Теплофизические свойства микросистем на основе структур "карбид кремния на изоляторе" тема диссертации и автореферата по ВАК РФ 05.27.01, кандидат наук Никитин, Илья Владимирович

• Никитин, Илья Владимирович
• кандидат наук
• 2002

Оглавление диссертации кандидат наук Никитин, Илья Владимирович

СОДЕРЖАНИЕ

ВВЕДЕНИЕ

ГЛАВА 1. ТЕПЛОВЫЕ ПРОЦЕССЫ И ИХ СВЯЗЬ С ЭФФЕКТАМИ МАСШТАБИРОВАНИЯ. ТЕПЛОФИЗИЧЕСКИЕ СЕНСОРЫ И

АКТЮАТОРЫ

1.1. Процессы теплопередачи и их проявления на микроуровне

1.1.1. Теплопроводность в твердых телах

1.1.2. Теплопроводность и конвекция в газах

1.1.3. Тепловое излучение

1.2. Аналогия электрических и тепловых процессов

1.3. Критерии эффективности работы датчиков и актюаторов и их связь эффектами масштабирования

1.4. Обзор существующих тепловых датчиков и актюаторов

1.4.1. Терморезистивный датчик температуры

1.4.2. Тепловой датчик потока (термоанемометр)

1.4.3. Тепловой датчик давления

1.4.4. ИК-микроизлучатель

1.4.5. Тепловой микрореактор для аналитико-технологических систем

1.4.6. Термомеханический актюатор

1.5 Постановка задачи работы

ГЛАВА 2. РАЗРАБОТКА ЭЛЕМЕНТОВ ТЕХНОЛОГИЧЕСКОГО ПРОЦЕССА ПОЛУЧЕНИЯ СТРУКТУР «КАРБИД КРЕМНИЯ НА ИЗОЛЯТОРЕ» ДЛЯ ТЕПЛОФИЗИЧЕСКИХ СЕНСОРОВ И

АКТЮАТОРОВ

2.1. Разработка базовых вариантов технологического процесса получения структур «карбид кремния на изоляторе» для теплофизических микроприборов

2.1.1. Требования к материалам

2.1.2. Микронагреватель на мембране

2.1.3. Микронагреватель на балках

2.2. Исследование характеристик и способов управления электрофизическими свойствами слоев карбида кремния

2.3. Исследование оптических свойств слоев БЮ

2.4. Исследование радиационной стойкости слоев БЮ

ГЛАВА 3. РАСЧЕТ И АНАЛИЗ ТЕПЛОВЫХ МИКРОСИСТЕМ

3.1. Механизмы преобразования тепловой энергии

3.1.1. Преобразование: тепловая энергия - механическая энергия

3.1.2. Преобразование: тепловая энергия - электрическая энергия

3.1.3. Преобразование: тепловая энергия - энергия излучения

3.2. Аналитический вывод системы уранений В АХ микронагревательной структуры

3.3. Электротепловая модель микронагревательной структуры

^ 3.4. Размерный эффект теплоотдачи

3.5. Тепловые эффекты масштабирования

3.6. Расчет динамических параметров микронагревательной структуры

3.7. Моделирование тепловых полей и механических напряжений в микронагревательной структуре

3.7.1. Распределение температуры и термомеханических напряжений в тонкой мембране

3.7.2. Распределение температуры и термомеханических напряжений в структуре на балках

ГЛАВА 4. ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНЫЕ ИССЛЕДОВАНИЯ ТЕПЛОВЫХ

МИКРОСИСТЕМ

4.1. Анализ вольт-амперных характеристик тепловых микросистем

4.2. Определение удельного коэффициента латеральной теплопроводности тонких слоев карбида кремния

4.3. Экспериментальная проверка размерного эффекта теплоотдачи

4.4. Измерение частотных параметров микронагревателей

4.5. Определение частотных параметров микронагревательной

системы

4.6. Исследование термомеханических свойств микронагревательных

систем на основе карбида кремния

ГЛАВА 5. ПРИБОРНАЯ РЕАЛИЗАЦИЯ ТЕПЛОВЫХ ДАТЧИКОВ И

АКТЮАТОРОВ

5.1. Терморезистивный преобразователь температуры

5.2. Чувствительные элементы датчиков потока и вакуума

5.3. Инфракрасный микроизлучатель

5.4. Скальпель с нагреваемой режущей кромкой

5.5. Тепловой микрореактор для аналитических целей

5.6. Термомеханический микроактюатор

ЗАКЛЮЧЕНИЕ

СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ

ПРИЛОЖЕНИЯ

Введение диссертации (часть автореферата) на тему «Теплофизические свойства микросистем на основе структур "карбид кремния на изоляторе"»

ВВЕДЕНИЕ

Актуальность работы

В связи с постоянным ростом степени интеграции элементов в микроэлектронных изделиях, а также созданием приборов силовой и СВЧ-электроники с повышенными требованиями к таким функциональным параметрам, как произведение "плотности тока на напряжение" и "мощности на частоту", все более острой становится проблема диссипации избыточного тепла, выделяющегося при работе таких устройств [1]. В большинстве приборов твердотельной электроники повышение температуры кристалла является вредным фактором, а отвод избыточного тепла осуществляется через подложку по нормали к поверхности. В тоже время при создании ряда изделий микросистемной техники - миниатюрных датчиков и актюаторов, построенных на принципах передачи и преобразования тепловой энергии важно, в ряде случаев, иметь эффективную тепловую изоляцию элементов от корпуса прибора и окружающей среды, что позволяет обеспечить требуемые функциональные параметры, например, точность или быстродействие сенсоров, а в случае актюаторов их экономичность [2].

В изделиях микросистемной техники существенной становится латеральная теплопередача в кристалле и теплоотдача в окружающую газовую среду, что требует применения новых расчетных моделей при оптимизации конструкций. Кроме того, возникает задача математического описания процессов преобразования тепловой энергии в другие виды, важные для обеспечения функционирования микросистем. Для повышения надежности и увеличения срока службы теплофизических микросистем с учетом их малых размеров необходимо, например, иметь методику оценки возникающих в них термомеханических напряжений, в том числе, в динамических режимах работы [3,4].

Особой проблемой, возникающей при проектировании и создании микросистем, является адекватный учет эффектов масштабирования и размерных

факторов. Анализ эффектов масштабирования позволяет прогнозировать изменения функциональных параметров системы при пропорциональном изменении геометрических размеров элементов. Влияние размерных факторов может проявляться в изменениях параметров и свойств системы при уменьшении ее размеров до некоторых значений, сопоставимых с некоторыми характеристическими физическими параметрами. Традиционные представления о тепловых процессах, как об относительно медленных и трудно поддающихся управлению, сформировавшиеся в макромире, теряют свою значимость при переходе на микроуровень [5]. Управляемые нагрев и охлаждение ограниченных микрообъемов можно осуществлять с довольно большой скоростью, в первую очередь благодаря проявлению эффектов масштабирования и размерных факторов.

Для создания рабочих элементов теплофизических сенсоров и актюаторов требуется применение особых материалов и их композиций, работающих в условиях высоких температур и больших механических напряжений. В качестве такого базового материала в настоящей работе был выбран карбид кремния (81С), а основой для большинства выполненных исследований и созданных микроприборов являлась структура "карбид кремния на изоляторе" (8Ю01). Это обусловлено сочетанием в БЮ ряда важных качеств: устойчивость к воздействию высоких температур; теплопроводность, сопоставимая с теплопроводностью меди; высокая механическая прочность (твердость, упругость); химическая и радиационная стойкость; низкая окисляемость на воздухе и приемлемая электропроводность. Все это делает перспективным создание микроприборов на БЮ, в том числе, работающих в экстремальных условиях эксплуатации [6,7].

Настоящая работа является составной частью научно-исследовательских работ, выполняющихся на кафедре "Микроэлектроники" и в "Центре микротехнологии и диагностики" Санкт-Петербургского государственного электротехнического университета "ЛЭТИ" в области изучения теплофизических свойств микросистем, создаваемых в рамках Государственного оборонного заказа,

межвузовских научно-технических программ, а также по заказам отечественных и зарубежных организаций (табл. 1.1).

Целью работы являются комплексные исследования теплофизических свойств структур "карбид кремния на изоляторе", разработка и создание на их основе сенсоров и актюаторов, использующих процессы теплопоглощения и тепловыделения.

В рамках поставленной цели решались следующие задачи:

1. Анализ тепловых размерных эффектов и эффектов масштабирования в условиях микросистем.

2. Исследование теплофизических свойств тонких слоев карбида кремния в структурах "карбид кремния на изоляторе".

3. Исследование термомеханических и инерционных свойств теплофизических микросистем на основе карбида кремния.

4. Разработка и создание сенсоров и актюаторов на основе карбида кремния, использующих процессы теплопоглощения и тепловыделения.

