Mikrosensor-Arrays für die
experimentelle Strömungsmechanik
vorgelegt von
Diplom-Ingenieur
Andreas Berns
von der Fakultät IV – Elektrotechnik und Informatik
der Technischen Universität Berlin
zur Erlangung des akademischen Grades
Doktor der Ingenieurwissenschaften
- Dr.-Ing. -
genehmigte Dissertation
Promotionsausschuss:
Vorsitzender: Prof. Dr. K. Bock
1. Berichter: Prof. Dr. E. Obermeier
2. Berichter: Prof. Dr. C. Brücker
Tag der wissenschaftlichen Aussprache: 01. Oktober 2009
Berlin 2010
D 83
Mikrosensor-Arrays für die experimentelle Strömungsmechanik A. Berns 2010
Inhaltsverzeichnis I
Inhaltsverzeichnis
FORMELZEICHEN UND ABKÜRZUNGEN .................................................IV
ZUSAMMENFASSUNG ................................................................................. VIII
1 EINLEITUNG.................................................................................................1
1.1 DRUCKSENSOR-ARRAYS FÜR DIE OBERFLÄCHE EINES
ZYLINDERSTUMPFS...................................................................................1
1.2 SENSORANFORDERUNGEN.........................................................................3
2 STAND DER TECHNIK................................................................................8
2.1 DIE PINHOLE-METHODE............................................................................8
2.2 OBERFLÄCHENBÜNDIGE DRUCKAUFNEHMER ZUR PUNKTUELLEN
ERFASSUNG DES INSTATIONÄREN WANDDRUCKS...................................11
2.3 OBERFLÄCHEN-SENSOR-ARRAYS ...........................................................15
2.3.1 Kapazitive Oberflächen-Sensor-Arrays .........................................16
2.3.2 Piezoresistive Oberflächen-Sensor-Arrays....................................19
2.4 POLYMER-SENSOR-FOLIEN (PIEZOELEKTRISCHE FOLIEN) ......................22
2.5 DRUCKSENSITIVE FARBE ........................................................................24
2.6 ZUSAMMENFASSUNG...............................................................................26
LITERATUR ZU KAPITEL 2 ..................................................................................28
3 DESIGN DER AEROMEMS-DRUCKSENSOREN .................................34
3.1 MEMBRANDESIGN UND PIEZOWIDERSTANDSLAYOUT .............................34
3.2 ANNAHME DER PIEZOWIDERSTANDSEIGENSCHAFTEN UND
SIMULATION DER IMPLANTATIONSPARAMETER MITTELS SUPREM.......39
3.3 DIMENSIONIERUNG DER SENSORMEMBRAN ............................................45
3.3.1 Analytische Berechnung des Ausgangssignals ..............................45
3.3.2 Designoptimierung mittels Finite Elemente Methode....................47
3.3.3 Anordnung der Piezowiderstände auf der Membran.....................54
3.4 SIMULATION DES DYNAMISCHEN VERHALTENS ......................................58
3.5 ZUSAMMENFASSUNG...............................................................................59
LITERATUR ZU KAPITEL 3 ..................................................................................61
4 ERSTES SENSORDESIGN MIT VORDERSEITEN-
KONTAKTIERUNG....................................................................................63
II Mikrosensor-Arrays für die experimentelle Strömungsmechanik A. Berns
4.1 CHIPLAYOUT DES SENSORS DER ERSTEN GENERATION........................... 63
4.2 TECHNOLOGISCHE REALISIERUNG.......................................................... 65
4.2.1 Untersuchung der Piezowiderstände mittels „Staining“ .............. 73
4.3 MESSTECHNISCHE CHARAKTERISIERUNG ............................................... 76
4.3.1 Entwicklung einer Messumgebung für die Kalibrierung............... 76
4.3.2 Sensorkalibrierung ........................................................................ 80
4.3.3 Charakterisierung der pn-Dioden ................................................. 85
4.3.4 Resonanzfrequenzmessungen......................................................... 86
4.4 ZUSAMMENFASSUNG DER SENSORKALIBRIERUNG .................................. 88
4.5 ENTWICKLUNG VON SENSOR-ARRAYS FÜR DIE OBERFLÄCHE EINES
ZYLINDERSTUMPFS ................................................................................ 89
4.6 WINDKANALEXPERIMENT: UMSTRÖMUNG EINES ZYLINDERSTUMPFS
AUF EINER EBENEN PLATTE (LEITEXPERIMENT) ..................................... 95
4.6.1 Konfiguration des Experiments ..................................................... 95
4.6.2 Messablauf und Datenverarbeitung .............................................. 97
4.6.3 Ergebnisse und Diskussion.......................................................... 100
4.7 ZUSAMMENFASSUNG ............................................................................ 104
LITERATUR ZU KAPITEL 4................................................................................ 106
5 ZWEITES SENSORDESIGN MIT RÜCKSEITEN-
KONTAKTIERUNG UND PN-DIODE ................................................... 110
5.1 DESIGN DER DURCHKONTAKTIERUNG .................................................. 110
5.2 MEMBRANDIMENSIONIERUNG UND NEUES CHIPLAYOUT ...................... 112
5.3 TECHNOLOGISCHE REALISIERUNG........................................................ 115
5.4 MESSTECHNISCHE CHARAKTERISIERUNG ............................................. 127
5.5 ENTWICKLUNG EINES 3D-MULTI-SENSOR-ARRAYS ............................. 129
5.6 UMSTRÖMUNG EINES ZYLINDERSTUMPFS AUF EINER EBENEN
PLATTE (LEITEXPERIMENT).................................................................. 136
5.6.1 Neuer Messablauf und Datenverarbeitung.................................. 137
5.6.2 Ergebnisse und Diskussion.......................................................... 138
5.7 ZUSAMMENFASSUNG ............................................................................ 145
LITERATUR ZU KAPITEL 5................................................................................ 147
6 DRITTES SENSORDESIGN MIT RS-KONTAKTIERUNG UND
INTEGRIERTEM WANDHITZDRAHT................................................ 149
6.1 HITZDRAHTDESIGN UND CHIPLAYOUT.................................................. 152
Inhaltsverzeichnis III
6.2 TECHNOLOGISCHE REALISIERUNG ........................................................155
6.3 MESSTECHNISCHE CHARAKTERISIERUNG .............................................158
6.4 NIEDERFREQUENTE TRANSITIONSMESSUNG..........................................161
6.4.1 Der laminar-turbulente Umschlag...............................................161
6.4.2 Experimentbeschreibung und Aufbau..........................................163
6.4.3 Ergebnisse....................................................................................166
6.5 HOCHFREQUENTE TRANSITIONSMESSUNGEN ........................................169
6.5.1 Experimentbeschreibung und Aufbau..........................................169
6.5.2 Ergebnisse....................................................................................171
6.6 ZUSAMMENFASSUNG.............................................................................176
LITERATUR ZU KAPITEL 6 ................................................................................178
7 DISKUSSION UND AUSBLICK ..............................................................181
EIGENE VERÖFFENTLICHUNGEN............................................................184
IV Mikrosensor-Arrays für die experimentelle Strömungsmechanik A. Berns
Formelzeichen und Abkürzungen
Lateinische Buchstaben
Symbol Bezeichnung Einheit
a Kantenlänge der quadratischen Membran m
b Breite m
b Grundplattenbreite m
c Spezifische Wärmekapazität kJ/(kgK)
c11 Elastizitätsmoduln N/m²
c12 Elastizitätsmoduln N/m²
c44 Elastizitätsmoduln N/m²
d Membrandicke m
d Grundplattendicke m
D Membrandurchmesser m
D Zylinderdurchmesser m
D Dosis Atome/cm²
du Geschwindigkeitsänderung m/s
dy Ortsänderung in y-Richtung m
∆p Druckänderung Pa
∆p1 Druckbereich 1 Pa
∆p2 Druckbereich 2 Pa
∆p3 Druckbereich 3 Pa
∆R Widerstandsänderung Ω
∆R1 Widerstandsänderung von R1 Ω
∆R2 Widerstandsänderung von R2 Ω
∆R3 Widerstandsänderung von R3 Ω
∆R4 Widerstandsänderung von R4 Ω
∆UBr Brückenausgangsspannungsänderung V
E Elastizitäts-Modul (E-Modul) N/m²
Et Elastizitäts-Modul (transversal) N/m²
El Elastizitäts-Modul (longitudinal) N/m²
E<110> Elastizitäts-Modul in <110> Kristallrichtung N/m²
→4
E
Elastizitäts-Modul (Tensor vierter Stufe) N/m²
E Energie eV
h Höhe m
k K-Faktor -
kl Longitudinaler k-Faktor -
Formelzeichen und Abkürzungen V
kt Transversaler k-Faktor -
k Segregationskoeffizient -
l Länge m
L Zylinderlänge m
l Grundplattenlänge m
Ν Dotierungsdichte Atome/cm³
p Druck Pa
pN Drucknennbereich Pa
p
Wanddruckmittelwert Pa
p' Standardabweichung des Wanddrucks Pa
Pmax Maximale Leistungsaufnahme W
r Radius m
R Elektrischer Widerstand Ω
R1 Longitudinalwiderstand Ω
R2 Transversalwiderstand Ω
R3 Longitudinalwiderstand Ω
R4 Transversalwiderstand Ω
S Empfindlichkeit V/(VPa)
T Temperatur K
t Zeit s
t Tiefe m
Tu Turbulenzgrad %
u Strömungsgeschwindigkeit m/s
u∞ Strömungsgeschwindigkeit der Außenströmung m/s
U0 Versorgungsspannung V
UBr Brückenausgangsspannung V
UBr_an Analytisch berechnete Brückenausgangsspannung V
UOffset Brückenoffsetspannung V
w Durchsenkung m
wmax Maximale Durchsenkung m
wmax,quad Maximale Durchsenkung der quadratischen Membran m
wmax,rund Maximale Durchsenkung der runden Membran m
x Kartesische Koordinate m
Xj Gebiettiefe m
piezo
x Mittelkoordinate x der Piezowiderstände m
y Kartesische Koordinate m
piezo
y Mittelkoordinate y der Piezowiderstände m
z Kartesische Koordinate m
piezo
z Mittelkoordinate z der Piezowiderstände m
VI Mikrosensor-Arrays für die experimentelle Strömungsmechanik A. Berns
Griechische Buchstaben
Symbol Bezeichnung Einheit
α Winkel °
δ Grenzschichtdicke m
→2
ε
Mechanische Dehnung (Tensor zweiter Stufe) -
λ Wärmeleitfähigkeit W/(mK)
λ Wellenlänge m
µ Dynamische Viskosität kg/(ms)
ν Querkontraktionszahl -
ν Kinematische Viskosität m²/s
π44 Piezowiderstandskoeffizient m²/N
πl Longitudinaler Piezowiderstandskoeffizient m²/N
πt Transversaler Piezowiderstandskoeffizient m²/N
σ Mechanische Spannung N/m²
σ1x Mechanische Spannung in x-Richtung bei R1 N/m²
σ1y Mechanische Spannung in y-Richtung bei R1 N/m²
σ2x Mechanische Spannung in x-Richtung bei R2 N/m²
σ2y Mechanische Spannung in y-Richtung bei R2 N/m²
σmax Maximale mechanische Spannung N/m²
σmax,quad Maximale mechanische Spannung der quadratischen
Membran N/m²
σmax,rund Maximale mechanische Spannung der runden Membran N/m²
σx;max Maximale x-Komponente der mechanischen Spannung N/m²
σx x-Komponente der mechanischen Spannung N/m²
σy;max Maximale y-Komponente der mechanischen Spannung N/m²
σy y-Komponente der mechanischen Spannung N/m²
→2
σ
Mechanische Spannung (Tensor zweiter Stufe) N/m²
ρ Dichte kg/m³
ρ Spezifischer elektrischer Widerstand Ωm
τw Wandschubspannung N/m²
Kennzahlen
a Schallgeschwindigkeit
M = u/a Machzahl
Re = (u·l)/ν Reynoldszahl
Formelzeichen und Abkürzungen VII
Abkürzungen
ARDE Aspect Ratio Dependent Etching
BOE Buffered Oxide Etch
BOX Burried Oxide
CCA Constant Current Anemometer
CCD Charge Coupled Device
CTA Constant Temperature Anemometer
DFG Deutsche Forschungsgemeinschaft
DLR Deutsches Zentrum für Luft- und Raumfahrt
DSE Deep Silicon Etching
EADS European Aeronautic Defence and Space Company
FEM Finite Elemente Methode
FFT Fast Fourier Transformation
FSO Full Scale Output
ILR Institut für Luft- und Raumfahrttechnik
KOH Kaliumhydroxid
LDA Laser-Doppler-Anemometrie
LES Large-Eddy-Simulation
LPCVD Low-Pressure Chemical Vapor Deposition
LTO Low Temperature Oxide
MEMS Microelectromechanical Systems
NASA National Aeronautics and Space Administration
PCB Printed Circuit Board
PECVD Plasma Enhanced Vapour Deposition
PIV Particle-Image-Velocimetry
POM Polyoxymethylen
PSP Pressure Sensitive Paint
PVDF Polyvinylidenfluorid
REM Rasterelektronenmikroskop
RIE Reactive Ion Etching
RTA Rapid Thermal Annealing
SOI Silicon-On-Insulator
SPP Schwerpunktprogramm
TKO Temperaturkoeffizient der Offsets
TKS Temperaturkoeffizient der Empfindlichkeit
TMAH Tetramethylammoniumhydroxid
TS Tollmien-Schlichting
TSV Through Silicon Via
TWV Through Wafer Via
VIII Mikrosensor-Arrays für die experimentelle Strömungsmechanik A. Berns
Zusammenfassung
Die vorliegende Arbeit entstand im Rahmen eines Leitexperiments des von der
DFG (Deutsche Forschungsgemeinschaft) geförderten Schwerpunktprogramms
„Bildgebende Messverfahren für die Strömungsanalyse – SPP 1147“. Ein zentrales
Ziel dieses Experiments war das Studium der Wanddruckverhältnisse an einem
Zylinderstumpf im Strömungsfeld eines offenen Windkanals. Für diese
Untersuchungen wurden MEMS (Microelectromechanical Systems)-
Drucksensoren und darauf basierende, oberflächenbündig in die Zylinderwand
integrierbare, Sensor-Arrays entwickelt. Um die im Vorfeld definierten
Anforderungen bezüglich der Sensorempfindlichkeit, der Nichtlinearität des
Ausgangssignals und der Offsetstabilität sowie der ersten Resonanzfrequenz zu
erfüllen, wurde die Entwicklung von piezoresistiven MEMS-Drucksensoren mit
einer quadratischen Membran ins Auge gefasst. Die Optimierung der
Membrangeometrie hinsichtlich der angestrebten Empfindlichkeit und
Nichtlinearität in dem vorgegebenen Messbereich erfolgte mittels
strukturmechanischen FEM (Finite Elemente Methode)-Analysen sowie durch
Verwendung der Prozesssimulationssoftware SUPREM. Der entwickelte Sensor
der ersten Generation hat eine Fläche von 2,5 × 4,5 mm² und beinhaltet eine
integrierte pn-Diode zur Temperaturmessung. Der Sensor wurde in drei
Designvarianten mit einer Membrandicke von 3 µm und Membrangrößen von
500 × 500 µm², 700 × 700 µm² und 900 × 900 µm² hergestellt. Für die
technologische Realisierung wurden sowohl Prozesse der Silizium-
Planartechnolgie als auch Bulk-Micromachining eingesetzt. Die gemessenen
Sensorempfindlichkeiten der drei Designvarianten betragen in den Messbereichen
± 200 Pa, ± 500 Pa, und ± 1 kPa jeweils 3 µV/(V·Pa), 7 µV/(V·Pa) und
12 µV/(V·Pa), wobei die Nichtlinearität weniger als 1 % beträgt und die
Offsetspannungsdrift bei 1 V Versorgungsspannung innerhalb von 24 Stunden bei
maximal ± 10 µV liegt. Die Resonanzfrequenz aller drei Sensorvarianten ist größer
als 50 kHz.
Basierend auf den Sensoren der ersten Generation wurde ein aus 48 Drucksensoren
bestehendes Oberflächen-Array für den Zylinderstumpf, der eine Höhe von
240 mm und einen Durchmesser von 120 mm aufweist, entwickelt. Die
Sensorkontaktierung erfolgte in diesem Fall von der Vorderseite mittels Au-
Drahtbonden. Für den Aufbau des Arrays wurden strukturierte Leiterplatten und
Al-Trägersegmente, die wandbündig in den Zylinderkörper integriert sind, sowie
Zusammenfassung IX
eine flexible Silikonvergussmasse zur Fixierung der Sensoren und zum Ausgleich
der Unebenheiten auf der Arrayvorderseite verwendet. Die mit diesem Zylinder
vorgenommenen Wanddruckmessungen bei einer Reynoldszahl von 200.000, was
einer Strömungsgeschwindigkeit von 26 m/s entspricht, zeigen eine relativ gute
Übereinstimmung mit einer von den Projektpartnern durchgeführten LES (Large-
Eddy-Simulation). Außerdem lassen sich die wesentlichen
strömungsmechanischen Phänomene anhand der Oberflächendruckverteilung auf
dem Zylinder identifizieren. Allerdings wird die durch unebene Arrayübergänge
hervorgerufene Strömungsbeeinflussung anhand der Unsymmetrie der gemessenen
Druckverteilung deutlich. Diese Beobachtung und die Vermutung, dass auch die
Bonddrähte eine Störung der Strömung bewirken, führten zu der Forderung nach
rückseitig kontaktierten Sensor-Arrays.
Ausgehend von dieser Forderung erfolgte die Entwicklung der Sensoren der
zweiten Generation, die auf einen Messbereich von ± 1 kPa optimiert wurden und
sich neben einer geringeren Fläche von 2 × 3 mm² durch eine
Rückseitenkontaktierung auszeichnen. Die Membran hat eine Dicke von 4 µm und
eine Größe von 800 × 800 µm². Die mittlere gemessene Empfindlichkeit der
Sensoren liegt bei 4,2 µV/(V·Pa).
Der Aufbau eines aus 154 Sensoren bestehenden rückseitig kontaktierten 3D-
Multi-Sensor-Arrays für die Zylinderoberfläche erfolgte unter Einsatz einer
verbesserten Aufbau- und Verbindungstechnik, die auf der Verwendung
strukturierter Al-Trägersegmente und flexibler Leiterplatten basiert. Die
vorgenommenen Messungen, welche auch zeitaufgelöste Druckmessungen über
einen Winkelbereich von 200° beinhalten, belegen die erfolgreiche
Weiterentwicklung des Sensor-Arrays. Zum einen ist die Symmetrie der
gemessenen Druckverteilungen weitaus deutlicher ausgeprägt und zum anderen
zeigen die Ergebnisse eine größere Übereinstimmung mit der Simulation.
Außerdem lassen sich aufgrund der höheren Ortsauflösung alle relevanten
Strömungsphänomene identifizieren. Anhand der zeitaufgelösten Druckmessungen
wird die Phasenverschiebung der Strömungsablösung an den Seiten des Zylinders
nachgewiesen.
Um neben dem Wanddruck auch die Wandschubspannung erfassen zu können,
wird anstelle der pn-Diode ein Wandhitzdraht in den Sensorchip integriert. Die
Sensoren der dritten Generation verfügen daher über einen durch eine luftgefüllte
Kavität thermisch isolierten Al-Hitzdraht mit einer Länge von 800 µm, einer
Breite von 3 µm sowie einer Dicke von 2 µm. Die kalibrierten Hitzdrähte haben
X Mikrosensor-Arrays für die experimentelle Strömungsmechanik A. Berns
bei Raumtemperatur einen elektrischen Widerstand von 3,5 Ω und zeigen in einem
Wandschubspannungsbereich bis zu 1 N/m² bei einem Überhitzungsverhältnis von
1,5 im Konstanttemperaturbetrieb eine Sensitivität von 20 mV/(N/m²). Es wird ein
aus 24 Sensoren bestehendes lineares Sensor-Array für verschiedene
Tragflügelmodelle entwickelt und im Rahmen zweier Windkanalexperimente
erprobt. Dabei handelt es sich um nieder- und hochfrequente
Transitionsmessungen, wobei die maximale Strömungsgeschwindigkeit 110 m/s
beträgt. Die Korrelation zwischen Druck- und Wandschubspannungsfluktuationen
ist bei beiden Experimenten sehr gut zu beobachten und anhand der erfassten
Sensorsignale lassen sich Schwankungen des Drucks und der Wandschubspannung
mit Frequenzen von bis zu 19 kHz auf dem selben Sensorchip nachweisen. Es ist
sogar möglich über die Phasenverschiebung beider Signale die
Oberflächengeschwindigkeit der sich ausbreitenden Tollmien-Schlichting-Wellen
zu bestimmen.
Abschließend wird festgestellt, dass die entwickelten MEMS-Drucksensoren und
Oberflächen-Sensor-Arrays hervorragend für die Messung und Charakterisierung
von Wanddruckfeldern in der experimentellen Strömungsmechanik geeignet sind,
wobei die rückseitig kontaktierten Sensor-Arrays eine signifikante
Weiterentwicklung der vorderseitig kontaktierten Arrays darstellen. Die
Wanddruckmessungen am Zylinder sind ein Beleg für die vielseitigen
Gestaltungsmöglichkeiten der Arrays. Die gekoppelten Messungen der
Wanddruck- und Wandschubspannungsfluktuationen zur Bestimmung der
Transitionslage und –frequenz unter Verwendung der Sensoren der dritten
Generation dokumentieren die ausgezeichneten dynamischen Eigenschaften der
Sensoren. Der Einsatz der vorgestellten Mikrosensor-Arrays in der
experimentellen Strömungsmechanik ermöglicht es, neue Erkenntnisse über
wandnahe Strömungsphänomene auf aerodynamischen Körpern zu gewinnen.
Zudem können unter Verwendung der hergestellten Sensoren sowie der
entwickelten Aufbau- und Verbindungstechnik verschiedenste Sensor-
Arraykonfigurationen realisiert werden.
1 Einleitung 1
1 Einleitung
Die experimentelle Strömungsmechanik ist seit Jahrzehnten ein zentraler
Schwerpunkt bei der Entwicklung standardisierter und zukunftsweisender
Technologien aus den Bereichen der Luft- und Raumfahrttechnik, der
Automobilindustrie, der Schiffs- und Meerestechnik, der Verfahrenstechnik, der
Biofluidmechanik und der Fluidsystemtechnik. Umfangreiche
Windkanalexperimente zur Charakterisierung und Optimierung der
strömungstechnischen Eigenschaften aerodynamischer Oberflächen sind
heutzutage ein fester Bestandteil bei der Entwicklung von luft-, wasser-, schienen-
und straßengebundenen Transportsystemen. Beispiele für die Ziele derartiger
Optimierungsexperimente sind die Treibstoffeinsparung bei Flug- bzw.
Fahrzeugen durch Minimierung des Luftwiderstands bzw. der Reibung oder die
Erhöhung der Flug- bzw. Fahrstabilität durch Verbesserung der Aerodynamik.
Insofern stellt die experimentelle Strömungsmechanik eine Voraussetzung für die
kontinuierliche Weiterentwicklung der bestehenden Technologien hinsichtlich
ihrer Energieeffizienz, der Leistungsfähigkeit sowie ihrer Sicherheit dar. In diesem
Zusammenhang nimmt die Druckmesstechnik eine zentrale Rolle ein, da sich
anhand der Oberflächendruckverteilung umströmter Körper wichtige Parameter für
die Dimensionierung aerodynamischer Oberflächen (z. B. Tragflächenprofile oder
Fahrzeug-Karosserien) bestimmen lassen. Die Vielzahl der hochmodernen
Versuchsanlagen sowie die Vielfalt der ingenieurwissenschaftlichen
Experimentierfelder in Forschung und Entwicklung verdeutlichen die hohe
wissenschaftliche und volkswirtschaftliche Relevanz dieses Arbeitsgebiets.
1.1 Drucksensor-Arrays für die Oberfläche eines Zylinderstumpfs
Primäres Ziel dieser Arbeit ist die Entwicklung von Drucksensor-Arrays zur
instationären Wanddruckmessung auf der Oberfläche eines umströmten
Zylinderstumpfs. Der auf einer ebenen Platte montierte Zylinder hat einen
Durchmesser von 120 mm und eine Höhe von 240 mm. Die
Anströmgeschwindigkeit beträgt 26 m/s, was einer auf den Zylinderdurchmesser
bezogenen Reynoldszahl von 200.000 entspricht. Dieses sogenannte
„Leitexperiment“, welches im Rahmen des Schwerpunktprogramms „Bildgebende
Messverfahren für die Strömungsanalyse – SPP 1147“ durch die Deutsche
Forschungsgemeinschaft gefördert wird, stellt ein strömungsmechanisches
Grundlagenexperiment dar. Durch die interdisziplinäre Zusammenarbeit von
2 Mikrosensor-Arrays für die experimentelle Strömungsmechanik A. Berns
Strömungsforschern, Experimentatoren, Numerikern und Sensorentwicklern soll
eine umfassende Darstellung des komplexen Strömungsfeldes sowie der dadurch
hervorgerufenen Oberflächendruckverteilung auf dem Zylinder gewonnen werden.
Der Einsatz moderner optischer Messverfahren, wie der Laser-Doppler-
Anemometrie (LDA) [1.1] und der Particle-Image-Velocimetry (PIV) [1.2]
ermöglichen die Visualisierung des Strömungsfeldes um den Zylinderstumpf
herum. Abbildung 1.1 veranschaulicht das qualitative topologische Modell der
Umströmung des Zylinders, welches aus Ergebnissen der Arbeiten von Leder
[1.3], Rödiger et al. [1.4] und Pattenden et al. [1.5] hervorgeht.
Abbildung 1.1 Topologisches Modell der Umströmung des Zylinderstumpfs bei einer
Geschwindigkeit von 26 m/s (Re = 200.000). Es sind die Achsen und Richtungen der Hauptwirbel-
und Strömungssysteme dargestellt.
Es lassen sich die in Abbildung 1.1 nummerierten und im Folgenden aufgeführten
charakteristischen Hauptströmungs- und Wirbelsysteme detektieren:
1. Laminare Anströmung vor dem Zylinder
2. Ablöseblase auf dem freien Ende des Zylinders
3. Zwei am freien Zylinderende seitlich ablösende Kopfwirbel
1 Einleitung 3
4. Kármàn-Wirbelstraße im mittleren Bereich des Zylinders hinter der
Strömungsablösung vom Zylindermantel
5. Strömung über das freie Ende des Zylinders, aufgeteilt in einen
rezirkulierenden Anteil (zur Zylinderrückseite hin gerichtet) und einen
auf der Grundplatte anlegenden Anteil
6. U-förmiger Wirbel im abgelösten Gebiet hinter dem Zylinder
7. Hufeisenwirbel im vorderen Fußbereich des Zylinders, der sich
beidseitig in Hauptströmungsrichtung ausbreitet
Bei den aufgezählten Wirbelsystemen handelt es sich mehr oder weniger um
statische bzw. periodische Strömungsphänomene, die jedoch bei genauerer
Beobachtung einen instationären Charakter zeigen. So geht beispielsweise aus den
Untersuchungen hervor, dass die Kármàn-Wirbelstraße aus der seitlichen
Ablösung am Zylindermantel hervorgeht und einen oszillierenden Charakter
aufweist. Trotzdem sind die Lage und der zeitlich-örtliche Verlauf der Ablöselinie
am Zylindermantel bislang unbekannt, da bei allen optisch basierten Messungen
der Abstand zur gekrümmten Zylinderoberfläche zu groß ist, um fundierte
Aussagen darüber treffen zu können. Lediglich Messungen des Oberflächendrucks
und dessen Fluktuationen können Aufschluss über den detaillierten örtlichen und
zeitlichen Verlauf der Ablösung geben. Auch in einigen anderen Regionen,
insbesondere in den Bereichen in denen Wirbelsysteme vom Zylinder ablösen,
sind signifikante Auswirkungen auf das Wanddruckfeld zu erwarten.
Um eine umfassende Darstellung der Druckverteilung auf dem Zylinder zu
gewinnen, ist es notwendig, Drucksensoren mit ausreichender Empfindlichkeit zu
entwickeln und in Form von Sensor-Arrays oberflächenbündig in den Zylinder zu
integrieren.
1.2 Sensoranforderungen
Die Anforderungen an die zu entwickelnden Drucksensor-Arrays sind in
Tabelle 1.1 aufgeführt. Aufgrund dieser Anforderungen, insbesondere wegen der
relativ hohen Empfindlichkeit und dynamischen Auflösung sowie der
Notwendigkeit zur oberflächenbündigen Array-Integration, ist es erforderlich, die
benötigten Sensoren in Form von MEMS Bauelementen zu realisieren.
MEMS-Sensoren haben sich im Laufe der vergangenen Jahrzehnte aufgrund ihrer
vielseitigen Einsetzbarkeit, ihrer geringen Baugröße, der niedrigen
Leistungsaufnahme und einfachen Signalverarbeitung sowie ihrer geringen
4 Mikrosensor-Arrays für die experimentelle Strömungsmechanik A. Berns
Herstellungskosten zu Schlüsselkomponenten der modernen Messtechnik
entwickelt ([1.6] – [1.9]).
Tabelle 1.1 Sensoranforderungen zur messtechnischen Charakterisierung der
Oberflächendruckverhältnisse am Leitexperiment.
Parameter Sensoranforderungen
Messbereich 500 Pa
Empfindlichkeit > 5 µV/(V·Pa)
Maximale Druckauflösung 1 Pa
Dynamische Auflösung > 20 kHz
Nichtlinearität < 1 %
Stabilität (Drift) < ± 10 µV/24 h
Brückenwiderstand 500 Ω bis 5 k Ω
Offsetspannung < ± 10 mV/V
Ortsauflösung (Array-Raster) 6 mm
Möglichkeit zur Arrayintegration muss gegeben sein
Einsatz auf gekrümmten Oberflächen muss möglich sein
Messmedium Luft
Temperaturbereich 15°C bis 35°C
Strömungsbeeinflussung so gering wie möglich
Die zunehmende Automatisierung bei der Versuchssteuerung, der Signalerfassung
sowie der Datenauswertung durch kontinuierliche Leistungssteigerung der zum
Messen eingesetzten Computertechnik ermöglicht die Erfassung großer
Datenmengen (z. B. die simultane Erfassung eines dreidimensionalen
Geschwindigkeitsfelds in einem bestimmten Gebiet), durch deren Visualisierung
das tiefere Verständnis komplexer Strömungsvorgänge gefördert wird. Darüber
hinaus können anhand der Wanddruckdaten auch konkrete Informationen über den
wandnahen Strömungszustand abgeleitet werden. So lässt sich beispielsweise
beurteilen, ob die untersuchte Wandgrenzschicht der umgebenden Strömung
laminar, turbulent oder transitional ist. Zusätzlich können Strömungsphänomene
wie der laminar-turbulente Grenzschichtumschlag oder Strömungsablösung
anhand der gewonnenen Daten nachgewiesen werden. In diesem Zusammenhang
stellt die Entwicklung einer aktiven Strömungskontrolle (active flow control), mit
deren Hilfe sich derartige Phänomene gezielt beeinflussen lassen und durch deren
Einsatz sich die Leistungsfähigkeit gegenwärtiger aerodynamischer Systeme
1 Einleitung 5
deutlich steigern lassen würde, eine wissenschaftliche Herausforderung dar. Eine
der wesentlichen Voraussetzungen zur Entwicklung und zum Betrieb von
Systemen zur aktiven Strömungskontrolle besteht in der sowohl örtlich als auch
zeitlich hoch aufgelösten Messung der zu beeinflussenden Strömung an der
Oberfläche. Als relevante Messgröße kommt in diesem Zusammenhang neben
dem Wanddruck die Wandschubspannung (Wandreibung) in Frage, die sich mit
der nötigen Auflösung nur mittels der Hitzdraht-Anemometrie [1.10] messen lässt.
In der Literatur finden sich zwar vereinzelte MEMS-basierte Wandhitzdrähte zur
Bestimmung der Wandschubspannung ([1.11] – [1.14]), jedoch existiert bislang
kein Sensor, mit dessen Hilfe man synchrone Messungen des Wanddrucks und der
Wandschubspannung an nahezu der gleichen Position durchführen kann, ohne die
Strömung signifikant zu stören. Daher besteht eine weitere Zielsetzung dieser
Arbeit in der Entwicklung eines MEMS-Drucksensors mit integriertem
Wandhitzdraht zur synchronen Messung der beiden genannten Größen auf dem
selben Chip.
Diese Arbeit ist chronologisch aufgebaut, was aufgrund der besseren
Übersichtlichkeit und der Tatsache festgelegt wurde, dass die Entwicklung von
insgesamt drei verschiedenen aufeinander aufbauenden Sensorvarianten
beschrieben wird. Im Rahmen des zweiten Kapitels wird der Stand der Technik
bezüglich der relevanten Messmethoden zur Bestimmung von Wanddruckfeldern
in der experimentellen Strömungsmechanik dargelegt. Das dritte Kapitel
beschäftigt sich mit dem Design der MEMS-Drucksensoren und mit der mittels
strukturmechanischer FEM-Simulation durchgeführten Optimierung der
Sensormembrangeometrie (Membrandicke und –größe), die allen realisierten
Designvarianten zu Grunde liegt. Im vierten Kapitel werden neben dem Layout
und der technologischen Realisierung des Sensors der ersten Generation die
messtechnische Charakterisierung, die Arrayintegration und die Druckmessungen
am Leitexperiment unter Einbeziehung der Resultate der Projektpartner zum
verbesserten Verständnis der Strömungstopologie am Zylinderstumpf beschrieben.
Das fünfte Kapitel widmet sich dem Redesign des Sensors der ersten Generation,
welches sich im Wesentlichen durch die Rückseitenkontaktierung der Sensoren
auszeichnet, sowie der damit verbundenen Messungen. Im sechsten Kapitel
werden der kombinierte Druck- und Wandschubspannungssensor und die damit
durchgeführten Windkanalexperimente vorgestellt. Eine kurze Diskussion der
Ergebnisse bildet den Abschluss der Arbeit.
6 Mikrosensor-Arrays für die experimentelle Strömungsmechanik A. Berns
Literatur zu Kapitel 1
[1.1] J. Wiedemann, Laser-Doppler-Anemometrie, Heidelberg, Springer, 1984,
ISBN 3540134824.
[1.2] M. Raffel, C.E. Willert, S.T. Wereley und J. Kompenhans, Particle-Image-
Velocimetry: A Practical Guide, Springer Verlag, 2. Auflage, Berlin, 2007.
[1.3] A. Leder, 3d-flow structures behind truncated circular cylinders,
Proceedings of the 4th ASME/JSME Joint Fluid Engineering Conference,
Honolulu, HI, FEDSM2003-45083.
[1.4] T. Rödiger, H. Knauss, U. Gaisbauer und E. Kraemer, Pressure and Heat
Flux Measurements on the Surface of a Low-aspect-ratio Circular Cylinder
Mounted on a Ground Plate, 15th DGLR-STAB Symposium, Darmstadt,
Nov. 2006. veröffentlicht in Notes 0,
on Numerical Fluid Mechanics and Multi Disciplinary Design (NNFM) in der
Serie: New Results in Numerical and Experimental Fluid Mechanics,
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8 Mikrosensor-Arrays für die experimentelle Strömungsmechanik A. Berns
2 Stand der Technik
Die Messung des Wanddrucks spielt seit mehreren Jahrzehnten eine bedeutende
Rolle in der experimentellen Strömungsmechanik, da nur auf diese Weise
fundierte Kenntnisse über die Auswirkungen fluider Strömungen auf umströmte
Körper gewonnen werden können. In der Praxis kommen je nach technischen
Randbedingungen, wie beispielsweise Größe und Beschaffenheit des Messobjekts,
und festgelegten Messanforderungen (nötige Orts-, Druck- und
Frequenzauflösung) verschiedene Messverfahren zum Einsatz. Im Folgenden
werden die wichtigsten Methoden zur Wanddruckmessung, die sich in der
angewandten Strömungsforschung bewährt haben, beschrieben, sowie deren
Anwendungsgebiete und -möglichkeiten anhand der einschlägigen internationalen
Literatur dargestellt. Dabei ist hervorzuheben, dass alle genannten Verfahren zum
gegenwärtigen Zeitpunkt ihre Anwendung in der experimentellen
Strömungsmechanik finden.
Anhand der dargestellten Beispiele werden für jede der beschriebenen Methoden
die Vor- und Nachteile herausgearbeitet, um daraus essentielle Erkenntnisse
hinsichtlich der Auswahl des optimalen Verfahrens für die jeweiligen
Anforderungen abzuleiten. Eine Gegenüberstellung und Bewertung der
präsentierten Messverfahren unter Berücksichtigung der maßgeblichen
Auswahlkriterien beenden diesen Abschnitt.
2.1 Die pinhole-Methode
Das in der Geschichte der experimentellen Strömungsmechanik wohl am
häufigsten angewandte Messverfahren zur Bestimmung des Wanddrucks an
Strömungskörpern, Versuchsmodellen und Windkanalwänden ist die sogenannte
pinhole-Methode. Dabei wird an der gewünschten Messposition eine Bohrung mit
einem typischen Durchmesser von 0,3 – 1 mm erzeugt und gemäß Abbildung 2.1
über eine geeignete Zuleitung mit einem Druckaufnehmer verbunden. Bei der
Zuleitung handelt es sich in der Regel um einen flexiblen Druckschlauch oder um
eine starre Rohrverbindung. Es kann jedoch auch auf die Verbindung verzichtet
werden, wenn der Druckaufnehmer direkt unterhalb der Bohrung platziert wird.
Als Druckaufnehmer kommen die verschiedensten Sensortypen in Frage, da im
Fall einer flexiblen mechanischen Schnittstelle keine besonderen Anforderungen
an die Form und Größe des Aufnehmers gestellt werden.
2 Stand der Technik 9
Abbildung 2.1 Prinzip der pinhole-Methode zur Messung des lokalen Wanddrucks an der
Oberfläche eines umströmten Körpers.
Die Gründe für die weite Verbreitung der pinhole-Methode sind offenkundig. Die
Anwendung ist sowohl relativ simpel als auch kostengünstig. Darüber hinaus ist
sie wegen der frei wählbaren mechanischen Schnittstelle sehr vielseitig, da die
Druckaufnehmer nicht zwangsläufig im zu untersuchenden Modell untergebracht
werden müssen. Außerdem ist prinzipiell jeder Experimentator durch die
Verwendung kommerziell verfügbarer Druckaufnehmer in der Lage, derartige
Messungen durchzuführen.
Trotz der weitreichenden Akzeptanz dieser Messmethode ist es notwendig, näher
auf die damit verbundenen Probleme einzugehen. Diese finden oft keine
ausreichende Beachtung, obwohl damit direkte und meist unerwünschte
Auswirkungen auf die Ergebnisse verbunden sind.
Ein wesentliches Problem ist die Tatsache, dass die Druckmessung in erheblichem
Maß sowohl von der Geometrie der Bohrung als auch von der Druckverbindung
zwischen Wandbohrung und Druckaufnehmer beeinflusst wird. Außerdem spielt
die herstellungsbedingte Genauigkeit bei der Fertigung einer solchen Bohrung eine
entscheidende Rolle. Dieser Sachverhalt wird bereits im Jahr 1960 von Shaw [2.1]
untersucht und ausführlich dokumentiert. Er kommt zu dem Schluss, dass der
auftretende Messfehler bei der Wanddruckmessung mit steigender Grathöhe und
steigender Strömungsgeschwindigkeit zunimmt. Darüber hinaus untersucht er die
p
Wanddruck-
bohrung
Wand
Druckschlauch
u∞
Weiterleitung zum Druckaufnehmer
10 Mikrosensor-Arrays für die experimentelle Strömungsmechanik A. Berns
gemessene Druckabweichung in Abhängigkeit vom Bohrlochdurchmesser und von
der –tiefe. Die Messungen zeigen, dass der auftretende Messfehler mit steigendem
Bohrlochdurchmesser, steigender Bohrungstiefe und steigender
Strömungsgeschwindigkeit zunimmt. Für die betrachteten Fälle ist der
fehlerbehaftete gemessene Wanddruck größer als der tatsächliche Wanddruck. Im
Rahmen einer noch früheren Arbeit untersucht Rayle [2.2] den Einfluss der
Bohrlochgeometrie auf die Wanddruckmessung. Er vergleicht dafür
Wanddruckmessungen unter Verwendung von Bohrungen, die mit verschieden
gestalteten Fasen versehen sind oder deren Bohrlochachsen nicht senkrecht zur
Oberfläche verlaufen, mit einer Referenzform. Das Ergebnis ist ebenso wie bei
Shaw qualitativ eindeutig und belegt den verfälschenden Einfluss der betrachteten
Geometrieabweichungen. Neben den genannten Wissenschaftlern beschäftigen
sich auch Livesey et al. [2.3] sowie Franklin et al. [2.4] mit dem Thema der
fehlerbehafteten Wanddruckmessungen bei Anwendung der pinhole-Methode.
Letztere Arbeit stellt darüber hinaus eine sehr ausführliche Zusammenstellung
vorhergehender Literatur dar, wobei die ersten experimentellen Untersuchungen zu
diesem Thema auf das Jahr 1879 datiert sind [2.5]. Im Rahmen eines technischen
Reports des Jet Propulsion Laboratory, veröffentlicht seitens des California
Institute of Technology [2.6], geht Jaivin ebenfalls auf diese Problematik ein und
kommt prinzipiell zu den gleichen Resultaten.
Als Fazit für die praktische Anwendung der pinhole-Methode und der
Fehlerminimierung sind sich alle Autoren darüber einig, dass der
Bohrlochdurchmesser und die –tiefe so klein wie möglich sein sollen, wobei der
minimale untersuchte Durchmesser 0,3 mm beträgt. Daraus ergibt sich neben den
herstellungstechnischen Schwierigkeiten allerdings ein physikalisches Problem:
Verringert man den Bohrlochdurchmesser, so verlängert sich die Einstellzeit des
Drucks, was ebenfalls bei einer Verlängerung der Zuleitungslänge auftritt. Dieser
sogenannte „Drosseleffekt“ kann bei der Messung von zeitlich gemittelten
Wanddrücken vernachlässigt werden, da die Schwankungsanteile ohnehin durch
die Mittellung nivelliert werden. Bei der Messung des instationären Wanddrucks
ist hingegen mit einer erheblichen Verringerung der dynamischen Auflösung zu
rechnen.
2 Stand der Technik 11
2.2 Oberflächenbündige Druckaufnehmer zur punktuellen Erfassung
des instationären Wanddrucks
Bei der Messung instationärer Wanddrücke ist die am häufigsten angewandte
Alternative zur pinhole-Methode die Verwendung von oberflächenbündig
montierten Druckaufnehmern. Diese Methode wird bereits 1958 von Willmarth im
Rahmen eines technischen Berichts über Wanddruckfluktuationen in einer
turbulenten Grenzschicht vorgestellt [2.7]. Er verwendet ein wandbündig
angebrachtes Mikrofon der Firma Altec zur Kalibrierung eines piezoelektrischen
Aufnehmers aus Bariumtitanat, der mittels eines speziell angefertigten Gehäuses
bündig an der Innenseite der Windkanalwand angebracht ist. Die Funktionsweise
piezoelektrischer Sensoren basiert auf einer Ladungsverschiebung, die aufgrund
der speziellen Materialstruktur bei äußerer mechanischer Krafteinwirkung auftritt.
Sie sind prinzipbedingt ausschließlich für dynamische Druckmessungen geeignet
[2.8]. Eine detaillierte Beschreibung des von Willmarth verwendeten
Bariumtitanat-Sensors ist im Zusammenhang mit der Beschreibung des
Versuchsaufbaus in seiner Arbeit dokumentiert [2.7]. Der Vorteil des
piezoelektrischen Sensors gegenüber dem Mikrofon liegt in der höheren
Grenzfrequenz. In dieser Ausarbeitung werden Messergebnisse für einen
Frequenzbereich bis zu 50 kHz vorgestellt, mit deren Hilfe Aussagen über den
Zustand der Wandgrenzschicht getroffen werden können. Beispielsweise lässt sich
anhand der Spektren erkennen, ob die Grenzschicht laminar oder turbulent ist und
in welchem Frequenzbereich die auftretenden Fluktuationen liegen. In den darauf
folgenden 20 Jahren vertieft Willmarth seine Forschungen auf diesem Gebiet,
wobei sich grundsätzlich nichts an den angewandten Methoden ändert. Seine
Arbeiten ([2.9] – [2.11]) gelten auf dem Gebiet der Messung von
Wanddruckfluktuationen in der experimentellen Strömungsmechanik als
ausgezeichnete Übersichtsartikel für den Zeitraum von 1958 bis 1975.
Im Rahmen einer Arbeit von Bull und Thomas, publiziert im Jahr 1976, die sich
mit Messungen hochfrequenter Wanddruckfluktuationen in turbulenten
Grenzschichten beschäftigt, kommen ebenfalls Wandmikrofone (Firma Bruel &
Kjaer) und piezoelektrische Keramiksensoren zum Einsatz [2.12]. Die Autoren
kommen zu dem Schluss, dass beide Arten von Druckaufnehmern die gleichen
Ergebnisse liefern, sofern die Konfigurationen der Messungen (Montage der
Aufnehmer) gleich sind. Im Fall der Verwendung von Wandbohrungen mit dem
12 Mikrosensor-Arrays für die experimentelle Strömungsmechanik A. Berns
Druckaufnehmer direkt hinter der Bohrung werden die Ergebnisse in Abhängigkeit
von der Größe des Durchmessers verfälscht.
Eine weitere einschlägige Publikation über die Messung von
Wanddruckfluktuationen in turbulenten Strömungen stammt von Schewe [2.13].
Ebenso wie Bull verwendet er Bruel & Kjaer Mikrofone verschiedener Größen
sowie piezoelektrische Druckaufnehmer. Die wichtigsten Forschungsarbeiten der
vergangenen zehn Jahre auf diesem Gebiet werden im Rahmen einer
umfangreichen Literaturübersicht aus dem Jahr 1988 von Eckelmann
zusammengefasst [2.14].
Aufgrund der rasant voranschreitenden Weiterentwicklung von piezoresistiven
Silizium-Drucksensoren, wird neben der Verwendung von Wandmikrofonen und
piezoelektrischen Druckaufnehmern immer häufiger der Einsatz piezoresistiver
Drucksensoren zur Messung instationärer Wanddrücke beschrieben. Die
Funktionsweise dieser Sensoren basiert auf dem piezoresistiven Effekt [2.15].
Dabei handelt es sich um die Änderung des spezifischen elektrischen Widerstands
des Halbleiters aufgrund der einwirkenden mechanischen Spannung. Die
Spannung-Differenzdruck-Kennlinie piezoresistiver Drucksensoren ist bei einer
geeigneten Anordnung der Widerstände in Wheatstone-Brückenschaltung im
Idealfall linear, was den Aufwand bei der Signalauswertung erheblich reduziert.
Nähere Informationen zum Funktionsprinzip und zum Design piezoresistiver
Silizium-Drucksensoren sind in der entsprechenden Literatur zu finden ([2.16]
[2.17]).
Im Zusammenhang mit Wanddruckmessungen in der experimentellen
Strömungsmechanik spielen insbesondere Drucksensoren der Firma Kulite
Semiconductor aufgrund ihrer hohen Empfindlichkeit und ihrer hohen
dynamischen Auflösung eine übergeordnete Rolle. Weitere Gründe für deren
häufigen Einsatz sind die vergleichsweise geringe benötigte Fläche sowie die
Entwicklung eines Standardgehäuses, mit dem der Drucksensor quasi wandbündig
in verschiedensten Messaufbauten eingesetzt werden kann. Piezoresistive
Drucksensoren haben gegenüber mikrotechnologisch hergestellten Mikrofonen
und piezoelektrischen Druckaufnehmern außerdem den Vorteil, dass der
momentane Druck – also nicht nur die Druckschwankungen – gemessen werden
kann. Das zeitabhängige Drucksignal kann im Rahmen der Signalauswertung in
einen zeitlich gemittelten Anteil und einen Schwankungsanteil zerlegt werden, was
zusätzliche Informationen über die Druckverteilung liefert.
2 Stand der Technik 13
Im Rahmen verschiedener Forschungsarbeiten bei der National Aeronautics and
Space Administration (NASA) wird in einem technischen Report der Einsatz von
zwölf verschiedenen Druckaufnehmern für Wanddruckfluktuationsmessungen bei
Geschwindigkeiten zwischen Mach 1,6 und Mach 2,5 geschildert [2.18].
Abbildung 2.2 a) zeigt einen Sensorträger, der mit elf verschiedenen
Druckaufnehmern bestückt ist. Bei diesen handelt es sich um sieben
Kondensatormikrofone verschiedener Herstellerfirmen, drei piezoelektrische
Wandler und einen Quarz-Drucksensor. Abbildung 2.2 b) zeigt den
Referenzdrucksensorträger, der ausschließlich mit piezoresistiven Kulite-
Drucksensoren ausgestattet ist, die jeweils an den entsprechenden Positionen der
elf Druckaufnehmern auf dem Träger positioniert sind, um einen Vergleich der
gemessenen Drucksignale zu ermöglichen. Ein Größenvergleich aller getesteten
Sensoren zeigt, dass der Sensor von Kulite mit Abstand die geringste Fläche in
Anspruch nimmt, was aufgrund der geringeren Beeinflussung der zu messenden
Oberfläche ein ausschlaggebendes Kriterium für die Auswahl ist.
a) Sensorträger b) Referenzsensorträger
Abbildung 2.2 Foto zweier Sensorträger, die mit verschiedenen Wanddrucksensoren ausgestattet
sind. Abb. a) zeigt einen Träger mit 11 verschiedenen Wanddruckaufnehmern
(Kondensatormikrofone: 1-3 und 7-10), piezoelektrische Aufnehmer: 4-6, Quarz-Drucksensor: 11).
