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Metalloxid-Gassensoren mit
Siliziumcarbid Micro-Hotplate
vorgelegt von
Diplom-Ingenieur Gregor Wiche
aus Bonn
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: Univ. Prof. Dr.-Ing. J. Raisch (TU Berlin) Gutachter: Univ. Prof. Dr.-Ing. E. Obermeier (TU Berlin) Gutachter: Univ. Prof. Dr.-Ing. R. Moos (Universität Bayreuth) Tag der wissenschaftlichen Aussprache: 05.10.2007
Berlin 2007 D 83
Inhaltsverzeichnis
I
Inhaltsverzeichnis
Inhaltsverzeichnis........................................................................................................................I
Symbole und Abkürzungen...................................................................................................... IV
Zusammenfassung................................................................................................................. VIII
1 Einleitung................................................................................................................... 1
2 Stand der Technik ...................................................................................................... 4
2.1 Gassensorik in der Mikrosystemtechnik .................................................................... 4
2.2 Micro-Hotplates für MOX-Gassensoren.................................................................... 6
2.3 Zusammenfassung.................................................................................................... 15
3 Gas/Metalloxid-Wechselwirkungen ........................................................................ 16
3.1 Adsorption................................................................................................................ 18
3.2 Adsorption und Leitfähigkeit der Metalloxid-Schicht ............................................. 20
3.3 Messung reduzierender Gase ................................................................................... 24
3.4 Zusammenfassung.................................................................................................... 30
4 Designentwicklung des Sensors und FEM-Optimierung der Heizerstruktur .......... 31
4.1 Micro-Hotplate Layout............................................................................................. 31
4.2 Elektrisch-thermisch gekoppelte Simulation zur Designoptimierung der Micro-
Hotplates .................................................................................................................. 34
4.2.1 Thermodynamische Einflussgrößen................................................................. 35
4.2.2 FEM-Modellbildung......................................................................................... 36
4.2.3 Designoptimierung durch Simulation .............................................................. 38
4.2.3.1 Erstes Design – Ausgangslayout .................................................................. 38
4.2.3.2 Zweites Design – Leiterverlängerung .......................................................... 41
4.2.3.3 Drittes Design – Mäanderstruktur ................................................................ 43
4.2.3.4 Viertes Design – Zwei-Mäanderstruktur...................................................... 45
Inhaltsverzeichnis
II
4.2.3.5 Optimierung der Stegdimensionen.............................................................47
4.3 Leistungsaufnahme der optimierten Micro-Hotplate..............................................50
4.4 Zusammenfassung der Simulationsergebnisse .......................................................52
5 Herstellung der Micro-Hotplates...........................................................................55
5.1 Überblick über den Herstellungsprozess................................................................56
5.2 Detaillierte Beschreibung der Prozessschritte ........................................................58
5.2.1 Substratvorbereitung und Platinstrukturierung...............................................59
5.2.2 Passivierung und Öffnen der Bondpads .........................................................62
5.2.3 Verstärkung der Bondpads und Öffnen der KOH-Maske ...............................64
5.2.4 „Öffnen“ der Inter-Digital-Messelektrode (IDE)............................................65
5.2.5 Al-Hartmaske und KOH-Ätzen .....................................................................66
5.2.6 SiC-Strukturierung und Al-Ätzen ..................................................................68
5.3 Zusammenfassung des Herstellungsprozesses .......................................................69
6 Charakterisierung der Micro-Hotplates.................................................................72
6.1 Elektrische Charakterisierung des Heizers.............................................................72
6.1.1 Bestimmung des Temperaturkoeffizienten des Platin-Widerstandes ..............73
6.1.2 Langzeitstabilität des Heizers ........................................................................76
6.2 Temperaturbestimmung auf der Micro-Hotplate....................................................78
6.2.1 On Chip-Temperatursensor ...........................................................................79
6.2.2 Schmelzkreiden.............................................................................................80
6.2.3 Thermografie ................................................................................................84
6.2.4 Mikro-Thermoelemente.................................................................................93
6.2.5 Fehleranalyse und Bestimmung der „tatsächlichen“ Membrantemperatur ....102
6.2.6 Vergleich von Messergebnissen und Simulation..........................................105
6.3 Temperatureinfluss auf die SiC-Schicht ..............................................................107
6.3.1 Mikroeigenspannung mittels XRD-Peakbreite .............................................107
Inhaltsverzeichnis
III
6.4 Zusammenfassung.................................................................................................. 109
7 Gasmessung mittels Metalloxid-Schichten auf Micro-Hotplates .......................... 112
7.1 Herstellung der Metalloxid-Schichten ................................................................... 112
7.2 On-Chip Temperung der Metalloxid-Schichten..................................................... 114
7.3 Ergebnisse und Auswertung der Gasmessungen.................................................... 118
7.4 Zusammenfassung.................................................................................................. 126
8 Diskussion und Ausblick ....................................................................................... 128
Literaturverzeichnis................................................................................................................ 131
Danksagung............................................................................................................................ 144
Symbole und Abkürzungen
IV
Symbole und Abkürzungen
Symbol Bedeutung Einheit A Fläche m2
Α Wärmeübergangskoeffizient W/Km2
αR linearer Temperaturkoeffizient des elektrischen Widerstandes
1/K
β Halbwertsbreite des XRD-Peaks -
β0 Korrekturfaktor der Halbwertsbreite -
βR quadratischer Temperaturkoeffizient des elektrischen Widerstandes
1/K
c spezifische Wärmekapazität J/kg K
cgas Gaskonzentration des Messgases ppm
dS Substratdicke µm
dc Schichtdicke µm
E Energie eV
Ea Aktivierungsenergie eV
EO- Adsorptionsniveau eV
EC Energie der Leitungsbandkante eV
EV Energie der Valenzbandkante eV
EF Fermi-Energieniveau eV
ES E-Modul von Silizium GPa
e Schichteigenspannung MPa
ε Emissivität -
ε0 dielektrische Feldkonstante des Vakuums 8,854×10-12 As/Vm
εr Relative Dielektrizitätszahl -
λw Wärmeleitfähigkeit W/mK
λ Wellenlänge nm
∆F Gibbs freie Energie J/K
G Leitwert 1/Ω
∆H Enthalpie J/K
∆Hph Physisorptionswärme J/K
∆Hch Chemisorptionswärme J/K
θ Beugungswinkel °
Symbole und Abkürzungen
V
Symbol Bedeutung Einheit kG Geometriekonstante (Breite/Länge) -
kB Boltzmann-Konstante 1,38066×10-23 J/K
κad kinetischer Fitparameter der Adsorption m5 s/kg
κde kinetischer Fitparameter der Desorption m2/s
L Oberflächenbedeckung der Physisorption 1/cm2
µn Beweglichkeit der Elektronen cm2/Vs
µp Beweglichkeit der Löcher cm2/Vs
n Elektronendichte im Halbleiter 1/cm3
ND Ladungsträgerdichte 1/cm3
nS Oberflächenladungsdichte des adsorbierten Sauerstoffes
1/cm2
νS Poissonzahl von Silizium -
p Löcherdichte im Halbleiter 1/cm3
P Wärmeleistung W
P(O2) Thermosorptionsrate von Sauerstoff a. u.
pO2 Sauerstoffpartialdruck bar
ρ spezifische Dichte kg/m3
ρ(T) spezifischer elektrischer Widerstand Ωcm
q Elementarladung 1,6021×10-19 C
q& Wärmestromdichte W/m2
R elektrischer Widerstand Ω
R0 Widerstand bei Raumtemperatur Ω
∆R Widerstandsänderung Ω
σ Stefan-Boltzmann-Konstante 5,6705×10-8 W/m2K4
σR spezifische Leitfähigkeit Ωcm
σe Schichteigenspannung [GPa]
∆S Entropie J/K
τ Transmissionsgrad -
T Temperatur K bzw. °C
TF Fluidtemperatur K bzw. °C
TK Temperatur des vom Fluid umgebenen Körper K bzw. °C ϑ∆ Temperaturdifferenz K
V Potential V
Symbole und Abkürzungen
VI
Symbol Bedeutung Einheit VS Oberflächenpotential des Halbleiters V
z Abstand Oberfläche – Adsorbat µm
zg Dicke der Metalloxidschicht µm
z0 Tiefe der Raumladungszone µm
z0,luft Tiefe der Raumladungszone in Luft µm
z0,gas Tiefe der Raumladungszone unter Gaseinfluss µm
Symbole und Abkürzungen
VII
Abkürzung Bedeutung ADFET Adsorption Field Effect-Transistor
ChemFET Chemical Field Effect-Transistor
DC Direct Current (Gleichspannung)
DRIE Deep Reactive Ion Etching
EDP Ethylendiamin Pyrocatechol
FEM Finite Elemente Methode
HF Hochfrequenz
IDE Interdigital-Elektrode
IFET Ion Sensitive Field Effect-Transistor
IR Infrarot
KJ/J Kaliumjodid-Jod
KOH Kaliumhydroxid
KW Kohlenwasserstoffe
LPCVD Low Pressure Chemical Vapor Deposition
MEMS Micro Electro Mechanical Systems
MOX Metalloxid
MST Mikrosystemtechnik
PECVD Plasma Enhanced Chemical Vapor Deposition
RIE Reactive Ion Etching (Reaktives Ionenätzen)
RLZ Raumladungszone
RPM Revolutions per Minute (Umdrehung pro Minute)
SAW Surface Acoustic Wave
TEM Transmissions-Elektronenmikroskopie
TMAH Tetramethylammoniumhydroxid
TKR Temperaturkoeffizient des elektrischen Widerstandes
XRD X-Ray Diffractometry (Röntgendiffraktometrie)
Zusammenfassung
VIII
Zusammenfassung
Ziel der Arbeit ist die Entwicklung von Hochtemperatur Metalloxid-Gassensoren auf Basis
einer Micro-Hotplate. Die Materialwahl soll Betriebstemperaturen von bis zu 800 °C bei
gleichzeitiger minimaler Leistungsaufnahme ermöglichen und eine Temperaturuniformität im
Bereich der MOX-Schicht von ±10 °C gewährleisten. Der Sensor soll über einen integrierten
Temperaturmesswiderstand verfügen, der einen dynamischen Betrieb des Sensors erlaubt. Da
ein späterer Einsatz als Kombisensor (MOX-Gassensor + Infrarot CO2-Sensor) geplant ist,
soll die Membranrückseite frei von Strukturen sein, um als IR-Quelle genutzt werden zu
können.
Ausgehend von diesen Anforderungen wurde mit Hilfe von umfangreichen FEM-
Simulationen ein Micro-Hotplate-Design entworfen, das den Anforderungen hinsichtlich der
Temperaturuniformität bei Temperaturen von bis zu 800 °C gerecht wird. Die so optimierte
Micro-Hotplate besteht aus einer quadratischen Siliziumcarbid-Membran von 2 µm Dicke, die
eine Kantenlänge von 1000 µm aufweist. Die Membran ist durch vier 210 µm lange und
74µm breite Stege an ihren Ecken frei aufgehängt. Dadurch ist es möglich, die beheizte
Membran thermisch weitgehend vom Substrat zu entkoppeln und die Leistungsaufnahme zu
minimieren. Der optimierte Heizer, der Temperaturmesswiderstand und die Interdigital-
Elektrode (IDE) bestehen aus einer 200 nm dicken Platinschicht.
Der Herstellungsprozess umfasst sieben Lithografieschritte. Es werden Siliziumwafer
verwendet, auf die bei 900 °C einseitig eine 2 µm SiC-Schicht mittels LPCVD abgeschieden
wurde. Es schließt sich die Metallisierung mit Platin und die Strukturierung an, wobei die
Platinschicht zwischen zwei Schichten aus PECVD-SiO2 vom SiC isoliert bzw. passiviert
wird. Im Folgenden werden die Bondpads galvanisch verstärkt und die Passivierung im
Bereich der IDE geöffnet. Für die Strukturierung der SiC-Schicht ist eine Aluminium-
Hartmaske notwendig, die vor dem Freiätzen der Membran strukturiert werden muss, da nach
dem Ätzen der Membran keine Lithografie mehr möglich ist. Der Herstellungsprozess
ermöglicht die zuverlässige Herstellung von Micro-Hotplates, die umfangreich charakterisiert
werden.
Im Rahmen der Charakterisierung werden zunächst der lineare und der quadratische
Temperaturkoeffizient der Platinwiderstände bestimmt. Die gemessenen Werte liegen
unterhalb von kommerziellen Pt100 Temperaturmesswiderständen. Die Lebensdauer der
Zusammenfassung
IX
Platinheizer wurde anhand von Langzeitversuchen bei unterschiedlichen Temperaturen
bestimmt. Die Lebensdauer sinkt mit steigender Betriebstemperatur von mehreren hundert
Stunden bei 450 °C auf wenige Stunden bei 700 °C.
Der Schwerpunkt der Micro-Hotplate-Charakterisierung befasst sich mit der Bestimmung der
Membrantemperatur und der Temperaturverteilung auf der Membran. Hierzu wurden vier
verschiedenen Messmethoden angewandt. Neben dem integrierten
Temperaturmesswiderstand wurden anorganische Schmelzkreiden, Infrarotthermografie und
Micro-Thermoelemente zur Temperaturmessung herangezogen. Die Verwendung von Micro-
Thermoelementen in diesem Zusammenhang ist in der Mikrosystemtechnik neuartig. Die
Anwendung der verschiedenen Messmethoden ermöglichte es, in Verbindung mit
Simulationen die „tatsächliche“ Membrantemperatur und die Verteilung der Temperatur auf
der Membran zu bestimmen. Die mittlere Membrantemperatur im Bereich der IDE beträgt bei
einer Heizleistung von 300 mW 500 °C, wobei gleichzeitig Hotspots von bis zu 650 °C
gemessen werden. Die maximale Membrantemperatur beträgt 700 °C (Hotspots von
~1000 °C) bei einer Heizleistung von 600 mW. Weiter konnte durch SiC-Stressanalysen
gezeigt werden, dass die verwendeten SiC-Schichten für Betriebstemperaturen von bis zu
900 °C als Hotplatematerial geeignet sind.
Da die Micro-Hotplates mit dem Ziel entwickelt wurden, in Verbindung mit Metalloxid-
Schichten Gassensoren zu realisieren, wurden fünf verschiedene Metalloxide auf diese
abgeschieden und Gasmessungen durchgeführt. Die eingesetzten Metalloxide sind
Indiumoxid (InxOyNz), Molybdänoxid (MoO3), Zinnoxid (SnO2) und jeweils eine
Modifikation der Indium- und der Molybdänoxid-Schicht, auf die zusätzlich eine dünne
Tantal (Ta)-Schicht als Promotor abgeschieden wurde. Diese Schichten wurden selektiv im
Bereich der IDE direkt auf die fertig gestellten Micro-Hotplates aufgebracht und anschließend
on-chip getempert. Diese Art der Temperung ist ebenfalls neuartig und erforderte
umfangreiche Tests, um die MOX-Schichten ausreichend zu stabilisieren. Mit sämtlichen
Metalloxid-Schichten wurden anschließend umfangreiche Gasmessungen mit fünf
verschiedenen Messgasen (Methan, Kohlenmonoxid, Stickstoffdioxid, Wasserstoff und
Ammoniak) durchgeführt. Mit Ausnahme der Molybdänoxid-Schichten, die eine besonders
vorsichtige Temperung benötigen, bestätigten alle übrigen Schichten überzeugend die
Einsatzfähigkeit der entwickelten Micro-Hotplates für die Realisierung von MOX-
Gassensoren.
Zusammenfassung
X
Die Ergebnisse dieser Arbeit zeigen, dass es mit Hilfe von LPCVD-SiC-Schichten möglich ist
Micro-Hotplate-Gassensoren zu entwickeln, die zuverlässig bei Temperaturen von bis zu
600 °C betrieben werden können.
Einleitung
1
1 Einleitung
Der Einsatz leistungsfähiger elektronischer Systeme in allen Bereichen des täglichen Lebens
und der Industrie führt zu einem stetig wachsenden Bedarf an Sensoren, die physikalische,
chemische oder biologische Messgrößen aus der Umwelt aufnehmen und in elektronisch
verarbeitbare Informationen wandeln. Ohne miniaturisierte Sensoren sind viele, heute bereits
selbstverständliche technische Innovationen der letzten zwei Jahrzehnte undenkbar: Der
Airbag ohne Beschleunigungssensor, moderne Motorsteuerung ohne Drucksensoren oder
Bewegungsmelder ohne pyroelektrische Temperatursensor.
Physikalische Sensoren sind heute unverzichtbarer Bestandteil unzähliger technischer
Produkte und bilden den Hauptteil der heute kommerziell hergestellten Sensoren. Die
Grundlage des enormen Bedarfs an chemischen Sensoren in den kommenden Jahren bilden
das steigende Umweltbewusstsein der Bevölkerung und damit einhergehend strengere
Umweltgesetze in den Industriestaaten [1.1]. Um Abgase von Haushalten, Industrie und
Verkehr zu erfassen und zu reinigen, ist es notwendig, die Zusammensetzung der Abgase zu
kennen, wozu entsprechende chemische Sensoren erforderlich sind. Die Angst vor
Terrorattacken mit chemischen Kampfstoffen nach den Anschlägen vom 11.September 2001
hat insbesondere in den USA das Interesse an mobilen Gasanalysesystemen erhöht und zu
einer Intensivierung der diesbezüglichen Forschungsarbeiten geführt [1.2]. Schon hier wird
die große Vielfalt möglicher Anwendungsgebiete und unterschiedlicher Anforderungen
deutlich.
Für die Standardverfahren zur Gasanalyse sind auch heute noch komplexe und
kostenintensive Geräte nötig, die nicht mobil oder in Haushalten eingesetzt werden können.
Neue Anwendungsgebiete, sei es in Kraftfahrzeugen oder in der Umwelttechnik, verlangen
nach neuen Lösungen auf dem Gebiet der Gasmesstechnik. Diese Lösungen sollten Geräte
ermöglichen, die mobil, robust, vielseitig und kostengünstig sind. Die Mikrosystemtechnik
(MST) bietet nicht nur eine große Vielfalt an Sensorprinzipien zur Gasdetektion und -analyse,
sondern auch die Möglichkeit, diese durch Batch-Prozesse kostengünstig zu realisieren.
Resistive Gassensoren auf Metalloxid (MOX)-Basis bieten gute Voraussetzungen, die oben
genannten Anforderungen zu erfüllen, obwohl Herausforderungen hinsichtlich der Selektivität
und der Notwendigkeit hoher Betriebstemperaturen bestehen. Die Vielzahl der Metalloxide,
ihre Selektivität und ihre Sensitivität für unterschiedlichste Gase machen diese
Einleitung
2
Materialgruppe zu einem interessanten und viel versprechenden Forschungsgebiet. Tabelle
1.1 zeigt einen Ausschnitt der Zielgase und die zur Messung einsetzbaren MOX-Schichten.
Tabelle 1.1: Zielgase und zur Messung einsetzbarer MOX.
Zielgase Einsetzbare Metalloxide
NOX SnO2, V2O5, InxOyNz, In2O3, TiO2, WO3
CO Cr2O3, TiO2, ZnO, Fe2O3, In2O3- SnO2,
CO2 CuO+ZnO, BaTiO3/La2O3, ITO
CH4 Fe2O3, Fe3O4, Co3O4, ZnO, In2O3
H2 MoO3, MoO3+ V2O5, ZnO, SnO2, WO3
NH3 MoO3, MoO3+ TiOx, ZnO+In, Nb2O3, Fe2O3+Sn
KWs Ga2O3, CdO, WO2, MnO2, CuO, NiO, VO2
O3 SnO2, In2O3, In2O3+ Fe2O3, In2O3+ MoO3
Im praktischen Einsatz müssen MOX-Gassensoren bei Temperaturen zwischen ca. 150°C und
ca. 850°C betrieben werden. Daraus resultiert die Herausforderung, die benötigten hohen
Betriebstemperaturen mit geringem Energiebedarf zu realisieren. Einen Lösungsansatz bieten
Micro-Hotplates.
Die meisten der bisher bekannt gewordenen Micro-Hotplates werden mit
Standardtechnologien der Silizium-MST hergestellt. Diese bestehen aus einer dünnen,
thermisch weitgehend isolierten Membran, auf der sich ein Widerstandsheizer,
Elektrodenstrukturen, Kontakte und die gassensitive MOX-Schicht befinden. An Sensoren
dieser Art laufen weltweit Arbeiten zur Forschung und Entwicklung, insbesondere zur
Verbesserung der Langzeitstabilität und der Erhöhung der Betriebstemperatur bei reduzierter
Leistungsaufnahme.
Ziel dieser Arbeit ist es, einen Gassensor auf Basis einer Micro-Hotplate zu entwickeln, der
mit unterschiedlichen Metalloxiden betrieben werden kann, um die volle Sensitivitäts- und
Selektivitätsvielfalt dieser interessanten Materialgruppe zu nutzen. Um diese zu ermöglichen,
ist es notwendig, die maximale Betriebstemperatur der Micro-Hotplate deutlich über die
momentan üblichen 450 °C zu erhöhen und gleichzeitig eine ausreichende Langezeitstabilität
des Heizers zu gewährleisten. Diese Ziele sind mit den üblichen Materialien nicht zu
erreichen und erfordern den Einsatz neuartiger Materialien.
Einleitung
3
Die vorliegende Arbeit stellt ein neues Design für einen Micro-Hotplate Gassensor vor. Der
Sensor eignet sich zum bifunktionalen Betrieb als MOX-Gassensor zur Messung
reduzierender Gase und als Infrarot-Quelle zur CO2-Detektion. Der Sensor basiert auf einer
Siliziumcarbid-Membran, die den Betrieb bei hohen Temperaturen ermöglicht, wodurch die
Auswahl an nutzbaren MOX-Schichten und das Spektrum der detektierbaren Gase wesentlich
erweitert werden.
Nach einem Überblick über die Möglichkeiten der Mikrosystemtechnik in der Gassensorik
wird der Stand der Technik der Micro-Hotplate-basierten Gassensoren dargelegt (Kap. 2) und
auf die theoretischen Grundlagen der Gasmessung mittels MOX eingegangen (Kap. 3).
Dieser Einführung schließt sich die Beschreibung des Design der entwickelten Micro-
Hotplate, dessen Optimierung mit der Hilfe von FEM-Simulationen (Kap. 4) und der
Herstellungsprozesses an (Kap. 5).
Die Ergebnisse der elektrischen, thermischen und mechanischen Charakterisierung der Micro-
Hotplate werden detailliert präsentiert und diskutiert (Kap. 6).
Abschließend werden die Anwendungsmöglichkeiten des Micro-Hotplate-Gassensors durch
Gasmessungen mit unterschiedlichen Messgasen an verschiedenen Metalloxidschichten
aufgezeigt (Kap. 7).
Stand der Technik
4
2 Stand der Technik
Die MST bietet eine Vielzahl an unterschiedlichen Methoden zur Messung von Gasen. Zum
Einstieg in die Thematik der Gasmessung werden in Kapitel 2.1 zunächst die Motivation für
die Forschungsanstrengungen auf dem Gebiet der Gassensorik in der MST und die
Anwendungsgebiete der Sensoren zusammengefasst. Anschließend werden die
unterschiedlichen physikalischen und chemischen Effekte vorgestellt, die zur Gasmessung
verwendet werden können. Auf grundsätzliche Schwierigkeiten der Gassensorik wird
hingewiesen.
Der in dieser Arbeit entwickelte Gassensor nutzt MOX-Schichten als eigentliches
Sensorelement. Daher wird in Kapitel 3 eine Einführung in die Physik der MOX-Gas-
Wechselwirkung gegeben und die Vorteile von Micro-Hotplates für die Gasmessung mit
MOX-Schichten werden erklärt. In Kapitel 2.2 wird detailliert auf die Entwicklung und den
aktuellen Stand der Technik von MOX-Gassensoren mit Micro-Hotplates eingegangen sowie
ein Überblick über die heute zur Verfügung stehenden Materialien gegeben.
2.1 Gassensorik in der Mikrosystemtechnik
Die heutige Standard-Gasanalytik bedient sich physikalischer Analyseverfahren wie der IR-
Spektroskopie oder der Gaschromatografie. Diese Verfahren sind technisch ausgereift und
sehr genau, aber mit großem technischen Aufwand und erheblichen Anschaffungskosten
verbunden [2.1].
Sie kommen zum Einsatz in Bereichen wie zum Beispiel für Laboranalysen in der Forschung
oder zur Überwachung kritischer Prozesse, wo Kosten- und Platzkriterien eine untergeordnete
Rolle spielen, weil präzise Messergebnisse entscheidend sind.
Wenn man allerdings die Mobilität und die zukünftigen Anwendungsbereiche der
Gassensorik betrachtet, wird schnell deutlich, dass oft entweder der Platz oder die finanziellen
Mittel für umfangreiche Gasanalysesysteme nicht vorhanden sind oder nur moderate
Anforderungen an die Messgenauigkeit gestellt werden. Zu diesen Bereichen gehören:
• Umweltüberwachung (insbesondere Luftqualität),
Stand der Technik
5
• Sicherheit (z.B. Schad- und Giftgasüberwachung in Industrie und Forschung),
• Medizin (Atemgasanalyse),
• Prozessüberwachung (z.B. Nahrungsmittel und chemische Industrie),
• Komfort (Raumluftqualität),
• Militär (z.B. Detektion chemischer Kampfstoffe) und
• Automobilindustrie (Abgasanalyse, -reinigung) [2.2] - [2.4].
Die Anzahl der in der MST zur Gasmessung nutzbaren chemischen und physikalischen
Prinzipien ist ähnlich groß wie die Liste möglicher Anwendungsbereiche. Relevante
Sensorkonzepte sind [1.1], [2.5] - [2.10]:
• Massensensitive Sensoren (SAW, Mikro-Waagen),
• optische Sensoren (Mikro-Spektrometer und -Interferometer, IR-Sensoren für CO2),
• katalytische Sensoren (Pellistoren),
• elektrochemische Sensoren,
• Festelektrolyt-Sensoren (λ-Sonde in der Automobilindustrie) und
• Halbleiter-Sensoren (MOX-Halbleiter (Dünn- und Dickschicht), ChemFETs,
ADFETs, IFETs, halbleitende Polymere).
Die aufgezählten Sensorprinzipien haben jeweils Vor- und Nachteile, die in der folgenden
Tabelle 2.1 gegenübergestellt sind. Es gibt Bemühungen, Sensoren, die auf unterschiedlichen
Prinzipien basieren, zu integrieren, um so die jeweiligen Vorteile der einzelnen Prinzipien
optimal zu nutzen [2.11], [2.12].
Stand der Technik
6
Tabelle 2.1: Vergleich einiger bedeutender Eigenschaften von unterschiedlichen
Gassensorprinzipien [2.13], [2.14]. Bewertung: „++“ sehr gut, „+“ gut, „o“ befriedigend,
„-“ nicht befriedigend. MOX-Sensoren können in Dünn (Dü)- und Dickschichtsensoren
(Di) unterteilt werden. Die Sensitivität von Halbleitersensoren ist dabei von der jeweils
eingesetzten Schicht abhängig.