Научная новизна работы заключается в том, что в результате комплексного исследования 2В и ЗЭ микросистем на основе структуры "карбид кремния на изоляторе" определены тепло- и электрофизические свойства слоев 81С, установлен размерный эффект теплоотдачи, а также определены и систематизированы значения масштабных факторов для Ю и ЗЭ теплофизических микросистем, что позволило сформировать научно-обоснованный подход к разработке конструкций микросенсоров и актюаторов, в основе функционирования которых лежат процессы тепловыделения и теплопоглощения.

К наиболее оригинальным, впервые полученным научным результатам, представленным в диссертационной работе, относятся следующие:

1. Установлено, что при создании структур «карбид кремния на изоляторе» наиболее эффективным технологическим параметром управления электрическими свойствами карбида кремния является температура подложки,

к

вариация которой (300-1000 °С) позволяет изменять поверхностное сопротивление пленок получаемых методом ионно-химического осаждения, более чем на два порядка (от 5 до 1000 кОм) и почти на порядок (от 2-\0~4 до 1.2-Ю-3 К-1) - температурный коэффициент сопротивления (ТКС), причем повышение температуры подложки приводит к снижению ТКС слоев БЮ.

2. Установлен размерный эффект теплоотдачи заключающийся в том, что теплоотдача через газ, в случае преобладания величины тепловой диффузионной длины над характерными размерами миниатюрного твердотельного источника тепла, определяется как величина, пропорциональная характеристическим линейным размерам источника, а не площади его поверхности.

3. Осуществлена систематизация масштабных факторов для тепло-физических 20- и ЗО-микросистем с учетом размерного эффекта теплоотдачи.

4. Установлено, что для 20 теплофизических микросистем при нахождении их в газовой среде тепловая постоянная времени микросистемы пропорциональна ее линейным размерам, а в условиях вакуума, когда преобладает латеральная теплопередача в твердом теле, пропорциональна квадрату линейных размеров.

5. Определено значение коэффициентов теплоемкости (1600 Дж/кг-К при Т = 400 К) и латеральной теплопроводности (А, = 140 Вт/м-К при Т = 400 К) тонких слоев БЮ в широком интервале температур.

6. Установлено, что наибольшее механическое напряжение, возникающее при тепловом расширении микронагревательной структуры, приходится на основание микробалки и составляет 1100 МПа, что в несколько раз ниже предельно допустимых значений механических напряжений, характеризующих разрушение материала.

Научные положения, выносимые на защиту:

1. Экспериментально установлено и теоретически обосновано, что в условиях отсутствия вынужденной конвекции, если характеристический размер миниа-

тюрного источника тепла меньше характеристической длины теловой диффузии в газе, то теплоотдача в газовую среду определяется как величина, пропорциональная линейным размерам источника, а не площади его поверхности.

2. Теоретически обосновано и экспериментально подтверждено для двумерных теплофизических микросистем влияние изменения условий теплоотдачи на эффекты масштабирования, проявляющееся в том, что в условиях воздушной среды тепловая постоянная времени твердотельного миниатюрного источника тепла пропорциональна его линейным размерам, а в условиях вакуума, когда преобладает латеральная теплопередача в твердом теле, пропорциональна квадрату линейных размеров и, поэтому, влияние уменьшения линейных размеров микронагревательного элемента на постоянную времени наиболее резко проявляется в условиях вакуума.

Практическая ценность работы

К результатам, имеющим наибольшую практическую ценность следует отнести:

1. Оптимизацию технологических режимов получения слоев Б^С методом ионно-химического осаждения (ИХО) для практического использования в качестве температурочувствительных и нагревательных слоев в сенсорах и актюаторах.

2. Разработку вариантов технологических процессов, позволяющих формировать микронагреватели на основе БЮ мембранных и балочных конструкций с толщинами слоев от 0.8 мкм.

3. Исследование оптических, электрических и инерционных свойств ИК-микроизлучателей (микроглобаров).

4. Исследования механических и частотных параметров термоактюаторов на основе карбида кремния.

10

5. Разработку конструкции, технологии и изготовления образцов термомеханического микроактюатора, терморезистивного датчика температуры, чувствительных элементов датчиков потока и вакуума, ИК-микроизлучателя, скальпеля с прогреваемой режущей кромкой и микрореактора для аналитико-технологических микросистем.

Результаты диссертационных исследований являлись составной частью НИР и НИОКР, выполняемых в Санкт-Петербургском государственном электротехническом университете "ЛЭТИ" (СПбГЭТУ). Получены акты об использовании результатов диссертационной работы в части применения создаваемых структур "карбид кремния на изоляторе" в качестве радиационно-стойких датчиков температуры (ЭНПО "Специализированные электронные системы, г. Москва) и ИК-микроизлучателей (Центр технологий микроэлектроники, г. Санкт-Петербург).

Таблица 1.1.

Результаты диссертационной работы, являющиеся составными частями НИР и

НИОКР, выполняемых к С11613 ГУ.

Объект НИОКР Заказчик

исследования

Датчики Контракт №22/01 от 01.06.01. Минпромнауки РФ.

температуры Микросенсорные системы измерения МНТП "Научное

и потока температуры, давления, потока в экс- приборостроение".

тремальных условиях эксплуатации. 2001-2002г.

Государственный контракт № 85 от Минобразования РФ.

ИК-микро- 06.06.01. Высокостабильный широко- МНТП "Электроника"

излучатель полосный инфракрасный микроизлучатель для оптических систем со сверхэкстремальными условиями эксплуатации. 2001-2002г.

Международный контракт Глобал Трэйд Альянс

ИК-микро- 840/02068539/СМГО-85 от 01.02.2001. Корпорейшн, Инк.

излучатель Исследование и разработка миниатюр- 2001г., США. Заказ

ных аналитических и диагностических организации.

устройств для медицинских, аналити-

ческих и промышленных применений.

Договор на создание НТП №6043/ Минобороны РФ.

Термокоагу- ЦМИД-83 от 01.01.2000г. Поисковые 2000-2001г.

лирующий исследования по созданию прогревае- Государственный

скальпель мой режущей кромки у лейкосапфиро-вых скальпелей. оборонный заказ.

Государственный контракт № 301- Минпромнауки РФ.

ПЦР-микро- 28(00)-П от 14.01.2000. Интегрирован- 1999-2000г. ФЦНТП

реактор ные кластерные технологические "Исследования и

микросистемы и микроинструмент. разработки по приоритетным направлениям науки и техники".

ГЛАВА 1. ТЕПЛОВЫЕ ПРОЦЕССЫ И ИХ СВЯЗЬ

С ЭФФЕКТАМИ МАСШТАБИРОВАНИЯ. ТЕПЛОФИЗИЧЕСКИЕ СЕНСОРЫ И АКТЮАТОРЫ

1.1. Процессы теплопередачи и их проявления на микроуровне

При проектировании тепловых датчиков и актюаторов важно правильно рассчитывать процессы передачи тепла в твердых телах, а также при их контакте с жидкостями и газами, в том числе движущимися. Физически теплопередача может осуществляться тремя способами: теплопроводностью, конвекцией и тепловым излучением [8].

1.1.1. Теплопроводность в твердых телах

Теплопроводность - перенос теплоты в сплошной среде, обусловленный наличием градиента температур. Плотность теплового потока определяется уравнением Фурье [9]:

Я = - А.УТ,

где q - плотность теплового потока, Вт/м2; X - коэффициент теплопроводности, Вт/(м-К); УТ - градиент температуры, К/м.

Уравнение Фурье справедливо для небольших значений градиента температуры и когда средняя длина свободного пробега частиц, участвующих в теплопереносе, мала по сравнению с размерами системы. В твердых телах этими частицами являются электроны проводимости и фононы. В диэлектриках и слаболегированных полупроводниках преобладает вклад фононной составляющей теплопроводности. В металлах и сильнолегированных полупроводниках, где доминирующей является электронная теплопроводность, выполняется закон Видемана-Франца:

А. ~ Хэ — ¿осгГ,

где: /„> = 2.445-10"8 ВтОм/К2 - число Лоренца, ст - электропроводность, (Ом-м)"1; 7 - температура материала.

Тепловые колебания решетки определяются характеристической температура Дебая 9. Ниже этой температуры становится существенным квантовый характер упругих колебаний решетки, в то время как выше температуры Дебая квантовые эффекты не проявляются. Для большинства полупроводников В = 200...800 К. При повышении температуры от 0 до 20...30 К наблюдается резкое увеличение теплопроводности за счет возникновения фононов, при этом рассеяние на тепловых колебаниях решетки практически отсутствует и наблюдаются очень высокие значения теплопроводности до 30000 Вт/(м-К). При дальнейшем возрастании температуры увеличивается рассеяние на тепловых колебаниях решетки (фонон-фононное взаимодействие) и происходит снижение теплопроводности [8].