Abb. b) zeigt den Referenzträger, der ausschließlich mit piezoresistiven Kulite-Drucksensoren
ausgestattet ist (aufgrund der schlechten Qualität des Fotos sind zwar keine Details bezüglich der
verwendeten Sensoren erkennbar; es kann jedoch deren Lage und benötigte Fläche beurteilt werden
[2.18]).
Im Rahmen eines darauf folgenden Berichts verzichten Lewis et al. auf die
Applikation verschiedener Sensortypen und beschränken sich auf piezoresistive
Drucksensoren von Kulite [2.19]. Die Tatsache, dass in der experimentellen
14 Mikrosensor-Arrays für die experimentelle Strömungsmechanik A. Berns
Strömungsmechanik auch heutzutage noch mit den prinzipiell gleichen
Sensortypen gearbeitet wird, zeigt, dass piezoresistive Drucksensoren das
überlegene Sensorkonzept zur kombinierten Messung von Wanddruck und
Wanddruckfluktuationen darstellen.
Ein Beispiel für den Einsatz dieses Sensortyps zur messtechnischen
Charakterisierung instationärer Strömungsvorgänge an komplex gestalteten
Versuchsobjekten ist eine Arbeit von Zoladz et al. [2.20], in der ein
Versuchsaufbau zur experimentellen Bestimmung von Oberflächendrücken auf
Rotorblättern einer Raketenturbine bei Umdrehungszahlen bis zu 12000 U/min
beschrieben wird. Die Bereitstellung und der Einbau von insgesamt 30
piezoresistiven Silizium-Differenzdrucksensoren in einer Turbine werden von
Kulite Semiconductor durchgeführt. Die Grenzfrequenz der Sensoren wird mit
300 kHz angegeben, wobei der Druckmessbereich etwa ± 5 Bar beträgt. Mit Hilfe
der Sensoren werden Messungen an bestimmten Positionen im Triebwerk, jedoch
keine flächenhaften Messungen durchgeführt. Ein ähnliches Beispiel wird von
Shin et al. dokumentiert [2.21]. Dabei werden die Sensoren in der Wand eines
axialen Strömungskompressors platziert, um den instationären Druckverlauf an
verschiedenen Punkten zu messen.
Zur flächendeckenden Messung instationärer Wanddruckfelder auf Basis von
Einzelsensoren werden allerdings auch häufig Wandmikrofone verwendet, da sie
im Vergleich zu Drucksensoren von Kulite deutlich kostengünstiger sind. Die zwei
im Folgenden beschriebenen Arbeiten sind Beispiele für die Gewinnung von
flächenhaften Druckinformationen durch Anordnung von Mikrofonen in einem
Raster. In einer Arbeit von Snarski wird im Jahr 2002 über ein lineares Mikrofon-
Array, bestehend aus 64 hintereinander angeordneten Elektret-Mikrofonen,
berichtet [2.22]. Auf diese Weise ist es möglich, eine eindimensionale Darstellung
der Druckfluktuationen auf einer ebenen Oberfläche zu gewinnen. Durch die
Anordnung von Wandmikrofonen in mehrenen Linien gelingt sogar eine
mehrzeilige Darstellung. Eine derartige Vorgehensweise wird von Hudy et al. im
Jahr 2003 dokumentiert [2.23]. Gegenstand der Untersuchungen ist das
Wanddruckfeld hinter einer Stufe, durch deren Überströmung eine Ablösung
oberhalb der Stufe und ein Wiederanlegen hinter der Stufe stattfinden. In diesem
Bereich wird ein fünfzeiliges Sensor-Array, bestehend aus 79 Mikrofonen von
Panasonic, installiert. Um darüber hinaus Informationen über den zeitlich
gemittelten Druck zu gewinnen, werden zusätzlich 39 Druckbohrungen in die
Grundplatte eingebracht. Die Bohrungen werden über Schläuche mit einem 48-
2 Stand der Technik 15
kanäligen Scanivalve-Messmodul mit einem Druckaufnehmer (Setra 239)
verbunden. Durch den gekoppelten Einsatz von Wandmikrofonen und der pinhole-
Methode können sowohl der Wanddruckmittelwert, als auch die
Wanddruckfluktuationen gemessen werden, wobei beide Größen aufgrund der
örtlichen Versetzung nicht korreliert sind.
Diese Beispiele zeigen, dass zwar prinzipiell eine zweidimensionale Darstellung
von Wanddruckfeldern durch den Einsatz punktförmiger Sensorelemente möglich
ist, jedoch fehlt bis heute ein adäquates Konzept zur flächenhaften und
hochaufgelösten Messung beider Größen.
Ein Ausweg aus dieser Situation bietet die MEMS–Technologie. So wurden in den
vergangenen zwei Jahrzehnten zahlreiche neuartige Sensoren für die
experimentelle Strömungsmechanik entwickelt. Bei diesen sogenannten
AeroMEMS-Sensoren handelt es sich neben kapazitiven Mikrofonen für
aeroakustische Messungen (beispielhafte Arbeiten auf diesem Gebiet stammen von
Sheplak et al. [2.24] – [2.27]) und MEMS-basierten Wandschubspannungs-
sensoren ([2.28] – [2.31]) um piezoresistive MEMS Drucksensoren, wie sie z.B.
von Löfdahl et al. vorgestellt werden ([2.32] – [2.34]). Es werden unter anderem
Drucksensoren präsentiert, die eine Membrangröße von nur 100 × 100 µm² bzw.
300 × 300 µm² bei einer Dicke von 0,4 µm aufweisen und in Oberflächen-
Mikromechanik-Technologie realisiert sind. Darüber hinaus beschreiben Löfdahl
et al. die Entwicklung eines linearen Sensor-Arrays, das aus sechs Einzelsensoren
besteht, wobei die Kontaktierung von der Vorderseite vorgenommen wird. Obwohl
dieses Sensor-Array noch keine flächenhaften Informationen liefert, verspricht der
Gebrauch von AeroMEMS-Sensoren eine erhebliche Verbesserung der räumlichen
und zeitlichen Auflösung bei der Messung instationärer Wanddruckfelder. Das
folgende Kapitel beschäftigt sich mit Oberflächen-Sensor-Arrays, die für die
Messung von Wanddruckfeldern entwickelt wurden, und die zum Teil oder
vollständig auf der Verwendung der MEMS-Technologie basieren.
2.3 Oberflächen-Sensor-Arrays
Im Gegensatz zu den im vorangehenden Kapitel vorgestellten Druckaufnehmern
zur punktförmigen Erfassung von Wanddruck und Wanddruckfluktuationen
handelt es sich bei sogenannten Sensor-Arrays um die linien- oder flächenhafte
Anordnung von Sensoren in einer Einheit. Diese Einheit kann in Form eines
hybriden Aufbaus, bei dem beispielsweise Silizium-Drucksensoren auf einem
Trägersubstrat montiert werden, oder auch in Form eines vollständig integrierten
16 Mikrosensor-Arrays für die experimentelle Strömungsmechanik A. Berns
Aufbaus realisiert sein. Somit zählen die zuvor zitierten Arbeiten ([2.22] [2.23])
nicht zu dieser Kategorie. Je nach dem zu Grunde liegenden Messprinzip
unterscheidet man zunächst kapazitive und piezoresistive Sensor-Arrays.
2.3.1 Kapazitive Oberflächen-Sensor-Arrays
Kapazitive Drucksensor-Arrays basieren auf der Anordnung mehrerer
Plattenkondensatoren zu einem Sensorfeld, wobei jeweils eine der leitenden
Kondensatorplatten als Membran realisiert ist und in Folge einer
Druckbeaufschlagung deformiert wird. Diese Änderung des Plattenabstands (siehe
Abbildung 2.3) hat eine Änderung der Kapazität zur Folge, welche sich mit Hilfe
einer entsprechenden elektrischen Schaltung entweder in eine elektrische
Spannung (Kapazitäts-Spannungs-Umsetzer) oder in ein digitales Signal, wie eine
Frequenz oder eine Impulsdauer, umwandeln lässt (Kapazitäts-Frequenz-
Umsetzer). Detaillierte Informationen zur Schaltungstechnik für kapazitive
Sensoren sind in der Literatur beschrieben [2.35].
Abbildung 2.3 Prinzipielle Darstellung eines kapazitiven Drucksensors, der aus einer festen
Elektrode und einer mit der Membran verbundenen Gegenelektrode besteht.
Mikromechanisch hergestellte kapazitive Drucksensoren sind bezüglich der
Empfindlichkeit und der Leistungsaufnahme den piezoresistiven Drucksensoren
prinzipiell überlegen. Die größten Nachteile sind neben der prinzipbedingten
Nichtlinearität des Ausgangssignals die extrem kleinen Grundkapazitäten und
Kapazitätsänderungen, was die Sensoren vor allem im ungehäusten Zustand sehr
störanfällig macht.
Da bei kapazitiven Sensor-Arrays lediglich die Leitfähigkeit der Elektroden
gewährleistet sein muss, kommt eine Vielzahl verschiedener Materialien zum
Einsatz. Aus diesem Grund findet man in der Literatur verschiedenste
Membran
Kondensatorelektroden
Druckbeaufschlagung
∆
p
Abstandshalter
2 Stand der Technik 17
Designvarianten von kapazitiven Oberflächen-Sensor-Arrays. Ein Beispiel für die
gemeinsame Verwendung von Edelstahlblech, Kapton-Folie (Polyimid) und
galvanisch aufgebrachtem Titan, Kupfer und Nickel wurde erstmals 1998 von
Chang et al. anhand eines aus 8×8 kapazitiven Sensoren bestehenden Arrays
vorgestellt [2.37]. Der Druckbereich wird mit null bis 34 kPa angeben, wobei die
zugehörige Kapazitätsänderung etwa 140 fF beträgt. Zur Signalverarbeitung wird
eine in Hybridtechnik aufgebaute Multivibratorschaltung verwendet, mit der die
Kapazitätsänderung gemessen wird.
Ein weiteres Beispiel für die Verwendung von Kapton-Folie als Membranmaterial
wird von Zagnoni et al. ([2.38] [2.39]) und von Callegari et al. [2.40] publiziert.
Bei diesem sogenannten „nicht-inversiven Sensorstreifen für aerodynamische
Druckmessungen“ handelt es sich um ein kapazitives Linien-Sensor-Array, das auf
der Verwendung von Leiterplatten basiert (siehe Abbildung 2.4).
Abbildung 2.4 Foto eines Teils des kapazitiven Sensorstreifens von Zagnoni et al. [2.38]. Das
Array besteht aus drei aufeinander geklebten Schichten: eine Leiterplatte, die als Träger fungiert
und auf der die Bodenelektroden angeordnet sind, einem Abstandhalter und einer mit den
Gegenelektroden ausgestatteten Kapton-Folie, welche die Sensormembran darstellt.
Die Grundelektroden befinden sich auf einem FR4-Träger, auf den ein mit sechs
kreisrunden Löchern versehener Abstandhalter geklebt wird. Die Öffnungen haben
einen Durchmesser von 15 mm und sind über eine gefräste Nut miteinander
verbunden, damit im späteren Betrieb ein Referenzdruck an die Rückseiten der
Membranen angelegt werden kann. Eine mit Kupfer beschichtete und strukturierte
Kapton-Folie wird mit doppelseitigem Klebeband auf dem Abstandhalter fixiert
und fungiert somit als bewegliche Elektrode. Die Auflösung der Sensoren wird mit
± 15 Pa in einem Differenzdruckbereich von ± 2000 Pa angegeben. Das Sensor-
Array ist wegen der niedrigen mechanischen Eigenfrequenz der großen
Membranen außerdem nicht für dynamische Anwendungen geeignet.
7 mm
18 Mikrosensor-Arrays für die experimentelle Strömungsmechanik A. Berns
Dass die Verwendung herkömmlicher Leiterplattentechnologie auf dem Gebiet der
kapazitiven Wanddruck-Sensor-Arrays Verbreitung gefunden hat, zeigt außerdem
eine Arbeit von Palasagaram und Ramadoss [2.41]. Es wird ein aus 15 kapazitiven
Sensoren bestehendes Flächen-Array präsentiert, das ebenfalls auf Basis einer
Leiterplatte hergestellt wird. Als Elektroden- und Leiterbahnmaterial wird Kupfer
verwendet. Das Array ist für einen Differenzdruckbereich von bis zu ± 170 kPa
ausgelegt, wobei für Testzwecke die Durchmesser der kreisrunden
Sensormembranen zwischen 1,6 mm und 4,8 mm variieren. Bei dem Sensor mit
der kleinsten Sensormembran beträgt die Kapazitätsänderung für den
Druckbereich zwischen 0 und 170 kPa etwa 760 fF, wobei jedoch keine
Grundkapazität angegeben wird.
Das aktuellste Beispiel, welches im Rahmen der kapazitiven Oberflächen-Sensor-
Arrays beschrieben wird, ist ein in Oberflächen-Mikromechanik realisiertes
MEMS-Mikrofon-Array aus dem Jahr 2008 von Krause et al. [2.42]. Die 64
Kondensatoren (8 × 8) werden unter Verwendung von drei Poly-Silizium-
Abscheide- und Strukturierungsschritten auf einem Siliziumsubstrat hergestellt.
Die Vorteile gegenüber den in Hybridtechnik gefertigten Arrays zeigen sich sehr
deutlich in den Abmessungen der Sensoren. Die kreisrunden Membranen haben
einen Durchmesser von 600 µm und der Elektrodenabstand, welcher über einen
Opferschichtprozessschritt realisiert wird, beträgt lediglich 2 µm. Das gesamte
Array ist auf einem quadratischen Chip mit einer Kantenlänge von 10 mm
integriert. Abbildung 2.5 zeigt eine Lichtmikroskopfotografie eines der Mikrofone.
Die Metallisierung besteht aus einer CrAu-Schicht und als Elektrodenmaterial
wird hoch dotiertes Poly-Silizium verwendet. Auf dem Foto sind außerdem die
Löcher sichtbar, die einen Durchmesser von 4 µm haben und zur nasschemischen
Entfernung der Poly-Silizium-Opferschicht unterhalb der Membran benötigt
werden. Diese Gegebenheit macht den Einsatz des Arrays für zeitlich gemittelte
und stark niederfrequente Druckmessungen unmöglich, da aufgrund der Löcher
ein Druckausgleich stattfindet. Wegen der geringen Lochdurchmesser können
jedoch Druckschwankungen mit höheren Frequenzen detektiert werden, da die
Dämpfung groß genug ist. Der Arbeitsbereich der Sensoren liegt zwischen 400 Hz
und 40 kHz.
2 Stand der Technik 19
Abbildung 2.5 Lichtmikroskopaufnahme einer der kapazitiven Sensoren des Arrays von Krause
et al. [2.42]. Die Elektroden bestehen aus hoch dotiertem Poly-Silizium und werden mittels
Oberflächen-Mikromechanik-Technologie realisiert.
Das Array soll zur Charakterisierung von Wandgrenzschichten in turbulenten
Strömungen eingesetzt werden, wobei jedoch bisher noch keine Veröffentlichung
über derartige Messungen erschienen ist.
Die präsentierten Arbeiten zu kapazitiven Sensor-Arrays zeigen einerseits, dass
durch einen hybriden Aufbau flexible und damit vielseitig einsetzbare Folien-
Arrays hergestellt werden können. Andererseits belegen die dokumentierten
Ergebnisse, dass dieser Vorteil mit einer Einbuße der dynamischen Auflösung und
mit einer erhöhten Nichtlinearität verbunden ist.
2.3.2 Piezoresistive Oberflächen-Sensor-Arrays
Im Gegensatz zu den kapazitiven Sensor-Arrays ist die Materialauswahl bei
piezoresistiven Sensor-Arrays aufgrund des piezoresistiven Effekts prinzipbedingt
auf Silizium beschränkt. Daher erfolgt die Montage der Arrays in der Regel in
Hybridtechnik, wobei für die Sensorträger verschiedene Werkstoffe in Betracht
kommen. In der Praxis hat sich die Verwendung von starren oder flexiblen
Leiterplatten durchgesetzt, da somit auf einfache Weise die elektrischen
Schnittstellen zwischen Chip und Sensorträger sowie zwischen Sensorträger und
externer Messgeräte wie Verstärker, Multiplexer oder Scanner realisiert werden
können.
20 Mikrosensor-Arrays für die experimentelle Strömungsmechanik A. Berns
Im Rahmen einer industriell geförderten Forschungsarbeit der Boeing Phantom
Works in Seattle wurden von Kim et al. [2.43] sowie von Tanielian ([2.44] [2.45])
oberflächenbündige Drucksensor-Arrays für die Untersuchung dynamischer
Strömungsphänomene entwickelt. Die Motivation für diese Arbeiten lag in der
Tatsache, dass bisherige vergleichbare Messergebnisse auf diesem Gebiet, welche
meist durch Anwendung der pinhole-Methode gewonnen werden, keine
ausreichende Frequenzauflösung zeigen. Ihre Arbeit beschäftigt sich mit der
Entwicklung eines integrierten Multisensor-Systems, bei dem die piezoresistiven
Drucksensoren (Firma Endevco) oberflächenbündig montiert werden, um eine
verbesserte dynamische Signalantwort zu liefern. Um bei der Kontaktierung der
Sensoren das Drahtbonden auf der Oberseite des Arrays zu vermeiden, werden die
Chips auf strukturierte Trägerchips geklebt, die wiederum auf eine flexible
Leiterplatte gebondet werden. Der Trägerchip besitzt neben den Öffnungen zur
Durchkontaktierung eine geätzte Kavität, die unterhalb der Sensormembran
positioniert ist und somit als hermetische Abdichtung fungiert (siehe
Abbildung 2.6).
Abbildung 2.6 Darstellung eines piezoresistiven Drucksensors, der auf einen strukturierten
Trägerchip gebondet wird, um Drahtbondkontakte auf der Oberfläche zu vermeiden [2.44]. Bei
dieser Anordnung ist die Rückseite des Drucksensors der Strömung und die Vorderseite der
Membran der Kavität zugewandt.
Auf diese Weise wird die mechanische Stabilität der Drucksensoren erhöht und sie
können als Absolutdrucksensoren betrieben werden, wobei lediglich die
strukturierte Rückseite der Umgebung ausgesetzt wird.
Sensorchip (Rückseiten-
ansicht der Membran
)
Trägerchip
(
Durchkontaktierun
g)
Schnittansicht
(
entlan
g
der A-
A
Linie
)
Bondpad
Sensormembran
Öffnung zur
Kontaktierung der
Piezowiderstände
Kavität
2 Stand der Technik 21
Die elektrische Übertragungsstrecke wird ebenfalls verkürzt, indem die nötige
Hardware zur Signalauslese auf dem sogenannten „Pressure-Belt“ integriert wird.
Die verbesserte Qualität der Messergebnisse wird im Rahmen von Flugversuchen
nachgewiesen und dokumentiert [2.45].
Die Ausführungen von Leger et al. ([2.46] [2.47]) sowie von Hutton et al. [2.48]
zeigen hinsichtlich der Aufbau- und Verbindungstechnik bei der Arrayanordnung
deutliche Fortschritte. Es wird die Entwicklung eines flexiblen Sensor-Arrays,
bestehend aus 30 piezoresistiven Einzelsensoren, beschrieben, welches für
Oberflächendruckmessungen auf einer Ansaug-Leitschaufel eines transonischen
Kompressors eingesetzt wird. Das flexible Sensor-Array, basierend auf einem
dreilagigen flexiblen Leiterplattenverbund, ist in Abbildung 2.7 a) dargestellt. Die
Skizze (b) veranschaulicht die Positionierung der 30 Sensoren auf dem
Sensorträger, welcher der Geometrie einer der Leitschaufeln nachempfunden ist.
a) Design des flexiblen Sensor-Arrays b) Skizze der Sensoranordnung
Abbildung 2.7 Die Abbildungen zeigen das Design eines flexiblen Multi-Sensor-Arrays (a) nach
Leger et al. [2.46] sowie die schematische Darstellung der Verteilung der Drucksensorchips auf der
Oberfläche des Sensorträgers (b).
Als Trägersubstrat für die Drucksensorchips wird eine flexible Leiterplatte mit
einer Dicke von 280 µm verwendet. Um die Oberfläche zu egalisieren, benutzen
Leger et al. eine strukturierte Kunststoff-Folie, Silikongel sowie eine Kapton-
Folie, die als Oberflächenversiegelung dient. Aufgrund des relativ großen
Messbereichs der Sensoren von ± 100 kPa, scheint die Folie keine nennenswerten
Störungen der Ausgangssignale der Einzelsensoren hervorzurufen. Zumindest
werden derartige Auswirkungen nicht geschildert.
Der wesentliche Unterschied der piezoresistiven zu den kapazitiven Sensor-Arrays
ist die Tatsache, dass der Aufbau immer auf der Verwendung von Einzelsensoren
76 mm
60 mm
Sensor-
positionen
22 Mikrosensor-Arrays für die experimentelle Strömungsmechanik A. Berns
basiert. Aufgrund dieser Gegebenheit lassen sich die Sensoren nicht so flexibel
integrieren, wie es bei Folien-Sensoren der Fall ist. Dafür lassen sich der benötigte
Messbereich sowie die erforderliche Druckauflösung und Signalstabilität durch die
Wahl der entsprechenden Sensoren relativ genau festlegen.
2.4 Polymer-Sensor-Folien (Piezoelektrische Folien)
Das Prinzip zur Messung des Wanddrucks mittels piezoelektrischer Polymerfolien
basiert auf einer kraftproportionalen Ladungsverschiebung innerhalb der Folie, die
mit Hilfe eines Ladungsverstärkers registriert werden kann. Somit können
Druckschwankungen unter Berücksichtigung der aktiven Sensorfläche ermittelt
werden, wobei die untere Grenzfrequenz von den Materialeigenschaften der Folie,
der Sensorgeometrie und der elektrischen Schaltung zur Signalerfassung
abhängen.
Um aus piezoelektrischen Folien ein Sensor-Array zu realisieren, wird die
Metallisierung auf einer Seite der Folie in der Form strukturiert, dass ein Feld von
elektrischen Abgriffen entsteht. Die vollflächige Metallisierung auf der anderen
Seite bildet die gemeinsame Gegenelektrode. Die Anordnung ähnelt der eines
Plattenkondensator-Arrays, wobei eine der Elektroden (Oberseite) auf gleichem
Potenzial liegt und die Piezofolie das Dielektrikum darstellt. Abbildung 2.8 zeigt
eine schematische Darstellung eines Sensor-Arrays aus piezoelektischer Folie. Die
Schnittansicht (a) verdeutlicht den Schichtaufbau und die Art der
Druckeinwirkung; die unterschiedlichen Metallisierungen sind in der Ansicht der
Ober- und Unterseite (b) sichtbar. Bei der Schnittdarstellung unterscheiden sich
der aktive und passive Folienbereich lediglich durch die Metallisierung auf der
Unterseite der Folie. Unterhalb der strukturierten Elektroden ist die Folie als aktiv
gekennzeichnet und im sonstigen Bereich als passiv deklariert. Auf diese Weise
lassen sich flexible Sensor-Arrays für die unterschiedlichsten Oberflächen
herstellen, da Anzahl, Form und Größe der Sensorelemente (elektrische Abgriffe)
lediglich durch den Strukturierungsprozess der Metallisierung bestimmt werden.
2 Stand der Technik 23
a) Schnittansicht b) Ansichten der Ober- und Unterseite
Abbildung 2.8 Diese schematische Darstellung eines Piezofolien-Sensor-Arrays zeigt einen
Querschnitt sowie Ansichten der Ober- und Unterseite. Die Oberseite ist im Gegensatz zur
Unterseite vollflächig metallisiert, wobei die Abgriffe auf der Unterseite jeweils die einzelnen
Sensorpositionen darstellen.
In der Literatur wird vor allem der Einsatz von Polyvinylidenfluorid (PVDF) als
piezoelektrisches Basismaterial beschrieben. Typische Foliendicken liegen
zwischen 10 µm und 100 µm, wobei die Metallisierungsdicke in der Regel
weniger als 1 µm beträgt.
Der Einsatz von PVDF-Sensor-Arrays zur Messung von
Wanddruckschwankungen in der experimentellen Strömungsmechanik wird unter
anderen von Nitsche et al. geschildert ([2.49] [2.50]). Im Rahmen dieser Arbeiten
werden die PVDF-Sensor-Arrays zur Charakterisierung von Wandgrenzschichten
auf Flugzeugtragflügeln verwendet. Aufgrund der gemessenen
Druckschwankungen lassen sich die untersuchten Wandgrenzschichten als
laminar, turbulent oder transitional einstufen.
Lee et al. [2.51] verwendet ein mit 40 elektrischen Abgriffen ausgestattetes PVDF-
Sensor-Array zur Messung von Druckfluktuationen in einer turbulenten
Windkanalströmung. Zur dynamischen Kalibrierung des Arrays in einem
Frequenzbereich von 10 Hz bis 2 kHz setzt er einen Lautsprecher sowie ein
Wandmikrofon ein.
Ein Beispiel für ein PVDF-Sensor-Array, das für die Untersuchung
höherfrequenter Druckschwankungen bis in den Megahertz-Bereich entwickelt
wurde, wird von Wang et al. vorgestellt [2.52]. In dieser Arbeit wird die
Charakterisierung von Schockimpulsen dokumentiert, die senkrecht auf die
Oberseite
Unterseite
Metallisierung
Aktiver Folienbereich
Passiver Folienbereich
Druckbeaufschlagung
∆
p
Elektrische Abgriffe
24 Mikrosensor-Arrays für die experimentelle Strömungsmechanik A. Berns
Sensoroberfläche wirken. Die gemessenen Ansprechzeiten liegen im sub-µs-
Bereich. Die Kalibrierung der Sensoren erweist sich als problematisch, da für
Frequenzen oberhalb von ein bis zwei Kilohertz kein Verfahren bekannt ist.
Diese genannten Arbeiten zeigen, dass PVDF-Sensor-Arrays aufgrund ihrer
mechanischen Flexibilität und der einfachen Herstellung erfolgreich zur
qualitativen Messung von Wanddruckfluktuationen in der experimentellen
Strömungsmechanik eingesetzt werden können. Dabei ist die freie Gestaltung der
Anordnung der Sensorpositionen (elektrische Abgriffstellen) ein weiterer Vorteil.
Allerdings werden bei einer Erhöhung der Sensordichte innerhalb eines Arrays
mehr Ladungsverstärker benötigt. Da diese aufgrund der Störungsminimierung
idealer Weise direkt unterhalb des Arrays angebracht sind, oder sogar auf der
Rückseite integriert werden, erfordert die Vergrößerung der Sensordichte eine
verbesserte Integration der Schaltungen sowie die Ausweitung der
angeschlossenen Messtechnik zur Signalerfassung. Überdies sind die gewonnenen
Signale aufgrund der kleinen Ladungsmengen, ebenso wie die Signale kapazitiver
Sensor-Arrays, sehr störanfällig. Ein weiterer prinzipbedingter Nachteil ist die
Tatsache, dass das Basismaterial neben dem piezoelektrischen Effekt auch dem
pyroelektrischen Effekt [2.53] unterworfen ist, was ein temperaturanfälliges
Sensorverhalten zur Folge hat.
2.5 Drucksensitive Farbe
Der Einsatz drucksensitiver Farbe (Pressure Sensitive Paint → PSP) ist eine
optische Messmethode, die es erlaubt, die Druckverteilung auf einer Oberfläche zu
bestimmen, ohne die Modelloberfläche durch das Einbringen von Bohrungen oder
Sensoren zu beeinflussen. Das Verfahren beruht auf der Aufbringung eines
speziellen Farbanstrichs auf dem zu untersuchenden Modell und der
anschließenden Bestrahlung durch Licht einer bestimmten Wellenlänge
(beispielsweise UV-Licht). Unter Verwendung einer geeigneten optischen
Anordnung wird das Fluoreszenzlicht betrachtet und ausgewertet. Dabei ist die
Intensität des resultierenden Fluoreszenzlichts aufgrund der optochemischen
Eigenschaften der Farbschicht vom lokalen Wanddruck abhängig. Auf diese Weise
ist die flächenhafte Erfassung von Wanddruckfeldern auf vielseitig gestalteten
Oberflächen möglich.
Aus diesen Gründen hat sich der Einsatz drucksensitiver Farben in den letzten
Jahren zur Charakterisierung aerodynamischer Oberflächen verschiedenster Form
und Größe hinsichtlich der Oberflächendruckfelder bewährt. Die Arbeit von Bell
2 Stand der Technik 25
et al. [2.54] stellt eine umfangreiche Zusammenfassung der einschlägigen
Veröffentlichungen der letzten zwei Jahrzehnte auf diesem Gebiet dar. Ein
eindrucksvolles Beispiel zur Veranschaulichung der umfangreichen
Visualisierungsmöglichkeiten, die der Einsatz drucksensitiver Farbe bietet, ist eine
der neueren Arbeiten von Klein et al. [2.55], die im Institut für Aerodynamik und
Strömungstechnologie des Deutschen Zentrums für Luft- und Raumfahrt (DLR) in
Göttingen entstanden ist. Die primäre Zielsetzung der Untersuchungen ist die
Visualisierung der zeitlich gemittelten Oberflächendruckverteilung auf einem
vollständigen und realitätsnahen 3D-Modell eines Düsenjets vom Typ Mako
(EADS) mittels PSP. Abbildung 2.9 a) zeigt ein Foto des Flugzeugmodells in der
Messstrecke eines transonischen Windkanals (DNW-HST, Amsterdam), in dem
Strömungsgeschwindigkeiten von bis zu Mach 1,1 erreicht werden können. Der
quadratische Querschnitt der Messstrecke beträgt 1,8 × 1,8 m². Ein Konturplot der
Oberflächendruckverteilung ist in Abbildung 2.9 b) dargestellt, wobei dieses Bild
lediglich qualitativen Charakter hat, da den Farben keine Druckwerte zugeordnet
sind.
a) Düsenjetmodell im Windkanal b) Mittels PSP visualisierte Druckverteilung
Abbildung 2.9 Das Foto (a) zeigt ein Modell des EADS Mako-Düsenjets im transonischen
Windkanal DNW-HST in Amsterdam [2.55]. Durch den Einsatz drucksensitiver Farbe wird eine
flächendeckende zeitgemittelte Oberflächendruckverteilung gewonnen (b).
Um die Druckverteilung auf der gesamten Oberfläche zu erfassen, werden acht
CCD-Kameras und mehrere kurzwellige Lichtquellen (λ = 337 nm) verwendet, die
in verschiedenen Winkeln auf das Modell ausgerichtet sind. Eine Kalibrierung der
Druckdaten wird mittels Druckbohrungen durchgeführt, die an bestimmten
Referenzpositionen in das Modell eingebracht sind und Aufschluss über die dort
vorliegenden Druckwerte geben. Auf diese Weise kann bei gleichzeitiger Messung
der Temperatur auch die Temperaturempfindlichkeit der Farbe bestimmt werden,
26 Mikrosensor-Arrays für die experimentelle Strömungsmechanik A. Berns
wodurch die gewonnenen Druckdaten im Rahmen einer anschließenden
Kalibrierung korrigiert werden können.
In den letzten Jahren wurden drucksensitive Farben allerdings auch bezüglich der
dynamischen Auflösung weiterentwickelt. So beschreiben McGraw et al.
beispielsweise den Einsatz von PSP zur Messung dynamischer Wanddruckfelder
auf der Oberfläche eines länglichen Quaders mit quadratischem Querschnitt [2.56].
Es werden Druckfluktuationen im Bereich von 95 Hz bis 125 Hz nachgewiesen,
wobei die Auflösung der Messung etwa 70 Pa beträgt. Für die Auslesung der
Druckinformationen werden eine Fotodiode und ein Laser verwendet. Die
Kalibrierung wird mit Hilfe eines Mikrofons durchgeführt.
Im Rahmen einer Publikation von Asai et al. wird sogar der Einsatz von PSP bei
Druckmessungen in einem kryogenischen Windkanal bei einer konstanten
Betriebstemperatur von 100 K beschrieben [2.57]. Die Temperaturempfindlichkeit
verschiedener drucksensitiver Farben wird unter anderen von Woodmansee und
Dutton untersucht [2.58].
In einer aktuellen Arbeit von Konrath et al. (DLR Göttingen) wird erstmals über
den gekoppelten Einsatz von PSP mit der Particle-Image-Velocimetry (PIV)
Methode berichtet [2.59]. Gegenstand dieser Untersuchung ist die Umströmung
eines Delta-Flügelmodells. Auf diese Weise kann neben den flächendeckenden
Oberflächendruckinformationen zusätzlich das den Flügel umgebende
Strömungsfeld visualisiert werden.
Diese ausgewählten Beispiele verdeutlichen neben den eingangs genannten
Vorteilen von PSP auch deren Nachteile. Angesichts der ausgeprägten
Temperaturempfindlichkeit und der Notwendigkeit der Kalibrierung, ist die
Fehlerbehaftung bei der quantitativen Messung von Wanddruckfeldern größer als
bei den bisher vorgestellten Messverfahren. Weitere wesentliche Nachteile sind
neben der stark eingeschränkten Bandbreite, die durch die Farbeigenschaften
sowie durch die Grenzfrequenz der verwendeten Kameras bestimmt wird, die
aufwendige Versuchsanordnung und die optische Datenauslese, welche
ausschließlich in speziell dafür präparierten Windkanälen möglich ist.
2.6 Zusammenfassung
Die vorgestellten Ausführungen demonstrieren, dass die verschiedenen Verfahren
zur messtechnischen Erfassung von Wanddruckfeldern unterschiedliche
Eigenschaften aufweisen, die entweder durch das Messprinzip definiert sind und
bzw. oder durch die Aufbau- und Verbindungstechnik bestimmt werden. Die
2 Stand der Technik 27
wesentlichen Kriterien für die Auswahl einer Methode sind die Druck- und
Ortsauflösung, die Bandbreite und die Oberflächeneigenschaften, worunter in
dieser Betrachtung neben der Oberflächentopologie (z.B. Übergänge und Stufen)
die Möglichkeit zur Anwendung auf gekrümmten Oberflächen verstanden wird.
Diese fünf Hauptkriterien werden für die vorgestellten Messverfahren in
Tabelle 2.1 in kurzer Form gegenübergestellt und bewertet.
Tabelle 2.1 Übersicht über die Vor- und Nachteile der vorgestellten Verfahren zur Messung
von Wanddruckfeldern. Die Bewertung der verschiedenen Kriterien ist jeweils mit Minuszeichen
(negativ), Pluszeichen (positiv) und o-Zeichen (neutral) gekennzeichnet.
Kriterium
Messverfahren
Druck-
auflösung
Orts-
auflösung
Band-
breite
Oberflächen-
eigenschaften
Pinhole-Methode o o - o
Wandbündige Sensoren + o + o
Kapazitive Sensor-
Arrays - + -- ++
Piezoresistive Sensor-
Arrays + + ++ +
Piezoelektrische Folien -- + -- ++
Drucksensitive Farbe - ++ - ++
Anhand der vorliegenden Tabelle lässt sich schnell ein zusammenfassender
Überblick hinsichtlich der Vor- und Nachteile der vorgestellten Messverfahren
gewinnen. Dabei symbolisieren die Minuszeichen negative Bewertungen,
Pluszeichen stehen für positive Bewertungen und die o-Zeichen versinnbildlichen
eine neutrale Bewertung bezüglich der jeweiligen Kriterien.
Diese Betrachtungen führen zu dem Schluss, dass der Einsatz von piezoresistiven
Drucksensor-Arrays das am besten geeignete Messverfahren ist, wenn alle
aufgezählten Kriterien von etwa gleich großer Bedeutung für die Auswahl sind.
Obwohl andere Methoden bezüglich der Ortsauflösung und der
Oberflächeneigenschaften den piezoresistiven Sensor-Arrays überlegen sind,
weisen die jeweiligen Methoden beträchtliche Einschränkungen bezüglich der
anderen Kriterien auf.
28 Mikrosensor-Arrays für die experimentelle Strömungsmechanik A. Berns
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34 Mikrosensor-Arrays für die experimentelle Strömungsmechanik A. Berns
3 Design der AeroMEMS-Drucksensoren
Anhand der zusammenfassenden Ausführungen in Tabelle 2.1 wird ersichtlich,
dass piezoresistive Sensor-Arrays eine Anzahl von Vorteilen gegenüber den
anderen aufgeführten Messverfahren aufweisen, wobei anzumerken ist, dass die
Technologie zur Herstellung derartiger Arrays bzw. der dafür benötigten Sensoren
relativ aufwändig ist. Der ausschlaggebende Faktor für die Auswahl der
piezoresistiven Arrays ist die Tatsache, dass zur erfolgreichen Durchführung der
im Rahmen dieser Arbeit beschriebenen Messungen alle vier aufgezählten
Kriterien von großer Bedeutung sind, was den Einsatz einer anderen Messmethode
ausschließt.
Basierend auf den in der Einleitung aufgelisteten Spezifikationen (Tabelle 1.1)
werden in diesem Kapitel das Design und die Simulation der piezoresistiven
AeroMEMS-Drucksensoren dargelegt. Dazu wird anhand einer analytischen
Betrachtung zunächst die Membranform festgelegt und eine grobe Einschränkung
der in Frage kommenden Geometrieparameter durchgeführt. Anschließend wird
die Optimierung der Membrangeometrie (Fläche und Dicke) mittels
strukturmechanischer Simulation unter Berücksichtigung der
Materialeigenschaften vorgenommen. Dabei erfolgt die Berechnung der
Dotierungsdichte nach Annahme bzw. Vorgabe des k-Faktors, der ein Maß für die
Stärke des piezoresistiven Effekts ist. Die notwendigen Implantationsparameter für
die Realisierung dieser Dotierungsdichte werden anhand einer SUPREM
Simulation (Prozesssimulationssoftware) ermittelt.
3.1 Membrandesign und Piezowiderstandslayout
Piezoresistive Silizium-Drucksensoren verfügen entweder über eine quadratische
oder eine runde Membranform, die mittels nasschemischer Ätzverfahren oder
Trockenätzprozesse realisiert werden können. Unabhängig von der zum Einsatz
kommenden Technologie weisen runde und eckige Membranen bei
Druckeinwirkung verschiedene Deformations- und Spannungszustände auf.
Um die optimale Membranform festzulegen, werden die analytischen Lösungen
für die maximale Durchsenkung wmax und die maximale mechanische Spannung
σmax beider Membranformen bei gleicher Dicke d und gleichem Druck p
miteinander verglichen. Dabei handelt es sich bei der Membran im mechanischen
Sinn um eine Platte. Der Durchmesser D der runden Membran entspricht der
Kantenlänge a der quadratischen Membran. Den analytischen Formeln zur
3 Design der AeroMEMS-Drucksensoren 35
Berechnung dieser Größen liegt eine feste Einspannung der Membranen zu
Grunde. Die maximale Durchsenkung tritt jeweils in der Mitte der Membranen auf
und die Orte maximaler mechanischer Spannung liegen auf den
Hauptsymmetrieachsen am Rand der Membranen. Im Fall der runden Membran
existieren aufgrund der Kreissymmetrie naturgemäß unendlich viele
Symmetrieachsen; daher ist die Spannung am Rand - und auch für jeden
bestimmten Radius r – jeweils gleich groß. Die Positionen der Maxima für beide
Membranformen sind in Abbildung 3.1 gekennzeichnet. Für beide Fälle werden
die analytischen Lösungen auf der Oberseite der Membranen betrachtet. Die
Verläufe der mechanischen Spannungen auf der Unterseite gleichen denen auf der
Oberseite bis auf das unterschiedliche Vorzeichen.
Abbildung 3.1 Skizzen einer runden und einer quadratischen Membran zur Veranschaulichung
der Positionen der maximalen Durchsenkung und der maximalen mechanischen Spannung. Der
Durchmesser D der runden Membran und die Kantenlänge a der quadratischen Membran sind
gleich groß. Beide Membranen sind allseitig fest eingespannt.
Für eine runde Membran mit dem Radius r können die maximale Durchsenkung
wmax,rund und die maximale mechanische Spannung σmax,rund in Abhängigkeit von
der Membrandicke d und dem Druck p anhand der folgenden Formeln ermittelt
werden [3.1]:
σmax
wmax
D = 2
r
a
a
)
Runde Membran b
)
Quadratische Membran
36 Mikrosensor-Arrays für die experimentelle Strömungsmechanik A. Berns
3
24
max, 16
)1(3
d
E
rp
wrund ⋅
⋅
−⋅⋅⋅
=
ν
, (3.1)
2
2
max, 4
3
d
rp
rund ⋅
⋅⋅
=
σ
. (3.2)
Für eine quadratische Membran mit der Kantenlänge a = 2r und ν = 0,3 gilt [3.1]:
3
4
max,
0138,0
d
E
ap
wquad ⋅
⋅⋅
=, (3.3)
2
2
max,
3078,0
d
ap
quad
⋅⋅
=
σ
. (3.4)
Bildet man die Verhältnisse der maximalen Durchsenkungen und Spannungen
erhält man folgende Zusammenhänge:
29,1
max,
max, ≈
rund
quad
w
w (3.5) und 64,1
max,
max, ≈
rund
quad
σ
σ
. (3.6)
Diese Betrachtung zeigt, dass bei gleichem Druck p, gleicher Membrandicke d und
a = 2r die maximale mechanische Spannung bei einer quadratischen Membran im
Vergleich zur maximalen mechanischen Spannung bei einer runden Membran
deutlich größer ist. Bei Verwendung des piezoresistiven Sensorprinzips [3.2] hängt
die Sensorempfindlichkeit linear mit der mechanische Spannung zusammen, so
dass sich eine Empfindlichkeitssteigerung von etwa 64% bei der quadratischen
Membran ergibt. Um eine möglichst hohe Empfindlichkeit zu erreichen, wird für
jedes in dieser Arbeit betrachtete Drucksensordesign eine quadratische
Membranform gewählt.
Bei Silizium-Drucksensoren mit quadratischer Membran werden die
Piezowiderstände (p-Typ) an den vier Orten maximaler mechanischer Spannung
angeordnet, da auf diese Weise die größte Sensorempfindlichkeit erreicht wird
[3.3].
Abbildung 3.2 zeigt qualitativ die Verläufe der mechanischen
Spannungskomponenten σy und σx sowie den Verlauf der Durchsenkung w für
eine quadratische Membran bei Druckbeaufschlagung (es wird ein Schnitt durch
eine der Hauptsymmetrieachsen betrachtet).
3 Design der AeroMEMS-Drucksensoren 37
Abbildung 3.2 Skizze der Spannungs- und Durchsenkungsverläufe bei einer quadratischen
Membran.
Je zwei Widerstände werden dabei als Longitudinal- bzw. Transversalwiderstände
angeordnet und zu einer Wheatstone-Brücke verschaltet [3.4]. Diese
Designvariante resultiert aus dem transversalen und longitudinalen piezoresistiven
Effekt für p-Typ Silizium-Widerstände [3.5]. Beide Effekte sind nahezu gleich
groß, unterscheiden sich allerdings im Vorzeichen. In Abbildung 3.3 ist das
schematische Piezowiderstandslayout für p-Typ Widerstände auf einer
quadratischen Membran ((100)-n-Typ-Silizium) skizziert. Die Widerstände
werden in <110>-Kristallrichtungen angeordnet. Aufgrund der Forderung nach
möglichst hoher Empfindlichkeit ist es notwendig, die Länge der Piezowiderstände
nicht zu groß zu wählen, da die Longitudinalwiderstände sonst nicht optimal im
maximalen Spannungsbereich platziert werden könnten. Aus diesem Grund
werden die Piezowiderstände oft in gefalteter Form ausgeführt [3.4]. Im Rahmen
dieser Arbeit wird ein Länge-zu-Breite-Verhältnis von 10 festgelegt. Aus
herstellungstechnischen Gründen wird eine Widerstandsbreite von 5 µm gewählt.
Bei der Verwendung schmalerer Strukturen könnten die bei der Lithographie
auftretenden Streuungen zu große negative Auswirkungen auf die Gleichheit der
Widerstandswerte der Einzelwiderstände – und somit auch auf die
Brückenwiderstände – haben. Die exakte Lage der Widerstände wird nach der
Analyse der strukturmechanischen FEM-Simulation festgelegt.
z
y x
σx;max
σy;max
wmax
Quadratische Membran
38 Mikrosensor-Arrays für die experimentelle Strömungsmechanik A. Berns
Abbildung 3.3 Schematisches Sensormembrandesign mit vier p-Typ Piezowiderständen zur
Ausnutzung des longitudinalen (R1 und R3) und transversalen (R2 und R4) piezoresistiven Effekts.
Die Widerstände sind in <110>-Kristallrichtung auf einem (100)-n-Typ-Silizium-Wafer
angeordnet.
Unter der Voraussetzung gleicher Widerstandswerte mit gleichen Mittenabständen
zum Membranrand gelten folgende Beziehungen:
RRRRR
=
=
=
=4321 , (3.7)
sowie yx 12
σ
σ
=
(3.8)
und xy 12
σ
σ
= (3.9)
Die Widerstandsänderung der longitudinal (R1 und R3) und transversal (R2 und R4)
angeordneten Piezowiderstände kann unter Betrachtung der am Ort der
Widerstände auftretenden mechanischen Spannungen wie folgt berechnet werden:
)( 11
3
3
1
1yxl
l
R
R
R
R
R
R
σσπ
−⋅=
⎟
⎠
⎞
⎜
⎝
⎛∆
=
⎟
⎟
⎠
⎞
⎜
⎜
⎝
⎛∆
=
⎟
⎟
⎠
⎞
⎜
⎜
⎝
⎛∆ (3.10)
)( 22
4
4
2
2xyt
t
R
R
R
R
R
R
σσπ
−⋅=
⎟
⎠
⎞
⎜
⎝
⎛∆
=
⎟
⎟
⎠
⎞
⎜
⎜
⎝
⎛∆
=
⎟
⎟
⎠
⎞
⎜
⎜
⎝
⎛∆. (3.11)
Mit 2
44
π
ππ
≈−≈ tl (3.12)
folgt daraus:
R1
R2
σ1
y
x
y
R4
R3
σ
1x a
σ2x= σ1
y
; σ2
y
= σ1x; R1= R2= R3= R4= R
σ
2y
σ
2x
a
3 Design der AeroMEMS-Drucksensoren 39
tl R
R
R
R⎟
⎠
⎞
⎜
⎝
⎛∆
−≈
⎟
⎠
⎞
⎜
⎝
⎛∆. (3.13)
Bei dieser näherungsweisen Berechnung wird der Wert der jeweiligen
mechanischen Spannung σ1x bzw. σ2x über die Widerstandsfläche gemittelt. Die
Verschaltung der vier Widerstände zu einer Wheatstone-Brücke liefert eine
elektrische Ausgangsspannung, die proportional zur dargestellten
Widerstandsänderung ist. Das Brückenausgangssignal UBr lässt sich nach [3.4] auf
folgende Weise berechnen:
)(
)(
)( 0pUU
R
pR
UUpU BrOffsetOffsetBr ∆∆+=
∆
∆
⋅+=∆ . (3.14)
Dabei sind UOffset die Brückenoffsetspannung für ∆p = 0 und U0 die
Versorgungsspannung der Brücke. Die Sensorempfindlichkeit S für einen
Nenndruckbereich pN ergibt sich gemäß Gleichung (3.15) aus:
N
NBr
p
pU
U
S)(
1
0
∆
⋅=
.
(3.15)
3.2 Annahme der Piezowiderstandseigenschaften und Simulation
der Implantationsparameter mittels SUPREM
Wie aus Kapitel 3.1 hervorgeht hängt die Sensorempfindlichkeit linear mit dem
piezoresistiven Koeffizienten und damit direkt mit der Dotierungskonzentration
zusammen. In diesem Zusammenhang stellt der k-Faktor eine wichtige Größe zur
Quantifizierung des piezoresistiven Effekts dar. In diesem Fall werden für den
longitudinalen und den transversalen k-Faktor folgende Näherungen angenommen:
lll Ek
⋅
≈
π
(3.16) und ttt Ek
⋅
≈
π
. (3.17)
Für den longitudinalen und transversalen E-Modul gelten bei der in Abbildung 3.3
dargestellten Widerstandsanordnung folgende Beziehungen:
><
=
=110
EEE tl . (3.18)
Unter Berücksichtigung der Gleichungen (3.12) und (3.18) folgt der
Zusammenhang:
tl kEk −≈⋅≈ ><110
44
2
π
. (3.19)
Im Folgenden wird der k-Faktor aufgrund der besseren Übersichtlichkeit lediglich
betragsmäßig betrachtet und mit k bezeichnet.
40 Mikrosensor-Arrays für die experimentelle Strömungsmechanik A. Berns
Abbildung 3.4 dient zur Veranschaulichung des qualitativen Zusammenhangs
zwischen k-Faktor und Dotierungsdichte. Da mit steigendem k-Faktor die
Temperaturempfindlichkeit der Piezowiderstände zunimmt, ist es im Vorfeld der
Sensorentwicklung notwendig, die späteren Einsatzbedingungen der Sensoren zu
kennen und die daraus resultierende Vorgabe für die Temperaturabhängigkeit der
Piezowiderstände in das Design einfließen zu lassen. Detaillierte Informationen
über den Zusammenhang zwischen k-Faktor und Temperaturverhalten der
Widerstände finden sich in Standardwerken wie beispielsweise [3.3] oder [3.6]. Da
in diesem Fall jedoch die Temperaturempfindlichkeit ebenso wie die Festlegung
eines bestimmten Brückenwiderstands keine besondere Relevanz hat, fließen diese
Kriterien nicht in das Design ein. Üblicherweise liegt der k-Faktor bei
piezoresistiven Drucksensoren im Bereich zwischen 70 und 95.