Massen- sensitive Sensoren
Katalyt. Sensoren
Optische Sensoren
Halbleiter Sensoren MOX MOX Chem- (Dü) (Di) FETs
Technischer Aufwand
hoch niedrig mittel hoch niedrig hoch
Langzeit- stabilität
- o ++ o o o
Leistungs- bedarf
o - -/+ ++ - +
Selektivität o o ++ o o/+ o
Sensitivität + o + o/+ o/+ o/+
Ein wesentliches Ziel bei der Entwicklung solcher Gassensoren ist, dass die jeweiligen
Sensoren nur auf ein Gas in einem Gasgemisch empfindlich sind. Um dies zu erreichen, muss
eine ausreichende Selektivität gegenüber anderen Gasen oder gasförmigen Verbindungen
gewährleistet sein. Dies ist eine große technologische Herausforderung bei der Entwicklung
von Gassensoren.
Nach diesem Überblick über die Möglichkeiten der MST-Gassensorik wird im Folgenden auf
Micro-Hotplates für MOX-Gassensoren eingegangen, wobei ein Überblick über verschiedene
Lösungsansätze gegeben wird.
2.2 Micro-Hotplates für MOX-Gassensoren
Eine erhöhte Betriebstemperatur ist notwendig, um MOX-Schichten zur Messung von
Gasenzu nutzen. Die minimale Betriebstemperatur ist stark vom Typ des verwendeten MOX
abhängig und liegt zwischen 150 °C (z.B. V2O5/MoO3 [2.15]) und 800 °C (z.B. Ga2O3
[2.16]). Zusätzlich ist die Betriebstemperatur der wichtigste Parameter zur Einstellung der
Stand der Technik
7
Sensoreigenschaften, weil die Selektivität und die Sensitivität direkt durch die Temperatur
beeinflusst werden.
Der Temperaturbedarf kann grundsätzlich durch zwei unterschiedliche Methoden gelöst
werden. Zum einen kann die notwenige Wärmeenergie passiv zugeführt werden, wie dies z.B.
bei der λ-Sonde im Automobil geschieht. In diesem Fall heizen die Abgase den Sensor auf
circa 700 °C auf [2.10]. Da diese Heizmethode die Betriebs- und Messmöglichkeiten
einschränkt und ein flexibler Betrieb nicht möglich ist, kann diese Variante nur für eng
begrenzte Anwendungen genutzt werden. Deutlich häufiger wird daher die aktive Beheizung
der MOX-Schichten gewählt, bei der durch die Integration eines Heizers die Einstellung der
notwendigen Temperatur ermöglicht wird. Der Heizer wird dabei ausnahmslos als
Widerstandsheizer realisiert und besteht aus einer strukturierten Metall- oder
Halbleiterschicht.
Die ersten kommerziellen Gassensoren auf MOX-Basis mit Widerstandsheizung gehen auf
Arbeiten von Taguchi zurück [2.17]. Diese Sensoren sind schon seit über 30 Jahren auf dem
Markt und werden noch heute zur Feuer- und Gaswarnung eingesetzt. Die überwiegende
Anzahl der heutigen, kommerziell erhältlichen Gassensoren sind allerdings
Dickschichtsensoren, bei denen die gassensitive MOX-Schicht mittels Siebdrucktechniken
auf ein Keramiksubstrat aufgebracht wird [2.18], [2.19]. Ein entscheidender Nachteil dieser
Sensoren ist der relativ hohe Energiebedarf.
Neben anderen sah Göpel die Kombination von Metalloxiden als Sensorelement mit
mikrostrukturierten Bauelementen als Trend voraus [2.20]. Schon Anfang der 90er-Jahre
wurden erste Micro-Hotplates auf Siliziumsubstraten entwickelt und vorgestellt [2.21]-[2.24].
Zur Micro-Hotplate Herstellung wurde und wird, von wenigen Ausnahmen abgesehen, auf
Standard Silizium-Wafer und die bekannten Prozesse aus der Halbleiterindustrie
zurückgegriffen. Batch-Fabrikation und die zuverlässige Kontrolle der Prozessparameter
ermöglichen eine hohe Ausbeute. Um den Wärmeverlust durch Ableitung in das Si-Substrat
und damit auch die Leistungsaufnahme zu minimieren, wird der beheizte Bereich thermisch
vom Substrat isoliert. Dazu wird dieser Bereich auf einer dünnen Membran realisiert.
Technologisch gibt es zwei Möglichkeiten dünne Membranen herzustellen. Man unterscheidet
beim Herstellungsprozess nach „front side“- und „back side“- Technologie, bei den
hergestellten Membranen zwischen allseitig und partiell eingespannten Ausführungen [2.25].
Diese beiden unterschiedlichen Typen sind in Abbildung 2.1 schematisch dargestellt.
Stand der Technik
8
Abbildung 2.1: Schematische Darstellung der unterschiedlichen Micro-Hotplate Typen.
Micro-Hotplates können als allseitig eingespannte Membran und als partiell
eingespannte Membran realisiert werden (die gassensitive MOX-Schicht, die sich über
dem Heizerwiderstand befindet, ist nicht dargestellt).
Abbildung 2.1 zeigt schematisch die möglichen Technologieansätze zur Herstellung von
Micro-Hotplates. Allseitig eingespannte Membranen lassen sich nur durch „back-side“-
Technologie herstellen. Die thermische Isolation ist deutlich geringer als bei den partiell
eingespannten Membranen, deren thermischer Kontakt zum Substrat durch Stege minimiert
wird. Partiell eingespannte Membranen lassen sich sowohl mit „front-side“- als auch mit
„back-side“-Technologie herstellen. Eine extreme Ausführung der partiell eingespannten
Membran ist die Variante, bei der Platin-Bonddrähte die Stege ersetzen, wobei die
allseitig eingespannte Membran
partiell eingespannte Membran
Draufsicht
Querschnitt
Membran
Si-Substrat
Öffnung
Widerstands-
heizer
Membranstege
Stand der Technik
9
„Membran“ eine Dicke von 150 µm besitzt, was den Leistungsbedarf erhöht [2.26]. Als
Vorteil der durch „front-side“-Technologie hergestellten Membranen wurde anfangs
angeführt, dass alle Prozessschritte von der Vorderseite durchgeführt werden können und der
Gesamtprozess durch Standard CMOS-Technologie realisiert werden kann [2.27]. Für die
„front-side“-Technologie ist allerdings zu bedenken, dass bei hohen Membrantemperaturen
das Si-Substrat unter der Membran eine Wärmesenke bildet und somit den Leistungsbedarf
des Sensors erhöht.
Als Prozess zur Membranstrukturierung wird meist anisotropes Ätzen mit KOH, TMAH oder
EDP (front- und back-side) verwendet, aber auch Opferschichtätzen (front-side) oder DRIE
(back-side) können angewandt werden. Da diese Technologien alle nicht zu den Standard-
CMOS-Prozessen gezählt werden können, entfällt der erwähnte Vorteil der „front-side“-
Technologie. In neueren Veröffentlichungen werden Micro-Hotplates als CMOS-kompatibel
bezeichnet, wenn alle Schritte bis auf die Membranstrukturierung CMOS-kompatibel sind
[2.28], [2.29]. Es sei noch erwähnt, dass auch Micro-Hotplates hergestellt wurden, deren
Widerstandsheizer sich nicht auf der Ober-, sondern auf der Unterseite der Membran befindet,
was allerdings technologisch deutlich aufwändiger ist [2.30].
Zu den verwendeten Membranmaterialien gehören Standardmaterialien der CMOS-
Technologie wie dotiertes Silizium, Poly-Silizium, SiO2, Si3N4 und Schichtsysteme aus SiO2
und Si3N4. Auf Grund der hohen Temperaturen erhalten Materialien den Vorrang, die
besonders temperaturstabil sind. Hier sind besonders SiC, DLC (Diamond-Like-Carbon) und
Al2O3 zu erwähnen, die erst in den letzten Jahren Anwendung für Micro-Hotplates gefunden
haben oder noch finden werden [2.31]-[2.33]. Neuste Forschungen versuchen Kunststoffe wie
Polyimide für Anwendungen mit Betriebstemperaturen bis 350 °C zu nutzen [2.34]. Durch die
niedrige Temperatur wird allerdings die Anzahl der einsetzbaren MOX eingeschränkt. Die
folgende Tabelle 2.2 gibt einen Überblick über einige wichtige Eigenschaften der erwähnten
Materialien im Hinblick auf die Verwendung als Micro-Hotplate Membran.
Stand der Technik
10
Tabelle 2.2: Gegenüberstellung physikalischer Materialeigenschaften, die für Micro-
Hotplates von Bedeutung sind [2.3], [2.35]-[2.40].
Si Poly-Si SiO2 Si3N4 3-C SiC DLC Al2O3
Schmelzpunkt [°C]: 1410 1410 1600 1480 2300 >4000 2050
thermische
Leitfähigkeit [W/mK]: 150
18-30
[2.41] 1,4 20 320 1100 50
thermischer
Ausdehnungskoeff. [10-6/K]: 2,33 2,33 0,5 2,8 8,9 1 5,4
Bei der Materialwahl sind verschiedene Gesichtspunkte zu berücksichtigen und je nach
Verwendung des Gassensors ergibt sich eine andere optimale Lösung. Für viele
Anwendungen können mit den CMOS-kompatiblen Materialien zufrieden stellende
Ergebnisse erreicht werden. Für MOX, deren Betriebstemperatur unterhalb von 450 °C liegt,
ist die thermisch-mechanische Stabilität dieser Materialgruppe ausreichend, um eine
zuverlässige Membran zu bilden. Besonders häufig wird Si3N4 oder ein Schichtsystem aus
SiO2 und Si3N verwendet. Der Vorteil der Kombination dieser Materialien liegt darin, dass
sich der intrinsische Stress (SiO2 – Druck, Si3N3 – Zug) im Schichtsystem weitestgehend
durch geeignete Wahl der Schichtdicken kompensieren lässt.
Sind Temperaturen oberhalb von 500 °C zum Betrieb der MOX-Schicht notwendig oder soll
der Anwendungsbereich des Sensors in aggressiver Umgebung (z.B. Autoabgase) liegen, so
kommen Standardmaterialien nicht mehr in Frage und widerstandsfähigere Materialien
geraten in den Blickpunkt.
DLC-Schichten sind auf Grund ihrer herausragenden thermischen, mechanischen und
chemischen Stabilität nicht nur für Gassensoren interessant [2.42]. Das Fehlen von
standardisierten Strukturierungsprozessen und die sehr begrenzte Verfügbarkeit haben bis
heute einen Einsatz in der Mikrosystemtechnik verhindert. Im Hinblick auf die Verwendung
als Membranmaterial für Micro-Hotplates ist die hohe thermische Leitfähigkeit kritisch zu
betrachten, weil die thermische Isolierung vermindert wird. Wie auch für die DLC-Schichten
begrenzen die zur Herstellung von Al2O3-Membranen notwendigen speziellen
Bearbeitungstechniken [2.33] und die geringe Einsetzbarkeit von Standardprozessen deren
Einsatz für Micro-Hotplates.
Stand der Technik
11
Im Gegensatz zu diesen beiden Materialien bestehen diese Probleme für SiC nicht. Intensive
Forschungsarbeiten, hier ist insbesondere die Gruppe Steckl zu erwähnen, haben in den
letzten Jahren zu einer stetigen Verbesserung der Schichtqualität und Reduzierung von
Kristallfehlern geführt [2.43]-[2.45]. Seit Längerem wird SiC in der Forschung zur
Herstellung von FET-Gassensoren eingesetzt, weil die große Bandlücke (2,39 eV für 3C-SiC
im Gegensatz zu 1,12 eV für Si) einen Betrieb bei Temperaturen von bis zu 700 °C erlaubt
[2.46], [2.47]. SiC lässt sich in polykristalliner Form mit und ohne Dotierung als Dünnschicht
auf Standard-Si-Wafer mittels PECVD oder LPCVD abscheiden, wobei die Qualität der
LPCVD-Schichten erheblich besser ist [2.48], [2.49]. Diese Schichten lassen sich mit leicht
modifizierten Prozessen aus der Siliziumtechnologie strukturieren und besitzen hervorragende
thermische und mechanische Eigenschaften, die einen Einsatz als Membranmaterial für
Hochtemperaturanwendungen – nicht nur für Gassensoren – viel versprechend erscheinen
lassen [2.50].
Ein weiterer wichtiger Punkt ist die Wahl der geeigneten Metallisierung für den
Heizerwiderstand und für die elektrischen Kontakte zur MOX-Schicht auf der Membran. Eine
große Zahl unterschiedlicher Metalle findet in der Mikrosystemtechnik Anwendung wie
beispielsweise Al, Au, Ti, Ni, TiW und Pt. Aber auch Legierungen „exotischer“ Metalle (Mo,
HfB2 [2.31]), Halbleiter und eine Vielzahl unterschiedlicher Silizide werden in Micro-
Hotplate-Anwendungen bereits genutzt oder noch erforscht [2.51]-[2.55]. Um CMOS-
Kompatibilität zu gewährleisten, werden die Heizer auch aus dotiertem Silizium oder Poly-
Silizium hergestellt. Einige für den Einsatz im Bereich von Micro-Hotplates entscheidende
Materialeigenschaften für diese Standardmetallisierungen sind in Tabelle 2.3 angegeben.
Tabelle 2.3: Materialeigenschaften für Standardmetallisierungen [2.56] (die
Eigenschaften von Poly-Si sind stark von der Dotierung abhängig).
Al Au Pt Poly-Si
therm. Wärmeleitfähigkeit [W/mK]: 220 312 70 18-30
Schmelztemperatur [°C]: 660 1063 1769 1410
spez. elektrischer Widerstand [10-6 Ωcm]: 2,7 2,2 10,7 100-1012
therm. Ausdehnungskoeffizient [10-6/K]: 23,0 14,2 9,0 2,3
Aluminium ist insbesondere im Hinblick auf seine Bedeutung in der CMOS-Technologie das
am häufigsten verwendete Metall. Obwohl es auch zur Micro-Hotplate-Metallisierung
Stand der Technik
12
verwendet wird, kann Aluminium nur im Temperaturbereich bis maximal 250 °C eingesetzt
werden und benötigt selbst dann eine Passivierung, um seine Oxidation zu verhindern [2.57].
Im Gegensatz zu Aluminium kann Gold auf Grund des deutlich höheren Schmelzpunktes bis
zu Temperaturen von 600 °C eingesetzt werden. Zu beachten ist allerdings, dass Gold bei
höheren Temperaturen leicht sublimiert und eine sehr hohe Diffusionsrate im Silizium
aufweist, was eine Diffusionsbarriere (z.B.: Ti) erforderlich macht.
Die sehr hohe Schmelztemperatur von Platin ermöglicht einen Einsatz bei Temperaturen von
mehr als 800 °C. Seine Widerstandsfähigkeit gegenüber aggressiven Medien und die geringe
Oxidierbarkeit ermöglichen einen vielseitigen Einsatz. Zur Strukturierung von Pt werden
physikalisches Ätzen (Sputterätzen, Ionenstrahlätzen), Lift-off-Technik oder nasschemisches
Ätzen eingesetzt. Haftungsprobleme von Platin auf Siliziumoxid bei höheren Temperaturen
lassen sich durch eine entsprechende Haftschicht (Ti, TiN, Al2O3) vermeiden.
Die folgende Tabelle 2.4 gibt einen Überblick über Micro-Hotplate Gassensoren mit MOX-
Schichten. Die zitierten Daten sind eine nicht vollständige Auswahl von Quellen, die den
Zeitraum der letzten acht Jahre abdecken. Die Membrangröße für die allseitig eingespannte
Membranen (g) entspricht der Kantenlänge der gesamten Öffnung im Substrat, die
Kantenlänge der partiell eingespannten Membranen (a) hingegen nur dem Bereich, der von
den Stegen gehalten wird (Vergleich Abbildung 2.1 auf S.8).
Stand der Technik
13
Tabelle 2.4: Übersicht über Micro-Hotplates, die in den Jahren 1993-2005 veröffentlicht
wurden. Neben der Membrangröße (alle Membranen sind quadratisch) ist die
Fertigungstechnologie (FS: Front-side; BS: Back-side) und der Membrantyp (a:
aufgehängt; g: geschlossen) angegeben. Weiterhin ist das Material für die Membran und
den Heizer, die Betriebstemperatur und die für die Erreichung der angegebenen
Betriebstemperatur notwendige elektrische Leistung angegeben. Die Anwendung der
Micro-Hotplates als Gassensor ist in den beiden Spalten MOX (für den Typ des
verwendeten Metalloxids) und Gas (für die zu messenden Gase) angegeben.
Membran- Material P T MOX Gas Ref.
größe [µm] technologie Membran Heizer [mW] [°C]
200 FS, EDP, a SiO2 Poly-Si 70 550 SnO2 H2, O2 [2.22]
[2.58]
1000 BS, KOH, g Si3N4/
SiO2
Poly-Si
Pt
70
60
250
250 SnO2
CH4, C4H10, C3H8
[2.37]
130 FS, EDP, a SiO2 p+-Si 30 350 SnO2 CO, O2 [2.23]
[2.59]
Keine Angabe
FS, Poröses-Si, a Si3N4 Pt+Ti 150 200 SnO2
+Pt CO [2.60]
1500 BS, KOH, g Si3N4 Pt+TiN 100 300 SnO2+Au CO [2.61]
900 BS, KOH, g Si3N4 Poly 50 350 SnO2 NO2 [2.62]
100 FS, EDP, a SiO2 W 50 420 SnO2 H2, CO [2.63]
1500 BS, KOH, g Si3N4/
PSG Pt+Ti 70 400
SnO2 In2O3WO3
CO, NO2
[2.64]
50 FS, TMAH, a
SiO2/
Si3N4 Pt+Ti 9 400 SnO2
Ti2O3 CO, CH4
[2.65]
2500 BS, TMAH, g
SiO2/
Si3N4 Poly-Si 30 400 SnO2
CO, CH4, NO2
[2.66]
Keine Angabe BS, KOH, g n.s. Poly-Si n.s. 500 SnO2 CO [2.67]
1000 BS, KOH, g SixNy Pt+TiN 20 400 n.s. n.s. [2.68]
Stand der Technik
14
An den Sensoren in Tabelle 2.4 fällt besonders auf, dass die aufgehängten stets durch „front-
side“-Technologie realisiert werden. Bestrebungen, eine partiell eingespannte Membran durch
Ätzen von der Rückseite zu realisieren und damit die thermischen Eigenschaften weiter zu
optimieren (kein Bulkmaterial auf der Rückseite plus minimale Wärmeableitung über die
Stege) sind nicht erkennbar. Auch die Materialwahl beschränkt sich weitestgehend auf SiO2
und Si3N4 für die Membran und auf Poly-Si und Pt für den Heizer. Ein anderer
Technologieansatz, insbesondere eine veränderte Materialwahl, ermöglicht es hier,
Optimierungspotenzial zu realisieren.
Die Angaben zur Bestimmung der thermischen Charakteristika sind sehr unterschiedlich. Die
meisten Micro-Hotplates verfügen über einen Temperaturmesswiderstand auf der Membran,
der als Referenz dient. In einigen Veröffentlichungen basieren die Angaben nur auf
Simulationen, in anderen Fällen ist die Temperaturmessmethode nicht eindeutig genannt. Da
die Betriebstemperatur, einen herausragenden Einfluss auf die Sensoreigenschaften hat, lässt
das Fehlen der thermischen Charakterisierung eine Einschätzung ihrer Tauglichkeit nicht zu.
Oft wird als Maß für die Dynamik der Sensoren ein Wert für die thermische Trägheit der
Micro-Hotplates angegeben. Wenn man berücksichtigt, dass die Reaktionszeiten der MOX
(insbesondere die Abklingzeit) eher im Zeitbereich von Minuten als von Sekunden liegen, ist
der Informationsgehalt dieses Parameters für die Eignung als Gassensor eher gering. Weiter
kann festgestellt werden, dass die Betriebstemperaturen der meisten Micro-Hotplates im
Bereich von 200-500 °C liegen, wobei die Lebensdauer meist nicht ausgewiesen wird.
Angesichts der Materialwahl für die Membranen ist dieser Temperaturbereich nicht weiter
überraschend.
Im Hinblick auf die Auswahl der gassensitiven Metalloxidschichten (MOX) kommt in
Verbindung mit Micro-Hotplates fast ausschließlich SnO2 zum Einsatz. Oft wird nur die
grundsätzliche Funktionsfähigkeit als Gassensor aufgezeigt und umfassende Messungen
unterbleiben. Bei neusten Veröffentlichungen, die sich mit der Entwicklung und Optimierung
der gassensitiven Schichten befassen, werden teilweise ältere Micro-Hotplates eingesetzt, die
nicht weiter optimiert wurden [2.69], [2.70].
Es kann festgestellt werden, dass hinsichtlich der Optimierung und Charakterisierung von
Micro-Hotplates ein großer Bedarf besteht, insbesondere für Betriebstemperaturen oberhalb
von 500 °C.
Stand der Technik
15
2.3 Zusammenfassung
Das vorangegangene Kapitel zeigt deutlich die Stärken und Schwachen der bisher
entwickelten Gassensoren. Aus den Schwächen dieser Gassensoren ergeben sich die
Anforderungen für neue Gassensoren und damit auch die Entwicklungsziele dieser Arbeit.
Ein neuer Gassensor sollte niedrigen Leistungsbedarf, hohe Betriebstemperaturen bei
maximaler Temperaturuniformität, hohe Langzeitstabilität und verbesserte Gassensitivität in
einem Bauelement vereinen. Somit ergeben sich folgende Ziele für die Entwicklung der
Micro-Hotplate:
• Der Gassensor soll bei Temperaturen von bis zu 800 °C betrieben werden können –
diese soll durch die Verwendung von Siliziumcarbid als Membranmaterial erreicht
werden,
• die Temperaturuniformität soll im Bereich der MOX-Schicht ±10 °C nicht
überschreiten,
• die Leistungsaufnahme soll trotz der hohen angestrebten Betriebstemperatur kleiner
als 300 mW sein,
• der Sensor soll über einen integrierten Temperaturmesswiderstand verfügen,
• der Herstellungsaufwand soll minimal sein und gleichzeitig die Verwendung
verschiedener MOX-Schichten ermöglichen, um einen möglichst breite Palette von
Zielgasen detektieren zu können,
• um einen späteren Einsatz als Kombisensor (MOX-Gassensor + Infrarot CO2-Sensor)
zu ermöglichen, soll die Rückseite der Membran frei sein, um als IR-Quelle genutzt
werden zu können.
Gas/Metalloxid-Wechselwirkungen
16
3 Gas/Metalloxid-Wechselwirkungen
MOX werden seit über 30 Jahren zur Gasmessung genutzt und ständig weiterentwickelt.
Trotz jahrzehntelanger Forschung sind die grundsätzlichen physikalischen Mechanismen und
Vorgänge noch immer nicht vollständig verstanden. Zwei wichtige Gründe können dafür
verantwortlich gemacht werden.
1. Während die anwendungsorientierte Entwicklung auf empirischem Wege versucht die
Sensoreigenschaften zu optimieren, gilt das Interesse der Grundlagenforschung vielmehr dem
Verständnis der thermodynamischen und kinetischen Abläufe auf molekularer Ebene.
2. Die sehr große Vielfalt an Parametern, die die Sensoreigenschaften beeinflussen.
Selektivität, Sensitivität und Stabilität der gassensitiven MOX-Schichten lassen sich in einem
weiten Bereich durch die Veränderung der Kristallstruktur, -morphologie und -dotierung,
insbesondere aber durch die Betriebstemperatur beeinflussen. Ein gemessenes Sensorsignal zu
verstehen und zu interpretieren, ist auf Grund dieser Komplexität äußerst schwierig [3.1].
Im Folgenden wird ein Überblick über den Stand der Forschung der Gas/MOX-
Wechselwirkung gegeben, die die wissenschaftliche Grundlage des Messprinzips darstellt.
Grundlage dieser Ausführung bildet ein Modell in dem die betrachtete MOX-Schicht
kompakt (nicht porös) ist und so dick, dass die Wechselwirkung mit den Gasen der
Umgebung nicht die Eigenschaften der gesamten Schicht, sondern nur in einem Bereich an
der Oberfläche beeinflusst. Dies ist nicht für alle MOX-Schichten gegeben, aber eine
Betrachtung der Wechselwirkung unter Einbeziehung von Porosität und anderen Effekten
würde den Rahmen dieser Einführung sprengen. Die für die MOX-Schicht getroffenen
Annahmen führen zu der in Abbildung 3.1 dargestellten Schichtgeometrie.
Gas/Metalloxid-Wechselwirkungen
17
Abbildung 3.1: Angenommene Schichtgeometrie der MOX-Schicht. Die MOX-Schicht
mit der Dicke zg ist kompakt (nicht porös), wodurch die Gas/MOX-Wechselwirkung nur
die Oberflächenschicht z0 erfasst. Diese Oberflächenschicht stellt eine Verarmungs- bzw.
Raumladungszone (RLZ) dar.
Die Gas/MOX-Wechselwirkung wird auf die Chemisorption von Sauerstoff aus der
Umgebungsluft an der Oberfläche des MOX zurückgeführt. Als Folge dieser Vorgänge
kommt es zur Ausbildung einer Raumladungszone (RLZ) an der Oberfläche des MOX, das in
vielen Fällen ein n-leitender Halbleiter ist. Die RLZ bewirkt eine Änderung des
Gesamtwiderstandes der Schicht, wodurch sich der Grundwiderstand der Schicht einstellt. Die
theoretische Grundlage hierfür bildet das so genannte Ladungs-Transfer-Modell, welches auf
Arbeiten von Engell und Hauffe [3.2], [3.3] zurückgeht.
Werden zusätzlich reduzierende oder oxidierende Gase beaufschlagt, erfolgt eine Reaktion
mit dem chemisorbierten Sauerstoff. Dies führt zu einer Änderung der Ausdehnung der RLZ
und damit zu einer Änderung des Schichtwiderstandes. Dieser Zusammenhang wird unter den
Voraussetzungen einer kompakten und ausreichend dicken Schicht erklärt. Neben dem
Umgebungsdruck und Partialdruck des adsorbierten Gases hat insbesondere die
Schichttemperatur einen entscheidenden Einfluss auf die Adsorption und damit den
Schichtwiderstand. Da die Betriebstemperatur ein wichtiger Parameter zur Einstellung der
Sensoreigenschaften ist, wird im Folgenden ein Modell beschrieben, mit dem berechnet
werden kann, welchen Einfluss die Schichttemperatur auf die Sensitivität des Sensors hat. Die
große Bedeutung der Temperatur für die Eigenschaften von MOX-Gassensoren wird so
ersichtlich.
Substrat
Kontakt Kontakt
Stromfluss
Raumladungszone z0
zg
Gas/Metalloxid-Wechselwirkungen
18
3.1 Adsorption
Die Adsorption als Phänomen der Wechselwirkung kann in zwei Stufen unterteilt werden.
Die Physisorption ist eine schwache Wechselwirkung mit einer Bindungsenergie von circa
0,1 eV und beruht hauptsächlich auf van der Waals-Kräften. Als Chemisorption werden starke
Wechselwirkungen zwischen adsorbierten Gasen und der Oberfläche eines Festkörpers
bezeichnet. Hierbei treten beachtliche Bindungskräfte auf, die von elektronischen
Wechselwirkungen begleitet sind und Bindungsenergien von bis zu 8 eV aufweisen können.