Кристаллическая структура материала, а также состояние поверхности, размеры кристалла, деформации, оказывают существенное влияние на теплопроводность в области низких и комнатных температур (7'< 6), где сказывается фононный характер теплопроводности. Теплопроводность тонких пленок и структур может быть существенно ниже теплопроводности объемного материала. В работе [21] показано, что удельная теплопроводность тонких пленок диэлектриков и полупроводников пропорциональна \[Н , где Н - толщина пленки. Отжиг в вакууме увеличивает значение удельной теплопроводности тонких пленок [10].

Следует отметить, что экспериментальное определение теплопроводности тонких пленок и структур малых размеров представляет собой сложную задачу. В литературе отсутствуют данные о теплопроводности тонких слоев карбида

кремния в продольном направлении, которые необходимы для проектирования тепловых датчиков и актюаторов на их основе.

1.1.2. Теплопроводность и конвекция в газах

Аналитическое решение задачи теплопроводности на границе твердое тело - газ (может быть) получено только для случаев стационарных случаев и низких температурных перегревов, т.е. когда можно пренебречь зависимостью теплопроводности газа от температуры [II].

Для описания теплообмена различных тел при естественной конвекции применяются критерии Грасгофа (вг) и Прандтля (Рг) [12]:

и" а

где: # - ускорение силы тяжести;

Р - коэффициент объемного расширения газа или жидкости; 1-, - характерный геометрический размер тела; и - коэффициент кинематической вязкости газа или жидкости; а - коэффициент температуропроводности газа или жидкости; Критерий Грасгофа, определяющий интенсивность свободной конвекции, прямо пропорционален третьей степени характерного геометрического размера тела, поэтому при снижении размеров источников тепла наблюдается значительное снижение теплообмена посредством конвекции [12].

Если произведение вг и Рг находится в диапазоне от 10" до 5-10", то коэффициент конвективного теплообмена Н с удовлетворительной точность можно определить по формуле [13]

Н = кА

{ 7' _ 7' Л

1 7 О

1/4

, А = 0.54(Р^РгГ % Вт/(м7/4-К5/4),

)т () 5

и

т

ь

где: к - безразмерный коэффициент; к= 1.0 для вертикальных пластин и цилиндров; к = 1.3 для горизонтальных пластин, рассеивающих тепловой поток вверх; к = 0.7 для горизонтальных пластин, рассеивающих тепловой поток вниз;

индекс т обозначает, что физически параметры среды определены при средней температуре Тт = 0.5(7' + 70).

Значение параметра А для воздуха при нормальном давлении в зависимости от средней температуры Тт приведены в табл. 1.2 [11].

Таблица 1.2.

Тт, к 300 400 500 600 700

Л Вт/(м7/4-К5/4) 1.36 1.25 1.21 1.18 1.16

Из табл. 1.2 следует, что с достаточной степенью точности можно принять параметр А равным 1.2 Вт/(м7/4-К5/4). Тогда выражение для теплового сопротивления полубесконечной воздушной среды при атмосферном давлении принимает вид:

Т-Тп т-т,

I? - :_____л - :_111 • г?

ПТ ~ р ~ ^ > 1ХТ.вочд.

Т-Т,

4-1/4

о

I

ш

Приведенные выше соотношения соответствуют стационарному случаю теплопередачи, когда профиль распределения температуры в окружающей среде постоянен и тепловое сопротивление не изменяется во времени. Однако, большинство тепловых актюаторов работают в циклическом режиме, чередующим быстрые нагрев и охлаждение, когда осуществляется нестационарный режим теплопередачи.

Вопросы теплоотдачи для микрообъектов в настоящее время еще недостаточно изучены. В работе [14] описывается эффект "гигантской" теплоотдачи телами с характерными размерами менее 1 мм. Этот эффект объясняется естественной конвекцией, вызванной разницей температур. Предполагается преобладание молекулярного режима теплопередачи и отсутствие вокруг точечного источника теплового и динамического пограничных слоев. Однако позднее, достоверность полученных результатов ставилась под сомнение самими исследователями.

1.1.3. Тепловое излучение

Интегральная излучательная способность тела (Вт/м2):

Ит - а ■ ет

где: а - степень черноты тела;

с_г - интегральная излучательная способность абсолютно черного тела. Степень черноты тела в сильной степени зависит от состояния поверхности и для тонких пленок может сильно изменяться в зависимости от условий получения.

Закон Стефана-Больцмана дает связь 8т с температурой:

£т = а • / ,

где а = 5.67-10 8 Вт/(м2-К4) — постоянная Стефана-Больцмана.

Длина волны, соответствующая максимуму излучения абсолютно черного тела обратно пропорциональна его абсолютной температуре (закон Вина):

2 _Ь

1Ш1Х у, э

где: Ь = 2.90-10~3 м-К - постоянная Вина.

На тепловое излучение тел малых размеров существенное влияние оказывает состояние их поверхности [12].

1.2. Аналогии электрических и тепловых процессов

Хорошо развитый аппарат схемотехнического моделирования может быть использован при проектировании микроэлектромеханических систем. Для этого следует воспользоваться электрическими моделями соответствующих полей или процессов, имеющих эквивалентные математические описания. Соотношения между масштабами величин объекта и модели называют критериями подобия. Это безразмерные комплексы величин, которые в подобных явлениях должны иметь одинаковые численные значения [15].

При рассмотрении и описании тепловых процессов удобно воспользоваться математической аналогией формул, описывающих тепловые и электрические процессы. Существует большое количество методик расчета электрических цепей, а также соответствующего программного обеспечения. В данной диссертационной работе будет применяться система аналогий, приведенная в табл. 1.3. [16].

Таблица 1.3.

Электрические аналогии тепловых процессов

Электрическое поле Тепловое поле

Электрическая Единица Тепловая Единица

величина измерения величина измерения

Заряд д Кл Кол.-во теплоты О Дж

Потенциал (р В Температура Т К

Напряженность Градиент

поля Е = -§хас!(р В/м температуры grad У' К/м

Электропроводность <7 (Ом-мГ1 Теплопроводность Л Вт/(м-К)

Плотность тока Плотность потока

у = -а-^ас! (р А/м2 тепла/= -А^асГ/' Вт/м2

Ток/ А Поток тепла Вт

Электрическая емкость С Ф, Кл/В Теплоемкость С[ Дж/К

Электрическое Тепловое

сопротивление Ом, В/А сопротивление Яу К/Вт

1.3. Критерии эффективности работы датчиков и актюаторов и их связь эффектами масштабирования

Основным назначением датчика является получение информации об интересующем объекте измерений. Однако, любой датчик воздействует на среду в процессе измерения и, таким образом, вносит искажения в измеряемый сигнал. Миниатюризация датчиков приводит к снижению этого влияния и позволяет производить измерения с более высоким пространственным и временным разрешениями.

Для характеризации влияния изменения размеров системы на ее параметры вводится так называемый масштабный фактор а, равный отношению линейных размеров системы после их изменения к исходным линейным размерам. В общем случае все три размера системы имеют разный масштабные факторы ах, ау и а2. В микроэлектронных устройствах обычно ах = т.е. линейные размеры в плоскости подложки равноправны и изменяются пропорционально при масштабировании. Масштабный фактор а2 связан с особенностями технологического процесса формирования системы, и определяется такими параметрами, как толщина подложки, толщина осаждаемых слоев, глубина легирования и т.п. Для выяснения относительной роли различных процессов, возникающих в системе, обычно используется общий масштабный фактор а = ах = ау = а2. [17], т.е. изменение размеров происходит сразу во всех трех измерениях (ЗО-масштабирование), что не всегда соответствует действительности.

В табл. 1.4 приведены масштабные факторы для электрических, тепловых и механических величин, применяемых при расчете тепловых микросистем [18].

Таблица 1.4.

Масштабные факторы физических величин.

Физическая величина Масштабный фактор

Тепловая скорость а~3/2

Ускорение а"1

Частота а 1

Электрическое сопротивлеине а"'

Емкостная постоянная времени а°

Напряжение а1

Теплопроводность а1

Площадь а2

Сила а2

Мощность а2

Сила трения а2

Электрический ток а2

Тепловая постоянная времени а2

Индуктивная постоянная времени а2

Масса ч а

Теплоемкость а3

Приведем основные параметры датчиков и рассмотрим, как на них сказывается влияние миниатюризации.

1. Локальность измерения (пространственное разрешение).

2. Быстродействие.

3. Потребляемая мощность и влияние на объект измерения.

4. Уровень собственных шумов.

Первым следствием уменьшения размеров датчиков является повышение локальности измерений. На сегодняшний день кристаллы бескорпусных миниатюрных датчиков имеют характерные размеры 3.0... 1.0 мм и размер чувствительной области 1.0...0.005 мм [19]. Основной проблемой здесь является формирование внешних выводов и механическая защита датчика. Локальность измерения обратна пропорциональна масштабному фактору а.