Abbildung 3.4 Schematische Darstellung des Zusammenhangs zwischen dem k-Faktor und der
Dotierungsdichte von p-Typ-Piezowiderständen.
Für den zu entwickelnden Drucksensor wird ein k-Faktor der Bor-dotierten (p-
Typ) Piezowiderstände von 85 angenommen. Dieser Wert wird im weiteren
Verlauf für die Berechnung der Sensorempfindlichkeiten herangezogen. Damit die
Übereinstimmung der aus der Simulation hervorgehenden
Sensorempfindlichkeiten mit den tatsächlichen Empfindlichkeiten gewährleistet
ist, wird die Dotierungsdichte, welche zum Erreichen des angegebenen k-Faktors
notwendig ist, anhand der in Abbildung 3.4 dargestellten Vorgehensweise
bestimmt. Die Parameter zur Realisierung dieser Dotierungsdichte werden mittels
SUPREM Simulation ermittelt.
Um den Piezowiderstandskoeffizient π44 zu berechnen, muss der E-Modul in
<110>-Kristallrichtung (Ausrichtung der Widerstände) berücksichtigt werden. Die
Berechnung von π44 liefert folgenden Wert:
Vorgabe des k-
Faktors ><
⋅≈ 110
44
2Ek
π
Dotierungsdichte
π44
Dotierungsdichte
3 Design der AeroMEMS-Drucksensoren 41
N
m
Pa
E
k
Ek
2
11
11
110
44110
44 10100
1069,1
85
22
2
−
><
>< ⋅≈
⋅
⋅=⋅≈⇔≈
π
π
. (3.20)
Der Zusammenhang zwischen dem Piezowiderstandskoeffizienten π44 und der
Dotierungsdichte wird der Literatur [3.6] entnommen. Die daraus resultierende
mittlere Dotierungsdichte der p-Typ Widerstände beträgt etwa
N = 1·1019 Boratome/cm3.
Nach Festlegung des k-Faktors und Bestimmung der daraus resultierenden
Dotierungsdichte wird eine Simulation der Implantations- und
Temperungsparameter unter Verwendung der Software SUPREM IV
durchgeführt. Dabei handelt es sich um ein Computerprogramm zur
zweidimensionalen Prozesssimulation für Silizium und Gallium Arsenid [3.7]. In
der Literatur finden sich eine Vielzahl von Quellen, welche auf der erfolgreichen
Arbeit mit SUPREM basieren und darüber hinaus auch als Verifizierung der
berechneten Ergebnisse dienen ([3.8] – [3.12]).
In Abbildung 3.5 wird der Ablauf und der Zusammenhang der verschiedenen
Parameter bei einer Simulation des Dotierungsprofils verdeutlicht.
Abbildung 3.5 Schematische Darstellung des Ablaufs einer Simulation mit der Software
SUPREM zur Bestimmung der Dotierungskonzentration eines implantierten Halbleiterwiderstands.
Um die Simulation durchführen zu können, wird zunächst ein zweidimensionales
Schichtmodell erstellt. Dieses besteht aus der Silizium-Schicht (n-Typ mit einer
Phosphor Grunddotierung von 1·1015 Atome/cm3) und einer 100 nm dicken
Dotierungsdichte
Dosis
Energie
Temperungs-
zeit
Temperungs-
temperatur
Simulation mit
SUPREM IV
Dotierungsdichteverteilung in
Abhängigkeit von der
Tiefenkoordinate
Dotierstoff
42 Mikrosensor-Arrays für die experimentelle Strömungsmechanik A. Berns
Siliziumdioxid-Schicht (Streuoxid und spätere Passivierungsschicht). Als
Maskierung wird eine 2 µm dicke Fotoresist-Schicht definiert. Abbildung 3.6 zeigt
das Modell zur Berechnung der Dotierungsdichte der Bor-Atome im Silizium. Die
quantitative Auswertung wird entlang der Mittellinie senkrecht zur Oberfläche des
Modells vorgenommen.
Abbildung 3.6 2D-Modell zur SUPREM-Simulation der Ionenimplantation von Bor-Atomen in
Silizium. Neben den verschiedenen Schichten ist die Schnittlinie (Mittellinie mit Pfeil) zur
Darstellung der Dotierungsdichte über der Tiefenkoordinate dargestellt (siehe Abbildung 3.7).
Anschließend werden die Parameter Dotierstoff, Implantationsdosis,
Implantationsenergie, Temperungszeit und -temperatur angegeben. Bei der
Verwendung von SUPREM wird die Verteilung der Dotieratome als „Person-
Verteilung“ angenommen, um daraus die Dotierungskonzentrationen (chemische
und aktive Bor-Konzentration) im erstellten 2D-Modell zu berechnen. Zur
Bestimmung der aktiven Bor-Konzentration werden die Temperungsparameter
berücksichtigt.
Da für diesen Fall lediglich das angestrebte Ergebnis der Simulation – eine
mittlere Dotierungskonzentration von N = 1·1019 Atome/cm3 – bekannt ist, müssen
die Eingangsparameter variiert werden, bis das gewünschte Ergebnis erzielt wird.
Um die Parameteranzahl im Vorfeld zu reduzieren und die vollständige
Aktivierung der implantierten Atome zu gewährleisten, werden Vergleichsdaten
zur Temperung von Bor-implantierten Siliziumschichten aus der einschlägigen
Literatur herangezogen.
In diesem Zusammenhang untersuchen Michel et al. das kurzfristige Tempern
(Rapid Thermal Annealing → RTA) von Bor-implantiertem Silizium in einem
Temperaturbereich zwischen 800°C und 1000°C [3.13]. Dabei wird die höchste
Aktivierung durch das Tempern bei 1000°C für 5 s festgestellt. Ähnliche
Fotoresist
Silizium-
dioxid (SiO2)
Silizium
Bo
r
-
A
tome
3 Design der AeroMEMS-Drucksensoren 43
Ergebnisse finden sich bei Mokhberi et al., die einen Temperaturbereich zwischen
900°C und 1025°C untersuchen [3.14]. Eine vollständige Aktivierung der Bor-
Atome wird lediglich bei der höchsten untersuchten Temperatur erreicht. Die
Arbeiten von Kwor et al. [3.15] sowie von Höfler et al. [3.16] sind Belege für eine
100%ige Aktivierung durch RTA bei einer Temperatur von 1050°C. In letzterer
Arbeit wird darüber hinaus ein Vergleich zur konventionellen Ofentemperung
(950°C für 30 Min.) vorgenommen. Dieser liefert hinsichtlich des
Schichtwiderstands gleiche Ergebnisse für beide Temperungen. Narayan et al.
untersuchen im Rahmen ihrer Forschung zu RTA einen Temperaturbereich von
1050°C bis 1200°C [3.17]. Die Ergebnisse zeigen, dass bereits bei 1050°C
vollständige Aktivierung vorliegt, sodass ein Überschreiten dieser Temperatur
unnötig erscheint.
Vor dem Hintergrund dieser Ergebnisse werden in dieser Arbeit für die SUPREM-
Simulation eine Temperatur von 1050°C und eine Temperungszeit von
15 Sekunden angesetzt.
Abbildung 3.7 zeigt das Ergebnis der SUPREM-Simulation für die Piezo-
Implantation. Dabei handelt es sich um die Dotierungsdichte der chemischen und
der aktiven Bor-Atome sowie die Phosphor-Konzentration entlang einer zur
Modelloberfläche senkrechten Linie in das Silizium hinein. Die gestrichelte Linie
bei der Tiefenkoordinate null gibt die Position des Übergangs von Siliziumdioxid
zum Silizium an. Aufgrund der höheren Löslichkeit von Bor-Atomen im SiO2 als
im Si (der Segregationskoeffizient k beträgt 0,3) kommt es bei der Temperung
zum sogenannten „pile-down-Effekt“, was den Sprung der roten Kurve an der
SiO2/Si-Grenzschicht erklärt [3.18]. Phosphor hingegen hat einen
Segregationskoeffizienten, der größer als 1 ist, was zu einer Erhöhung der
Phosphor-Konzentration an der SiO2/Si-Grenzschicht („pile-up-Effekt“) führt
(grüne Kurve). In diesem Fall treten die genannten Effekte jedoch nur in sehr
geringem Maß auf, was auf die kurze Temperungszeit und die damit verbundene
geringfügige Diffusion der Bor-Atome zurückzuführen ist.
44 Mikrosensor-Arrays für die experimentelle Strömungsmechanik A. Berns
Abbildung 3.7 Ergebnis der SUPREM-Simulation unter Verwendung einer Dosis von
6·1014 Atome/cm2 und einer Implantationsenergie von 45 keV. Die Temperung wird 15 Sekunden
lang bei 1050°C durchgeführt.
Die Auswertung von Abbildung 3.7 liefert eine maximale Bor-Dotierungsdichte an
der Silizium-Oberfläche von etwa 2·1019 Atome/cm3. Bei einer Tiefe von etwa
0,25 µm sinkt die Konzentration bereits um zwei Zehnerpotenzen. Man könnte
daher ebenfalls diesen Wert als Ausdehnung des Piezowiderstands annehmen. Da
jedoch in diesem Fall die Steilheit der Kurve sehr groß ist und damit die
Abweichung bei der Tiefenbestimmung lediglich 50 nm beträgt, wird zur
Determinierung der simulierten Widerstandstiefe der Schnittpunkt zwischen der
Bor- und Phosphor-Konzentration, der bei einer Tiefe von etwa 0,3 µm liegt,
verwendet. Somit hat der Piezowiderstand eine mittlere Dotierungsdichte von etwa
1·1019Atome/cm3 und eine Tiefe von etwa 0,3 µm. Die laterale Diffusion der Bor-
Atome ist in diesem Fall aufgrund der extrem kurzen Temperungszeit von nur
15 Sekunden verschwindend gering und wird für die weiteren Betrachtungen
vernachlässigt. Zur Realisierung von Ohm´schen Halbleiter-Metall-Kontakten
wird eine p+-Typ Dotierung mit einer höheren Dosis vorgenommen, wie es
standardmäßig bei der Herstellung von piezoresistiven Bauelementen der Fall ist
([3.19] [3.20]). Für den Kontaktbereich einer pn-Diode, die als Temperatursensor
Phosphor Konzentration
A
ktivierte Bor
Konzentration
Chemische Bor
Konzentration
Tiefenkoordinate [µm]
Phosphor-Konzentration
Aktive Bor-
Konzentration
Chemische Bor-
Konzentration
Tiefenkoordinate [µm]
Dotierungsdichte [Atome/cm3]
Si/SiO2-Grenzschicht
SiO2
3 Design der AeroMEMS-Drucksensoren 45
auf dem Chip integriert wird, werden ebenfalls standardisierte
Implantationsparameter verwendet, die auf experimenteller Erfahrung basieren.
Tabelle 3.1 Mittels SUPREM simulierte Implantationsparameter zur Realisierung von
Piezowiderständen, hoch dotierten Kontaktbereichen sowie hoch dotierten n-Typ Bereichen für die
Diodenkontaktierung.
Dotierstoff Dosis Energie Temperatur Zeit
Parameter
Bereich [Element] [At/cm2] [keV] [°C] [s]
Piezowiderstand Bor 6·1014 45 1050 15
P+-Kontaktbereich Bor 5·1015 60 1050 15
N+-Kontaktbereich
(Diode) Phosphor 2,5·1015 110 1050 15
3.3 Dimensionierung der Sensormembran
Die wesentlichen Designanforderungen an die piezoresistiven Drucksensoren sind
eine Druckauflösung von einem Pascal in Verbindung mit einem relativ geringen
Messbereich von 500 Pascal. Unter Voraussetzung eines vorgegebenen k-Faktors,
festgelegter mechanischer Eigenschaften des Materials sowie einer gegebenen
Membranform wird die Sensorempfindlichkeit lediglich durch die
Membrangeometrie (Membrangröße und –dicke) definiert. Um das mechanische
Verhalten der Membran bei einer Druckbeaufschlagung in Abhängigkeit von der
Geometrie zu berechnen, wird das nach der Methode der Finiten Elemente
Methode arbeitende Simulationsprogramm ANSYS verwendet [3.21]. Auf diese
Weise lassen sich neben den anisotropen Materialeigenschaften von Silizium auch
nichtlineare Effekte bei der Deformation berücksichtigen. Um die
Parametrisierung der Membrangeometrie auf ein sinnvolles Maß zu begrenzen,
wird im Vorfeld der Simulation eine vereinfachte analytische Berechnung des
Ausgangssignals für verschiedene Membrangeometrien durchgeführt.
Anschließend folgt die ausführliche Simulation des mechanischen Verhaltens,
insbesondere der auftretenden mechanischen Spannungen, für verschiedene
Druckbeaufschlagungen und verschiedene Membrangeometrien.
3.3.1 Analytische Berechnung des Ausgangssignals
Die Gleichungen (3.10) und (3.11) liefern den Zusammenhang zwischen der
Widerstandsänderung und der bei Druckbeaufschlagung entstehenden
mechanischen Spannung. Der Zusammenhang zwischen mechanischer Spannung
46 Mikrosensor-Arrays für die experimentelle Strömungsmechanik A. Berns
und Druckbeaufschlagung in Abhängigkeit von der Geometrie ist für quadratische
Membranen in Gleichung (3.4) festgehalten. Obwohl diese Gleichung lediglich die
maximale Spannung senkrecht zur Membrankante beschreibt, kann sie zur
vereinfachten Berechnung der Sensorempfindlichkeit herangezogen werden. Die
Vernachlässigung der parallel gerichteten Spannung ist ebenfalls zulässig, da diese
erwartungsgemäß deutlich kleiner als die senkrecht gerichtete Spannung ist. Ziel
der Berechnung ist die Einschränkung der Parametrisierung der
Membrangeometrie auf eine nicht zu große Anzahl von Werten für die
anschließende FEM-Simulation, da auf diese Weise Rechenzeit eingespart wird
und die Relevanz der Ergebnisse zur Lösung des betrachteten Problems verbessert
wird. Unter Verwendung der Gleichungen (3.4), (3.10) und (3.11) sowie unter
Berücksichtigung der genannten Vereinfachungen erhält man folgende Formel zur
Berechnung des Ausgangssignals:
2
2
44
0_
3078,0
2d
ap
UU anBr
⋅⋅
⋅⋅=
π
. (3.21)
Es wird eine Brückenversorgungsspannung U0 von einem Volt angenommen, die
Druckbeaufschlagung beträgt ein Pascal. Da eine Druckauflösung der Sensoren im
Bereich von einem Pascal angestrebt wird, sollte das minimale
Brückenausgangssignal im Bereich von einem bis zu einigen Mikrovolt liegen.
Tabelle 3.2 gibt eine Übersicht über die anhand Gleichung (3.21) berechneten
Ausgangssignale in Abhängigkeit von der Membrangröße und –dicke.
Tabelle 3.2 Analytisch berechnetes Brückenausgangssignal (nach Gleichung (3.21)) in
Abhängigkeit von der Membrangröße und –dicke. U0 beträgt 1 Volt; p beträgt 1 Pascal und π44
wird als 100·10-11 m²/N (k-Faktor von 85) angenommen.
Membrandicke
in µm
Membran-
Größe in µm²
10
8
6
4
2
Empfindlichkeit [µV/(V·Pa)]
100 × 100 0,0 0,0 0,0 0,1 0,4
300 × 300 0,1 0,2 0,4 0,9 3,5
500 × 500 0,4 0,6 1,1 2,4 9,6
700 × 700 0,8 1,2 2,1 4,7 18,9
900 × 900 1,2 1,9 3,5 7,8 31,2
1100 × 1100 1,9 2,9 5,2 11,6 46,6
1300 × 1300 2,6 4,1 7,2 16,3 65,0
1500 × 1500 3,5 5,4 9,6 21,6 86,6
3 Design der AeroMEMS-Drucksensoren 47
Der grün markierte Bereich in Tabelle 3.2 wird für die Parametrisierung bei der
folgenden FEM-Simulation verwendet, da auf diese Weise mit einer
verhältnismäßig geringen Anzahl von Parametern ein relativ großer Wertebereich
zwischen ca. 1 µV und 50 µV abgedeckt wird. Um die Auflösung der Ergebnisse
in diesem Bereich zu erhöhen, werden Schrittweiten von 100 µm bei der
Membrankantenlänge und 0,5 µm bei der Membrandicke verwendet.
3.3.2 Designoptimierung mittels Finite Elemente Methode
Nach der Festlegung der quadratischen Membrangeometrie und der zuvor
beschriebenen Eingrenzung der Geometrieparameter wird eine statische,
inhomogene, strukturmechanische Simulation unter Verwendung von ANSYS
durchgeführt. Diese dient der Beschreibung des mechanischen Verhaltens der
parametrisierten Membran infolge einer Druckbeaufschlagung. Das
Membranverhalten für einen Druckbereich zwischen null und zehn Kilopascal
wird mit einer Variation der Last in insgesamt 40 Schritten für jede
Membrangeometrie untersucht. Tabelle 3.3 enthält eine Übersicht zur
Parametrisierung der Geometrie. Aus der Kombination der verschiedenen
Membrandicken und –kantenlängen ergeben sich 63 unterschiedliche
Membrangeometrien. Im Rahmen der Simulation werden neben dem anisotropen
E-Modul des (100)-Siliziums auch nichtlineare Effekte bei der
Membranverformung („große Verformung“ und „Spannungs-Versteifung“)
berücksichtigt. Aufgrund der Symmetrie der quadratischen Geometrie und der
Materialeigenschaften des Siliziums, ist es ausreichend nur ein Achtel der Struktur
zu modellieren und zu simulieren. Die daraus gewonnenen Informationen über das
strukturmechanische Verhalten der Membran können auf die gesamte Membran
bezogen werden.
Tabelle 3.3 Parametrisierung der Membrangeometrie für die statische, strukturmechanische
FEM-Simulation. Aus diesen Werten ergeben sich 63 verschiedene Membrangeometrien.
Geometrievariable Angaben der Maße in µm
Membrandicke 2 2,5 3 3,5 4 4,5 5 5,5 6
Membrankantenlänge 500 600 700 800 900 1000 1100 - -
Abbildung 3.8 zeigt eine Darstellung der diskretisierten Modellgeometrie (a)
sowie eine Vergrößerung des Membranrands (b). Die inhomogene Vernetzung des
Modells ist hinsichtlich der zu erwartenden mechanischen Verformung optimiert
48 Mikrosensor-Arrays für die experimentelle Strömungsmechanik A. Berns
worden. Demgemäß ist die Gitterzellendichte in Bereichen hoher
Spannungsgradienten größer als in Bereichen geringer Spannungsänderungen. Aus
diesem Grund liegt am Rand der Membran sowie an deren Ober- und Unterseite
eine große Diskretisierungsdichte vor. Die Knoten der unteren Ebene des Rahmens
erhalten keinen Freiheitsgrad und sind damit fest eingespannt. In Abbildung 3.8 a)
sind außerdem die Symmetrieebenen mit Pfeilen gekennzeichnet. Für alle Knoten
innerhalb dieser Ebenen werden keine Auslenkungen in senkrechter Richtung
zugelassen. Der Druck wird in Form einer Flächenlast von der Oberseite des
Modells beaufschlagt.
a) Finite Elemente Modell (Achtelsymmetrie) b) Detail des Membranrands
Abbildung 3.8 Links ist das verwendete Modell der Membran mit Rahmen dargestellt (a). Die
Elementanzahl beträgt etwa 27.000, wobei die Vernetzung inhomogen optimiert ist. Die untere
Ebene ist als fest eingespannt definiert und die dazu senkrecht stehenden gekennzeichneten
Randflächen stellen Symmetrieebenen dar. Auf der Oberseite erfolgt die homogene
Druckbeaufschlagung. Im rechten Bild (b) ist der Membranrand vergrößert dargestellt.
Bei einer statischen strukturmechanischen Simulation wird neben dem E-Modul
lediglich die Querkontraktionszahl benötigt. Da bei einkristallinem Silizium beide
Größen anisotrope Eigenschaften aufweisen, wird die Matrix der E-
Modulkoeffizienten in Form einer Tabelle angegeben. Für den Silizium-Einkristall
treten drei unabhängige Koeffizienten auf [3.5], welche nach Hall [3.22] bei
Raumtemperatur folgende Werte haben:
c11 = 1,6564·1011 N/m²,
c12 = 0,6394·1011 N/m²,
c44 = 0,7951·1011 N/m². (3.22)
Homogene Druck-
beaufschlagung von
der Oberseite
S
y
mmetrieebenen
X
Y
Z
Feste
Einspannung auf
der Unterseite
Gitteroptimierung durch
inhomogene Diskretisierung
am Membranrand
3 Design der AeroMEMS-Drucksensoren 49
Die Koordinatenachsen im ANSYS-Modell zeigen in <110>-Richtungen, da die
Widerstände ebenfalls in diesen Richtungen angeordnet werden. Dem zu Folge
muss entweder die Matrix mit den drei unterschiedlichen Koeffizienten
transformiert, oder das Koordinatensystem um 45° gedreht werden. Da im
Programm ANSYS Befehle zur Koordinatensystemtransformation verfügbar sind,
wird die zweite der beiden Varianten angewendet. Die Simulation verläuft nach
folgendem Schema:
1. Modellgenerierung unter Verwendung bestimmter Parameter für
Membrandicke und –kantenlänge bzw. –größe
2. Simulation unter Verwendung des ersten Lastschritts
3. Auslesen der Parameter sowie der Ergebnisse:
a. Druckbeaufschlagung (für die spätere Zuordnung)
b. Membrandicke und –kantenlänge (für die spätere Zuordnung)
c. Maximale Membrandurchsenkung (in der Membranmitte)
d. Maximale mechanische Spannung und Dehnung
e. Ortskoordinaten der maximalen Spannung
f. Minimale mechanische Spannung und Dehnung
g. Mechanische Spannungen an bestimmten Positionen (x- und y-
Komponenten):
i. Membranrand (in der y-z-Symmetrieebene)
ii. verschiedene Abstände zum Membranrand
iii. Membranunterseite mit gleichen x- und y-Koordinaten
4. Simulation unter Verwendung des zweiten Lastschritts
5. Siehe Punkt 3.
6. Wiederholen der Simulation bis alle 40 Lastschritte berechnet sind
7. Modellgenerierung unter Verwendung eines neuen Parametersatzes
für die Membrangeometrie
8. Siehe Punkt 2.; usw.
Der Grund für die Auswertung der x- und y-Komponenten der mechanischen
Spannung ist die Tatsache, dass für die Berechnung des Ausgangssignals der
Brückenschaltung die Berücksichtigung dieser beiden Größen gemäß den
Gleichungen (3.10) und (3.11) erforderlich ist. Um den Verlauf der Spannungen in
Abhängigkeit vom Abstand zum Membranrand zu bestimmen, ist es notwendig
mehrere Positionen zu untersuchen. Im weiteren Verlauf wird eine Mittelung der
mechanischen Spannungswerte über die Piezowiderstandsgeometrie
50 Mikrosensor-Arrays für die experimentelle Strömungsmechanik A. Berns
vorgenommen. Der Spannungsverlauf in z-Richtung (innerhalb der Membran)
wird anhand der Spannung auf der Rückseite ermittelt. Detaillierte Auswertungen
zeigen hier stets einen linearen Verlauf mit der neutralen Faser in der
Membranmitte.
Da unter ANSYS die Programmierung von Simulationsdateien möglich ist und
diese auch die Verwendung von Schleifenfunktionen sowie das automatische
Auslesen der aufgelisteten Ergebnisse in externe Textdateien erlauben, kann auch
eine Vielzahl von Simulationen mit begrenztem Aufwand durchgeführt werden.
Da die Ergebnisse der Simulation aufgrund der einfachen Geometrie prinzipiell
relativ simpel sind, genügt zur Veranschaulichung die Darstellung weniger
ausgewählter Ergebnisse. In Abbildung 3.9 wird die Durchsenkung der Membran
in z-Richtung in Form eines Konturplots auf einem Achtel der Geometrie
dargestellt. Das Ergebnis dieser Simulation bezieht sich auf eine Membran mit
einer Dicke von 3 µm und einer Kantenlänge von 900 µm bei einer
Druckbeaufschlagung mit 100 Pa.
Abbildung 3.9 Dieser Konturplot zeigt die Membrandurchsenkung in negativer z-Richtung bei
einer Druckbeaufschlagung von 100 Pa. Aufgrund der Symmetrie wird lediglich ein Achtel der
Geometrie simuliert. Die Membran hat eine Kantenlänge von 900 µm und eine Dicke von 3 µm.
Die Durchsenkung ist unterhalb der Farbskala in µm angegeben.
X
Y
Z
-0.24 -0.21 -0.18 -0.16 -0.13 -0.11 -0.08 -0.05 -0.03 0
Maximale Durchsenkung
3 Design der AeroMEMS-Drucksensoren 51
Im Mittelpunkt der Simulation steht die Analyse der mechanischen Spannungen
im Bereich der Platzierung der Piezowiderstände, also am Rand der Membran.
Abbildung 3.10 zeigt einen Konturplot der y-Komponente der mechanischen
Spannung für die gleichen Geometrieparameter und die gleiche
Druckbeaufschlagung.
Abbildung 3.10 Konturplot der y-gerichteten mechanischen Spannung. Der beaufschlagte Druck
beträgt 100 Pa. Die Membran hat eine Kantenlänge von 900 µm und eine Dicke von 3 µm. Die
maximale Zugspannung, angegeben in MPa, tritt in der y-z-Symmetrieebene auf der Oberseite am
Membranrand auf.
Das Maximum (Zugspannung) tritt wie erwartet am Membranrand auf deren
Oberseite auf. Bei diesem Modell stellt das äußerst große Verhältnis zwischen
Membrankantenlänge und -dicke ein Problem für die optimale Diskretisierung dar.
Überschreitet das Aspektverhältnis der Elemente den Wert von 20, kann es zu
Ungenauigkeiten bei der Berechnung kommen. Aus diesem Grund wird für die
Spannungsberechnung im Bereich des Membranrands nahe der y-z-
Symmetrieebene das sogenannte „Submodelling“ angewendet. Dabei wird ein
kleiner Bereich (Submodel) aus dem vollständigen Modell „ausgeschnitten“,
nochmals diskretisiert und erneut berechnet. Aufgrund des deutlich geringeren
Volumens des Submodels kann die Gitterzellendichte bei gleich bleibender
Gesamtanzahl der Zellen signifikant erhöht werden, was sich positiv auf das
Minimum (Druckspannung)
Submodel
-3.59 -2.89 -2.18 -1.47 -0.76 -0.05 0.66 1.37 2.08 2.78
Maximum (Zugspannung)
X
Y
Z
52 Mikrosensor-Arrays für die experimentelle Strömungsmechanik A. Berns
Aspektverhältnis der Elemente auswirkt. Bei Erreichen einer ausreichend hohen
Gitterzellendichte konvergiert die Lösung in der Regel, was im Rahmen der
Modellverifizierung vor der eigentlichen Simulation geprüft wird. Die Konturen
des Submodels sind in Abbildung 3.10 besonders gekennzeichnet. Bei der
erneuten Berechnung des Submodels werden die aus dem gesamten Modell zuvor
ermittelten Verschiebungen an den innerhalb des Modells liegenden Grenzen als
Randbedingungen im Submodel definiert. Weitere Randbedingungen wie
Symmetrien oder Druckbeaufschlagung bleiben gleich. In Abbildung 3.11 ist ein
Ausschnitt des Submodels dargestellt.
Abbildung 3.11 Konturplot der y-gerichteten mechanischen Spannung im Submodel. Der
beaufschlagte Druck beträgt 100 Pa. Die Membran hat eine Kantenlänge von 900 µm und eine
Dicke von 3 µm. Die Farbskala ist im negativen Bereich auf einen Minimalwert von -3 MPa
begrenzt, um die Übersichtlichkeit zu verbessern.
Dieser Konturplot zeigt wie in Abbildung 3.10 die y-Komponente der
mechanischen Spannung. Der Maximalwert beträgt nun 2,80 MPa, was eine
Steigerung von etwa 0,7 % gegenüber der vorherigen Lösung bedeutet. Die
Farbskala ist im negativen Bereich auf ein Minimum von -3 MPa beschränkt, um
die Übersichtlichkeit zu erhöhen (an der Kante werden noch größere
Druckspannungen berechnet). Aufgrund der Verkleinerung des Modells wird eine
deutliche Verfeinerung der Diskretisierung erreicht. Die Ergebnisse einer
detaillierten Analyse der x- und y-Komponenten der mechanischen Spannungen
werden in Abbildung 3.12 dargestellt.
X
Y
Z
-3,0 -1,71 -0,42 0,87 2,16
Maximum
(Zugspannung)
Minimum
(Druckspannung)
-2,36 -1,07 0,22 1,51 2,8
3 Design der AeroMEMS-Drucksensoren 53
0
0,5
1
1,5
2
2,5
3
-40 -20 0 20 40
Y-Position im Submodel [µm]
Mechanische Spannung [MPa]
Mech. Spannung σy [MPa] Mech. Spannung σx [MPa]
Abbildung 3.12 Auswertung der x- und y-Komponenten der mechanischen Spannungen auf der
Oberseite der Membran (900 µm) entlang der y-z-Symmetrieebene bei einer Druckbeaufschlagung
von 100 Pa. Die y-Position null bezeichnet den Membranrand, wobei positive Werte auf der
Membran liegen. Das Maximum der y-Komponente der Spannung liegt etwa 2 µm hinter dem
Rand auf der Membran. Das Verhältnis von y- und x-Komponente der Spannungen beträgt an
dieser Stelle etwa 16.
Beide Spannungskomponenten werden entlang einer Linie in der y-z-
Symmetrieebene auf der Oberseite der Membran ausgelesen und in Abhängigkeit
von der y-Position dargestellt. Das Maximum der y-Komponente der
mechanischen Spannung liegt etwa 2 µm hinter dem Rand auf der Membran. An
dieser Stelle beträgt der Faktor zwischen σy und σx etwa 16. Die
Spannungsverläufe auf der Membran sind linear, wobei sich die Gradienten in
Abhängigkeit vom Druck und von der Membrangeometrie ändern. Diese Tatsache
vereinfacht die Berechnung einer über die Piezowiderstandsfläche gemittelten
Spannung, da lediglich die Spannungen im Flächenmittelpunkt betrachtet werden
müssen. Die Spannungsänderung in x-Richtung beträgt zwischen x = 0 µm und
x = 30 µm weniger als 1 % und wird daher vernachlässigt.
54 Mikrosensor-Arrays für die experimentelle Strömungsmechanik A. Berns
3.3.3 Anordnung der Piezowiderstände auf der Membran
Aus dieser Analyse wird ersichtlich, dass die optimale Lage der Piezowiderstände
der Membranrand ist, da auf diese Weise die höchste Empfindlichkeit erzielt wird.
Im Fall der transversal angeordneten Widerstände wird jedoch aus
herstellungstechnischen Gründen ein Abstand von 10 µm zum Rand gewählt.
Dadurch soll verhindert werden, dass bei einer Verschiebung des Membranrands
durch den Ätzprozess oder leichte Fehljustage während der Lithographie einer der
Widerstände auf den Rahmen verlagert wird. Dies hätte unter anderem deutliche
Auswirkungen auf das Brückenausgangssignal.
Wertet man den Verlauf von σy von der Ober- zur Unterseite der Membran aus, so
liegt ebenfalls einen linearer Graph vor, der seinen Nulldurchgang (neutrale Faser
nach [3.23]) in der Membranmitte hat. Dieser Spannungsverlauf ist in
Abbildung 3.13 dargestellt. Die Information über die Spannungsänderung mit der
Tiefenkoordinate ist ebenfalls für die Berechnung einer mittleren Spannung
notwendig, da genau genommen nicht der Flächenmittelpunkt der
Piezowiderstände, sondern der Volumenmittelpunkt verwendet werden muss. Im
Folgenden wird ein linearer Verlauf zwischen der Oberseite und der neutralen
Faser in der Mitte angenommen, was dem tatsächlichen Verlauf entspricht. Nach
Abbildung 3.7 liegt die gemittelte Tiefe der Piezowiderstände bei mz piezo
µ
15,0=.
-3
-2
-1
0
1
2
3
00,511,522,53
Z-Koordinate [µm]
Mech. Spannung σ
y
[MPa]
Abbildung 3.13 Auswertung von σy von der Membranober- zur –unterseite entlang der z-Achse
(Position: x = 0 µm und y = 12,5 µm) für eine Membran mit einer Kantenlänge von 900 µm und
einer Dicke von 3 µm. Die Druckbeaufschlagung beträgt wie zuvor 100 Pa. Der Spannungsverlauf
ist linear und hat seinen Nulldurchgang in der Membranmitte (neutrale Faser).
3 Design der AeroMEMS-Drucksensoren 55
Weitere Ergebnisse, wie beispielsweise Dehnungen, werden nicht mehr dargestellt,
da die Verläufe denen der Spannungen sehr ähneln und somit keine neuen
Erkenntnisse liefern. Der Zusammenhang zwischen Spannung und Dehnung ist
bekanntlich durch das Hook’sche Gesetz gegeben:
→→→ ⋅= 242
εσ
E. (3.23)
In diesem Fall handelt es sich aufgrund der zuvor beschriebenen Anisotropie von
Silizium nicht um Skalare, sondern um Tensoren der zweiten bzw. vierten Stufe.
Im Fall der Kristallrichtungen <100> und <110> sind die einzelnen
Spannungskomponenten über den jeweiligen E-Modul von 130 GPa bzw. 169 GPa
mit den entsprechenden Dehnungskomponenten verknüpft.
Anhand der nun vorliegenden Daten (Piezowiderstandskoeffizient π44,
Geometrieparameter Membrankantenlänge und –dicke, Mittelposition der
Piezowiderstände mxpiezo
µ
0
=
, mypiezo
µ
5,12
=
und mz piezo
µ
15,0
=
) können
unter Berücksichtigung der mechanischen Spannungen ),,( piezopiezopiezoy zyx
σ
und ),,( piezopiezopiezox zyx
σ
die simulierten Sensorempfindlichkeiten für die
verschiedenen Membrangeometrien berechnet werden.
2
3
4
5
6
500
600
700
800
900
1000
1100
0
5
10
15
20
25
30
Sensitivität [µV/(V*Pa)]
Membrankanten-
länge [µm]
Membrandicke [µm]
0
4
8
12
16
20
24
28
32
Abbildung 3.14 Sensorempfindlichkeit in Abhängkigkeit von der Membrankantenlänge und
-dicke. Jeder Schnittpunkt innerhalb der farbigen Ebene korrespondiert mit einer bestimmten
Membrangeometrie.
56 Mikrosensor-Arrays für die experimentelle Strömungsmechanik A. Berns
Abbildung 3.14 zeigt die aus der Simulation resultierende Sensorempfindlichkeit
in Abhängigkeit von der Membrankantenlänge und –dicke. Die Farbskala auf der
rechten Seite gibt ebenfalls Auskunft über die Sensitivitäten.
Da bei der späteren Silicon-On-Insulator (SOI) Herstellung der Sensoren zunächst
immer das gleiche SOI-Basismaterial verwendet wird, können die Sensoren zwar
unterschiedliche Membrangrößen aufweisen, die Membrandicke muss allerdings
auf einen Wert festgelegt werden. Die Wahl einer Dicke von 3 µm erscheint hier
sinnvoll, da auf diese Weise ein relativ großer Bereich zwischen etwa 3 µV/(V·Pa)
und 15 µV/(V·Pa) abgedeckt werden kann. Dünnere Membranen sind aus
herstellungstechnischer Sicht weniger gut geeignet. Um die endgültige Auswahl
der Membrangrößen zu treffen, wird die Nichtlinearität der 3 µm-Membran in
Abhängigkeit von der Membrankantenlänge für drei verschiedene Druckbereiche,
∆p1 = ± 1 kPa, ∆p2 = ± 100 Pa und ∆p3 = ± 500 Pa, berechnet (siehe
Abbildung 3.15).
0
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
500 600 700 800 900 1000
Membrankantenlänge [µm]
Nichtlinearität [%]
Druckbereich 1: +/-1kPa; Membrandicke=3µm
Druckbereich 2: +/-100Pa; Membrandicke=3µm
Druckbereich 3: +/-500Pa; Membrandicke=3µm
Abbildung 3.15 Nichtlinearität des anhand der Simulation berechneteten Brückenausgangssignals
für eine Membran mit einer Dicke von 3 µm in Abhängigkeit von der Membrangröße. Es werden
drei Druckbereiche, ∆p1 = ± 1 kPa, ∆p2 = ± 100 Pa und ∆p3 = ± 500 Pa betrachtet. Die
Nichtlinearität für einen Druckbereich von ± 500 Pa liegt bei der Membran mit einer Kantenlänge
von 700 µm bei etwas weniger als einem Prozent.
Der größte Membrantyp (1100 µm) wird an dieser Stelle aufgrund des zu
erwartenden sehr großen Linearitätsfehlers nicht weiter betrachtet. Die
dargestellten Nichtlinearitäten resultieren aus Simulationen mit positiver sowie
3 Design der AeroMEMS-Drucksensoren 57
negativer Differenzdruckbeaufschlagung. Dadurch wird die ungleiche
Einspannung der Membran auf der Ober- und Unterseite berücksichtigt, was in
einer Unsymmetrie des mechanischen Verhaltens der Membran bei positiver bzw.
negativer Druckbeaufschlagung resultiert. Da die Nichtlinearität auf Basis des
Ausgangssignals über dem gesamten Druckbereich bestimmt wird, verursacht
diese Unsymmetrie eine drastische Erhöhung der Nichtlinearität im Vergleich zur
Betrachtung einer entweder ausschließlich positiven oder ausschließlich negativen
Differenzdruckbeaufschlagung.
Für die jeweiligen berechneten Brückenausgangs-Signalverläufe werden
Regressionsgeraden nach der Methode der Fehlerquadratminimierung mit
erzwungenem Nulldurchgang erstellt. Die Nichtlinearität, angegeben in Prozent
(bezogen auf den gesamten betrachteten Druckbereich), ist die maximale
Abweichung zwischen der Regressionsgeraden und dem betrachteten
Signalverlauf. Bei der Membran mit einer Kantenlänge von 700 µm beträgt die
Nichtlinearität im Differenzdruckbereich von ± 500 Pa etwas weniger als ein
Prozent, was den Sensoranforderungen aus Tabelle 1.1 genügt.
Um den Einfluss der unsymmetrischen Membraneinspannung (unterschiedliche
Verhältnisse auf der Ober- und Unterseite) auf den Linearitätsfehler zu bestimmen,
werden die Empfindlichkeiten der positiven Druckbereiche zu denen der negativen
Druckbereiche ins Verhältnis gesetzt und in Tabelle 3.4 in Prozent aufgelistet
(exemplarisch für die Druckbereiche ∆p1 = 1 kPa und ∆p2 = 100 Pa). Dabei wird
deutlich, dass dieser Effekt einen signifikanten Anteil an dem in Abbildung 3.15
dargestellten Linearitätsfehler hat, sich jedoch bei Differenzdrucksensoren nicht
vermeiden lässt.
Tabelle 3.4 Untersuchung der Abweichung der Empfindlichkeit für den positiven bzw.
negativen Druckbereich. Es werden die beiden zuvor betrachteten Druckbereiche analysiert.
Membran-
kantenlänge
Empfindlichkeitsabweichung
(S(+1kPa)/S(-1kPa))
Empfindlichkeitsabweichung
(S(+100Pa)/S(-100Pa))
[µm] [%] [%]
500 0.96 0.12
600 1.94 0.23
700 3.49 0.43
800 5.57 0.73
900 8.00 1.16
1000 10.56 1.76
58 Mikrosensor-Arrays für die experimentelle Strömungsmechanik A. Berns
Bei näherer Betrachtung von Abbildung 3.15 wird deutlich, dass die
Nichtlinearität aller dargestellten Membrangrößen für einen Differenzdruckbereich
von ± 100 Pa unterhalb eines Prozents liegt. Dies trifft im zweiten dargestellten
Druckbereich von ± 1 kPa lediglich für die kleinste Membrangröße von
500 × 500 µm² zu. Untersucht man hingegen nochmals die Empfindlichkeiten der
verschiedenen Membrantypen, so wird bei einer Membrandicke von 3 µm erst ab
einer Größe von 900 × 900 µm² eine Empfindlichkeit von mehr als 10 µV/(V·Pa)
erreicht.
Da die geforderte Empfindlichkeit größer als 5 µV/(V·Pa) ist (siehe Tabelle 1.1)
und die Nichtlinearität in einem Messbereich von ± 500 Pa unterhalb einem
Prozent liegen soll, wird eine Membrangröße von 700 × 700 µm² für das
Hauptdesign ausgewählt. Diese Auswahl wird anhand der simulierten
Empfindlichkeiten in Abbildung 3.14 und der berechneten Nichtlinearitäten, die in
Abbildung 3.15 dargestellt sind, getroffen. Um auch Sensoren für einen größeren
bzw. kleineren Messbereich bereitzustellen, werden zusätzlich zu dieser
Membrangröße 500 × 500 µm² und 900 × 900 µm² für die technologische
Realisierung ausgewählt.
3.4 Simulation des dynamischen Verhaltens
Um Auskunft über das dynamische Verhalten verschiedener Membrangeometrien
zu erhalten, werden die Resonanzfrequenzen einiger Sensormembranen in
Abhängigkeit von der Geometrie (Membrangröße und -dicke) simuliert (siehe
Abbildung 3.16). ANSYS bietet die Möglichkeit einer sogenannten Modalanalyse.
Dabei werden die Eigenfrequenzen und theoretisch möglichen Moden eines
Körpers berechnet. Neben den für die strukturmechanische Simulation benötigten
Materialdaten ist die Angabe der Dichte erforderlich. Es werden keine Lasten
beaufschlagt, die Einspannungsverhältnisse bleiben jedoch erhalten. Weitere
Moden werden nicht dargestellt, da sie erst bei deutlich größeren Frequenzen
auftreten und aus physikalischer Sicht für das dynamische Verhalten nicht relevant
sind. Aus Abbildung 3.16 wird ersichtlich, dass die Eigenfrequenzen aller für die
Herstellung ausgewählter Membrantypen ausreichend groß sind, um dynamische
Messungen unterhalb von 20 kHz durchführen zu können.
3 Design der AeroMEMS-Drucksensoren 59
0
50
100
150
200
250
500 600 700 800 900 1000
Membrankantenlänge [µm]
Resonanzfrequenz [kHz]
M-Dicke = 2 µm M-Dicke = 3 µm M-Dicke = 4 µm
0
50
100
150
200
250
500 600 700 800 900 1000
Membrankantenlänge [µm]
Resonanzfrequenz [kHz]
M-Dicke = 2 µm M-Dicke = 3 µm M-Dicke = 4 µm
Abbildung 3.16 Darstellung der ersten Membraneigenfrequenz für verschiedene Geometrien. Die
Resonanzfrequenz zeigt ein monoton fallendes Verhalten mit steigender Membrankantenlänge und
kleiner werdenden Membrandicken.
3.5 Zusammenfassung
Die Sensoranforderungen für die Messung von Wanddruck und
Wanddruckfluktuationen wandgebundener Strömungen erfordern die Entwicklung
piezoresistiver Drucksensoren, die eine Empfindlichkeit von mindestens
5 µV/(V·Pa) aufweisen und deren Nichtlinearität in einem Messbereich von
± 500 Pa weniger als ein Prozent beträgt, wobei zusätzlich je eine weitere
Designvariante mit größerer und geringerer Empfindlichkeit entwickelt werden
soll. Es wird eine quadratische Membranform mit vier p-Typ Piezowiderständen,
die auf einem (100)-n-Typ-Silizium-Wafer in <110>-Kristallrichtung angeordnet
werden, festgelegt. Je zwei Widerstände werden als Transversal- bzw.
Longitudinalwiderstände am Rand der Membran, im Bereich der größten
mechanischen Zugspannung, angeordnet und zu einer Wheatstone-Brücke
verschaltet. Es wird ein k-Faktor von 85 angenommen bzw. vorgegeben und die
daraus resultierenden Implantationsparameter werden unter Verwendung von
60 Mikrosensor-Arrays für die experimentelle Strömungsmechanik A. Berns
SUPREM bestimmt. Daraus ergeben sich für die Piezowiderstände eine
Implantationsdosis von 6·1014 Atome/cm2, eine Energie von 45 keV und eine
Temperung zur Aktivierung von 15 Sekunden bei 1050°C. Die
Sensorempfindlichkeit und –nichtlinearität werden mittels FEM-Analysen
(ANSYS) für unterschiedliche Empfindlichkeiten optimiert. Daraus ergeben sich
drei verschiedene Membrangrößen von 500 × 500 µm², 700 × 700 µm² und
900 × 900 µm², sowie eine Membrandicke von 3 µm. Die Resonanzfrequenzen
aller drei Sensortypen, welche ebenfalls mittels FEM-Simulation berechnet
werden, liegen deutlich oberhalb von 20 kHz.
3 Design der AeroMEMS-Drucksensoren 61
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Physical Review, Band 161, Nummer 3, 1967, S. 756-761.
[3.23] I. Szabo, Höhere Technische Mechanik, 6. Auflage, Springer Verlag,
Berlin, 2001, Kapitel 12: Kirchhoff’sche Plattentheorie, S. 179-197.
4 Erstes Sensordesign mit Vorderseitenkontaktierung 63
4 Erstes Sensordesign mit Vorderseitenkontaktierung
Bei dem Sensordesign der ersten Generation handelt es sich um vorderseitig
kontaktierte MEMS Drucksensoren, die durch Integration einer pn-Diode auch das
Messen der Strömungstemperatur ermöglichen ([4.1] [4.2]). Wie in Kapitel 3.3
beschrieben, werden drei verschiedene Membrangrößen mit der gleichen
Membrandicke realisiert, um Sensoren für unterschiedliche Messbereiche
herzustellen. Neben dem Layout, der Herstellung sowie der messtechnischen
Charakterisierung der Einzelsensoren werden in diesem Kapitel die Entwicklung
und der Aufbau verschiedener AeroMEMS-Sensor-Arrays sowie die damit
durchgeführten Messungen in chronologischer Abfolge beschrieben ([4.3] [4.4]).
4.1 Chiplayout des Sensors der ersten Generation
Abbildung 4.1 zeigt das Chiplayout des piezoresistiven AeroMEMS-Drucksensors
der ersten Generation. Der Chip hat eine Größe von 4,5 × 2,5 mm². Diese relativ
große Fläche wird gewählt, um einen ausreichenden Abstand zwischen der
Membran und den Kontaktbereichen mit den Bonddrähten zu gewährleisten. Auf
diese Weise soll die Strömungsbeeinflussung mit störenden Auswirkungen auf das
Drucksignal vermindert werden. Da keine einschlägigen Erkenntnisse über eine
solche Beeinflussung vorliegen und diese von der jeweiligen Strömung (z.B.
Geschwindigkeit, Strömungszustand) und der Oberfläche (z.B. Form, Rauhigkeit,
Anströmprofil, Maße bzw. Lauflänge der Oberflächenströmung) abhängen, wird
ein Abstand von mindestens 1,2 mm zwischen Membranrand und Bondpads
gewählt. Die Bondpads haben eine Größe von 250 × 500 µm², um zuverlässiges
Drahtbonden zu ermöglichen.
64 Mikrosensor-Arrays für die experimentelle Strömungsmechanik A. Berns
a) Chiplayout b) Vergrößerung der Piezowiderstände
Abbildung 4.1 Das Chiplayout (a) des Sensors der ersten Generation zeigt die Metallisierung
und die Lage der Bondpads zur elektrischen Kontakierung sowie die Positionierung der pn-Diode
zur Temperaturmessung. In der Detaildarstellung (b) sind die exakte Position und Form der
Piezowiderstände sowie die Kontaktöffnungen, die Metallisierung und der Membranrand
abgebildet. Der Chip hat eine Größe von 4,5 × 2,5 mm². Um eine elektrische Beeinflussung durch
die Kontaktierung des Substrats zu unterbinden, wird die pn-Diode mittels eines strukturierten
Grabens isoliert.
Zusätzlich zur Metallisierung und den Bondpads zur elektrischen Kontaktierung ist
die pn-Diode abgebildet. Die Vergrößerung (b) zeigt die Gestaltung und
Positionierung der Piezowiderstände sowie die hoch dotierten Kontaktbereiche
und die Kontaktöffnungen. Die Leiterbahnen haben eine Breite von 40 µm und die
quadratischen Kontaktöffnungen weisen eine Fläche von 30 × 30 µm² auf. Je nach
Chiptyp variieren die Membrangröße und die Positionen der Piezowiderstände
sowie der Kontaktöffnungen mit zugehöriger Metallisierung auf dem Chip, wobei
die relativen Abstände zu den Membranrändern gleich bleiben. Der Abstand
zwischen Metallisierung und Sensormembran beträgt bei den
Transversalwiderständen 30 µm und bei den Longitudinalwiderständen 50 µm.
Longitudinaler
Piezowiderstand
Kontaktöffung
Metallisierung
Membrankante
Transversaler
Piezowiderstand
Hoch dotierter
Kontaktbereich
Bondpads
Metallisierung
pn-Diode mit
Isolierung
Detail (b)
4 Erstes Sensordesign mit Vorderseitenkontaktierung 65
Diese Abstände sollten ausreichend groß sein, um den durch mechanischen Stress
induzierten Einfluss der Metallisierung auf das Ausgangssignal zu unterdrücken.
