на величину Fx. Исследовано влияние величины зазора между
гребёнками на электростатическую силу и ёмкость между ними. Вместо гребенок
может быть использован ротор балочной конструкции для частотного ММА. При
использовании резонатора балочной конструкции параметры оказались лучше,
чем при гребенчатом резонаторе. При воздействии ускорения можно рассчитать
частоту колебаний резонатора:
f = f0 1  F
0,295L2
.......... .......... ..( 4.2)
Ehw3
13
здесь: f – частота колебаний при воздействии силы (при растягивающей силе
«+», при сжимающей «-»), f0 – собственная частота, F–величина осевой силы,
возникающей при действии ускорения, L–длина резонатора, E–модуль Юнга, h–
толщина резонатора, w–ширина резонатора [5].
(а)
(б)
Рис. 4.1 Графическое изображение резонаторов и частота колебаний при
воздействии силы (F=50 мкН вдоль оси); гребенчатая конструкция с
перекрытием зубцов 5 мкм (а), балочная конструкция (б).
Результаты моделирования приведены в табл.4.1 и находятся в хорошем
соответствии с результатами расчётов.
Таблица 4.1 - Изменение частоты колебаний резонаторов Δfc на своих
рабочих модах колебаний при воздействии сжимающей силы
Конструкция
Собственная
Частота колебаний
Изменение
резонатора
частота f0,
резонатора f при F= 50 мкН частоты Δfс
кГц
(Гц)
МоделироваРасчёт по
ние, кГц
уравнению
(4.2), кГц
Гребенчатая с
122,19
122,07
121,64
120
длиной зубцов
10 мкм
Гребенчатая с
131,04
130,78
130,45
260
длиной зубцов
Рис. 4.2 (а)
5 мкм
Балочная
177,88
177,60
177,07
280
Рис. 4.2 (б)
14
Из табл. 4.1 видно, что у актюатора балочной конструкции по сравнению с
гребенчатой конструкцией большее изменение частоты при приложении к
резонатору сжимающей силы.
Пятая глава. Рассмотрены различные конструкции кремниевых балочных
резонаторов (рис. 5.1) и влияние на их функционирование термоупругого
демпфирования и остаточного механического напряжения.
Рис. 5.1 Конструкции разработанных балочных резонаторов
(а, б, в, г)
Выполнено моделирование в ANSYS, рассчитаны собственные частоты
резонаторов f0, определены изменения этих частот Δfс при воздействии
растягивающей силы 50 мкН. Рассчитаны параметры резонаторов (рис.5.1) с
геометрическими размерами: Lb= 550 мкм, wb= 45 мкм, db = 50 мкм, bb= 4 мкм, 8
мкм,yb= 55 мкм, sb = 2 мкм.
Наибольшее изменение Δfс=1,69 кГц - у резонаторов из кремния с
ориентацией поверхности (100), наименьшее изменение Δfс=1,41 кГц - с
ориентацией (111).
При колебаниях двухфиксированной балки с учётом термоупругого
демпфирования можно записать:
1 E 2Ta 
=
.......... .......... .(5.1)
Q
oc p 1 + ( )2
где: Q –добротность, Ta – температура, сp - теплоёмкость, E - модуль Юнга, ρоплотность, α - КТЛР, ω – резонансная угловая частота, fр - резонансная частота,
τ–тепловая постоянная времени релаксации системы [6],
 = 22,373
h
L2
E
.......... .......... .....( 5.2)
12 0
15
Моделированием в COMSOL [7] для балки длиной 400 мкм с сечением (12
×12) мкм2, получено с учётом демпфирования: fр =0,6327 МГц, Q = 10668, что
согласуется с экспериментальными результатами (fр = 0,57 МГц и Q = 10281).
Таблица 5.1 Расчетные значения параметров резонаторов из кремния
различных кристаллографических ориентаций
Конструкции
Резонансная частота
Добротность, Q
резонаторов
колебаний fр, кГц
(рис. 5.1 а-г)
(100)
(110)
(111)
(100)
(110)
(111)
(а)
99,90
113,56
119,72
38×104
26×104
22×104
(б)
100,18
114,02
120,87
38×104
26×104
22×104
4
4
(в)
99,79
113,71
119,74
39×10
27×10
23×104
4
4
(г)
100,17
114,01
120,20
39 ×10
27×10
23×106
Резонатор из кремния с ориентацией поверхности (100) имеет наиболее
высокую добротность и наименьшую резонансную частоту (табл. 5.1).
