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一种声表面波微机械陀螺的设计和开发
一种声表面微机械陀螺的设计和开发
VKVaradan,WDSuh,PBXavier,KAJoseandVVVaradan
摘要
本论文对一种新颖的、基于声表面波谐振器（SAWR）和声表面波传感器的射频微机电系统（MEMS）陀螺的设计、开发和性能评价进行了介绍。
当陀螺不发生旋转（即角速度为零）时，减小信号输出，硅振动陀螺仪的两种振动模式的制造公差需要做的很小，从而产生能量转移,大多数的微机电系统（MEMS）都是基于这种结构。
这种1mm×1mm陀螺的工作是基于在压电基片上产生声表面波（SAW）的原理的。
这种声表面波谐振器在交叉形换能器（IDTs）之间的腔内产生了声表面驻波，驻波上的微粒子在基体平面上大幅度垂直振动，这就是这种陀螺在振动运动方面的特点。
按照计划，将大量的金属点（集中证明）放置在反节点上，因此，产生于正交方向的声表面波会被由旋转引起的科氏力的作用而被放大。
通过率表和检波器的调试，对这种74.2兆赫兹的MEMS-IDT陀螺的性能进行了评估，而且表现出了非常高的灵敏度和动态范围，对很多的商业应用来说是非常理想的。
不像其他的微机电系统（MEMS）的陀螺仪，该陀螺拥有一种平面配置，这种平面配置没有产生共振的悬浮机械结构，因而它有天然的坚硬性和抗冲击性。
鉴于它是一层平面配置，该陀螺可以实现您实际应用中可能需要保角安装到表面的兴趣。
关键词：
声表面波陀螺仪，振荡，瑞利波，反应离子刻蚀技术，压电材料，包装
1.整体介绍
由于基于角速率传感器的陀螺仪体积小、价格便宜，或是因为新出现的消费者和汽车产品需要角速度信息，这种陀螺传感器已经有越来越广泛的应用。
旋转轮式陀螺仪、光纤陀螺仪和激光陀螺仪已广泛用于惯性导航与导引系统。
尽管它们的性能在过去数十年中得到明显提高，然而，对于新兴的应用程序来说，他们都太笨重，而且价格不菲。
实际应用中需要一个体积更小的和更便宜的陀螺安装在汽车安全产品（防滑系统，ABS，安全气囊系统）、消费产品（三维指针，摄象机，GPS，运动器材）、工业产品（机器人，机器控制，引导车辆）、医疗用品（轮椅，手术工具，肢体动作监测器）以及军事用品（智能弹药,新武器系统）上[1]。
由机械和电气元件组成的微传感器通常被称为微电子机械系统（MEMS）。
上世纪60年代早期发展起来的声表面波（SAW）设备，被认为是最早类型的微机电系统（MEMS），因为他们利用电信号产生机械波，反之亦然。
在过去十年里，微机电系统（MEMS）传感器已经受到了相当大的关注。
由于标准的集成电路制造技术的发展，人们普遍认为这种陀螺的优点是重量轻、尺寸小、低功耗和低成本，由于有这些优点，微机械陀螺仪的研究步伐在不断加快，并且微机械陀螺仪的性能也在不断改善[2]。
大多数微机械陀螺仪是基于硅的振动传感器，这种传感器利用一个机械结构中两个振动模式之间的能量转移，因此，为了实现很高的灵敏度，当陀螺旋转时，两种振荡模式必须能够很容易的、以较高的Q值相互转化[3-6]。
更加精细的设计和制作还需要这两种产生共振的结构实现每秒间歇分度的原则。
社会对高性能的微机械陀螺仪的需求在不断增长。
然而，由于它们的工作原理的因素，现在的微机械陀螺仪有一种天然的性能缺陷，它是基于振动的悬浮机械结构，即梳子结构、梁、磁盘或环状结构。
在两种模式中实现与机械结构相匹配的共振频率经常是困难的和昂贵的。
由于电子设备需要去控制和检测产生共振结构的状况，最终产品的成本可能因此增加。
此外，由于其结构不能被坚固的附着在其共振基底上，悬浮机械结构对外部冲击变得更加敏感并且也会产生振动，这就限制了它的性能及应用范围。
本文提出了这种陀螺仪可以克服这些缺点，因为这种陀螺仪没有悬浮机械结构。