Damit sich alle Widerstandswerte gleichen, sind auch die Transversalwiderstände
durch einen hoch dotierten Kontaktbereich unterbrochen. Die pn-Diode auf dem
Chip, welche als Temperatursensor auf dem Chip eingesetzt werden kann, wird
mittels eines 30 µm breiten Grabens vom Substrat isoliert, um eine elektrische
Beeinflussung zu unterbinden. Die Tiefe des Grabens entspricht der
Membrandicke. Der Abstand der hoch dotierten Bereiche der Diode, die eine
Länge von 100 µm aufweist, beträgt 10 µm. Die aus den vier Piezowiderständen
bestehende Wheatstone-Brücke wird in offener Ausführung realisiert, um im
Rahmen der Charakterisierung das Messen der Einzelwiderstände zu ermöglichen.
4.2 Technologische Realisierung
In diesem Kapitel wird die technologische Realisierung der AeroMEMS-
Drucksensoren der ersten Generation beschrieben. Der Prozess setzt sich aus
Silizium-Planartechnolgie- und Bulk-Micromachining-Prozessschritten [4.5]
zusammen. Die schematische Abfolge der wichtigsten Prozessschritte ist in
Abbildung 4.2 dargestellt. Dabei wird zur Veranschaulichung ein Querschnitt
durch die Implantationsgebiete und die Sensormembran betrachtet. Der Bereich
der pn-Diode ist aufgrund der besseren Übersichtlichkeit nicht dargestellt. Um die
gewünschte Membrandicke von 3 µm mit ausreichender Uniformität über die
gesamte Waferfläche zu realisieren, werden SOI-Wafer ([4.6] – [4.8]) verwendet.
Die Dicke der vom vergrabenen Oxid (Burried Oxide → BOX) isolierten Silizium-
Schicht, die im Folgenden als „device-layer“ bezeichnet wird, entspricht der
Membrandicke. Da die SOI-Wafer durch das Bonden zweier Wafer aufeinander
und anschließendes Abschleifen und Polieren auf die gewünschte Dicke hergestellt
werden, beträgt die Toleranz für die Dicke der device-layer ± 0,5 µm. Um den
Aufwand bei der Strukturierung der Membran zu verringern, wird eine
Trägerwaferdicke (handle-Wafer) von 300 µm gewählt. Das BOX hat eine
Schichtdicke von 400 nm, um ausreichenden Ätzstopp zu gewährleisten. Sowohl
beim handle-Wafer als auch beim device-layer handelt es sich um (100)-n-Typ-
Material (Phosphor Dotierung) mit einem Scheibendurchmesser von 100 mm und
einem spezifischen Widerstand von 3 bis 5 Ω·cm.
66 Mikrosensor-Arrays für die experimentelle Strömungsmechanik A. Berns
a)
Ausgangsmaterial :
(100)-SOI-Wafer (n-Typ);
300 µm handle-Wafer;
3 µm device-layer;
400 nm BOX
b)
1. Trockenoxidation (SiO2,
beidseitig) bei 1000°C
2. Ionenimplantation der p+-,
n+- und Piezo-Gebiete und
RTA bei 1050°C
c)
3. Si3N4-LPCVD (Low-Pressure
Chemical Vapor Deposition)
bei 780°C (beidseitig)
4. Öffnung der Kontaktlöcher
d)
5. Sputtern der Al-
Metallisierung auf der
Vorderseite
6. Strukturierung der
Metallisierung und
Temperung bei 450°C
e)
7. Beidseitige Strukturierung
der Si3N4-Schicht
(nacheinander, Trockenätzen)
8. Beidseitige Strukturierung
der SiO2-Schicht (gleichzeitig,
nasschemisches Ätzen)
f)
9. Realisierung der
Membranen mittels DSE
(Deep Silicon Etch)
10. Belackung der Vorderseite
und Entfernung des BOX auf
der Membranrückseite
11. Vereinzelung der Chips
Si BOX SiO2 P+ Imp. Piezo Imp. Si3N4 AlSiCu
Abbildung 4.2 Schematisch dargestellte Prozessabfolge zur Herstellung der piezoresistiven
AeroMEMS-Drucksensoren der ersten Generation.
4 Erstes Sensordesign mit Vorderseitenkontaktierung 67
Es folgt eine Beschreibung der einzelnen Prozessschritte, die zur Herstellung der
Drucksensoren nötig sind.
1. Trockenoxidation
Die Prozessierung beginnt mit einer Trockenoxidation in einem Horizontalofen bei
1000°C, bei der eine etwa 100 nm dicke SiO2-Schicht beidseitig auf den Wafer
aufgewachsen wird. Diese Schicht dient als Streuoxid für die darauf folgenden
Implantationsschritte und bildet außerdem einen Teil der Passivierung, welche die
elektrische Isolation zwischen Metallisierung und Silizium-Substrat gewährleistet.
2. Ionenimplantation und RTA
Es folgen drei Ionenimplantationsschritte, bei denen neben den Piezowiderständen
und hoch dotierten p-Typ Kontaktbereichen auch die n-Typ Kontaktflächen der
Dioden realisiert werden. Tabelle 4.1 gibt Aufschluss über die in Kapitel 3.2
ermittelten bzw. verwendeten Implantations- und Temperungsparameter. Die
Verifizierung dieser Parameter durch experimentelle Untersuchungen folgt auf den
nächsten zwei Seiten.
Tabelle 4.1 Implantationsparameter zur Realisierung der Piezowiderstände, den hoch
dotierten Kontaktbereichen sowie den hoch dotierten n-Typ Bereichen für die
Diodenkontaktierung.
Dotierstoff Dosis Energie Temperatur Zeit
Parameter
Implantation [Element] [At/cm2] [keV] [°C] [Min]
Piezowiderstand Bor 6·1014 45 1050 0,25
P+-Kontaktbereich Bor 5·1015 60 1050 0,25
N+-Kontaktbereich
(pn-Diode) Phosphor 2,5·1015 110 1050 0,25
Die Temperung dient der Aktivierung der Dotierstoffe, also dem
diffusionsbedingten Einbau der Bor- bzw. Phosphor-Atome in das Silizium-
Kristallgitter, sowie der Ausheilung der durch den Ionenbeschuss entstehenden
Schäden am Kristallgitter. Um die Diffusion der Dotierstoffe auf ein Minimum zu
reduzieren, um möglichst flache Piezowiderstände zu realisieren, wird die
Temperung in einem RTA-Ofen unter Inertgasatmosphäre (Argon) durchgeführt.
Da die thermische Energie mittels leistungsstarker Halogenlampen erzeugt wird,
können die Wafer, welche sich einzeln auf einem thermisch isolierten
Graphitträger befinden, in wenigen Minuten auf Temperaturen oberhalb von
1000°C erhitzt werden. Das Aufheizen und vor allem das Abkühlen in
68 Mikrosensor-Arrays für die experimentelle Strömungsmechanik A. Berns
konventionellen Horizontal- oder Vertikalöfen, wie sie beispielsweise zum
Aufwachsen thermischer Siliziumdioxidschichten verwendet werden, nimmt
hingegen mehrere Stunden in Anspruch. Wie bereits kurz in Kapitel 3.2
geschildert, belegen verschiedene einschlägige Arbeiten die vollständige
Aktivierung von Bor-implantiertem Silizium durch den Einsatz von RTA bei
1050°C ([4.9] – [4.13]). Die dabei zum Einsatz kommenden Temperungszeiten
bewegen sich im Bereich von einer bis zu 30 Sekunden. Es ist jedoch nicht
nachweisbar, dass die Variation der Zeit in diesem Umfang einen signifikanten
Einfluss auf die Resultate hat.
In Arbeiten von Cohen et al. [4.14] sowie von Juang et al. [4.15] wird die
Realisierung flacher p+n-Übergänge mit verbesserten Eigenschaften durch die
zusätzliche Durchführung einer Vortemperung für zwei bzw. drei Stunden bei
600°C in Stickstoffatmosphäre beschrieben. Die Diffusion der implantierten
Dotieratome ist bei dieser vergleichsweise niedrigen Temperatur verschwindend
gering und hat somit keinen nennenswerten Einfluss auf die Tiefe der
implantierten Strukturen.
Um zu untersuchen, ob diese Resultate auf die hier benötigten Strukturen
übertragbar sind, werden unter Berücksichtigung der publizierten Ergebnisse
Voruntersuchungen zum Kurzzeit-Tempern bei drei verschiedenen Temperaturen
(950°C, 1050°C und 1100°C) durchgeführt und die Ergebnisse mit denen der
konventionellen Ofentemperung (30 Minuten bei 950°C) verglichen. Um diese
experimentelle Studie so praxisnah wie möglich zu gestalten, werden die
vollständigen Wheatstone-Brückenstrukturen in verschiedene Testwafer
implantiert und anschließend getempert. Als Auswertungsparameter dient der über
die Waferfläche gemittelte Brückenwiderstand. Bei vollständiger Aktivierung der
Bor-Ionen sollte dieser gegen einen bestimmten Wert konvergieren. Nicht
ausreichende Aktivierung würde hingegen einen höheren Brückenwiderstand zur
Folge haben.
Die Ergebnisse der Voruntersuchungen sind in Tabelle 4.2 aufgelistet und zeigen,
dass der Einsatz von Temperaturen ab 1050°C die vollständige Aktivierung der
implantierten Bor-Atome sicherstellt. Eine Verringerung des Brückenwiderstands
durch die Anwendung einer Vortemperung bei 600°C kann bei keiner der Proben
festgestellt werden und findet somit auch keine Anwendung bei der Prozessierung.
4 Erstes Sensordesign mit Vorderseitenkontaktierung 69
Tabelle 4.2 Ergebnis der experimentellen Voruntersuchung zur Temperung der implantierten
Piezowiderstände mittels RTA. Es werden drei verschiedene Temperaturen (950°C, 1050°C und
1100°C) jeweils mit und ohne Vortemperung mit der Ofentemperung bei 950°C verglichen.
Wafer-
Nr.
Temperatur
[°C]
Zeit
[s]
Vortemperung
(2 h bei 600°C)
Brückenwiderstand
[Ω]
Ofen_1 950 30 Min Nein 1950 ± 50
RTA_2 950 15 Ja
3420 ± 250
RTA_3 950 15 Nein
3440 ± 250
RTA_4 1050 15 Ja 2030 ± 50
RTA_5 1050 15 Nein 2040 ± 50
RTA_6 1100 1 Ja 2020 ± 50
RTA_7 1100 1 Nein
2030 ± 50
Die erzielten Ergebnisse sind schlüssig und stimmen gut mit den zitierten Arbeiten
überein. Aus diesen Gründen werden die SOI-Wafer 15 Sekunden lang bei 1050°C
getempert. Mittels des verwendeten RTA Systems wird eine Aufheizdauer von
Raumtemperatur auf 1050°C von 2,5 Minuten erreicht. Das Abkühlen bis auf
150°C, dass hauptsächlich durch die thermische Masse des Graphitträgers
bestimmt wird, hat einen exponentiellen Verlauf und nimmt etwa zwei Stunden in
Anspruch. Anschließend wird der Ofen geöffnet und der Wafer herausgenommen.
3. Abscheidung (LPCVD) einer Si3N4-Schicht
Um die Passivierung zu vervollständigen, wird mittels LPCVD (Low-Pressure
Chemical Vapor Deposition) bei 780°C eine ca. 45 nm dicke Siliziumnitrid-
Schicht beidseitig auf die Waferoberflächen abgeschieden. Dieser Prozess basiert
auf der Reaktion von Dichlorsilan (SiH2Cl2) mit Ammoniak (NH3).
Die Schichtdicken des Siliziumdioxids und –nitrids sind dabei so optimiert, dass
sich die durch unterschiedliche thermische Ausdehnungskoeffizienten induzierten
mechanischen Spannungen beider Schichten kompensieren [4.16].
Somit wird erreicht, dass sich etwaiger mechanischer Stress, der durch die
verschiedenen Passivierungsschichten generiert wird, nur minimal auf Offset- und
Ausgangssignal der Sensoren auswirkt.
4. Öffnung der Kontaktlöcher
Anschließend werden die Kontaktlöcher zu den hoch dotierten
Implantationsbereichen durch zwei aufeinander folgende Ätzprozesse geöffnet.
Das Siliziumnitrid wird in einem standardisierten Plasmaätzprozess (Reactive Ion
Etching → RIE [4.17]) unter Verwendung von SF6 strukturiert. Als Maskierung
70 Mikrosensor-Arrays für die experimentelle Strömungsmechanik A. Berns
dient eine Fotoresist-Schicht, welche auch für den darauf folgenden
nasschemischen Ätzprozessschritt verwendet wird. Bei diesem wird das noch
vorhandene Siliziumdioxid mittels gepufferter HF-Ätzmischung (Buffered Oxide
Etch → BOE) selektiv zum Silizium entfernt.
5. Metallisierung (Sputtern von AlSiCu)
Es folgt die Metallisierung mittels Kathodenzerstäubung (Sputtern), bei der eine
etwa 1 µm dicke AlSiCu-Schicht aufgebracht wird. Um sicherzustellen, dass ein
Metall-Halbleiter-Kontakt entsteht, wird vor der Metallabscheidung ein
Sputterätzprozess durchgeführt. Dies geschieht in derselben Vakuumkammer
unmittelbar vor der Abscheidung der AlSiCu-Schicht.
6. Strukturierung und Temperung der Metallisierung
Die nasschemische Strukturierung der Metallisierung erfolgt unter Verwendung
einer auf 40°C aufgeheizten Aluminium-Ätzlösung, bestehend aus Phosphorsäure
(85 %), Essigsäure (100 %), Salpetersäure (65 %) und Wasser. Das auf der
Waferoberfläche verbleibende Silizium wird anschließend mit einer Poly-Silizium-
Ätzlösung, bestehend aus konzentrierter Salpetersäure, Fluorwasserstoff (40 %)
und Wasser, entfernt. Nähere Informationen zu den genannten Ätzlösungen, sowie
deren Ätzraten und Selektivitätsverhalten sind bei Williams und Muller [4.18]
dokumentiert.
Um einen niederohmigen Ohm´schen Kontakt zwischen dem Silizium und dem
AlSiCu herzustellen, werden die Wafer bei 450°C 20 Minuten lang unter
Formiergasatmosphäre (1 slpm Wasserstoff + 9 slpm Stickstoff) getempert ([4.19]
– [4.21]). Abbildung 4.3 zeigt zwei REM Aufnahmen der fertig gestellten
Longitudinal- (a) bzw. Transversalwiderstände (b) mit den zugehörigen hoch
dotierten Kontaktbereichen und der AlSiCu-Metallisierung. Die Positionen der
schraffiert dargestellten Piezowiderstände bezüglich des Membranrands sind
anhand der weißen Linie erkennbar. Obwohl sich die Piezowiderstände
grundsätzlich unterscheiden, sind sie hinsichtlich ihrer Form bis auf die Faltung
bei den Longitudinalwiderständen weitgehend gleichartig realisiert, um gleiche
Widerstandswerte zu gewährleisten. Die Bilder zeigen außerdem die Lage der
Kontaktflächen und die trapezförmig strukturierte Passivierung, die bei beiden
Widerstandstypen die gleiche Form hat. Somit wird trotz des Schutzes der
implantierten Bereiche die Fläche der Passivierung auf der Sensormembran
minimiert, was neben der Optimierung der Schichtdicken ebenfalls zur
Minimierung des mechanischen Einflusses auf das Deformationsverhalten beiträgt.
4 Erstes Sensordesign mit Vorderseitenkontaktierung 71
a) Longitudinalwiderstand b) Transversalwiderstand
Abbildung 4.3 REM Aufnahmen der Implantationsbereiche mit Metallisierung und Passivierung.
Auf der linken Seite (a) ist das Gebiet eines gefalteten Longitudinalwiderstands dargestellt. Die
weiße Linie markiert die Position des Membranrands. Die trapezförmig strukturierte Passivierung
ist so gestaltet, dass lediglich die Piezowiderstände und hoch dotierten Bereiche bedeckt sind. Eine
der Kontaktflächen (30 × 30 µm²) ist durch die rot gepunktete Umrandung hervorgehoben. In
Bild (b) ist das Gebiet eines Transversalwiderstands dargestellt. Sowohl die Form der einzelnen
Implantationsbereiche, als auch die der Passivierung, sind bei Longitudinal- bzw.
Transversalwiderständen gleich.
7. und 8. Beidseitige Strukturierung der Passivierung
Vor der Strukturierung der Passivierung wird der Graben, welcher die pn-Diode
umgibt, geätzt. Dafür wird zunächst die Passivierung, wie bereits beim Öffnen der
Kontaktflächen, mittels Trockenätzens und nasschemischen Ätzens entfernt.
Anschließend folgt ein modifizierter RIE-Ätzprozessschritt, der sich durch sehr
geringe laterale Unterätzung auszeichnet. Das vergrabene Oxid dient als Ätzstopp
und ermöglicht außerdem aufgrund der deutlichen Farbänderung am Ätzboden die
einfache visuelle Kontrolle des Ätzergebnisses.
Die Strukturierung der Passivierung wird mittels RIE und nasschemischer
Entfernung des Oxids in BOE vorgenommen. Bei letzterem Prozessschritt werden
sowohl die Vorderseite als auch die Rückseite des Wafers gleichzeitig geätzt, was
im Vorfeld die Durchführung einer beidseitigen Lithographie erfordert.
9. Deep Silicon Etch (DSE) auf der Rückseite
Die Fotoresistmaske auf der Rückseite wird nicht entfernt, sondern dient als
Maskierung für den folgenden Silizium-Tiefenätzprozess (Bosch Prozess [4.22])
zur Strukturierung der Sensormembranen. Aus diesem Grund wird eine
Hoch dotiertes Si
Membranrand
Piezowiderstand
Membran
Rand der
Passivierung
AlSiCu
Kontaktfläche
72 Mikrosensor-Arrays für die experimentelle Strömungsmechanik A. Berns
Resistdicke von etwa 4,5 µm verwendet. Das frühzeitige Entfernen der
Membranpassivierung ist notwendig, da nach der Fertigstellung der Membranen
aufgrund der mechanischen Empfindlichkeit keine Lithographie mehr möglich ist.
Bei dem sogenannten Bosch Prozess handelt es sich um ein Trockenätzverfahren,
bei dem unter Einsatz verschiedener Ätz- und Passivierungsgase senkrechte
Strukturen im Silizium erzeugt werden. Detaillierte Informationen zum
Prozessmechanismus findet man bei Laermer et al. [4.23] sowie bei Walker [4.24].
Abbildung 4.4 zeigt den Querschliff eines Sensorchips mit einer 900 × 900 µm²
großen Membran. Die maximale Abweichung des Ätzwinkels von der
Senkrechten, auch als „Taper“ bezeichnet, beträgt weniger als 0,5°, was einer
Verbreiterung der Grube von etwa 5 µm entspricht. Die Realisierung der 3 µm
dicken Membran ist durch die Verwendung der vergrabenen Oxidschicht des SOI-
Wafers als Ätzstopp möglich. Da die auf dem Wafer vorhandenen
Membrangrößen von 500 × 500 µm², 700 × 700 µm² und 900 × 900 µm² sehr
ähnlich sind und das Aspektverhältnis bei allen drei Größen weniger als eins
beträgt, treten erwartungsgemäß keine unterschiedlichen Ätzraten (Aspect Ratio
Dependent Etching (Rate) → ARDE [4.25]) bei der Strukturierung der
verschiedenen Membrangrößen auf.
10. Entfernung des BOX
Aufgrund der mechanischen Verspannung der Membranen durch die vergrabene
Oxidschicht, muss diese anschließend mittels BOE entfernt werden.
Abbildung 4.4 Querschliff einer mittels Bosch Prozess geätzten Silizium Membran. Die
Membran hat eine Dicke von 3 µm und eine Größe von 900 × 900 µm². Der Taper beträgt weniger
als 0,5°. Das vergrabene Oxid des SOI-Wafers dient als Ätzstopp und ist bei dieser Membran
bereits entfernt worden.
Um die Sensoren einerseits vor Verunreinigung durch Sägestaub zu schützen,
andererseits aber auch mechanisch zu stabilisieren, werden die Wafer vor dem
abschließenden Sägeprozess vorderseitig mit Fotoresist bedeckt.
11. Vereinzelung der Sensorchips
Si-Membran (3µm)
900 µm ± 5µm
4 Erstes Sensordesign mit Vorderseitenkontaktierung 73
Die Wafer werden unter Verwendung einer Klebefolie fixiert und mit einer
Wafersäge zerteilt. Bei diesem Trennschleifprozess kommen diamantbesetzte
„Sägeblätter“ (Trennscheiben) mit einer Breite von 30 µm zum Einsatz. Die zum
Schutz der Membranen aufgebrachte Fotoresist-Schicht wird anschließend in zwei
erhitzten Acetonbädern und einer abschießenden Reinigung in Ethanol entfernt.
Abbildung 4.5 zeigt einen fertig gestellten AeroMEMS-Drucksensorchip mit einer
Membrangröße von 900 × 900 µm². Wegen der Beleuchtung erscheint die 3 µm
dicke Silizium-Membran auf dem Foto durchsichtig. Bondpads und Leiterbahnen
haben angesichts der „Rauigkeit“ des AlSiCu eine silbrig matte Oberfläche. Die
Bereiche der Piezowiderstände sind ebenso wie die Position der pn-Diode
gekennzeichnet. Der isolierende Graben, der die Diode umgibt, hat aufgrund des
vergrabenen Oxids eine bläuliche Farbe. Der Chip hat eine Größe von
2,5 × 4,5 mm².
Abbildung 4.5 Foto eines fertig prozessierten Drucksensorchips mit einer Membrangröße von
900 × 900 µm². Der Chip hat eine Größe von 2,5 × 4,5 mm². Neben den Bondpads und
Leiterbahnen ist die integrierte pn-Diode mit dem sie umgebenden Isolationsgraben sichtbar (das
vergrabene Oxid hat eine lila Färbung).
Um herauszufinden welche Tiefe die implantierten Piezowiderstände aufweisen,
werden verschiedene Proben anhand der „Staining“-Technik analysiert.
4.2.1 Untersuchung der Piezowiderstände mittels „Staining“
Eine Möglichkeit zur Charakterisierung der pn-Übergangstiefe in Silizium besteht
darin, einen Schrägschliff der Probe anzufertigen und die Oberfläche unter
AlSiCu Bondpad und Leiterbahn
pn-Diode (isoliert)
Si-Membran (3 µm)
74 Mikrosensor-Arrays für die experimentelle Strömungsmechanik A. Berns
Verwendung einer bestimmten Lösung anzuätzen ([4.26] [4.27]). Dabei wird eine
sogenannte „staining“-Ätzlösung, bei der es sich um eine Mischung aus Fluss- und
Salpetersäure handelt, verwendet.
Abbildung 4.6 Bestimmung der Tiefe Xj einer p-Silizium-Dotierschicht durch Schrägschliff,
Anätzen und optisches Ausmessen nach der Beziehung Xj = l sin α [4.26].
Wird die mit dieser Ätzlösung benetzte Probe einige Minuten lang starker
Beleuchtung ausgesetzt, erscheint die p-dotierte Seite des pn-Übergangs dunkler
getönt als der n-dotierte Bereich. Da die Tiefe der implantierten Schicht oft
weniger als ein Mikrometer beträgt, wird die Probe schräg angeschliffen, so dass
ein Querschnitt mit größerer Oberfläche zur besseren optischen Untersuchung
entsteht.
Angesichts des direkten Einflusses der Piezowiderstandstiefe auf die
Sensorempfindlichkeit wird das Staining angewendet, um die in Kapitel 3.2
durchgeführten SUPREM-Simulationen zu verifizieren. Abbildung 4.7 zeigt ein
Foto einer auf die zuvor beschriebene Weise präparierten Probe. Es wird ein
gefalteter Longitudinalwiderstand untersucht, der in die 3 µm dicke device-layer
implantiert wurde. Die Probe wurde unter einem Winkel von 15° angeschliffen, so
dass die Piezowiderstände und die device-layer, welche durch das BOX vom
handle-Wafer isoliert wird, breiter erscheinen. Die optische Vermessung der
Piezowiderstände bei einer 1000-fachen Vergrößerung liefert eine laterale
Ausdehnung von 5 µm und eine Tiefe von etwa 0,3 µm. Letzteres Ergebnis stimmt
sehr gut mit der mittels SUPREM bestimmten pn-Übergangstiefe überein.
4 Erstes Sensordesign mit Vorderseitenkontaktierung 75
Abbildung 4.7 Foto einer mittels „Staining“ preparierten Querschliffprobe zur Visualisierung der
Piezowiderstände. Die Probe wurde unter einem Winkel von 15° angeschliffen, um die
Schichtdicken optisch breiter erscheinen zu lassen.
Um die Verifizierung des Piezowiderstandsdesigns abzuschließen, wird aus dem
gemessenen elektrischen Widerstand von ca. 2 kΩ (die Messung erfolgte vor dem
Einbetten der Proben) und dessen geometrischen Abmessungen (Breite: 5 µm,
Tiefe: 0,3 µm, Länge: 50 µm) der mittlere spezifische Widerstand berechnet. Es
gilt folgender Zusammenhang zwischen den genannten Größen:
cm
m
mmk
l
btR
tb
l
RΩ⋅=
⋅
⋅
Ω
=
⋅
⋅
=⇔
⋅
⋅= −3
106
50
53,02
µ
µ
µ
ρρ
(4.1)
Nach Gleichung (4.1) beträgt der mittlere spezifische elektrische Widerstand der
Piezogebiete 6·10-3 Ωcm. Der zugehörige Wert der Dotierungsdichte bei Bor-
Implantation beträgt gemäß Literatur, laut Tufte et al. [4.28] etwa
1,5·1019 Atome/cm3, was einem realen k-Faktor von 84 entspricht.
In Kapitel 3.2 wird nach Vorgabe des k-Faktors von 85 im weiteren Verlauf eine
Dotierungsdichte von etwa 1·1019 Atome/cm3 angestrebt. Darauf aufbauend
wurden letztlich die Implantationsparameter mittels SUPREM ermittelt. Das
Ergebnis von Gleichung (4.1) zeigt, dass der ermittelte k-Faktor und die
Widerstandstiefe äußerst gut mit den zuvor theoretisch bestimmten Werten
übereinstimmen, was durch die gute Übereinstimmung der mittels Simulation
berechneten Empfindlichkeiten bestätigt wird.
3 µm
BOX
Piezowiderstände
76 Mikrosensor-Arrays für die experimentelle Strömungsmechanik A. Berns
4.3 Messtechnische Charakterisierung
Die messtechnische Charakterisierung der AeroMEMS-Drucksensorchips umfasst
verschiedene Aspekte, die im Vergleich zur Charakterisierung herkömmlicher
Sensoren ungewöhnlich erscheinen. Der wesentliche Grund dafür ist die extrem
geringe Dicke der Sensormembran und die damit verbundenen Empfindlichkeits-
und Linearitätsstreuungen nach der technologischen Realisierung. Die vom
Waferhersteller angegebene Toleranz der Dicke der device-layer beträgt ± 0,5 µm.
Da diese umgekehrt proportional quadratisch in die Empfindlichkeit eingeht,
können herstellungsbedingte Streuungen von ca. ± 16 % auftreten. Darüber hinaus
hat der Ätzprozesses zur Realisierung der Membranen signifikante Auswirkungen
auf die Linearität und die Empfindlichkeit, da diese Kenngrößen ebenfalls
maßgeblich von der Lage der Membranränder in Bezug zu den Piezowiderständen
beeinflusst werden. Da kein Verfahren bekannt ist, um die Funktion der Chips
durch optische Kontrolle hinreichend zu bewerten und elektrische
Probermessungen am Wafer vor der Vereinzelung der Chips keine zuverlässigen
Ergebnisse liefern, ist es notwendig, jeden einzelnen Sensorchip einer
umfangreichen messtechnischen Charakterisierung zu unterziehen. Dabei werden
die folgenden Messgrößen ermittelt:
• Offsetspannung
• Ausgangssignalkennlinie in Abhängigkeit vom angelegten Differenzdruck
o Empfindlichkeit
o Nichtlinearität
o Hysterese/ Nullpunktstabilität
• Temperaturabhängigkeit der Offsetspannung (TKO)
• Temperaturabhängigkeit der Empfindlichkeit (TKS)
• Drift der Offsetspannung bei konstanter Temperatur innerhalb von 24
Stunden
• Temperaturkennlinie der pn-Diode (Ausgangsspannung bei Stromspeisung)
4.3.1 Entwicklung einer Messumgebung für die Kalibrierung
Die zuverlässige Erfassung der genannten Messgrößen ist nur in einer
entsprechenden Messumgebung möglich, in der sowohl Druck als auch
Temperatur unter Einhaltung enger Toleranzen geregelt werden können.
4 Erstes Sensordesign mit Vorderseitenkontaktierung 77
Abbildung 4.8 zeigt eine schematische Darstellung des hier verwendeten
Messsystems, welches über einen PC mit der Software LABVIEW gesteuert wird.
Abbildung 4.8 Schematische Darstellung der Geräteanordnung zur messtechnischen
Charakterisierung der Sensoren. Herzstück des Systems ist die Messbox, welche die elektrische
Verbindung zu den Sensoren ermöglicht und Kalibrier- sowie Referenzdruck (gestrichelt
dargestellt) an Vorder- und Rückseite der Sensorchips weiterleitet. Das System wird über einen PC
mit der Software LABVIEW gesteuert. Die Sensoren werden mit einer externen Spannungsquelle
mit einem Volt versorgt. Die Dioden und der Temperaturmesswiderstand (Pt-1000) werden mittels
Stromquellen mit 100 µA gespeist. Das Auslesen der Sensorsignale erfolgt mit Hilfe eines
einkanaligen Multimeters mit integriertem Multiplexer. Die Daten werden durch LABVIEW
verwaltet und in einer Datei gespeichert.
Die wesentliche Problematik besteht darin, die Sensorchips einerseits elektrisch zu
kontaktieren und andererseits die Zuführung des Kalibrierdrucks auf nur einer
Seite der Chips zu gewährleisten, ohne dabei mechanische Spannungen auf die
Chips zu übertragen. Darüber hinaus dürfen die Sensoren während dieser Prozedur
weder beschädigt, noch in irgendeiner anderen Weise irreversibel verändert
werden. Die Lösung dieser Probleme besteht in der Verwendung eines
acetonlöslichen Klebers, mit dem die Chips auf einer zu diesem Zweck
entwickelten Messplatine (Abbildung 4.9) druckdicht fixiert werden.
Temperaturschrank
Messbox:
Drucksensoren
Dioden
Pt-1000
Druckregler
PCS-400
Multimeter
mit
Multiplexer
Spannungs-
und
Stromquelle
PC
Labview-
steuerung
78 Mikrosensor-Arrays für die experimentelle Strömungsmechanik A. Berns
Abbildung 4.9 Foto einer mit insgesamt neun Sensoren bestückten Messplatine für die
Sensorkalibrierung. Die Sensorchips werden mit acetonlöslichem Kleber (Fotoresist) mittig auf die
Bohrungen geklebt, um die Druckkalibrierung zu ermöglichen. Die elektrische Kontaktierung auf
der Vorderseite wird durch Gold-Drahtbonden realisiert. Die Rückseite der Platine verfügt über
Lötpads, an die entsprechende Signalleitungen angelötet werden.
Die Platine verfügt über Druckbohrungen und Durchkontaktierungen, um
einerseits die Zuführung eines Kalibrierdrucks auf der Vorderseite zu ermöglichen
und andererseits die Weiterleitung des Stroms über die elektrischen Verbindungen
zu gewährleisten. Die Schnittstelle für Kalibrierdruck und elektrische Signale wird
in Form einer dafür konstruierten Messbox realisiert. Abbildung 4.10 zeigt die 3D-
Konstruktion der Messbox in Form einer Explosionsansicht (a) und in einer
Schnittdarstellung (b).
Die Messplatine (halbtransparent grün zwischen Ober- und Unterseite dargestellt)
wird in der Messbox platziert und fungiert dabei als Trennung zwischen der
oberen und unteren Druckkammer (in der Schnittdarstellung sichtbar). Der
Kalibrierdruck wird über einen entsprechenden Anschluss auf der Oberseite
angelegt. Der seitlich angebrachte Referenzdruckanschluss im unteren Bereich der
Messbox dient zur Realisierung eines geschlossenen Regelsystems, welches
unempfindlich gegenüber äußeren, plötzlich auftretenden Druckschwankungen ist.
4 Erstes Sensordesign mit Vorderseitenkontaktierung 79
Die Dichtigkeit zwischen Messplatine und der oberen und unteren Messbox-
Druckkammer wird durch die Verwendung zweier O-Ring-Dichtungen
sichergestellt, die in dafür vorgesehenen Nuten platziert werden. Die elektrischen
Signale werden über eine weitere Platine, die mit den entsprechenden
Durchkontaktierungen versehen ist und die in das dafür vorgesehene Fenster
eingeklebt wird, nach außen geführt.
a) 3D-Konstruktion der Messbox b) Schnittdarstellung
Abbildung 4.10 3D-Konstruktionsdarstellung der Messbox für die Sensorkalibrierung. Die Box
hat eine Grundfläche von 90 × 60 mm² und eine Gesamthöhe von 70 mm. Die Messplatine
(40 × 70 mm²) wird - durch O-Ringe abgedichtet - zwischen Ober- und Unterteil platziert. Der
untere Teil ist mit einem Durchbruch versehen, in den eine weitere Platine zur Herstellung der
elektrischen Schnittstelle nach außen geklebt wird.
Die Messbox wird aus einer Standard-Aluminiumlegierung hergestellt, was nicht
nur aufgrund der guten Verarbeitungsfähigkeit des Materials eine gute Wahl
darstellt. Aluminium verfügt darüber hinaus über eine sehr hohe
Wärmeleitfähigkeit von λ = 220 W/(m·K) und eine relativ hohe spezifische
Wärmekapazität von c = 0,896 kJ/(kg·K) [4.29]. Diese Eigenschaften fördern zum
einen das schnelle Aufheizen bzw. Abkühlen der Messbox, zum anderen wird eine
80 Mikrosensor-Arrays für die experimentelle Strömungsmechanik A. Berns
hohe Dämpfung der Temperaturschwankungen durch die große thermische Masse
erreicht.
4.3.2 Sensorkalibrierung
Die Sensorkalibrierung wird in einem Temperaturschrank unter Verwendung der
beschriebenen Messbox und verschiedener Messgeräte durchgeführt. Die
Steuerung des Systems erfolgt mit LABVIEW, wobei die einzelnen Geräte über
eine PXI-Bus-Schnittstelle mit dem PC verbunden sind. Tabelle 4.3 gibt Auskunft
über die verwendeten Geräte sowie deren Typ und Funktion. Die Druckregelung
erfolgt anhand eines Präzisions-Druckkontrollers, mit dem in einem Regelbereich
von ± 25 kPa eine Genauigkeit von 0,25 Pa erreicht wird. Zur Messung und
Steuerung der Temperatur wird ein Platin-Temperaturmesswiderstand innerhalb
der Messbox untergebracht. Die Temperaturdrift wärend eines Kalibrierzyklusses
beträgt weniger als 0,1 K.
Tabelle 4.3 Auflistung der bei der Sensorkalibrierung verwendeten Geräte. Das Messsystem
wird durch LABVIEW über einen PC gesteuert, wobei die einzelnen Geräte mit einem PXI-Bus-
System mit dem Computer verbunden sind.
Bezeichnung Typ Funktion
PC Pentium 4 Labviewsteuerung des Messsystems
Temperaturschrank Heraeus VMT07/64 Einstellung der Kalibriertemperatur
Druckregler MENSOR-PCS-400 Bereitstellung des Kalibrierdrucks
Spannungsquelle Keithley Modell 230 Spannungsversorgung der Sensoren
Stromquelle Keithley Modell 220 Stromversorgung der Dioden und des
Pt-1000
Multimeter Keithley Modell 2700 Erfassung der Sensorsignale
Multiplexer Keithley Modell 7700 Bereitstellung der Eingangskanäle
Abbildung 4.11 zeigt ein Foto des Messaufbaus im Inneren des
Temperaturschranks. Um den Durchsatz bei den Kalibrierungen zu erhöhen,
werden zwei baugleiche Messboxen verwendet, die mit parallelen
Druckanschlüssen ausgestattet sind. Auf diese Weise lassen sich im Rahmen einer
Kalibrier- und Stabilitätsmessung insgesamt 18 Sensoren parallel charakterisieren.
Für die Signalübertragung werden paarweise verdrillte und geschirmte Leitungen
verwendet, die von außen an die Durchführungsplatinen gelötet werden.
Druckschläuche und Kabel werden über eine thermisch abgedichtete Öffnung im
Temperaturschrank herausgeführt und an die externen Geräte angeschlossen. Die
4 Erstes Sensordesign mit Vorderseitenkontaktierung 81
Dichtigkeit des Systems wird vor jeder Messung mit Hilfe des Druckreglers
kontrolliert.
Abbildung 4.11 Foto der Messboxen im Inneren des Temperaturschranks. Kalibrier- und
Referenzdruckanschlüsse sind parallel an die beiden Messboxen angeschlossen.
Der Messablauf für die Kalibrierung gliedert sich in zwei wesentliche Schritte:
• Einregeln der gewünschten Temperatur
• Druckkalibrierung unter Konstanthaltung der Temperatur
Die gewünschte Kalibriertemperatur wird über den schrankinternen
Temperaturregler vorgegeben. Nach erreichen dieser Temperatur folgt eine
Wartezeit von etwa einer Stunde, um eine gleichmäßige Temperaturverteilung
innerhalb der Kammer und der Messboxen herzustellen. Zur Kontrolle wird in
regelmäßigen Abständen der Pt-1000 im Inneren einer der Boxen gemessen und
der so ermittelte Temperaturwert mit dem vorherigen Wert verglichen. Liegt die
Differenz bei einem Zeitintervall von fünf Minuten unterhalb von 0,05 Kelvin,
beginnt die eigentliche Druckkalibrierung. Dabei wird der jeweilige Kalibrierdruck
über den Druckregler an die Messboxen verteilt, wobei ebenfalls eine sich laufend
wiederholende interne Messung der Druckschwankung stattfindet, um eine
Genauigkeit von 0,25 Pa zu erreichen. Liegt ein stabiler Kalibrierdruck an, werden
die Ausgangsspannungen der Sensoren mittels Multiplexer und Multimeter der
Reihe nach erfasst und zusammen mit den Temperatur- und Druckdaten
Durchführun
g
s
p
latine
Platine mit
Druck-
Sensoren
O-Rin
g
e
Referenzdruck-
anschluss
Kalibrierdruck-
anschluss
Deckel
82 Mikrosensor-Arrays für die experimentelle Strömungsmechanik A. Berns
gespeichert. Diese Vorgänge werden so lange wiederholt, bis die Messungen bei
allen gewünschten Temperaturen abgeschlossen sind. Der zeitliche
Gesamtaufwand für die Kalibrierung unter Verwendung von sechs
Temperaturschritten zwischen 15°C und 40°C beträgt bei 18 Sensoren etwa 10
Stunden. Diese eingeschränkte Temperaturspanne ist angesichts der geplanten
Verwendung der Sensoren ausreichend.
Abbildung 4.12 Kalibrierdaten der drei verschiedenen Sensortypen: Ausgangsspannungen der
Sensoren über dem jeweils angelegten Differenzdruck. In den jeweiligen Messbereichen von
± 200 Pa, ± 500 Pa und ± 1 kPa haben die verschiedenen Sensortypen Empfindlichkeiten von etwa
12 µV/(V·Pa) (Kurve 1), 7 µV/(V·Pa) (Kurve 2) und 3 µV/(V·Pa) (Kurve 3). Die Nichtlinearitäten
liegen in den jeweiligen Messbereichen unterhalb eines Prozents. Die Streuungen der
Kalibrierdaten werden durch die unterschiedlichen Membrandicken und die Abweichungen der
Membrangrößen durch den Ätzprozess verursacht. Die Streubalken veranschaulichen die Streuung
der gemessenen Ausgangssignale. Um aussagekräftige Daten zu erhalten, wurden je Sensortyp 50
Chips kalibriert. Die durchgezogene Linie entspricht der mittleren Empfindlichkeit aller
gemessenen Sensoren des jeweiligen Typs. Die gestrichelten Linien zeigen die mittles FEM
berechneten Sensorausgangssignale (siehe Kapitel 3.3).
4 Erstes Sensordesign mit Vorderseitenkontaktierung 83
Die verschiedenen Sensortypen werden gruppiert und in unterschiedlichen
Messbereichen charakterisiert. Abbildung 4.12 enthält Kalibrierdaten der drei
Sensortypen (Kurve 1: 900 × 900 µm² Membran; Kurve 2: 700 × 700 µm²
Membran; Kurve 3: 500 × 500 µm² Membran). Zur Ermittlung der Streubalken
werden je Sensortyp die Kalibrierdaten von 50 verschiedenen Chips verwendet.
Dabei werden allerdings ausschließlich Sensoren berücksichtigt, deren
Nichtlinearität in den betrachteten Messbereichen unterhalb von einem Prozent
liegt. Die Streubalken geben die minimal und maximal gemessene Empfindlichkeit
einzelner Sensoren an. Somit liegen die gemessenen Empfindlichkeiten aller
durchgeführten Messungen innerhalb dieser Bereiche. Die mittleren
Empfindlichkeiten der drei verschiedenen Sensortypen, welche sich jeweils aus
dem arithmetischen Mittel aller gemessenen Empfindlichkeiten des
entsprechenden Sensortyps ergeben, belaufen sich auf etwa 12 µV/(V·Pa)
(Kurve 1), 7 µV/(V·Pa) (Kurve 2) und 3 µV/(V·Pa) (Kurve 3) in zugehörigen
Messbereichen von jeweils ± 200 Pa, ± 500 Pa und ± 1 kPa. Die maximalen
Druckauflösungen betragen jeweils 0,5 Pa, 1 Pa und 2 Pa. Die durchgezogenen
Linien repräsentieren Messdaten von Sensoren, deren Empfindlichkeiten dem
arithmetischen Mittelwert aller gemessenen Chips des jeweiligen Typs
entsprechen. Die gestrichelten Linien zeigen die aus der FEM-Simulation
resultierenden Ausgangsspannungen in Abhängigkeit vom Kalibrierdruck. Die
Brückenwiderstände der Sensoren und damit auch die Einzelwiderstände betragen
im arithmetischen Mittel 2050 Ω, wobei die Streuungen über der Waferoberfläche
bei etwa ± 50 Ω liegen.
Die Temperaturabhängigkeit des Ausgangssignals wird in einem Bereich zwischen
15°C und 40°C bestimmt, um bei Bedarf eine Kompensation vorzunehmen.
Hierfür ist es notwendig, den Temperatureinfluss auf das Ausgangssignal zu
quantifizieren. Die Temperaturabhängigkeit der Offsetspannung (TKO) der
gemessenen Sensoren beträgt im arithmetischen Mittel − 0,07 %/K, und der
gemittelte Temperaturkoeffizient der Empfindlichkeit (TKS) beträgt − 0,18 %/K.
Dabei werden die Werte in Prozent auf das Ausgangssignal des jeweiligen
Messbereichs (Full Scale Output → FSO) bezogen.
Um abschätzen zu können, ob die Sensoren im Betrieb stabil und zuverlässig
arbeiten, werden neben der Druck- und Temperaturkalibrierung zusätzlich
Stabilitätsmessungen durchgeführt. Diese finden unmittelbar vor der jeweiligen
Kalibrierung statt. Somit ist sichergestellt, dass die Sensoren vor der Kalibrierung
84 Mikrosensor-Arrays für die experimentelle Strömungsmechanik A. Berns
mehrere Stunden unter Spannungsversorgung stehen. Auf diese Weise werden
mögliche „Einlaufvorgänge“ während der Kalibrierung vermieden. Die
Messungen finden bei 25°C und einem geregelten Differenzdruck von null Pascal
statt. Nach einer Einlaufzeit von drei Stunden beginnt die eigentliche
Stabilitätsmessung. Dabei werden die Offsetspannungen der Sensoren über einen
Zeitraum von 24 Stunden in Intervallen von 30 Sekunden gemessen.
Abbildung 4.13 zeigt den Verlauf einer beispielhaften Stabilitätsmessung von
insgesamt neun Sensoren. Die Änderung der Ausgangsspannung bei einem Volt
Versorgungsspannung ist in Mikrovolt über der Zeit in Stunden aufgetragen.
Abbildung 4.13 Stabilitätsmessung von neun Sensoren bei 25°C und einem Differenzdruck von
null Pascal. Nach drei Stunden Einlaufzeit werden alle 30 Sekunden für einen Zeitraum von 24
Stunden die Ausgangsspannungen der Sensoren gemessen. Die Linien bei ± 10 µV geben die
Grenwerte für die zulässigen Driftspannungen an. Bei dieser beispielhaften Messung überschreitet
lediglich ein Sensor (Ch.9) die untere Grenze von – 10 µV.
Die in grün eingezeichneten Linien bei ± 10 µV markieren die geforderten
Grenzwerte bezüglich der Driftspannung. In dieser Messung wird der untere
Grenzwert von nur einem Sensor (Ch.9) überschritten. Die Schwankungen der
einzelnen Ausgangsspannungen sind auf verschiedene Einflussgrößen
zurückzuführen. Dabei handelt es sich bei den externen Faktoren um Druck-,
Temperatur- und Versorgungsspannungsschwankungen.
4 Erstes Sensordesign mit Vorderseitenkontaktierung 85
4.3.3 Charakterisierung der pn-Dioden
Eine charakteristische Eigenschaft eines jeden pn-Übergangs ist der negative
Temperaturkoeffizient der Durchlassspannung. Er beträgt für Silizium-Dioden
etwa -2 mV/K und ist über einen relativ weiten Temperaturbereich annähernd
konstant. Diese Eigenschaft lässt sich dazu verwenden, eine Diode als
Temperatursensor einzusetzen. Detaillierte Informationen zu den physikalischen
Grundlagen und den dahinter stehenden Mechanismen lassen sich in der Literatur
([4.30] [4.31]) nachschlagen. Abbildung 4.14 zeigt die Strom-Spannungs-
Kennlinie einer der realisierten pn-Dioden bei einer Temperatur von 21°C.
-500
0
500
1000
1500
2000
2500
3000
-100 100 300 500 700 900
Diodenspannung [mV]
Speisestrom [µA]
Abbildung 4.14 Charakteristische Strom-Spannungs-Kennlinie einer pn-Halbleiterdiode. Der
Strom nimmt in Durchlassrichtung ab etwa 700 mV stark mit der Spannung zu. Die
Durchbruchspannung beträgt ca. -80 Volt.
Wird die Diode als Temperatursensor betrieben, arbeitet man mit einer konstanten
Stromspeisung und misst die Ausgangsspannung, welche linear mit der
Temperatur abnimmt. Zur Kalibrierung als auch im Betrieb werden die Dioden mit
einem Speisestrom von 100 µA in Durchlassrichtung betrieben. Der Strom wird
bewusst sehr klein gewählt, um Eigenerwärmung zu vermeiden. Abbildung 4.15
Spannungsdurchbruch
bei etwa -80 V
(andere Skalierung im
negativen Bereich)
86 Mikrosensor-Arrays für die experimentelle Strömungsmechanik A. Berns
zeigt die Spannungs-Temperatur-Kennlinie einer Diode in einem
Temperaturbereich zwischen 15°C und 40°C.
732,2
723,7
715,2
708,2
700,0
691,4
680
690
700
710
720
730
740
15 20 25 30 35 40
Temperatur [°C]
Ausgangsspannung [mV
]
U_Diode bei I_konst.=0,1mA
Abbildung 4.15 Ausgangsspannung einer pn-Diode in Abhängigkeit von der Temperatur bei
einem Speisestrom von 100 µA. Der Temperaturkoeffizient der Ausgangsspannung beträgt etwa
−1,8 mV/K.
Nachdem die Dioden einmal kalibriert wurden, können sie zur Messung der
absoluten Temperatur eingesetzt werden. Obwohl der Messbereich durch die
Eigenschaften des pn-Übergangs eingeschränkt ist, haben Dioden einige
wesentliche Vorteile gegenüber anderen Temperatursensoren, wie beispielsweise
Temperaturmesswiderständen oder Thermoelementen. Neben der miniaturisierten
Größe und der damit verbundenen Möglichkeit zur Integration in einen Sensorchip
haben pn-Dioden durch ihr extrem kleines Volumen und die Lage an der
Chipoberfläche eine sehr kurze Ansprechzeit.
4.3.4 Resonanzfrequenzmessungen
Die Bestimmung der mechanischen Resonanzfrequenzen der verschiedenen
Sensormembranen liefert wichtige Informationen über das dynamische
Sensorverhalten. Dabei sollte die Eigenfrequenz der Membran wenigstens doppelt
so groß wie die höchsten zu erwartenden Strömungsfrequenzen sein. Eine einfache
4 Erstes Sensordesign mit Vorderseitenkontaktierung 87
und effektive Methode zur Bestimmung der mechanischen Resonanzfrequenz
eines Systems ist dessen Anregung durch einen breitbandigen Impuls. Aufgrund
der Masse des Systems wird eine Schwingung angeregt, die sich im Fall der
Drucksensormembran mit Hilfe der Piezowiderstände messen lässt.