Определены изменения резонансных частот колебаний резонаторов из-за
наличия в них остаточного механического напряжения σ (рис.5.2). Влияние
изменения температуры на частоту колебаний резонатора можно оценить с
использованием выражения:
fр =
1
2
4 Et к bк 24 r t к bк
+
.......... .......... .......... .(5.3)
3
5m p Lк
m p Lк
3
где: mр – масса резонансного актюатора, E - модуль Юнга, Lк – длина, bк –
ширина, tк –толщина каждой консольной балки [8]. Остаточное напряжение в
каждой консольной балке σr= (E/1-v) є, где: є=α·ΔT, α – КТЛР материала, ΔT–
изменение температуры.
Кристаллографическая
ориентация
(100) - (1)
(110) - (2)
(111) - (3)
Рис. 5.2 Зависимости резонансных частот колебаний от остаточного
механического напряжения в резонаторах из кремния с различной ориентацией
16
Из рис.5.2 видно, что fр всех резонаторов растёт с ростом σ в их структурах,
поэтому необходим учёт влияния величины σ в резонаторе на его параметры.
Шестая глава посвящена исследованию возможностей уменьшения влияния
температуры на работу резонаторов частотных ММА. В статье [5] при
температуре 20оС резонатор имел f20 = 31,287 кГц, при температуре 60оС f60 =
33,130 кГц, т.е. изменение ∆f20,60 = 1,843 кГц. Изменением в конструкциях мест
закрепления резонатора удалось снизить влияние температуры на изменение
частоты ∆f20,60 до 1,17 кГц. Исследование частотного ММА в [9], работающего с
балочными двухфиксированным актюаторами показало, что изменение частоты
при температурах 22оС и 70оС составило 6,16 кГц, т.е. оказалось значительными.
Изменение
конструкции
резонатора
разработанного
в
виде
двухфиксированной балки внутри инерционной массы позволяет получить f-40=
14742 Гц при температуре -40оС, а при +85оС f85 = 14738 Гц. При температуре
22оС f22 =14740 Гц, т.е. при изменении температуры от -40оС до +85оС Δf-40,85= ±2
Гц, что весьма незначительно. В результате воздействия ускорения 5g изменение
частоты для одной части Δfу = 49 Гц, а для двух частей ЧЭ как показано на рис.
6.1 Δfу= 98 Гц.
Рис. 6.1 Разработанная симметричная конструкция ЧЭ частотного ММА: 1 –
складчатая пружина, 2 – рамка, 3 – место закрепления, 4 – микрорычаг, 5 –
балочные актюаторы, 6 – инерционная масса, 7 – резонатор
При воздействии ускорения 100 g по нерабочим осям изменение частоты
Δf100g =2 Гц при воздействии по оси z и Δf100g=4 Гц при воздействии по оси x.
Исследовано воздействие удара на ЧЭ частотного ММА. Был задан профиль
удара близкий к полусинусоидальной форме с длительностью по времени 12мс,
и максимальной величиной ускорения~50g. На рис. 6.2 (а) показана расчетная
временная зависимость отклонения подвижного элемента по основной оси при
ударе, из которой видно, что при механическом ударе отклонение подвижного
элемента происходит как при линейном ускорении. Изменение частоты
17
колебаний можно определить по величине отклонения подвижного элемента.
(а)
(б)
Рис. 6.2 Рассчитанные временные зависимости при воздействии удара:
отклонения подвижного элемента (а), механического напряжения (б)
В работе выполнено моделирование в ANSYS, получены зависимости
механического напряжения в ЧЭ частотного ММА при воздействии удара (рис.