本论文建立的陀螺仪是基于表面波谐振器（SAWR）和声表面波传感器（SAWS）的组合的原理，这种组合是运行在瑞利模式下的[7–9]，瑞利波是一种自身能量集中在一个波长基板表面的声表面波。
表面附近粒子的位移由于瑞利波表面运动而产生椭圆痕迹的路径[10]。
瑞利波通过使用一种指型的放置在基体上的电压传感器（IDT）而在压电材料的表面产生[11]。
图1典型的声表面波传感器
图2典型的声表面波传感器
图3微机械声表面波陀螺仪的工作原理
由于声表面波谐振器产生的持续不变的瑞利波，这种声表面波陀螺只能在基于基体粒子振动的原则上起作用，这样相关的振动就不需要悬浮机械结构了。
因此，这种陀螺就更能抵抗外部冲击和振动。
除了这些优点，通过使用标准集成电路制造技术，这种陀螺的制造只需要一个或两个光刻和金属化步骤，这显然将转变为开发成本的大规模降低。
Lao[12]和Kurosawaetal[13]提出了一种基于声表面波的陀螺设计方法，这种方法目的是测量角速率，然而，据我们所知，到目前还没有提供结论性的实验证明。
这篇论文通过对陀螺仪的性能评估提出了结论性的证据。
2.设计原理
很多声表面波设备已经用作为一种传感器、滤波器和振荡器[7–10]。
图1显示一个典型的声表面波延时线，其中一个传感器充当成了可以把电压的变化转化成声波的转换器，其他的传感器接收这些声波，并且把它们转化成输出电压，这种互惠关系可以允许IDTs用作声表面波发射器，或是接收器。
当这种陀螺仪发生旋转时，声表面波延时线可用作接收器，来感受由科氏力效应引起的声波。
相比于散装材料的振动性，声表面波谐振器由于自身的坚固性和体积小而被广泛用在稳频器和谐振滤波器中[7,8]。
声表面波谐振器作为这种陀螺的稳定振动源，由于任何机械陀螺仪相对于整体必须有一个稳定的参考振动（V），以至在参考频率下，角旋转（Ω）垂直于参考运动（V）时能够产生科氏力，因此，科氏力（F=2mV×Ω）的效果可以作为转动速率的一种量度。
测试科氏力效应通常利用的是电容法或压电法，就像前面解释的那样，通过采用谐振器，这种声表面波陀螺仪也应用了压电效应。
这种声表面波陀螺仪是声表面波传感器（图1）和声表面波谐振器（图2）的集成，其中，声表面波谐振器用于稳定参考振动，声表面波传感器用于检测科氏力效应。
正如图3显示的那样，这种陀螺仪包含了谐振器、反射镜和腔内的金属点阵。
通过微细加工技术，在压电基片表面上制作了谐振器、反射镜和腔内的金属点阵，128◦YXLiNbO3。
谐振器产生了声表面波，这种波在反射镜之间来回传播，并且在腔内形成了一个持续不断的波形。
如果反射镜周期等于半个波长，来自个体金属条的声表面波反射将会增加[7,8]。
像图3显示的那样，对于腔内所建立的驻波，驻波节点上典型的基体粒子在Z方向上没有变形。
然而，在驻波反节点上或其附近，这些粒子在Z方向正经历较大幅度的振动，这正好为陀螺仪提供了参考振动。
为了放大科氏力，金属点被按计划放置在反节点上，由于垂直振荡速度的旋转产生了垂直于图3上两个向量的科氏力，这个科氏力在参考振动相同频率的Y方向上产生了声表面波。
金属点阵在沿着Y方向上放置，这样科氏力引起的声表面波递增的会更连贯。
进而，放置在Y方向上的谐振器会感受到产生的声表面波。
该装置的运行频率取决于反射镜的光栅、反射周期和换能器的分离。
选择反射镜的分离作为半波长的整数倍，以至驻波可以在两个反射镜之间产生。
换能器的周期选为声表面波波长的一半（λ/2）。
因此，对于一个确定的材料，材料中声表面波的速度和希望的运行频率fo确定了换能器的周期。
声表面波的速度可以从某些地方查到，或是从一个给定的材料或坐标系统中的自由表面条件中理论计算得出[10,14,15]。