Миниатюризация рабочих элементов тепловых систем оказывает существенное влияние на их быстродействие. В общем случае объем системы, а следовательно и ее термическая масса, пропорциональны кубу ее линейных размеров (а3), а тепловое сопротивление пропорционально отношению длины пути протекания теплового потока (а1) к его сечению (а2). Тогда постоянная тепловая времени (г = НС) зависит от размеров системы как а2, а быстродейст-

-л

вие - как а~ [1].

Хотя потребляемая мощность и снижается при уменьшении размеров датчиков, однако возмущение, производимое датчиком может даже оказаться выше, чем в случае датчика больших размеров.

Одним из факторов, ограничивающих величину полезной информации, получаемой с датчиков, является уровень их собственных шумов. Поскольку все рассматриваемые в данной работе типы датчиков являются резистивными, то следует рассмотреть механизмы возникновения шумов в резисторах.

Тепловой шум. Тепловое движение электронов внутри проводника сопровождается переносом заряда и появлением в цепи флуктуационной ЭДС и флуктуационного тока, беспорядочно изменяющихся по величине и направлению. Для тепловых шумов характерен непрерывный спектр частот с одинаковой интенсивностью всех составляющих, так называемый "белый шум". Флукгуа-ционная ЭДС тепловых шумов разомкнутого резистора определяется по формуле Найквиста [8]:

Еы = '\kTR\f,

где: к — постоянная Больцмана;

Т — температура резистора;

И — сопротивление резистора;

А/ — ширина частотной полосы, в пределах которой измеряется ЭДС шумов.

Шумовой ток в короткозамкнутом резисторе

= 4Л' 7 \/ И.

Мощность шума в резисторе не зависит от величины его сопротивления

Ры=Еы-1м=4к7АГ.

В общем случае ЭДС тепловых шумов возникает не только непосредственно в резисторе, но и в подводящих проводниках. Однако, влиянием ЭДС шумов проводника можно пренебречь, так как для эффективной работы датчика его сопротивление должно быть много больше сопротивления проводников.

ЭДС тепловых шумов существует в проводнике даже при отсутствии внешнего приложенного напряжения и тока и при этом практически не зависит от их величины, так как определяется интенсивностью тепловых флуктуаций электронов проводимости, т.е. их скоростью, а скорость теплового движения электронов много больше скорости их направленного движения в электрическом поле.

При уменьшении сопротивления резистора ЭДС шумов снижается, так как происходит более быстрое выравнивание возникшей разности потенциалов в резисторе с меньшим сопротивлением.

Как видно из приведенных выражений, влияние теплового шума датчика на результаты измерения растет с увеличением частотного диапазона измерений, т.е. с уменьшением интервала времени интегрирования получаемого сигнала:

¥

При увеличении времени измерения влияние теплового шума в результате усреднения стремиться к нулю.

Дробовой шум. Дробовой шум представляет собой флуктуацию величины тока в резисторе, обусловленную флуктуациями числа электронов проводимо-

Заключение диссертации по теме «Твердотельная электроника, радиоэлектронные компоненты, микро- и нано- электроника на квантовых эффектах», Никитин, Илья Владимирович

Результаты работы программы "МЗЯ УЯ" показывают, что с помощью трех нагревателей возможно поддержание постоянной температуры по длине лезвия скальпеля в заданном температурном диапазоне от 60 до 80 град.С. Установлено наиболее благоприятное положение нагревателей, при котором температура погруженного в ткань конца лезвия укладывается в заданный диапазон. Наиболее неблагоприятное распределение температуры возникает в случае, когда граница воздух-ткань находится примерно по середине каждого из нагревателей. Для этих случаев на рис. 5.16 приведены графики распределения температуры для скоростей движения скальпеля. Для графика на рис. 5.16в средние температуры второго и третьего нагревателей меньше заданных из-за увеличения площади поверхности охлаждения и ограничения, накладываемого программой на мощность источника питания. При увеличении мощности источника питания эти температуры достигаю заданных. Время готовности к работе скальпеля составляет две секунды и зависит от мощности источника питания. Необходимая мощность источника питания определяется при полном погружении лезвия в ткань, и при нормальных скоростях движения скальпеля (5. 10 мм/с) составляет20.25 Вт.

Следует учесть, что теплопроводность коагулированной ткани ниже, чем некоагулированной, что приводит к уменьшению охлаждения лезвия в ткани в процессе работы и вызывает более лучшее сглаживание температуры, чем представлено выше.

Расчет максимальной разности температур между двумя сторонами лезвия

В связи с тем, что нагреватели расположены только с одной стороны лезвия, следует убедиться, что на другой стороне лезвия температура не будет значительно ниже.

Известно, что температурный градиент обратно пропорционален теплопроводности среды. По данным расчета, средний градиент температуры в ткани на границе с лезвием составляет 100 К/мм. Теплопроводность материала лезвия в 60 раз больше теплопроводности ткани, поэтому градиент температуры в лезвии от одной боковой стороны к другой будет 100/60 = 1.67 К/мм. Учитывая, что толщина лезвия равна 0.5 мм, получаем ДТ = 1.67-0.5 = 0.83 К -разность температур между двумя сторонами лезвия скальпеля.

Разработка конструкции нагреваемого скальпели

В качестве материала лезвия выбран сапфир (Д^О.ч) из-за его высокой прочности, теплопроводности и изоляционных свойств. Расположение нагревательного элемента и датчика температуры на одной стороне лезвия невозможно из-за его малой площади. Ранее проведенные расчеты показали, что возможно размещение нагревательного элемента и датчика температуры на разных сторонах лезвия [46]. Это не приводит к заметной задержке регулирования и распределения температуры. Причем, датчик температуры расположен симметрично относительно нагревательного элемента на другой стороне лезвия. Многозонный датчик температуры обеспечивает возможность измерения местных температур на отдельных участках лезвия. Его изготовление с использованием технологии микроэлектроники важно для исключения загроможденности инструмента, в том числе по месту хирургического воздействия. Многоканальная схема регулятора температуры при многосекционном выполнении нагревательного элемента обеспечивают дифференцированное подведение мощности к различным участкам лезвия по сигналу обратной связи по температуре соответствующей секции датчика.

Нами были разработан два варианта технологического процесса: масочный процесс, с формированием элементов топологии нанесением через контактную маску, и процесс с использованием метода фотолитографии. Как показали проведенные ранее [30] расчеты, для поддержания равномерной температуры по всей длине лезвия необходимо использовать не менее двух независимо нагреваемых секций, расположенных по длине лезвия (для лезвия длиной 25 мм). В масочном процессе изготовлялось лезвие с тремя секциями микронагревателей и датчиков температуры. В фотолитографическом процессе изготовлялось двухсекционное лезвие.

Первоначально предполагалось использовать одни и те же элементы не только для измерения (благодаря высокой температурной чувствительности), но и для нагрева (благодаря стабильности этого материала). Однако высокое удельное сопротивление слоев карбида кремния не позволяет получить заданную мощность нагрева при использовании безопасного низковольтного источника питания. Кроме того, для получения выделяемой нагревателями мощности порядка 30 Вт (для проведения коагуляции при полном погружении лезвия скальпеля в ткань и скорости движения лезвия 2.3 см/с необходимая электрическая мощность составляет 25.30 Вт) при напряжении источника питания 12 В токи нагревателей должны быть около 2 А. Возникающее при этом падение напряжения на питающих проводах, шинах и контактах не позволяют нагревателю выполнять роль стабильного датчика температуры [6]. Поэтому приходиться вводить независимые датчики температуры с низкими токами питания.

Нагревательный элемент

Мощность, выделяемая в нагревательном элементе, рассчитывается по формуле: где: и-питающее напряжение, В;

Я-общее сопротивление нагревателей, Ом.

Так как нагревательный элемент состоит из трех одинаковых частей, то мощность ,выделяемая в каждой части равна:

Р^Р/З.

Сопротивление каждого нагревателя:

Ъ=з*и2/р.

Учитывая вышесказанное находим сопротивление каждого нагревателя: ЯгЗТ22/20=21.5 0м.

Расчет поверхностного сопротивления производится с учетом требований, обусловленных применением масочного способа и расположением нагревательного элемента вдоль режущей кромки. Применение масочного способа ограничивает пределы достигаемого коэффициента формы 0.1< Кф< 0.35.

Поверхностное удельное сопротивление рассчитывается по формуле: Я; / Кф= 21.5 / 0.3 = 71.7 Ом.

Исходя нз требований к параметрам трехсекционного микронагревательного элемента и учитывая конкретные условия изготовления, был выбран резистивный материал кермет К-50С, который позволяет обеспечить требуемое удельное поверхностное сопротивление (720м) на сильноразвитой поверхности (которая ограничивает возможность получения слоя толщиной меньше 0.3 мкм) и имеет малое значение ТКС.