6.2, б), случайной вибрации в заданном профиле спектральной плотности
мощности (PSD) (рис. 6.3, а) и синусоидальной вибрации с амплитудой 5 g в
частотном диапазоне 20-3500 Гц (рис. 6.3, б). Механические напряжения в ЧЭ
при ударе, при случайной и синусоидальной вибрации значительно меньше
предела прочности кремния (440 МПа), а значит разработанная конструкция ЧЭ
частотного ММА обладает запасом прочности.
(а)
(б)
Рис. 6.3 Результаты моделирования механического напряжения при случайной
вибрации (а), при синусоидальной вибрации (б)
Алгоритм технологического процесса изготовления ЧЭ частотного ММА
включает типовые операции технологии микросистемной техники. При
изготовлении ЧЭ пластины кремния КЭФ-4.5(100) подвергаются термическому
окислению, формируется оксид кремния толщиной 0,5 мкм. Затем выполняются
необходимые технологические операции, в том числе фотолитография и
жидкостное травление кремния (на глубину до 270 мкм) в растворе КОН с целью
18
формирования элементов конструкции (электродов, опор и др.). Затем следует
анодное сращивание кремния с предварительно подвергнутой очистке
стеклянной пластиной марки ЛК-105.
После анодного сращивания выполняются операции фотолитографии (ФЛ),
реактивного ионного травления (РИТ) кремния, формируют торсионы,
складчатые пружины и резонатор. Затем формируют плёночные металлические
электроды. Изготовленные чувствительные элементы помещают в корпус вместе
с электронной схемой обработки и управления.
В процессе выполненной работы проведены исследования, моделирование,
расчеты, получены необходимые результаты и выполнены поставленные задачи.
ОСНОВНЫЕ РЕЗУЛЬТАТЫ И ВЫВОДЫ
1. Выполнено исследование влияния вибрации, ударов, воздействия
температуры
на
характеристики
экспериментальных
образцов
микромеханических акселерометров (ММА). Проведено сравнение выходных
характеристик образов ММА с профилем плотности мощности (PSD).
2. Анализ соотношения профиля спектральной плотности мощности (PSD),
имитирующего случайный вибрационный спектр и экспериментальные
характеристики образов ММА при вибрационном воздействии, позволяет
достаточно эффективно оценивать устойчивость образов датчиков ММА к
воздействиям случайной вибрации. Выявлен критерий устойчивости образцов
ММА к воздействию случайной вибрации: выходные сигналы ММА при
воздействии случайной вибрации должны соответствовать профилю
спектральной плотности и находиться в пределах границ PSD с допуском ±10%
от номинального значения на определенной частоте.
3. Получено соотношение для определения коэффициента жёсткости
складчатой пружины (СП), применяемой в датчиках МЭМС, с его помощью
проведён расчёт прямоугольной складчатой пружины. Определены деформации
балок, изготовленных из кремния с различной кристаллографической
ориентацией поверхности с учётом остаточного напряжения до 100 МПа и без
остаточного напряжения в складчатой пружине.
4. Предложено уточнённое уравнение для расчета электростатической силы,
действующей
между
зубцами
гребенчатого
актюатора.
Проведено
моделирование и рассчитана электростатическая сила Fx, возникающая в
актюаторе гребенчатой конструкции при перекрытии зубцов гребёнок.
Установлено, что балочная конструкция актюатора имеет меньшие массу и
значения электростатических сил, действующих по осям y и z, по сравнению с
гребенчатыми конструкциями актюатора.
5. Существенное влияние на величину изменения частоты колебаний Δf0
резонаторов имеет кристаллографическая ориентация пластин кремния.
Наибольшее изменение частоты резонатора Δfс рассмотренных конструкций при
воздействии растягивающей силы имеет место для ЧЭ, изготовленных из
19
кремниевых пластин с ориентацией (100), что может обеспечить наиболее
высокую чувствительность частотных микроакселерометров.
6. Разработана конструкция ЧЭ, в которой инерционная масса выполнена в виде
консольной балки с резонатором внутри, что позволило минимизировать
изменение частоты колебаний в температурном диапазоне -40 +85оС и
достигнуть хорошей стабильности чувствительности частотного ММА при
изменении температуры.