Der große Unterschied in der Bindungsenergie ist ein Grund dafür, dass Physisorption im
Allgemeinen deutlich weniger komplex ist als die Vorgänge im Fall der Chemisorption.
Beide Formen der Adsorption geschehen spontan und freiwillig, weil die freie Energie des
Gas/Oberfläche-Systems sich im Verlauf des Vorgangs erniedrigt. Es kommt zu einer
Reduktion der Entropie ∆S des Systems und der Gibbs freien Energie ∆F, da sich die
Gasmoleküle vor der Adsorption im Raum frei und nach der Adsorption nur noch auf der
Oberfläche des Festkörpers bewegen können. Die Änderung der Wärmeenergie des Systems
ist durch Gleichung 3.1 gegeben.
STFH ∆⋅+∆=∆ (3.1)
Da sowohl die Gibbs Energie ∆F als auch die Entropie ∆S negativ sind, muss auch die
Enthalpie ∆H kleiner null sein [3.4]. Sämtliche Adsorptionsvorgänge sind daher exotherme
Prozesse. Verdeutlicht wird dies durch die Abbildung 3.2, die auf Lennard-Jones zurückgeht
und in der die Energie des Systems in Abhängigkeit von der Distanz des Adsorbats von der
Oberfläche des Festkörpers dargestellt ist. Die gestrichelte Linie für die Physisorption zeigt
ein schwaches Minimum (schwache Wechselwirkung) in einiger Entfernung von der
Oberfläche, das der freiwerdenden Energie ∆Hph entspricht. Um das physisorbierte Molekül
in den Zustand der Chemisorption zu überführen ist eine Aktivierungsenergie Ea zur
Dissoziation des Moleküls erforderlich. Die starke Wechselwirkung der Chemisorption wird
anhand des ausgeprägten Minimums ∆Hch deutlich.
Gas/Metalloxid-Wechselwirkungen
19
Abbildung 3.2: Schematische Darstellung der Energie E des Adsorptionssystems in
Abhängigkeit von der Distanz z des Adsorbats zur Oberfläche. Chemisorption
(durchgezogen), Physisorption (gestrichelt) [3.5].
Die zur Chemisorption benötigte Aktivierungsenergie Ea wird durch thermische Aktivierung
zugeführt, was eine starke Temperaturabhängigkeit der unterschiedlichen Adsorptionsformen
zur Folge hat. Physisorption tritt schon bei niedrigen Temperaturen auf. Mit steigender
Temperatur geht die Physisorption in die Chemisorption über. Es ist zu beachten, dass der
Übergang von Physi- zur Chemisorption auf verschiedenen Wegen parallel ablaufen kann und
aus einer komplexen Abfolge von Einzelschritten besteht. Die genaue Schrittabfolge hängt
dabei vom jeweiligen System (Art des MOX, Druck und Temperatur) ab [3.6]. Bei weiter
steigenden Temperaturen setzt zusätzlich Desorption ein, für die eine Aktivierungsenergie
von Ea+∆Hch (siehe Abbildung 3.2) benötigt wird. Steigt die Temperatur noch weiter, kommt
es zu Oberflächen- und anschließend zu Volumendefekten. Dieser Temperaturzusammenhang
ist in Abbildung 3.3 beispielhaft für eine Zinkoxid-Oberfläche dargestellt. Das Diagramm
zeigt die Thermosorptionrate von Sauerstoff P(O2) in Abhängigkeit von der Temperatur T.
Wie schon erwähnt, ist der Verlauf der Kurve vom eingesetzten MOX abhängig, die
Abbildung 3.3 zeigt aber den grundsätzlichen Einfluss der Temperatur auf das
Adsorptionsverhalten.
z
Chemisorption
Physisorption
Ea
E
z=0
∆Hch
∆Hph
Gas/Metalloxid-Wechselwirkungen
20
Abbildung 3.3: Typische Temperaturbereiche der verschiedenen Gas/Festköper-
Wechselwirkungen (a: Physisorption; b: Chemisorption; c: Desorption; d: Oberflächen-
defekte; e: Volumendefekte), am Beispiel einer ZnO-Oberfläche und Sauerstoff; [3.7],
[3.8].
Die in Abbildung 3.3 dargestellte Temperaturabhängigkeit der Adsorptionsvorgänge kann
dadurch zur Steuerung der gassensitiven Eigenschaften des MOX-Gassensors genutzt werden,
indem die Betriebstemperatur entsprechend eingestellt wird.
3.2 Adsorption und Leitfähigkeit der Metalloxid-Schicht
Wird der MOX-Gassensor in Luft bei Temperaturen zwischen 100 °C und 500 °C betrieben,
kommt es in folgenden Teilschritten stets zu einer Wechselwirkung mit dem Sauerstoff:
22 )( OgasO ⇔ (physisorbiert) (3.2)
−⇔+ 22 OOe (chemisorbiert) (3.3)
−−−− ⇔+ OOOe ,22 (chemisorbiert) (3.4)
P(O2) Physisorption
ChemisorptionDesorption
Oberflächen-
defekte
Volumen-
defekte
a b c
d
e
100 300 500 700 900 1500
T / K
Gas/Metalloxid-Wechselwirkungen
21
Die Gleichung 3.2. entspricht dem Vorgang der Physisorption. Das Sauerstoffmolekül wird
nicht dissoziiert. Die Gleichung 3.3 und 3.4 entsprechen den Vorgängen der Chemisorption,
die als Ionosorption in zwei unterschiedlichen Formen auftritt. Die molekulare Form der
Ionosorption (Gleichung 3.3) dominiert bei Temperaturen unterhalb von 150 °C. Bei höheren
Temperaturen dominiert die atomare Form (Gleichung 3.4) [3.9], [3.10]. Der chemisorbierte
Sauerstoff wirkt auf das MOX (bei n-Leitung) als ein Elektronenakzeptor und bewirkt durch
Ladungsaustausch eine Bandverbiegung an der Halbleiteroberfläche und die Bildung einer
Verarmungszone. Diese Situation ist in der folgenden Abbildung 3.4, die das
Bänderdiagramm der n-leitenden MOX-Schicht zeigt, schematisch dargestellt.
Abbildung 3.4: Bandverbiegung durch die Chemisorption von ionosorbiertem
Sauerstoff bei EO-. qVS Bandverbiegung; EC, EV Energieniveau der Leitungs- bzw.
Valenzbandkante; EF Fermi-Energieniveau; z0 entspricht der Tiefe der
Raumladungszone (siehe auch Abbildung 3.1).
Der für die Leitfähigkeit des MOX entscheidende Parameter ist die Größe der
Bandverbiegung qVS, die auch die Tiefe der Verarmungszone z0 bestimmt. Diese Größen
können mit Hilfe der Poisson-Gleichung in Bezug zueinander gesetzt werden [3.11].
E
EC+qVS
EO-
EV+qVS
EC
EF
EV
qVS
z z0
Gas/Metalloxid-Wechselwirkungen
22
r
Vεερ⋅
−=∇0
2 (3.5)
Geht man davon aus, dass sich das Potential nur in z-Richtung ändert und nur Donatoren für
die Ladung ρ in der Raumladungszone verantwortlich sind, folgt aus Gleichung 3.5
r
DNqdz
zVdεε ⋅
⋅−=
02
2 )( (3.6)
V(z) ist das Potential in Abhängigkeit von der Tiefe z, q die Elementarladung, ND die Dichte
der Donatoren in der MOX-Schicht, ε0 die dielektrische Feldkonstante des Vakuums und εr
die relative Dielektrizitätszahl der MOX-Schicht. Mit den folgenden beiden
Randbedingungen (Gleichung 3.7 und 3.8)
0)(
0
==zzdz
zdV (3.7)
und
00=
=zV (3.8)
ergibt sich für Gleichung 3.6 die als Schottky-Beziehung bekannte Gleichung 3.9
20
02zNqV
r
DS ⋅
⋅⋅⋅
=εε
(3.9)
mit der Diffusionsspannung VS und der Raumladungszonenweite z0. VS ist hier die
Potentialdifferenz zwischen Halbleiterinnerem und –oberfläche, qVS ist die Energie, die
aufgebracht werden muss, um ein Elektron aus dem Leitungsband an die Oberfläche zu
bewegen (siehe Abbildung 3.4).
Nachdem mit Hilfe von Gleichung 3.9 die Tiefe der Raumladungszone z0 berechnet werden
kann, lässt sich auch der Widerstand der MOX-Schicht mit der in Abbildung 3.1 gezeigten
Geometrie herleiten. Grundsätzlich wird die spezifische elektrische Leitfähigkeit σR eines
Halbleiters durch die Dichte der Elektronen n und Löcher p sowie deren Mobilitäten µn und
µp durch Gleichung 3.10 bestimmt [3.12].
Gas/Metalloxid-Wechselwirkungen
23
pqnq pnR ⋅⋅+⋅⋅= µµσ (3.10)
Wenn man weiter von einem n-Halbleiter mit einer Ladungsträgerdichte von n und der
Mobilität µn ausgeht, dann berechnet sich der elektrische Leitwert G der MOX-Schicht zu
[3.13]:
gGn zkqnG ⋅⋅⋅⋅= µ (3.11)
mit q Elementarladung, zg Dicke der MOX-Schicht und kG als Geometriekonstante, die sich
aus dem Quotienten aus der Breite und der Länge der Schicht berechnet. Berücksichtigt man
die Oberflächeneffekte (siehe Abbildung 3.4), muss die Abhängigkeit der Mobilität und der
Ladungsträgerdichte von der Tiefe z berücksichtigt werden und über die gesamte
Schichtdicke zg integriert werden, um den korrekten Leitwert der gesamten MOX-Schicht zu
erhalten.
∫ ⋅⋅⋅⋅⋅= gz
gG dzzznzqkG0
)()( µ (3.12)
Wenn man weiter berücksichtigt, dass die MOX-Schicht so dick ist, dass der Bereich
unterhalb von z0 nicht durch die Oberflächeneffekte beeinflusst wird, so wird in diesem
Bereich mit der Ausdehnung zg-z0 der Großteil der Leitung stattfinden und der Widerstand der
RLZ kann vernachlässigt werden [3.13]. Dadurch ergibt sich
)( 0zznkqG gGn −⋅⋅⋅⋅= µ (3.13)
und durch Einsetzen der nach z0 aufgelösten Gleichung 3.9 ergibt sich für n=ND (vollständige
Ionisation) die folgende Gleichung 3.14:
)2
( 0
D
SrgDGn Nq
VzNkqG
⋅⋅⋅⋅
−⋅⋅⋅⋅=εε
µ (3.14)
Um eine Beziehung zwischen dem Leitwert G der Schicht und der
Oberflächenladungsträgerdichte nS herzustellen kann die Beziehung
)exp(TkVq
Nn SDS ⋅
⋅−⋅= (3.15)
Gas/Metalloxid-Wechselwirkungen
24
herangezogen werden [3.13], mit nS Oberflächenladungsdichte, k Boltzmann-Konstante und T
der absoluten Schichttemperatur. Durch Kombination der Gleichungen 3.14 und 3.15 ergibt
sich schließlich:
−⋅
⋅⋅⋅⋅⋅
−⋅⋅⋅⋅= )ln(ln2
20
SDD
rgDGn nN
NqTk
zNkqGεε
µ (3.16)
Der elektrische Widerstand der Metalloxid-Schicht ergibt sich dann aus dem Kehrwert der
Gleichung 3.16. Die Bestimmung von nS als Funktion des Sauerstoffpotentialdrucks ist in
[3.13] zu finden. Der Einfluss der Chemisorption von Sauerstoff auf den Widerstand der
Metalloxid-Schicht wurde hergeleitet [3.13]. Der sich einstellende Widerstand kann als der
Grundwiderstand des Gassensors angesehen werden. Er wird von der Menge des
chemisorbierten Sauerstoffs beeinflusst, die von der Betriebstemperatur T abhängt (siehe
Kapitel 3.1).
Im folgenden Kapitel wird der Einfluss von reduzierenden Gasen auf den sich durch dir
Chemisorption von Sauerstoff einstellenden Grundwiderstand und die Abhängigkeit dieses
Effektes von der Betriebtemperatur der Schicht und Gaskonzentration des Messgases
erläutert. Aus Gründen der Vereinfachung werden hier oxidierende Gase vernachlässig. Die
Detektion dieser ist mit einem n-Halbleiter nur bedingt möglich, weil der Halbleiter durch die
Chemisorption des Luftsauerstoffes schon oxidiert ist. Mit sehr dünnen Schichten und durch
Dotierung ist allerdings auch die Detektion oxidierender Gase wie NO2 mit n-Halbleitern
möglich [3.14].
3.3 Messung reduzierender Gase
Auch in diesem Teil wird Bezug auf die Schichtgeometrie in Abbildung 3.1 genommen.
Nachdem in Kapitel 3.2 der Grundwiderstand der MOX-Schicht in Abhängigkeit von der
Temperatur hergeleitet wurde, soll hier ein Modell beschrieben werden, das die typischen
glockenförmigen Sensitivitätskurven beschreibt, die in der Praxis gemessen werden. Das
Modell wurde von Ahlers et. al. [3.15] entwickelt und veranschaulicht die Notwendigkeit von
hohen Betriebstemperaturen für die Gasmessung mittels MOX-Schichten. Diese
Gas/Metalloxid-Wechselwirkungen
25
Notwendigkeit bedingt bei miniaturisierten MOX-Gassensoren den Einsatz von Micro-
Hotplates.
Wie schon erwähnt ist nicht der Grundwiderstand, sondern die Widerstandsänderung des
Sensors entscheidend für die Gasmessung. Für ein reduzierendes Gas soll hier folgende
Definition der Sensitivität S eingeführt werden:
10 −=gasR
RS (3.17)
wobei R0 der in Kapitel 3.2 hergeleitete Grundwiderstand der Schicht an Luft ist und Rgas der
Widerstand, der sich bei Beaufschlagung der MOX-Schicht mit einem reduzierenden Gas
einstellt.
Ausgehend vom Zustand des Sensors an Luft, wobei die gesamte Oberfläche mit Sauerstoff
bedeckt ist, wird der Sensor mit einem reduzierenden Gas (hier CO) beaufschlagt. Die
Gasmoleküle treffen dabei auf den chemisorbierten Sauerstoff an der Sensoroberfläche und es
kommt zu einer Reaktion zwischen dem Sauerstoff und CO, in deren Folge CO2 und H2O von
der Sensoroberfläche desorbieren und folglich die Sauerstoffdichte reduziert wird
[3.10],[3.16]. Die dabei frei werdenden Elektronen wechseln ins Leitungsband des Halbleiters
und verringern so die Ausdehnung z0 der Raumladungszone.
Um die Änderungsrate des chemisorbierten Sauerstoffes zu erhalten, betrachte man Gleichung
3.3 für die Ionosorption von Sauerstoff und das Schema der Bandstruktur in Abbildung 3.4.
Es lässt sich feststellen, dass die an dem chemisorbierten Sauerstoff angelagerten Elektronen
eine Energiebarriere der Höhe EC+qVS-EF überwinden müssen. Bei der Desorption müssen
diese Elektronen wieder ins Leitungsband zurückwandern und dabei erneut eine
Energiebarriere überwinden (EC-EO-). Unter Verwendung der Gleichung für die
Chemisorptionsgeschwindigkeit kann folgende Gleichung 3.18, die die Veränderung der
Sauerstoffdichte beschreibt, aufgestellt werden [3.11]:
))(2
exp())(2
exp( 222 Tk
EEn
TkEqVE
Npndtd OC
SdeFSC
DOadS ⋅
−−⋅⋅−
⋅−+
−⋅⋅⋅=−
κκ (3.18)
Mit pO2 Sauerstoffpartialdruck und κad bzw. κde kinetische Fitparameter für die Ad- bzw.
Desorption. An dieser Stelle führen Alhers et.al. [3.15] einen Reaktionsterm Re ein
(Gleichung 3.19). Dieser Reaktionsterm berücksichtigt die Änderung der Oberflächendichte
Gas/Metalloxid-Wechselwirkungen
26
des Sauerstoffs durch das reduzierende Gas. Diese Änderung ist durch die schon
angesprochene Reaktion des Gases mit dem chemisorbierten Sauerstoff bedingt, die eine
Aktivierungsenergie Ea benötigt (siehe Abbildung 3.2) [3.17].
)exp(Re 0 kTE
knL aS −⋅⋅⋅= (3.19)
Die Gleichung 3.19 beinhaltet neben den schon bekannten Größen die Größe L, die sich aus
der Langmuirschen Beziehung ergibt und die Oberflächenbedeckung des reduzierenden Gases
im Fall der Physisorption beschreibt. Die Größe L lässt sich durch eine Vielzahl von weiteren
Funktionen und Vorgängen herleiten, die von der Art des reduzierenden Gases und den
Umgebungsbedingungen abhängen [3.17].
Unter der Annahme, dass sich ein stabiler Zustand für die Anzahl der chemisorbierten
Sauerstoffmoleküle einstellt, kann die Gleichung 3.18, erweitert um den Reaktionsterm
gemäß Gleichung 3.19, gelöst werden. Die Lösung ist allerdings nur numerisch möglich, da
nO auch auf der rechten Seite zu finden ist, weil aus Gründen der Elektronenneutralität
D
S
Nn
z =0 (3.20)
für die Ausdehnung der Raumladungszone gelten muss [3.11]. Somit hängt VS (siehe
Gleichung 3.9) direkt von nS ab. Um Gleichung 3.18 in Verbindung mit Gleichung 3.19
analytisch lösen zu können, wird angenommen, dass die Energiebarriere an der Oberfläche
von den Elektronen durchtunnelt werden kann [3.18]. Durch diese Annahme vereinfacht sich
die Gleichung 3.18 entscheidend. Unter der Voraussetzung, dass ein stabiler Zustand besteht,
gilt folgende Gleichung für die Flächendichte der Oberflächen-Sauerstoffionen:
)exp(0 022
2 kTE
knLnNp aSSdeDOad −⋅⋅⋅−⋅−⋅⋅= κκ (3.21)
Die Gleichung 3.21 kann anschließend analytisch nach der gesuchten Größe nS aufgelöst
werden [3.13], [3.19].
Gas/Metalloxid-Wechselwirkungen
27
de
DOdeadaa
S
NpTk
EkL
TkE
kLn
κ
κκ
⋅
⋅⋅⋅⋅+⋅
−⋅⋅+⋅
−⋅⋅=
2
4)]exp([)exp( 2200 2
(3.24)
Mit Gleichung 3.24 kann die Oberflächendichte des Sauerstoffes – mit und ohne
Beaufschlagung eines reduzierenden Gases – berechnet werden. Für den Fall ohne
reduzierendes Gas ergibt sich
de
DOadLuftS
Npn
κκ 2
,2⋅⋅
= (3.23)
weil in diesem Fall L=0 ist.
Mit den Gleichungen 3.20 und 3.23 lässt sich die Tiefe der RLZ berechnen. Anschließend
kann unter Verwendung der Gleichung 3.11 und 3.14 der Widerstand der MOX-Schicht
berechnet werden (Vorgehen analog Kapitel 3.1). Setzt man diesen Widerstand anschließend
in Gleichung 3.17 ein, erhält man als Beziehung für die Sensitivität S(T, cgas) des Gassensors
in Abhängigkeit von der Temperatur und der Gaskonzentration:
1),(,0
,0 −−
−=
luftg
gasggas zz
zzcTS , (3.24)
wobei z0,luft und z0,gas die Tiefen der RLZ in Luft bzw. bei Beaufschlagung mit einem
reduzierenden Gas sind. Die Gleichung 3.24 kann durch die Kombination der Gleichungen
3.19, 3.22 und 3.20 gelöst werden [3.15].
Für die hier vorliegende Arbeit sind die Ergebnisse des Modells, die in Abbildung 3.5 und
Abbildung 3.6 dargestellt sind, von besonderem Interesse. Abbildung 3.5 stellt die zwei
Parameter aus Gleichung 3.19, die für die Glockenform der Sensitivität verantwortlichen sind,
in Abhängigkeit der Temperatur dar. Dies sind der Langmuir-Parameter L als Adsorptions-
Isobaren (durchgezogene Linien) und der Aktivierungsterm exp(-Ea/kbT)(gestrichelte Linie).
Das Diagramm zeigt die Adsorptions/Reaktions-Wahrscheinlichkeit WAd-Re in Abhängigkeit
von der Temperatur. Bemerkenswert ist, dass sich der Abfall der Langmuir-Adsorptions-
Isobaren mit steigendem Partialdruck des zu messenden Gases zu höheren Temperaturen hin
verlagert.
Gas/Metalloxid-Wechselwirkungen
28
Abbildung 3.5: Darstellung der Langmuir-Adsorptions-Isobaren für unterschiedliche
Messgaspartialdrücke (durchgezogenen Linien) und des Aktivierungsterm exp(-Ea/kbT)
aus Gleichung 3.19 in Abhängigkeit der Betriebstemperatur [3.15].
Kombiniert man nun diese beiden Funktionen, ergibt sich eine glockenförmige Gesamtkurve,
deren Maximum sich mit steigender Gaskonzentration zu höheren Betriebstemperaturen
verlagert. Dieses Verhalten ist in Abbildung 3.6 dargestellt und basiert auf der Simulation der
Modellergebnisse bei unterschiedlichen Gaskonzentrationen und Betriebstemperaturen.
300 400 500 600 700 800 9000.0
0.4
0.8
1.2
1.6
2.0
Temperatur (°C)
Langmuir-Adsorptions-Isobaren Aktivierungswahrscheinlichkeit
WA
d-R
e
Gas/Metalloxid-Wechselwirkungen
29
Abbildung 3.6: Kombination der in Abbildung 3.5 dargestellten Reaktionsparameter
(Langmuir-Adsorptions-Isobaren L und Aktivierungsterm exp(-Ea/kbT)), die für die
typische Funktionsform von Metalloxid-Gassensoren verantwortlich sind [3.15].
Die Abbildung 3.6 bestätigt die experimentell beobachtete Glockenform der Sensitivität und
das Wandern des Sensitivitätsmaximums zu höheren Temperaturen bei steigender
Messgaskonzentration. Dieser Zusammenhang wurde auch in anderen theoretischen Arbeiten
bestätigt [3.20]. Es wurde bereits darauf hingewiesen, dass sich dieses Modell auf
Vereinfachungen stützt und mögliche Schwierigkeiten vernachlässigt. In diesem
Zusammenhang sind neueste Forschungsergebnisse zu erwähnen, nach denen der Einfluss
von Fremdgasen auf die Chemisorption von Sauerstoff – insbesondere bei niedrigen Drücken
- nicht zu vernachlässigen ist [3.21]. Weitere nicht zu unterschätzende Fehlerquellen sind
Verunreinigungen der MOX-Schicht [3.22] und die Ausgangskonzentration der Elektronen in
der MOX-Schicht. Ist diese Konzentration gering, kann durch die Chemisorption des
Sauerstoffs eine Inversionsschicht statt einer Verarmungszone entstehen, was zu einem
Wechsel des Halbleitertyps von n nach p oder umgekehrt führen kann [3.23].
Trotz dieser Vereinfachungen deckt sich das Modell von Ahlers et.al. mit experimentellen
Ergebnissen und liefert einen guten Ansatz zum Verständnis der Vorgänge und
Zusammenhänge bei der Gasmessung mittels MOX-Schichten.
300 400 500 600 700 800 900
Rea
ktio
nsra
te (a
.u.)
Temperatur (°C)
1ppm 10ppm 100ppm
Gas/Metalloxid-Wechselwirkungen
30
3.4 Zusammenfassung
Das Kapitel erläutert detailliert den Zusammenhang zwischen Adsorption des Messgases auf
der MOX-Oberfläche und dem Widerstand der Schicht. Im Verlaufe dieser Erläuterung wird
insbesondere die Bedeutung der Temperatur und des Gaspartialdruckes auf die
Gas/Metalloxid-Wechselwirkung deutlich und damit deren Bedeutung für den Betrieb von
MOX-basierten Gassensoren, was die Notwendigkeit von Micro-Hotplates bei
miniaturisierten MOX-Gassensoren belegt.
Designentwicklung des Sensors und FEM-Optimierung der Heizerstruktur
31
4 Designentwicklung des Sensors und FEM-
Optimierung der Heizerstruktur
Um die Realisierbarkeit der Entwicklungsziele sicherzustellen und die Entwicklungszeit zu
minimieren werden umfangreiche FEM-Simulationen durchgeführt. Im Folgenden werden
diese Simulationen und die Ergebnisse detailliert erläutert.
4.1 Micro-Hotplate Layout
Aus den in Kapitel 2.3 definierten Entwicklungszielen lassen sich folgende
Designanforderungen ableiten:
• Aufgehängte Membran, die mittels „back side“-Technologie hergestellt wird, um die
hohen Betriebstemperaturen – bei niedriger Leistungsaufnahme – und eine Nutzung
als IR-Quelle zu ermöglichen (ist bei „front side“-Technolgie nicht möglich),
• Mindestgröße der Membran (hier quadratische Membran mit 1000 µm Kantenlänge),
um ausreichende IR-Abstrahlung zu gewährleisten,
• leistungsoptimierte Dimensionierung der Membranstege,
• freie Membranrückseite (Nutzung als IR-Quelle),
• maximale Flächenausnutzung auf der Membran (d.h. maximal mögliche
Membranfläche für die gassensitive Schicht),
• Metallisierung in einer Schicht, um den Herstellungsaufwand gering zu halten.
Als Metallisierungsmaterial wird Platin wegen seiner ausgezeichneten thermischen und
chemischen Beständigkeit gewählt.
Auf der Membran müssen neben dem Heizer und dem geforderten
Temperaturmesswiderstand noch die Elektroden zur Kontaktierung der MOX-Schicht
integriert werden. Die Zuleitungen dieser Strukturen müssen über die vier Stege, die die
Membran halten, auf den Bulk geführt werden, wo die Bondpads platziert werden.
Designentwicklung des Sensors und FEM-Optimierung der Heizerstruktur
32
Die Anforderungen führen zwangsläufig zu einem grundsätzlichen Layout der Micro-
Hotplate und der Leiterbahnen, wie es in Abbildung 4.1 und Abbildung 4.2 dargestellt ist.
Abbildung 4.1: Draufsicht auf den schematischen Aufbau der Micro-Hotplate. Die
quadratische Membran mit einer Kantenlänge von 1000 µm ist an vier Stegen
aufgehängt. Die Lage der verschiedenen Platinstrukturen wird im Detail gezeigt. Der
Heizer ist in Rot, der Temperaturwiderstand in Hellgrün und die Interdigitalelektroden
(IDE) in Blau dargestellt (siehe Detailansicht).
Si-Substrat
Designentwicklung des Sensors und FEM-Optimierung der Heizerstruktur
33
Abbildung 4.2: 3D-Ansicht eines Viertels des Sensors. Die Lage der elektrischen
Strukturen, der Membran, die durch anisotropes KOH-Ätzen strukturiert wird und des
Rahmens sind dargestellt.
Als Substrat für die Realisierung der Micro-Hotplate dient ein Silizium-Wafer. Auf diesem
wird die SiC-Schicht als Membranmaterial isoliert durch eine SiO2-Schicht abgeschieden.
Nach dem Abscheiden einer weiteren SiO2-Schicht folgt die Platinmetallisierung, die erneut
von einer SiO2-Schicht als Passivierung bedeckt ist. Die Schichtdicken und eine schematische
Darstellung dieses Schichtaufbaus sind in Tabelle 4.1 und Abbildung 4.3 dargestellt.