Датчики температуры

Для исключения погрешности измерения температуры, ток через датчики температуры не должен превышать 5 мА, чтобы предотвратить саморазогрев датчиков. Поэтому, при напряжении на датчике температуры 9 В, он должен иметь сопротивление не менее 1.8 кОм. Карбид кремния позволяет получить данное значение сопротивления при заданных коэффициентах формы. Кроме того, слои карбида кремния обладают необходимой температурной чувствительностью и стабильностью электрических параметров во времени:

Я = Кф • Ра - 0.3 • 104 = 3 кОм, где ра - поверхностное сопротивление пленки карбида кремния [89-91].

Токопроводящие элементы

Три пленочных нагревателя сплава К50-С, расположенные на лезвии скальпеля, имеют три питающих и один общий выводы. Минимальная площадь сечения токопроводящих дорожек рассчитывается исходя из предельно допустимой плотности тока, равной 10-10 А/см [6] и их электрического сопротивления. Электромиграция меди при протекании токов, близких к критическим, можно не опасаться, так как лезвие скальпеля рассчитана на короткий срок службы. Максимальная ширина токопроводящих дорожек ограничиваться размерами сапфирового лезвия и для общего проводника составляет 2 мм. Исходя из этого рассчитываем необходимую толщину токопроводящих дорожек ( для Л - 5105 А/см2, 1 ■---= 2 А): с1 = 8ССЧ /Ь = 1ш;1Х/(.1*Ь) = 2/(5-105 0.2) = 0.2 мкм , Я =1/1

-'сеч. чпах'-1) где: Б сеч.- площадь сечения проводника металлизации, Л- плотность тока через проводник металлизации, Ь- ширина проводника металлизации, с1- толщина проводника металлизации.

Топологический чертеж конструкций трех- и двухсекционного термокоагулирующего лезвия представлены на рис. 5.17 и 5.18, соответственно.

Рис. 5.17. Конструкция трехсекционного лезвия.

В качестве материала двухсекционного нагревательного элемента выбран слой хрома с подслоем ванадия исходя из заданных требований к источнику питания, технологических возможностей и топологических ограничений.

Роль датчика температуры выполняет слой карбида кремния, так как он обеспечивает необходимую температурную чувствительность датчиков температуры, а также обладает стабильностью параметров, хорошими механическими и электрофизическими характеристиками [32].

Рис. 5.18. Конструкция двухсекционного лезвия.

В качестве металлизации используется медь с подслоем хрома. Выбор такой системы обусловлен тем, что медь обладает хорошими проводящими свойствами, а хром обеспечивает адгезию к подложке.

Защитным покрытием служит пленка нитрида кремния, которая обеспечивает надежную электрическую изоляцию сформированных структур и позволяет увеличить срок службы микросистемы "нагреватель-датчик температуры".

Технологический процесс изготовления трехсекционыых лезвий масочным способом приведен в прил. 5.

Фотографии полученный трехсекционных лезвий показаны на рис. 5.20.

Рис. 5.20. Фотография образца трехсекционного лезвия.

ЗАКЛЮЧЕНИЕ

1. Разработана технология, изготовлены и исследованы базовые элементы тенлофизических сенсоров и актюаторов на основе карбида кремния балочной и мембранной конструкций.

2. Для структуры "карбид кремния на изоляторе" определены базовые теплофизические параметры тонких слоев карбида кремния теплопроводность и теплоемкость.

3. Установлен размерный эффект теплоотдачи, основанный на зависимости теплоотдачи от линейного геометрического размера объекта (а не его площади) в условиях, когда размеры объекта сопоставимы с характеристической длиной тепловой диффузии в газе.

4. Систематизированы тепловые эффекты масштабирования и установлена зависимость тепловой постоянной времени микросистемы от геометрического размера и преобладающего механизма охлаждения.

5. На основе базового элемента - терморезистора, по технологии БЮСН, изготовлено семейство микроприборов, включающее: чувствительные элементы датчиков температуры, потока и вакуума, а также ИК-микроизлучатель.

6. Исследованы термомеханические свойства тепловых микросистем на основе 51С и создано исполнительное устройство - термомеханический актюатор.

7. На основе интеграции микронагревательных и микросенсорных элементов осуществлена разработка и изготовление экспериментальных образцов скальпеля с нагреваемой режущей кромкой и теплового микрореактора для генетического анализа.

Список литературы диссертационного исследования кандидат наук Никитин, Илья Владимирович, 2002 год

СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ

1. Ферри Д., Эйкерс JL, Гринич Э. Электроника ультрабольших интегральных схем: Пер. с англ. - М.: Мир, 1991.

2. Корляков A.B., Лучинин В.В., Никитин И.В. Размерные эффекты и эффекты масштабирования в теплофизических микросистемах // Петербургский журнал электроники. 2001, № 4, с. 54-59.

3. Корляков A.B., Лучинин В.В., Никитин И.В., Серкова М.Н. Термомеханический микроактюатор // Петербургский журнал электроники. 2001, №4, с. 65-70.

4. Концевой Ю.А., Литвинов Ю.М., Фаттахов Э.А. Пластичность и прочность полупроводниковых материалов и структур. - М.: Радио и связь, 1982.

5. Васильев A.A., Корляков A.B., Никитин И.В. Тепловые микросистемы на основе карбида кремния // Петербургский журнал электроники. 2000, №3-4, с. 92-101.

6. Таиров Ю.М. Высокотемпературная электроника на основе карбида кремния. // Сб. науч. тр. Радиоэлектроника в СПбГЭТУ. - 1995 -Вып.1. - С.87-90.

7. Лучинин В.В., Мальцев П.П., Маляков Е.П. Карбид кремния -стратегический материал электроники будущего. // Электроника: наука, технология, бизнес. -1997. - №3-4. - С.61-64.

8. Б.М. Яворский, A.A. Детлаф. Справочник по физике для инженеров и студентов вузов. — М.: Наука, 1971.

9. Физические величины: Справочник / А.П. Бабичев, H.A. Бабушкина, A.M. Братковский и др.; под. ред. И.С. Григорьева, Е.З. Мейлихова. — М., Энергоатомиздат, 1991.

10. Технология тонких пленок / Под ред. Майссела JI., Глэнка Р. - М.: Сов. радио, 1977. - Т. 1.

11. Дульнев Г.Н., Тарновский H.H. Тепловые режимы электронной аппаратуры. Учебное пособие для студентов высших технических учебных заведений. - JL, Энергия, 1971.

12. Чистяков B.C. Краткий справочник по теплотехническим измерениям. - М.: Энергоатомиздат, 1990.

13. Михеев М.А. Основы теплопередачи. - М., Госэнергоиздат, 1952.

14. Зиновьев Д.В., Бурмистров А.Н. Размерный эффект теплоотдачи. Электроника и информатика - XXI век. Третья Международная научно-техническая конференция, Зеленоград, 22-24 ноября 2000г. Тезисы докладов, с. 148.

15. Тетельбаум И.М., Тетельбаум Я.И. Модели прямой аналогии.— М., Наука, 1979.

16. Ю.Д. Денискин, И.Ф. Некрасова. Применение метода моделирования для решения задач теплопроводности в электронных приборах. М., Энергия, 1969.

17. Физика тонких пленок. Том VIII. Под общей ред. Г. Хасса, М. Франкомба и Р. Гофмана. М., Мир, 1978.

18. Eric Drexler. Nanosystems: Molecular Machinery, Manufacturing, and Computation. John Wiley & Sons, Inc.: New York, Chichester, Brisbane, Toronto and Singapore, 1992.

19. Ваганов В.И. Интегральные тензопреобразователи. - M.: Энергоатомиздат, 1983.

20. Аш Ж. и соавторы. Датчики измерительных систем: В 2-х книгах. — М.: Мир, 1992.

21. Leon Benmayor. Microsystems: Consequences of their Size. MST News, 1/99, p. 27-29.

22. Кривоносое А.И. Полупроводниковые датчики температуры. - М.: Энергия, 1974.

23. Ярин Л.П., Генкин А.Л., Кукес В.И. Термоанемометрия газовых потоков. - Л.: Машиностроение, 1983.

24. The Two Sensor Microflown. H.-E. de Bree, P. Leussink, Т. Korthorst, M. Elwenspoek. Eurosensors X, Leuven, Belgium, 8-11 September, 1996.

25. Никитин И.В., Девьякович И.С. Интегрированная микросистема: микронагреватель - датчик температуры // Тезисы докладов «научной молодежной школы по твердотельным датчикам», С-Петербург, 1998, с. 20.

26. Вакуумная техника: Справочник. /Е.С.Фролов, В.Е.Минайчев, А.Т.Александрова и др.; под общ. ред. Е.С.Фролова, В.Е.Минайчева. — М.: Машиностроение, 1985.

27. А.А.Глазков, Р.А.Милованова. Учебная лаборатория вакуумной техники. Учебное пособие для вузов. М., Атомиздат, 1971.