然而，对于这个陀螺，有效的声表面波速度是从X和Y方向实验测得的，因为这种装置利用了在这些方向上波的传播，以及在这两个方向上金属点阵的速度并不能完全清楚。
为了测量波在这两个方向上的有效速度，在X和Y方向上（包括中间的金属点阵）放置了两个相同周期的窄带换能器装置，由于128◦YXLiNbO3这种材料的各向异性，X和Y方向上的波速是不同的。
因此，在X和Y方向上使用相同频率的换能器装置测得的结果是不同的，这两个方向的速度测出结果分别是3961ms−1和3656ms−1，书上的参考值（3980–4000ms−1）和这次实验结果的差异主要是由于金属化和金属点阵的效果。
换能器的手柄的宽度和声表面波陀螺的间距分别由X和Y方向上的速度3961ms−1和3656ms−1来决定。
为了减少声表面波谐振器内部金属点阵的影响，每个阵列上的点的尺寸都被选中，以至于它们在两个方向上都比波长充分的小。
由于驻波的振幅依赖于材料的阻尼和机电传导的损耗，我们在驻波极大值处安装了换能器感应和传输装置，以减少传导的损耗。
为使这个具有高耦合系数基体的谐振器获得良好性能，尽可能的减小了换能器的光圈和手柄的数量（但也要足够多以避免声束衍射）。
而且，相比于传统的谐振器，换能器之间的间隙更大了，以致可以避免换能器之间的电磁耦合关系，为防止科氏力效应，应该在内腔容纳足够的金属点。
换能器的数量和口径、机电耦合系数和基板的介电性能决定了这种陀螺的电阻抗。
因此，选择换能器的不同间距、孔径和数量作为不同需求的一个折中的办法。
同时，包装时利用系列电感或变压器进行阻抗匹配，因为，由换能器手柄的排列可知这种陀螺在很大程度上是电容式的。
这种声表面波陀螺最初的设计是从对谐振器和延迟线分开进行研究到同时研究。
当务之急是求出接近运行频率的换能器在声表面波谐振器上的阻抗特性、通道、带宽和灵敏度，因为必须设计出感应换能器，以至他们能够有效地接收由科氏力产生的声表面波。
如果金属点阵对谐振器的影响非常小，可以假定将延迟线和谐振器的优化设计转换成陀螺仪的设计。
因此，了解由于金属谐振腔内点阵的变化引起的谐振器特性的改变是非常重要的。
陀螺仪的感应换能器（放置在垂直于谐振器位置）是通过一个典型的声表面波延迟线和滤波器传递函数的计算并设计出来的[16]。
延迟线在频域内的作用可以从如下所示的传递函数得到。
辐射电导和每个换能器的电钠可以写成：
（1）
（2）
其中Np是每个换能器手柄的数量，
是耦合系数，
是每个手柄对的电容量。
由每个换能器的输入输出通道可以给出:
当
时（3）
当
时（4）
其中
是换能器的总电容。
转移导纳如下
当
时（5）
当
时（6）
其中N和M是输入输出换能器手柄对的数目。
传递函数是可以写成
（7）
其中y1和y2是电源与负载的通道，y12,y11,和y22分别是换能器的传递，输入和输出通道。
图4显示了声表面波延迟线的理论和实验结果。
根据其带宽和插入损耗，延迟线结果的预测完全令人满意，尽管存在运行频率的轻微下降和部分插入损耗。
利用耦合模式（COM）理论，我们研究了谐振器的效果[17,18]。
就像图5显示的那样，双端口谐振器可以根据如下图所示的组件矩阵替换。
G矩阵代表声表面波反射镜，τ矩阵代表电气和声学参数的关系，D矩阵代表换能器和反射镜之间的声响空间。
假设没有来自反射镜外部的波并且阻抗匹配在电气端子上，这时可以应用边界条件。
然后，通过求解下面的方程可以得到双端口谐振器的一阶响应。
（8）
通过应用上面提到的理想边界条件，
（9）
从换能器得到的输出电压可以写成
（10）
图4计算和测量的声表面波延时线图6计算和测量的声表面波谐振器性质
图5声表面波谐振器的组件矩阵替换图7利用率表测得的陀螺仪响应
换能器的传递函数因此得到了评估，并且利用耦合模式理论将实验结果和理论预测进行了对比，图6显示了谐振器的理论预测和实验结果的对比。