Tabelle 4.1: Übersicht über die Dicken der Schichten der Micro-Hotplate.
Schichtmaterial SiO2 SiC SiO2
(Isolation)
Pt SiO2
(Passivierung)
Schichtdicke [nm] 500 2000 300 200 300
Steg
Designentwicklung des Sensors und FEM-Optimierung der Heizerstruktur
34
Abbildung 4.3: Schematischer Schichtaufbau der Micro-Hotplate mit einer SiC-
Membran (2 µm), die durch eine 500 nm dicke thermische SiO2-Schicht vom Si-Substrat
isoliert ist. Die Platinmetallisierung (200 nm) wird mit eine SiO2-Schicht (300 nm) vom
SiC isoliert und durch eine weitere SiO2-Schicht (300 nm) passiviert.
Das vorgestellte Layout und die Schichtenfolge bilden die Grundlage für die Optimierung der
Heizergeometrie zur Erreichung einer ausreichenden Temperaturuniformität. Das endgültige
Layout der Leiterbahnen wird im Verlauf der Optimierung ermittelt und am Ende des
Kapitels präsentiert. Der Herstellungsprozess und die endgültig realisierte Schichtenfolge der
Micro-Hotplate werden in Kapitel 5 vorgestellt und erläutert.
4.2 Elektrisch-thermisch gekoppelte Simulation zur
Designoptimierung der Micro-Hotplates
Ziel der Simulation ist die Optimierung der Heizergeometrie und der Stegdimensionen, um
eine ausreichende Temperaturuniformität auf der Membran zu erreichen. Zur Simulation
wurde das FEM-Programmpaket ANSYS in der Version R5.7.1/University high Option
verwendet.
In diesem Kapitel werden nach einer kurzen Erläuterung der angewandten Vorgehensweise
die Ergebnisse der Optimierung beschrieben.
Designentwicklung des Sensors und FEM-Optimierung der Heizerstruktur
35
4.2.1 Thermodynamische Einflussgrößen
Die Methoden der Thermodynamik bieten die notwendigen Werkzeuge zur Optimierung der
Temperaturuniformität. Die durchgeführten Simulationen berücksichtigen die drei
Hauptursachen des Wärmetransportes: die Wärmeleitung, den Wärmeübergang durch
Konvektion und die Wärmestrahlung. An dieser Stelle sollen diese drei Mechanismen kurz
erläutert werden, da eine detaillierte Erklärung zu weit greifen würde [3.4], [4.1], [4.2].
Wärmeleitung, auch Wärmediffusion oder -konduktion genannt, transportiert Wärmeenergie
durch Molekülstöße innerhalb eines Kontinuums (Feststoff oder ruhendes Fluid), wobei ein
Temperaturgefälle vorausgesetzt wird. Nach dem zweiten Hauptsatz der Thermodynamik
folgt der Wärmestrom dabei der Richtung des Temperaturgefälles. Dies kommt in der
Wärmeleitungsgleichung (Gleichung 4.1 - Fouriersches Grundgesetz) zum Ausdruck, die die
Wärmestromdichte definiert.
Tgradq ⋅−= λ& (4.1)
mit q& Wärmestromdichte, λ Wärmeleitfähigkeit, grad T Gradient des Temperaturfeldes. Zur
Berechnung von dynamischen Effekten wie Temperaturzyklen und -schwankungen oder dem
Vorhandensein von Senken und Quellen reicht Gleichung 4.1 nicht aus. Um das räumliche
und zeitliche Verhalten der Temperatur zu berechnen ist die Fouriersche
Differentialgleichung 4.2 anzuwenden.
2
2
2
2
2
2
)(zyx
OperatorLaplacemitTct
T∂∂
+∂∂
+∂∂
=−∆∆⋅⋅
=∂∂
ρλ (4.2)
mit c spezifische Wärmekapazität, ρ spezifische Dichte des Materials.
Die zweite Form des Wärmetransportes ist die Konvektion. Im Unterschied zur Wärmeleitung
kommt der Wärmeübertrag durch den Transport von Teilchen, die ihre thermische Energie
mitführen, zu Stande. Folglich kann Konvektion nur in Fluiden, also Gasen und Flüssigkeiten
auftreten. Die Menge der durch Konvektion abgeführten Wärme hängt vom
Wärmeübergangskoeffizienten α und der Temperaturdifferenz zwischen Fluid
(Umgebungstemperatur) TF und Körper TK ab und kann mit Hilfe der Gleichung 4.3 berechnet
werden:
Designentwicklung des Sensors und FEM-Optimierung der Heizerstruktur
36
)( KF TTq −⋅= α& (4.3)
In technischen Berechnungen, wie sie hier zur Anwendung kommen, wird meist der mittlere
Wärmeübergangskoeffizient verwendet. Dieser hängt von einer Reihe von Parametern (z.B.
Nusselt-, Reynolds-, Prandtl-Zahl) ab. Zusätzlich ist bei der Berechnung der Konvektion
zwischen freier und erzwungener Konvektion zu unterscheiden.
Als dritte Art des Wärmetransports ist die Strahlung zu berücksichtigen. Die abgestrahlte
Leistung eines idealen schwarzen Körpers ist durch das Stefan-Boltzmann-Gesetz gegeben.
Für nicht-schwarze Körper, auch Lambert-Strahler genannt, findet folgende Variation des
Stefan-Boltzmann-Gesetzes Anwendung:
4)()( FKS TTATP −⋅⋅⋅= σε (4.4)
Ps ist die abgestrahlte Leistung, ε(T) die temperaturabhängige Emissivität des Körpers, A die
Fläche des Strahlers und σ die Stefan-Boltzmann-Konstante. Die Temperaturdifferenz geht
hier in der vierten Potenz ein. Weil die Temperaturdifferenz zwischen Micro-Hotplate und der
Umgebung sehr hoch ist, muss die abgestrahlte Leistung, auch bei sehr kleiner
Strahlungsfläche, berücksichtigt werden.
4.2.2 FEM-Modellbildung
Die Finite-Element-Methode (FEM) ist ein numerisches Verfahren zur näherungsweisen
Lösung partieller Differentialgleichungen mit Randbedingungen. Das zu untersuchende
Gebiet wird in Teilgebiete unterteilt, die finiten Elemente (Diskretisierung). Für jedes dieser
finiten Elemente werden für die gesuchte Lösung Ansatzfunktionen definiert und
Randbedingungen (Constraints) festgelegt. Aus den Ansatzfunktionen ergibt sich ein häufig
sehr großes, lineares Gleichungssystem, das prinzipiell direkt (z.B. durch das Gaußsche
Eliminationsverfahren) gelöst werden kann. Da der Berechnungsaufwand allerdings enorm
ist, werden im Allgemeinen iterative Lösungsverfahren genutzt, die das Problem schrittweise
lösen. Diese Lösung ist stets mit einem Fehler behaftet, wobei der Fehler mit zunehmender
Feinheit der Diskretisierung abnimmt. Das Modell wird, um die notwendige Rechenzeit zu
Designentwicklung des Sensors und FEM-Optimierung der Heizerstruktur
37
minimieren, vereinfacht, wobei eine möglicherweise dadurch auftretende Fehlerbehaftung der
Lösung vernachlässigt werden kann. Folgende Vereinfachungen werden eingeführt:
• Die Platinstrukturen der IDE und des Temperaturmesswiderstandes werden nicht
modelliert, die Geometrie dieser beiden Platinstrukturen wird an die optimierte
Heizergeometrie angepasst und daher nicht in der Simulation berücksichtigt,
• der Rahmen (Si-Substrat) der Micro-Hotplate und damit ein Teil der Heizerleiterbahn
(siehe Abbildung 4.1) werden vernachlässigt,
• die Symmetrie der Heizerstruktur wird ausgenutzt und nur ein Viertel der Membran
simuliert,
• die Haftschicht unter dem Platin wird wegen der geringen Dicke (~15 nm)
vernachlässigt.
Die für die Simulation benötigten Materialparameter sind die thermische Leitfähigkeit λ der
unterschiedlichen Materialien und der temperaturabhängige, spezifische elektrische
Widerstand ρ(T) des Platins. Die thermische Leitfähigkeit wurde für alle Materialien mit
Ausnahme des SiC als konstant angenommen. Die verwendeten Werte der thermischen
Leitfähigkeit sind in Tabelle 4.2 und Tabelle 4.3 angegeben. Der mittlere lineare
Temperaturkoeffizient α des Platins beträgt 3,85×10-3 K-1, der quadratische Koeffizient wurde
vernachlässigt.
Tabelle 4.2: Thermische Leitfähigkeit der in der Simulation verwendeten Materialien
[4.1].
Material: Si SiO2 Pt Luft
λ [W/mK]: 148 1,4 71,6 0,026
Tabelle 4.3: Wertetabelle der thermischen Leitfähigkeit λ(T) von einkristallinem SiC in
Abhängigkeit der Temperatur [4.1].
T [°C]: 127 600 800 1000 1250
λ(T) [W/mK]: 120 30 25,5 21,5 2,5
Designentwicklung des Sensors und FEM-Optimierung der Heizerstruktur
38
4.2.3 Designoptimierung durch Simulation
Die Heizergeometrie wird, ausgehend von dem grundlegenden Design (siehe Abbildung 4.1),
in drei Stufen optimiert. Im Rahmen der einzelnen Stufen werden die unterschiedlichen
Geometrieparameter des Heizers variiert und optimiert.
Um die Auswirkungen der Variation eines Geometrieparameters des Heizers auf die zu
optimierenden Eigenschaften – hier Temperaturuniformität bzw. Heizleistungsbedarf –
abschätzen zu können, sind mehrere Einzelsimulationen notwendig. Wie im Laufe dieses
Kapitels noch deutlich wird, nimmt die Anzahl der variierbaren Parameter mit zunehmender
Komplexität der Heizergeometrie zu. Um die Übersichtlichkeit des Kapitels zu bewahren,
wird nur beispielhaft auf diese Variationen eingegangen. Die vier Designstufen werden mit
den als optimal ermittelten Parametern vorgestellt und untereinander verglichen. Zum
Vergleich dient der Temperaturverlauf der Micro-Hotplate Varianten entlang eines
einheitlichen Pfades. Der Verlauf dieses Pfads entspricht der Kante der IDE-Fläche, die sich
durch die Geometrie des optimierten Heizers ergibt (siehe Abbildung 4.4).
4.2.3.1 Erstes Design – Ausgangslayout
Der Konturplot in Abbildung 4.4 zeigt das Temperaturfeld des Ausgangsdesign, wie es in
Kapitel 4.1 vorgestellt wird. Wie in den meisten der folgenden Konturplots wird nicht das
gesamte Modell gezeigt, weil die Temperatur am Übergang von den Stegen zum Rahmen sehr
schnell auf Raumtemperatur absinkt.
Die Konturplots visualisieren die Temperatur in K mit Hilfe einer fünfzigstufigen Farbskala.
Bei einer Temperaturspanne von circa 900 K entspricht jede Farbstufe etwa 18 K.
Designentwicklung des Sensors und FEM-Optimierung der Heizerstruktur
39
Abbildung 4.4: Konturplot des Ausgangsdesign aus Abbildung 4.1. Neben der
Geometrie des Heizers ist der Verlauf des Pfades eingezeichnet, der für alle Varianten
identisch ist, um die Vergleichbarkeit zu gewährleisten. Bei einer eingespeisten Leistung
von 140 mW ergibt die Simulation eine mittlere Membrantemperatur von 840 °C.
Die Abbildung 4.4 zeigt das Ergebnis der Simulation des ersten Design, das als Grundlage für
die weitere Optimierung dient. Der Pt-Heizer besteht hier nur aus dem Mäander auf der
Membran. Aufgrund der größeren Breite der Zuleitung (Steg 1) zum Heizer wird in dieser nur
wenig Leistung umgesetzt. Dieser Sachverhalt wird auch beim Vergleich des
Temperaturverlaufs entlang der Stege 1 und 2 deutlich, der annähernd identisch ist. Der starke
Temperaturabfall über den Stegverlauf kann bei allen Stufen der Optimierung gefunden
werden und ist durch die großen Temperaturunterschiede zwischen dem Si-Substrat und dem
Heizer auf der Membran zu erklären. Die in Abbildung 4.4 angegebenen Punkte (6000-6005)
sind die Eckpunkte des Vergleichspfades, wobei der Punkt 6000 sowohl Anfangs- als auch
Endpunkt ist. Die Form des Pfades mag an dieser Stelle noch nicht ganz nachvollziehbar sein,
wird aber durch die Geometrie des letztendlich gewählten Designs klar.
Designentwicklung des Sensors und FEM-Optimierung der Heizerstruktur
40
Der Temperaturverlauf entlang des Vergleichspfades ist in Abbildung 4.5 gegen den
Uhrzeigersinn dargestellt. Da der Pfad eine geschlossene Schleife bildet, müssen Start- und
Endtemperatur stets identisch sein.
Abbildung 4.5: Temperaturverlauf entlang des Vergleichspfades zum Konturplot aus
Abbildung 4.4. Die Extrema des Temperaturverlaufes lassen sich bestimmten Positionen
auf der Membran zu ordnen. Die X-Achse entspricht der Pfadlänge gegen den
Uhrzeigersinn, ausgehend vom Punkt 6000.
Die Extremwerte des Temperaturverlaufs in Abbildung 4.5 lassen sich in Beziehung zu den
Eckpunkten des Pfades auf der Membran bringen (siehe Abbildung 4.4). Punkt 6000 im
Mittelpunkt der Membran bildet den Anfangs- und Endpunkt. Die Temperatur steigt entlang
des Randes des simulierten Viertels der Membran bis in die Nähe des Punktes 6002 an und
fällt bei Punkt 6003 auf ein Minimum. Im weiteren Verlauf erreicht die Temperatur zwischen
den Punkten 6003 und 6004 das absolute Maximum und fällt bis zum Punkt 6005 auf das
absolute Minimum ab. Die Temperatur steigt dann wieder bis zum Start-/Endwert an. Dieser
Verlauf ist bei allen Optimierungsstufen erkennbar. Die beiden Minima sind auf die Wirkung
der Stege als Wärmesenke zurückzuführen.
6000
6000
6003
6005
6002
6004
6001
Pfadlänge [µm]
Designentwicklung des Sensors und FEM-Optimierung der Heizerstruktur
41
Bei einer simulierten mittleren Membrantemperatur von 840 °C und einer absoluten
Temperaturdifferenz entlang des Vergleichpfades von circa 60 °C muss die Heizergeometrie
deutlich verbessert werden.
4.2.3.2 Zweites Design – Leiterverlängerung
Um dem Absinken der Temperatur in der Nähe der Stege entgegen zu wirken, wurde in der
ersten Optimierungsstufe der Heizmäander um eine Widerstandsbahn ergänzt, die vom Steg 1
in Richtung der Membranmitte führt. Zusätzlich wurde die Breite der Widerstandsbahnen
abschnittsweise variiert. Die Temperaturverteilung dieser Variante ist in Abbildung 4.6
dargestellt. Durch die zusätzliche Widerstandsbahn muss der Vergleichspfad in dieser
Variante leicht angepasst werden.
Abbildung 4.6: Temperaturverteilung des zweiten Heizerdesign mit angepasstem
Vergleichspfad bei einer Leistung von 140 mW. Die zusätzliche Heizer-
Widerstandsbahn bewirkt keine entscheidende Verbesserung der
Temperaturuniformität.
Designentwicklung des Sensors und FEM-Optimierung der Heizerstruktur
42
Die zusätzliche Heizer-Widerstandsbahn bewirkt eine erhöhte Wärmezufuhr in der Mitte der
Membran, verhindert aber den starken Temperaturabfall zu den Stegen hin nur teilweise. Dies
wird am Temperaturverlauf des Vergleichspfades in Abbildung 4.7 deutlich. Das
Temperaturminimum im Bereich des Punktes 6003 fällt geringer aus, als in der ersten Version
(siehe Abbildung 4.5). Das absolute Minimum bei Punkt 6005 ist ähnlich stark ausgeprägt.
Die Temperaturdifferenz zwischen maximaler und minimaler Temperatur in Abbildung 4.5
und Abbildung 4.7 beträgt jeweils 58 K, wobei die absoluten Werte in Abbildung 4.5 um
jeweils 37 K höher liegen. Im Gegensatz zu Abbildung 4.5 ist die Temperatur am Punkt 6003
in Abbildung 4.7 deutlich höher im Vergleich zu Punkt 6001, was auf die zusätzliche
Widerstandsbahn zurückgeführt wird.
Abbildung 4.7: Temperaturverlauf entlang des Vergleichspfades aus Abbildung 4.6. Die
Verbesserung der Uniformität des Temperaturverlaufes beschränkt sich auf die linke
Seite der Membran. Die simulierte mittlere Membrantemperatur sinkt auf circa 800 °C
bei einer eingespeisten Leistung von 140 mW.
Die zusätzliche Widerstandsbahn führt nicht zu der gewünschten Uniformität der
Temperaturverteilung, sondern verbraucht wertvollen Platz auf der Membran, der nicht mehr
für die IDE genutzt werden kann. Bei einer mittleren Membrantemperatur von 800 °C beträgt
die maximale Temperaturdifferenz circa +/- 25 °C.
6000 6000
6005
6003
6002
60046001
Pfadlänge [µm]
Designentwicklung des Sensors und FEM-Optimierung der Heizerstruktur
43
Durch einen Blick auf die Abbildung 4.7 wird klar, dass dem großen Wärmeverlust über den
Steg 2 entgegengewirkt werden muss.
4.2.3.3 Drittes Design – Mäanderstruktur
Um dem Absinken der Temperatur im Bereich des Steges 2 entgegenzuwirken ist es
notwendig zusätzliche Heizleistung in diesem Bereich zuzuführen. Zu diesem Zweck wird der
Heizer dort durch eine Widerstandsschleife verlängert. Abbildung 4.8 zeigt vier Konturplots,
die den Verlauf der Optimierung der Länge der Widerstandsbahn am linken Membranrand
exemplarisch veranschaulichen.
Abbildung 4.8: Veränderung der Temperaturverteilung des dritten Design durch die
stufenweise Verkürzung der Widerstandsbahn am linken Membranrand. Die Länge der
Widerstandsbahn in den Abbildungen 3.8 a) bis d) variiert von 600 µm bis 450 µm in
Schritten von 50 µm.
300 400 500 600 700 800 900 1000 1100a) 300 400 500 600 700 800 900 1000 1100 b)
300 400 500 600 700 800 900 1000 1100c) 300 400 500 600 700 800 900 1000 1100 d)
Designentwicklung des Sensors und FEM-Optimierung der Heizerstruktur
44
Die vier Konturplots in Abbildung 4.8 veranschaulichen das iterative Vorgehen zur
Optimierung der verschiedenen Geometrieparameter. Zusätzlich zu der im zweiten Design
eingefügten Heizer-Widerstandsbahn auf der linken Seite der Membran wurde auf der rechten
Seite eine mäanderförmige Widerstandsschleife eingefügt. Die Konturplots zeigen die
schrittweise Verkürzung der Widerstandsbahn am linken Membranrand. Eine Bewertung der
Variationen lässt sich qualitativ an Hand der Veränderung der Farbbereiche vornehmen. Mit
abnehmender Länge der Widerstandsbahn nimmt die Temperaturuniformität zu, weil im
Konturplot rechts unten im Zentrum der Membran nur noch zwei unterschiedlichen
Temperaturbereiche (Farbgebiete) liegen. Ein weiterer Vorteil der kürzeren Widerstandsbahn
ist, dass die für die IDE zur Verfügung stehende Fläche größer wird.
Der in Abbildung 4.9 gezeigte Temperaturverlauf entlang des Vergleichspfades zeigt eine
deutliche Verbesserung der Temperaturuniformität durch das Einfügen der
Widerstandsschleife im Bereich des Stegs 2.
Abbildung 4.9: Temperaturverlauf entlang des Vergleichspfades des verbesserten
dritten Design (siehe Abbildung 4.8 rechts unten). Die maximale Temperaturdifferenz
konnte auf ±19 °C reduziert werden.
6000 6000
6003
6002
6004
6005
6001
Pfadlänge [µm]
Designentwicklung des Sensors und FEM-Optimierung der Heizerstruktur
45
Die Uniformität verbesserte sich durch das Einfügen der Widerstandsschleife erheblich. Das
absolute Minimum entlang des Vergleichspfades hat sich auf die linke Seite verschoben
(vergleiche die Temperaturpfade des zweiten und dritten Designs Abbildung 4.7 bzw.
Abbildung 4.9).
4.2.3.4 Viertes Design – Zwei-Mäanderstruktur
Aufgrund der Verbesserung der Temperaturuniformität durch die Widerstandsschleife im
Bereich des Stegs 2 wird im dritten und letzten Optimierungsschritt auch auf der linken Seite
eine Heizerschleife platziert, die die einfache Widerstandsbahn ersetzt. Es ist zu erwarten,
dass hierdurch das starke Absinken der Temperatur im Punkt 6003 (siehe Abbildung 4.9)
reduziert werden kann. Abbildung 4.10 zeigt den entsprechenden Konturplot.
Abbildung 4.10: Temperaturverteilung auf der Membran im vierten und endgültigen
Layout der Heizerstruktur mit zwei Heizerschleifen zur Kompensation der
Wärmeverluste über die Stege. Bei einer mittleren Temperatur von 840 °C beträgt die
Abweichung nur noch ±10 °C bei einer Leistungsaufnahme von circa 270 mW.
300 400 500 600 700 800900 1000 1100
Designentwicklung des Sensors und FEM-Optimierung der Heizerstruktur
46
Der Verlauf des Heizerwiderstandes in Abbildung 4.10 erklärt auch die Form des
Vergleichspfades. Der Abstand des Vergleichpfades zur Heizerstruktur begründet sich
dadurch, dass zwischen Heizer und dem Rand des IDE-Bereiches sowohl der
Temperaturmesswiderstand als auch die Zuleitung zur IDE Platz finden müssen. Die
schematische Darstellung in Abbildung 4.2 verdeutlicht dies. Die durch den Vergleichspfad
eingeschlossene Fläche entspricht dem Bereich der IDE, der maximal für die Aufbringung der
gassensitiven MOX-Schicht verfügbar ist.
Die Auswertung des Vergleichspfades des vierten Design in Abbildung 4.11 zeigt das
Erreichen des Optimierungszieles hinsichtlich der Temperaturuniformität.
Abbildung 4.11: Temperaturverlauf entlang des Vergleichspfades des vierten Design mit
optimierten Geometrieparametern. Die maximale Temperaturdifferenz bei einer
mittleren Temperatur von 840 °C beträgt nur noch ±10 °C und erfüllt die
Hauptforderung im Hinblick auf die Temperaturuniformität. Die zugeführte
Heizleistung beträgt circa 140 mW.
6000 6000
6002
6003
6005
6004
6001
Pfadlänge [µm]
Designentwicklung des Sensors und FEM-Optimierung der Heizerstruktur
47
Um die optimierte Heizergeometrie zu bewerten ist wieder der Temperaturverlauf entlang des
Vergleichspfades in Abbildung 4.11 zu analysieren. Das Diagramm zeigt, dass die maximale
Temperaturdifferenz entlang des Pfades bei einer mittleren Temperatur von 800 °C nur noch
±10 °C beträgt, womit die vierte Designvariante das Hauptziel der Heizeroptimierung erreicht
(siehe Kapitel 4.2.2).
Wenn man die Lage des Temperaturminimums des Pfades bei circa 920 µm (Abbildung 4.11)
analysiert, kommt man zu dem Schluss, dass auch ein Optimum hinsichtlich der
Flächenverteilung gefunden wurde. Würde das Minimum im Punkt 6005 das hauptsächlich
durch die Dimensionierung der rechten Heizerschleife beeinflusst wird, unterhalb des
Temperaturwertes des Punktes 6000 (Anfang- und Endpunkt des Pfades) liegen, wäre die
Temperaturdifferenz größer als 20°C. Dies wäre der Fall, wenn die Größe der rechten
Heizerschleife verkleinert würde. Im umgekehrten Fall (Vergrößerung der Heizerschleife)
steigt zwar der Temperaturwert dieses Minimums, aber es würde auch zusätzliche
Membranfläche für den Heizer benötigt und weniger Fläche für die IDE frei bleiben.
4.2.3.5 Optimierung der Stegdimensionen
Mit dem vierten Design der Heizergeometrie wurde das Hauptziel der Optimierung erreicht.
Im Rahmen der bisher präsentierten Optimierungsergebnisse der Heizergeometrie wurden die
Dimensionen der Membranstege (Steglänge: 212 µm, Breite der Stege: 74 µm) nicht
verändert. Der große Einfluss der Stege und mithin auch ihrer Dimensionen auf die
Temperaturverteilung und Temperaturuniformität wurde im Laufe der Designoptimierung
deutlich. Die Dimensionierung der Stege bietet also weiteres Optimierungspotenzial. Bisher
wurden diese Dimensionen nicht variiert, um die Heizergeometrie unter gleichen
Voraussetzungen optimieren zu können.
Bei der Dimensionierung der Stege ist zu beachten, dass ein Kompromiss zwischen
mechanischer Stabilität einerseits und thermischer Entkopplung von Membran und Si-
Substrat andererseits gefunden werden muss. Schmälere und/oder längere Stege wirken sich
positiv auf die Temperaturuniformität und den notwendigen Heizleistungsbedarf aus,
andererseits nimmt die mechanische Stabilität der Membran ab. Die folgenden beiden
Diagramme (Abbildung 4.12 und Abbildung 4.13) verdeutlichen den Einfluss der
Designentwicklung des Sensors und FEM-Optimierung der Heizerstruktur
48
Stegdimensionen auf die Temperaturuniformität der Membran. Beide Diagramme zeigen die
normierte Temperaturverteilung entlang des Vergleichspfades für verschiedene
Stegdimensionen. Zur Normierung wurde die Abweichung der Temperaturwerte des
Vergleichspfades vom Temperaturwert des Punktes 6000 (siehe Abbildung 4.10) in Prozent
gegen den Pfadverlauf aufgetragen. Die Gleichung 4.5 verdeutlicht die Berechnung der Y-
Werte:
%1006000
6000 ⋅−
=P
PX
TTT
Y (4.5)
Y prozentuelle Abweichung, Tx Temperatur an der Pfadkoordinate X, TP6000 Temperaturwert
des Punktes 6000 (vergleiche Abbildung 4.11).
-1,5
-0,5
0,5
1,5
2,5
0 200 400 600 800 1000 1200 1400
Pfadkoordinate in [µm]
Tem
pera
tura
bwei
chun
g Y
[%]
140µm 175µm 210µm 250µm 280µm
Abbildung 4.12: Normierte Temperaturverteilung entlang des Vergleichspfades für
unterschiedliche Steglängen. Das beste Ergebnis wird mit den längsten Stegen erreicht.
Der Unterschied zu der Kurve mit Steglänge 210 µm ist allerdings minimal, so dass diese
Steglänge aus Stabilitätsgründen vorzuziehen ist. Die Breite der Stege wurde bei 74 µm
belassen.