Voraussetzungen dafür sind, dass zum einen der Anregungsimpuls höhere
Frequenzen als die anzuregende Resonanzfrequenz beinhaltet, und zum anderen
die Dämpfung der Schwingung nicht zu stark ausgeprägt ist. Ein gutes Beispiel für
diese Art der Frequenzbestimmung stellt die dynamische Charakterisierung eines
Oberflächenzaunsensors von Schiffer et al. [4.16] dar. Obwohl in dieser Arbeit die
auftretenden Frequenzen mit ca. 3 kHz mindestens eine Größenordnung kleiner
sind als die hier erwarteten und es sich bei dem Oberflächenzaunsensor um eine
Art Biegebalken handelt, sollte die Impulsmethode auch für
Drucksensormembranen verlässliche Ergebnisse liefern.
Zur Messung werden die Chips mit Fotoresist (AZ1514) auf TO8-Standardsockel
geklebt und mittels Au-Drahtbonden kontaktiert. Die Druckröhrchen des Sockels
werden entfernt und das Gehäuse wird mit einer Nickel-Kappe verschlossen. Das
Brückenausgangssignal des zu untersuchenden Chips wird mittels Oszilloscope
beobachtet und gespeichert. Der mechanische Impuls wird unter Verwendung
eines Metallstabs auf den Sockel übertragen. Ein beispielhaftes Ergebnis ist in
Abbildung 4.16 dargestellt. Bei den Graphen handelt es sich um Oszilloscope-
Plots, wie sie bei der Messung einer Membran mit einer Größe von 900 ×900 µm²
zu beobachten sind. In Bild a) ist die vollständige abklingende Oszillation
dargestellt. Aufgrund der starken Dämpfung beträgt die Schwingungsdauer etwa
nur drei Millisekunden. Der vergrößerte Ausschnitt in Bild b) zeigt jedoch, dass
eine Bestimmung der Frequenz durchaus möglich ist. Die Eigenfrequenz der
gemessenen Membran beträgt etwa 45 kHz.
88 Mikrosensor-Arrays für die experimentelle Strömungsmechanik A. Berns
a) Plot der abklingenden Schwingung b) Detaildarstellung der Oszillation
Abbildung 4.16 Ergebnis der Resonanzfrequenzmessung bei einer Sensormembran mit einer
Größe von 900 ×900 µm². Im linken Bild a) ist die abklingende Schwingung dargestellt, das rechte
Bild b) zeigt einen vergrößerten Ausschnitt mit einer Frequenz von etwa 45 kHz.
Im Verlauf der Messungen hat sich herausgestellt, dass die Charakterisierung der
kleinsten Membran (500 × 500 µm²) lediglich ungenügende Ergebnisse liefert. Die
Gründe dafür sind einerseits die starke Dämpfung und andererseits die
Schwingungsanregung selbst. Wahrscheinlich ist der übertragene Impuls nicht
breitbandig genug, um eine zuverlässige Anregung der Eigenfrequenz zu
gewährleisten. Die Messungen zeigen jedoch in fast allen Fällen Frequenzen
oberhalb von 100 kHz, was unter Berücksichtigung der Eigenfrequenzen der
beiden anderen Membrangrößen sowie der Simulationsergebnisse plausibel
erscheint. Die Ergebnisse der Messungen und eine Übersicht der simulierten
Resonanzfrequenzen sind in Tabelle 4.4 zusammengestellt. Die gemessenen
Resonanzfrequenzen liegen bei 45 kHz (900 × 900 µm²), 65 kHz (700 × 700 µm²)
und oberhalb von 100 kHz (500 × 500 µm²). Diese Ergebnisse bestätigen die
Einsetzbarkeit der Sensoren in einem dynamischen Messbereich mit Frequenzen
bis zu mindestens 20 kHz.
Tabelle 4.4 Vergleich zwischen simulierten und gemessenen Resonanzfrequenzen der drei
verschiedenen Sensortypen.
Membrankantenlänge 900 µm 700 µm 500 µm Einheit
Resonanzfrequenz (Simulation) 50 82 160 kHz
Resonanzfrequenz (Messung) 45 65 >100 kHz
4.4 Zusammenfassung der Sensorkalibrierung
Die messtechnische Charakterisierung der technologisch realisierten AeroMEMS-
Drucksensoren findet in einer dafür entwickelten Testumgebung, der sogenannten
Messbox, statt. Diese ermöglicht die Druck- und Temperaturkalibrierung sowie die
Durchführung von Stabilitätsmessungen unter Einhaltung einer
Temperaturstabilität von etwa 0,1 K und einer Druckregelgenauigkeit von 0,25 Pa.
In Tabelle 4.5 werden sämtliche Kalibrierdaten der drei verschiedenen
Sensortypen und der Dioden zusammengefasst aufgelistet.
4 Erstes Sensordesign mit Vorderseitenkontaktierung 89
Tabelle 4.5 Übersicht der Kalibrierdaten der drei verschiedenen Sensortypen und der pn-
Dioden.
Bezeichnung Einheit Werte
Membrangröße [µm] 500 700 900
Messbereich [kPa] ± 1,0 ± 0,5 ± 0,2
Nichtlinearität [%/FSO] < 1
Empfindlichkeit [µV/(V·Pa)] 3 7 12
Druckauflösung [Pa] 2 1 0,5
Offsetspannung [mV] < ± 3
Brückenwiderstand [Ω] 2050 ± 50
Temperaturkoeffizient des Offsets (TKO)
zwischen 15°C und 40°C
[%/K] − 0,07
Temperaturkoeffizient der Empfindlich-
keit (TKS) zwischen 15°C und 40°C
[%/K] − 0,18
Ausgangsspannungsdrift [µV/24h] < ± 10
Mechanische Resonanzfrequenz [kHz] > 100 65 45
Temperaturkoeffizient der pn-Dioden [mV/K] − 1,8
(100 µA Speisestrom)
Durchbruchspannung der pn-Dioden [V] ca. − 80
Die mittels Staining untersuchte Tiefe der Piezowiderstände beträgt etwa 0,3 µm,
was bei einem Brückenwiderstand von ca. 2 kΩ in einer mittleren
Dotierungsdichte von 1,5·1019 Atome/cm3 und einem k-Faktor von 84 resultiert.
Diese Daten decken sich sehr gut mit den im Rahmen des Piezowiderstandsdesigns
theoretisch bestimmten Werten.
4.5 Entwicklung von Sensor-Arrays für die Oberfläche eines
Zylinderstumpfs
Im Rahmen des DFG-Schwerpunktprogramms „Bildgebende Messverfahren für
die Strömungsanalyse“ wird unter anderem die Umströmung eines
Zylinderstumpfs auf einer ebenen Platte in einem offenen Windkanal betrachtet.
Dabei stehen neben der bildhaften Darstellung und Analyse der
Zylinderumströmung die Messung der Oberflächendruckverteilung und der
Druckschwankungen im Mittelpunkt. Der zu untersuchende Zylinderstumpf hat
eine Höhe von 240 mm und einen Durchmesser von 120 mm. Um Informationen
über die Druckverteilung auf der gesamten Oberfläche zu gewinnen, werden
90 Mikrosensor-Arrays für die experimentelle Strömungsmechanik A. Berns
linienförmige Sensor-Arrays für den Deckel und den Mantel des Zylinders
entwickelt. Ein wesentliches Designkriterium bei der Entwicklung dieser
Oberflächen-Sensor-Arrays ist die oberflächenbündige Montage der Sensoren, um
zum einen eine direkte und unverfälschte Messung des Wanddrucks und dessen
Fluktuationen vornehmen zu können und zum anderen die Beeinflussung der
Strömung selbst zu minimieren. Abbildung 4.17 zeigt schematisch die Darstellung
des Sensor-Arrays für den Zylinderdeckel.
Abbildung 4.17 Ansicht der oberen Stirnfläche des Zylinderstumpfs (Deckel) ausgestattet mit
einem schematisch dargestellten Sensor-Array.
Dieses Array basiert auf der Verwendung einer strukturierten Leiterplatte (Printed
Circuit Board → PCB), die mittels der Software EAGLE entworfen und von der
Firma Contag bezogen wird. Die Leiterplatte ist beidseitig metallisiert und mit
einer galvanisch aufgebrachten Gold-Schicht veredelt, um das Au-Drahtbonden
auf der Vorderseite zu ermöglichen. Das Linien-Array besteht aus 13
Einzelsensoren, die in Abständen von sechs Millimetern angeordnet sind. Bei der
Montage des Arrays werden die fertig prozessierten und messtechnisch
charakterisierten Sensorchips in die Öffnungen der strukturierten Leiterplatte
eingesetzt. Um die oberflächenbündige Lage zu gewährleisten, wird vor dem
Einsetzen der Sensoren eine Kaptonfolie auf die PCB-Vorderseite geklebt und an
jeder Sensorposition mittig gelocht damit die Sensormembranen nicht zerstört
werden. Nachdem die Sensoren von der Rückseite mit einem Silikon-
Vergussmittel (RT 563 [4.32]) fixiert sind, wird die Folie abgezogen.
Voruntersuchungen bezüglich der Auswahl eines geeigneten Vergussmittels haben
Senkschrauben zur
Leiterplattenfixierung
Einzelsensor mit
vorderseitiger
elektrischer
Kontaktierung
PCB-Träger
4 Erstes Sensordesign mit Vorderseitenkontaktierung 91
gezeigt, dass bei der Verwendung von harten Materialien, wie beispielsweise
Epoxydharz, starke mechanische Verspannungen auf die Chips übertragen werden.
Das hier verwendete zwei-Komponenten-Vulkanisat härtet bei Raumtemperatur
aus und besitzt sehr gute Fließeigenschaften, durch die eine gleichmäßige
Verteilung gewährleistet wird. Durch das Au-Drahtbonden auf der Leiterplatten-
Vorderseite und das Aufkleben einer Referenzdruckschiene auf der Rückseite wird
das Array fertig gestellt.
Das vertikal angeordnete Sensor-Array zur vollständigen Erfassung des
Wanddrucks auf dem Zylindermantel ist schematisch in Abbildung 4.18
dargestellt. Es besteht aus vier Einzelsegmenten, die mit jeweils sieben Sensoren
bestückt werden. Darüber hinaus ist ein horizontal verlaufendes Zeilen-Array mit
sieben Sensoren vorgesehen, um auch synchrone Druckdaten entlang der
Hauptströmungsrichtung erfassen zu können. Da die Oberfläche gekrümmt ist,
muss eine andere Aufbau- und Verbindungstechnik entwickelt werden als bei dem
ebenen Deckel-Array. Um sowohl einen zuverlässigen Referenzdruckanschluss als
auch eine stabile elektrische Kontaktierung zu gewährleisten, werden wiederum
PCBs verwendet. Die Sensorchips werden jedoch in diesem Fall auf die
strukturierten Leiterplatten geklebt, die anschließend in Aluminium-Segmente
eingesetzt werden. Um eine stufenfreie Oberfläche des Zylinders zu erhalten, wird
wieder ein Silikon-Vergussmittel verwendet.
Der Zylinder wird aus Aluminium hergestellt und im Zusammenhang mit einem
Befestigungsfuß mit einem Kugellager ausgestattet, damit die Rotation um die
Längsachse ermöglicht wird. Die Einzelsegmente werden mit Passstiften in dafür
vorgesehenen Bohrlöchern fixiert, wobei rückseitig angeordnete Kabel und
Druckschläuche durch das Innere des Zylinders nach unten herausgeführt werden.
Um eine möglichst stufenfreie Oberfläche herzustellen, wird der Zylinder mit den
Aluminium-Segmenten ohne Sensoren vollständig überdreht. Auf diese Weise
werden vorhandene Stufen zwischen Zylinder und Segmenten egalisiert.
92 Mikrosensor-Arrays für die experimentelle Strömungsmechanik A. Berns
Abbildung 4.18 Sensor-Arrays zur Wanddruckmessung auf dem Zylindermantel bestehend aus
vier Vertikal-Arrays und einem Horizontal-Array, die in die Oberfläche eingesetzt werden.
Die fertig prozessierten und messtechnisch charakterisierten Drucksensoren
werden mit Fotolack auf strukturierte Leiterplatten geklebt und anschließend
mittels Au-Drahtbonden kontaktiert. Aufgeklebte Referenzdruckschienen auf den
Rückseiten der Leiterplatten ermöglichen die Kalibrierung der Arrays. Die
Sensorträger werden in Aluminium-Segmente eingesetzt und von der Rückseite
fixiert (siehe Abbildung 4.19).
Horizontal-
Array
Vertikal-Array-
Segmente
4 Erstes Sensordesign mit Vorderseitenkontaktierung 93
a) Vorderseite eines Alu-Segments b) Rückseite mit eingesetzter Leiterplatte
Abbildung 4.19 Bild (a) zeigt die Vorderseite eines der Aluminium-Segmente mit eingesetztem
PCB-Träger. Auf der rechten Seite (b) ist die Rückseite des Segments dargestellt.
Anschließend erfolgt der oberflächenbündige Verguss der Sensoren mit dem zuvor
eingesetzten Vergussmittel RT 563. Das Resultat dieser Prozedur ist in
Abbildung 4.20 dargestellt.
Abbildung 4.20 Foto eines der fertig gestellten Sensor-Arraysegmente, bestehend aus sieben
Einzelsensoren, die unter Verwendung eines Silikon-Vergussmittels (RT 563, Firma Wacker
Silicone) oberflächenbündig eingebettet sind.
Das Horizontal-Array, welches aus Polyoxymethylen (POM) besteht, wird mit
vergoldeten Stiften zur elektrischen Kontaktierung sowie mit einem
Druckanschluss ausgestattet. Anschließend werden die Sensoren eingeklebt,
kontaktiert und vergossen (siehe Abbildung 4.21).
Einzelsensoren Silikon-Vergussmittel RT 563
94 Mikrosensor-Arrays für die experimentelle Strömungsmechanik A. Berns
a) Vorderseite des Horizontal-Arrays b) Rückseitenansicht
Abbildung 4.21 Foto des aus Polyoxymethylen (POM) gefertigten Horizontal-Arrays bestückt mit
sieben Drucksensoren (a). Das rechte Foto (b) zeigt die Rückseite mit den vergoldeten
Kontaktstiften und dem Druckanschluss.
Abschließend werden alle Einzelsegmente nacheinander in den Zylinder
eingesetzt, wobei die elektrischen Leitungen und Druckschläuche in einer Nut im
Inneren des Zylinders nach Außen geführt werden. Die vorderseitigen Bohrungen
in den Segmenten werden mit einer Modelliermasse [4.33] verschlossen.
Abbildung 4.22 Foto des fertig gestellten Messzylinders, der mit insgesamt 48 AeroMEMS-
Drucksensoren ausgestattet ist und zur Messung des Oberflächendrucks im Windkanal eingesetzt
wird. Der Zylinder ist über ein Kugellager rotierbar gelagert, um Druckmessungen auf der
gesamten Oberfläche zu ermöglichen.
Silikon Vergussmittel
Horizontal-Array
4 Erstes Sensordesign mit Vorderseitenkontaktierung 95
Abbildung 4.22 zeigt ein Foto des fertig gestellten Messzylinders, der mit
insgesamt 48 oberflächenbündig montierten Drucksensoren ausgestattet ist. Durch
die Befestigung des Zylinders auf einem Kugellager können die Sensoren relativ
zur Hauptströmungsrichtung bewegt werden. Auf diese Weise lässt sich die
Druckverteilung auf der gesamten Oberfläche des Zylinders messen. Die jeweilige
Winkelposition kann anhand einer auf der Grundplatte angebrachten Skala
abgelesen werden.
4.6 Windkanalexperiment: Umströmung eines Zylinderstumpfs auf
einer ebenen Platte (Leitexperiment)
4.6.1 Konfiguration des Experiments
Bei dem sogenannten „Leitexperiment“ handelt es sich um einen
strömungsmechanischen Grundlagenversuch. Zentraler Gegenstand dieses
Experiments ist ein kurzer, quer angeströmter Zylinderstumpf mit einem freien
und einem wandbegrenzten Ende, wie er in Abbildung 4.23 dargestellt ist.
Abbildung 4.23 Konfiguration des Leitexperiments: ein auf einer ebenen Grundplatte fixierter
Zylinderstumpf mit einem Länge-zu-Durchmesser-Verhältnis von zwei. Für das Experiment wird
eine auf den Zylinderdurchmesser D (120 mm) bezogene Reynoldszahl von Re = 2·105 definiert,
die bei der gegebenen Konfiguration in einer Anströmgeschwindigkeit von 26 m/s resultiert.
l
d
1,5D
u∞
D
L
b
x
y
z
Stolper-
draht
96 Mikrosensor-Arrays für die experimentelle Strömungsmechanik A. Berns
Durch die Umströmung des Zylinders entsteht zum einen im Nachlauf eine
komplexe dreidimensionale Wirbelstruktur, zum anderen bildet sich über dem
ebenen Zylinderstumpfende eine Ablöseblase. In der Einleitung dieser Arbeit
(Kapitel 1.1) werden die wichtigsten Ergebnisse der optisch basierten
Messverfahren qualitativ beschrieben. Die instationäre Charakteristik dieser
Strömungsphänomene lässt sich außerdem auf der Oberfläche des Zylinders in
Form von komplexen Wanddruckfluktuationen wieder finden. Insbesondere die
Bereiche, in denen Strömungsablösungen stattfinden, sind von großem Interesse
für die messtechnischen Untersuchungen, da dort neue Erkenntnisse durch eine
verbesserte Oberflächenmesstechnik gewonnen werden können. Der
interdisziplinäre Vergleich von Ergebnissen aus der optischen
Strömungsmesstechnik (LDA, PIV, [4.34]) mit Ergebnissen der
Oberflächenmesstechnik (AeroMEMS-Drucksensor-Arrays, [4.3] [4.4]) sowie die
Ergänzung der Daten durch numerische Simulationen (LES, [4.35] – [4.37])
liefern eine umfassende und in dieser Form neuartige Darstellung der auftretenden
Strömungsphänomene. Die optisch basierten Messverfahren werden am Lehrstuhl
für Strömungsmechanik der Universität Rostock angewandt, wo das
Leitexperiment durchgeführt wird. Komplexe numerische Simulationen der
Zylinderumströmung werden im Rahmen der Projektkooperation am Institut für
Strömungsmechanik und Technische Akustik der Technischen Universität Berlin
durchgeführt.
Die Untersuchungen werden in einem Windkanal nach „Göttinger Bauart“
vorgenommen, der eine offene Messstrecke mit quadratischem Querschnitt von
0,65 × 0,65 m² und einer Länge von 1,40 m aufweist. Der Turbulenzgrad des
Umlaufwindkanals, welcher in Abbildung 4.24 skizzenhaft dargestellt ist, beträgt
etwa 0,5 %. Die Strömungsrichtung im Bereich der Testsektion des Kanals
verläuft von rechts nach links und mündet in der Auffangdüse. Für das Experiment
wird eine auf den Zylinderdurchmesser D bezogene Reynoldszahl von Re = 2·105
definiert, die bei der gegebenen Konfiguration in einer Anströmgeschwindigkeit
von 26 m/s resultiert. Diese Reynoldszahl charakterisiert am Leitexperiment einen
Strömungszustand, bei dem die Transition in der freien Scherschicht in
unmittelbarer Nähe der Ablöseposition stattfindet.
4 Erstes Sensordesign mit Vorderseitenkontaktierung 97
Abbildung 4.24 Schematische Darstellung eines Windkanals nach „Göttinger Bauart“. Das
Zylindermodell auf der Grundplatte wird in der offenen Testsektion des Kanals positioniert.
Der scharfkantige Zylinderstumpf mit einem Durchmesser von 120 mm und einer
Länge von 240 mm hat ein ebenes freies Ende und steht auf einer transparenten
Endplatte, die von allen Seiten einen optischen Zugang zum Strömungsfeld
gestattet (siehe Abbildung 4.23). Die Abmessungen der Platte betragen in der
Breite 0,7 m, in der Länge 1,3 m und in der Dicke 15 mm. Der Zylinder wird
mittig auf der Längsachse 180 mm hinter dem vorderen Ende der Platte, welche
mit einer parabolisch abgerundeten Vorderkante versehen ist, positioniert.
4.6.2 Messablauf und Datenverarbeitung
Der in Kapitel 4.5 beschriebene Messzylinder, ausgestattet mit insgesamt 48
AeroMEMS-Drucksensoren, wird im Windkanal der Universität Rostock zur
Oberflächendruckmessung an der beschriebenen Leitexperiment-Konfiguration
eingesetzt. Abbildung 4.25 zeigt ein Foto des Windkanals mit den zur
Durchführung der Messungen notwendigen Komponenten.
Motor, 37 kW
Diffusor
Diffusor
Leitschaufeln
Gittersieb
Düse
1,4 m
0,65 m
Testsektion
Auffangdüse
98 Mikrosensor-Arrays für die experimentelle Strömungsmechanik A. Berns
Abbildung 4.25 Foto des Messzylinders im Windkanal der Universtiät Rostock. Die
Sensorausgangssignale werden mittles eines SCXI/PXI Messsystems (National Instruments)
ausgelesen und gespeichert. Für die Sensorkalibrierung wird ein Druckkalibrator (Mensor)
eingesetzt.
Der Messzylinder ist drehbar auf der Grundplatte montiert, wobei sämtliche
elektrischen Leitungen und Druckanschlüsse durch ein Loch in der Platte nach
unten geführt werden. Die Drehung des Zylinders um die Längsachse wird mit
Hilfe einer mechanischen Rotations- und Arretierungsvorrichtung, die über ein
Kardangelenk mit der am Zylinder fixierten Welle verbunden ist, durchgeführt.
Abbildung 4.26 zeigt den schematischen Aufbau der Instrumentierung. Die
Druckkalibrierung der Sensoren wird mit Hilfe des bereits für die
Sensorcharakterisierung eingesetzten Kalibrators (PCS-400) vorgenommen. Die
Sensoren werden über eine externe Spannungsquelle (Keithley Sourcemeter; Typ
2400) mit einer Spannung von einem Volt gespeist. Elektrische Ausgangssignale
werden unter Verwendung eines Mehrkanal-Messsystems der Firma National
Instruments abgetastet und für die spätere Datenauswertung gespeichert. Da das
vorhandene Messsystem lediglich über 24 Eingangskanäle verfügt, kann nur die
Hälfte der Sensoren gleichzeitig abgetastet werden.
Messzylinder
Druckkalibrator
Messsystem
Windkanaldüse
4 Erstes Sensordesign mit Vorderseitenkontaktierung 99
PXI-SCXI-Messsystem
Sensorsignale
(24 Kanäle)
Druckkalibrator
(PCS-400)
Rotations-
vorrichtung
u
Abbildung 4.26 Schematische Darstellung der Instrumentierung für die Druckmessungen.
Um den Temperatureinfluss während der Messungen zu begrenzen, wird die
Temperatur im Windkanal anhand der Ausgangssignale von zwei der integrierten
pn-Dioden beobachtet. Auf diese Weise lässt sich die Einlaufphase des
Windkanals, die ca. eine Stunde dauert, überwachen. Anschließend wird mit den
Messungen begonnen, wobei bei dieser Vorgehensweise die
Temperaturschwankung während einer Messung unterhalb von einem Grad
Celsius liegt.
Die analogen Ausgangssignale der Sensoren werden mit einer Frequenz von zwei
Kilohertz abgetastet und mit einem Tiefpassfilter auf eine Bandbreite von einem
Kilohertz begrenzt. Die Verwendung dieser relativ niedrigen Frequenz ergibt sich
aus Voruntersuchungen, bei denen sich gezeigt hat, dass alle relevanten
Strömungsphänomene innerhalb eines Frequenzspektrums bis maximal 1000 Hz
liegen. Die Messzeit für jede Winkelposition beträgt 30 Sekunden. Aus diesen
Daten werden im weiteren Verlauf die zeitlich gemittelte Druckverteilung und die
Standardabweichung des Drucks bestimmt. Der detaillierte Ablauf der Messungen
gestaltet sich folgendermaßen:
1. Stabilisierungsphase des Windkanals
2. Druckkalibrierung bei ausgeschaltetem Windkanal
3. Erneuter Start des Windkanals
4. Messung bei der ersten Winkelposition
5. Drehung des Zylinders auf die nächste Winkelposition
6. Messung, Drehung, usw., bis bei allen Winkelpositionen gemessen
wurde
100 Mikrosensor-Arrays für die experimentelle Strömungsmechanik A. Berns
7. Abschalten des Windkanals
8. Abschlusskalibrierung
Während der Druckkalibrierung wird eine Sequenz von Druckbeaufschlagungen
(0 Pa, − 100 Pa, +100 Pa, − 200 Pa, +200 Pa, − 400 Pa, +400 Pa, − 800 Pa,
+800 Pa, 0 Pa) ausgeführt. Für jeden Druckwert wird eine Messung durchgeführt,
so dass auf Basis der jeweiligen Ausgangsspannungen und den zugehörigen
Drücken ein Kalibrierfaktor bzw. eine Kalibrierfunktion (Polynom zweiter
Ordnung) berechnet werden kann. Bei der nachträglichen Datenverarbeitung
werden die Ausgangsspannungen, die in Form von je einer Datei mit 24 Kanälen
pro Winkelposition vorliegen, durch Multiplikation mit den Kalibrierfaktoren bzw.
-funktionen in Druckwerte umgerechnet.
4.6.3 Ergebnisse und Diskussion
Die Konturplots in Abbildung 4.27 zeigen auf der linken Seite (a) das
Messergebnis der zeitlich gemittelten Druckverteilung und auf der rechten Seite
(b) das aus der Large-Eddy-Simulation resultierende Ergebnis. Anhand der
Farbskala in der Mitte und den Koordinatenachsen können die jeweiligen
Druckwerte einer bestimmten Oberflächenposition zugeordnet werden.
-180-135-90 -45 0 45 90 135180
0
40
80
120
160
200
240
Zylinderhöhe [mm]
Winkel [°]
- 550
- 467
- 383
- 300
- 217
- 133
-50
33
117
200
283
367
450
P [Pa]
-150-100 -50 0 50 100 150
0
Winkel [°]
40
80
120
160
200
240
Zylinderhöhe [mm]
-180-135-90 -45 0 45 90 135180
0
40
80
120
160
200
240
Zylinderhöhe [mm]
Winkel [°]
- 550
- 467
- 383
- 300
- 217
- 133
-50
33
117
200
283
367
450
P [Pa]
-150-100 -50 0 50 100 150
0
Winkel [°]
40
80
120
160
200
240
Zylinderhöhe [mm]
a) AeroMEMS-Drucksensor-Array-Messungen b) Large-Eddy-Simulation
Abbildung 4.27 Konturplot der zeitlich gemittelten Druckverteilung auf der Zylinderoberfläche.
Links ist das Ergebnis der Wanddruckmessungen, rechts das Ergebnis der LES abgebildet. Beide
Darstellungen sind auf die gleiche Farbskala normiert.
4 Erstes Sensordesign mit Vorderseitenkontaktierung 101
Die Anströmung erfolgt bei einem Winkel von null Grad. Die Region des
Staudrucks, der durch die laminare Anströmung erzeugt wird und etwa 450 Pa
beträgt, erstreckt sich ungefähr von 0° bis 30° (ebenso im negativen
Winkelbereich). Zwischen 30° und 70° fällt der Druck aufgrund der Umströmung
kontinuierlich ab, wechselt das Vorzeichen und erreicht das Minimum im Bereich
zwischen 75° und 85°. An dieser Stelle fällt die Unsymmetrie der gemessenen
Druckdaten auf. Im positiven Winkelbereich ist das Druckminimum im oberen
Bereich des Zylinders deutlich stärker ausgeprägt als im unteren Bereich. Im
negativen Winkelbereich hingegen erstreckt sich das Druckminimum nahezu über
die gesamte Höhe des Zylinders von etwa 40 mm bis zum freien Ende bei
240 mm. Diese ausgeprägte Unsymmetrie deutet auf die Existenz zweier
unterschiedlicher Strömungszustände hin, die sich bei der jeweiligen Drehrichtung
einstellen. Prinzipiell kommen dafür zwei Ursachen in Frage: Einerseits könnte
sich aufgrund des Zeitversatzes der Messungen auf beiden Zylinderhälften durch
Änderung der Strömungsbedingungen (Temperatur, Luftdruck und
Luftfeuchtigkeit) ein anderer Strömungszustand einstellen, andererseits ist es
möglich, dass eine Strömungsbeeinflussung durch einseitig deutlicher vorhandene
Unebenheiten auf der Zylinderoberfläche hervorgerufen wird. Letztere Ursache ist
wahrscheinlicher, da die Temperatur während der Messung kontrolliert wird und
nicht stärker als ein Grad Celsius ansteigt. Eine maßgebliche Änderung des
Luftdrucks und der Luftfeuchtigkeit innerhalb der Messzeit von einer halben
Stunde ist ebenfalls unrealistisch. Eine nachträgliche qualitative Überprüfung der
Übergänge am Zylindermantel im Bereich der unteren Array-Segmente bestätigt
die Annahme von Ungleichmäßigkeiten bei den Array-Übergängen.
Bei der simulierten Druckverteilung verläuft das Minimum ähnlich wie auf der
positiven Winkelseite bei der Messung, obwohl die Druckwerte insgesamt nicht so
stark abfallen. Im hinteren Bereich des Zylinders oberhalb von 90° hat der Druck
ein negatives Vorzeichen und verläuft nahezu konstant. Lediglich im oberen
Bereich zwischen 120 mm und 200 mm liegt ein breites, örtlich feststehendes
Minimum vor. Dieser erhöhte Unterdruck wird durch die rezirkulierende
Strömung, die hinter dem Zylinder entsteht, hervorgerufen. Abgesehen von den
Abweichungen des Staudrucks und des Unterdrucks im Bereich der Ablösung
stimmt das Messergebnis sehr gut mit der simulierten Druckverteilung überein.
Betrachtet man die Ergebnisse auf dem Zylinderdeckel, die nebeneinander in
Polarkoordinaten in Abbildung 4.28 dargestellt sind, ist der Unterschied bezüglich
der vorliegenden Minima bzw. Maxima stärker ausgeprägt. Im Gegensatz zur
102 Mikrosensor-Arrays für die experimentelle Strömungsmechanik A. Berns
Druckverteilung auf dem Zylindermantel zeigt das Wanddruckfeld auf dem Deckel
ausschließlich negative Druckwerte, was auf die Umströmung des Zylinders
zurückzuführen ist. Die gemessenen Werte liegen zwischen − 170 Pa und − 450 Pa
und die simulierten Werte reichen von − 214 Pa bis − 380 Pa. Dennoch entspricht
die erwartete Druckverteilung insofern der Messung, als dass der Druck im
hinteren Bereich des Deckels zunimmt und an der Kante das Maximum erreicht.
Diese Tatsache belegt das Vorhandensein der mittels LDA vermessenen
Ablöseblase.
-450
-427
-403
-380
-357
-333
-310
-287
-263
-240
-217
-193
-170
030
60
90
120
150
180
-150
-120
-90
-60
-30
Zylinderradius [mm]
0
10
20
30
40
50
60 0
30
60
90
120
150
180
-150
-120
-90
-60
-30
0
10
20
30
40
50
60
Zylinderradius [mm]
P [Pa]
0
10
20
30
40
50
60
0
10
20
30
40
50
60
-450
-427
-403
-380
-357
-333
-310
-287
-263
-240
-217
-193
-170
030
60
90
120
150
180
-150
-120
-90
-60
-30
Zylinderradius [mm]
0
10
20
30
40
50
60 0
30
60
90
120
150
180
-150
-120
-90
-60
-30
0
10
20
30
40
50
60
Zylinderradius [mm]
P [Pa]
0
10
20
30
40
50
60
0
10
20
30
40
50
60
a) AeroMEMS-Drucksensor-Array-Messungen b) Large-Eddy-Simulation
Abbildung 4.28 Konturplot der zeitlich gemittelten Druckverteilung auf dem Zylinderdeckel.
Links ist das Ergebnis der Wanddruckmessungen, rechts das Ergebnis der LES abgebildet. Beide
Darstellungen sind auf die gleiche Farbskala normiert.
Die in der Simulation vorliegenden kreisförmigen Maxima bei einem Radius von
15 mm bis 50 mm und einem Winkel von 65° (und auch − 65°) sind ebenfalls im
Messergebnis zu finden. Auch hier fällt die leichte Unsymmetrie bezüglich der am
Rand bei etwa 75° gelegenen Minima auf, die ebenfalls auf die ungleichmäßigen
Strömungszustände zurückzuführen sind. Die in der Simulation auftretenden
lokalen Minima bei etwa 110° können anhand des Messergebnisses nicht
identifiziert werden. Es erscheint allerdings so, dass deren Lage in den Messungen
nach vorne verschoben ist und sie sich über einen Winkelbereich von etwa 75° bis
90° erstrecken.
Die Präsenz der in Kapitel 1.1 beschriebenen ablösenden Wirbelsysteme, welche
direkten Einfluss auf die Wanddruckverteilung haben, können hingegen nicht
anhand der zeitlich gemittelten Druckdaten nachgewiesen werden. Da diese
Wirbel in erster Linie größere Druckfluktuationen an der Zylinderoberfläche
hervorrufen, sollte die Auswertung der Druckschwankungen signifikante Maxima
4 Erstes Sensordesign mit Vorderseitenkontaktierung 103
in der Standardabweichung der zeitlich aufgelösten Drucksignale zeigen. Die
Schwankungsdaten für den Mantel und Deckel sind jeweils mit einer zugerhörigen
Farbskala nebeneinander in zwei Konturplots in Abbildung 4.29 dargestellt. Bei
Betrachtung der Standardabweichung des Drucks auf dem Zylindermantel fällt
besonders die zuvor beschriebene Unsymmetrie auf, die in den Schwankungsdaten
sogar noch deutlicher zu beobachten ist. Die hohen Fluktuationen bei − 85° deuten
auf eine Beeinflussung der Strömung und die dadurch ausgelöste Ablösung hin. Im
positiven Winkelbereich ist die Ablösung, bzw. der Bereich der größten
Fluktuationen, ebenfalls bei 85°, also direkt hinter dem Druckminimum, zu finden.
Diese Druckschwankungen sind jedoch bei weitem nicht so stark ausgeprägt und
außerdem auf die obere Hälfte des Zylinders beschränkt. Im hinteren Bereich des
Zylinders zwischen 100° und 180° verlaufen die Druckschwankungen wieder sehr
symmetrisch, was aus der Tatsache resultiert, dass die Strömung dort bereits
abgelöst ist. Das zuvor angedeutete Rezirkulationsgebiet im oberen Bereich des
Zylinders spiegelt sich ebenfalls in der Verteilung der Schwankungen wieder. Im
oberen Bereich ab 130 mm treten sehr geringe Fluktuationen auf, da die Strömung
dort abgelöst ist. Die Fluktuationen nehmen jedoch im unteren Bereich zu, in dem
sich das Anlegegebiet befindet.
0
40
80
120
160
200
240
Zylinderhöhe [mm]
Winkel [°]
0
10
20
30
40
50
60
70
80
90
100
110
120
0
10
20
30
40
50
60 030
60
90
120
150
180
-150
-120
-90
-60
-30
0
10
20
30
40
50
60 15
20
24
29
33
38
43
47
52
56
61
65
70
Zylinderradius [mm]
P‘ [Pa] P‘ [Pa]
-180 -90 0 90 180
0
40
80
120
160
200
240
Zylinderhöhe [mm]
Winkel [°]
0
10
20
30
40
50
60
70
80
90
100
110
120
0
10
20
30
40
50
60 030
60
90
120
150
180
-150
-120
-90
-60
-30
0
10
20
30
40
50
60 15
20
24
29
33
38
43
47
52
56
61
65
70
Zylinderradius [mm]
P‘ [Pa] P‘ [Pa]
-180 -90 0 90 180
a) Zylindermantel b) Zylinderdeckel
Abbildung 4.29 Konturplot der Standardabweichung des Drucks auf der Zylindermantelfläche (a)
und auf dem Deckel (b).
Die Standardabweichung des Drucks auf dem Zylinderdeckel zeigt im vorderen
Bereich, wo ebenfalls aufgrund der Überströmung der Kante keine anliegende
Strömung vorliegt, sehr geringe Schwankungen, die in Richtung der Hinterkante
bei 180° zunehmen. Dabei ist das Gebiet geringer Schwankungen zum Rand hin
104 Mikrosensor-Arrays für die experimentelle Strömungsmechanik A. Berns
begrenzt, was ebenfalls auf die Existenz einer Ablöseblase hindeutet. Die
„Fußabdrücke“ der seitlich ablösenden Kopfwirbel sind auf beiden Seiten bei etwa
100° sichtbar. Das vorgelagerte Schwankungsmaximum bei etwa − 80° deutet auf
den starken Einfluss der seitlichen Strömungsablösung hin.
Obwohl die gewonnenen Messergebnisse offensichtlich durch das Vorhandensein
der Sensor-Arrays beeinflusst werden, können die wesentlichen Aspekte der
qualitativ beschriebenen Topologie des Strömungsfeldes in Kapitel 1.1 bestätigt
werden. Dabei handelt es sich wie beschrieben um die laminare Anströmung vor
dem Zylinder, die seitliche Ablösung, welche in der Ausbildung der Kármàn-
Wirbelstraße resultiert, die am freien Zylinderende seitlich ablösenden
Kopfwirbel, die Ablöseblase auf dem Deckel sowie die Strömung über das freie
Ende des Zylinders, die einen rezirkulierenden Wirbel auf der Zylinderrückseite
erzeugt. Der Abdruck des Hufeisenwirbels und der U-förmige Wirbel hinter dem
Zylinder können anhand der vorliegenden Daten nicht nachgewiesen werden.
4.7 Zusammenfassung
Bei dem entwickelten AeroMEMS-Sensor der ersten Generation handelt es sich
um einen vorderseitig kontaktierten piezoresistiven Differenzdrucksensor, der zur
zusätzlichen Durchführung von Temperaturmessungen an der Oberfläche mit einer
integrierten pn-Diode ausgestattet ist. Die primären Anforderungen an diesen
Sensor sind eine hohe Empfindlichkeit, die in einem Messbereich von ± 500 Pa
eine Auflösung von einem Pascal ermöglicht, die Einsetzbarkeit für dynamische
Messungen in Frequenzbereichen bis zu 20 kHz sowie die Möglichkeit zur
zuverlässigen Arrayintegration, um wandbündige Oberflächen-Sensor-Arrays
herstellen zu können. Gemäß dieser Kriterien werden unter Verwendung von n-
Typ SOI-Wafern und p-dotierten Piezowiderständen Drucksensoren mit einer
Fläche von 2,5 × 4,5 mm², einer Membrandicke von 3 µm und drei verschiedenen
quadratischen Membrangrößen von 500 × 500 µm², 700 × 700 µm² und
900 × 900 µm² entworfen und technologisch realisiert. Für die Kalibrierung, die
bei jedem einzelnen Chip notwendig ist, wird eine geeignete Messumgebung
entwickelt, die es ermöglicht, neben der temperaturabhängigen Druckkalibrierung
auch Driftmessungen der Offsetspannung durchzuführen. Tabelle 4.5 enthält eine
Zusammenfassung der messtechnischen Charakterisierung der realisierten
Sensortypen.
Der Aufbau von Oberflächen-Sensor-Arrays erfolgt unter Einsatz einer hybriden
Aufbau- und Verbindungstechnik, bei der die Siliziumchips auf bzw. in speziell
4 Erstes Sensordesign mit Vorderseitenkontaktierung 105
angefertigten PCB-Trägern montiert werden. Auf diese Weise wird ein
Zylinderstumpf, der eine Höhe von 240 mm und einen Durchmesser von 120 mm
aufweist, mit insgesamt 48 Sensoren bestückt, um die Oberflächendruckverteilung,
sowie die Druckschwankungen bei dessen Umströmung, in einem Windkanal bei
einer Reynoldszahl von 200.000 zu ermitteln. Diese als Leitexperiment
bezeichnete Zylinderumströmung wird einerseits mittels optischer Messverfahren
analysiert (Laser-Doppler-Anemometrie und Particle-Image-Velocimetry) und
andererseits anhand umfangreicher numerischer Simulationen (Large-Eddy-
Simulation) untersucht. Die experimentellen Druckmessungen auf der
Zylinderoberfläche bilden die dritte Säule dieses strömungsmechanischen
Grundlagenexperiments. Die gewonnenen Ergebnisse stehen in gutem Einklang
mit der Simulation und geben darüber hinaus Auskunft über die am Zylinder
vorliegenden Druckschwankungen, die vor allem im Bereich der
Strömungsablösung stark instationärer Natur sind. Anhand der gewonnenen
Erkenntnisse lassen sich außerdem mehrere der charakteristischen
Strömungsphänomene nachweisen und den Strömungsdaten qualitativ zuordnen.
Problematisch ist allerdings die Aussagekraft der Messergebnisse bezüglich
flächenhafter und zeitaufgelöster Druckschwankungen, da es sich bei der
Sensoranordnung lediglich um ein Linien-Array handelt. Darüber hinaus ist der
Einfluss der Aufbau- und Verbindungstechnik einschließlich der vorderseitigen
Bondverbindungen auf das Umströmungsverhalten nicht geklärt. Aus diesen
Gründen ist es notwendig ein mehrzeiliges Sensor-Array zu entwickeln, das durch
eine Weiterentwicklung der Aufbau- und Verbindungstechnik geringere
Strömungsbeeinflussungen hervorruft. Diese Tatsache erfordert die Entwicklung
eines neuen Sensorchips, der neben einer geringeren Fläche die Möglichkeit zur
Rückseitenkontaktierung bietet.
106 Mikrosensor-Arrays für die experimentelle Strömungsmechanik A. Berns
Literatur zu Kapitel 4
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A.Leder, Ultra Sensitive AeroMEMS Sensor Array for High- Resolution
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Conference, Barcelona, Spanien, 11th – 14th September, 2005, MB07.
[4.2] A. Berns, U. Buder, E. Obermeier, A. Wolter und A. Leder, AeroMEMS
Sensor Array for High- Resolution Wall Pressure Measurements, Sensors
& Actuators A: Physical, Band 132, Nr. 1, 2006, S. 104-111.
[4.3] A. Berns, U. Buder, E. Obermeier, A. Wolter, A. Leder, Application of
AeroMEMS Surface Pressure Sensor Arrays in Experimental Fluid
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[4.4] A. Berns, U: Buder, E. Obermeier, A. Wolter, A. Leder, O. Frederich, F.
Thiele, Aero-Micro-Electromechanical System Sensor Arrays for Time
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110 Mikrosensor-Arrays für die experimentelle Strömungsmechanik A. Berns
5 Zweites Sensordesign mit Rückseitenkontaktierung und
pn-Diode
Die AeroMEMS-Drucksensoren der zweiten Generation unterscheiden sich von
den Sensoren der ersten Generation im Wesentlichen durch eine geringere Fläche
und eine Rückseitenkontaktierung [5.1]. Dies ist vor allem im Hinblick auf die
Arrayintegration ein entscheidendes Weiterentwicklungskriterium, da sich daraus
verbesserte Aufbaumethoden ergeben. Eine bonddrahtfreie Vorderseite der
Sensor-Arrays spielt insbesondere bei der Charakterisierung instabiler
Strömungsvorgänge, wie beispielsweise dem laminar-turbulenten Umschlag oder
der Strömungsablösung, eine entscheidende Rolle, da der Einfluss der Bonddrähte
auf das Umströmungsverhalten bis heute nicht bekannt ist und je nach
Versuchsanordnung direkte Auswirkungen auf die Wanddruckmessungen nicht
ausgeschlossen werden können. Innerhalb dieses Kapitels wird neben dem neuen
Sensordesign, der technologischen Realisierung und der messtechnischen
Charakterisierung der Einzelsensoren der Aufbau eines 3D-Multisensor-Arrays auf
der Oberfläche des zuvor verwandten Zylinders geschildert. Außerdem werden die
mit dem neuen Messzylinder durchgeführten Windkanalmessungen beschrieben
und die gewonnenen Ergebnisse diskutiert.
5.1 Design der Durchkontaktierung
Das Redesign des in Kapitel 4 vorgestellten piezoresistiven Drucksensors
beinhaltet zwei wesentliche Weiterentwicklungen: Neben der Verringerung der
Chipgröße werden Durchkontaktierungen (Through Silicon Via → TSV oder
Through Wafer Via → TWV) in den Sensorchip integriert, um das Drahtbonden
auf der Rückseite zu ermöglichen. Auf diese Weise können neue Methoden der
Aufbau- und Verbindungstechnik entwickelt werden, die aufgrund der geringeren
Chipgröße eine Steigerung der Ortsauflösung ermöglichen.
Bei der Gestaltung der Durchkontaktierungen, die im Folgenden auch als Vias
bezeichnet werden, kommen verschiedene Konzepte in Frage, die je nach
Ausführung unterschiedliche Auswirkungen auf den Prozessablauf haben.
Grundsätzlich wird eine Via in drei Teilschritten realisiert. Zuerst wird das
Silizium strukturiert, anschließend erfolgt die Isolation der freigelegten
Seitenwände und abschließend wird der elektrische Kontakt zwischen Vorder- und
Rückseite hergestellt. Für alle drei Teilschritte können unterschiedliche Prozesse
5 Zweites Sensordesign mit Rückseitenkontaktierung und pn-Diode 111
angewandt werden. In der einschlägigen Literatur finden sich im Wesentlichen
drei erfolgreiche Konzepte zur Realisierung von Silizium-Durchkontaktierungen
auf Waferebene (Konzept a): [5.2], Konzept b): [5.3] – [5.5], Konzept c): [5.6]).
Diese drei Varianten sind skizzenhaft in Abbildung 5.1 dargestellt, wobei von der
Verwendung von SOI-Wafern ausgegangen wird.
a)
• Anisotrope Strukturierung
durch KOH-Ätzen
- Offene Via
+ Einfacher Prozess
b)
• Trockenätzen zur Struk-
turierung des Siliziums
+ Öffnungswinkel variabel
+ Offene oder geschlossene
Via möglich
- Komplizierter Prozess
c)
• Anisotrope Strukturierung
mittels KOH ätzen
• Hoch dotiertes Silizium als
Kontakt zwischen Vorder-
und rückseitiger
Metallisierung
+ Geschlossene Via
- Komplizierter Prozess
Si BOX Isolationsschicht P+ Implantation AlSiCu
Abbildung 5.1 Drei verschiedene Varianten zur Herstellung einer Durchkontaktierung durch
einen Silizium-Wafer. Auf der rechten Seite sind allgemeine (•) sowie vor- (+) und nachteilige (-)
Eigenschaften aufgeführt.
Im Fall der zu entwickelnden AeroMEMS-Drucksensoren müssen die Vias
geschlossen sein, sonst würde der auftretende Druckausgleich zwischen Vorder-
und Rückseite Differenzdruckmessungen unmöglich machen. Ein weiteres
Hauptkriterium für das Design ist die Forderung nach möglichst vollständiger
Funktionalität auf der gesamten Waferoberfläche bei geringem
Optimierungsaufwand des Prozesses. Aus diesen Gründen wird eine abgewandelte
112 Mikrosensor-Arrays für die experimentelle Strömungsmechanik A. Berns
Variante der Durchkontaktierung aus Abbildung 5.1 a) realisiert, die sich im
Wesentlichen dadurch unterscheidet, dass sie in geschlossener Form hergestellt
wird (siehe Abbildung 5.2).
Si
BOX
Isolationsschicht
AlSiCu
Abbildung 5.2 Skizze der ausgewählten Struktur der Durchkontaktierung für den AeroMEMS-
Drucksensor.
Voruntersuchungen bezüglich der technologischen Realisierung derartig
gestalteter Durchkontaktierungen haben gezeigt, dass sowohl die Silizium-
Strukturierung als auch die Isolation der Seitenwände und deren Metallisierung
unproblematisch sind. Die Herausforderungen bei der Herstellung dieser Art von
Vias bestehen einerseits in der Realisierung eines zuverlässigen Kontakts zwischen
Vorder- und Rückseite und andererseits in der Durchführung lithographischer
Prozesse auf der strukturierten Waferrückseite. Diese Einzelheiten werden im
folgenden Unterkapitel zur technologischen Realisierung detailliert behandelt.
5.2 Membrandimensionierung und neues Chiplayout
Für das Redesign wird eine Membrandicke von mindestens 4 µm – gegenüber
3 µm beim ersten Membrandesign – gewählt. Ein entscheidender Grund für diese
Änderung liegt in der besseren Verarbeitbarkeit der Wafer, die aufgrund der
dickeren device-layer eine geringere Durchbiegung (bow) und eine höhere
Stabilität aufweisen (insbesondere nach der Strukturierung der Membranen). Ein
weiteres Problem besteht in der Herstellung der SOI-Wafer, da sich nach Angaben
zuverlässiger Waferlieferanten das Unterschreiten einer Dicke von 4 µm beim
Polieren der device-layer äußerst problematisch auf den erfolgreichen
Prozessablauf auswirkt. Da außerdem die Toleranz dieser Schicht in der Regel
± 0,5 µm beträgt, ist der Einfluss dieser Schwankungen auf die
Sensorempfindlichkeit bei einer dickeren Membran weniger stark ausgeprägt als
bei einer dünneren.
Für die Festlegung der Membranabmessungen werden die Informationen aus den
bisher durchgeführten Messungen herangezogen. Die Ergebnisse der
5 Zweites Sensordesign mit Rückseitenkontaktierung und pn-Diode 113
Wanddruckmessungen am Zylinder, die in Kapitel 4.6.3 vorgestellt werden, zeigen
Differenzdrücke im Bereich von etwa − 600 Pa bis + 450 Pa. Vor diesem
Hintergrund ist bei einer Membrandicke von 4 µm eine Membrangröße von
800 µm eine zufriedenstellende Wahl, da die simulierte Empfindlichkeit, die bei
den Sensoren der ersten Generation sehr gut mit den gemessenen
Empfindlichkeiten übereinstimmt, etwa bei 4,2 µV/(V·Pa) liegt. Bezogen auf die
Sensitivität von 7 µV/(V·Pa) des ersten Sensordesigns mit einer Membrangröße
von 700 µm entspricht dies einer Empfindlichkeitsverringerung von etwa 40 %,
was mit einer deutlichen Erweiterung des linearen Messbereichs einhergeht.