7. Получены значения механического напряжения, возникающие в ЧЭ
частотного ММА разработанной конструкции при воздействии удара, случайной
и синусоидальной вибрации. При воздействии ускорения значительной величины
(100 g) по нерабочим осям (Z и X) изменение частоты ∆f100g резонатора составило
4 Гц и 8 Гц, соответственно.
СПИСОК РАБОТ, ОПУБЛИКОВАННЫХ ПО ТЕМЕ ДИССЕРТАЦИИ
1.
Аунг Тхура. Исследование коэффициента жесткости кремниевых балок
микромеханических резонансных акселерометров. / Аунг Тхура, Симонов Б.М,
Тимошенков С.П. // Известия вузов. ЭЛЕКТРОНИКА. 2017. ─ 22(3). ─ C. 276284. – (перечень ВАК).
2.
Аунг Тхура. Влияние параметров конструкции актаюторов на
чувствительность частотных микроакселерометров. / Аунг Тхура, Симонов Б.М,
Тимошенков С.П. // Известия вузов. ЭЛЕКТРОНИКА. ─ 2017. ─ 22(4). ─ C. 386397. – (перечень ВАК).
3.
Аунг Тхура. Исследование балочных резонаторов для частотных
акселерометров с учетом термоупругого демпфирования и остаточного
напряжения. / Аунг Тхура, Симонов Б.М, Тимошенков С.П. // Известия вузов.
ЭЛЕКТРОНИКА. 2018. ─ 23(1). ─ C. 52-61. – (перечень ВАК).
4.
Аунг Тхура. Исследование влияния температуры на работу резонатора
частотного микромеханического акселерометра. / Аунг Тхура, Симонов Б.М,
Тимошенков С.П. // Известия вузов. ЭЛЕКТРОНИКА. ─ 2018. ─ 23(3). ─ C. 268276. – (перечень ВАК).
5.
Aung Thura. The influence of internal factors on the parameters of MEMS
resonators. / Aung Thura, S. Timoshenkov, V. Kalugin, Kyaw Myo Aung. // 2017 IEEE
Conference of Russian Young Researchers in Electrical and Electronic Engineering, St.
Petersburg, 1-3 Feb. ─ 2017. ─ P. 1205-1208. – (Scoupus, IEEE library).
6.
Aung Thura. Accelerated life time estimation of the MEMS devices in the thermal
influence. / Aung Thura, B. M. Simonov, V. N. Goroshko, S. Timoshenkov. // 2018
IEEE Conference of Russian Young Researchers in Electrical and Electronic
Engineering, Moscow, Zelenograd, 2-4 Feb. ─ 2018. ─ P. 1590-1594. – (IEEE library).
7.
Aung Thura. Influence of random vibration on MEMS capacitive accelerometer.
/ Aung Thura, B. M. Simonov. // 2018 IEEE Conference of Russian Young Researchers
in Electrical and Electronic Engineering, Moscow, Zelenograd, 2-4 Feb. ─ 2018. ─ P.
1595-1598. – (IEEE library).
20
8.
Аунг Тхура. Решение о выдаче патента на полезную модель по заявке №
2018107834/28(012131) ОТ 22.05.2018 Аунга Тхуры, Симонова Б. М., Пузикова
В. В., Каменского А. М., Шилова В. Ф., Чжо Мьё Аунга «Виброчастотный датчик
линейных ускорений». – (Патент).
Тезисы докладов опубликованы в следующих сборниках:
1.
Аунг Тхура. Анализ чувствительности частотных микроакселерометров. //
7-я Всероссийская межвузовская научно-практическая конференция: ─Москва,
Зеленоград: МИЭТ. ─ 2014. ─ C. 144.
2.
Аунг Тхура. Исследование гибкости прямоугольной складчатой балки
микромеханического акселерометра. // 22-я Всероссийская межвузовская научнопрактическая конференция студентов и аспирантов: ─ Москва, Зеленоград:
МИЭТ. ─ 2015. ─ С. 115.
3.
Аунг Тхура. Исследование сцепления и зазора прямоугольной формы
гребенок для создания резонатора. / Аунг Тхура, Чже Мье Аунг, Тимошенков
А.С. // 23-я Всероссийская межвузовская научно-практическая конференция
студентов и аспирантов: ─ Москва, Зеленоград: МИЭТ. ─ 2016. ─ С. 110.