6000
6000
600560046002 60036001
Designentwicklung des Sensors und FEM-Optimierung der Heizerstruktur
49
Das Diagramm in Abbildung 4.12 zeigt den Einfluss der Steglänge auf die
Temperaturuniformität des Vergleichspfades. Das Diagramm belegt, dass die in den
vorangegangenen Simulationen verwendete Steglänge von 210 µm ein sehr guter
Kompromiss zwischen mechanischer Stabilität und Temperaturuniformität ist. Die zu den
Steglängen 140 µm und 175 µm gehörenden Kurven in Abbildung 4.12 zeigen, dass im
Bereich des rechten Steges (Minimum um Pfadkoordinate 950 µm) Temperaturen unterhalb
des Wertes TP6000 auftreten. Dies führt dazu, dass die Temperaturspannweite auf der Membran
ansteigt, da das Maximum der drei Kurven nur minimal voneinander abweicht. Die lokalen
Minima der Kurven für die Steglänge von 250 µm und 280 µm liegen alle oberhalb der nun
minimalen Temperatur TP6000. Da sich auch hier die Höhe der Maxima minimal unterscheidet,
führt dies nicht zu einer Verringerung der maximalen Temperaturdifferenz. Die Kurve für die
ausgewählte Steglänge von 210 µm zeigt dagegen optimales Verhalten, weil das Minimum
auf dem gleichen Temperaturniveau liegt wie Punkt 6000. Daher ist die gewählte Steglänge
von 210 µm ein guter Kompromiss hinsichtlich mechanischer Stabilität und
Temperaturuniformität.
-0,5
0,0
0,5
1,0
1,5
2,0
2,5
0 200 400 600 800 1000 1200 1400
Pfadkoordinate [µm]
Tem
pera
tura
bwei
chun
g [%
]
60 µm 70 µm 74 µm 80 µm 90 µm
Abbildung 4.13: Normierte Temperaturverteilung entlang des Vergleichspfades für
unterschiedliche Stegbreite. Das günstige Verhalten wird mit einer Stegbreite von 74 µm
erreicht.
6000
6000
600560046002 60036001
Designentwicklung des Sensors und FEM-Optimierung der Heizerstruktur
50
Die Ergebnisse der Variation der Stegbreite sind in Abbildung 4.13 dargestellt. Der Wert für
die Stegbreite entspricht nur der Hälfte der wahren Stegbreite, weil nur ein Viertel der Micro-
Hotplate und damit auf beiden Seiten nur der halbe Steg simuliert wurde. Die Analyse zum
Einfluss der Steglänge lässt sich analog auf die Ergebnisse in Abbildung 4.13 anwenden.
Stegbreiten von mehr als 74 µm führen zu einer Verschlechterung der Temperaturuniformität,
kleinere Stegbreiten verbessern diese nicht, sondern reduzieren nur die Stabilität. Die
ausgewählte Stegbreite von 74 µm ist daher das gesuchte Optimum hinsichtlich Stabilität und
thermischer Isolation.
4.3 Leistungsaufnahme der optimierten Micro-Hotplate
Um die Gesamtleistungsaufnahme der Micro-Hotplate zu berechnen, müssen neben der
simulierten Leistungsaufnahme zwei weitere Größen berücksichtigt werden. Wie schon am
Anfang des Kapitels erläutert, wurde die Pt-Leiterbahn auf dem Si-Rahmen der Micro-
Hotplate in der Simulation nicht berücksichtigt, weil das Programmpaket diesen
Simulationsumfang nicht erlaubt. Die hier zugeführte Leistung ist zwar gering, muss aber mit
einfließen, damit der korrekte Wert berechnet werden kann. Die zweite Größe sind die
Strahlungsverluste der Membran. Diese beiden Größen werden analytisch berechnet. Das
Ergebnis der Berechnungen und die Gesamtleistungsaufnahme der Micro-Hotplate sind im
Diagramm in Abbildung 4.14 dargestellt.
Designentwicklung des Sensors und FEM-Optimierung der Heizerstruktur
51
0
100
200
300
400
500
300 500 700 900 1100 1300Mittlere Membrantemperatur [K]
Leis
tung
sauf
nahm
e [m
W]
Heizer Strahlung Verlust Gesamt
Abbildung 4.14: Leistungsbilanz der Micro-Hotplate. Die Gesamtleistungsaufnahme ist
die Summe aus der simulierten Heizleistung des Platinheizers, der Verlustleistung der
Rahmenleiterbahn und der analytisch berechneten Strahlungsleistung. Bei einer
Betriebstemperatur von 800 °C ergibt sich so ein Leistungsbedarf von ca. 275 mW.
Die Strahlungsleistung wird mit Hilfe der Gleichung 4.4 berechnet. Als Wert für die
Strahlungsfläche wird 2 mm2 (Ober- und Unterseite der Membran) und für die Emissivität der
Wert 0,8 angenommen. Die Umgebungstemperatur wird bei konstant 300 K gehalten und die
Membrantemperatur variiert, wobei für die Membran eine einheitliche Temperatur
angenommen wird. Die in der Leiterbahn auf dem Rahmen umgesetzte Leistung ergibt sich
aus der Leiterbahngeometrie und der Temperatur des Rahmens, die als konstant
(Raumtemperatur: 300 K) angenommen wird.
Abbildung 4.14 macht deutlich, dass die Strahlungsverluste mit zunehmender Temperatur
stark an Gewicht gewinnen, da die Temperaturdifferenz mit der vierten Potenz in die
Berechnung einfließt. Bei der angestrebten Betriebstemperatur von 800 °C (~1100 K) haben
die Strahlungsverluste bereits einen Anteil von etwa 50 %. Die Verlustleistung der
Rahmenleiterbahn kann vernachlässigt werden. Zum einen ist die Leiterbahn dort mit 200 µm
gut 20-mal so breit wie auf der Membran, zum anderen beträgt der spezifische elektrische
Widerstand durch die niedrige Temperatur von 300 K nur ca. ein Viertel des Wertes auf der
Designentwicklung des Sensors und FEM-Optimierung der Heizerstruktur
52
heißen Membran (1100 K). Theoretisch muss auch noch die Konvektion über und unter der
Membran mit berücksichtigt werden, um die Gesamtleistungsaufnahme zu berechenen. Auf
Grund der geringen Fläche und den unbekannten Strömungsverhältnissen um die Membran
wird hier auf eine Berücksichtigung der Konvektion verzichtet.
4.4 Zusammenfassung der Simulationsergebnisse
In Kapitel 4 wurde der vierstufige Optimierungsprozess der Heizer- und Membrangeometrie
ausführlich beschrieben und die Ergebnisse der Optimierung detailliert erläutert. Neben der
Optimierung der Heizerabmessungen und –form, konnten die Dimensionen der
Membranstege so angepasst werden, dass die Entwicklungsziele und Anforderungen an das
Bauelement erfüllt werden können. Gleichzeitig konnte durch die Simulation die
Leistungsaufnahme der Membran in Abhängigkeit von der mittleren Membrantemperatur
berechnet werden.
Die folgende Abbildung 4.15 zeigt den Konturplot der simulierten Temperaturverteilung der
optimierten Heizergeometrie mit den Bemaßungen der Heizerschleife.
Designentwicklung des Sensors und FEM-Optimierung der Heizerstruktur
53
Abbildung 4.15: Bemaßung der optimierten Heizergeometrie. Widerstandsbahnen ohne
Maßangaben haben eine Breite von 15 µm. Die Stege sind 210 µm lang und 74 µm breit
(im dargestellten Modell ist nur die halbe Stegbreite von 37 µm simuliert). Schräg
verlaufende Leiterbahnen sind stets um 45° zur Horizontalen gekippt.
Die Temperaturverteilung auf der Micro-Hotplate konnte mit Hilfe der FEM-Simulation
optimiert und die gewünschten Ziele erreicht werden. Der vorgestellte Optimierungsprozess
verdeutlicht das Vorgehen zur Zielerreichung. Die Integration von Heizmäandern in der Nähe
der Membranstege bewies sich als eine geeignete Methode zur Verbesserung der
Temperaturuniformität. Die maximale Temperaturdifferenz im Bereich der IDE, bei einer
angestrebten Betriebstemperatur von 800 °C, ist kleiner als ±10 °C. Für die IDE stehen 38 %
(0,38 mm2) der Membranfläche zur Verfügung. Damit ist auch das Ziel, eine möglichst große
Fläche für die Gasmessung verwenden zu können, erreicht. Der Leistungsverbrauch des
Heizers wurde zu ca. 275 mW, bei einer mittleren Membrantemperatur von 800 °C,
berechnet, wobei die Strahlungsverluste einen Anteil von 50 % aufweisen.
Designentwicklung des Sensors und FEM-Optimierung der Heizerstruktur
54
Abschließend ist anzumerken, dass die Simulation nur eine modellhafte Nachbildung der
Bauteile ermöglicht, wobei die Ergebnisse signifikant von den Material- und
Umgebungsparametern abhängen.
Herstellung der Micro-Hotplates
55
5 Herstellung der Micro-Hotplates
Die technologischen Prozesse, die zur Herstellung der Micro-Hotplates verwendet werden,
sind zum größten Teil Standardprozesse der Siliziumtechnologie, die allerdings entsprechend
angepasst und modifiziert werden müssen. Das Kapitel gibt einen Überblick über den
Prozessablauf und beschreibt die einzelnen Prozessschritte detailliert.
Die hergestellten Micro-Hotplates haben eine quadratische Membran mit einer Fläche von
1000×1000 µm2. Die Größe des gesamten Chips beträgt 3×3 mm2. Abbildung 4.1 zeigt eine
fertig prozessierte Micro-Hotplate in der Draufsicht.
Abbildung 5.1: Fertig prozessierte Micro-Hotplate mit insgesamt sechs Bondpads zur
Kontaktierung des Heizers, des Temperatur-Messwiderstandes und der IDE in der
Mitte der Membran. Die Fläche der Membran misst 1000×1000 µm2 und der Chip hat
eine Gesamtgröße von 3×3 mm2.
Heizer
Temperatur-Messwiderstand
Bondpad
IDE (Inter-Digital-Elektrode)
Herstellung der Micro-Hotplates
56
5.1 Überblick über den Herstellungsprozess
Als Substratmaterial werden 390 µm dicke, beidseitig polierte (100)-Siliziumwafer mit einem
Durchmesser von 100 mm verwendet, die auf der Vorderseite mit 2 µm dicken LPCVD-
Siliziumcarbid beschichtet sind. Weitere zum Einsatz kommende Materialien sind Platin für
die Metallisierung, PECVD-SiO2 zur Isolation und Passivierung des Platins sowie
gesputtertes und aufgalvanisiertes Gold zur Verstärkung der Bondpads.
Die folgenden Abbildungen veranschaulichen die wichtigsten Schritte des Prozessablaufs
anhand einer Draufsicht des Chips und eines schematischen Querschnitts im entsprechenden
Prozessstadium.
Abbildung 5.2: Pt-Abscheidung und Strukturierung mittels Sputterätzen. Vorher wurde
auf der Rückseite die KOH-Ätzmaske (SiO2 (Trockenoxid) und LPCVD-Si3N4) und auf
der Vorderseite auf die SiC-Schicht eine Isolierschicht aus PECVD-SiO2 abgeschieden.
PlatinPECVD-SiO2
SiC
Si-Wafer
LPCVD-Si3N4
SiO2 (Trockenoxid)
Herstellung der Micro-Hotplates
57
Abbildung 5.3: Passivierung der Platinmetallisierung mit PECVD-SiO2 und
anschließende Öffnung der Bondpads.
Abbildung 5.4: Au-Galvanik zur Verstärkung der Bondpads (Sputtern der Ti/Au–
Startschicht, Aufgalvanisierung der Au-Bondpads, Entfernen der Startschicht) und
Strukturierung der KOH-Ätzmaske auf der Rückseite.
Abbildung 5.5: Öffnung der Passivierung im Bereich der Platin-IDE (Inter-Digital-
Elektrode).
PlatinPECVD-SiO2
SiC
Si-Wafer
LPCVD-Si3N4
Platin PECVD-SiO2
SiC
Si-Wafer
Au-Bondpads Ti/Au-Startschicht
Platin-IDE PECVD-SiO2
SiC
Si-Wafer
SiO2 (Trockenoxid)
Herstellung der Micro-Hotplates
58
Abbildung 5.6: Abscheidung und Strukturierung einer Al-Schicht als Hartmaske für die
spätere Strukturierung der SiC-Schicht. Anschließend Herstellung der SiC-Membran
durch anisotropes Ätzen des Siliziums in KOH.
Abbildung 5.7: Strukturierung der Membranstege (Ätzen der SiC-Schicht) durch RIE
und anschließendes Entfernen der Al-Hartmaske.
5.2 Detaillierte Beschreibung der Prozessschritte
Im folgenden Kapitel wird der Herstellungsprozess der Micro-Hotplate detailliert
beschrieben. Dabei sind die Prozessparameter der einzelnen Fertigungsschritte angegeben und
Besonderheiten werden erläutert.
Sämtliche sieben Lithografieschritte wurden mit AZ 1514h Photoresist der Firma „Clariant“
durchgeführt. Der Photoresist wird manuell bei 600 RPM aufgebracht und für 40 s bei 2500
Platin-IDEPECVD-SiO2
SiC
Al-Hartmaske
Herstellung der Micro-Hotplates
59
RPM abgeschleudert. Anschließend wird der Resist bei 90 °C für 40 Minuten in einem Ofen
getrocknet (Pre-Bake). Für die anschließende Belichtung der Photoresistschicht
(Schichtdicke: ~1,4 µm) wird eine Energie von circa 160 mJ/cm2 benötigt. Nach der
Entwicklung wird der Photoresist erneut für 40 Minuten bei einer Temperatur von 120 °C
gehärtet (Post-Bake).
5.2.1 Substratvorbereitung und Platinstrukturierung
Abbildung 5.8: Draufsicht einer Micro-Hotplate nach der Strukturierung der
Platinmetallisierung (links) und vergrößerter Ausschnitt eines Heizermäanders (rechts).
Als Substrat für den Prozess werden beidseitig polierte (100)-orientierte Siliziumwafer mit
einem Durchmesser von 100 mm verwendet.
Durch Trockenoxidation (Dauer: 150 min; Temperatur: 1000 °C; O2-Gasfluss: 3,5 sl/min)
wird beidseitig 110 nm SiO2 abgeschieden. Im Anschluss an die Oxidation wird eine 210 nm
dicke Si3N4-Schicht mittels LPCVD (Dauer: 65 min; Temperatur: 780 °C; Druck:1,33×10-4
bar; NH3-Gasfluss: 90 sccm; SiH2Cl2-Gasfluss: 30 sccm) abgeschieden.
Auf der Vorderseite des Wafers werden nun im ersten Lithographieschritt die Justierkreuze
ins Silizium strukturiert. Dazu werden die Justierkreuze nacheinander vom Photoresist ins
Si3N4 durch RIE (Dauer: 30 s; Druck: 2,93×10-4 bar; SF6-Gasfluss: 20 sccm), anschließend
durch nasschemisches Ätzen mit gepufferter Flusssäure ins SiO2 und schließlich in einem
erneuten Trockenätzprozess mittels RIE (Dauer: 21 s; Druck: 2,93×10-4 bar; SF6-Gasfluss:
10 sccm, O2-Gasfluss:10 sccm) 800 nm tief in das Silizium übertragen. Nach der
50µm
Herstellung der Micro-Hotplates
60
Strukturierung der Justierkreuze werden die Si3N4- und die SiO2-Schichten auf der
Vorderseite entfernt.
Auf die gereinigte Vorderseite wurde anschließend von der Firma „FLXmicro“ eine 2 µm
SiC-Schicht mittels LPCVD bei einer Temperatur von 900 °C abgeschieden. Bei dem
abgeschiedenen SiC handelt es sich um polykristallines SiC in der kubischen β-Phase (auch
3C-SiC genannt). Die Schicht weist eine deutliche <111>-Orientierung mit einem
durchschnittlichen Korndurchmesser von 150 nm und einer gemittelten Oberflächenrauigkeit
von 30 nm auf. Diese Ergebnisse von XRD- und TEM-Messungen sind in Abbildung 5.9
(TEM) und Abbildung 5.10 (XRD) gezeigt.
Abbildung 5.9: TEM-Aufnahme der SiC-Schicht (200 kV Beschleunigungspannung).
Sehr deutlich ist die Ausrichtung der Kristallite zu erkennen, die säulenförmig von der
Si-Oberfläche nach oben wachsen. Am unteren Rand des Bildes ist das Si-Substrat zu
erkennen.
1 µm
Herstellung der Micro-Hotplates
61
Abbildung 5.10: Röntgendiffraktogramm mit CoKα-Strahlung, 45 kV und 36 mA, der
SiC-Schicht auf Si-Substrat. Der deutliche Peak bei 42° entspricht dem 111-Reflex des
kubischen SiC. Andere SiC-Peaks können nicht gemessen werden, was eine starke (111)-
Textur des SiC bedeutet. Der Peak bei 82° ist ein Reflex des Si-Substrats.
Da die SiC-Schicht mit Stickstoff dotiert ist, beträgt der Schichtwiderstand des SiC nur 20
kΩ/sqr, eine Isolation zwischen SiC und der Platinmetallisierung ist somit notwendig. Als
Isolationsschicht wird eine 1000 nm dicke SiO2-Schicht verwendet, die durch PECVD
aufgebracht wird (Dauer: 2 min; Temperatur: 400 °C; Druck: 2,93×10-4 bar; SiH4-Gasfluss:
0,24 sl/min; N2-Gasfluss: 2 sl/min; NO2-Gasfluss: 4 sl/min). Die Abscheidung des PECVD-
SiO2 wurde von der Firma „MFS Microtechnology Services Frankfurt (Oder) GmbH“
durchgeführt.
Die sich anschließende Platinabscheidung wurde von der Firma „HL Planartechnik GmbH“
durchgeführt. Erst wurde eine circa 10-15 nm dicke Al2O3-Schicht aufgedampft, die als
Haftvermittlungsschicht für die folgende Platinmetallisierung dient. Die 200 nm dicke
Platinschicht wurde anschließend ebenfalls aufgedampft und hat einen Schichtwiderstand von
565 mΩ/sqr.
Mittels des zweiten Lithografieschrittes wird das Platin strukturiert. Dafür wird ein speziell
angepasster Sputterätzprozess verwendet. Der Sputterprozess wird in einer Leybold-Heraeus
Magnetron-Sputteranlage Typ 660 durchgeführt. Der Photoresist, der als Maske verwendet
wird, darf durch das Ionenbombardement nicht zu stark erhitzt werden, um ihn nach dem
Herstellung der Micro-Hotplates
62
Ätzen noch durch die üblichen Verfahren entfernen zu können. Um beiden Anforderungen
gerecht zu werden, ist es notwendig, die HF-Leistung gering zu halten und Pausen
einzuführen. Bei einer HF-Leistung von 300 W, einem Prozessdruck von 10-6 bar und einem
Argongasfluss von 10 sccm sind insgesamt 30 Ätzschritte von je 3,5 Minuten Dauer
notwendig, die jeweils von 30 min Pause unterbrochen werden. Anschließend können die
Photoresistmaske in einem Piranha-Reinigungsbad ohne Rückstände entfernt und die
Platinstrukturen elektrisch vermessen werden.
5.2.2 Passivierung und Öffnen der Bondpads
Abbildung 5.11: Draufsicht einer Micro-Hotplate nach Abscheidung der
Passivierungsschicht und Öffnung der Bondpads (links). Rechts ist eine Vergrößerung
eines geöffneten Bondpads abgebildet. Das quadratische Bondpad hat eine Kantenlänge
von 200 µm.
Nach dem Messen der Widerstandswerte der hergestellten Platinstrukturen werden diese mit
einer SiO2-Schicht abgedeckt. Diese Passivierungsschicht soll den Heizer im Betrieb bei
hohen Temperaturen vor Oxidation schützen und Kurzschlüsse zwischen den
unterschiedlichen Strukturen verhindern. Insbesondere isoliert die Passivierung den Heizer
und den Temperatur-Messwiderstand gegen das später abzuscheidende Metalloxid. Auch für
diese Schicht wird das Oxid der Firma „MFS Microtechnology Services Frankfurt (Oder)
GmbH“ verwendet (Parameter siehe Kapitel 4.2.2). Die Passivierungsschicht hat eine Dicke
von 800 nm.
50µm
Herstellung der Micro-Hotplates
63
Nach dem dritten Lithografieschritt werden 200×200 µm2 große Öffnungen mittels
gepufferter Flusssäure in das PECVD-SiO2 geätzt (Ätzrate: 95 nm/min, Ätzzeit: 8,5 min).
Anfänglich wurde ein anderes PECVD-SiO2 mit der in Kapitel 4.1 angegebenen Schichtdicke
von 300 nm verwendet, bei dem zunächst unerklärliche Kurzschlüsse zwischen den
Platinstrukturen auftraten. Durch TEM-Analysen konnte die Ursache der Kurzschlüsse
gefunden werden. Mikrorisse die durch die Isolationsschicht zwischen dem SiC und der
Platinmetallisierung verliefen, schlossen die Platinstrukturen untereinander über die SiC-
Schicht (20 kΩ/sqr.) kurz. Selbst eine Verdopplung der SiO2-Schichtdicke auf 600 nm konnte
dieses Phänomen nicht beheben. Die Abbildung 5.12 zeigt zwei TEM-Aufnahmen. Die linke
zeigt die Mikrorisse, die durch eine 600 nm-Schicht verlaufen. Die rechte zeigt den danach
verwendeten Schichtaufbau mit PECVD-Oxid der Firma MSF, der eine zuverlässige
elektrische Isolation der Platinstrukturen ermöglicht.
Abbildung 5.12: TEM-Aufnahmen der Isolationsschicht zwischen SiC und Pt. Die SiC-
Schicht ist jeweils am unteren Rand der Bilder zu erkennen und weist eine relativ starke
Rauigkeit auf. Eine Pt-Struktur (schwarze Fläche) ist teilweise jeweils links oben in den
Aufnahmen zu erkennen. Die linke Aufnahme zeigt die Mikrorisse im ursprünglich
verwendeten PECVD-SiO2. Die rechte Aufnahme zeigt das funktionstüchtige
Schichtpaket mit dem PECVD-Oxid der Firma MSF.
Herstellung der Micro-Hotplates
64
Nach dem Wechsel zum Oxid der Firma MFS traten keinerlei Kurzschlüsse mehr auf. Das
Auftreten der Mikrorisse führte dazu, dass die realisierten Oxid-Schichtdicken von jenen in
Kapitel 4.1 abweichen.
5.2.3 Verstärkung der Bondpads und Öffnen der
KOH-Maske
Abbildung 5.13: Micro-Hotplate Chip und Vergrößerung eines Bondpads nach der
galvanischen Verstärkung der Bondpads und Entfernen der Galvanikstartschicht.
Um den fertigen Chip später durch Drahtbonden kontaktieren zu können, ist eine Verstärkung
der Bondpads notwendig. Da zum Bonden Golddrähte benutzt werden, wird für die
Verstärkung der Bondpad ebenfalls Gold verwendet, um ein zuverlässiges und chemisch
resistentes Kontaktsystem zu erhalten.
Im ersten Schritt wird eine Startschicht auf den Wafer gesputtert, um den elektrischen
Kontakt für die Galvanik zu ermöglichen. Als Startschicht wird eine Schichtenfolge aus Titan
und Gold verwendet. Zum Sputtern der Schichten wird erneut die Leybold-Heraeus
Magnetron-Sputteranlage Typ 660 eingesetzt. Die Ti-Schicht (20 nm) wird bei einer Leistung
von 600 W (DC) und einem Argongasfluss von 160 sccm innerhalb von 3 Minuten
aufgesputtert. Direkt im Anschluss daran wird innerhalb von 10 Minuten eine 200 nm dicke
Goldschicht abgeschieden (HF-Leistung: 1000 W; Ar-Gasfluss: 60 sccm).
50µm
Herstellung der Micro-Hotplates
65
Vor der Galvanik wird die Schutzwirkung der Goldschicht auf der Vorderseite genutzt, um im
vierten Lithografieschritt die Si3N4/SiO2-Schichtfolge, die später als KOH-Maske dient (siehe
Kapitel 4.2.5), zu strukturieren.
Nach der Strukturierung der KOH-Maske auf der Waferrückseite mit Hilfe von Trocken- und
Nassätzen wird die Verstärkung der Bondpads fortgesetzt. Dazu wird mit dem fünften
Lithografieschritt die Photoresistschicht über den Bondpads geöffnet, um in diesen Bereichen
die Gold-Startschicht mittels Galvanik auf ca. 1 µm zu verstärken.
Für die galvanische Abscheidung findet ein sulfidisches Bad mit einem Goldgehalt von 16 g/l
Anwendung. Über die Startschicht, die als Kathode dient, wird ein Strom von 6 mA
eingespeist. Innerhalb von 285 s wird bei einer Abscheiderate von 0,18 µm/min die
Bondpadverstärkung (ca. 0,85 µm) abgeschieden. Die Badtemperatur beträgt dabei 60 °C.
Der sechste Lithographieschritt schützt die verstärkten Bondpads, während die
Galvanikstartschicht wieder entfernt wird. Dazu werden zuerst die gesputterte Goldschicht
nasschemisch mit einer KJ/J2-Ätze und anschließend die Ti-Haftschicht ebenfalls
nasschemisch entfernt. Die Titanätze besteht im Volumenverhältnis 20:1:1 aus DI-Wasser,
Wasserstoffperoxid (30%) und Flusssäure (49%).
5.2.4 „Öffnen“ der Inter-Digital-Messelektrode (IDE)
Abbildung 5.14: Mikroskopaufnahme einer Micro-Hotplate nach dem „Öffnen“ der
Passivierung im Bereich der Messelektrode. Die Vergrößerung rechts zeigt den
Übergang zischen passivierter und nicht passivierter (geöffneter) IDE.
20µm
Herstellung der Micro-Hotplates
66
Um die Metalloxidschichten später kontaktieren zu können, ist es erforderlich, die
Oxidpassivierung (Kapitel 4.2.2) im Bereich der Messelektroden zu entfernen. Im Anschluss
an den sechsten Lithografieschritt wird die PECVD-SiO2-Passivierungsschicht durch
gepufferte Flusssäure geöffnet. Bei diesem Schritt ist die Ätzdauer kritisch, da nur die obere
Oxidschicht entfernt werden soll und nicht die darunter liegende erste SiO2-Isolierschicht
(Isolation zwischen SiC und Pt). Um die 800 nm dicke PECVD-SiO2-Schicht zu entfernen,
wird eine Ätzdauer von etwa 4,5 min benötigt.
5.2.5 Al-Hartmaske und KOH-Ätzen
Abbildung 5.15: Chip nach dem „Öffnen“ der Aluminium-Hartmaske, die zum Ätzen
der SiC-Schicht benötigt wird.
Nachdem die Oxidschicht im Bereich der Messelektroden geöffnet ist, muss vor dem
anisotropen KOH-Ätzen des Siliziums von der Rückseite der siebte und letzte
Lithografieschritt auf der Vorderseite abgeschlossen werden. Diese Reihenfolge ist zwingend,
da es nach dem KOH-Ätzen schwierig ist, auf der nur noch circa 3 µm dicken Membran (2
µm SiC + ~1 µm SiO2) einen weiteren Lithografieprozess durchzuführen. Gleichzeitig ist es
wichtig, dass die SiC-Schicht noch intakt bleibt, um diese als Ätzstoppschicht während des
KOH-Ätzschrittes nutzen zu können.