Um jedoch ebenso wie beim ersten Design eine Diversifizierung des Messbereichs
für unterschiedliche Anwendungen zu erreichen, werden neben einer
Membrangröße von 800 × 800 µm² zusätzlich 600 × 600 µm² und
1000 × 1000 µm² realisiert. Abbildung 5.3 zeigt nochmals die mittels Simulation
berechneten Empfindlichkeiten in Abhängigkeit von den Membranabmessungen.
2
3
4
5
6
500
600
700
800
900
1000
1100
0
5
10
15
20
25
30
Sensitivität [µV/(V*Pa)]
Membrankanten-
länge [µm]
Membrandicke [µm]
0
4
8
12
16
20
24
28
32
2
3
4
5
6
500
600
700
800
900
1000
1100
0
5
10
15
20
25
30
Sensitivität [µV/(V*Pa)]
Membrankanten-
länge [µm]
Membrandicke [µm]
0
4
8
12
16
20
24
28
32
Abbildung 5.3 Durch strukturmechanische Simulation berechnete Sensorempflindlichkeiten in
Abhängigkeit von den Membranabmessungen. Die Auswahl der Membrandicke und –kantenlängen
für das Redesign ist durch die roten Markierungen hervorgehoben.
114 Mikrosensor-Arrays für die experimentelle Strömungsmechanik A. Berns
Dabei sind die im Zuge der ersten Sensorgeneration realisierten Membranen mit
schwarzen Ellipsen hervorgehoben, die roten Ellipsen kennzeichnen die Auswahl
der verschiedenen Sensorvarianten der zweiten Generation. Neben der Festlegung
der Membranabmessungen, die keinen Einfluss auf den Prozessablauf haben,
erfordert die Realisierung der Rückseitenkontaktierung eine wesentliche
Erweiterung des Prozessablaufs.
Abbildung 5.4 zeigt die Vorder- (a) und Rückseite (b) des Sensorchiplayouts [5.1].
Im Vergleich zum ersten Sensordesign wird die Chipgröße um fast 50% von
4,5 × 2,5 mm² auf 3 × 2 mm² reduziert, was aufgrund der gewählten
Membrangrößen und der Durchkontaktierungen die minimalen Abmessungen
darstellt. Die Vorderseitenmetallisierung, welche in Abbildung 5.4 a) in rot
dargestellt ist, dient in erster Linie zur Herstellung der elektrischen Verbindungen
zu den hoch dotierten Gebieten der Piezowiderstände und der Diode.
a) Vorderseite b) Rückseite
Abbildung 5.4 Design des piezoresistiven AeroMEMS-Drucksensors der zweiten Generation
(Vorder- (a) und Rückseitenlayouts (b)). Der Sensorchip weist neben der Integration von sechs
Durchkontaktierungen und Rückseiten-Bondpads eine verringerte Größe von 2 × 3 mm² auf. Wie
bereits beim ersten Sensordesign wird eine pn-Diode zur Temperaturmessung in den Chip
integriert.
Auf der Rückseite des Chips (hellblau in Abbildung 5.4 b) dargestellt) befinden
sich insgesamt sechs rechteckige Bondpads, die jeweils eine Größe von
530 × 250 µm² (vier Bondpads zur Kontaktierung der Piezowiderstände) bzw. von
Durch-
kontaktierung
Si-Membran
pn-Diode
Transversaler
Piezowiderstand
Longitudinaler
Piezowiderstand
Isolationsgraben
Rückseiten-
Bondpads
Vorderseiten-
metallisierung
5 Zweites Sensordesign mit Rückseitenkontaktierung und pn-Diode 115
530 × 150 µm² (zwei Bondpads zur Kontaktierung der Diode) aufweisen. Die
Bondpads auf der Rückseite sind bezüglich der Chipgeometrie so zentral wie
möglich angeordnet, um die Zugänglichkeit beim späteren Drahtbonden zu
erleichtern. Die Vorder- und Rückseitenmetallisierung wird mittels sechs
Durchkontaktierungen, die wie beschrieben durch KOH-Ätzen realisiert werden,
miteinander verbunden. Aufgrund der Waferdicke von etwa 300 µm haben die
charakteristischen pyramidenförmigen Öffnungen auf der Rückseite eine relativ
große Fläche von 500 × 500 µm² (dunkelblau in Abbildung 5.4 b) dargestellt). Die
eigentlichen Durchkontaktierungen sind kreisrund und haben einen Durchmesser
von 50 µm. Die Metallisierung besteht aus Aluminium. Die Geometrie und Lage
der Piezowiderstände bleiben ebenfalls unverändert. Lediglich die Form der hoch
dotierten Kontaktbereiche wird geringfügig geändert, so dass diese vollkommen
symmetrisch sind. Im unteren Bereich des Chips befindet sich die integrierte pn-
Diode, die, wie bereits beim ersten Design mit einem Isolationsgraben umgeben
ist. Für den Fall, dass ausschließlich Druckmessungen vorgenommen werden, wird
eine Designvariante ohne integrierte Diode realisiert. Dabei werden die Membran
mit den Piezowiderständen, die Metallisierung sowie die vier
Durchkontaktierungen bei unveränderten Chipabmessungen ins Zentrum
verschoben.
5.3 Technologische Realisierung
Der mikrotechnologische Prozess zur Herstellung der AeroMEMS-Drucksensoren
der zweiten Generation ist eine Weiterentwicklung der in Kapitel 4.2 vorgestellten
technologischen Realisierung des ersten Sensors. Dabei ist zu beachten, dass sich
die Sensorchips aus herstellungstechnischer Sicht lediglich durch die Integration
der Rückseitenkontaktierungen von den ersten Sensoren unterscheiden. Aus
diesem Grund werden nur die zur Herstellung der Vias notwendigen
Prozessschritte näher erläutert. Zur Erhaltung der Übersichtlichkeit wird dennoch
eine vollständige Liste des Prozessablaufs in Tabelle 5.1 aufgeführt. Die mit „Ort“
bezeichnete Spalte gibt an, ob der jeweilige Prozessschritt auf der Vorderseite
(VS), Rückseite (RS) oder auf beiden Seiten (BS) des Wafers stattfindet. Die
Spalte der Parameter enthält lediglich kurze Informationen über den Prozessschritt.
116 Mikrosensor-Arrays für die experimentelle Strömungsmechanik A. Berns
Tabelle 5.1 Prozessübersicht zur Herstellung der AeroMEMS-Drucksensoren der zweiten
Generation. Bei den farblich gekennzeichneten Prozessschritten handelt es sich um neu entwickelte
Teilprozesse, die zur Integration der Vias auf dem Chip durchgeführt werden müssen.
Nr. Bezeichnung Ort Parameter
1 Aufwachsen von SiO2 (Passivierung) BS Ofenoxidation bei 1000°C
2 Ionenimplantationen (B, B+ und P+) VS Implantation von B und P
3 RTA BS Temperung 15s bei 1050°C
4 Abscheidung von Si3N4 (Passivierung) BS LPCVD-Abscheidung bei 780°C
5 Öffnung der Passivierung für die Via RS Trocken- und Nassätzen
6 Aufbringen eines Glaswafers (Wachs) VS Aufbringen des Wachs bei 180°C
7 KOH-Ätzen der Vias (Teil 1) RS BOX dient als Ätzstopp
8 Reinigung (Wachsentfernung) BS Acetonbad für 24 Stunden
9 Entfernung der Passivierung RS Trocken- und Nassätzen
10 Isolation der Via-Seitenwände (SiO2) BS LTO-Abscheidung bei 420°C
11 Isolation der Via-Seitenwände (Si3N4) BS LPCVD-Abscheidung bei 780°C
12 Entfernung der Isolationsschichten VS Trocken- und Nassätzen
13 Metallisierung der Vias RS Sputtern von 2 µm AlSiCu
14 Strukturierung der Bondpads RS Spezial-Lithographieprozess
15 Öffnung der Passivierung für die Vias VS Trocken- und Nassätzen
16 Aufbringen eines Glaswafers (Wachs) RS Wachs nur am Rand aufbringen
17 TMAH-Ätzen der Vias (Teil 2) VS BOX dient als Ätzstopp
18 Reinigung (Wachsentfernung) BS Acetonbad für 24 Stunden
19 Strukturierung des Isolationsgrabens VS Trockenätzprozess
20 Isolation der Via-Seitenwände (SiO2) VS PECVD-Abscheidung bei 350°C
21 Öffnung der Via-Kontaktlöcher VS Nass- und Trockenätzen
22 Ätztest zur Kontrolle VS Auftropfen von AZ326MIF/H2O
23 Öffnung der Piezo-Kontaktlöcher VS Trocken- und Nassätzen
24 Metallisierung VS Sputtern von 2 µm AlSiCu
25 Temperung der Metallisierung BS H2/N2-Athmosphäre bei 450°C
26 Entfernung der Membranpassivierung VS Trocken- und Nassätzen
27 Öffnung der Passivierung für DSE RS Trocken- und Nassätzen
28 DSE RS Bosch Prozess
29 Entfernung des BOX RS Schutzbelackung der VS
30 Vereinzelung der Chips VS Sägen bei 30.000 U/Min
31 Abschlussreinigung der Chips BS Acetonbad bei 45°C und Ethanolbad
5 Zweites Sensordesign mit Rückseitenkontaktierung und pn-Diode 117
Wie bereits bei der ersten Beschreibung der technologischen Realisierung enthält
diese Liste nicht alle notwendigen Einzelschritte, wie beispielsweise
standardmäßige Lithographie- und Reinigungsprozesse. Anhand Tabelle 5.1 ist
ersichtlich, dass die Integration der Durchkontaktierungen den bisherigen
Prozessablauf erheblich verlängert. Tatsächlich ist es so, dass der Aufwand für die
Herstellung der Vias in etwa dem Aufwand des verbleibenden Prozesses zur
technologischen Realisierung der Sensorchips entspricht. Im Folgenden wird
anhand einer graphischen Prozessabfolge detailliert auf die farblich markierten
Prozessschritte, die für die Herstellung der integrierten Vias nötig sind,
eingegangen. Um alle relevanten Aspekte ausreichend zu erläutern, wird eine
spezielle Schnittansicht gewählt, die in Abbildung 5.5 in Form einer schwarzen
Pfeillinie gekennzeichnet ist.
Abbildung 5.5 Verlaufdarstellung der Schnittansicht für den technologischen Prozessablauf
(siehe Abbildung 5.6). Der Schnitt zeigt die Durchkontaktierung, einen der Piezowiderstände, die
Sensormembran, einen weiteren Piezowiderstand und ganz rechts die pn-Diode.
Diese Schnittansicht ermöglicht es den Querschnitt einer Via, der Membran,
zweier Piezowiderstände inklusive der zugehörigen hoch dotierten Bereiche sowie
der pn-Diode mit Isolationsgraben in einer Darstellung zu betrachten. Diese
skizzenhaften Schnittansichten sind in Abbildung 5.6 aufgeführt, um den
Prozessablauf zu verbildlichen.
118 Mikrosensor-Arrays für die experimentelle Strömungsmechanik A. Berns
a) Waferzustand nach Prozessschritt 4: Aufwachsen einer 100 nm dicken SiO2-
Schicht durch Trockenoxidation bei 1000°C; Implantation der Piezowiderstände, der
hoch dotierten Kontaktbereiche und der pn-Diode (p+- und n+-Gebiet); Aktivierung
durch RTA für 15 s bei 1050°C; Abscheidung einer 60 nm dicken Si3N4-Schicht zur
Vervollständigung der Passivierung (Tabelle 5.1: Nr. 1 bis 4)
b) Öffnung der Passivierung auf der Rückseite; KOH-Ätzen zur Strukturierung des
ersten Teils der Vias (Tabelle 5.1: Nr. 5 bis 8)
c) Entfernung der Passivierung von der Rückseite; LTO (SiO2)- und LPCVD-
Abscheidung (Si3N4) zur Isolation der Via-Seitenwände (Tabelle 5.1: Nr. 9 bis 11)
d) Entfernung der Isolationsschichten auf der Vorderseite; Rückseitige
Metallisierung und Strukturierung der Bondpads (Tabelle 5.1: Nr. 12 bis 14)
e) Öffnung der Passivierung auf der Vorderseite im Bereich der Vias; TMAH-Ätzen
zur Strukturierung des zweiten Teils der Vias und Ätzen des Isolationsgrabens für
die pn-Diode (Tabelle 5.1: Nr. 15 bis 19)
5 Zweites Sensordesign mit Rückseitenkontaktierung und pn-Diode 119
f) PECVD (Plasma Enhanced Vapour Deposition)-Abscheidung (SiO2) und
Strukturierung zur Isolation der Via-Seitenwände sowie Öffnung der Via-
Kontaktlöcher auf der Vorderseite (Tabelle 5.1: Nr. 20 bis 22)
g) Öffnung der Kontaktlöcher zu den Piezowiderständen; Metallisierung der
Vorderseite, Strukturierung und Temperung in Formiergasathmosphäre bei 450°C
(Tabelle 5.1: Nr. 23 bis 25)
h) Fertigstellung der Sensorchips: Entfernung der Membranpassivierung auf der
Vorderseite; Öffnung der Isolationsschichten im Bereich der Membranen auf der
Rückseite; Strukturierung der Membranen mittels DSE (Bosch Prozess) auf der
Rückseite; Entfernung des BOX unterhalb der Membranen; Vereinzelung und
Reinigung der Chips (Tabelle 5.1: Nr. 26 bis 31)
Silizium BOX (SiO2) Trockenoxid (SiO2) P+ Imp. Piezo Imp.
n+ Imp. Si3N4 LTO (RS) bzw. PECVD-SiO2 (VS) AlSiCu
Abbildung 5.6 Schematische Darstellung des Prozessablaufs zur Herstellung der AeroMEMS-
Drucksensoren der zweiten Generation mit Rückseitenkontaktierungen. Es wird die in
Abbildung 5.5 gekennzeichnete Schnittansicht dargestellt, wobei die Beschriftungen a) bis h) die
jeweiligen Prozessschritte zusammenfassen.
Im Folgenden werden die in Abbildung 5.6 veranschaulichten Teilprozesse gemäß
der Bildunterschriften a) bis h) näher erläutert.
a) Trockenoxidation, Implantation, Temperung und Si3N4-Abscheidung (1-4)
Der Prozess zur Herstellung der Sensorchips der zweiten Generation beginnt in
gleicher Weise wie der in Kapitel 4.2 beschriebene Ablauf mit einer
120 Mikrosensor-Arrays für die experimentelle Strömungsmechanik A. Berns
Trockenoxidation, drei Implantationsschritten sowie der Aktivierung durch RTA.
Anschließend wird die Passivierung durch LPCVD-Abscheidung einer 60 nm
dicken Siliziumnitridschicht vervollständigt. An dieser Stelle ist anzumerken, dass
eine Schichtdicke von 60 nm gewählt wird, da Voruntersuchungen gezeigt haben,
dass sich die Si3N4-Schichtdicke im gesamten Prozessverlauf um etwa 15 nm
verringert und die ideale Schichtdicke etwa 45 nm beträgt.
b) Öffnung der Passivierung (RS) und KOH-Ätzen (erster Teil der Vias) (5-8)
Die Öffnung der Passivierung erfolgt durch zwei aufeinander folgende
Ätzprozesse. Das Siliziumnitrid wird mittels SF6-Plasmaätzen unter Verwendung
einer Fotoresistschicht als Maskierung strukturiert. In dem darauf folgenden
nasschemischen Ätzprozessschritt wird in gepufferter HF-Ätzmischung (BOE) das
darunter liegende Siliziumdioxid selektiv zum Silizium entfernt. Nach Entfernung
der Fotoresistmaske wird bei einer Temperatur von etwa 200°C unter Verwendung
von Wachs ein Glaswafer auf die Vorderseite aufgebracht. Diese
Standardmaßnahme dient dem Schutz der Wafervorderseite vor dem Kontakt mit
der KOH-Ätzlösung. Das dazu verwendete Wachs wird später durch ausgiebige
Reinigung mit Aceton entfernt. Die anisotrope Strukturierung des Siliziums zur
Herstellung des rückseitigen Teils der Vias wird in 33%iger KOH-Lösung bei
einer Temperatur von 80°C durchgeführt. Das Ätzen findet in einem speziellen
doppelwandigen, öltemperierten Gefäß statt, durch dessen Verwendung sowohl die
Ätztemperatur als auch die Konzentration der KOH-Lösung konstant gehalten
werden kann. Die strukturierte Siliziumnitridschicht auf der Rückseite fungiert bei
diesem Prozessschritt als Maskierung. Der Ätzprozess stoppt aufgrund der hohen
Selektivität zwischen Silizium und Siliziumdioxid auf dem BOX. Bei einer
Grubenöffnung von 500 × 500 µm² und einer Waferdicke von 300 µm beträgt die
Kantenlänge der geätzten Öffnung am BOX aufgrund des charakteristischen
Ätzwinkels von 54,74°, unter Berücksichtigung einer lateralen Unterätzung von
einem Prozent, etwa 80 µm. Nach dem Ätzen wird der Glaswafer unter
Temperatureinwirkung abgelöst und das auf der Oberfläche zurückbleibende
Wachs durch Reinigung in Aceton entfernt.
c) Entfernung der Passivierung (RS), LTO-SiO2- und LPCVD-Si3N4-
Abscheidung (9-11)
Aufgrund der lateralen Unterätzung der als Maskierung verwandten Passivierung
muss diese nach dem KOH-Ätzen vollflächig entfernt werden, da anderenfalls bei
der späteren Metallisierung kein Kontakt zwischen der Oberfläche und den
geätzten Seitenwänden hergestellt werden kann. Die Passivierung wird wie bereits
5 Zweites Sensordesign mit Rückseitenkontaktierung und pn-Diode 121
in Teilschritt b) beschrieben durch Trockenätzen und anschließendes
nasschemisches Ätzen beseitigt. Als Isolationsmaterial für die Seitenwände der
Via eignet sich Siliziumdioxid aufgrund der hohen Durchbruchfeldstärke und der
gut kontrollierbaren Abscheidung am besten. Voruntersuchungen bezüglich der
SiO2-Abscheidung haben gezeigt, dass die Uniformität der Schichtdicke
maßgeblich vom verwendeten Abscheidungsprozess abhängt. Im direkten
Vergleich zwischen einem PECVD- und einem LTO-Prozess (low temperature
oxide) sind die Ergebnisse des letzteren bei der vorliegenden Topographie der
Waferoberfläche eindeutig zu bevorzugen, was vor allem auf den niedrigeren
Prozessdruck und die damit verbundene geringere Abscheiderate zurückzuführen
ist. Nachteilig ist allerdings, dass die Abscheidung auf beiden Waferseiten
stattfindet und daher die auf der Vorderseite aufgebrachte Schicht in einem
zusätzlichen Prozessschritt entfernt werden muss. Die Schichtdicke des
verwendeten Siliziumoxids beträgt auf der Oberfläche etwa 1200 µm und nimmt
bis zum Boden der Grube auf etwa 800 µm ab. Die Abscheidung findet bei einem
Prozessdruck von 28 cTorr in einer Atmosphäre aus Silan (100 sccm SiH4) und
Sauerstoff (140 sccm O2) bei 420°C statt. Anschließend wird eine 60 nm dicke
Siliziumnitridschicht bei 780°C in einem LPCVD-Prozess abgeschieden. Diese
dient im späteren Verlauf als Ätzstopp für die nasschemische Strukturierung der
Siliziumoxidschichten zur Öffnung der Via-Kontaktlöcher.
d) Entfernung der Isolationsschichten (VS), Metallisierung und
Strukturierung der Bondpads (RS) (12-14)
Um die aufgebrachten Isolationsschichten von der Vorderseite des Wafers zu
entfernen wird zunächst das Siliziumnitrid mit dem bereits erläuterten
Trockenätzprozess beseitigt. Anschließend wird das Siliziumdioxid mittels BOE
selektiv zum darunter liegenden Siliziumnitrid geätzt. Da die Oberfläche der
Waferrückseite mit Siliziumnitrid bedeckt ist und dieses nahezu resistent
gegenüber dem Ätzangriff des BOE ist, können die Wafer ohne Schutzmaßnahmen
– wie einseitiges Belacken oder die Verwendung einer Schutzklebefolie –
prozessiert werden. Die Metallisierung der Waferrückseite wird mittels Sputtern
von 2 µm AlSiCu erzeugt. Die anschließende Strukturierung der Bondpads
erfordert wegen der tiefen Ätzgruben und scharfen Kanten am Übergang der
Gruben einen speziellen Belackungsprozess, da anderenfalls keine geschlossene
Fotoresistschicht – insbesondere im Bereich der Kanten – realisiert werden kann.
Diese Belackung erfolgt in zwei Teilschritten. Zunächst werden 3 ml verdünnter
Fotoresist (70 % AZ1415H + 30 % AZ1500) auf die Oberfläche aufgetropft, so
122 Mikrosensor-Arrays für die experimentelle Strömungsmechanik A. Berns
dass sämtliche Gruben gefüllt sind. Der auf der Oberfläche befindliche Lack wird
anschließend durch das Abziehen mit einer Folie entfernt. Nach einer 15-
minütigen Trockenpause bei 50°C werden 3 ml unverdünnter Fotolack (AZ1514H)
aufgetropft und bei 100 U/Min 70 Sekunden lang verteilt. Dabei sammelt sich der
überschüssige Lack am Rand, wo er mit einem Bemcot aufgefangen wird. Die
Vorhärtung des Lacks (Prebake) erfolgt durch 15-minütige Trocknung bei 50°C
und anschließende einstündige Lagerung im Ofen bei 90°C. Die aus dieser
Prozedur resultierende Lackdicke beträgt etwa 12 µm. Bei ausreichender
Belichtung lässt sich die Lackschicht in ca. vier Minuten entwickeln
(AZ 326 MIF). Der Lack wird nach der Entwicklung 40 Minuten bei 120°C
ausgehärtet und dient als Ätzmaske für den anschließenden nasschemischen
Aluminium-Ätzprozess. Die auf der Oberfläche verbleibenden Siliziumreste
werden in einer Poly-Silizium-Ätzlösung beseitigt.
e) Öffnung der Passivierung (VS), TMAH-Ätzen (zweiter Teil der Vias) und
Strukturierung der Isolationsgräben der Dioden (15-19)
Zur Strukturierung des zweiten Teils der Vias wird die Passivierung auf der
Vorderseite wie unter Teilabschnitt b) beschrieben geöffnet. Dabei wird das
Aluminium auf der Rückseite mit einer Klebefolie vor dem Ätzangriff geschützt.
Eine solche Schutzfolie kommt im weiteren Prozessverlauf immer dann zum
Einsatz, wenn der Kontakt der Metallisierung auf der Vorder- oder Rückseite mit
einer Ätzlösung oder mit Entwickler bzw. Remover unterbunden werden soll.
Das Siliziumnitrid dient wie zuvor beim KOH-Ätzen als Maskierung für den
folgenden Tetramethylammoniumhydroxid (TMAH)-Ätzprozess ([5.7] [5.8]). In
diesem Fall wird eine 25 %ige wässrige Lösung von Alfa Aesar (Reinheitsgrad:
99.9999 %) verwendet, da diese Konzentration einen guten Kompromiss zwischen
der Rauhigkeit der geätzten Seitenwände und der Ätzrate darstellt [5.9]. Obwohl
TMAH gegenüber KOH einige Nachteile aufweist, wie beispielsweise die stärkere
laterale Unterätzung und die weitaus höhere Toxizität, wird es meist in Prozessen
eingesetzt, in denen der Kontakt mit Kalium-Ionen unterbunden werden muss. Da
die Auswirkungen auf die Stabilität der Piezowiderstände, die durch den Kontakt
zwischen KOH und der Passivierung hervorgerufen werden, nicht hinreichend
bekannt sind, wird an dieser Stelle ebenfalls auf den Einsatz von KOH verzichtet.
Um die metallisierte Rückseite vor dem TMAH zu schützen, wird wie beim KOH-
Ätzen ein Glaswafer unter Verwendung von Wachs aufgebracht.
Dabei ist es allerdings notwendig im Bereich der „Via-Membranen“ jeglichen
Kontakt mit dem Wachs zu vermeiden, da diese anderenfalls während des Ätzens
5 Zweites Sensordesign mit Rückseitenkontaktierung und pn-Diode 123
bersten. Dieses Problem wird dadurch verursacht, dass durch das Abkühlen und
Zusammenziehen des Wachses große mechanische Spannungen auf die Via-
Membranen wirken. Wird anschließend auf der Oberseite die 4 µm dicke
Siliziumschicht entfernt, reicht die Stabilität der verbleibenden Schichten (400 nm
BOX; 800 nm LTO; 60 nm Si3N4 und 2 µm AlSiCu bei einer Fläche von etwa
80 × 80 µm²) nicht aus, um diese Spannung aufzunehmen. Das linke Foto in
Abbildung 5.7 zeigt die Rückseite eines Wafers, der ausschließlich am Rand mit
einer Wachsschicht versehen ist, durch die der Glaswafer fixiert wird. Nach dem
Ätzen wird der Glaswafer in einem Acetonbad abgelöst. Die Strukturierung des
Isolationsgrabens, der die pn-Diode umgibt, wird mittels RIE durchgeführt. Auf
dem rechten Foto in Abbildung 5.7 ist der Ausschnitt eines Chips von der
Vorderseite nach Durchführung dieser Prozessschritte abgebildet. Durch die
quadratischen Öffnungen im Silizium ist das auf der Rückseite befindliche AlSiCu
deutlich sichtbar, da die Siliziumoxidschichten naturgemäß transparent sind.
a) Waferrückseite mit Glaswafer b) Bereich eines Chips
Abbildung 5.7 Foto eines Wafers, dessen Rückseite durch das Aufbringen eines Glaswafers vor
dem TMAH-Ätzangriff geschützt ist (a). Aufgrund der Fragilität der Durchkontaktierungen wird
das Wachs lediglich am Rand des Wafers aufgebracht. Das Detailfoto (b) zeigt den Bereich eines
Chips von der Vorderseite. Neben den Vias und der silbrig glänzenden Rückseitenmetallisierung ist
der Isolationsgraben sichtbar.
BOX
Vias
Wachsversiegelung am Rand
124 Mikrosensor-Arrays für die experimentelle Strömungsmechanik A. Berns
f) PECVD-Abscheidung von SiO2 und Strukturierung zur Isolation der Via-
Seitenwände (VS) sowie Öffnung der Via-Kontaktlöcher (VS) (20-22)
Die vorderseitige Isolation der Seitenwände wird mittels PECVD-Abscheidung
einer 800 nm dicken Siliziumoxidschicht bei 350°C vorgenommen. Die
anschließende Strukturierung erfolgt nasschemisch unter Einsatz von BOE. Es
handelt sich dabei um die Öffnung der Kontaktlöcher zur
Rückseitenmetallisierung. Von der Vorderseite aus betrachtet wird eine etwa 2 µm
dicke Siliziumoxidschicht, die sich aus 800 nm PECVD-SiO2, 400 nm BOX
(Feuchtoxid) und 800 nm LTO zusammensetzt, mittels BOE geätzt. Als
Maskierung dient eine 2 µm dicke Fotoresistschicht. Um die Haftung des Lacks
auf der Oberfläche zu verbessern, werden die Wafer vor dem Belacken für
mehrere Stunden bei 350°C gelagert und anschließend einem Sauerstoffplasma
ausgesetzt. Da die Ätzraten der verschiedenen Schichten aufgrund der
unterschiedlichen Abscheideprozesse stark voneinander abweichen und die
einzelnen Schichtdicken nicht genau bekannt sind, muss die Ätztiefe während der
Strukturierung mehrmals überprüft werden. Da aufgrund der Transparenz der
Schichten keine optischen Messmethoden in Frage kommen, wird ein Profilometer
eingesetzt. Das Siliziumnitrid oberhalb der rückseitigen Metallschicht fungiert als
Ätzstopp. Nach Erreichen dieser Schicht erfolgt die eigentliche Kontaktöffnung
durch Trockenätzen in SF6-Plasma. Um vor der Metallisierung den Erfolg dieser
Prozedur zu verifizieren, wird auf der Waferoberfläche an mehreren Stellen ein
„Ätztest“ durchgeführt (siehe Abbildung 5.8). Dazu wird mit einer Pipette ein
Tropfen Entwickler-Lösung (AZ 326 MIF mit Wasser gemischt) auf die
Oberfläche gegeben und der Bereich der entsprechenden Kontaktöffnungen unter
dem Makroskop beobachtet. Der Grund für die Verwendung eines Gemischs aus
Entwickler und Wasser ist die Verstärkung der Ätzwirkung des Entwicklers in
Bezug auf Aluminium bei Verunreinigung mit Wasser. Davon abgesehen ist die
Entwickler-Lösung der Aluminium-Ätzlösung aus sicherheitsrelevanten Gründen
vorzuziehen. Der bei erfolgreicher Entfernung aller Isolationsschichten oberhalb
der Rückseitenmetallisierung einsetzende Ätzangriff auf das Aluminium macht
sich eindeutig in der Beschaffenheit der betroffenen Metalloberfläche bemerkbar,
wie es in Abbildung 5.8 a) und b) zu beobachten ist.
5 Zweites Sensordesign mit Rückseitenkontaktierung und pn-Diode 125
a) Via vor dem Ätztest (VS) b) Via nach erfolgreichem Ätztest (VS)
Abbildung 5.8 Fotos einer Via mit strukturierter Kontaktlochöffnung vor (a) und nach (b)
erfolgreicher Durchführung des Ätztests zur Verifizierung des vorangehenden Prozesses zur
Öffnung der Kontaktlöcher. Nach Applikation eines Gemischs aus Entwickler und Wasser auf eine
Stelle der Oberfläche wird bei erfolgreicher Kontaktlochöffnung das Aluminium auf der Rückseite
angegriffen und verfärbt sich darauf hin, wie es im rechten Foto sichtbar ist.
g) Öffnung der Kontaktlöcher zu den Piezowiderständen, Metallisierung
(VS), Strukturierung und Temperung in Formiergasatmosphäre (23-25)
Bevor die Wafer vorderseitig metallisiert werden, findet die Öffnung der
Kontaktlöcher zu den hoch dotierten Bereichen – und damit zu den
Piezowiderständen – statt (Standard-Ätzprozess zur Öffnung der Passivierung).
Direkt vor der Metallabscheidung wird die Oberfläche durch Sputterätzen
gereinigt, um die Haftung zu verbessern und die Realisierung eines Ohm´schen
Kontakts zum Halbleiter sicherzustellen. Nach der Strukturierung der 2 µm dicken
AlSiCu-Schicht werden die Wafer bei 450°C für 20 Minuten in einer
Stickstoff/Wasserstoff-Atmosphäre getempert, wodurch einerseits die
Durchkontaktierungen fertig gestellt werden und andererseits ein Ohm´scher
Kontakt zwischen dem AlSiCu und den hoch dotierten Kontaktbereichen entsteht.
Abbildung 5.9 zeigt den Querschliff einer der Vias. An dieser Stelle des Prozesses
werden die elektrischen Eigenschaften der Wafer mit Hilfe eines Waferprobers
charakterisiert. Diese Messung findet auf der Rückseite statt, da auf diese Weise
die Funktionstüchtigkeit der Vias überprüft wird.
126 Mikrosensor-Arrays für die experimentelle Strömungsmechanik A. Berns
a) Querschliff einer Via b) Detailaufnahme
Abbildung 5.9 Querschliff einer fertiggestellten Durchkontaktierung (a). Foto (b) zeigt den
Randbereich der Via in vergrößerter Darstellung.
Die nun folgenden Prozessschritte sind bereits Gegenstand der technologischen
Realisierung des Sensors der ersten Generation und werden der Vollständigkeit
halber lediglich kurz erwähnt.
h) Fertigstellung der Chips (26-31)
Nachdem die Membranpassivierung auf der Vorderseite entfernt wird, um
mechanische Spannungen zu minimieren, werden die Isolationsschichten (Si3N4
und LTO) auf der Rückseite geöffnet. Für diesen Schritt wird die unter Teilschritt
d) beschriebene Belackungsprozedur angewandt. Nach der Membranstrukturierung
mittels Bosch Prozess wird das BOX nasschemisch entfernt. Vor dem Vereinzeln
der Chips wird die Vorderseite mit Fotoresist geschützt. Die Reinigung der Chips,
bei der die Lackschichten auf beiden Seiten entfernt werden, erfolgt in
verschiedenen Acetonbädern sowie in einem Ethanolbad. Abbildung 5.10 zeigt ein
Foto dreier Sensorchips, wobei es sich bei dem Chip auf der rechten Seite um das
Design ohne Diode handelt.
50 µm
AlSiCu-Metallisierung 4 µm device-layer
Bulk-Silizium
BOX
5 Zweites Sensordesign mit Rückseitenkontaktierung und pn-Diode 127
Abbildung 5.10 Foto der fertiggestellten AeroMEMS-Drucksensorchips auf einer Euro Cent
Münze. Die Chipgröße beträgt 2 × 3 mm². Der linke (VS) und mittlere Chip (RS) verfügen über
eine integrierte pn-Diode. Bei dem rechten Chip handelt es sich um das Design zur
ausschließlichen Druckmessung ohne Diode.
5.4 Messtechnische Charakterisierung
Für die Kalibrierung der Sensoren wird die in Kapitel 4.3 zum Einsatz kommende
Messausrüstung verwendet und die bereits erprobte Messprozedur angewandt.
Obwohl die Chips über Rückseiten-Bondpads verfügen, werden bei der
Charakterisierung die Vorderseiten-Pads verwendet. Auf diese Weise ist
sichergestellt, dass die Membran sich während der Messprozedur frei bewegen
kann und nicht durch den Kontakt mit Fotoresist oder der Leiterplatte beschädigt
wird. Abbildung 5.12 zeigt das Ausgangssignal eines Sensors, der eine
Membrangröße von 800 × 800 µm² hat und mit einer Speisespannung von einem
Volt betrieben wird, für einen Differenzdruckbereich von 1,2 kPa zusammen mit
dem Resultat der FEM-Simulation.
Wie sich bereits im Rahmen der Charakterisierung der Sensoren der ersten
Generation gezeigt hat, treten bei der Sensorempfindlichkeit relativ große
Schwankungen von Chip zu Chip auf, was auf die Toleranz der Membrandicke
zurückzuführen ist. Aus diesem Grund werden die Daten von etwa 50 Sensorchips
pro Design zur Bildung von gemittelten Werten herangezogen.
Rückseiten-
kontaktierung
Silizium Membran
pn-Diode mit Isolationsgraben
Chipdesign ohne
Diode
128 Mikrosensor-Arrays für die experimentelle Strömungsmechanik A. Berns
-800 -400 0 400 800 1200
-6
-4
-2
0
2
4
6
FEM-Simulation
Kalibrierdaten
-1200
Ausgangsspannung [mV]
Differenzdruck [Pa]
-800 -400 0 400 800 1200
-6
-4
-2
0
2
4
6
FEM-Simulation
Kalibrierdaten
-1200
Ausgangsspannung [mV]
Differenzdruck [Pa]
Abbildung 5.11 Ausgangssignal eines Sensors mit einer 800×800 µm² großen und 4 µm dicken
Membran über dem angelegten Differenzdruck. Die Kalibrierung des Sensors erfolgt bei einer
Speisespannung von einem Volt.
Tabelle 5.2 fasst alle relevanten Kenngrößen der drei Designvarianten der
Sensoren der zweiten Generation zusammen.
Tabelle 5.2 Übersicht der Kalibrierdaten zu den drei verschiedenen Sensortypen.
Bezeichnung Einheit Werte
Membrankantenlänge [µm] 600 800 1000
Messbereich [kPa] ± 1,6 ± 1 ± 0,6
Nichtlinearität [%/FSO] < 1
Empfindlichkeit [µV/(VPa)] 1,8 4,2 5,5
Druckauflösung [Pa] 2 1 0,8
Offsetspannung [mV] 8 ± 3
Brückenwiderstand [Ω] 2050 ± 50
Temperaturkoeffizient des Offsets (TKO) [%/K] − 0,05
Temperaturkoeffizient der
Empfindlichkeit (TKS)
[%/K] − 0,15
Ausgangsspannungsdrift [µV/24h] < ± 10
Mechanische Resonanzfrequenz [kHz] - 80 60
Temperaturkoeffizient der pn-Diode [mV/K] − 2,2 (100 µA Speisestrom)
Widerstand einer Via [Ω] 0,35
5 Zweites Sensordesign mit Rückseitenkontaktierung und pn-Diode 129
Den Angaben zu den Eigenfrequenzen der Membranen liegen wegen der
Aufwendigkeit der Versuche lediglich je drei Messungen zugrunde. Aufgrund der
hohen Membransteifigkeit und der damit verbundenen Problematik der
Schwingungsanregung der 600 × 600 µm² Membran konnte für diesen Sensortyp
keine Eigenfrequenz bestimmt werden.
Bei einem Vergleich der Kalibrierdaten der beiden Sensorgenerationen fällt auf,
dass beispielsweise der TKO, der TKS und der Temperaturkoeffizient der Diode,
voneinander abweichen, obwohl die gleichen Implantationsparameter verwendet
werden. Mögliche Gründe dafür sind einerseits die bessere Waferqualität (anderer
Waferhersteller) und andererseits die durch Prozessveränderungen bzw. –
schwankungen hervorgerufenen Abweichungen.
5.5 Entwicklung eines 3D-Multi-Sensor-Arrays
In Kapitel 4.5 wird der Entwurf und die Montage eines linienförmigen Sensor-
Arrays für die Oberfläche eines Zylinderstumpfs beschrieben. Im Rahmen der
darauf folgenden Kapitel werden die damit durchgeführten Druckmessungen
dargestellt und die vorliegende Strömungstopologie, durch welche die gemessenen
Wanddruckfelder hervorgerufen werden, erläutert. In diesem Abschnitt wird die
Weiterentwicklung des Sensor-Arrays in Form eines neuartigen, flächenhaften 3D-
Multi-Sensor-Arrays präsentiert [5.10]. Das Design dieses Arrays, bestehend aus
insgesamt 154 Sensoren, wird in Abbildung 5.12 in Form einer 3D-Konstruktion
veranschaulicht. Dieses Sensor-Array stellt gegenüber dem in Kapitel 4.5
beschriebenen Array aufgrund der erhöhten Sensoranzahl und –dichte, der
flächenhaften Anordnung, durch welche synchrone, flächenhafte Druckmessungen
ermöglicht werden, sowie der verbesserten Aufbau- und Verbindungstechnik eine
enorme Weiterentwicklung dar.
Im Gegensatz zu den bisher entwickelten Arrays können die Sensoren der zweiten
Generation auf der Rückseite kontaktiert und direkt in die Zylinderoberfläche
integriert werden, was eine signifikante Platzersparnis bedeutet. Zur Herstellung
der elektrischen Schnittstelle zu den Sensoren werden flexible, einseitig
metallisierte Leiterplatten (Basismaterial: 75 µm Polyimidfolie) auf die Rückseite
der betreffenden Oberfläche geklebt. Nach dem Einsetzen der Sensoren erfolgt die
Kontaktierung auf der Rückseite mittels Drahtbonden. Das konstruktive Design
des Zylinders ist in diesem Fall sehr eng mit der Arraygestaltung verknüpft, da die
Zylinderoberfläche als Sensorträger fungiert. Die hohe Sensoranzahl und die
Komplexität des Gesamtsystems erfordern einen modularen Aufbau, bei dem alle
130 Mikrosensor-Arrays für die experimentelle Strömungsmechanik A. Berns
Komponenten vor der Endmontage auf ihre Funktionalität überprüft und bei
Bedarf repariert bzw. ausgetauscht werden können.
Abbildung 5.12 Design des aus 154 Sensoren bestehenden 3D-Multi-Sensor-Arrays auf der
Oberfläche des Zylinderstumpfs zur Durchführung von Oberflächen-Druckmessungen mit höherer
Ortsauflösung.
Ein weiterer Grund für die Unterteilung des Zylinders in verhältnismäßig kleine
Baugruppen ist die dadurch gewonnene Erleichterung beim Bestücken,
Drahtbonden sowie beim Verguss der Sensoren. Das 3D-Multi-Sensor-Array setzt
sich aus folgenden Segmenten zusammen:
• 1 PCB-Array (17 Sensoren in einer Linie auf dem Deckel; 3,5 mm Raster)
• 2 verkürzte Vertikal-Arrays (je 10 Sensoren in zwei Zeilen; 5°Raster mit
10 mm Abstand zwischen beiden Zeilen; 20° Winkelabdeckung)
Horizontales
Arraysegment
mit 200° Winkel-
abdeckung
(27 Sensoren) Vertikales
Sensor-Array mit
5° Raster
(5 x 23 Sensoren)
PCB-Array
(17 Sensoren)
5 Zweites Sensordesign mit Rückseitenkontaktierung und pn-Diode 131
• 8 Vertikal-Arrays (je 15 Sensoren in drei Zeilen; 5°Raster mit 10 mm
Abstand zwischen den Zeilen; 20° Winkelabdeckung)
• 1 Horizontal-Array (17 Sensoren in einer Zeile; 5° bzw. 10° Raster; 200°
Winkelabdeckung)
Die einzelnen Segmente werden mit Passstiften und Schrauben am Zylinderkörper
fixiert. Zur Ermöglichung der Kalibrierung wird jedes Einzel-Array mit einer
Referenzdruckkammer ausgestattet (siehe Abbildung 5.13).
Abbildung 5.13 Diese Schnittansichten verdeutlichen den inneren Aufbau des Zylinders.
Zugentlastung
Zylinderfuß mit Kugellager
Bereiche für
Flex-Leiterplatten
Referenzdruckkammern
132 Mikrosensor-Arrays für die experimentelle Strömungsmechanik A. Berns
Durch Integration von Zugentlastungen lässt sich die nötige Stabilität bei der
Handhabung der Segmente und der Verkabelung erreichen. Um die Rotation des
Zylinders um die Längsachse zu ermöglichen, wird der Zylinderfuß mit einem
Kugellager ausgestattet.
Abbildung 5.14 zeigt ein Foto eines der bestückten Segmente (Vertikal-Array) mit
der zugehörigen Referenzdruckkammer. Im Bereich der Sensoren beträgt die
verbleibende Wandstärke des Segments nur etwa 1,5 mm.
Abbildung 5.14 Das Foto zeigt eines der für 15 Sensoren ausgelegten Zylindersegmente. Die
flexible Leiterplatte wird mit doppelseitigem Klebeband auf die Rückseite geklebt und fungiert als
elektrische Schnittstelle zwischen Sensoren und Messgeräten. Mit Hilfe der Referenzdruckkammer,
die ebenfalls auf die Rückseite geklebt wird, können die Sensoren kalibriert werden.
Der Ablauf bei der Bestückung eines solchen Arrays mit Sensoren ist
folgendermaßen gestaltet:
• Aufkleben der Flex-Leiterplatte auf der Innenseite des Segments
• Ausstanzen der rechteckigen Leiterplattenöffnungen von außen (2×3 mm²)
• Aufkleben einer Kapton-Folie auf der Außenseite des Segments
• Ausstanzen der kreisrunden Löcher an den Positionen der
Sensormembranen (Durchmesser: 1,5 mm)
• Einsetzten der Sensoren von der Rückseite
• Drahtbonden auf der Rückseite
• Elektrischer Funktionstest (Kontrolle der Offsetspannung)
Flexible Leiterplatte
Referenzdruckkammer
Zylindersegment
(Sensorträger)
5 Zweites Sensordesign mit Rückseitenkontaktierung und pn-Diode 133
• Verguss der Sensoren zur Positionsfixierung
• Elektrischer Funktionstest (Kontrolle der Offsetspannung)
• Entfernen der Kapton-Folie von der Vorderseite
• Aufkleben der Referenzdruckkammer mit Silikonkleber
• Anlöten der Kabel und abschließende Kalibrierung
Da alle verwendeten Sensoren bereits im Vorfeld kalibriert wurden, kann während
der Bestückung anhand der Offsetspannung, bzw. anhand starker Änderungen,
beurteilt werden, ob die Sensorchips beschädigt wurden. Stellt sich nach der
abschließenden Kalibrierung heraus, dass einer oder mehrere Sensoren nicht
zufriedenstellend arbeiten, was beispielsweise durch fehlerhaftes Vergießen
verursacht werden kann, werden die betroffenen Chips nachträglich ausgetauscht
bis alle Sensoren des Arrays einwandfrei funktionieren.
Abbildung 5.15 Foto des Horizontal-Arrays nach dem Aufkleben und Stanzen der Flex-
Leiterplatte. Die freiliegenden Enden der Leiterplatte werden nach dem Anbringen einer
Stabilisierungsschiene an dieser fixiert.
Der Aufbau des in Abbildung 5.15 dargestellten Horizontal-Arrays wird nach dem
gleichen Prinzip vorgenommen. In diesem speziellen Fall wird die
Referenzdruckkammer durch Einkleben einer 0,2 mm dicken, biegsamen
Stahlschiene in eine entsprechende Nut realisiert. Die Abdichtung der Kammer
wird durch die Verwendung eines Silikonklebers gewährleistet.
134 Mikrosensor-Arrays für die experimentelle Strömungsmechanik A. Berns
Das oberflächenbündige Einsetzen der Sensoren in die Aluminiumsegmente wird
anhand der Fotos in Abbildung 5.16 verdeutlicht. Foto a) zeigt einen kleinen
Ausschnitt der Vorder- bzw. Außenseite eines der Segmente, das mit der gelochten
Kapton-Folie versehen und bereits mit einem Sensor bestückt ist.
a) Einzelsensor (Vorderseite) b) Einzelsensor (Rückseite)
Abbildung 5.16 Fotos eines Ausschnitts der Außen- (a) und Innenseite (b) eines der Segmente
während der Bestückungsprozedur.
Der Einzelsensor wird von der Rückseite gegen die Folie gedrückt und somit
vorläufig in seiner Lage fixiert. Für das Stanzen der Folie wird eine Justierhilfe
verwendet, die nur einen geringen Lagefehler des Lochs gestattet. Auf diese Weise
wird sichergestellt, dass einerseits kein Vergussmittel auf die Vorderseite des
Chips gelangt und andererseits der Kontakt zwischen Membran und Kaptonfolie
unterbunden wird. Abbildung 5.16 b) zeigt den gleichen Ausschnitt des Arrays von
der Rück- bzw. Innenseite. Die aufgeklebte Flex-Leiterplatte wird vor dem
Aufkleben der Kaptonfolie mit Hilfe eines rechteckigen Stanzwerkzeugs gelocht,
wodurch das Einsetzen der Chips erst ermöglicht wird. Nach dem Bestücken
werden die Sensoren mittels Au-Drahtbonden kontaktiert und anschließend im
Randbereich vergossen. Bei diesem Arbeitsschritt muss ausreichend Vergussmittel
verwendet werden, um die Chips sowohl zu fixieren als auch abzudichten. Dabei
muss allerdings der Kontakt des Vergussmittels mit der Membran vermieden
werden. Das Foto in Abbildung 5.17 zeigt den fertig gestellten Messzylinder.
Sensormembran
Gelochte Ka
p
tonfolie Bond
p
ads
Flex-Leiter
p
latte
5 Zweites Sensordesign mit Rückseitenkontaktierung und pn-Diode 135
Abbildung 5.17 Foto des mit 154 Einzelsensoren vollständig bestückten 3D-Multi-Sensor-Arrays.
Das auf dem Deckel befindliche Sensor-Array wird mittels doppelseitig klebender Folie fixiert. Bei
der Vergussmasse handelt es sich um das zwei-Komponenten Silikonvergussmittel RT 563.
Um zu verdeutlichen, wie der Zylinder als Gesamtsystem mit einer fehlerfrei
funktionierenden Schnittstelle zur Messausrüstung realisiert ist, wird der Deckel in
Abbildung 5.18 entfernt, so dass man von oben in das Innere des Zylinders blicken
kann. Jeder Sensor ist über ein separates Kabel, welches aus zwei verdrillten und
geschirmten Leitungen besteht, mit den Messgeräten verbunden. Dabei werden die
Sensoren eines Arrays mit Hilfe einer gemeinsamen Spannungsversorgung mit
Horizontal-Array
mit 200° Winkel-
abdeckung
Vertikales
Flächen-
Array
(5° Raster)
136 Mikrosensor-Arrays für die experimentelle Strömungsmechanik A. Berns
einem Volt betrieben. Die Schirmungen sind sensorseitig kurzgeschlossen und
werden mit dem auf Erdpotential liegenden Zylinder verbunden. Um die
Kalibrierung zu ermöglichen, ist jedes Array über einen Schlauch, der an die
jeweilige Referenzdruckkammer angeschlossen ist, mit dem Druckkalibrator
verbunden. Nach der Montage des Zylinders erfolgt eine abschließende
Funktionsüberprüfung und nochmalige Kalibrierung aller Sensoren.
Abbildung 5.18 Das Foto zeigt den Messzylinder ohne Deckel von oben. Jedes der Einzel-Arrays
ist über einen Schlauch mit dem Druckkalibrator verbunden. Die elektrischen Leitungen werden
mittels Zugentlastungen fixiert und im hinteren Bereich des Zylinders nach unten heraus geführt.