谐振频率和插入损耗的误差是由金属点阵的存在、电性和声学端口之间的微小的阻抗不匹配引起的。
3.制造、封装及测试
这种陀螺仪是在宾州州立大学的纳米研制设备上制造的，需要用到发射技术和反应离子刻蚀技术（RIE）。
对于75MHz的陀螺仪，它有一个大约6µm的最小特征尺寸，利用发射技术就足够了。
将相同类型的光刻胶应用于设计陀螺仪的样式，反应离子刻蚀技术和发射过程分别应用了正面具和负面具。
一个铬层初始作为助粘剂沉积在铌酸锂基体上，继而再在表面额外镀上一层金。
经处理后的晶片随后切成小块，为达到测试的目的，单个设备可以安装在封装包上，陀螺仪是线连接的，用导体盖密封以使它们从环境噪声中隔离。
包装设备然后安装在设计好的电路板上，电路板里面包含一个机载振荡器电路。
应该指出，这种包装陀螺仪起初时并不密封。
设备的初始测试是使用HP8510C网络分析仪进行的。
图8使用率表测得的BEI陀螺芯片的响应
可以利用一个率表和一个检波器装置对这个声表面波陀螺仪的响应进行评估。
由于科氏力产生的陀螺仪信号传向声表面波谐振器，并随着衍射信号从谐振器传播出来，使用锁相检测有可能从陀螺信号中分离耦合信号。
陀螺仪的输出通过射频（RF）锁相放大器连接到HP动态信号分析仪，率表产生持续的振荡进而可以对陀螺进行初始测量。
陀螺仪被固定在率表上，并且给予持续的频率，驱动率表振动，就可以测量陀螺仪的输出。
驱动信号的振幅和频率控制了率表振荡的振幅，反过来，振动也可以改变转动频率。
图7显示了不同旋转频率下的声表面波陀螺仪的测量输出电压情况。
由于驱动率表在低频下工作比较困难，我们利用检波器装置进一步测量了陀螺仪的灵敏度，两个检波器接均布置在一个矩形平台的两端，矩形平台用来产生横向振荡，而这两个检波器用来接收平台上的振荡。
通过使用灵活的丝带，该平台会静止在它的四角上。
陀螺仪通过对齐X轴安装在水平平台的中心，以至于它可以绕着平台的垂直轴振荡，陀螺仪用来产生并感受摆的旋转，它的输出信号会在激振力频率时被锁相放大器检测到。
通过调整驱动信号的幅值可以改变摆的振荡频率，也可以通过使用一个BEI陀螺仪（陀螺芯片）校准摆的转动速率，而这个芯片的输出电压的测量和校准是通过率表实现的。
BEI陀螺仪安装在率表上（IdealAerosmith,PA），图8显示了不同转动频率时该芯片的响应。
同样的陀螺仪固定在检波摆装置上，并测量检波器不同的激励频率时的响应。
激励信号的电压在不断改变，以至于平台会在不同幅值下振荡，这会直接与不同的转动频率有关联。
图9（a）显示了声表面波陀螺仪在20Hz激励和3V电压下的测量响应，测量采用的是平均信号分析仪，它可以提供了良好的信噪比。
用同样的激励电压测量了BEI陀螺仪得到了响应，然后用率表测量的电压响应校准转动频率，从BEI陀螺仪输出电压的水平，可以看出，在3V激励时的平台振动是950◦h−1。
图10显示了声表面波陀螺仪在20Hz，2V激励下的BEI陀螺仪的输出情况，这正好与625◦h−1的旋转频率相对应。
从图9和图10可以清楚的看到，检波器的激励电压可以直接转换成平台的不同旋转频率。
测得的声表面波陀螺仪响应与参考BEI陀螺仪信号进行对比，验证了不同励磁电压下的陀螺信号，并与平台的旋转频率进行校准。
图11显示了不同旋转频率下的声表面波陀螺仪的测量响应。
初始的测量证实了利用声表面波陀螺仪测量旋转频率的可行性。
因为在这个阶段没有做适当的包装，这个测量很难确定系统动态范围并解决实际问题。
然而，经过适当的包装后，它将能够测量低频转动。
4.结果与讨论
鉴于以上讨论的工作原理，任何压电材料（如铌酸锂、钽锂或石英）都可以当作基体，为使固态电子容易集成，也应使用硅与氧化锌或硅/金刚石/氧化锌组合。
然而，为了证实声表面波陀螺仪这一概念，当前的研究应选择一个低损耗、高机电耦合系数的材料。