28. Курс общей физики. Том 1. /С.Э.Фриш, А.В.Тиморева. М.: Государственное издательство технико-теоретической литературы, 1952.

29. Micromechanical Thermal Sensor for Absolute Gas Pressure Measurements. G.A.Frolov, O.M.Grudin. Eurosensors X, Leiwen, Belgium, 8-11 September 1996.

30. Криксунов Л.З. Справочник по основам инфракрасной техники. - М.; Сов. радио, 1978.-400 с.

31. Воронкова Е.М., Гречушников Б.Н., Дистлер Г.И., Петров И.П. Оптические материалы для инфракрасной техники. М.; Наука, 1965. 325 с.

32. Оптические свойства полупроводников. Под ред. Р. Уилларда и А. Вира. - М.;- Мир, 1970. С. 47-50.

33. Calsensors properties datasheet. Calsensors corp., 1999, p.25.

34. T.M. Zimina, A.V. Korlyakov, V.V. Luchinin, I.V. Nikitin. Stable and Fast Silicon Carbide Based Microreactor for Miniature Analytic-and-Processing Systems // III International Seminar on Silicon Carbide and Related Materials. Novgorod the Great, Russia, May 24-26, 2000, p. 141.

35. Alex I.K. Lao, Thomas M.H. Lee, I-Ming Hsing, Nancy Y. Ip. Precise temperature control of microfluidic chamber for gas and liquid phase reactions Sensors and Actuators, 84, 2000, p. 11-17.

36. J. H. Daniel, S. Iqbal, R.B. Milington Silicon microchambers for DNA amlification // sensors and actuators A 71 (1998) 81-88.

37. Martin Hoffmann, Peter Корка, Edgar Voges. Bistable micromechanical fiber-optic switches on silicon with thermal actuators. Sensors and Actuators, 78, 1999, p. 28-35.

38. Minfan Pai, Norman C. Tien. Low voltage electrothermal vibromotor for silicon optical bench applications. Sensors and Actuators, 83, 2000 p. 237243.

39. Luchinin, A.V. Korlyakov "The Silicon Carbide-on-Insulator (SCOI) Structure as a Subject of High-Temperature Electronics". The Second European Conference on High Temperature Electronics (HITEN 97), p.3-5, September 1997, Manchester, England.

40. Baranzahi A. High temperature solid state gas sensors based on silicon carbide./ Linkoping studies in science and technology. Dissertations.- 1996,-N422,- 167 p.

41. Алтайский Ю.М., Литвинский Ю.Н. Карбид кремния как материал современной оптоэлектроники и полупроводниковой техники. Информационно-аналитический обзор. М.ЦООНТИ"ЭКОС", 1984, 55с.

42. Чепурнов В.И. Получение гомо- и гетероэпитаксиальных пленок карбида кремния и создание на их основе высокотемпературных термопреобразователей: Дисс. на соискание уч. степени кандидата технических наук. - JL: ЛЭТИ, 1986,- 242 с.

43. Иванов П.А., Челноков В.Е. Полупроводниковый карбид кремния -технология и приборы. //ФТП. - 1995. -Т.29, вып.11. - С. 1921-1943.

44. Лучинин В.В., Таиров Ю.М. Карбид кремния — материал экстремальной электроники / Петербургский журнал электроники, 1996, №3, с.53-78.

45. Лучинин В.В., Лютецкая И.Г., Сазанов А.П. Реактивное ионно-плазменное травление композиции «карбид кремния - нитрид алюминия» // Известия ВУЗов, сер. Электроника. 1999, 13, с.3-14.

46. A.V. Korlyakov, V.V. Luchinin, I.V. Nikitin, V.Busch, H.D.Liess, J. Lademann. Stable Integrated SiC-Based Microsystems: Heater/Temperature Sensor // 4-rd International Workshop on Thermal Investigations of ICS and Microstructures (TERMINIC 1998), Cannes, France, September 1998, p. 279-282.

47. A.V. Korlyakov, V.V. Luchinin, I.V. Nikitin. SiC Sensors/Actuators Using Heat Release and Heat Absorption // Abstracts of III International Seminar on Silicon Carbide and Related Materials. Novgorod the Great, Russia, May 24-26, 2000, p.139.

48. A.B. Корляков, B.B. Лучинин. Перспективная элементная база микросистемной техники. Микросистемная техника №1, 1999, с. 12-15.

49. Корляков A.B., Кострони C.B., Косырева М.М., Лучинин В.В., Мезенов A.B., Никитин И.В., Сазанов А.П., Сак A.B. Инфракрасный микроизлучатель на основе пленочных структур "SiC на диэлектрике". Оптический журнал, т. 68, № 12, 2001, с. 109-114.

50. A.V. Korlyakov, V.V. Luchinin, I.V. Nikitin. Silicon carbide heating microsistems // Всероссийская конференция с международным участием "СЕНСОР 2000", Сенсоры и микросистемы. Специальная сессия NEXUS. Санкт-Петербург, 21-23 июня 2000г., с.284.

51. Излучательные свойства твердых материалов. Справочник. Под ред. А.И. Шейндлина. М.;-Энергия, 1974. 671 с.

52. A.N. Saxena. Importance of Thermophysical Properties of Thin Films in ULSICs and Beyond. Journal of Research of the National Institute of Standards and Technology. Volume 103, Number 1, January-February, 1998, p. 109.

53. Викулин И.М., Стафеев В.И. Физика полупроводниковых приборов. -М.: Радио и связь, 1990.

55. Корляков А.В., Лучинин В.В., Никитин И.В. Применение SiC-микро-нагревательных систем в микросистемной технике // Микросистемная техника. - 2000, № 2, с. 27-31.

56. Т. Veijola, L. Costa, М. Valtonen. An Implementation of Electrothermal Component Models in a General Purpose Circuit Simulation Program. 3rd Therminic Workshop, 21-23 September, 1997, Cannes, p. 96-100.

57. Thermally stable ohmic contacts on n-type 6H- and 4H-SiC based on silicide and carbide./ S.Liu, K.Reinhardt, C.Severt.// Silicon Carbide and Related Mat. Proc.Conf. Kyoto. Japan. 1995. Ser.N142. - P.589-592.

58. Справочник по электротехническим материалам. В 3-х т. Под ред. Ю.В.Корицкого, В.В.Пасынкова, Б.М.Тареева. Т.З. Л. "Энергия", 1976.

59. Recent advances in SiC power devices./ J.A. Cooper, M.R. Melloch, J.M. Woodall et al.// Silicon Carbide, Ill-Nitrides and Related Mat. Proc.Conf. Stockholm. Sweden. 1997. Part 2, P.895-898.

60. Nikitin I.V., Korlyakov A.V., Luchinin V.V. Integrated temperature and flow sensor operating under extremal conditions // Russian Technologies for Industrial Applications IWRFRI'2000, Book of abstracts (Phisical, Chemical and Biological SENSORS), St. Petersburg, May 29-31, 2000, p.l 172-173.

61. Батавин В.В., Концевой Ю.А., Федорович Ю.В. Измерение параметров полупроводниковых материалов и структур. - М.: Радио и связь, 1985. -264с.

62. Е. Thielicke, Е. Obermeier. Microactuators and their technologies. Sensors and Actuators, 83, 2000, p. 115-119.

63. Иванов П.А., Царенков Б.В. SiC СВЧ полевые транзисторы: граничная частота - мощность //ФТП,-1991 .-Т.25. - Вып. 11 .-С. 1913.

64. Weileun Fang, Chun-Yen Lo. On the thermal expansion coefficients of thin films. Sensors and Actuators, 84, 2000, p. 310-314.

65. Осипович Jl.А. Датчики физических величин. - М.: Мир, 1979.

66. Gerlinde Bedo, Werner Kraus, Rudolf Muller. Comparison of different micromechanical vacuum sensors. Sensors and Actuators, 85, 2000, p. 181188.

67. Розанов Л.Н. Вакуумная техника. - M.: Высш. шк., 1990.

68. Никитин И.В. Новый активный датчик температуры и газовых потоков // Тезисы докладов Всероссийской молодежной конференции по физике полупроводников и полупроводниковой опто- и наноэлектро-нике. С-Петербург, 30.11.99-03.12.99., с. 132.

69. R. Black, "Mass transport of A1 by momentum excharge with conducting electronics" 6th. Ann. Proc. IRPS. pp.148 (1966).

70. Палатник Л.С., Папиров И.И. Эпитаксиальные пленки. - М.: Наука, 1971.

71. Палатник Л .С., Сорокин В.К. Основы пленочного полупроводникового материаловедения. - М.: Энергия, 1973.

72. CRC Material Science and Engineering Handbook., p. 340.

73. Мыорарка Ш. Силициды для СБИС. - М.: Мир, 1986. - 174с.

74. Тонкие пленки. Взаимная диффузия и реакции./ Под ред. Д.Поута, К.Ту, Д.Майера. - М.: Мир, 1982. - 576 с.