4.
Калугин, В.В. Исследование гибкости прямоугольной складчатой балки
микромеханического акселерометра гребенчатого типа. / В.В Калугин, Аунг
Тхура, Чже Мье Аунг, Тимошенков А.С. // 2-я Научная конференция:
Интегральные схемы и микроэлектронные модули, Республика Крым, г. Алушта.
─ 2016. ─ С.494-498.
5.
Аунг Тхура. Влияние термоупругого демпфирования на параметры
резонаторов частотных микроакселерометров. // 24-ю Всероссийскую
межвузовскую научно-техническую конференцию студентов и аспирантов:
Микроэлектроника и информатика: ─ Москва, Зеленоград: МИЭТ. ─ 2017. ─ С.
104.
6.
Аунг Тхура, Симонов Б.М, Тимошенков А. С. Исследование воздействия
случайной вибрации на образцы микромеханического акселерометра. / Аунг
Тхура, Симонов Б.М, Тимошенков А. С. // Юбилейная XX конференция молодых
ученых «Навигация и управление движением», Санкт-Петербург, АО «Концерн
«ЦНИИ «Электроприбор». ─ 2018.
7.
Йе Ко Ко Аунг. Исследование параметров микроакселерометров с
актюаторами гребенчатой конструкции. / Йе Ко Ко Аунг, Аунг Тхура. // 25-я
Всероссийская межвузовская научно-практическая конференция студентов и
аспирантов, Зеленоград, 18-19 апреля. ─ 2018. ─ С.88.
1.
СПИСОК ИСПОЛЬЗУЕМЫХ ИСТОЧНИКОВ
Hua J., H. Liang Y., Li Y., Zhang L. Analysis of solder shape parameters on the
stress and strain of the solder joint in the random vibration // 2016 IEEE
21
2.
3.
4.
5.
6.
7.
8.
9.
International Conference on Electronic Packaging Technology, China. – 2016. –
P. 455-460.
Badariah B., Burhanuddin Y. M. Suspension Design Analysis on the Performance
of MEMS Area-changed Lateral Capacitive Accelerometer // IEEE. – 2004. – P.
335-339.
Ranal I. S., Imran R. C., Shafaat A. B., Muhammad J. H., Masood-ul-Hassan.
Numerical Simulations of MEMS Comb-Drive Using Coupled Mechanical and
Electrostatic Analyses // IEEE. – 2005. – P. 344-349.
Ferdinand P. B. Johnston E. R., John T. D., David F. M. Mechanics of Materials
// McGraw-Hill. – Sixth Edition. – 2012. – P. 1-838.
Libin H., Hui Y., Yang G., Liye Z., Jinxing L. Design and Implementation of a
Micromechanical Silicon Resonant Accelerometer // Journal for Sensors. – Vol.
13. – 2013. – P. 15785-15804.
Dileesh V. P., Salil S. K., Dnyanesh N. P. Analytical and numerical solutions for
thick beams with thermoelastic damping // International Journal of Mechanical
Sciences. – 2015. – P. 1-27.
Amy D., Rob N. C., Thomas W. K., Mathew V. Engineering MEMS Resonators
with Low Thermoelastic Damping // Journal of Microelectromechanical Systems.
– Vol. 15, №6. – P. 1437-1444.
https://www.comsol.com/model/residual-stress-in-a-thin-film-resonator-3d-477
Claudia C., Alberto C., Giacomo L., Antonio L., Alessandro T., Barbara S. A
Resonant Microaccelerometer with High Sensitivity Operation in an Oscillating
Circuit // Journal of Microelectromechanical Systems. – Vol. 19. – 2010. – P.
1140-1152.
Подписано в печать:
Заказ № 64 Тираж 80 экз. Уч.-изд.л. 1,1 Формат 60х84 1/16.
Отпечатано в типографии ИПК МИЭТ.
124498, Москва, Зеленоград, площадь Шокина, д. 1, МИЭТ.
22
1/--страниц
Пожаловаться на содержимое документа