5.6 Umströmung eines Zylinderstumpfs auf einer ebenen Platte
(Leitexperiment)
Der neue Messzylinder wird für die wiederholte Durchführung des zuvor
geschilderten Leitexperiments zur Oberflächendruckmessung eingesetzt. Dabei
steht nach wie vor die präzise Bestimmung der Druckverteilung auf der
Zylinderoberfläche im Vordergrund der Untersuchung. Dazu wird das in
Kapitel 4.6 ausführlich beschriebene Experiment unter Verwendung einer
erweiterten Messausrüstung wiederholt und um verschiedene Aspekte erweitert.
Dabei handelt es sich um die Bestimmung der Wanddruckverteilung auf der
Zylinderoberfläche bei zwei weiteren Strömungsgeschwindigkeiten (20 m/s und
5 Zweites Sensordesign mit Rückseitenkontaktierung und pn-Diode 137
40 m/s) und um Messungen, die unter Verwendung des Horizontal-Arrays
durchgeführt werden. Abbildung 5.19 zeigt ein Foto des Zylinders auf einer
ebenen Plexiglasplatte im Windkanal des Lehrstuhls für Strömungsmechanik der
Universität Rostock. Die Sensorssignale werden mittels eines 64-Kanal-
Messsystems erfasst und verstärkt. Der bereits zuvor verwendete Druckkalibrator
dient zur Sensorkalibrierung.
Abbildung 5.19 Foto des neuen Messaufbaus im offenen Windkanal der Universität Rostock
(Lehrstuhl für Strömungsmechanik). Der Zylinder ist ebenso wie der Vorgänger drehbar gelagert
und auf einer Plexiglasplatte montiert. Das 64-Kanal-Messsystem (Firma National Instruments)
wird zur Signalerfassung eingesetzt. Der Druckkalibrator wird für die Sensorkalibrierung benötigt.
5.6.1 Neuer Messablauf und Datenverarbeitung
Der neue Messablauf unterscheidet sich prinzipiell nicht von der in Kapitel 4.6.2
beschriebenen Vorgehensweise. Jede Messung wird mittels einer einstündigen
Warmlaufphase, in der der Windkanal auf Betriebstemperatur gebracht wird,
begonnen. Auf diese Weise lassen sich die Temperaturschwankungen während
einer Messung auf weniger als ein Grad Celsius beschränken, was manuell mit
Hilfe einer der pn-Dioden auf dem Zylinderdeckel-Array kontrolliert wird. Vor
dem Beginn einer Messung findet unter Verwendung des Druckkalibrators eine
Druckkalibrierung zur Bestimmung der aktuellen Offsetwerte und
Empfindlichkeiten aller Sensoren statt. Anschließend wird die Messung
durchgeführt, wobei der Zylinder mittels einer manuell zu bedienenden
Messzylinder
Druckkalibrator
Messsystem
138 Mikrosensor-Arrays für die experimentelle Strömungsmechanik A. Berns
Drehvorrichtung in die gewünschte Winkelposition gedreht wird. Es wird eine
Abtastfrequenz von 2 Kilohertz bei einer Abtastdauer von 60 Sekunden verwendet.
Aus den zeitabhängigen Ausgangsspannungen werden nach Durchführung des
Experiments unter Verwendung der zugehörigen Kalibrierdaten die zeitlich
gemittelte Druckverteilung und die Standardabweichung des Differenzdrucks für
die gesamte Zylinderoberfläche ermittelt. Im Zentrum des Interesses steht nach
wie vor die Konfiguration des Leitexperiments, welches durch eine
Anströmgeschwindigkeit von 26 m/s (Reynoldszahl 200.000) charakterisiert ist.
Für diese Geschwindigkeit wird wie zuvor der Vergleich der zeitgemittelten
Druckverteilung zu dem Ergebnis der Large-Eddy-Simulation hergestellt ([5.13]
[5.14]). Um Informationen über die Symmetrie der Messung zu erhalten, was eine
Beurteilung bezüglich der Verbesserung der Zylinderoberfläche hinsichtlich der
Arraysegmentübergänge ermöglicht, wird die Druckverteilung für den gesamten
Winkelbereich von -180° bis 180° abgebildet.
Neben der Messung bei der angegebenen Geschwindigkeit werden die
Druckverteilungen bei Geschwindigkeiten von 20 m/s (Reynoldszahl 150.000) und
40 m/s (Reynoldszahl 300.000) ermittelt, wobei die letztere Messung auf den
positiven Winkelbereich beschränkt ist, um die Messzeit zu minimieren. Darüber
hinaus wird das Horizontal-Array, welches eine Winkelabdeckung von 200°
aufweist, verwendet, um einerseits die Druckverteilung über dem Array in
Abhängigkeit von der Anströmgeschwindigkeit zu bestimmen und andererseits
zeitsynchrone Messungen auf dem Zylindermantel durchzuführen. Dabei
interessieren insbesondere die Bereiche der Ablösegebiete. Anhand der
synchronen Daten können wichtige Informationen über das Schwankungsverhalten
bei der Strömungsseparation gewonnen werden. Derartige Messungen konnten
aufgrund der einfacheren Konfiguration nicht mit dem ersten Messzylinder
durchgeführt werden.
5.6.2 Ergebnisse und Diskussion
Abbildung 5.20 zeigt auf der linken Seite (a) das neue Messergebnis der zeitlich
gemittelten Druckverteilung und auf der rechten Seite (b) das aus der Large-Eddy-
Simulation hervorgehende Resultat. Anhand der Farbskala, auf die sich beide
Darstellungen beziehen, und den Koordinatenachsen können die jeweiligen
Druckwerte einer bestimmten Oberflächenposition zugeordnet werden.
5 Zweites Sensordesign mit Rückseitenkontaktierung und pn-Diode 139
-180-135-90 -45 0 45 90 135180
0
40
80
120
160
200
240
Zylinderhöhe [mm]
Winkel [°]
-550
-442
-334
-227
-119
-11
97
204
312
420
Druck [Pa]
240
0
40
80
120
160
200
Winkel [°]
-180-135-90 -45 0 45 90 135180
Zylinderhöhe [mm]
-180-135-90 -45 0 45 90 135180
0
40
80
120
160
200
240
Zylinderhöhe [mm]
Winkel [°]
-550
-442
-334
-227
-119
-11
97
204
312
420
Druck [Pa]
240
0
40
80
120
160
200
Winkel [°]
-180-135-90 -45 0 45 90 135180
-180-135-90 -45 0 45 90 135180
Zylinderhöhe [mm]
a) MEMS-Messung b) Large-Eddy-Simulation
Abbildung 5.20 Konturplot der zeitlich gemittelten Druckverteilung auf der Zylinderoberfläche.
Links ist das Ergebnis der Wanddruckmessung bei einer Anströmgeschwindigkeit von 26 m/s,
rechts das Ergebnis der Large-Eddy-Simulation abgebildet.
Die Druckverteilung zeigt im Bereich der laminaren Anströmung (Anströmwinkel:
0°) zwischen ca. 0° und 30° (ebenso im negativen Winkelbereich) einen
maximalen Staudruck von 420 Pa. Der Druck sinkt aufgrund der Umströmung mit
zunehmendem Winkel und erreicht das Minimum im oberen Bereich des Zylinders
bei einer Höhe zwischen 170 mm und 230 mm in einem Winkelbereich zwischen
75° und 85°. Im Gegensatz zu dem Ergebnis, welches mit dem ersten
Messzylinder bestimmt wurde, zeigt die in Abbildung 5.20 a) dargestellte
gemessene Druckverteilung eine gut ausgeprägte Symmetrie. Diese vorliegende
Symmetrie in der zeitlich gemittelten Druckverteilung lässt bereits an dieser Stelle
darauf schließen, dass die zuvor auftretende Unsymmetrie ein Resultat der
ungleichmäßigen Übergänge zwischen Arraysegmenten und Zylinderkörper war.
Bei der simulierten Druckverteilung erstreckt sich der Bereich des
Druckminimums über einen größeren Höhenbereich des Zylinders und fällt zudem
etwas schmaler aus. Der simulierte Minimaldruck liegt auf einem etwas höheren
Niveau als der gemessene minimale Druck. Im hinteren Bereich des Zylinders
oberhalb von 90° hat der Druck ein negatives Vorzeichen und ist nahezu konstant.
Lediglich im oberen Bereich zwischen 140 mm und 190 mm befindet sich ein
lokales Minimum, welches sowohl im Ergebnis der LES als auch in der Messung
zu finden ist. Dieser erhöhte Unterdruck wird durch die rezirkulierende Strömung,
die hinter dem Zylinder entsteht, hervorgerufen. Beim Vergleich dieses Resultats
140 Mikrosensor-Arrays für die experimentelle Strömungsmechanik A. Berns
mit der Simulation und der ersten Messung (Kapitel 4.6.3, Abbildung 4.27) wird
ersichtlich, dass die neueren Messergebnisse neben einer deutlich stärker
ausgeprägten Symmetrie eine bessere Übereinstimmung mit der Simulation
zeigen. Darüber hinaus sind in der Druckverteilung aufgrund der höheren
Ortsauflösung mehr Details auf der unteren Zylinderhälfte zu erkennen, die auch
in der Simulation zu finden sind. Abbildung 5.21 zeigt die gemessene, zeitlich
gemittelte Druckverteilung auf dem Zylinderdeckel (a) neben dem
Simulationsergebnis (b) in Polarkoordinaten.
Zylinderradius [mm]
-400
-358
-317
-275
-233
-192
-150
10
20
30
40
50
60
0
10
20
30
40
50
60
030
60
90
120
150
180
-150
-120
-90
-60
-30 030
60
90
120
150
180
-150
-120
-90
-60
-30
Druck [Pa]
Zylinderradius [mm]
-400
-358
-317
-275
-233
-192
-150
10
20
30
40
50
60
0
10
20
30
40
50
60
10
20
30
40
50
60
0
10
20
30
40
50
60
030
60
90
120
150
180
-150
-120
-90
-60
-30 030
60
90
120
150
180
-150
-120
-90
-60
-30
Druck [Pa]
a) MEMS-Messung b) Large-Eddy-Simulation
Abbildung 5.21 Konturplot der zeitlich gemittelten Druckverteilung auf dem Zylinderdeckel in
Polarkoordinaten. Links ist das Ergebnis der Wanddruckmessung bei einer
Anströmgeschwindigkeit von 26 m/s, rechts das Ergebnis der Large-Eddy-Simulation dargestellt.
Was dieses Resultat angeht, so ergeben sich daraus keine neuen Erkenntnisse. Die
vorliegenden Drücke zwischen − 150 Pa und − 400 Pa stimmen allerdings etwas
besser als die aus Abbildung 4.28 in Kapitel 4.6.3 mit der Simulation überein. In
den in Abbildung 5.21 dargestellten Ergebnissen treten die geringsten Drücke im
Winkelbereich zwischen 30° und 90° (und − 30° bis − 90°) und über einen Radius
von null bis ca. 50 mm auf. Zwei weitere lokale Minima befinden sich im
Messergebnis bei ± 90° und einem Radius von 55 mm. Im Ergebnis der LES sind
die Positionen dieser lokalen Minima nach hinten verschoben (± 120°). Das
Maximum ist bei beiden Resultaten im Randbereich zwischen 130° und 180° (und
− 130° bis − 180°) zu finden. Die Messergebnisse auf dem Zylinderdeckel sind
ebenso wie die auf dem Mantel sehr symmetrisch.
In Abbildung 5.22 sind die auf dem Mantel und Deckel ermittelten
Standardabweichungen des Wanddrucks dargestellt. Hier ist eine leichte
Unsymmetrie im oberen Zylinderbereich erkennbar, was sich auch am Rand auf
5 Zweites Sensordesign mit Rückseitenkontaktierung und pn-Diode 141
dem Zylinderdeckel bei 90° abzeichnet. Die vorliegenden Abweichungen sind
jedoch bei Weitem nicht so stark, wie es bei den ersten Messungen mit dem ersten
Messzylinder der Fall war. Auffällig sind die lokalen Maxima im Fußbereich des
Zylinders bei etwa ± 115°, welche „Fußabdrücke“ des in der Einleitung erwähnten
Hufeisenwirbels sind. In den ersten Messungen konnte kein Indiz für die Ablösung
dieses Wirbelsystems gefunden werden, was wiederum auf die höhere
Ortsauflösung des neuen Sensor-Arrays im Fußbereich des Zylinders
zurückzuführen ist.
5
15
25
35
45
55
65
75
p‘ [Pa]
Zylinderhöhe [mm]
240
0
40
80
120
160
200
Winkel [°]
-180-135-90 -45 0 45 90 135180
Zylinderradius [mm]
10
20
30
40
50
60
0
10
20
30
40
50
60
030
60
90
120
150
180
-150
-120
-90
-60
-30
5
15
25
35
45
55
65
75
p‘ [Pa]
5
15
25
35
45
55
65
75
p‘ [Pa]
Zylinderhöhe [mm]
240
0
40
80
120
160
200
Winkel [°]
-180-135-90 -45 0 45 90 135180
Zylinderhöhe [mm]
240
0
40
80
120
160
200
Winkel [°]
-180-135-90 -45 0 45 90 135180
-180-135-90 -45 0 45 90 135180
Zylinderradius [mm]
10
20
30
40
50
60
0
10
20
30
40
50
60
030
60
90
120
150
180
-150
-120
-90
-60
-30
Zylinderradius [mm]
10
20
30
40
50
60
0
10
20
30
40
50
60
10
20
30
40
50
60
0
10
20
30
40
50
60
030
60
90
120
150
180
-150
-120
-90
-60
-30 030
60
90
120
150
180
-150
-120
-90
-60
-30
a) Zylindermantel b) Zylinderdeckel
Abbildung 5.22 Standardabweichung des Drucks auf der Zylindermantelfläche (a) und auf dem
-deckel (b) bei einer Anströmgeschwindigkeit von 26 m/s.
Auf dem Zylinderdeckel findet man zwei Maxima bei etwa ± 85°. In diesem Fall
treten jedoch keine Doppelmaxima auf, was belegt, dass sich der
Strömungszustand während der Messung nicht ändert, wie es zuvor der Fall war.
Auch diese Tatsache ist darauf zurückzuführen, dass keine signifikante
Beeinflussung der Strömung durch die Arraysegmentübergänge am Zylinder
vorliegt.
Bei den folgenden Konturplots handelt es sich jeweils um die zeitlich gemittelte
Verteilung und die Standardabweichung des Druck auf dem Zylindermantel bei
einer Anströmgeschwindigkeit von 20 m/s (Abbildung 5.23) und 40 m/s
(Abbildung 5.24). Im Fall der Ergebnisse für 20 m/s wurde die gleiche Farbskala
verwendet, wie sie für die Anströmgeschwindigkeit von 26 m/s angegeben ist.
Erwartungsgemäß ist qualitativ die gleiche Druckverteilung zu finden, lediglich
die Druckminima und –maxima sind weniger stark ausgeprägt. Der Staudruck
142 Mikrosensor-Arrays für die experimentelle Strömungsmechanik A. Berns
beträgt etwa nur 310 Pa und das Minimum liegt bei ca. − 330 Pa. Da die
Ergebnisse auf dem Deckel die gleiche Tendenz zeigen und keine neuen
Erkenntnisse liefern, sind sie nicht abgebildet.
-180-135-90 -45 0 45 90 135180
0
40
80
120
160
200
240
Zylinderhöhe [mm]
Winkel [°]
-550
-442
-334
-227
-119
-11
97
204
312
420
p [Pa] 240
5
15
25
35
45
55
65
75
p‘ [Pa]
0
40
80
120
160
200
Winkel [°]
-180-135-90 -45 0 45 90 135180
-180-135-90 -45 0 45 90 135180
0
40
80
120
160
200
240
Zylinderhöhe [mm]
Winkel [°]
-550
-442
-334
-227
-119
-11
97
204
312
420
p [Pa] 240
5
15
25
35
45
55
65
75
p‘ [Pa]
0
40
80
120
160
200
Winkel [°]
-180-135-90 -45 0 45 90 135180
-180-135-90 -45 0 45 90 135180
a) Zeitl. Gemittelte Druckverteilung b) Standardabweichung des Drucks
Abbildung 5.23 Zeitlich gemittelte Druckverteilung (a) und Standardabweichung des Drucks (b)
auf dem Zylindermantel bei einer Anströmgeschwindigkeit von 20 m/s.
0 30 60 90 120 150 180
0
40
80
120
160
200
240
Zylinderhöhe [mm]
Winkel [°]
-1100
-874
-649
-423
-198
28
253
479
704
930
p [Pa]
0 30 60 90 120 150 180
0
40
80
120
160
200
240
Winkel [°]
0
40
80
120
160
200
240
280
p‘ [Pa]
0 30 60 90 120 150 180
0
40
80
120
160
200
240
Zylinderhöhe [mm]
Winkel [°]
-1100
-874
-649
-423
-198
28
253
479
704
930
p [Pa]
0 30 60 90 120 150 180
0
40
80
120
160
200
240
Winkel [°]
0
40
80
120
160
200
240
280
p‘ [Pa]
a) Zeitl. Gemittelte Druckverteilung b) Standardabweichung des Drucks
Abbildung 5.24 Zeitlich gemittelte Druckverteilung (a) und Standardabweichung des Drucks (b)
auf dem Zylindermantel bei einer Anströmgeschwindigkeit von 40 m/s.
5 Zweites Sensordesign mit Rückseitenkontaktierung und pn-Diode 143
Die Druckverteilung und Standardabweichung bei einer Anströmgeschwindigkeit
von 40 m/s liefert ein qualitativ anderes Ergebnis, welches sich anhand zweier
deutlicher Phänomene von den bisher diskutierten Ergebnissen unterscheidet. Zum
einen dehnt sich das Druckminimum im Bereich der Ablösung über die gesamte
Zylinderhöhe aus und verschiebt sich mit zunehmender Höhe nach Hinten bis zu
einem Winkel von 120°. Zum anderen ist das Maximum der Standardabweichung
des Drucks nicht wie zuvor im oberen Teil des Zylinders zu finden, sondern in
einer Höhe zwischen 50 mm und 160 mm. Das Gebiet mit höheren
Druckschwankungen ist zudem breiter ausgedehnt als bei den beiden anderen
Messungen.
Abbildung 5.25 veranschaulicht den Zusammenhang zwischen der
Druckverteilung auf dem Horizontal-Array und der Anströmgeschwindigkeit.
-600
-400
-200
0
200
400
600
800
-100 -80 -60 -40 -20 0 20 40 60 80 100
Winkel [°]
Wanddruck [Pa]
u = 0 m/s u = 5 m/s u = 10 m/s u = 15 m/s
u = 20 m/s u = 26 m/s u = 30 m/s u = 35 m/s
Abbildung 5.25 Wanddruckverteilung über dem Horizontal-Array bei verschiedenen
Anströmgeschwindigkeiten.
Bei der Messung befindet sich der Zentralsensor des Horizontal-Arrays bei einem
Winkel von 0°. Da das Array einen Winkelbereich von 200° abdeckt, liegen
144 Mikrosensor-Arrays für die experimentelle Strömungsmechanik A. Berns
Druckdaten für − 100° bis 100° bei einer Zylinderhöhe von 120 mm vor. Bei allen
gemessenen Geschwindigkeiten zwischen 0 m/s und 35 m/s findet man prinzipiell
die gleiche Druckverteilung. Lediglich die Maxima bzw. Minima wachsen mit
steigender Anströmgeschwindigkeit, wobei jeweils das Verhältnis des
Minimaldrucks (Winkel: 65°) zum Staudruck (Winkel: 0°) -0,6 beträgt und bei
allen Geschwindigkeiten gleich groß ist.
Um eine zeitaufgelöste Darstellung des Wanddrucks zu erhalten, in welcher der
Ablösebereich auf beiden Seiten des Zylinders sichtbar ist, wird die gleiche
Konfiguration bei einer Geschwindigkeit von 26 m/s verwendet. Ein Ausschnitt
von 100 ms ist in Abbildung 5.26 in Form zweier Konturplots visualisiert.
-100 -60 -30 0 30 60 100
Winkel [ °]
0
10
20
30
40
50
60
70
80
90
100
Zeit [ms]
-290
-176
-62
51
165
278
392
p [Pa]
0
10
20
30
40
50
60
70
80
90
100
Zeit [ms]
-36
-27
-17
-8
1,3
11
20
29
39
-100 -60 -30 0 30 60 100
Winkel [ °]
p-p [Pa]
-100 -60 -30 0 30 60 100
Winkel [ °]
0
10
20
30
40
50
60
70
80
90
100
Zeit [ms]
-290
-176
-62
51
165
278
392
p [Pa]
-100 -60 -30 0 30 60 100
Winkel [ °]
0
10
20
30
40
50
60
70
80
90
100
Zeit [ms]
-290
-176
-62
51
165
278
392
p [Pa]
-290
-176
-62
51
165
278
392
-290
-176
-62
51
165
278
392
p [Pa]
0
10
20
30
40
50
60
70
80
90
100
Zeit [ms]
-36
-27
-17
-8
1,3
11
20
29
39
-36
-27
-17
-8
1,3
11
20
29
39
-100 -60 -30 0 30 60 100
Winkel [ °]
p-p [Pa]
a) Zeitl. aufgelöster Wanddruck b) Differenz des Wanddrucks zum Mittelwert
Abbildung 5.26 Zeitlich aufgelöster Wanddruck (a) über dem Horizontal-Array und Differenz des
Wanddrucks zum Wanddruckmittelwert des jeweiligen Winkels (b) bei einer
Anströmgeschwindigkeit von 26 m/s.
Abbildung 5.26 a) zeigt den farbig kodierten Wanddruck in Abhängigkeit vom
Winkel und von der Zeit. In dieser Darstellung sind die Schwankungen im äußeren
Winkelbereich ab ± 60° nur schwer erkennbar. Aus diesem Grund bietet es sich an,
die Differenz aus dem Wanddruck und dem für den jeweiligen Winkel
herrschenden zeitlich gemittelten Druck zu bilden und ebenfalls über der Zeit
aufzutragen (b). Eine Betrachtung des Ergebnisses offenbart die zeitliche Abfolge
der Druckschwankungen auf beiden Seiten des Zylindermantels aufgrund der
Strömungsablösung, welche in der Ausbildung der in der Einleitung erwähnten
5 Zweites Sensordesign mit Rückseitenkontaktierung und pn-Diode 145
Hauptwirbelstraße (Kármàn-Wirbelstraße) resultiert. Zum einen schwankt der
Druck im Winkelbereich zwischen 50° und 100° (und − 50° bis − 100°) periodisch
um den jeweiligen Mittelwert und zum anderen sind die Schwankungen auf beiden
Zylinderseiten um 180° phasenverschoben. Die Schwingungsfrequenz beträgt etwa
33 Hz. Die Existenz der Kármàn-Wirbelstraße mit der entsprechenden
Wirbelfrequenz wurde bereits im Vorfeld der Druckmessungen nachgewiesen
[5.11].
5.7 Zusammenfassung
Dieses Kapitel umfasst die Beschreibung des Chiplayout der AeroMEMS-
Sensoren der zweiten Generation, die technologische Realisierung, die
messtechnische Charakterisierung, die Arrayintegration und die mit dem neuen
3D-Multisensor-Array durchgeführten Windkanalexperimente [5.10]. Das
Redesign zeichnet sich neben der verringerten Fläche von 2 × 3 mm² durch eine
Rückseitenkontaktierung aus. Obwohl der Prozess zur Herstellung der neuen
Sensoren deutlich aufwändiger als die Realisierung der vorderseitig kontaktierten
Sensoren ist, ergeben sich daraus bezüglich der Arrayintegration entscheidende
Vorteile, durch welche die Realisierung flächenhafter Sensor-Arrays erst
ermöglicht wird. Unter Verwendung einer neu entwickelten hybriden Aufbau- und
Verbindungstechnik, die auf der Verwendung von sowohl starren als auch
flexiblen Leiterplatten in Verbindung mit speziell gefertigten Trägersegmenten aus
Aluminium beruht, wird ein aus 154 Einzelsensoren bestehendes 3D-Multisensor-
Array wandbündig in die Oberfläche eines Messzylinders integriert. Unter Einsatz
dieses Zylinders wird das in Kapitel 4.6 ausführlich beschriebene Leitexperiment
wiederholt und sogar erweitert, um neue und vertiefte Erkenntnisse bezüglich der
Wanddruckverteilung auf der Zylinderoberfläche zu erlangen.
Einerseits zeigen die Messergebnisse eine bessere Übereinstimmung mit der
Simulation und andererseits liegen bei allen Messungen eine weitaus stärker
ausgeprägte Symmetrie und eine höhere Ortsauflösung, als bei den Messungen mit
dem ersten Zylinder, vor. Darüber hinaus belegen die mit dem Horizontal-Array
durchgeführten Messungen den größeren Nutzen des Sensor-Redesigns für die
experimentelle Strömungsmechanik, da auf diese Weise neue Erkenntnisse
bezüglich der zeitlich aufgelösten Druckverteilung gefunden werden konnten.
Durch die Rückseitenkontaktierung und die dadurch ermöglichte weiterentwickelte
Aufbau- und Verbindungstechnik ergeben sich vielseitigere Möglichkeiten für die
146 Mikrosensor-Arrays für die experimentelle Strömungsmechanik A. Berns
Gestaltung von Oberflächen-Sensor-Arrays, die sich sowohl durch sehr geringe
Strömungsbeeinflussung als auch durch eine hohe Ortsauflösung auszeichnen.
Es ist beispielsweise auch möglich anstelle der pn-Diode, die zur
Temperaturmessung vorgesehen ist, einen Wandschubspannungssensor zu
integrieren, um auf diese Weise gekoppelte Druck- und
Wandschubspannungsmessungen auf einem Chip vorzunehmen. Diese
Weiterentwicklung des bestehenden Sensors wird im folgenden Kapitel 6
vorgestellt.
5 Zweites Sensordesign mit Rückseitenkontaktierung und pn-Diode 147
Literatur zu Kapitel 5
[5.1] A. Berns, H.-D. Ngo, U. Buder, E. Obermeier, AeroMEMS Pressure
Sensor Array Featuring Through-Wafer Vias for High-Resolution Wall
Pressure Measurements, Proceedings of the 21st IEEE International
Conference on Micro Electro Mechanical Systems, Tucson, AZ, USA,
2008,S. 896–899.
[5.2] M. Gad-el-Hak, The MEMS Handbook, CRC Press, New York, USA,
Kapitel 16: MEMS Fabrication, 2001, S. 16-11 – 16-183.
[5.3] S.J. Ok, C. Kim und D.F. Baldwin, High Density, High Aspect Ratio
Through-Wafer Electrical Interconnect Vias vor MEMS Packaging, IEEE
Transactions on Advanced Packaging, Band 26, Nr. 3, 2003, S. 302-309.
[5.4] F.E. Rasmussen, J. Frech, M. Heschel und O. Hansen, Fabrication of High
Aspect Ratio Through-Wafer Vias in CMOS Wafers for 3-D Packaging
Applications, Proceedings of the 12th International Conference on Solid
State Sensors, Actuators and Microsystems, Boston, 2003, Paper ID:
3E123.P.
[5.5] J.H. Wu, J.A. del Alamo und K.A. Jenkins, A High Aspect-Ratio Silicon
Substrate-Via Technology and Applications: Through-Wafer Interconnects
for Power and Ground and Faraday Cages for SOC Isolation, Technical
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480.
[5.6] D. Ewald, A. Van Den Berg und A. Grisel, Technology for Backside
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[5.7] W. Sonphao und S. Chaisirikul, Si Anisotropic Etching of TMAH Solution,
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[5.8] K. Sato, M. Shikida, T. Yamashiro, K. Asaumi, Y. Iriye und M.
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6 Drittes Sensordesign mit RS-Kontaktierung und integriertem Wandhitzdraht 149
6 Drittes Sensordesign mit RS-Kontaktierung und
integriertem Wandhitzdraht
Der AeroMEMS-Sensor der dritten Generation beinhaltet neben dem in Kapitel 5
vorgestellten Drucksensor anstelle der pn-Diode einen Wandhitzdraht zur
Messung der Wandschubspannung und deren Fluktuationen [6.1].
Die Wandschubspannung ist ebenso wie der Wanddruck eine der wichtigsten
Kenngrößen zur Beurteilung des Strömungszustands wandgebundener Strömungen
in der experimentellen Strömungsmechanik [6.2]. Bei der Wandschubspannung τw
handelt es sich um die lokale, flächenbezogene Wandreibungskraft, die ein Fluid
durch seine Viskosität auf einen Körper ausübt. Sie ist über den Newton´schen
Reibungsansatz (Gleichung (6.1))
w
wdy
du ⎟
⎟
⎠
⎞
⎜
⎜
⎝
⎛
⋅=
µτ
(6.1)
als Produkt aus dem Geschwindigkeitsgradienten des Fluids an der Wand und
dessen dynamischer Viskosität µ definiert. Unmittelbar an der Wand ist die
Geschwindigkeit aufgrund der Haftbedingung null und steigt je nach
Strömungszustand auf unterschiedliche, charakteristische Weise innerhalb der
sogenannten Grenzschicht auf die Außenströmungsgeschwindigkeit u∞ an.
Gängige Methoden zur Bestimmung der Wandschubspannung sind der Einsatz von
Wandhitzdrähten oder –heißfilmen. Das Messprinzip beruht auf dem konvektiven
Wärmeaustausch zwischen dem beheizten Draht und dem umströmenden Fluid
[6.3]. Dabei wird der Draht als variabler Widerstand innerhalb einer
Wheatsone´schen Brücke betrieben und entweder mit konstantem Strom versorgt
(Constant Current Anemometer → CCA) oder bei einer konstanten Temperatur
betrieben (Constant Temperature Anemometer → CTA), wobei diese anhand des
elektrischen Widerstands des Drahts geregelt wird. Letztere Methode kommt in
der experimentellen Strömungsmechanik häufiger zur Anwendung, da auf diese
Weise in Zusammenwirkung mit der elektrischen Regelschaltung deutlich höhere
Grenzfrequenzen des Gesamtsystems erreicht werden können. Der Zusammenhang
zwischen der lokalen Wandschubspannung und dem Ausgangssignal der
Brückenschaltung wurde bereits 1914 von King untersucht [6.4] und ist
empirischer Natur. Aus diesem Grund ist die Kalibrierung eines Hitzdrahts zur
quantitativen Bestimmung der Wandschubspannung erforderlich, was gleichzeitig
den größten Nachteil dieser Messmethode darstellt, da die Kalibrierung lediglich
150 Mikrosensor-Arrays für die experimentelle Strömungsmechanik A. Berns
für den jeweiligen Strömungszustand anwendbar ist. In der Praxis werden
Wandhitzdrähte jedoch meist zur Messung der Fluktuationen eingesetzt, da auf
diese Weise die wichtigsten Informationen bezüglich des Strömungszustands
gewonnen werden können und sich die aufwendige Kalibrierung erübrigt. Näheres
zum Funktionsprinzip von Wandschubspannungssensoren, insbesondere von
Heißfilm- und Hitzdrahtsensoren (Hitzdrahtanemometrie), kann der Fachliteratur
entnommen werden (beispielsweise [6.5] [6.6]).
In den vergangenen fünfzehn Jahren wurde neben den konventionell hergestellten
Hitzdrahtsonden eine Reihe von MEMS basierten Wandschubspannungssensoren
entwickelt und erfolgreich getestet. Dabei kommen neben verschiedenen
Materialien auch diverse Herstellungsprozesse zum Einsatz. Häufig wird dotiertes
Poly-Silizium, das in Oberflächen-Mikromechanik-Technologie prozessiert wird,
als Sensormaterial verwendet, wie es beispielsweise in den Arbeiten von Jiang et
al. ([6.7] [6.8]) und Chen et al. [6.9] beschrieben wird. Es liegen allerdings auch
Arbeiten vor bei denen Aluminium als Draht- oder Heißfilmmaterial zum Einsatz
kommt ([6.10] [6.11]). Die Realisierung von 2D-Sensor-Arrays für das Monitoring
statischer und dynamischer Wandschubspannungsfelder unter Verwendung von
Nickel-Hitzdrähten auf Polyimid-Folien wird in der Dissertation von Buder
beschrieben [6.6]. Alle genannten Aufzeichnungen konzentrieren sich jedoch auf
die Entwicklung von Sensoren, mit deren Hilfe ausschließlich die
Wandschubspannung gemessen werden kann.
Die bisher einzigen in der Literatur dokumentierten Arbeiten in denen ein Sensor
beschrieben wird, mit dem neben der Wandschubspannung zusätzlich der
Wanddruck ermittelt werden kann, stammen von Löfdahl et al. [6.12] und von
Kälvesten [6.13], der den Sensor detailliert im Rahmen seiner Dissertation
vorstellt. Das Design dieses Sensors ist in Abbildung 6.1 dargestellt. Es basiert auf
der Verwendung eines SOI-Substrats, das rückseitig mit einer Kavität versehen ist.
Auf der dadurch entstandenen Membran, die eine Fläche von 1,5 × 1,5 mm²
aufweist, sind neben einem piezoresistiven Drucksensor zwei Heißfilmsensoren
integriert. Die aus Poly-Silizium hergestellte Drucksensormembran hat eine Größe
von 100 × 100 µm² und kann aufgrund der rückseitigen Belüftung, die aus
prozesstechnischen Gründen vorgenommen werden muss, lediglich
Druckschwankungen detektieren (piezoresistives Mikrofon). Der
Wandschubspannungssensor basiert auf einem Poly-Silizium-Heißfilm, mit dessen
Hilfe die Wandschubspannung in Folge des umströmenden Fluids ermittelt werden
kann. Dabei ist die Menge der abtransportierten thermischen Energie ein Maß für
6 Drittes Sensordesign mit RS-Kontaktierung und integriertem Wandhitzdraht 151
die Wandreibung. Aufgrund der geringen thermischen Masse derartiger beheizter
Strukturen und den damit einhergehenden extrem kleinen Ansprechzeiten werden
Fluktuationsmessungen der Wandschubspannung im zweistelligen
Kilohertzbereich ermöglicht.
Abbildung 6.1 Design eines kombinierten Druck- und Wandschubspannungssensors durch
Integration eines piezoresistiven Drucksensors und eines Heißfilmsensors auf einem Trägersubstrat
[6.13]. Der Chip hat eine Fläche von 6 × 4 mm². Die Kantenlänge der von der Rückseite
strukturierten quadratischen Membran in der Mitte des Chips beträgt 1,5 mm.
Obwohl dieses Sensorkonzept vielversprechend ist, beinhaltet das Sensordesign
mehrere Schwachpunkte. Ein wesentlicher Aspekt ist die relativ große Fläche des
Chips, wodurch im Fall einer Arrayanordnung nur eine geringe Ortsauflösung
erreicht werden kann. Der zweite kritische Punkt sind die Bondkontakte auf der
Vorderseite des Sensors, da die Auswirkungen der Bonddrähte und Kontaktstellen
nur bedingt abgeschätzt werden können und darüber hinaus in großem Maß vom
Zustand der zu messenden Strömung abhängen. Der dritte negative Aspekt ist die
Tatsache, dass lediglich Druckschwankungen detektiert werden können.
Der im Rahmen dieser Arbeit entwickelte AeroMEMS-Sensor der dritten
Generation weist hingegen durch ein fortschrittlicheres Design und eine
verbesserte Prozesstechnologie keine dieser genannten Nachteile auf. Die
wesentlichen Aspekte der Sensorentwicklung bezüglich der Veränderungen des
zweiten zum dritten Design werden in den folgenden Unterkapiteln kurz
geschildert. Da sich das Chipdesign des Sensors der zweiten Generation bezüglich
der Arrayintegration bewährt hat, wird der Hitzdraht anstelle der pn-Diode an
Strömungs-
richtung
Membran
Substrat mit
BOX
Bondpads Wandschub-
spannungssensor
Drucksensor-
Belüftungs-
kanal
Drucksensor Temperatur-
sensor
152 Mikrosensor-Arrays für die experimentelle Strömungsmechanik A. Berns
deren Position platziert, wodurch lediglich minimale Änderungen des
Maskendesigns und des Prozessablaufs hervorgerufen werden. Ebenso wie bei der
Diode werden für den Betrieb des Hitzdrahts zwei elektrische Anschlüsse benötigt,
was die Verwendung der auf dem Chip vorhandenen Durchkontaktierungen
ermöglicht. Auf diese Weise wird die synchrone Messung von Wanddruck und
Wandschubspannung an nahezu derselben Position ermöglicht, wobei die
Beeinflussung der Strömung aufgrund der Rückseitenkontaktierung minimiert
wird.
6.1 Hitzdrahtdesign und Chiplayout
Für das Design des integrierten Wandschubspannungssensors werden die
folgenden Entwurfkriterien festgelegt:
1. Integration in das vorhandene Chipdesign des Sensors der zweiten
Generation anstelle der pn-Diode unter Verwendung der
Rückseitenkontaktierung
2. Sicherstellung der Prozesskompatibilität
3. Erreichen einer möglichst hohen Empfindlichkeit unter Berücksichtigung
der ersten beiden Punkte
4. Der elektrische Widerstand des Sensors muss zwischen 3 Ω und 15 Ω
liegen, um Standardmessbrücken verwenden zu können
5. Die Temperaturerhöhung am Ort des nächstgelegenen Piezowiderstands
soll so gering sein, dass keine messbare Beeinträchtigung des
Brückenausgangssignals des Drucksensors vorliegt
Das Design des Hitzdrahts bzw. Heißfilms wird gemäß dieser Kriterien festgelegt
und optimiert.
Aus der ersten Bedingung ergibt sich eine maximale Länge von 800 µm, da der
Abstand zwischen den Durchkontaktierungen einen Millimeter beträgt und für die
Charakterisierung zwei Kontaktflächen mit einer Minimalbreite von 100 µm
benötigt werden. Die Minimalbreite des Drahts beträgt aus herstellungstechnischen
Gründen etwa 2 µm, woraus ein maximales Länge-zu-Breite-Verhältnis von 400
resultiert. Die Drahtdicke von 2 µm sollte nicht überschritten werden, da sonst
einerseits prozessbedingte Probleme auftreten könnten und andererseits der
elektrische Drahtwiderstand zu gering ausfällt. Bei der Materialauswahl ist
Aluminium die nächstliegende Variante, da in diesem Fall keine Änderung des
etablierten Prozesses, insbesondere bei der Herstellung der Durchkontaktierungen,
6 Drittes Sensordesign mit RS-Kontaktierung und integriertem Wandhitzdraht 153
notwendig ist. Wie zuvor beschrieben, wurden bereits verschiedene MEMS-
Hitzdrähte erfolgreich aus Aluminium realisiert ([6.10] [6.11]) und getestet. Eine
Gegenüberstellung der gängigen Materialien bezüglich ihrer für den
Hitzdrahtbetrieb relevanten Materialparameter in Tabelle 6.1 gibt darüber hinaus
Aufschluss über die Eigenschaften und Verwendbarkeit von Aluminium als
Hitzdrahtmaterial.
Tabelle 6.1 Vergleich verschiedener Materialparameter gebräuchlicher Hitzdrahtmaterialien
mit Aluminium [6.14]. Die angegebenen Werte für Poly-Silizium beziehen sich auf Material mit
einer p-Dotierung von 1,1·1020 Atome/cm³.
Einheit Al W Pt Au Ni Poly-Si
Spez. el.
Widerstand
µΩ·cm 2,7 5,5 10,7 2,1 8,7 600
[6.15]
Temperatur-
koeffizient
%/K 0,47 0,45 0,39 0,40 0,65 0,30
[6.15]
Wärmeleit-
fähigkeit
W/(m·K) 220 167 71 316 91 18
[6.16]
Wärme-
kapazität
J/(kg K) 896 134 133 134 448 708
[6.15]
Dichte Kg/m³ 2700 19300 21500 19280 8900 2330
Anhand der aufgelisteten Parameter wird deutlich, dass sich Aluminium aufgrund
des hohen Temperaturkoeffizienten sehr gut als Hitzdrahtmaterial eignet. Nickel
weist zwar einen noch größeren Wert auf, ist jedoch aufgrund der mangelhaften
Prozesskompatibilität nicht verwendbar. Berücksichtigt man das dritte Kriterium,
so fällt die Wahl auf die Realisierung eines Hitzdrahts, der im Vergleich zu einem
Heißfilm grundsätzlich eine höhere Empfindlichkeit aufweist [6.17]. Die
Forderung nach einem minimalen Widerstand von 3
Ω liefert nach Gleichung
(6.2), bei Verwendung einer Al-Dicke von 2 µm und einer Länge von 800 µm,
eine maximale Breite von 3,6 µm.
hb
l
R⋅
⋅=
ρ
(6.2)
Um das fünfte Kriterium, die Forderung nach einer vernachlässigbaren
Temperaturerhöhung an der Stelle des nächstgelegenen Piezowiderstands, zu
untersuchen, wird eine thermische Simulation durchgeführt. Dabei wird der
statische Fall unter Ausschluss von Konvektion und Wärmestrahlung betrachtet,
was bezüglich der Chiperwärmung den Extremfall beschreibt, da im Normalfall
154 Mikrosensor-Arrays für die experimentelle Strömungsmechanik A. Berns
Wärmeenergie durch die erzwungene Konvektion der Außenströmung
abtransportiert werden würde. Abbildung 6.2 zeigt das zur Simulation verwendete
Modell des Hitzdrahts im Querschnitt.
Abbildung 6.2 Schnittansicht der zweidimensionalen Skizze des Hitzdrahtdesigns. Das für die
Simulation verwendete Modell beinhaltet neben den verschiedenen Materialschichten die
luftgefüllte Kavität, die als thermische Isolation des Hitzdrahts dient und das Aufheizen des Chips
verringert.
Der Hitzdraht hat eine konstante Temperatur von 200°C und auf der Unterseite des
Chips (Waferdicke: 300 µm) beträgt die Temperatur 25°C. Auf der linken Seite
befindet sich eine Symmetrieebene, die Begrenzung auf der rechten Modellseite
wird mit einer infiniten Randbedingung versehen und bildet somit einen offenen
Halbraum mit der jeweils zutreffenden Materialeigenschaft (Si bzw. SiO2). Das
Volumen oberhalb des Festkörpermodells wird als halboffener Luftraum definiert.
Die Ergebnisse der thermischen Simulation zeigen, dass die Übertemperatur an der
Position des nächstgelegenen Piezowiderstands bei einer Drahttemperatur von
200°C und einer Kavitätsbreite von 400 µm weniger als ein hundertstel Grad
Celsius beträgt, was eine messbare Beeinträchtigung durch den Hitzdrahtbetrieb
ausschließt.
Somit ergibt sich unter Berücksichtigung der fünf aufgelisteten Entwurfskriterien
das in Abbildung 6.3 dargestellte Sensorchiplayout. Der durch die Kavität isolierte
Hitzdraht befindet sich im unteren Bereich des Chips und nimmt die Position der
pn-Diode ein, welche beim Sensor der zweiten Generation vorhanden ist.
Ansonsten bleibt das Design unverändert. Der Hitzdraht wird mit eine Länge von
800 µm und eine Breite von 3 µm realisiert. Die Tiefe der Kavität unterhalb des
Drahts beträgt 4 µm, was der Dicke der device-layer entspricht. Der
Symmetrieebene
BOX (SiO2)
Si (handle-Wafer)
Hitzdraht
Kavität Si (device-layer)
SiO2
6 Drittes Sensordesign mit RS-Kontaktierung und integriertem Wandhitzdraht 155
Isolationsgraben, der beim zweiten Design die Diode umgibt, ist auch in diesem
Fall vorgesehen und dient als Begrenzung der 400 µm breiten Kavität.
a) Vorderseite b) Rückseite
Abbildung 6.3 Das Design des kombinierten Wanddruck- und Wandschubspannungssensors
(dritte AeroMEMS-Sensorgeneration) wird anhand der Darstellung des Vorder- (a) und
Rückseitenlayouts (b) veranschaulicht. Wie bereits beim zweiten Sensordesign weist der
Sensorchip neben der Integration von Rückseitenkontaktierungen eine Größe von 2×3 mm² auf.
6.2 Technologische Realisierung
Im Rahmen der Beschreibung der technologischen Realisierung des Sensors der
zweiten Generation (Kapitel 5.3) werden alle zur Herstellung des Drucksensors
mit Rückseitenkontaktierung relevanten Prozessschritte erläutert. Da sich das
Design des Sensors der dritten Generation lediglich in Bezug auf die Integration
des Wandhitzdrahts vom vorangehenden Design unterscheidet, wird in diesem
Kapitel ausschließlich auf die dafür notwendigen Prozessschritte eingegangen. Die
Illustration ist sehr ähnlich, wobei die Schnittansicht an das neue Layout angepasst
ist, um somit den Querschnitt einer Durchkontaktierung, zweier Piezowiderstände
mit der dazwischen liegenden Drucksensormembran sowie des Hitzdrahts mit
Kavität in einer Darstellung visualisieren zu können. Der Verlauf der
Schnittansicht ist in Abbildung 6.4 durch die schwarze Pfeillinie gekennzeichnet.
Durch-
kontaktierung
Si-Membran
Hitzdraht
Transversaler
Piezowiderstand
Longitudinaler
Piezowiderstand
Kavität
Rückseiten-
Bond
p
ads
Vorderseiten-
metallisierung
156 Mikrosensor-Arrays für die experimentelle Strömungsmechanik A. Berns
Abbildung 6.4 Verlaufdarstellung der Schnittansicht für den technologischen Prozessablauf
(siehe Abbildung 6.5). Der Schnitt zeigt eine Durchkontaktierung, einen der Piezowiderstände, die
Sensormembran, einen weiteren Piezowiderstand und zuletzt den Hitzdraht mit der Kavität in
dieser Reihenfolge von links nach rechts.
Die technologische Realisierung des kombinierten Wanddruck- und
Wandschubspannungssensors erfolgt weitestgehend anhand des in Kapitel 5.3
erläuterten Prozessablaufs. Nach Fertigstellung der Durchkontaktierungen wird im
Zusammenhang mit der Strukturierung der vorderseitigen Metallisierung der
Wandhitzdraht erzeugt. Da es sich bei diesem Ätzprozess um eine nasschemische
Strukturierung handelt, hat der Draht aufgrund der lateralen Unterätzung der
Maskierung keine rechteckige, sondern eine trapezförmige Form, die von oben
nach unten hin breiter wird. In Abbildung 6.5 werden die Prozessschritte zur
Fertigstellung des Sensorchips aufgezählt und in der schematischen Schnittansicht
verdeutlicht. Dabei bezeichnet der mit a) gekennzeichnete Herstellungsschritt den
Zustand des Prozesses nach der Strukturierung des Wandhitzdrahts, wobei die
Membran bereits von der Passivierung befreit ist.
Membranbereich Hitzdraht
Membranbereich Hitzdraht
a) Waferzustand zu Beginn der Hitzdrahtherstellung: Fertiggestellte
Durchkontaktierung mit strukturierter Metallisierung auf der Vorderseite (Hitzdraht
ist bereits vorhanden), Membranpassivierung wurde entfernt
6 Drittes Sensordesign mit RS-Kontaktierung und integriertem Wandhitzdraht 157
b) Strukturierung der Membran mittels DSE von der Rückseite
c) Unterätzung des Hitzdrahts mittels RIE zur Strukturierung der Kavität
Silizium BOX (SiO2) Trockenoxid (SiO2) Piezo-Imp.
P+-Imp. Si3N4 LTO (RS) bzw. PECVD-SiO2 (VS) AlSiCu
Abbildung 6.5 Verkürzte schematische Darstellung des Prozessablaufs zur Herstellung des
AeroMEMS-Drucksensors der dritten Generation mit integriertem Hitzdrahtsensor. Der Hitzdraht
wird mittels RIE unterätzt und somit durch die Herstellung einer Kavität thermisch isoliert.
Es folgt die Strukturierung der Drucksensormembran durch das bereits zuvor
angewandte rückseitige Trockenätzen mittels Bosch Prozess (Teilschritt b)).
Anschließend wird die Kavität unterhalb des Hitzdrahts durch reaktives Ionenätzen
realisiert (Teilschritt c)). Dabei ist es notwendig, die Lithographie für diesen
Ätzprozess bereits vor der Membranstrukturierung fertig zu stellen, da
anschließend keine Belackung mehr möglich ist. Das für das Aufschleudern des
Fotoresists nötige Vakuum würde das Bersten der Membranen verursachen. Der
Prozess zur Herstellung der Hitzdraht-Kavität zeichnet sich durch eine hohe
laterale Unterätzung aus, wodurch die vollständige Freilegung des Drahts
ermöglicht wird. Der Hitzdraht wird dabei nicht geschützt, da der Ätzabtrag des
Aluminiums bei dem verwendeten Trockenätzprozess extrem klein ist.
Bevor die Chips durch den Sägeprozess vereinzelt werden, ist es notwendig, den
gesamten Wafer vorderseitig mit Fotoresist zu schützen. Nach dem Sägen erfolgt
die Reinigung der einzelnen Sensorchips in zwei aufeinanderfolgenden
Acetonbädern sowie einer abschließenden Reinigung in Ethanol. Abbildung 6.6
zeigt ein Foto der Vorder- und Rückseite zweier Sensorchips auf einer Euro Cent
Münze. Neben der Silizium-Membran und der Rückseitenkontaktierung ist der
Wandhitzdraht mit der darunter befindlichen Kavität sichtbar. Die vergrößerte
158 Mikrosensor-Arrays für die experimentelle Strömungsmechanik A. Berns
Mikroskopaufnahme zeigt einen Teil des Drahts zusammen mit einer der
Durchkontaktierungen im Detail. Der Draht ist aufgrund des Sputterprozesses und
der dadurch hervorgerufenen Zugspannung gestrafft. Ebenfalls deutlich sichtbar
sind die Kante der Kavität und deren glatter Boden (das BOX hat bei senkrechter
Betrachtung eine grüne Farbe).