75. Сабитов В.Х. Медицинские инструменты. - М.: Медицина, 1985.

75. Рабинович В.А., Хавин З.Я. Краткий химический справочник. -М.: Химия, 1977.

76. Долецкий С.Я., Драбкин P.JL, Ленюшкин А.И. Высокочастотная электрохирургия. - М.: Медицина, 1980.

77. Брехов Е.И., Ребизов В.Ю., Тартынский С.И., Москалик В.А. Применение плазменных потоков в хирургии. - М.,1992.

78. Хромов Б.М. Лазеры в эксперементальной хирургии. - Л.: Медицина, 1973.

79. Лазеры в хирургии/ Под ред. O.K. Скобелкина. - М.: Медицина, 1989.

80. United States Patent 4.651.734 Doss, et. al. Mar. 24/1987 Electrosurgical device for both mechanical cutting and coagulation of bleeding.

81. Патент на изобретение RU № 2165663. Источник инфракрасного излучения / B.B. Лучинин, A.B. Корляков, С.В. Костромин, И.В. Никитин. МКИ С2 7 Н 01 L 33/00, БИ №11 от 20.04.2001, приоритет от 13.07.1999.

82. Патент на изобретение RU № 2154435. Электрохирургический скальпель / В.В. Лучинин, A.B. Корляков, И.В. Никитин, Ханс Дитер Лисс (DE), Юрген Ладеманн (DE), Фолькер Буш (DE). МКИ А 61 В 18/08, 17/32, БИ №23 от 20.08.2000, приоритет от 29.12.1998.

83. A.A. Лебедев. Центры с глубокими уровнями в карбиде кремния. Обзор. Физика и техника полупроводников, 1999, том 33, вып. 2.

84. Петашвили О.М., Цибиногин О.Г. Измерение температуры продуктов сгорания энергетических топлив. - М.: Энергоатомиздат, 1984.

85. Петров A.A., Семакип В.JI. Оже-спектроскопия карбида кремния.// Известия ГЭТУ,- 1993,- Вып.457 - С. 22-25.

86. Porter L.M., Davis R.F., Bow J.S., et.al. Silicon carbide and related materials.// Proc.of Fifth Conf.on silicon carbide and related materials.USA: Inst.of physics publishing, Bristol and Philadelphia, 1993. - P.581.

87. 4H-SiC MESFET's with 42 GHz fmax./ S.Sriram et al.//IEEE Electron Dev. Lett. - 1996. - Vol.17.- P.369.

88. 4H-SiC MESFET's with 2,8W/mm Power density at 1,8 GHz / C.E.Weitzel et al.// IEEE Electron Dev. Lett. - 1994. - Vol.15. - P.406.

89. Pensl G., Choyke W.J. Electrical and optical characterization of SiC.// PhysicaB. - 1993. - V. 195. - P.264.

90. Водаков Ю.А., Ломакина Г.А., Мохов E.H., Одинг В.Г., Семенов В.В. Современные представления о полупроводниковых свойствах карбида кремния. - В кн.: Проблемы физики и технологии широкозонных полупроводников./ Материалы II Всесоюзного совещания по широкозонным полупроводникам. - Л.: ЛИЯФ, 1980, с. 164-184.

91. Афанасьев A.B., Ильин В.А., Корляков A.B., Лучинин В.В., Никитин И.В., Петров A.A. Высокотемпературные, радиационно-стойкие датчики температуры на основе карбида кремния // Всероссийская конференция с международным участием "СЕНСОР 2000", Сенсоры и микросистемы. Санкт-Петербург, 21-23 июня 2000г., с.65.

92. Linau Jiang, Man Wong, Yitshak Zohar. Unsteady characteristics of a thermal microsystem. Sensors and Actuators, 82, 2000, p. 108-113.

93. Патент на изобретение RU № 2171467. Микрореактор для химического и генетического тестирования / В.В. Лучинин, A.B. Корляков, Т.М. Зимина, И.В. Никитин. МКИ G 01 № 27/00, БИ №21 от 27.07.2001, приоритет от 30.06.2000.

162

94. W. Fang, H.-Ch. Tsai, Ch.-Y. Lo. Determining thermal expansion coefficients ofthin films using micromachined cantilevers. Sensors and Actuators 77 (1999), p. 21-27.

95. Заявление о выдаче патента РФ на изобретение №2001128523 от 26.10.2001. Полупроводниковый термомеханический микроактюатор. Лучинин В.В., Корляков A.B., Никитин И.В.

ПРИЛОЖЕНИЕ 1 Некоторые сведения по механике жидкости

В некотором диапазоне условий физические параметры течения в данной точке могут быть постоянными или изменяться во времени. В первом случае течение называется ламинарным, во втором — турбулентным. В турбулентном течении измерение таких величин, как средняя скорость, является трудной задачей из-за наличия случайных пульсаций, амплитудой которых нельзя пренебрегать.

Для облегчения описания и сравнения различных течений в механике жидкостей обычно пользуются безразмерными критериями, позволяющими уменьшить число параметров, которыми описывается рассматриваемое течение. В случае изотермического течения несжимаемой жидкости единственным безразмерным параметром, достаточным для определения этого течения, является число Рейнольдса Яе:

Яе = Ш/ V, где и — характерная скорость течения;

О — характерная длина;

у — кинематическая вязкость жидкости, т.е. отношение динамической вязкости жидкости р. к ее плотности р.

Например, для трубки характерная скорость равна отношению объемного расхода к площади поперечного сечения, а характерная длина — диаметр трубки.

В аналогичных геометрических условиях два изотермических течения несжимаемой жидкости подобны, если их числа Рейнольдса одинаковы. Когда число Рейнольдса превышает 2200, течение в трубке круглого сечения считается турбулентным.

Для течения газа с большой скоростью:

А =ДЯе, М),

где А — некоторый безразмерный параметр течения;

М = 1!/с — число Маха; с = \jyRT — скорость звука;

у = ср/су — отношение удельных теплоемкостей при постоянных давлении и объеме (для воздуха у= 1.4);

К — газовая постоянная идеального газа (для воздуха К = 287 в единицах

СИ);

Т — абсолютная температура. Для конвективного течения имеем:

А =ДЯе, Рг, Рг), где Рг = у/а — число Прандтля;

а — температуропроводность жидкости; Рг = — число Фруда;

ро — характерная плотность; р-ро — характерная разность плотностей; g — ускорение силы тяжести.

Присутствие датчиков в потоке будет возмущать течение, и важно тщательно анализировать эту проблему в каждом конкретном случае. В частности, течения с очень малыми скоростями (например, свободная конвекция) весьма чувствительны к любому внешнему возмущению.

Количество теплоты Рр выделяемой при температуре Т резистором К, через который течет постоянный ток /, выражается формулой

Р] = 7?(7)-/2

Полагая, что теплообмен осуществляется только конвекцией в жидкости, имеющей температуру Та, количество теплоты, участвующее в теплообмене, можно записать так:

Гс - И8г(Т-Та)

где И — коэффициент теплообмена, 5/ — боковая поверхность чувствительного элемента датчика.

При тепловом равновесии /у = Ра, т.е.

R('j)i2 = hsr(T'/;,).

Скорость жидкости и входит в выражение для /?, для которого предложены различные эмпирические формулы в зависимости от характера течения.

Формула Кинга. Эта формула имеет вид

где а и Ь — постоянные для конкретных жидкости и датчика.

Принимая во внимание различные параметры, играющие роль в рассматриваемом процессе, с достаточной степенью общности можно положить

где X — теплопроводность жидкости, О — характерный размер чувствительного элемента (диаметр нити или ширина ленты), N11 — число Нуссельта.

Предложены различные эмпирические выражения для N11. Физические характеристики обычно принимают при температуре 7/ поверхности раздела между жидкостью и элементом датчика:

и они отмечаются индексом/

Формула Крамера. Эта формула для Nu записывается следующим образом:

Nu/= 0.42Pr/2 + 0.57Pr/0 33-Re/°5, где Re/= UD/v — число Рейнольдса, Prу= via — число Прандтля.

Формула Коллиса и Уильямса. Эта формула пригодна также для воздуха и выглядит так:

h = а + b~JU ,

h = ШиID,

т, = 7" г> 1 2

166

еде п = 0.45, А = 0.24, И = 0.56 при 0.02<Яе<44 и п = 0.51, А - 0, В = 0.48 при 44<Яе<150.

Поправка Бейля. Так как существует влияние свободной конвекции, особенно при измерении малых потоков, вводят эффективное число Рейнольдса

где g — ускорение силы тяжести, |3 — коэффициент теплового расширения среды.