Als Erstes wird eine 600 nm dicke Aluminiumschicht aufgesputtert. Diese wird im weiteren
Verlauf des Prozesses als Hartmaske für das Trockenätzen der SiC-Schicht benötigt. Das
Aluminium wird innerhalb von zehn Schritten, die durch Pausen von je 10 Minuten
50µm
Herstellung der Micro-Hotplates
67
unterbrochen werden, abgeschieden (HF-Leistung: 1400 W; Ar-Gasfluss: 100 sccm). Die
Pausen verhinderten ein zu starkes Aufheizen des Substrats, um Schichtspannungen
vorzubeugen. Im letzten Lithografieschritt werden die Öffnungen zum Strukturieren der
Membranstege in die Al-Schicht und die darunter liegenden SiO2-Schichten übertragen. Dazu
wird das nicht maskierte Aluminium in einer Phosphorsäureätzmischung (Volumenverhältnis:
80:16:4; H3PO4 (85 %), CH3COOH (100 %), HNO3 (70 %)) bei einer Temperatur von 44 °C
in ca. 2 min entfernt. Anschließend werden beide PECVD-Oxidschichten (Isolations- und
Passivierungsschicht) im Bereich der zuvor geöffneten Al-Ätzstruktur mit gepufferter
Flusssäure nasschemisch entfernt.
Nachdem die Strukturierung der Schichten auf der Vorderseite abgeschlossen ist, kann das
Silizium unterhalb der SiC-Membran durch KOH-Ätzen entfernt werden. Um den Wafer mit
einer Dicke von circa 390 µm durchzuätzen, ist bei Verwendung einer 30 %-igen 80° C
heißen KOH-Lauge eine Ätzdauer von ca. 320 min notwendig. Die REM-Aufnahme in
Abbildung 5.16 zeigt einen fertigen Chip von der Rückseite. Die typische Form der KOH-
Ätzgrube und die freigeätzte SiC-Membran sind deutlich zu erkennen.
Abbildung 5.16: REM-Aufnahme einer fertig prozessierten Micro-Hotplate von der
Rückseite. Die typische KOH-Ätzgrube und die an Stegen aufgehängte SiC-Membran
sind deutlich zu erkennen.
Herstellung der Micro-Hotplates
68
5.2.6 SiC-Strukturierung und Al-Ätzen
Abbildung 5.17: Fertig prozessierte Micro-Hotplate in der Draufsicht. Die dunklen
Bereiche korresponieren mit den Ätzlücken. Die Vergrößerung rechts zeigt den selben
Steg wie Abbildung 5.15. Die SiC-Membran ist jetzt nur noch durch die vier Stege mit
dem Siliziumsubstrat verbunden.
Nach der SiC-Membranherstellung sind noch die Stege der Membranaufhängung zu
strukturieren. Dies geschieht durch einen RIE-Trockenätzprozess (Prozessdruck: 2×10-4 bar;
HF-Leistung: 200 W; O2-Gasfluss: 20 sccm; SF6-Gasfluss: 4 sccm). Auf Grund der hohen
chemischen Resistenz des SiC ist eine Ätzdauer von ca. 220 min erforderlich, um die 2 µm
SiC-Schicht vollständig zu entfernen.
Abschließend wird die Aluminium-Hartmaske nasschemisch entfernt (siehe Kapitel 5.2.5).
Das REM-Bild in Abbildung 5.18 zeigt die Kante eines Membransteges. Sehr deutlich ist die
polykristalline Struktur der SiC-Schicht (untere Schicht) zu erkennen. Auch die beiden SiO2-
Schichten sind deutlich voneinander zu unterscheiden.
50µm
Herstellung der Micro-Hotplates
69
Abbildung 5.18: REM-Bild der Ätzkante eines Membransteges. Sehr gut sind die
einzelnen Schichten zu erkennen. Die polykristalline SiC-Schicht (2 µm) mit den
länglichen Kristallen senkrecht zur Membranebene befindet sich unten. Darüber liegen
die beiden SiO2-Schichten. Deutlich ist der Übergang zwischen SiO2-Isolationsschicht
(1 µm, mittig) und der SiO2-Passivierungsschicht (800 nm, oben) zu erkennen.
5.3 Zusammenfassung des Herstellungsprozesses
Es wurden die einzelnen Prozessschritte von der Substratvorbereitung bis zur Strukturierung
der Stege detailliert dargestellt, aufgetretene Problem erläutert und wichtige Prozessparameter
wiedergegeben. Das Ergebnis dieses Prozesses ist in der folgenden Abbildung 5.19
dargestellt, die ein REM-Bild der fertigen Micro-Hotplate zeigt.
Herstellung der Micro-Hotplates
70
Abbildung 5.19: REM-Bild der fertigen Micro-Hotplate. Die an vier Stegen frei
aufgehängte quadratische Membran (Kantenlänge 1 mm) sowie die sechs Bondpads und
der IDE-Bereich auf der Membran sind deutlich zu erkennen. Die Kantenlänge des
quadratischen Chips beträgt 3 mm.
Im Verlaufe des Prozesses traten an mehreren Stellen erhebliche technologische
Schwierigkeiten auf, die jedoch restlos behoben werden konnten, so dass ein zuverlässiger
Herstellungsprozess entwickelt werden konnte.
Ein grundsätzliches Problem war die Verfügbarkeit von geeignetem Siliziumcarbid, das die
gewünschte Schichtdicke hatte und hinreichend homogen war. Dieses Problem konnte mit
Hilfe des Siliziumcarbids der Firma „FLXmicro“ gelöst werden. Besondere
Herausforderungen ergaben sich durch die Oberflächenbeschaffenheit der SiC-Schicht. Diese
führte zu erheblichen Problemen im Zusammenhang mit der PECVD-SiO2-Isolationsschicht
zwischen SiC und Platin-Metallisierung. Die Identifizierung der Ursachen dieser Probleme
Herstellung der Micro-Hotplates
71
war erst durch mehrere TEM-Untersuchungen möglich und konnte dann durch die
Verwendung einer deutlich dickeren PECVD-SiO2-Schicht der Firma MFS (1000 µm statt
300 µm) gelöst werden (Kapitel 5.2.2).
Bei der Strukturierung der Platin-Metallisierung war es erforderlich, den Sputterätzprozess so
zu gestalten, dass die Lackmaske noch mit üblichen Methoden entfernt werden kann. Dies
konnte mit Hilfe von entsprechenden Abkühlpausen erreicht werden. Auch im Verlauf des
Aufbringens der Al-Hartmaske, die zum Ätzen des SiC benötigt wird, sind Pausen
erforderlich, um hohe Temperaturen zu vermeiden, da es sich gezeigt hat, dass es sonst zu
einer Delamination der unterliegenden PECVD-SiO2-Schicht kommt.
Durch die erwähnten Anpassungen des Herstellungsprozesses war es schließlich möglich eine
Ausbeute von über 90 % elektrisch funktionstüchtiger Micro-Hotplates zu erzielen.
Nach wie vor problematisch ist die Verfügbarkeit von SiC-Schichten mit genau definierten
Parametern und die Prozesse zur Strukturierung dieser Schichten. Hier könnten insbesondere
eine verringerte Oberflächenrauigkeit, eine uniforme Schichtdicke und die detaillierte
Untersuchung der Materialparameter des SiC erheblich zur weiteren Optimierung der
Hotplates und des Herstellungsprozesses beitragen.
Charakterisierung der Micro-Hotplate
72
6 Charakterisierung der Micro-Hotplates
In diesem Kapitel werden die Charakterisierung der Micro-Hotplates und die Ergebnisse der
Messungen vorgestellt. Am Anfang (Kapitel 6.1) steht die elektrische Charakterisierung des
Platinheizers und des Pt-Temperatur-Messwiderstandes, wobei insbesondere der
Temperaturkoeffizient des Pt-Widerstandes bestimmt und die Langzeitstabilität des Heizers
im Betrieb abgeschätzt werden sollen.
Daran schließt sich der Schwerpunkt der Charakterisierung an, der sowohl die Bestimmung
der absoluten Membrantemperatur als auch die Temperaturverteilung auf der Membran
beinhaltet. Hierzu werden vier verschiedenen Messverfahren eingesetzt. Zur Anwendung
kommen:
• Widerstandsmessung (Kapitel 6.2.1),
• anorganische Schmelzkreiden (Kapitel 6.2.2),
• Infrarotthermografie (Kapitel 6.2.3) und
• Micro-Thermoelemente (Kapitel 6.2.4).
Jede der angewendeten Messmethoden hat Vor- und Nachteile und erst die Kombination der
Verfahren führt zu einer aussagekräftigen Bestimmung der wahren Temperaturverhältnisse
auf der SiC-Membran als Funktion der Heizleistung. Dieses Ergebnis wird zum Abschluss
des Kapitels präsentiert und den Simulationsergebnissen aus Kapitel 4 gegenübergestellt.
6.1 Elektrische Charakterisierung des Heizers
Im Folgenden werden die Ergebnisse der Bestimmung des linearen und des quadratischen
Temperaturkoeffizienten des Widerstandes der Platinmetallisierung sowie die Abschätzung
der Langzeitstabilität des Heizers in Abhängigkeit des angelegten Stromes präsentiert.
Bei allen Messungen, die im Rahmen dieser Arbeit durchgeführt werden, wird an die
Bondpads (Nr. 3 und Nr. 6) des Platinheizwiderstandes (rot) ein konstanter Strom angelegt
und die sich ergebende Spannung gemessen. Gleichzeitig wird der Wert des Temperatur-
Messwiderstandes (blau) an den Bondpads (Nr. 4 und Nr. 5) abgegriffen. Die IDE-Struktur
Charakterisierung der Micro-Hotplate
73
(grün) und die dazugehörigen Bondpads (Nr. 1 und Nr. 2) werden zur Gasmessung
verwendet. Über die IDE-Struktur kann der Widerstand der Metalloxidschicht ausgelesen
werden. Die Ergebnisse der Gasmessung werden in Kapitel 7 dargestellt. Die
unterschiedlichen Platinstrukturen und die entsprechenden Bondpads sind in Abbildung 6.1
dargestellt.
Abbildung 6.1: Darstellung der drei Platin-Messstrukturen auf der Micro-Hotplate
(Kantenlänge des quadratischen Chips: 3 mm). Die IDE-Struktur (grün) wird über die
Bondpads 1 und 2 kontaktiert und dient zur Messung des Widerstandes der
Metalloxidschicht. Der Heizer (rot) wird über die Bondpads 3 und 6 mit konstantem
Strom betrieben. Am Temperatur-Messwiderstand (blau) wird an den Bondpads 4 und
5 der Widerstand zur Temperaturbestimmung gemessen.
6.1.1 Bestimmung des Temperaturkoeffizienten des
Platin-Widerstandes
Die durch den Stromfluss im Heizerwiderstand erzeugte Heizleistung berechnet sich nach
Gleichung 6.1 zu:
2IRP ⋅= (6.1)
Charakterisierung der Micro-Hotplate
74
Da die elektrische Leitfähigkeit von Platin temperaturabhängig ist, ändert sich der Widerstand
des Heizers durch den angelegten Heizstrom. Die elektrische Leitfähigkeit von Metallen
nimmt in der Regel mit der Temperatur ab. Dadurch steigt der Widerstand mit größer
werdendem Heizstrom. Dies ist für den Heizer (RHn) und den Messwiderstand (RTn) der
Micro-Hotplate in Abbildung 6.2 dargestellt, wobei der Widerstand auf den Wert bei
Raumtemperatur normiert wurde.
1
2
3
4
0 5 10 15 20Heizstrom [mA]
Nor
mie
rter
Wid
erst
and
RHnRTn
Abbildung 6.2: Änderung des elektrischen Widerstandes des Heizerwiderstandes (RHn)
und des Temperatur-Messwiderstandes (RTn) in Abhängigkeit des an den
Heizerwiderstand angelegten Stromes. Zur Verdeutlichung der Änderung wurden die
Widerstandswerte auf den Widerstand bei Raumtemperatur normiert.
Um die Temperaturabhängigkeit der beiden Pt-Widerstände zu charakterisieren, muss der
Temperaturkoeffizient des elektrischen Widerstandes α bestimmt werden. Dieser ergibt sich
aus der relativen Widerstandsänderung bezogen auf die Temperaturänderung ϑ∆ , wie in
Formel 6.2 angegeben.
0R
R⋅∆
∆=
ϑα (6.2)
Charakterisierung der Micro-Hotplate
75
Diese lineare Beziehung ist bei höheren Temperaturen durch Formel 6.3 zu ersetzen, die einen
zweiten Temperaturkoeffizienten β enthält.
)1( 20 ϑβϑα ∆⋅+∆⋅+⋅= RR (6.3)
Um den linearen (α) und den quadratischen (β) Temperaturkoeffizienten des Widerstandes
(TKR) der Platinstrukturen zu bestimmen, wird der gesamte Chip in einem Ofen aufgeheizt
und gleichzeitig der Widerstand der Platinstrukturen gemessen. Aus dem Diagramm in
Abbildung 6.3, in dem der normierte Widerstand in Abhängigkeit der Temperaturdifferenz
aufgetragen ist, lassen sich die Temperaturkoeffizienten mit Hilfe der Trendlinie bestimmen.
y = -4,45E-07x2 + 3,33E-03x + 1,00E+00
1
1,5
2
2,5
0 100 200 300 400 500
Temperaturdifferenz [K]
Nor
mie
rter W
ider
stan
d
Abbildung 6.3: Diagramm zur Bestimmung des TKR der Platinstrukturen. Die
normierte Widerstandsänderung der Platinwiderstände ist gegen die
Temperaturdifferenz aufgetragen. Die Funktion der quadratischen Trendlinie der
Messwerte liefert den linearen und den quadratischen TKR, wie in Formel 6.3
angegeben.
Die gemessenen Werte sind in Tabelle 6.1 den Werten eines kommerziellen Pt100
Temperatur-Messwiderstandes gegenübergestellt.
Charakterisierung der Micro-Hotplate
76
Tabelle 6.1: Vergleich des gemessenen TKR der Platinstrukturen mit Literaturwerten
[2.56], [6.2].
α [10-3/K] β [10-7/K]
Messergebnisse: 3,3296 -4,45
kommerzieller Pt 100: 3,9848 -5,87
6.1.2 Langzeitstabilität des Heizers
In diesem Abschnitt wird die Langzeitstabilität des Heizers in Abhängigkeit der
Betriebstemperatur untersucht.
Die Temperatur ist eine der Haupteinflussgrößen auf die Zuverlässigkeit und Lebensdauer
beim Betrieb elektronischer Bauteile. Alle Ausfallmechanismen werden von der Temperatur
in negativer Weise beeinflusst. Bekannte Ausfallmechanismen sind u.a. Korrosion,
Elektromigration, Blasenbildung und Spiking [6.3].
Das kritische Element der Micro-Hotplate ist die Heizerstruktur, die der maximalen
thermischen Belastung und starken Elektromigrations-Effekten durch die hohen Stromdichten
in der Widerstandsbahn (>106 A/cm2) ausgesetzt ist. Insbesondere die Elektromigration darf
bei den sehr hohen Betriebstemperaturen nicht vernachlässigt werden. Für Aluminium liegt
die kritische Stromdichte im Bereich von 106 A/cm2 – bei einer Temperatur von nur 125 °C
[6.4]. Da die Zusammenhänge zwischen Elektromigration und Ausfall sehr komplex und
nicht mit Hilfe einfacher Aktivierungsenergien erklärbar sind, erfolgt hier eine relativ
einfache Abschätzung der Langzeitstabilität.
Mehrere Micro-Hotplates werden zur Abschätzung der Langzeitstabilität mit einem
konstanten Strom, der einer bestimmten Betriebstemperatur entspricht (siehe dazu Kapitel
6.2), beheizt und bis zum Ausfall betrieben. Die mittlere Lebensdauer (MTTF, Mean Time To
Failure) der Heizer ist in Abbildung 6.4 in Abhängigkeit der entsprechenden
Betriebstemperatur dargestellt.
Charakterisierung der Micro-Hotplate
77
0
200
400
600
800
1000
1200
400 450 500 550 600 650 700Heizertemperatur [°C]
MTT
F [h
]
Abbildung 6.4: Abschätzung der Heizerlebensdauer in Stunden (MTTF) in
Abhängigkeit der Heizertemperatur. Die blaue Kurve zeigt die gemessenen Mittelwerte
der Lebensdauer, die schwarze die Trendlinie. Die bei 460 °C betriebenen Micro-
Hotplates waren nach 800 Betriebstunden noch intakt und zeigten eine irreversible
Widerstandsänderung von nur 0,11 %.
Die Hauptursache des Heizerausfalls muss auf Elektromigrations-Effekte zurückgeführt
werden, weil die benachbarten Temperatur-Messwiderstände weiterhin voll funktionstüchtig
waren und die Widerstandsänderung dieser – auch bei Heizertemperaturen oberhalb von
700 °C – im Promillebereich lag. Die folgende Abbildung 6.5 zeigt eine REM-Aufnahme der
Heizerschleife nach einem “Langzeittest“ über 150 h.
Charakterisierung der Micro-Hotplate
78
Abbildung 6.5: REM-Aufnahme der Heizerwiderstandsbahn nach dem Ausfall. Man
erkennt, dass die SiO2-Passivierung Blasen gebildet hat, die allerdings auf die
Heizerstruktur beschränkt sind. Eine Delamination der Pt-Schicht kann man nicht
erkennen.
Abbildung 6.5 zeigt eine Aufnahme der Heizerwiderstandsbahn nach dem Ausfall. Neben
thermisch induziertem Stress auf Grund von unterschiedlichen Temperatur-
Ausdehnungskoeffizienten der Schichten tragen auch Membranverbiegung, Delamination von
Schichten und Migrationseffekte zum Ausfall des Platinheizers bei [6.5]-[6.7].
6.2 Temperaturbestimmung auf der Micro-Hotplate
Die Kenntnis der Temperaturen auf der Membran der Micro-Hotplate, insbesondere im
Bereich der IDE-Struktur, ist von entscheidender Bedeutung für den Betrieb von Micro-
Hotplates als Gassensoren, wie in Kapitel 3 gezeigt wurde. Hierzu ist nicht nur die Kenntnis
Charakterisierung der Micro-Hotplate
79
der Temperatur an bestimmten Punkten auf der Membran, sondern vielmehr die
Temperaturverteilung über die gesamte Membran entscheidend.
Die Temperaturmessung, insbesondere die ortsaufgelöste Messung an einem Objekt wie der
hier vorliegende Micro-Hotplate, stellt eine besondere Herausforderung dar. Extrem geringe
thermische Masse, verschiedene Materialien auf engstem Raum und die sehr große
Temperaturspanne stellen besondere Anforderungen an die verwendeten Messmethoden. Um
die Vorteile verschiedener Messmethoden ausnutzen zu können, werden vier verschiedene
Methoden angewendet. Diese sind:
• Widerstandsmessung,
• anorganische Schmelzkreiden,
• Infrarotthermografie und
• Micro-Thermoelemente.
Die Ergebnisse dieser Messungen werden im Folgenden dargestellt und die Vor- und
Nachteile der einzelnen Methoden erläutert. Auf Basis dieser Erkenntnisse können
abschließend die „wahren“ Temperaturverhältnisse auf der Membran berechnet und diskutiert
werden.
6.2.1 On Chip-Temperatursensor
Der integrierte Platin-Temperatursensor, dessen TKR in Kapitel 6.1.1 bestimmt wurde, ist das
einfachste Mittel, um einen ersten Eindruck der Temperaturgegebenheiten zu erhalten. Hierzu
wurde der Heizer mit einem konstanten Strom betrieben und der Widerstand des
Temperatursensors gemessen. Diese Widerstandswerte können mit Hilfe der TKR α und β
(Gleichung 6.3) in die entsprechenden Temperaturwerte umgerechnet werden. Das Ergebnis
der Messung ist in Abbildung 6.6 dargestellt. Wie in allen Temperaturdiagrammen dieses
Kapitels ist die Temperatur gegen die eingespeiste Heizleistung aufgetragen.
Charakterisierung der Micro-Hotplate
80
0
100
200
300
400
500
600
700
800
0 200 400 600 800
Heizleistung [mW]
Tem
pera
tur [
°C]
Abbildung 6.6: Temperaturdiagramm der Messung mit Hilfe des integrierten Pt-
Temperatur-Messwiderstandes. In Abhängigkeit der über den Heizer eingespeisten
Heizleistung wurde die Widerstandsänderung des Messwiderstandes gemessen und diese
– unter Verwendung der in Kapitel 6.1.1 ermittelten TKR α und β – in die
entsprechende Temperatur umgerechnet.
Die Ergebnisse zeigen, dass Temperaturen von bis zu 750 °C erreicht wurden, wobei zu
berücksichtigen ist, dass die gemessenen Temperaturwerte nur Mittelwerte über den gesamten
Messwiderstand darstellen. Es kann daher keine Aussage über die Temperaturverteilung oder
die Temperaturuniformität getroffen werden. Zusätzlich ist anzumerken, dass die TKR α und
β nur im Temperaturbereich bis circa 450 °C bestimmt wurden (vergleiche Kapitel 6.1.1).
Um Aussagen über die Temperaturenverteilung treffen zu können, sind weitere Messungen
notwendig.
6.2.2 Schmelzkreiden
Als zweite Messmethode zur Bestimmung der Membrantemperatur werden
Temperaturschmelzkreiden der Firma „Temprite“ verwendet. Bei diesen Kreiden handelt es
Charakterisierung der Micro-Hotplate
81
sich um Mischungen von anorganischen Salzen, die einen relativ genau definierten
Schmelzpunkt aufweisen, wodurch eine Messgenauigkeit von ca. 1 % möglich ist. Im
Rahmen der Messungen werden zwölf Schmelzkreiden mit Schmelzpunkten von 100, 200,
250, 400, 505, 650, 700, 750, 800, 850, 910 und 950 °C verwendet.
Um mit Hilfe der Kreiden die Temperatur auf der Membran zu bestimmen, müssen zuerst
kleine Kreidepartikel auf die Membran aufgebracht werden. Anschließend wird die angelegte
Heizleistung langsam gesteigert und die Leistungswerte, bei der die Kreidepartikel (unter
Berücksichtigung der Lage) schmelzen, werden notiert. Dieses Vorgehen wird in der
folgenden Abbildung 6.7 anhand von vier Fotos mit der bei 700°C schmelzenden Kreide
verdeutlicht.
In Abbildung 6.7 a) ist bei einer Heizleistung von 240 mW noch kein Partikel geschmolzen.
Die Heizleistung wurde langsam gesteigert und bei einer Leistung von circa 430 mW
schmolzen zwei Partikel (unten rechts und oben in der Mitte rechts), wie in Abbildung 6.7 b)
zu erkennen ist. Bei weiterer Erhöhung der Heizleistung auf 515 mW (Abbildung 6.7 c)) sind
schließlich alle Partikel mit Ausnahme der mittig liegenden geschmolzen. Diese schmolzen
bei einer Leistung von 550 mW. Die Abbildung 6.6 d) zeigt die Membran nach dem
Abschalten des Heizers. Die geschmolzenen Kreidepartikel sind deutlich zu erkennen.
Charakterisierung der Micro-Hotplate
82
Abbildung 6.7: Messung der Membrantemperatur mittels Temperaturschmelzkreiden
am Beispiel der 700 °C-Schmelzkreide. Durch sukzessive Steigerung der Heizleistung
schmelzen die Kreidepartikel in Abhängigkeit ihrer Lage auf der Membran. Die
Messung mit der 700 °C-Schmelzkreide zeigt ein erstes Schmelzen bei einer Heizleistung
von 430 mW (Foto b). Anschließend schmelzen die restlichen Partikel am Rand bei
515 mW (Foto c) und auch die mittig liegenden bei 550 mW (Foto d).
Wenn man dieses Vorgehen mit den verschiedenen Kreiden wiederholt, ergibt sich das
Temperaturdiagramm in Abbildung 6.8. Das Diagramm unterscheidet drei Membranregionen.
• Mitte: Der IDE-Bereich der Membran,
• lo/ru: Der Bereich in den Membranecken links oben und rechts unten,
• lu/ro: Der Bereich in den Membranecken links unten und rechts oben.
Charakterisierung der Micro-Hotplate
83
0100200300400500600700800900
1000
0 200 400 600 800
Heizleistung [mW]
Tem
pera
tur [
°C]
Mittelo / rulu / ro
Abbildung 6.8: Temperaturdiagramm als Ergebnis der Schmelzkreidemessungen. Die
Membran wurde in drei Temperaturbereiche unterteilt, die sich teilweise deutlich
voneinander unterscheiden. In den Ecken der Membran wurden Temperaturen von
über 900 °C erreicht. Im Bereich der IDE, der für die Gasmessung relevant ist, konnten
maximal 700 °C gemessen werden.
Da der Heizer am Rand der Membran entlangläuft, ist es nicht überraschend, dass in den
Eckbereichen deutlich höhere Temperaturen gemessen werden als in der Mitte der Membran.
Es ist anzunehmen, dass es sich bei den gemessenen Temperaturen in den Eckbereichen (bis
zu 1000 °C) um die Maximaltemperaturen auf der Membran handelt, weil sich dort mehrere
Heizerwiderstandsbahnen nebeneinander befinden.
Die letzte Kreide, die in der Mitte der Membran schmolz, hatte ihren Schmelzpunkt bei
700 °C. Die maximal mögliche Temperatur in der Mitte der Membran sollte daher im Bereich
zwischen 700 °C und 750 °C liegen. Diese Temperatur wurde bei einer Heizleistung von circa
560 mW erreicht. Bei dieser Heizleistung treten im Bereich des Heizers Temperaturen von
950 °C auf.
Charakterisierung der Micro-Hotplate
84
6.2.3 Thermografie
Mit den Messverfahren, die in den vorangegangenen Kapiteln vorgestellt wurden, konnten
keine oder nur ungenaue Informationen zur Temperaturverteilung auf der Membran der
Micro-Hotplate gewonnen werden. Zur Ermittlung der ortsaufgelösten Temperaturverteilung
bietet sich die Messung mittels Thermografie an.
Als Thermografie bezeichnet man die bildliche Darstellung von Temperaturverteilungen
[6.8]. Die Thermografie ist ein berührungsloses Messverfahren, das die Temperaturstrahlung
des zu messenden Objektes detektiert, in ein elektrisches Signal umwandelt und bildlich
darstellt [6.9]. Insbesondere die Möglichkeit berührungslos zu messen macht die
Thermografie zu einem bevorzugten Verfahren zur thermischen Analyse von elektronischen
und MST-Bauteilen [6.10], [6.11]. Weitere Details zu den mathematischen und
physikalischen Grundlagen sowie den vielseitigen Anwendungen der Thermografie können
der Literatur entnommen werden [6.12], [6.13].
Die gezeigten Messergebnisse wurden mit einer Kamera der Firma „Agema“ (heute FLIR)
vom Typ „Thermovision 900“ ermittelt. Der Scanner der Kamera – mit einem
stickstoffgekühlten Quecksilber-Cadmium-Tellurit-Detektor – arbeitet im langwelligen
Bereich des Infrarotspektrums (Wellenlänge: 8-12 µm) und ermöglicht eine thermische
Auflösung von 1 K. Mit der verwendeten Optik kann eine örtliche Auflösung von 22 µm
erreicht werden. In Abbildung 6.9 ist ein Thermogramm der Membran der Micro-Hotplate
exemplarisch dargestellt.