Abbildung 6.6 Foto zweier fertiggestellter AeroMEMS-Sensorchips auf einer Euro Cent Münze.
Neben der Vorder- und Rückseite ist ein vergrößerter Ausschnitt des Hitzdrahts mit Kavität und
Durchkontaktierung abgebildet.
6.3 Messtechnische Charakterisierung
Bezüglich der Drucksensorkalibrierung sind an dieser Stelle der Arbeit keine
Abweichungen von der Vorgehensweise beim Sensor der zweiten Generation zu
vermerken, da das Design des Drucksensors keiner Veränderung unterzogen
wurde. Dementsprechend liegen die Kalibrierdaten der Drucksensoren bereits vor
und können in der Zusammenfassung zur messtechnischen Charakterisierung des
Sensors der zweiten Generation in Tabelle 5.2 nachgeschlagen werden. Im
Rückseitenkontaktierung
Silizium-Membran
Wandhitzdraht mit Kavität
Durchkontaktierun
g
Wandhitzdraht (AlSiCu)
Kavitätsboden
(
SiO2
)
Kante der Kavität
6 Drittes Sensordesign mit RS-Kontaktierung und integriertem Wandhitzdraht 159
Rahmen der Hitzdrahtkalibrierung wird die mittlere Empfindlichkeit bezüglich der
Messung der Wandschubspannung exemplarisch anhand zweier Drähte ermittelt,
um einen Vergleich mit anderen Arbeiten herstellen zu können. Dafür werden die
Sensoren in einem Leiterplatten-Test-Array in einem Windkanal mit einer
Wandschubspannungswaage [6.17] kalibriert. Abbildung 6.8 zeigt ein Foto des
Windkanals, in dem die Wandschubspannungswaage neben dem Sensor-Array auf
einer ebenen Platte montiert ist.
Abbildung 6.7 Windkanal zur Hitzdrahtkalibrierung mit einer ebenen Platte als Messstrecke, in
die neben einer Wandschubspannungswaage die zu kalibrierenden Sensoren eingesetzt werden.
Auf der ebenen Platte befinden sich das Sensor-Array und die Waage auf gleicher
Höhe mit jeweils gleichem Abstand zur vertikalen Symmetrieebene des
Windkanals, um äquivalente Strömungsbedingungen zu gewährleisten. Zur
Messung der Hitzdrahtsignale wird eine zweikanalige Verstärkerbrücke
(Hersteller: TSI, Model 1750) verwendet, deren Ausgangssignale zusammen mit
dem Ausgangssignal der Wandschubspannungswaage mittels PC und einer
entsprechenden Messkarte erfasst werden. Die eingesetzten Hitzdrähte mit einer
Länge von 800 µm, einer Dicke von 2 µm und einer mittleren Breite von 3 µm
haben einen elektrischen Widerstand von etwa 3,5
Ω und werden mit einem
konstanten Überhitzungsverhältnis von 1,5 − also bei einem elektrischen
Widerstand von 5,25
Ω − betrieben. Abbildung 6.8 zeigt das Ergebnis der
Kalibrierung: die relative, offsetbereinigte Ausgangsspannung der beiden
Ebene Platte
Wandschubspannungswaage
Strömungsrichtung
160 Mikrosensor-Arrays für die experimentelle Strömungsmechanik A. Berns
Hitzdrähte A und B in Abhängigkeit von der zeitlich gemittelten
Wandschubspannung.
0
5
10
15
20
25
0 0,2 0,4 0,6 0,8 1
Wandschubspannung [N/m²]
Offsetbereinigte
Ausgangsspannung [mV]
Hitzdraht A Hitzdraht B
Abbildung 6.8 Kalibrierkennlinien zweier Hitzdrähte in Form der offsetbereinigten
Ausgansspannung in Abhängigkeit von der Wandschubspannung. Zur Kalibrierung werden
Hitzdraht-Verstärkerbrücken (TSI MODEL 1750) sowie eine Wandschubspannungswaage
eingesetzt. Die Hitzdrähte werden mit einem Überhitzungsverhältnis von 1,5 im Konstant-
Temperatur-Modus betrieben. Die Empfindlichkeit der beiden kalibrierten Hitzdrähte beträgt etwa
20 mV/(N·m²).
Beide Wandhitzdrähte zeigen sehr ähnliche Kennlinien, deren charakteristische
Verläufe mit zunehmender Wandschubspannung leicht abflachen. Die gemittelte
Empfindlichkeit beträgt etwa 20 mV/(N/m²), was im Vergleich zu Nickel-
Hitzdrähten in der Literatur ein relativ geringer Wert ist [6.6]. Diese Tatsache ist
zum einen auf das geringere Länge-zu-Breite-Verhältnis zurückzuführen und
andererseits auf die Wahl des Materials. Im Vergleich mit einem Aluminium-
Heißfilm-Sensor, der vor zwei Jahren von Haneef et al. präsentiert wurde [6.11],
ist die Empfindlichkeit der hier entwickelten Hitzdrähte etwas größer, was sich
zum Teil auf das Hitzdraht-Messprinzip zurückführen lässt.
Die Leistungsaufnahme der Drähte beträgt bei dem oben genannten
Überhitzungsverhältnis etwa 5 mW (der Speisestrom liegt bei etwa 30 mA). Der
Temperaturkoeffizient des verwendeten Aluminiums (AlSiCu) wird in einem
Temperaturschrank anhand mehrer Hitzdrähte in einem Temperaturbereich von
0°C bis 150°C bestimmt. Dazu werden die elektrischen Widerstände der Testchips
in einer Messkammer in Abhängigkeit von der Temperatur erfasst. Dabei wird die
Temperatur innerhalb der Kammer mittels eines Platin-
6 Drittes Sensordesign mit RS-Kontaktierung und integriertem Wandhitzdraht 161
Temperaturmesswiderstands ermittelt. Der gemessene mittlere
Temperaturkoeffizient liegt bei 0,45 %/K, wobei die Abweichung bei allen acht
gemessenen Proben maximal 0,02 % beträgt. Dieser ermittelte Wert stimmt ebenso
wie der gemessene spezifische elektrische Widerstand von 2,6 µΩ·cm sehr gut mit
den in Tabelle 6.1 aufgeführten Literaturwerten überein.
6.4 Niederfrequente Transitionsmessung
Um mehr über die Funktionalität der entwickelten AeroMEMS-Sensoren unter
realen Messbedingungen zu erfahren, wird ein strömungsmechanisches
Grundlagenexperiment im Windkanal durchgeführt. Bei diesem Experiment
handelt es sich um die messtechnische Erfassung des sogenannten laminar-
turbulenten Umschlags, welcher bei der Umströmung diverser Körper und
insbesondere bei aerodynamisch geformten Oberflächen zu beobachten ist [6.1].
Der Umschlag, der auch als Transition bezeichnet wird, lässt sich sowohl mit Hilfe
von Oberflächen-Drucksensoren als auch mittels Wandhitzdrähten zuverlässig
anhand der Fluktuationen des Wanddrucks bzw. der Wandschubspannung
bestimmen. Beide Größen sind bezüglich der auftretenden Fluktuationsfrequenzen
korreliert, was anhand der Messungen veranschaulicht werden soll. Bevor das
Experiment und der Aufbau näher erläutert werden, folgt eine kurze qualitative
Beschreibung des laminar-turbulenten Umschlags, um die eigentliche Messung
und deren Zielsetzung besser verständlich zu machen.
6.4.1 Der laminar-turbulente Umschlag
Es ist allgemein üblich, Strömungen als laminar oder turbulent einzustufen.
Demgemäß wird der jeweilige Zustand der Strömung umgangssprachlich einer
definierten Unterteilung unterzogen, die sich streng genommen nur auf relativ
komplexe mathematische Weise zuordnen lässt [6.18]. Da sich jedoch ausgeprägte
laminare Strömungen von turbulenten Strömungen stark unterscheiden, ist eine
qualitative Einstufung zulässig und angebracht.
Eine laminare Strömung ist dadurch charakterisiert, dass nahezu alle
Geschwindigkeitsvektoren in Außenströmungsrichtung ausgerichtet sind. Im Fall
einer umströmten Oberfläche resultiert diese Tatsache zum einen in einer sehr
geringen Wandreibung und zum anderen in sehr geringen Fluktuationen des
Wanddrucks. Im Gegensatz dazu zeichnet sich eine turbulente Strömung durch ein
hohes Maß an Instationarität und Dreidimensionalität aus. Dies resultiert bei
umströmten Oberflächen in vergleichsweise großen Schwankungen des
162 Mikrosensor-Arrays für die experimentelle Strömungsmechanik A. Berns
Wanddrucks und der Wandschubspannung. Besonders interessant für die
experimentelle Strömungsmechanik ist der Übergangsbereich zwischen diesen
beiden Strömungszuständen – der Transitionsbereich. Hier treten geringfügige
Störungen in Form geordneter Strömungsmuster, den sogenannten Tollmien-
Schlichting-Instabilitäten (TS-Wellen) auf, die sich in Form zweidimensionaler
Oberflächenwellen stromab ausbreiten und verstärken, bis es zum eigentlichen
Umschlag kommt [6.19]. Mueller et al. haben in diesem Zusammenhang
Untersuchungen an verschiedenen Stumpfkörpern vorgenommen, anhand deren
Umströmung unter Anwendung einer Strömungsvisualisierung mittels Rauch
eindrucksvolle Ansichten der verschiedenen Strömungszustände gewonnen
werden konnten (Abbildung 6.9).
Abbildung 6.9 Strömungsvisualisierung auf der Oberfläche eines Stumpfkörpers nach Mueller et
al. [6.20]. Neben der laminaren Oberflächenströmung im vorderen Bereich des Körpers sind die
turbulente Strömung im hinteren Bereich sowie der Transitionsbereich, der anhand des
ausgeprägten geordneten Wellenmusters identifiziert werden kann, sichtbar.
Im vorderen Bereich des Stumpfkörpers liegt die laminare Strömung glatt an der
Oberfläche an. Im Transitionsbereich entstehen deutlich ausgeprägte
Oberflächenwellen, die sich stromab verstärken und hinter dem Umschlag in einer
turbulenten Strömung resultieren. Die Dreidimensionalität der Strömung ist
aufgrund der visualisierten Verwirbelungen sehr gut im Nachlauf des Körpers
erkennbar. Die Frequenz der auftretenden Oberflächenwellen und die
geometrische Ausdehnung dieses Bereichs hängen sowohl von der
Strömungsgeschwindigkeit als auch von der jeweiligen Form und Beschaffenheit
der umströmten Oberfläche ab. So können kleinste Unebenheiten auf der
betreffenden Oberfläche die Transition einleiten. Aus diesen Gründen ist es extrem
schwer, korrekte theoretische Aussagen über die Transition auf verschiedenen
Laminare Strömung Transitionsbereich Turbulente Strömung
6 Drittes Sensordesign mit RS-Kontaktierung und integriertem Wandhitzdraht 163
Oberflächen zu treffen, oder sie durch numerische Simulation zu bestimmen. In
Abbildung 6.10 wird der natürliche laminar-turbulente Umschlag, der nach White
[6.21] auch als Tollmien-Schlichting-Transition bezeichnet wird, schematisch
oberhalb einer ebenen Platte veranschaulicht.
Abbildung 6.10 Schematische Darstellung der Wandgrenzschicht an einer ebenen Platte. Vor der
Platte hat die Außenströmung ein uniformes Geschwindigkeitsprofil. Oberhalb des vorderen
Bereichs der Platte liegt eine laminare Grenzschicht vor, die am Ende der Transitionszone zu einer
turbulenten Grenzschicht umschlägt. Die mittlere Geschwindigkeit u nimmt innerhalb der
Grenzschichtdicke δ bis zum Betrag der Außengeschwindigkeit u∞ zu.
Diese drei dargestellten Strömungszustände lassen sich sowohl anhand der
Fluktuationen der Wandschubspannung als auch anhand der
Wanddruckschwankungen gut voneinander unterscheiden. Der laminare Bereich
ist durch geringe Schwankungsintensität gekennzeichnet, wohingegen die
Fluktuationsstärke einer turbulenten Strömung signifikant größer ist. Innerhalb der
Transitionszone wird die Strömung meist von einem bestimmten Wellenmuster
(TS-Wellen [6.19]) mit einer festen Frequenz dominiert. Diese drei Zustände
lassen sich am wirkungsvollsten durch Betrachtung der durch
Fouriertransformation vom Zeitbereich in den Frequenzbereich transformierten
Schwankungssignale beobachten (Fast Fourier Transformation → FFT).
6.4.2 Experimentbeschreibung und Aufbau
Das erste Windkanalexperiment bezüglich der Transitionsmessung wird in einem
Windkanal mit geschlossener Teststrecke am Institut für Luft- und
Raumfahrttechnik (ILR) der Technischen Universität Berlin durchgeführt.
Abbildung 6.11 zeigt ein Foto des Windkanals mit der benötigten
Messinstrumentierung.
Turbulente
Grenzschicht
Grenzschicht
Transitions-
zone
Laminare
Grenzschicht
u∞
δ
Geschwindigkeits-
verlauf
u
164 Mikrosensor-Arrays für die experimentelle Strömungsmechanik A. Berns
Abbildung 6.11 Windkanal zur Durchführung der niederfrequenten Transitionsmessungen im
Institut für Luft- und Raumfahrttechnik der Technischen Universität Berlin.
Innerhalb der Testsektion befindet sich ein Flügelprofil vom Typ NACA 0008, auf
dem ein Sensor-Array montiert wird. Die Strömungsgeschwindigkeit wird über
einen PC gesteuert und die Datenerfassung erfolgt mittels eines mehrkanaligen
Messsystems. Die Drucksignale werden unter Verwendung speziell dafür
angefertigter Verstärkerschaltungen 300-fach verstärkt, um durch die
Digitalisierung der Ausgangsspannungen (12 Bit A/D-Wandler) keine
Verringerung hinsichtlich der Auflösung in Kauf nehmen zu müssen.
Abbildung 6.12 zeigt das Flügelprofil, welches eine Länge von etwa einem Meter
hat und auf der Oberseite mit einer ebenen Grundplatte zur Sensor-Array-Montage
ausgestattet ist. Durch Variation des Anstellwinkels lässt sich der
Strömungszustand auf dem Flügel beeinflussen, so dass sich sowohl eine laminare,
turbulente als auch transitionale Grenzschicht erzeugen lässt.
Testsektion des
Windkanals
PC zur Wind-
kanalsteuerung
Multikanal-
Messsystem
6 Drittes Sensordesign mit RS-Kontaktierung und integriertem Wandhitzdraht 165
Abbildung 6.12 Versuchsaufbau für die Durchführung niederfrequenter Transitionsmessungen bei
einer Strömungsgeschwindigkeit von 24 m/s. Das AeroMEMS-Sensor-Array wird wandbündig auf
einer ebenen Grundplatte auf der Oberseite des NACA 0008 Flügelprofils montiert. Durch
Variation des Anstellwinkels kann ein laminarer, turbulenter oder transitionaler Strömungszustand
hervorgerufen werden.
Das Experiment wird bei einer Strömungsgeschwindigkeit von 24 m/s
durchgeführt. Das lineare Sensor-Array (siehe Abbildung 6.13) besteht aus
insgesamt 24 Sensoren, die in einer Linie mit einem Abstand von fünf Millimetern
zueinander angeordnet sind. Dabei handelt es sich bei jedem zweiten Sensor um
einen kombinierten Druck- und Wandschubspannungssensor. Die Arraymontage
erfolgt nach der gleichen Methode, die bereits erfolgreich bei dem Zylinderdeckel-
Array zum Einsatz kam und in Kapitel 5.5 näher beschrieben wird. Die Sensoren
sind so angeordnet, dass die Hitzdrähte, aus Richtung der senkrecht verlaufenden
Außenströmung betrachtet, hinter der zugehörigen Drucksensormembran liegen.
Der PCB-Träger hat eine Fläche von 150 × 150 mm² und wird wandbündig in die
ebene Grundplatte eingesetzt. Alle elektrischen Leitungen werden rückseitig aus
dem Flügelmodell herausgeführt und an die Messgeräte angeschlossen. Die
Hitzdrähte werden mittels vom ILR bereitgestellter Messbrücken bei einem
Überhitzungsverhältnis von 1,5 betrieben. Die Fluktuationen werden verstärkt und
mit einer Frequenz von 20 kHz abgetastet. Zielsetzung des Experiments ist der
Nachweis der drei zuvor geschilderten Strömungszustände mittels beider
angewandter Messverfahren – der Wandschubspanungs– und Wanddruckmessung.
Anstellwinkel (-3° bis 0°)
Flügelprofil
NACA 0008
Ebene Grundplatte
u∞= 24m/s Sensor-Array
166 Mikrosensor-Arrays für die experimentelle Strömungsmechanik A. Berns
Abbildung 6.13 Foto des linearen Sensor-Arrays, bestehend aus 24 Einzelsensoren, die in
Abständen von fünf Millimetern auf dem PCB-Träger angeordnet sind. Der Sensorträger hat eine
Fläche von 150 ×150 mm².
6.4.3 Ergebnisse
Im Folgenden werden ausgewählte Ergebnisse präsentiert, anhand derer das
Erreichen der Zielsetzung des Experiments gut veranschaulicht werden kann. Dazu
werden wie bereits angedeutet die Leistungsspektren des Wanddrucks und der
Wandschubspannungsfluktuationen mittels FFT ermittelt und über der Frequenz
aufgetragen. Abbildung 6.14 beinhaltet drei verschiedene Leistungsspektren des
Drucksignals des ersten Sensors, die über der Frequenz aufgetragen sind und
jeweils einem bestimmten Anstellwinkel (0°, -1°, -3°) zuzuordnen sind.
u∞= 24m/s
AeroMEMS-Sensor-Array (24 Sensoren)
6 Drittes Sensordesign mit RS-Kontaktierung und integriertem Wandhitzdraht 167
Abbildung 6.14 Leistungsspektren der Drucksensorsignale des ersten Sensors bei drei
verschiedenen Anstellwinkeln. Anhand der vorliegenden Fluktuationsstärken lassen sich die grüne
Kurve einer laminaren Grenzschicht und die rote Kurve einer trubulenten Grenzschicht zuordnen.
Die signifikanten Frequenzüberhöhungen bei 0,5 kHz, 1 kHz, 1,5 kH und 2 kHz sind ein deutliches
Anzeichen für die Existenz einer transitionalen Grenzschicht.
Aufgrund der Tatsache, dass sich bei diesem Experiment der Transitionsbereich im
vorderen Bereich des Flügels befindet, wird an dieser Stelle lediglich das Signal
des ersten Sensors betrachtet, da hier die Transition am besten zu beobachten ist.
Die grüne Kurve für einen Anstellwinkel von − 3° zeigt, abgesehen von den
leichten Störungen im unteren Frequenzbereich, keine signifikanten
Signalüberhöhungen und insgesamt eine sehr niedrige Schwankungsintensität, was
ein deutliches Indiz für die Existenz einer laminaren Strömung ist. Im Gegensatz
dazu zeigt das rot dargestellte Spektrum bei einem Winkel von 0° eine deutlich
höhere Schwankungsintensität im gesamten Frequenzbereich, was ein Nachweis
für das Vorhandensein einer turbulenten Grenzschicht ist. Die schwarze Kurve
zeigt signifikante Signalüberhöhungen mit Frequenzen von 500 Hz, 1 kHz,
1,5 kHz und 2 kHz. Dabei handelt es sich um die Frequenzen der
Transitionsfluktuationen, deren erste drei Harmonische ebenfalls messtechnisch
erfasst werden. Bei genauerer Betrachtung fällt auf, dass auch die rote Kurve des
turbulenten Spektrums noch einen relativ starken transitionalen Charakter
0 1 2 3 4 5 6 7 8
-60
-50
-40
-30
-20
-10
0
10
Frequenz [kHz]
Leistungsspektrum [dB]
α
=-3.0°
α
=-1.0°
α
= 0.0°
α
=-3,0°
α
=-1,0°
α
= 0,0°
168 Mikrosensor-Arrays für die experimentelle Strömungsmechanik A. Berns
aufweist, da der Signalpeak bei 500 Hz sowie die erste Harmonische bei 1 kHz
deutlich sichtbar sind. Betrachtet man das korrespondierende Signal des
Hitzdrahtsensors auf dem selben Chip, welches in Abbildung 6.15 dargestellt ist,
sind grundsätzlich die gleichen charakteristischen Kurvenverläufe zu beobachten.
Abbildung 6.15 Die Leistungsspektren des Hitzdrahtsignals des ersten Sensors bei den drei
Winkelpositionen zeigen grundsätzlich die gleichen Signalverläufe, wie sie in Abbildung 6.14
beschrieben sind. Druck- und Wandschubspannungsmessung sind eindeutig korreliert und eignen
sich sehr gut für die Charakterisierung derartiger Strömungsphänomene.
Auch in den Leistungsspektren der Wandschubspannungsschwankungen sind die
drei unterschiedlichen Strömungszustände deutlich unterscheidbar. In diesem Fall
werden bei der schwarzen Kurve des transitionalen Spektrums sogar vier
Harmonische neben der Primärschwingung detektiert, was ein Nachweis für die
sehr guten dynamischen Messeigenschaften des Hitzdrahts ist.
Dieses Experiment zeigt, dass sich eine messtechnische Analyse der
Wandgrenzschicht sowohl anhand der Drucksensorsignale als auch mit Hilfe des
Hitzdrahts vornehmen lässt. Beide Signale zeigen eine exzellente Korrelation und
die Transitionsfrequenz lässt sich durch beide Messverfahren sehr präzise
bestimmen. Um Informationen über das Sensorverhalten im höheren
0 1 2 3 4 5 6 7 8
-60
-50
-40
-30
-20
-10
0
10
Frequenz [kHz]
Leistungsspektrum [dB]
a=-
a=-
a=
α
=-3.0°
α
=-1.0°
α
= 0,0°
6 Drittes Sensordesign mit RS-Kontaktierung und integriertem Wandhitzdraht 169
Frequenzbereich zu erhalten, wird ein weiteres Transitionsexperiment mit
modifiziertem Aufbau in einer anderen Messumgebung durchgeführt.
6.5 Hochfrequente Transitionsmessungen
Da die Transitionsfrequenz bzw. die Frequenz der auftretenden TS-Wellen stark
von der Strömungsgeschwindigkeit abhängt, lassen sich höherfrequente TS-
Wellen im Kilohertz-Bereich nur in speziellen Windkanälen mit der
entsprechenden Saugleistung beobachten, wie es im Rahmen des folgenden
Experiments beschrieben wird [6.22].
6.5.1 Experimentbeschreibung und Aufbau
Das zweite Transitionsexperiment findet ebenfalls am ILR der Technischen
Universität Berlin statt. Bei der Versuchsanlage handelt es sich um einen
transonischen Windkanal (siehe Abbildung 6.16), in dem
Strömungsgeschwindigkeiten bis zu 300 m/s erreicht werden können.
Abbildung 6.16 Transonischer Windkanal am ILR der Technischen Universität Berlin. Das auf
einem Flügelprofil montierte Sensor-Array wird in der Testsektion des Windkanals positioniert.
Das Flügelprofil wird druckdicht in der austauschbaren Testsektion des
Windkanals positioniert. Abbildung 6.17 zeigt die in den Kanal eingesetzte
Testsektion, in der sich das Flügelprofil mit dem AeroMEMS-Sensor-Array
befindet. Die elektrischen Leitungen und der Referenzdruckanschluss werden zur
Gleichrichter
und Gitter
DC Motor
(Pmax=400kW)
Flügelprofil
Testsektion Bypass
Trockenkammer
Abluft Kühlung
Getriebe
170 Mikrosensor-Arrays für die experimentelle Strömungsmechanik A. Berns
Seite durch eine Öffnung in der Plexiglaswand der Testsektion herausgeführt,
wobei die Abdichtung durch Verwendung eines Silikonklebers realisiert wird.
Abbildung 6.17 Testsektion des transonischen Windkanals mit eingesetztem AeroMEMS-Sensor-
Array. Die Signalleitungen und der Referenzdruckanschluss werden durch eine Öffnung im
Plexiglasfenster, die mit Silikonkleber abgedichtet wird, aus der Seitenwand der Testsektion
herausgeführt und an die Messgeräte angeschlossen.
Ein Foto des verwendeten Sensor-Arrays, welches wandbündig auf einem
Flugzeugflügelprofil montiert ist, zeigt Abbildung 6.18. Die Breite des Flügels
beträgt 150 mm und der gesamte Tragflügel hat eine Länge von etwa 40 cm. Das
Profil ist bezüglich der Ober- und Unterseite symmetrisch gestaltet, weist jedoch
unterschiedliche Auf- und Abströmprofile auf. In diesem Fall ist es notwendig, alle
Signalleitungen innerhalb des Modells zur Seite herauszuführen, da die Symmetrie
des Profils von entscheidender Bedeutung für eine homogene Umströmung ist und
darüber hinaus die Gefahr von Leitungsabrissen bestünde.
Flügelprofil in der
Testsektion
6 Drittes Sensordesign mit RS-Kontaktierung und integriertem Wandhitzdraht 171
Abbildung 6.18 Foto des auf dem Flügelprofil oberflächenbündig montierten Sensor-Arrays. Zur
Egalisierung der Übergänge zwischen Leiterplatte und Flügelprofil wird Al-Klebeband verwendet.
Das Windkanalexperiment wird bei einer Strömungsgeschwindigkeit von 105 m/s
durchgeführt, was einer Machzahl von M = 0,32 entspricht und noch im
inkompressiblen Strömungsbereich liegt. Die analogen Ausgangssignale werden
wie bei dem zuvor beschriebenen Experiment verstärkt und jeweils eine Sekunde
lang mit einer Frequenz von 64 kHz abgetastet.
6.5.2 Ergebnisse
Um Informationen bezüglich der Transitionslage und bezüglich auftretender TS-
Wellen zu erhalten, werden zunächst die zeitlichen Verläufe der Druckdaten nach
Auffälligkeiten bzw. nach der Existenz charakteristischer Muster untersucht. Die
Analyse der Druckdaten zeigt, dass im vorderen Bereich des Sensor-Arrays bis zur
fünften Sensorposition eindeutig identifizierbare Wellenmuster zu detektieren
sind. Ab der sechsten Sensorposition erscheinen die zeitlichen Druckverläufe
stochastisch und chaotisch, was neben der erhöhten Fluktuationsintensität ein
charakteristisches Indiz für eine turbulente Grenzschichtströmung ist. Um diesen
Sachverhalt zu veranschaulichen, sind in Abbildung 6.19 die Drucksignalverläufe
der ersten sieben Sensoren (mit Ausnahme des defekten Sensors an dritter
Position) über der Zeit dargestellt. Die Signalverläufe der restlichen 17 Sensoren
150 mm
24 Sensor-
chi
p
s
Strömungs-
richtung
172 Mikrosensor-Arrays für die experimentelle Strömungsmechanik A. Berns
ähneln sehr stark denen des sechsten und siebten Sensors und werden aus Gründen
der Übersichtlichkeit nicht dargestellt.
0
0,1
0,2
0,3
0,4
0,5
0,6
0,7
0246810
Zeit [ms]
Sensorposition
7
6
5
4
3
2
1
0
0
0,1
0,2
0,3
0,4
0,5
0,6
0,7
0246810
Zeit [ms]
Sensorposition
7
6
5
4
3
2
1
0
Abbildung 6.19 Die Darstellung der Zeitsignale des Drucks im vorderen Bereich des Sensor-
Arrays (Sensoren eins bis sieben ohne Position drei) offenbart die Existenz von wellenförmigen
Druckfluktuationen – den sogenannten TS-Wellen. Anhand der Zeitsignale lässt sich außerdem
erkennen, dass die Stärke der Wellenmuster mit steigender Sensorposition – also mit zunehmender
Lauflänge über dem Flügelprofil – abnimmt. Die Signale der Sensoren an sechster und siebter
Position (sowie auch die Signale aller dahinter liegenden Sensoren) zeigen keine signifikanten TS-
Wellen mehr. Der zeitliche Verlauf der Druckschwankungen erscheint dort eher zufällig und
chaotisch, was für das Vorhandensein einer turbulenten Grenzschichtströmung spricht.
Um detaillierte Informationen über die Stärke und Frequenzlage der vorhandenen
Störmuster zu erhalten, werden die Schwankungsdaten der Druck- und
Hitzdrahtsensoren einer FFT unterzogen. Auf diese Weise lassen sich
Signalüberhöhungen bei bestimmten Frequenzen, die auf die Existenz von TS-
Wellen hindeuten, identifizieren und der Strömungszustand bewerten.
Abbildung 6.20 zeigt die Auswahl der Drucksignale aus Abbildung 6.19, in
transformierter Form als Leistungsspektren, über der Frequenz aufgetragen. Die
gewählten Farben sind denen der Zeitsignalverläufe aus Abbildung 6.19
zuzuordnen. Die Analyse der Daten belegt die Existenz stark ausgeprägter TS-
Wellen im vorderen Bereich des Arrays, was deutlich anhand der starken
Signalüberhöhung bei 9,5 kHz zu erkennen ist. Die beiden letzen dargestellten
Sensorsignale (Pos. 6 und 7) zeigen zwar noch eine leichte Überhöhung bei dieser
Frequenz, jedoch ist diese bei weitem nicht so stark ausgeprägt. Die Tatsache, dass
die Überhöhung beim siebten Sensor bereits fast völlig abgeklungen ist, lässt auf
die Ausbildung einer turbulenten Grenzschicht schließen, wobei der Umschlag
etwa zwischen der fünften und sechsten Sensorposition stattfindet.
6 Drittes Sensordesign mit RS-Kontaktierung und integriertem Wandhitzdraht 173
Abbildung 6.20 Die Leistungsspektren der Drucksensorsignale im vorderen Bereich des Sensor-
Arrays (Positionen 1 bis 7) zeigen stark ausgeprägte TS-Wellen, mit einer dominanten Frequenz
von 9,5 kHz, im Bereich der ersten fünf Sensorpositionen. Dahinter zeigen die Spektren zwar noch
eine leichte Überhöhung, die Signalverläufe sprechen jedoch aufgrund der gleichmäßig erhöhten
Fluktuationsstärke für einen turbulenten Grenzschichtzustand.
Anhand der Leistungsspektren der Signale lassen sich die charakteristischen TS-
Wellen besonders gut identifizieren und hinsichtlich der Frequenz quantifizieren.
Da die Transition bei dieser Geschwindigkeit und dem verwandten Modell
besonders stark im vorderen Bereich des Sensor-Arrays ausgeprägt ist, werden die
Druck- und Wandschubspannungsschwankungen des ersten Sensors genauer
betrachtet und deren Leistungsspektren in Abbildung 6.21 gegenübergestellt.
Die ausgeprägte Korrelation der Spektren ist klar ersichtlich, was sich besonders
anhand der signifikanten Signalspitzen bei 9,5 kHz und bei 19 kHz ableiten lässt.
Die zweite Überhöhung bei 19 kHz ist der ersten harmonischen Oberschwingung
der primären TS-Welle zuzuordnen und wird einwandfrei mit beiden
Messmethoden detektiert.
0 5 10 20 25 30
Frequency, KHz
5
4
3
1
- 10
P
o
w
0
P-
20
0 5 10 15 20 25 30
Frequenz [kHz]
50
40
30
10
- 10
Leistungsspektrum [dB]
0
P-Sensor Pos. 1
P-Sensor Pos. 2
P-Sensor Pos. 4
P-Sensor Pos. 5
P-Sensor Pos. 6
P-Sensor Pos. 7
20
174 Mikrosensor-Arrays für die experimentelle Strömungsmechanik A. Berns
Abbildung 6.21 Der Vergleich der Leistungsspektren des Drucksensor- und Hitzdrahtsignals des
ersten Sensorchips auf dem Array zeigt eine exzellente Korrelation der Signale bezüglich der
Existenz stark ausgeprägter TS-Wellenmuster mit einer Primärfrequenz von 9,5 kHz (rote
Markierung). Sogar die erste harmonische Oberschwingung mit 19 kHz (grüne Markierung) ist
mittels beider Messmethoden detektierbar.
Ein Ausschnitt der zeitlichen Verläufe dieser beiden Signale ist in Abbildung 6.22
zum Vergleich übereinander dargestellt. Innerhalb des 33 Millisekunden langen
Abschnitts sind die charakteristischen Wellenmuster, die eine überaus starke
Korrelation zeigen, gut zu erkennen. Bei Betrachtung des Ausschnitts von 27 ms
bis 33 ms, der vergrößert in Abbildung 6.23 gezeigt ist, kann die Phasenlage
beider Schwingungen genauer untersucht werden. Das Übereinanderlegen beider
Signale offenbart den zeitlichen Versatz der beiden Wellen. Dieses Phänomen
beruht auf der Ausbreitung der TS-Welle entlang der Oberfläche des Flügelprofils.
Da der Abstand zwischen der Membranmitte und dem Hitzdraht etwa 1,5 mm
beträgt, wird die Schwingung zu unterschiedlichen Zeitpunkten von beiden
Sensoren registriert, wobei das Drucksensorsignal dem Hitzdrahtsignal aufgrund
der vorliegenden Sensorausrichtung vorauseilt (der Drucksensor befindet sich aus
Strömungsrichtung betrachtet vor dem Hitzdraht).
0 510 20 25 30
Frequency, KHz
5
4
3
20
1
- 10
- 20
- 3
- 40
- 50
P
o
w
sp
ec
tr
,
d
2
R
M
)
0
Pressure
Wall
0 510 15 20 25 30
Frequenz [kHz]
50
40
30
20
10
- 10
- 20
- 30
- 40
- 50
Leistungsspektrum [dB]
0
Drucksensor Pos. 1
Hitzdrahtsensor Pos. 1
6 Drittes Sensordesign mit RS-Kontaktierung und integriertem Wandhitzdraht 175
Abbildung 6.22 Gegenüberstellung der auf den Maximalwert normierten Ausgangsignale des
Hitzdrahtsensors und des Drucksensors über der Zeit. Die deutliche Korrelation der beiden Signale
ist hier, ebenso wie bei der Darstellung der transformierten Signale, vorhanden.
Abbildung 6.23 Der rot markierte Ausschnitt in Abbildung 6.22 offenbart die Phasenverschiebung
beider Signale, wobei das Hitzdrahtsensorsignal dem Drucksensorsignal nacheilt. Aus der
Phasenverschiebung und dem räumlichen Versatz beider Sensoren lässt sich die
Oberflächengeschwindigkeit der sich ausbreitenden Welle berechnen. Sie beträgt etwa 45 m/s, was
40 % der freien Strömungsgeschwindigkeit entspricht.
Berechnet man aus dem zeitlichen Versatz und dem genannten Abstand zwischen
beiden Sensoren die Geschwindigkeit der Oberflächenwelle, so erhält man einen
Wert von etwa 45 m/s, was 40 % der Außenströmungsgeschwindigkeit entspricht.
Bislang sind in der Literatur keinerlei Arbeiten bekannt, die eine derartig präzise
Charakterisierung komplexer Oberflächenströmungen beschreiben. Die Tatsache,
dass Frequenzen bis nahezu 20 kHz detektiert werden können, belegt die
1 15 20 25 3
N
or
m
ali
o
ut
si
g
PressureWall ho-wir pos.
1 15 20 25 30
Zeit [ms]
Normierte Ausgangs-
signale
Drucksensor Pos. 1
Hitzdrahtsensor Pos. 1
2 28 30 31 32 3
Zeit [ms]
27 28 29 30 31 32
PressureWall ho-wir pos.1 Drucksensor Pos. 1
Hitzdrahtsensor Pos. 1
N
or
m
ali
o
ut
si
g
Normierte Ausgangs-
signale
33
176 Mikrosensor-Arrays für die experimentelle Strömungsmechanik A. Berns
hervorragenden dynamischen Eigenschaften des präsentierten Mikrosensor-
Arrays.
6.6 Zusammenfassung
Der AeroMEMS-Sensor der dritten Generation ist ein kombinierter Sensor, der aus
einem piezoresistiven Drucksensor und einem Wandhitzdraht zur
Wandschubspannungsmessung besteht. Die bereits im Rahmen der Sensoren der
zweiten Generation entwickelte Rückseitenkontaktierung wird nach wie vor
genutzt. Der Hitzdraht wird anstelle der pn-Diode auf dem Sensorchip integriert,
wobei der Drucksensor sowie die Anzahl und die Positionen der
Durchkontaktierungen nicht verändert werden. Als Drahtmaterial wird aus
Gründen der Prozesskompatibilität und des hohen Temperaturkoeffizienten des
elektrischen Widerstands Aluminium verwendet. Die Hitzdrähte haben eine Länge
von 800 µm, eine Breite von 3 µm sowie eine Dicke von 2 µm und sind zur
Steigerung der Sensorempfindlichkeit durch eine 4 µm tiefe und 400 µm breite
Kavität thermisch vom Substrat isoliert. Exemplarisch kalibrierte Hitzdrähte
zeigen bei einem Überhitzungsverhältnis von 1,5 im Konstanttemperaturbetrieb
eine Empfindlichkeit von 20 mV/(N/m²) in einem Wandschubspannungsbereich
von null bis zu 1 N/m². Vergleichbare Werte (bezogen auf aus Aluminium
hergestellte Hitzdrähte) sind in der zitierten Literatur zu finden. Die Sensoren
werden zur Durchführung von Transitionsmessungen wandbündig auf zwei
unterschiedlichen Flugzeugflügelmodellen in einem linearen Sensor-Array
montiert. Bei dem niederfrequenten Transitionsexperiment kann der
Strömungszustand der Wandgrenzschicht anhand der Leistungsspektren der
Druck- bzw. Wandschubspannungsfluktuationen eindeutig als laminar, turbulent
oder transitional eingestuft werden. Darüber hinaus zeigen beide Signale im
relevanten Frequenzbereich bis ca. 2 kHz eine deutlich ausgeprägte Korrelation.
Das zweite Transitionsexperiment wird bei einer Geschwindigkeit von 105 m/s in
einem transonischen Windkanal durchgeführt. Die Ergebnisse beider eingesetzter
Messverfahren zeigen ebenfalls exzellente Korrelation und es können Tollmien-
Schlichting-Wellen mit einer Primärfrequenz von 9,5 kHz nachgewiesen werden.
Darüber hinaus wird mittels beider Sensoren eines Chips die erste harmonische
Oberschwingung bei 19 kHz detektiert, was die sehr guten dynamischen
Eigenschaften, die zur Messung wandgebundener Strömungsvorgänge notwendig
sind, bestätigt. Es ist sogar möglich, anhand der Phasenverschiebung beider
Signale, die Geschwindigkeit der sich ausbreitenden Oberflächenwelle zu
6 Drittes Sensordesign mit RS-Kontaktierung und integriertem Wandhitzdraht 177
bestimmen, was in dieser Form ein Novum in der experimentellen
Strömungsmechanik darstellt.
178 Mikrosensor-Arrays für die experimentelle Strömungsmechanik A. Berns
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International Conference on Micro Electro Mechanical Systems, MEMS,
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180 Mikrosensor-Arrays für die experimentelle Strömungsmechanik A. Berns
Sensor for High-Frequency Transition Detection, 47th AIAA Aerospace
Sciences Meetings and Exhibit, Orlando, FL, USA, 2009, AIAA 2009-318.
7 Diskussion und Ausblick 181
7 Diskussion und Ausblick
Im Rahmen der vorliegenden Arbeit wurden drei Generationen von AeroMEMS-
Sensoren für den Einsatz in der experimentellen Strömungsmechanik entwickelt,
auf deren Basis verschiedene Oberflächen-Sensor-Arrays zur messtechnischen
Erfassung des Wanddrucks bzw. der Wandschubspannung an unterschiedlichen
Oberflächen realisiert wurden. Jede der drei präsentierten Sensorgenerationen stellt
in bestimmten Punkten eine signifikante Weiterentwicklung des vorangehenden
Sensors dar, was jeweils einer Neuentwicklung auf Basis des bestehenden Designs
entspricht.
Die piezoresistiven Differenzdrucksensoren der ersten Generation werden
vorderseitig kontaktiert und beinhalten zur Messung der Oberflächentemperatur
eine integrierte Halbleiterdiode. Die messtechnische Charakterisierung der
Drucksensoren (Kapitel 4.3) zeigt, dass die mittels FEM simulierten
Empfindlichkeiten und Nichtlinearitäten der Sensoren, wie auch die mittels
SUPREM berechneten Materialeigenschaften, sehr gut mit den gemessenen
Werten übereinstimmen und in jeder Hinsicht den gestellten Sensoranforderungen
entsprechen. Die Ergebnisse der ersten Messungen am Leitexperiment
(wandbündig montierter Zylinderstumpf, siehe Kapitel 4.6), unter Verwendung des
vorderseitig kontaktierten Sensor-Arrays, zeigen bezüglich der
Wanddruckverteilung auf der Zylinderoberfläche relativ gute Übereinstimmung
mit den Resultaten der von einem Partnerinstitut durchgeführten,
korrespondierenden LES. Des Weiteren lassen sich anhand des gemessenen
Wanddruckfeldes die wesentlichen in der Einleitung (Kapitel 1.1) vorgestellten
Strömungsphänomene nachweisen. Die vorliegende Unsymmetrie der
Druckverteilung auf beiden Seiten des Zylinders ist auf vorhandene Unebenheiten
an den Arrayübergängen zum Zylinderkörper zurückzuführen. Der Einfluss der
vorderseitigen Bonddrähte auf die Strömung bleibt darüber hinaus unklar. Es
stellte sich außerdem heraus, dass der im Vorfeld angenommene Messbereich von
± 500 Pa zu gering für das vorliegende Experiment dimensioniert ist.
Aus diesen Gründen wurden die Sensoren der zweiten Generation auf einen
Messbereich von ± 1kPa optimiert, deutlich verkleinert und mit einer
Rückseitenkontaktierung versehen. Obwohl die Herstellung der Sensoren (siehe
Kapitel 5.3) deutlich aufwändiger ist als die Realisierung der Sensoren der ersten
Generation, konnte die Ausbeute gesteigert werden, was einerseits auf die größere
Membrandicke (4 µm anstelle von 3 µm) und andererseits auf die erfolgreiche
182 Mikrosensor-Arrays für die experimentelle Strömungsmechanik A. Berns
Entwicklung des Prozesses für die Rückseitenkontaktierung zurückzuführen ist.
Die messtechnische Charakterisierung der Sensoren lieferte die angestrebten und
erwarteten Resultate, da lediglich die Membrangeometrie geändert wurde. Die
Resultate der zweiten Messungen am Leitexperiment, unter Verwendung des
neuen mit 154 Sensoren ausgestatteten, rückseitig kontaktierten 3D-Multi-Sensor-
Arrays, sind in jeder Hinsicht ein Beleg für die erfolgreiche Weiterentwicklung der
Aufbau- und Verbindungstechnik. Dies wird zum einen anhand der höheren
Ortsauflösung deutlich, wodurch alle in der Einleitung beschriebenen
Strömungsphänomene in der Druckverteilung nachgewiesen werden konnten. Zum
anderen ist die gemessene Druckverteilung äußerst symmetrisch und zeigt eine
bessere Übereinstimmung mit der Simulation. Außerdem lieferte die zeitaufgelöste
Messung über einen Winkelbereich von 200°, welche durch den Einsatz des
Horizontal-Arrays ermöglicht wurde, neue Erkenntnisse hinsichtlich der
Phasenlage der Druckschwankungen in den Bereichen der Strömungsablösung auf
beiden Seiten des Zylinders.
Obwohl die Entwicklung des vorgestellten 3D-Multi-Sensor-Arrays einen hohen
Zeit- und Kostenaufwand erforderte, sind die Vorteile gegenüber der Simulation
von maßgeblicher Bedeutung. Neben der Möglichkeit zur Messung instationärer
Vorgänge über längere Zeiträume kann die Strömungsgeschwindigkeit variiert
werden, was anhand der zusätzlich durchgeführten Messungen bei 20 m/s und
40 m/s demonstriert wurde.
Die in Kapitel 6 behandelten Sensoren der dritten Generation wurden mit der
primären Zielsetzung entwickelt, gekoppelte Druck- und
Wandschubspannungsmessungen auf einem Sensorchip durchführen zu können.
Unter dieser Voraussetzung wurde bei den Sensoren der zweiten Generation
anstelle der pn-Diode ein Wandhitzdraht zur Messung der lokalen
Wandschubspannung integriert. Die mit diesen Sensoren durchgeführten nieder-
und hochfrequenten Transitionsmessungen zeigen, dass es möglich ist, den
jeweiligen Strömungszustand der betrachteten Wandgrenzschicht anhand der
Leistungsspektren der Druck- bzw. Wandschubspannungsfluktuationen als
laminar, turbulent oder transitional einzustufen. Die Tatsache, dass stets eine
eindeutige Korrelation hinsichtlich der Druck- und
Wandschubspannungsschwankungen zu beobachten war und ausgeprägte
Signalfluktuationen mit Frequenzen von bis zu 19 kHz erfasst wurden, ist darüber
hinaus ein klarer Beleg für den hohen Dynamikbereich der Sensoren. Ferner
ermöglicht der Einsatz der Sensoren die Bestimmung der Geschwindigkeit einer
7 Diskussion und Ausblick 183
sich ausbreitenden Oberflächenwelle, was in dieser Form ein Novum in der
experimentellen Strömungsmechanik darstellt.
Zusammenfassend wird festgestellt, dass sich die Entwicklung verschiedener
Mikrosensor-Arrays zur zeitlich und räumlich hoch aufgelösten Messung von
Wanddruckfeldern und Wandschubspannungsfluktuationen als messtechnisch
äußerst leistungsfähig erwiesen hat. Aufgrund der hohen Druck- und
Ortsauflösung bei geringer Nichtlinearität und des großen Dynamikbereichs sowie
der hervorragenden Signalstabilität sind die vorgestellten Drucksensor-Arrays
anderen Messmethoden wie beispielsweise der pinhole-Methode oder kapazitiven
und piezoelektrischen Sensor-Arrays klar überlegen.
Die an die Sensoren gestellten Anforderungen wurden in allen Punkten erfüllt; es
musste lediglich der Messbereich angepasst werden. Die Entwicklungsschritte,
welche mit der Realisierung jeder der drei Sensorgenerationen verknüpft waren,
trugen zum Erreichen der angestrebten Verbesserungen bei. Dabei hat sich die
Vorgehensweise zur optimalen Dimensionierung der Drucksensormembran als
sehr zuverlässig erwiesen und kann somit auf die Sensorentwicklung für andere
Messbereiche übertragen werden. Die entwickelten Prozesse können unter Einsatz
anderer Maskensätze zur Herstellung von ähnlichen Sensoren anderer Geometrie
eingesetzt werden. Die Aufbau- und Verbindungstechnik zur Realisierung der
Oberflächen-Sensor-Arrays wurde ebenfalls erprobt und ist mit gewissen
Einschränkungen (die Krümmung der betreffenden Oberfläche sollte nicht stärker
ausgeprägt sein, als es bei dem betrachteten Zylinder der Fall ist) auf andere
Geometrien übertragbar. Ebenso lassen sich die planaren Mikrosensor-Arrays
durch Umgestaltung der Trägerleiterplatten mit unterschiedlicher Ortsauflösung
und Größe realisieren. Durch weitere systematische Windkanalexperimente, unter
Verwendung der entwickelten Sensor-Arrays, könnte ein tieferes Verständnis der
Umströmung weiterer aerodynamischen Körpern erlangt werden. Außerdem
könnten neue Erkenntnisse bezüglich der Strömungsbeeinflussung, welche durch
Oberflächenunebenheiten hervorgerufen werden, wie beispielsweise Bonddrähte
oder Stufen bei Arrayübergängen, gewonnen werden. Bei einer zukünftigen
Fortführung dieser Arbeit sollte die Ausweitung des experimentellen Einsatzes der
Mikrosensor-Arrays im Mittelpunkt der Bemühungen stehen.
184 Mikrosensor-Arrays für die experimentelle Strömungsmechanik A. Berns
Eigene Veröffentlichungen
A.Berns, R. v.Metzen, B.Mukhopadhyay, E. Obermeier, A.Wolter und A.Leder,
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21st IEEE MEMS Conference, 2008, Tucson, AZ, USA, S. 896-899.
A. Berns, U. Buder, X.H. Wang, W. Nitsche, E. Obermeier, AeroMEMS Pressure
Sensor with Integrated Wall Hot-Wire, 7th IEEE Conference on Sensors, 2008,
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A. Berns, U. Buder, E. Obermeier, X.H. Wang, J. Domhardt, J. Leuckert, W.
Nitsche, AeroMEMS Sensor with Integrated Pressure and Hot-Wire Sensor for
High-Frequency Transition Detection, 47th AIAA Aerospace Sciences Meetings
and Exhibit, Orlando, FL, USA, 2009, AIAA 2009-318.
A. Berns, U: Buder, E. Obermeier, A. Wolter, A. Leder, O. Frederich, F. Thiele,
Aero-Micro-Electromechanical System Sensor Arrays for Time Resolved Wall
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Eigene Veröffentlichungen 185
A. Berns, E. Obermeier, A. Wolter, A. Leder, 3D Multi-Sensor Array for Surface
Pressure Measurements on a Wall Mounted Cylinder, 39th AIAA Fluid Dynamics
Conference, 2009, San Antonio, TX, USA, AIAA-2009-3579.
A. Berns und E. Obermeier, AeroMEMS Sensor Arrays for Time Resolved Wall
Pressure and Wall Shear Stress Measurements, in Imaging Measurement Methods,
NNFM 106, Editors: W. Nitsche und C. Dobriloff, Springer Verlag, Berlin, 2009,
S. 227-237.