Ке2Эфф = И.е2/+ 0.81-Ог0 84/,

где вг — безразмерное число Грасгофа,

ПРИЛОЖЕНИЕ 3 Моделирование распределения температуры по длине нагреваемого лезвия

На языке Turbo Pascal 7.0 была написана программа моделирования распределения температуры по длине скальпеля, которая позволяет в интерактивном режиме изменять некоторые параметры расчета. Исходные данные для работы программы приведены в таблице.

Таблица

Исходные данные для работы программы "M_3R_VR".

№ Пере- Значение Единица Примечание

п/п менная измерения

1 Т 1 тк 30.0 °C Температура ткани

2 Т 1 ср 75.0 °C Средняя установл.температура

3 те 20.0 °C Температура воздуха

4 Со 755.0 Дж/(кг-К) Уд.теплоемкость сапфира

5 Хс 30.0 Вт/(м-К) Уд.теплопроводность сапфира

6 Pc 3800.0 кг/м3 Плотность сапфира

7 в 10.0 MM Ширина лезвия

8 L 30.0 MM Длина лезвия

9 D 0.6 MM Толщина лезвия

10 m 100 ye. Кол -во шагов по координате

11 Al 0.5 MC Шаг по времени

12 1У0к.О 25.0 Вт Мощность передав.ткани

13 Pâ.O 1.2 Вт Мощность передав.воздуху

14 [Jmax 9.0 В Максимальное напряжение

15 P 1 max 20.0 Вт Максимальная мощность

16 Ro 2.0 Ом Полное сопротивление

17 a -0.003 к-1 Температурный коэф.11

18 Vck 5.0 мм/с Скорость движения скальпеля

19 pc 0.5 у.е. Часть лезвия на воздухе

20 xl 0.33 у.е. Граница между Я1 и И2

21 x2 0.75 у.е. Граница между Я2 и ЯЗ

ПРИЛОЖЕНИЕ 4 Схема управлении температурой нагреваемого лезвии

Схема управления имеет три канала регулирования температуры, соответствующие трем нагреваемым секциям лезвия. Рассмотрим далее работу только одного канала схемы, т.к. остальные два работают аналогично первому.

Напряжение с датчика температуры R6 сравнивается с опорным напряжением резистора R5 с помощью операционного усилителя DA 1.1, включенного по схеме компаратора напряжения. Ток через датчик температуры R6, и следовательно, падение напряжения на нем, регулируется подстроечным резистором R2 при начальной балансировке электрического моста R1-R8. Переменным резистором R1, который участвует в формировании опорного сигнала, может производится одновременная подстройка температуры трех нагревателей. Компаратор DA1.1 сравнивает напряжение датчика температуры R6 с опорным напряжением на резисторе R5, и, если первое напряжение оказывается больше второго, то на выходе компаратора появляется положительное напряжение, близкое к напряжению источника питания. С выхода компаратора DA1.1 напряжение сигнала подается на базу транзистора предварительного усиления VT1 через цепь компенсации напряжения нуля R9, VD1, R12.

Необходимость введения цепи компенсации напряжения нуля вызвана тем, что при закрытом компараторе его выходное напряжение все же отлично от нуля (около 2 В), при этом транзистор VT1 может оказаться открыт, что недопустимо. Поэтому, параметры стабилитрона в цепи компенсации подобраны таким образом, чтобы транзистор VT1 открывается только когда напряжение на выходе компаратора превышает 3.5-3.9 В. Сигнал, снимаемый с коллектора транзистора VT1, управляет работой мощного оконечного транзистора VT4, напряжение с коллектора которого, питает нагреватель R21. Оконечный транзистор VT4 включен по схеме с общим коллектором для

обеспечения хорошего согласования с низкоомной нагрузкой. Включение операционного усилителя по схеме компаратора приводит к тому, что работа оконечных каскадов происходит в ключевом режиме, что значительно увеличивает КПД схемы и снижает требования по рассеиваемой мощности к выходным транзисторам.

Напряжение питания мостовой схемы стабилизировано интегральным стабилизатором напряжения ОА2, который обеспечивает на выходе стабилизированное напряжение +9 В. Конденсаторы С2-С5, подключенные ко входам компараторов, обеспечивают фильтрацию высокочастотных наводок, возникающих в проводах, подключенных к датчикам температуры.

Электрическая принципиальная схема устройства управления

температурой лезвия

1 [ РзТ С1 ] С6 Т

И, ^ у. X

+ 12В

Р7

Р38

1*16 Я19

Я22

СЗ

ОА1.2

УЭ2

УТ2

-й- 1 О.)

-(Г

\/Т5

[313

С4

йА1.3

С5

Р!17 | Р20

Р11 У°3 УТ3.

п

Р23

УТ6

Индикация работы каждого из каналов осуществляется при помощи светодиодов УЭ4-У06, которые загораются при подаче питания на соответствующий нагреватель.

Таблица

Спецификация радиоэлектронных компонентов

Резисторы Номинал Примечание

R1,R2, R3, R4 3.3 кОм подстроенные

R5 3.3 кОм

R6, R7, R8 датчики температуры

R9, RIO, R11, R18, R19, R20 1 кОм

R12, R13, R14, R15, R16, R17 IOkOM

R21, R22, R23 микронагреватели

Конденсаторы

С1,С2, СЗ, С4, С5 10 нФ

С6, С7 470 мкФ х 16В

Диоды

VD1, VD2, VD3 КС 139 стабилитроны

VD4, VD5, VD6 АЛ307АМ свето диоды

Активные элементы

VT1, VT2, VT3 КТ315Б

VT4, VT5, VT6

DA1 К1401УД2Б

DA2 К1401УД2Б

ПРИЛОЖЕНИЕ 5 Масочный технологический процесс изготовлении термокоагулирующего микроинструмента

1. Комплексная очистка лезвия.

На первом этапе очистка лезвия производится кипячением в 33% растворе едкого калия (КОН) в течении 5 минут с последующей промывкой в деионизованной воде в течении 3 минут.

Следующий этап - очистка лезвия в перикисно-соляном растворе.

Перикисно-солянной раствор приготавливается из 300мл деионизованной воды, 175мл 39%-ой перикиси водорода, 175мл аммиака. Полученный раствор перемешивается фторопластовой палочкой и разогревается на электрической плитке. Лезвие опускается в раствор и выдерживается в нём 40 минут при температуре 70°С. После промывается в деионизованной воде в течении 3 минут.

Финишная очистка лезвия - очистка в производится путём кипячения (при температуре 70°) в растворе серной кислоты в течении 10-15 минут. Потом лезвие промывается в деионизованной воде 3 минуты и сушится в термостате.

2. Нанесение эпитаксиального слоя карбида кремния методом физического распыления мишени из поликристаллического карбида кремния в среде аргона на вакуумной установке «Вершина».

Рабочая камера откачивается до давления 10~3 Па. Подложка нагревается до температуры 800°С. Непосредственно перед нанесением производится предварительная очистка мишени в среде аргона в течении 15 минут. Далее осуществляется процесс нанесения карбида кремния при токе разряда 0.5 А. Скорость роста плёнки 1.6 мкм/ч. После 30 минут напыления разряд выключается и производится стабилизация состава и структуры плёнки путём выдерживания образца при температуре 800°С в течении 10 минут. После

осуществляется визуальный контроль качества нанесенного слоя (поверхность должна быть гладкой, ровной и без трещин).

3. Нанесение резистивного сплава кермета К-50( ' методом вакуум-

термического осаждения.

Рабочая камера откачивается до давления 10"3 Па. Проволочный вольфрамовый испаритель нагревается путём пропускания через него тока 400А. Также нагревается подложка до температуры 350°С. Затем проводится сам процесс напыления, который длится 5 минут 10 секунд.

С начала процесса напыления осуществляется контроль сопротивления с помощью свидетеля. При достижении заданного значения сопротивления свидетеля, процесс прекращается.

4. Нанесение металлизации методом вакуум-термического осалсдения.

Используется два испарителя. Первая молибденовая лодочка наполняется

чешуйками хрома (Сг) весом 0.2 грамма. Вторая -загружается шестью навесками меди (Си) по 0.4 грамма каждая.

Откачка камеры производится до давления 10"3 Па. Подложка нагревается до температуры 250°С. С помощью прямого нагрева испарителя током 150А происходит испарение хрома в течении 60 с. Далее производится нанесение меди. Причём через испаритель пропускается более высокий ток, а именно 300А. Данный процесс длится 4 минуты. Получаемая толщина плёнок - 1... 1,5 м км.

5. Нанесение защитного AlN-слоя.

Нанесение поликристаллического слоя A1N производится методом ВЧ-ого магнетронного реактивного осаждения из алюминиевой мишени в азотосодержащей среде на вакуумном откачном модуле МО-500-1 (КОНТ).

Рабочая камера откачивается до давления 10"2 Па. Подложка нагревается до температуры 350°С. Непосредственно перед напылением производится предварительная очистка мишени в среде аргона в течение 15 мин. Далее осуществляется процесс напыления A1N, который производится а атмосфере