为了通过换能器高效的产生并检测声表面波，应选128◦YXLiNbO3晶片为底物，因为它有更小的体积和极高的机电耦合系数。
谐振器腔内的金属点阵作为加载质量成分和压电成分，这是声表面波的反映，也恰好创造了阻抗匹配。
为了降低质量加载效应，材料的厚度应该保持小于一个波长的1%。
我们探讨了几个不同的陀螺仪设计，分别对应着不同的谐振器的设计。
特别的，我们选择了一个配置双端口的谐振器（目前为止一直是讨论的主题），由于它的阻抗变化明显低于单口谐振器。
传输换能器和接收换能器之间的振荡器反馈回路也有助于保持谐振器的稳定运行。
经过对开环金属条和短金属条调查分析，对于振荡器的反射带，由于这种高耦合系数基体的不同反射机制，短金属条的谐振器优于其他的谐振器。
像压电材料LiNbO3一样，由于压电缩短产生的反射效果通常是主导因素。
（a）
（b）
图9（a）检波器激振频率为20Hz时测得的声表面波陀螺仪的响应
（b）20Hz，3V激振作用下BEI陀螺芯片的测量响应
对于单口谐振器陀螺仪而言，由于发射机换能器位于空腔的中间，干扰了科氏力的产生，所以实验结果不是很理想，基于短反射镜的双端口陀螺仪的实验却得到了最好的结果。
为了实现更高的Q值，应该采用真空包装来降低来自大气的载荷。
实现这种陀螺的效果，包装是很重要的一部分。
为了达到高频运转，使陀螺仪的频率稳定性和灵敏度不受任何环境的干扰，应该对陀螺仪进行适当的包装。
运用分辨率为千分之一的激光微调有助于实现更大的精度和振荡电路的线性相位。
5.结论
在本论文中，提出了基于声表面波谐振器和声表面波传感器的微陀螺的设计、制作和性能评价。
由于没有任何悬浮机械振动的元素，该陀螺主要通过固有强度来抵抗外部冲击和振动。
这个初步结果表明，这种陀螺不仅在商业等级的产品中具有应用潜力，而且在战术和惯性级的部件中也有很大的应用潜力。
（a）
（b）
图10（a）20Hz，2V激振作用下声表面波陀螺仪的测量响应
（b）20Hz，2V激振作用下BEI陀螺芯片的测量响应
相比于大多数运行在千赫兹范围的微机械陀螺仪，这种陀螺运行在高频领域，因此这种陀螺包装的重要性怎么强调也不为过，这种高频运行也解释了它高分辨率的性能。
然而，通过正确的设计、屏蔽和包装，高频率的声波衰减应当最小，噪声也应当降低。
对于这种声表面波陀螺仪，作者正在朝着基于准确等效电路模型的方向努力，随着运行频率的变化，陀螺响应的范围会怎样变化，这些应该给予更准确地预测。
对于高频陀螺仪，尽管特征尺寸很小，反应离子刻蚀技术（RIE）依然具备了更好的线条定义的特
图11使用BEI芯片检波器校准后的声表面波陀螺仪的响应
点，这一特点对于高频设备来说显得尤为重要，尤其是当特征尺寸接近1µm时。
作者正在开发一种无线915MHz的声表面波陀螺仪，这种陀螺仪是基于前面提出的与无线应变传感器有联系的一种概念[19,20]。
时至今日，利用反应离子刻蚀技术，已经成功制作了一个400MHz的陀螺仪，而且为天线系统、为无线应用而制作了一个915MHz陀螺仪，这些问题我们将在后续论文中讨论。
References
[1]SoderkvistJ1994MicromachinedgyroscopesSensorsActuatorsA43：
65–71
[2]YazdiN,AyaziFandNajafiK1998MicromachinedinertialsensorsProc.IEEE86:
1640–58
[3]JuneauTandPisanoAP1996MicromachineddualinputaxisangularratesensorTech.DigestSolid-StateSensorandActuatorWorkshop（HiltonHeadIsland,SC）pp299–302