Charakterisierung der Micro-Hotplate
85
670-700640-670610-640580-610550-580520-550490-520460-490430-460400-430
Abbildung 6.9: Thermogramm der Membran der Micro-Hotplate. Der eingespeiste
Heizstrom betrug 16 mA (entspricht ~300 mW Heizleistung). Als Emissivität wurde 0,73
für die gesamte Membran angenommen. Die Symmetrie der Temperaturverteilung
entspricht der Symmetrie der Heizerschleife auf der Membran.
Das Thermogramm in Abbildung 6.9 zeigt eine zur Heizergeometrie symmetrische
Temperaturverteilung mit stark ausgeprägten Hotspots in den Ecken der Membran. Die
Temperaturen auf der Membran reichen von ca. 400 °C (Membranmitte) bis ca. 670 °C
(Hotspots). Die Temperaturverteilung auf der Membran der Micro-Hotplate wurde bei einer
Heizleistung von ungefähr 300 mW unter der Annahme konstanter (räumlich und zeitlich)
Emissivität (0,73) aufgenommen.
Die Annahme, dass die Emissivität konstant ist, kann nicht aufrechterhalten werden, da der
Wert des Emissivität unter anderem von der Wellenlänge (bzw. der Messobjekttemperatur),
der Messrichtung (Objektausrichtung), dem Material und der Oberflächenbeschaffenheit des
Materials abhängt [6.8]. Zum Beispiel kann die Emissivität von Metallen in Abhängigkeit der
Charakterisierung der Micro-Hotplate
86
Oberflächenbeschaffenheit zwischen 0,1 (polierte Oberfläche) und fast 1 (stark oxidiert, sehr
rau) variieren [6.12].
Die Temperatur des zu messenden Objektes kann mit der Thermokamera nur dann genau
ermittelt werden, wenn der Emissionsgrad des Objektes bekannt ist. Da die theoretische
Berechnung des Emissionsgrades nur in wenigen Fällen bewerkstelligt werden kann, muss die
Ermittlung der Emissivität auf messtechnischem Weg erfolgen. Die Abschätzung der
Emissivitäten oder der Rückgriff auf einen Literaturwert kommen wegen der Materialvielfalt
auf der Membran nicht in Betracht.
Stellt man das gemessene Thermogramm aus Abbildung 6.9 dem Bild der Membran
gegenüber (wie in Abbildung 6.10), wird der Einfluss der verwendeten
Oberflächenmaterialien auf das Messergebnis der Thermografie deutlich. Das Entfernen der
SiO2-Passivierungsschicht im Bereich der IDE bewirkt, dass die mittels Thermografie
bestimmte Temperatur in diesem Bereich abrupt abnimmt (Pfeil 1). Der umgekehrte Fall (ein
abrupter Temperaturanstieg) tritt im Bereich der Hotspots auf (Pfeil 2). Da
Temperatursprünge im Temperaturfeld auf Grund der Wärmeleitung [3.4] nicht möglich sind,
können die beobachteten Temperatursprünge nur auf Messfehler durch unterschiedliche
Emissivitäten der unterschiedlichen Oberflächenmaterialien zurückgeführt werden [6.25].
1
2
Charakterisierung der Micro-Hotplate
87
Abbildung 6.10: Gegenüberstellung der Materialstruktur der Membran der Micro-
Hotplate und der entsprechenden Thermografieaufnahme. Der Einfluss der
Oberflächenbeschaffenheit wird anhand der beiden eingezeichneten Fälle deutlich. Das
Fehlen von SiO2 im Bereich der IDE führt scheinbar zu einem deutlichen
Temperaturabfall, was auf eine geringere Emissivität hindeutet. Im Fall der Hotspots ist
es genau umgekehrt. Hier wird mit der Thermografie ein deutlicher Temperaturanstieg
angezeigt, was auf eine höhere Emissivität in diesem Bereich hindeutet.
Anhand der verschiedenen Oberflächenbeschaffenheiten und gestützt auf die
Thermografiemessungen werden Bereiche auf der Membran unterschieden, die deutlich
verschiedene Emissivitäten erwarten lassen. Diese Bereiche sind in Abbildung 6.11 markiert.
Abbildung 6.11: Bereiche mit unterschiedlicher Emissivität auf Grund der
verschiedenen Materialien auf der Oberfläche der Membran. Die Bereiche 1 sind im
Gegensatz zu den Bereichen 2 nicht mit einer SiO2-Passivierung bedeckt. Das Platin der
IDE-Struktur liegt also offen. Die Bereiche *a und *b unterscheiden sich im Hinblick
auf die Bedeckung mit Platin. Im Bereich 3 liegt nur SiO2 vor.
Es wurden fünf Bereiche differenziert, die sich hinsichtlich der Oberflächenbedingungen wie
folgt unterscheiden: In den Bereichen 1a und 2a (Abbildung 6.11 links) besteht die IDE aus
10 µm breiten Platinfingern mit Zwischenräumen von 10 µm. Hier ist das Flächenverhältnis
von Pt zu SiO2 (zwischen den Fingern) 1:1. Die Bereiche 1b und 2b (Abbildung 6.11 Mitte)
haben dagegen ein Flächenverhältnis von 2:1, da die Platinfinger bei gleichen
Charakterisierung der Micro-Hotplate
88
Zwischenräumen 20 µm breit sind. Der Unterschied zwischen den Bereichen 1٭ und 2٭
besteht darin, das im Bereich 1٭ kein SiO2 als Passivierung über dem Platin ist. Im Bereich 3
(Abbildung 6.11 rechts) ist nur SiO2 vorhanden. Dass diese Bereiche deutlich
unterschiedliche Emissivitäten aufweisen wird in der Gegenüberstellung der Thermogramme
dieser drei Micro-Hotplates bei Raumtemperatur (ohne angelegten Heizstrom) in Abbildung
6.12 deutlich. Könnten die Emissivitätsunterschiede vernachlässigt werden, müssten alle drei
Thermogramme eine uniforme Temperatur aufweisen.
Abbildung 6.12: Gegenüberstellung der Thermogramme bei Raumtemperatur (ohne
Heizstrom) der in Abbildung 6.11 gezeigten Micro-Hotplate Typen. Obwohl identische
Messbedingungen (Luftfeuchte, Umgebungstemperatur) vorliegen, zeigen die
Thermogramme unterschiedliche Temperaturen, die den verschiedenen
Oberflächenbeschaffenheiten entsprechen.
Um die Emissivität der verschiedenen Bereiche der Membran zu bestimmen, ist die Kenntnis
einer Referenztemperatur oder Referenzemissivität notwendig. Hier wurde ein
Referenzmaterial genutzt,das eine konstante Emissivität von 0,93 in einem Temperaturbereich
von 25-200 °C aufweist, was in einem Ofen überprüft wurde. Die Emissivität dieser Referenz
wird im gesamten Temperaturbereich als konstant angenommen. Zur Bestimmung der
Emissivität wird das Referenzmaterial auf die Membran aufgetragen. Anschließend werden
Thermogramme bei Heizströmen zwischen 1 und 20 mA aufgenommen. Abbildung 6.13 zeigt
zwei Thermogramme der Membran mit dem Referenzmaterial.
Charakterisierung der Micro-Hotplate
89
Abbildung 6.13: Thermogramme der Membran mit Referenzmaterial-Beschichtung.
Links bei Raumtemperatur, rechts bei einer Heizleistung von 300 mW.
Da die Emissivität des Referenzmaterials bekannt ist, konnte die korrekte Temperatur der
Referenz, die der Temperatur der Membran an dieser Stelle entspricht, gemessen werden.
Durch wiederholte Messungen konnten so die Temperaturen der unterschiedlichen Bereiche
(siehe Abbildung 6.10 und Abbildung 6.11) ermittelt werden Mit Hilfe der Software der
Thermokamera konnte anschließend die Emissivität der Bereiche bestimmt werden.
Die Ergebnisse der Emissivitätsbestimmung sind in Abbildung 6.14 zusehen. Die Emissivität
ist in Abhängigkeit der mittleren Membrantemperatur dargestellt. Der starke Abfall der
Emissivität bei Temperaturen unterhalb von 100 °C ist durch die Atmosphäre (Lufttemperatur
und -feuchtigkeit) bedingt. Diese trägt einen großen Fehler zum Messergebnis bei, solange die
Objekttemperatur nicht deutlich oberhalb der Umgebungstemperatur liegt [6.26]. Oberhalb
von 100 °C steigt die Emissivität der unterschiedlichen Bereiche nur noch leicht mit der
Temperatur an.
Charakterisierung der Micro-Hotplate
90
0,00,10,20,30,40,50,60,70,80,91,0
0 200 400 600
Temperatur [°C]
Emm
isiv
ität E3
E2aE1aE2bE1b
Abbildung 6.14: Ergebnis der Messungen zur Bestimmung der Emissivität der
unterschiedlichen Membranbereiche (siehe Abbildung 6.11). Die Emissivität ist in
Abhängigkeit der mittleren Membrantemperatur dargestellt. Oberhalb von 100 °C
ergeben sich annähernd konstante Emissivitäten. Unter 100 °C sind die Messergebnisse
noch stark fehlerbehaftet, da die Temperaturdifferenz zur Umgebung nicht groß genug
ist.
Für die weiteren Messungen der Temperaturen mittels Thermografie wurden die Mittelwerte
der Emissivitäten im Temperaturbereich zwischen 100 °C und 500 °C verwendet. Die Werte
sind in Tabelle 6.2 zusammengefasst.
Tabelle 6.2: Mittelwert der gemessenen Emissivität zwischen 100 °C und 500 °C
(Abbildung 6.14).
Bereich (Abbildung 6.11) Materialien Emissivität
3 SiO2 0,80
2a Pt/SiO2 (1:1) mit SiO2-Passivierung 0,61
1a Pt/SiO2 (1:1) ohne SiO2-Passivierung 0,48
2b Pt/SiO2 (2:1) mit SiO2-Passivierung 0,48
1b Pt/SiO2 (2:1) ohne SiO2-Passivierung 0,30
Charakterisierung der Micro-Hotplate
91
Die Tabelle 6.2 fasst die Ergebnisse der Emissivitätsmessungen mittels eines
Referenzmaterials zusammen und verdeutlicht den Zusammenhang zwischen Emissivität und
Beschichtung der Oberfläche. Mit zunehmender Platinbedeckung der Membranoberfläche
sinkt die Emissivität ab. Gleichzeitig bewirkt eine Bedeckung des Platins mit SiO2 einen
Anstieg der Emissivität. Der Effekt überrascht nicht, da blankes Platin eine niedrigere
Emissivität als SiO2 aufweist. Dies sollte insbesondere in dem hier vorliegenden Fall gelten,
da das Platin auf Grund der minimalen Oberflächenrauigkeit des Substrates wie ein Spiegel
wirkt, also eine sehr niedrige Emissivität hat [6.8].
Unter Verwendung der ermittelten Emissivitäten kann die Temperatur der Membran in
Abhängigkeit der eingespeisten Heizleistung bestimmt werden. Abbildung 6.15 zeigt den
Temperaturverlauf in Abhängigkeit der eingespeisten Heizleistung. Dargestellt ist die mittlere
Temperatur im Bereich der IDE (Mem → schwarze Kurve) und die Temperatur der Hotspots
(Hot → rote Kurve).
0
200
400
600
800
0 200 400 600 800
Heizleistung [mW]
Tem
pera
tur [
°C]
MemHot
Abbildung 6.15: Ergebnis der Temperaturmessung durch Thermografie. Die mittlere
Temperatur im Bereich der IDE (schwarz) und die Temperatur der Hotspots (rot) sind
in Abhängigkeit der Heizleistung dargestellt. Die Messergebnisse zeigen einen
Temperaturunterschied von ca. 180 °C bei einer Heizleistung von 300 mW.
Charakterisierung der Micro-Hotplate
92
Die Temperaturen der IDE und der Hotspots zeigen große Unterschiede. Schon bei 100 mW
Heizleistung liegt die Temperatur der Hotspots um fast 50 °C (~25 %) über der Temperatur
der IDE. Betrachtet man den relevanten Bereich von 200 mW bis 500 mW Heizleistung, so
sind die Hotspots im Durchschnitt 20 %-30 % heißer als die Membranmitte.
Die gemessenen Emissivitäten der verschiedenen Membranbereiche können zusätzlich dazu
verwendet werden, um das Thermogramm in Abbildung 6.9 zu korrigieren und somit die
korrekte Temperaturverteilung zu visualisieren. Die Abbildung 6.16 zeigt das Thermogramm
nach Korrektur der Temperaturwerte unter Anwendung der in diesem Kapitel ermittelten
Emissivitäten.
670,0-700,0640,0-670,0610,0-640,0580,0-610,0550,0-580,0520,0-550,0490,0-520,0460,0-490,0430,0-460,0400,0-430,0
Abbildung 6.16: Unter Verwendung der ermittelten Emissivitäten korrigierte
Temperaturverteilung auf der Membran bei einer Heizleistung von 300 mW. Im
Vergleich zu Abbildung 6.9 fallen besonders drei Unterschiede auf: Erstens der deutlich
gleichmäßigere Temperaturabfall zur Membranmitte hin, zweitens die geringere
Ausprägung der Hotspots und drittens die erhöhten Temperaturwerte zwischen den
Hotspots im Bereich der Heizerschleifen.
Charakterisierung der Micro-Hotplate
93
Bei einem Vergleich der Thermogramme vor (Abbildung 6.9) und nach (Abbildung 6.16) der
Korrektur wird eine deutlich gleichmäßigere Temperaturverteilung erkennbar. Die
Berücksichtigung der unterschiedlichen Emissivitäten führt insbesondere dazu, dass der
Temperaturabfall zur Mitte der Membran hin gleichmäßiger verläuft. Zudem ist eine
erheblich geringere Ausprägung der Hotspots zu erkennen. Auch sind die Hotspots nach der
Korrektur im Bereich der Heizerschleife durch Gebiete höherer Temperatur verbunden, wie
man konsequenterweise erwarten würde. Insgesamt entspricht die korrigierte
Temperaturverteilung den Verhältnissen, die man aufgrund des Wärmetransports in der
Membran erwartet.
6.2.4 Mikro-Thermoelemente
Die mit den in den Kapiteln 6.2.1 bis 6.2.3 angewendeten Methoden gewonnenen
Messergebnisse sind mit Fehlern behaftet, die nur schwer abgeschätzt oder korrigiert werden
können. Mit dem on chip Pt-Temperatur-Messwiderstand kann nur die
Durchschnittstemperatur erfasst werden, die zusätzlich durch den Verlauf des
Messwiderstandes auch von der Temperatur der Stege und des Membranrahmens beeinflusst
wird. Eine Ortsauflösung ist überhaupt nicht möglich. Die Anwendung der Schmelzkreiden
erlaubt zwar eine gute Zuordnung der Temperatur zu der angelegten Heizleistung, eine
Ortsauflösung ist aber nur sehr grob möglich. Eine Fehlerabschätzung wird durch die sehr
unterschiedliche Größe und Form der Kreidepartikel und die zufällige Lage auf der Membran
unmöglich gemacht. Die Infrarotthermografie, die eine hervorragende Ortsauflösung
(~22 µm) ermöglicht, wird in ihrer Aussagekraft hinsichtlich der tatsächlichen Temperatur
durch die unbekannten Emissivitäten der verschiedenen Oberflächen stark eingeschränkt. Der
große Temperaturbereich erschwert die Bestimmung der Emissivität zusätzlich, da die
Emissivität auch temperaturabhängig ist.
Um diese Nachteile zu umgehen wird ein Messverfahren angestrebt, das die Temperatur
direkt auf der Membran misst, eine ausreichende Ortsauflösung erlaubt und die Möglichkeit
bietet den Messfehler abzuschätzen. Als Messverfahren bietet sich hier die Nutzung von
Mikro-Thermoelementen (im Folgenden TE genannt) an. Die folgende Abbildung 6.17 zeigt
ein Foto der Thermoelementspitze auf der Membran während der Messung.
Charakterisierung der Micro-Hotplate
94
Abbildung 6.17: Fotoaufnahme der Membran während der Messung mit einem Mikro-
Thermoelement. Links unten ist die Messspitze des TE deutlich zu erkennen.
Bei den verwendeten Thermoelementen handelt es sich um unisolierte Feindraht-
Thermoelemente der Firma Newport Omega vom Typ K (Nickel-Chrom/Nickel-Aluminium).
Die Schenkel der Thermoelemente haben einen Drahtdurchmesser von 12-13 µm und eine
perlenförmige Messspitze, deren Durchmesser ungefähr dem 2,5-fachen des
Drahtdurchmessers entspricht. Der Temperaturmessbereich dieser Thermoelemente liegt
zwischen -200 °C und 1250 °C. Der Messfehler der Thermoelemente wird mit 2,2 °C im
Temperaturbereich von 0 bis 300 °C und mit 0,75 % des Messwertes für Temperaturen
oberhalb von 300 °C angegeben. Durch eine Halterung konnte die Messspitze des
Thermoelementes mit Hilfe eines XYZ-Mikromanipulators auf und über der Membran justiert
werden.
Das Messprogramm zur Analyse der Temperaturverhältnisse auf der Membran ist im
Folgenden beschrieben. Es werden vier Typen von Messungen durchgeführt: Flächen-,
Punkt-, Steg- und Abstandsmessungen. Die Messpunkte sind in Abbildung 6.18 schematisch
dargestellt.
Charakterisierung der Micro-Hotplate
95
Abbildung 6.18: Dargestellt sind die Platinstrukturen der Membran in Rot, die
Messpunkte der Flächenmessung als Kreuzungspunkte der schwarzen Linien, die neun
Messpunkt der Punktmessungen in Blau und die ersten sechs von zwölf Messpunkten
der Stegmessungen in Grün.
Zur Ermittlung der Temperaturverteilung auf der Membran werden Flächenmessungen
durchgeführt. Bei konstantem Heizstrom wird die Temperatur über die gesamte
Membranfläche an 120 Punkten gemessen. Die Messpunkte sind in einem 100 µm-Raster
(schwarze Linien in Abbildung 6.18) angeordnet. Ein deutlich kleineres Raster ist im Hinblick
auf die Größe der Messspitze (Durchmesser: ~30 µm) nicht sinnvoll, wenn auch grundsätzlich
möglich. Es werden Messungen bei Heizströmen von 5, 10, 15 und 18 mA durchgeführt. Die
Temperaturverteilungen bei anderen Heizströmen lassen sich mit Hilfe der folgenden
Punktmessungen sehr gut interpolieren.
Während der Punktmessungen an insgesamt neun charakteristischen Messpunkten (blaue
Punkte in Abbildung 6.18) werden die Temperaturen in Abhängigkeit der Heizleistung bei
Heizströmen zwischen 1 und 20 mA gemessen. Die Punktmessungen ermöglichen einen
detaillierten Vergleich ausgesuchter Punkte und dienen als Datenbasis zur Interpolation der
Flächenmessungen. Zusätzlich kann anhand der Punktmessungen der mögliche Einfluss der
Oberflächenstrukturierung der Membran überprüft werden.
Charakterisierung der Micro-Hotplate
96
Die Stegmessungen dienen der Messung des Temperaturabfalls über den Stegen der
Membran. Dazu wird an zwölf Messpunkten mit einem Abstand von ungefähr 70 µm entlang
der Membrandiagonalen bei identischen Heizströmen (5, 10, 15, 18 mA) gemessen. Der erste
Punkt liegt 280 µm von der Membranecke links unten entfernt. Die ersten sechs Messpunkte
sind in Abbildung 6.18 in Grün dargestellt. Der Punkt 4 der Stegmessungen ist identisch mit
Punkt 9 der Punktmessungen.
Mit den Abstandsmessungen soll der Einfluss des Thermoelementes auf die
Gesamttemperatur der Membran und damit der mögliche Messfehler abgeschätzt werden.
Dabei wird bei konstantem Heizstrom der Widerstand des Temperatur-Messwiderstandes in
Abhängigkeit des Abstands (in 0,1 mm Schritten bis 1 mm, dann 0,5 bis 2 mm) der
Messspitze des Thermoelementes von der Membranoberfläche gemessen. Da der Temperatur-
Messwiderstand die Durchschnittstemperatur misst, liefert er eine nützliche Aussage
bezüglich der Auswirkung des Thermoelementes auf die Gesamttemperatur der Membran.
Gemessen wird an den Punkten 2, 4, 6, und 8 der Punktmessungen. Die Heizströme betragen
jeweils 5, 10, 15 und 18 mA.
Die Messergebnisse sind in den folgenden beiden Diagrammen (Abbildung 6.19 und
Abbildung 6.20) dargestellt. Das erste Diagramm zeigt die Ergebnisse der Punktmessungen.
Aus Gründen der Übersichtlichkeit sind nur die Messergebnisse der Punkte 2 und 6
dargestellt. Die Messergebnisse der übrigen Punkte liegen zwischen den Kurven der Punkte 2
und 6.
Charakterisierung der Micro-Hotplate
97
0100200300400500600700800900
0 200 400 600 800
Heizleistung [mW]
Tem
pera
tur [
°C]
Punkt 2Punkt 6Punkt 6b
Abbildung 6.19: Temperaturmesswerte der Punktmessungen mittels Thermoelement in
Abhängigkeit von der eingespeisten Heizleistung. Die dargestellten Messwerte der
Punkte 2 und 6 bilden das Maximum und das Minimum der Messergebnisse der neun
Messpunkte. Die Messergebnisse des Punktes 6b (Lage identisch mit Punkt 6 – Messung
auf einer Hotplate mit andere Oberflächenstruktur) dienen als Kontrollmessung, um
den Einfluss der Oberflächenmaterialen zu überprüfen.
An Punkt 2 (schwarze Kurve) wurden stets die maximalen Temperaturen gemessen. Bei einer
Heizleistung von circa 600 mW werden Werte von über 800 °C erhalten. Der Punkt 6 (blaue
Kurve) am Mittelpunkt der Membran bildet das untere Ende des gemessenen
Temperaturbereiches. Die maximale Temperatur wird bei 610 °C erreicht. Die Messwerte der
übrigen sieben Messpunkte der Punktmessungen liegen zwischen diesen beiden Extremen.
Die rote Messkurve (Punkt 6b) veranschaulicht die Tatsache, dass der Einfluss der Materialen
an der Oberflächen der Membran auf die Temperaturverteilung, insbesondere der Anteil der
Platinbedeckung, vernachlässigt werden kann. Die Messung der Kurve „Punkt 6“ wurde auf
einer Membran des Typs gemessen, der links in Abbildung 6.11 (Seite 87) abgebildet ist. Die
Werte der Kurve „Punkt 6b“ wurden an dem Membrantyp gemessen, der in derselben
Abbildung rechts dargestellt ist. Beide unterscheiden sich nur hinsichtlich der Platinstruktur
Charakterisierung der Micro-Hotplate
98
des IDE und nicht in der Struktur des Heizers. Die Abweichungen der Messwerte zwischen
Kurve „Punkt 6“ und „Punkt 6b“ betragen weniger als +/- 1 % der jeweiligen Messwerte.
Das Flächendiagramm in Abbildung 6.20 zeigt das Messergebnis einer Flächenmessung bei
einer Heizleistung von 300 mW. Die Farbabstufungen entsprechen jeweils einem
Temperaturintervall von 30 °C. Die gemessenen Temperaturen liegen zwischen 400 °C in der
Nähe der Membranstege und 530 °C im Bereich der Heizerschleife (Punkt 2 in Abbildung
6.18). Die Temperaturverteilung ist annähernd symmetrisch, was auf Grund der Symmetrie
der Heizerstruktur zu erwarten ist. Eine Abweichung von der Symmetrie zeigt sich im Bereich
der rechten oberen Ecke der Membran, die ungefähr 20 °C wärmer ist als der entsprechende
Bereich links unten. Dies entspricht einer Abweichung von etwa circa +/- 2 %. Innerhalb des
IDE-Bereiches, in dem eine möglichst uniforme Temperaturverteilung gewünscht ist, wird
eine mittlere Temperatur von 446 °C erreicht. Die Messwerte zeigen in diesem Bereich eine
Standardabweichung von +/- 7 °C bzw. +/-1,6 % vom Mittelwert.
670-700640-670610-640580-610550-580520-550490-520460-490430-460400-430
Abbildung 6.20: Mittels Thermoelementmessung ermittelte Temperaturverteilung auf
der Membran bei einer Heizleistung von 300 mW. Die Messwerte zeigen eine annähernd
symmetrische Verteilung bis auf einen Hotspot in der rechten oberen Ecke. Im Bereich
des IDE wird eine mittlere Temperatur von 446 °C mit einer Standardabweichung von
+/- 7 °C (entsprechend +/- 1,6 % des Mittelwertes) gemessen.
Charakterisierung der Micro-Hotplate
99
Um den Einfluss des Thermoelementes auf die gemessenen Temperaturen abschätzen zu
können werden Abstandsmessungen durchgeführt. Durch diese soll der Einfluss des
Thermoelementes auf das Messsignal des Pt-Temperatur-Messwiderstandes analysiert
werden, das als Referenz für die mittlere Membrantemperatur angesehen werden kann. Das
Ergebnis dieser Messungen ist in Abbildung 6.21 dargestellt. Das Diagramm zeigt die
Änderung des Temperatur-Messwiderstandes in Prozent durch das Thermoelement in
Abhängigkeit des Abstandes (in mm) zwischen Membranoberfläche und Messspitze des
Thermoelementes bei vier unterschiedlichen Heizströmen.
-0,6
-0,4
-0,2
0,0
0 0,25 0,5 0,75 1 1,25 1,5 1,75 2Abstand der Messspitze [mm]
Wid
erst
ands
ände
rung
[%]
5 mA10 mA15 mA18 mA
Abbildung 6.21: Messergebnis der Abstandsmessungen. Die Widerstandsänderung des
on chip Pt-Temperatur-Messwiderstandes in Prozent ist in Abhängigkeit der Distanz
zwischen Messspitze des Thermoelementes und der Membranoberfläche bei vier
verschiedenen Heizströmen dargestellt.
Die sehr geringe Änderung von maximal 0,55 % des Widerstandes zeigt einen minimalen
Einfluss des Thermoelementes auf die Temperatur der Gesamtmembran. Die
Geometrieverhältnisse von Thermoelement und Membran (Volumenverhältnis: 1:10,
Flächenverhältnis: ~ 1:1000) lassen einen geringen Einfluss erwarten.
Die Tatsche, dass das Thermoelement die Durchschnittstemperatur der gesamten Membran
vernachlässigbar gering beeinflusst, lässt die Frage offen, wie groß der Einfluss des
Charakterisierung der Micro-Hotplate
100
Thermoelementes auf die Temperatur des jeweiligen Messpunktes selbst ist. Um den lokalen
Einfluss des Thermoelementes abschätzen zu können, wird dieser mit Ansys simuliert. Zur
Reduzierung des Aufwandes wird ein rotationssymmetrisches Modell gewählt, wobei das
Thermoelement in der Mitte einer runden Membran (Radius: 500 µm) aufgesetzt wird. Die
Membran wird mit einer Heat Generation Rate (HGR) beaufschlagt, so dass sich eine
bestimmte Membrantemperatur einstellt. Diese Temperatur (ohne Thermoelement) wurde
dann mit der Temperatur verglichen, die sich einstellt, wenn das Thermoelement auf die
Membran aufgesetzt wird. Abbildung 6.22 zeigt ein beispielhaftes Simulationsergebnis.