[4]TanakaKetal1995AmicromachinedvibratinggyroscopeSensorsActuatorsA50111–15
[5]ParkKYetal1997Laterallyself-oscillatedandforced-balancedmicrovibratorygyroscopepackagedinvacuumpackagewithaconditioningASICProc.SPIE3242:
76–85
[6]PuttyMPandNajafiK1994AmicromachinedvibratingringgyroscopeTech.DigestSolid-StateSensorandActuatorWorkshop（HiltonHeadIsland,SC,June1994）pp213–20
[7]BellDTJrandLiCM1976SurfaceacousticwaveresonatorsProc.IEEE64:
711–21
[8]StaplesEJ1974UHFsurfaceacousticwaveresonatorsUltrasonicsSymp.Proc.（Piscataway,NJ:
IEEE）pp245–52
[9]WhiteRM1985SurfaceacousticwavesensorsProc.IEEEUltrasonicsSymp.pp490–4
[10]SlobodnikAJ1976SurfaceacousticwavesandSAWmaterialsProc.IEEE64:
581–95
[11]WhiteRMandVoltmerFW1965DirectpiezoelectriccouplingtosurfaceacousticwavesAppl.Phys.Lett.7:
314–16
[12]LaoBY1980GyroscopiceffectinsurfaceacousticwavesIEEEUltrasonicsSymp.pp687–90
[13]KurosawaMetal1997AsurfaceacousticwavegyrosensorInt.Conf.Solid-StateSensorsandActuators（Chicago,June16–19,1997）pp863–6
[14]CampbellJJandJonesWR1968AmethodforestimatingoptimalcrystalcutsandpropagationdirectionsforexcitationofpiezoelectricsurfacewavesIEEETrans.SonicsUltrasonics15:
209–17
[15]AuldBA1990AcousticFieldsandWavesinSolids2ndedn（Malabar,FL:
Krieger）
[16]SoluchW1997DesignofSAWdelaylinesforsensors11thEur.Conf.onSolidStateTransducers（Warsaw,Poland）pp797–800
[17]HausHandWrightPV1980Theanalysesofgratingstructuresbycoupling-of-modestheoryIEEEUtrasonicsSymp.vol1,pp277–81
[18]CrossPSandSchmidtRV1977CoupledsurfaceacousticwaveresonatorBellSystemTech.J.56:
1447–81
[19]VaradanV
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