Abbildung 6.22: Simulation des Einflusses des Thermoelementes auf die Temperatur des
Messpunktes (Membran ist im Querschnitt dargestellt). Der linke Konturplot zeigt die
Temperaturverhältnisse ohne Thermoelement. Im rechten ist die Situation mit
Thermoelement dargestellt.
Das wiederholte Vorgehen mit unterschiedlicher HGR (entsprechend unterschiedlichen
Membrantemperaturen) lieferte den in Abbildung 6.23 dargestellten Zusammenhang
zwischen der gemessenen Punktemperatur (mit Thermoelement) und der Temperatur ohne
Thermoelement am Messpunkt.
Messpunkt
Charakterisierung der Micro-Hotplate
101
0100200300400500600700800900
1000
0 200 400 600 800 1000
Temperatur mit TE [°C]
Tem
pera
tur o
hne
TE [°
C]
Abbildung 6.23: Ergebnis der Simulation des Einflusses des Thermoelementes auf die
Temperatur des Messpunktes. Die auf der x-Achse dargestellte Temperatur entspricht
der mit dem Thermoelement gemessenen Temperatur, die Temperatur auf der y-Achse
der mittels Simulation ermittelten Temperatur.
Die Darstellung der durch Simulation ermittelten Temperatur des Messpunktes ohne
Thermoelement in Abhängigkeit von derjenigen mit Thermoelement ermöglicht die
Berechnung des Messfehlers, der durch das Thermoelement selbst bedingt ist. Anhand der
Simulationsergebnisse ergibt sich so ein Messfehler von ca. 18 % für gemessene
Temperaturen von über 200 °C.
Mit Hilfe des Simulationsergebnisses kann die Temperaturverteilung aus Abbildung 6.20 mit
diesem Wert korrigiert werden Die korrigierte Temperaturverteilung ist in Abbildung 6.24
dargestellt.
Charakterisierung der Micro-Hotplate
102
670-700640-670610-640580-610550-580520-550490-520460-490430-460400-430
Abbildung 6.24: Mit Hilfe der Simulation korrigiertes Messergebnis der
Flächenmessung aus Abbildung 6.20 (Temperaturen in °C). Die Temperatur-/
Farbskalierung ist für beide Fälle gleich.
Die korrigierte Temperaturverteilung weist das gleiche Symmetriebild wie in Abbildung 6.20
auf. Die Maximaltemperatur erreicht nun 670 °C. Die mittlere Temperatur im Bereich der
IDE liegt bei 546 °C und die Standardabweichung beträt rund +/- 8 °C bzw. +/-1,5 %.
6.2.5 Fehleranalyse und Bestimmung der
„tatsächlichen“ Membrantemperatur
Die in den Kapiteln 6.2.1 bis 6.2.4 präsentierten Ergebnisse der vier
Temperaturmessmethoden variieren zum Teil erheblich, was allerdings nicht überraschend ist
[6.14]. In diesem Kapitel werden die einzelnen Ergebnisse verglichen und mit dem Ziel
bewertet, die „tatsächliche“ Temperatur zu ermitteln. Von besonderem Interesse ist dabei die
Temperatur im Bereich der IDE, weil diese für das Gasmessverhalten des Sensors
entscheidend ist.
Charakterisierung der Micro-Hotplate
103
In Abbildung 6.25 sind die Messergebnisse für die Temperatur (gemittelt über mehrere
Messungen) im Bereich der IDE in einem Diagramm zusammengestellt.
0
100
200
300
400
500
600
700
800
0 100 200 300 400 500 600 700
Heizleistung [mW]
Tem
pera
tur [
°C]
TmessTGTESKTE k
Abbildung 6.25: Vergleich der Messergebnisse der unterschiedlichen
Temperaturmessverfahren. Die gemessene mittlere Membrantemperatur (IDE-Bereich)
ist jeweils in Abhängigkeit der Heizleistung aufgetragen. Tmess: Temperatur-
Messwiderstand; TG: Thermografie; TE: Thermoelement; SK: Schmelzkreide;
TE k: korrigierte Thermoelementmesswerte.
Die Darstellung der Messkurven in Abbildung 6.25 verdeutlicht die Abweichungen der
unterschiedlichen Messmethoden. Besonders auffällig ist die „Zweiteilung“ der
Messergebnisse. Zum einen liegen die Ergebnisse der Widerstandmessung Tmess und der
Schmelzkreidemessung SK sehr dicht beisammen, zum anderen die Ergebnisse der
Thermografie TG und der Thermoelementmessungen TE. Die Korrektur der Thermoelement-
Messwerte auf Basis der Simulation ergibt ein neue Kurve TE k, die sich mit den Kurven
Tmess und SK deckt.
Gravierende Unterschiede der Messergebnisse in Abbildung 6.25 treten erst bei Temperaturen
von mehr als 300 °C bzw. 150 mW Heizleistung auf. Für Temperaturen bis 250 °C sind die
Unterschiede in der Größenordnung von +/- 5 % der Temperaturwerte. In diesem
Charakterisierung der Micro-Hotplate
104
Temperaturbereich liefert die Messung mit dem integrierten Messwiderstand ausreichend
verlässliche Ergebnisse [6.15], [6.16].
Im weiteren Verlauf der Messungen können die Temperaturwerte der Widerstandsmessung
bis 450 °C als ausreichend genau angesehen werden, weil der Widerstand in diesem Bereich
kalibriert wurde.
Nach den Angaben des Herstellers liefern die Schmelzkreiden relativ genaue Messergebnisse
(Messfehler: +/-1 % vom Messwert). Zu bedenken ist allerdings, dass die Größe der Partikel,
deren Lage auf der Membran und der thermische Kontakt zur Membran einen nicht
bestimmbaren Einfluss auf die Messungen ausüben Die Übereinstimmung der
Schmelzkreiden-Messergebnisse mit den Temperaturwerten des Messwiderstandes spricht für
die Zuverlässigkeit dieser einfachen Messmethode.
Die starke Abweichung der Thermografiemesswerte, die auch bei niedrigen Temperaturen
(<250 °C) stets unterhalb der anderen Messverfahren liegen, überraschen angesichts der
weiten Verbreitung der Thermografie bei der Temperaturmessung auf Halbleiter-
Bauelementen. Zu Gunsten der Thermografie sind hier allerdings einige Besonderheiten der
Membranstruktur zu berücksichtigen, die sich auf die Messwerte auswirken.
• Sehr großer Temperaturbereich (Raumtemperatur bis über 800 °C).
• Mehrere Materialien mit unterschiedlicher Emissivität auf sehr kleiner Fläche.
• Kleine Strukturgrößen; die kleinsten Abmessungen der IDE liegen bei 10 µm, die
unter dem Auflösungsvermögen der Kamera liegen (22 µm).
Für Temperaturen unterhalb von 250 °C unterscheiden sich die Thermografie-Messergebnisse
nur geringfügig von den Messwerten der anderen Messverfahren. Für hohe Temperaturen sind
die Messwerte hingegen kritisch zu bewerten [6.10], [6.17]. Das Problem der unbekannten
Emissivität und die Emissivitätsunterschiede sind die Hauptursachen für die Abweichungen
der Thermografie-Messwerte. Numerische Berechnungen der Emissivität sind generell
möglich, aber nicht für wechselnde Materialien wie auf der Micro-Hotplate [6.18]. Das
Problem der Emissivität wurde auch von Fürjes et.al. geschildert. Diese versuchten das
Problem mit Hilfe von speziellen Filtern während der Messung in den Griff zu bekommen
[6.19]-[6.21].
Charakterisierung der Micro-Hotplate
105
Nach kritischer Analyse der eigenen Messungen und der Literaturwerte soll an dieser Stelle
darauf hingewiesen werden, dass die Thermografie für Mikrobauelemente mit Temperaturen
>300 °C nur bedingt anwendbar ist.
Die Messwerte der Thermoelemente weichen nach unten ab. Wenn man aber die Messwerte
mit Hilfe der Simulation korrigiert und den Einfluss des Thermoelementes auf die Temperatur
am Messpunkt berücksichtigt (vergleiche Abbildung 6.23), stimmen die Messergebnisse mit
denen der Widerstands- bzw. Schmelzkreidemessungen gut überein. Obwohl
Thermoelemente einen sehr großen Temperaturbereich abdecken und sehr weit verbreitet
sind, finden sich in der Literatur keine Anwendungsbeispiele aus dem Bereich der
Mikrosystemtechnik oder der Mikroelektronik, die Mikro-Thermoelemente benutzen. In der
thermodynamischen Forschung lassen sich allerdings Anwendungen finden [6.22].
Zusammenfassend kann festgestellt werden, dass die Messergebnisse des on chip Pt-
Messwiderstandes, der Schmelzkreiden und des Mikro-Thermoelementes nach Korrektur
nahezu übereinstimmen. Der Temperatur-Messwiderstand ist also ausreichend, wenn die
mittlere Temperatur bestimmt werden soll. Der Temperatur-Messwiderstand kann also im
Betrieb der Micro-Hotplate als Referenz zur Regelung der Membrantemperatur herangezogen
werden.
Zur Ermittlung der Temperaturverteilung sind der Messwiderstand und die Schmelzkreiden
hingegen nicht geeignet. Nach Berücksichtigung der dargelegten Beschränkungen bei der
Anwendung der Thermografie bei inhomogenen Materialoberflächen und hohen
Temperaturen kann deren Anwendung nicht empfohlen werden und es scheint
empfehlenswert auf die Thermoelementmessung zurückzugreifen. Deren Messergebnisse
müssen allerdings korrigiert werden.
6.2.6 Vergleich von Messergebnissen und Simulation
Weil die Thermoelementmessung zwar eine ortsaufgelöste Messung zulässt, die
Ortsauflösung aber nur 100 µm beträgt und die Thermogramme im Hinblick auf die
tatsächliche Temperatur nicht aussagekräftig sind, ist ein direkter Vergleich der Bilder
(Konturplots der Simulation, bzw. Thermogramme) nicht möglich. Daher wird im Folgenden
die Leistungsaufnahme verglichen und es werden einige Gründe für die Abweichungen
diskutiert.
Charakterisierung der Micro-Hotplate
106
Die simulierten und gemessenen Temperaturen (korrigierte Thermoelementmessung) in
Abhängigkeit der Heizleistung sind in der folgenden Abbildung 6.26 zum Vergleich
dargestellt.
0
200
400
600
800
1000
1200
0 200 400 600 800Heizleistung [mW]
Mem
bran
tem
pera
tur [
°C]
Simulation Messung
Abbildung 6.26: Gegenüberstellung der simulierten und gemessenen
Membrantemperaturen (korrigierte Thermoelementmessung) in Abhängigkeit von der
Heizleistung.
Die Simualtions- und Messergebnisse unterscheiden sich gravierend, wie man in Abbildung
6.26 erkennen kann. Der reale Heizleistungsbedarf liegt schon bei 400 °C um ca. 100 % über
dem berechneten Wert. Auch ein Vergleich der Abbildung 4.15 (Seite 53) mit Abbildung 6.24
(Seite102) zeigt sehr große Unterschiede. Hinzu kommt, dass mit der Simulation keine
Hotspots berechnet werden, die aufgrund der Messergebnisse zu einer Temperaturdifferenz
von bis zu 200 °C auf der Membran führen können.
Diese gravierenden Abweichungen können mehrere Ursachen haben. Einige naheliegende
sind:
• Unbekannte Materialparameter: Für die thermische Leitfähigkeit der SiC-Schicht
wurden Literaturwerte angenommen. Auf Grund der polykristallinen Struktur der SiC-
Schicht (Abbildung 5.9) erscheint es naheliegend, dass die tatsächliche thermische
Leitfähigkeit der verwendeten Schicht nicht unerheblich von den Literaturwerten
Charakterisierung der Micro-Hotplate
107
abweicht. Dabei ist noch zu erwähnen, dass die Wärmeleitfähigkeit der Materialien
von der Temperatur abhängig ist, was die Situation zusätzlich verkompliziert.
• Konvektion: Welche Konvektionsbedingungen über und unter einer 800 °C heißen
Membran an Umgebungsluft herrschen, ist völlig unbekannt.
• Strahlung: Da die Strahlung insbesondere mit steigender Temperatur erheblich an
Bedeutung gewinnt (siehe Kapitel 4.3) unterstützt sie einmal entstandene
Ungleichmäßigkeiten in der Temperaturverteilung.
Abschließend kann festgestellt werden: Auch wenn die Simulationsergebnisse von den
Messergebnissen deutlich abweichen, mindert dies nicht den Wert der Simulation in der
Design-Phase.
6.3 Temperatureinfluss auf die SiC-Schicht
Um die Temperaturstabilität der Siliziumcarbid-Schicht abschätzen zu können, wurden
Stressanalysen an unterschiedlichen SiC-Schichtproben durchgeführt. Bei den Proben handelt
es sich um 2×2 cm2 große Stücke eines mit SiC beschichteten Wafers. Die Proben wurden bei
Temperaturen zwischen 700 und 1200 °C für zehn Stunden bei einem N2-Gasfluss von
5 l/min getempert. Als Referenz diente eine ungetemperte Probe.
Zur Untersuchung der Schichtveränderungen wurde das Verfahren der
Röntgendiffraktometrie eingesetzt. Diese ermöglicht eine Aussage über die Veränderung der
Kristallitgröße und der Gitterkonstante und die dadurch induzierten Eigenspannungen in der
Schicht.
6.3.1 Mikroeigenspannung mittels XRD-Peakbreite
Neben dem Ausgasen von Fremdatomen in der SiC-Schicht hat die Kristallstruktur der SiC-
Schicht einen gravierenden Einfluss auf die Spannungen in der Schicht. Durch die Temperung
kann sich die Größe der Kristallite in der polykristallinen SiC-Schicht verändern, es können
aber auch Gitterfehler abgebaut werden. Mit Hilfe der Röntgendiffraktometrie (XRD) können
die Gitterkonstante, die Kristallitgröße und die Eigenspannungen in der SiC-Schicht bestimmt
Charakterisierung der Micro-Hotplate
108
werden. Die Möglichkeiten durch Formel (6.4) auf Basis der Veränderung der Peakbreite die
Kristallgröße L zu bestimmen geht auf Scherrer [6.23] zurück.
θββ
λcos)( 0 ⋅−
⋅=
KL (6.4)
λ ist die Wellenlänge der verwendeten Röntgenstrahlung, β die Halbwertsbreite, die eine
Funktion des Beugungswinkels θ ist. Als Korrekturfaktor β0 wird die Halbwertsbreite des
entsprechenden Peaks von SiC-Pulver verwendet. Die Konstante K ist ungefähr gleich eins
und kann daher vernachlässigt werden. Für polykristalline Schichten kann aus der Peakbreite
die Schichteigenspannung e mit der Formel (6.5) berechnet werden [6.24].
θ
βtan4 ⋅
=e (6.5)
β und θ haben dieselbe Bedeutung wie in Formel 6.4. Die Ergebnisse der Untersuchung der
Peakbreite sowie die sich daraus ergebenden Werte der Kristallitgröße und der
Schichteigenspannung sind in Abbildung 6.27 normiert dargestellt, um den Einfluss der
Temperung deutlich zu machen.
Charakterisierung der Micro-Hotplate
109
0,0
0,5
1,0
1,5
2,0
2,5
3,0
0 200 400 600 800 1000 1200 1400Tempertemperatur [°C]
Nor
mie
rte
Mes
sgrö
ßen
Kristallitgröße Mikroeigenspannung
Abbildung 6.27: Ergebnisse der Auswertung der Halbwertsbreiten des [111]-XRD-
Peaks der SiC-Schicht. Eine Veränderung der Schicht tritt erst bei
Tempertemperaturen oberhalb von 900 °C auf. Bei höheren Temperaturen steigt die
Kristallitgröße deutlich an und die Eigenspannung der Schicht reduziert sich leicht.
In Abbildung 6.27 wird deutlich, dass erst bei Temperaturen oberhalb der
Abscheidetemperatur eine signifikante Schichtveränderung eintritt. Hier kommt es zum
Wachsen der SiC-Kristallite, die in Abbildung 5.9 zu erkennen sind.
6.4 Zusammenfassung
Die Micro-Hotplate wurde messtechnisch umfassend charakterisiert. Die grundlegende
Untersuchung des elektrischen Verhaltens (Kapitel 6.1) umfasst die Messung des
Temperaturkoeffizienten der Platinstrukturen (TKR) und eine Abschätzung der
Langzeitstabilität. Der lineare TKR α wurde zu 3,3296 × 10-3 K-1 und der quadratische TKR β
zu -4,45 × 10-7 K-1 bestimmt. Auf Grund der hohen Temperaturen ist der quadratische TKR
zur genauen Temperaturbestimmung wichtig. Die Langzeitstabilität des Heizers bei einer
mittleren Membrantemperatur (IDE-Bereich) von 450 °C konnte, gestützt auf die
Charakterisierung der Micro-Hotplate
110
Messergebnisse, mit mehreren tausend Stunden abgeschätzt werden. Zu erwähnen ist, dass die
Heizertemperatur in diesem Fall im Bereich von fast 600 °C liegt.
Neben der elektrischen Charakterisierung wurden umfangreiche Analysen zur Messung der
Temperaturverteilung auf der Membran durchgeführt. Basierend auf vier unterschiedlichen
Messverfahren war es möglich, ein genaues Bild von den Temperaturverhältnissen in
Abhängigkeit der eingespeisten Heizleistung zu erhalten. Die realen
Temperaturgegebenheiten konnten anschließend mit den Ergebnissen der FEM-Simulation
verglichen werden. Zur Übersicht werden in Abbildung 6.28 die Simulationsergebnisse den
gemessenen Temperaturwerten der Hotspots und des IDE-Bereiches gegenübergestellt.
0100200300400500600700800900
10001100
0 200 400 600 800Heizleistung [mW]
Tem
pera
tur [
°C]
IDE-Bereich Hotspot Simulation
Abbildung 6.28: Vergleich der simulierten und gemessenen Werte für den IDE-Bereich
und die Hotspots.
Neben den großen Unterschieden zwischen Simulation und Realität bezüglich
Leistungsbedarf und Temperatur konnten auch die Simulationsergebnisse für die
Temperaturuniformität nicht bestätigt werden. Die simulierte Temperaturuniformität bei
800 °C Membrantemperatur wurde zu +/- 20 °C berechnet. Gemessen wurden Differenzen
von bis zu 200 °C. Die möglichen Ursachen für diese Abweichung wurden diskutiert und
können auf unbekannte Materialparameter und thermodynamische Verhältnisse (Konvektion
und Strahlung) über einer 800 °C heißen Micro-Hotplalte zurückgeführt werden.
Charakterisierung der Micro-Hotplate
111
Um die Temperaturstabilität der SiC-Membran abschätzen zu können wurden die SiC-
Schichten getempert und die Schichtspannungen analysiert. Die Ergebnisse der Messungen
mittels XRD in den Kapitel 6.3.1 zeigen, dass die SiC-Schicht bei Temperaturen bis zu
900 °C (entspricht der Abscheidetemperatur) keine signifikanten Veränderungen erfährt. Bei
Temperaturen oberhalb der Abscheidetemperatur (ab 1000 °C) kommt es allerdings zu einer
starken Zunahme der Kristallitgröße, wobei die Schichtspannungen abnehmen. Die
Messergebnisse lassen den Schluss zu, dass die SiC-Schicht als Hotplatematerial geeignet ist,
solange die Betriebstemperaturen unterhalb von 900 °C liegen. Diese Temperatur liegt
deutlich oberhalb der Temperatur von maximal 400 °C, die mit Standardmaterialien möglich
ist (vergleiche Kapitel 2.2).
Gasmessung mittels Metalloxid-Schichten auf Micro-Hotplates
112
7 Gasmessung mittels Metalloxid-Schichten auf
Micro-Hotplates
Die vorgestellten Micro-Hotplates wurden mit dem Ziel entwickelt, in Verbindung mit
Metalloxid-Schichten Gassensoren zu realisieren. Im Verlauf dieses Kapitel werden die
Abscheidung der sensitiven Metalloxid-Schichten auf der Micro-Hotplate beschrieben, eine
neue Methode der Schichttemperung vorgestellt und eine Auswahl der umfangreichen
Ergebnisse der durchgeführten Gasmessungen präsentiert.
7.1 Herstellung der Metalloxid-Schichten
Da die Metalloxid-Schichten nicht schon im Verlauf des vorgestellten Herstellungsprozesses
der Micro-Hotplate abgeschieden werden können (vergleiche Kapitel 5), müssen die
Schichten ausschließlich selektiv im Bereich der IDE abgeschieden werden. Dies geschieht
mit einer Silizium-Schattenmaske, die mit Hilfe einer Halterung so positioniert werden kann,
dass nur der Bereich mit der IDE-Struktur beschichtet wird.
Es werden fünf verschiedene Metalloxid-Schichten eingesetzt. Dies sind Indiumoxid
(InxOyNz), Molybdänoxid (MoO3), Zinnoxid (SnO2), und jeweils eine Modifikation der
InxOyNz- und der MoO3-Schicht, auf die zusätzlich eine dünne Tantal (Ta)-Schicht als
Promotor abgeschieden wird. Mit Ausnahme der SnO2-Schicht, die von der Firma
Steinel GmbH zur Verfügung gestellt wurde, wurden sämtliche Schichten mit einer Leybold-
Magnetron-Sputteranlage vom Typ Z660 hergestellt. Die Sputteranlage ist mit drei Targets
ausgestattet, so dass die Abscheidung der Promotor-Schicht direkt im Anschluss an die MOX-
Abscheidung erfolgen konnte, um eine Kontamination der MOX-Schichten zu verhindern. Da
die Herstellung und die Charakterisierung der eingesetzten MOX-Dünnschichten in den
Arbeiten von H. Steffes, C. Imawan und D. Mutschall detailliert beschrieben und diskutiert
werden, soll im Folgenden nur ein kurzer Überblick über die verwendeten Prozessparameter
gegeben werden [7.1]-[7.3].
Die InxOyNz-Schichten werden unter Verwendung eines In2O3-Targets mit einem
Prozessgasgemisch aus Argon (Ar) und Stickstoff (N2) hergestellt. Das Gasverhältnis bei
Gasmessung mittels Metalloxid-Schichten auf Micro-Hotplates
113
einem Prozessdruck von 4,2×10-3 mbar und einem Gesamtgasfluss von 20 sccm beträgt dabei
35 % Ar zu 65 % N2. Bei einer Sputterzeit von 12 min und einer Abscheidrate von ungefähr
10 nm/min werden Schichtdicken von 120 nm erreicht. Im Vergleich zu normalen In2O3-
Schichten zeigt die hier verwendete Schicht eine deutlich verbesserte Gassensitivität [7.4].
Die MoO3-Dünnschichten werden in einem zweistufigen Prozess durch reaktives Sputtern mit
Hilfe eines Molybdän-Targets erzeugt. Der Prozess besteht aus einem Sputter- und einem
Rücksputterschritt, der insgesamt 10-mal wiederholt wird, so dass ein 400 nm dickes
Mehrschichtsystem entsteht. Durch diese Herstellungsmethode wird erreicht, dass die Schicht
ein verbessertes Gasmessverhalten, insbesondere im Hinblick auf die Messung von H2,
aufweist [7.5]. Die Prozessparameter der sich abwechselnden Sputterschritte sind in der
folgenden Tabelle 7.1 zusammengefasst.
Tabelle 7.1: Übersicht über die Sputterparameter zur Herstellung des MoO3-
Mehrschichtsystems.
HF-Leistung Dauer Prozessgase Gasfluss
Sputtern 350 W 6 min Ar / O2 80 / 20 sccm
Rücksputtern 250 W 3,5 min Ar 100 sccm
Sowohl die InxOyNz- als auch die MoO3- Schichten werden in einer Modifikation mit einer
Tantal-Dünnschicht als Promoter hergestellt. Der Einsatz von Metallschichten als Promotoren
ist weit verbreitet und kann unter anderem die Selektivität und Dynamik der MOX-Schichten
verbessern [7.6]-[7.8]. Die Ta-Schicht wird direkt im Anschluss an die MOX-Abscheidung –
mit den Prozessparametern aus Tabelle 7.2 – durch DC-Sputtern abgeschieden.
Tabelle 7.2: Abscheideparameter der Tantal-Promotorschicht.
Schichtdicke Sputterleistung Prozessgas Gasfluss
3 nm 200 W Ar 100 sccm
Die SnO2-Schichten wurden von der Firma Steinel GmbH hergestellt und haben
Schichtdicken von 70 nm.
Gasmessung mittels Metalloxid-Schichten auf Micro-Hotplates
114
7.2 On-Chip Temperung der Metalloxid-Schichten
Die eingesetzten Metalloxid-Dünnschichten müssen vor dem Betrieb getempert werden, um
ihre Gassensitivität zu erhöhen und eine ausreichende Stabilität der elektrischen
Eigenschaften zu gewährleisten. Die Tempertemperaturen müssen dabei deutlich oberhalb der
späteren Betriebstemperaturen liegen. Die Temperung der Schichten wird normalerweise in
einem Ofen über einen Zeitraum von mehreren Stunden durchgeführt. Diese Vorgehensweise
ist hier nicht möglich, da die Schichten erst nach der Fertigstellung der Micro-Hotplates
aufgebracht werden. Bei einer Temperung im Ofen ist zu erwarten, dass die galvanisierten
Au-Bondpads zerstört werden. Aus diesem Grund wurde die Temperung der Metalloxid-
Schichten on chip durch den Heizer der Micro-Hotplates durchgeführt. Da diese Art der
Temperung nicht die gleiche Temperaturuniformität und -stabilität wie bei der Temperung im
Ofen aufweist, mussten die optimalen Prozessparameter experimentell bestimmt werden.
Problematisch ist die Inhomogenität der Temperaturverteilung, wobei insbesondere die
MoO3-Schichten bei Temperaturen oberhalb von 500 °C sublimieren, was zur Zerstörung der
Schichten führt. Die Temperprozesse von H. Steffes [7.2] für InxOyNz (10 h, 600 °C) und von
C. Imawan [7.1] für MoO3 (5 h, 500 °C) werden als Ausgangsbasis für die Versuche
verwendet, die alle an normaler Umgebungsatmosphäre durchgeführt werden.
Als Indikator für die Stabilität der Metalloxid-Schichten wird die Änderung des
Schichtwiderstandes in Abhängigkeit von der Tempertemperatur gemessen, die der mittleren
Membrantemperatur der Micro-Hotplate entspricht. Die Tempertemperatur wird mit Hilfe der
Ergebnisse aus Kapitel 6.2 aus der elektrischen Heizleistung des Heizers ermittelt. Die
Ergebnisse der Temperanalyse für die InxOyNz- und MoO3-Schichten (mit/ohne Tantal) sind
in Abbildung 7.1 dargestellt. Die Ergebnisse für die SnO2-Schicht können in diesem
Diagramm nicht dargestellt werden, weil die ungetemperte SnO2-Schicht sehr hochohmig ist
und erst durch die Temperung leitfähig wird.
Gasmessung mittels Metalloxid-Schichten auf Micro-Hotplates
115
0,0
0,1
1,0
10,0
100,0
1000,0
10000,0
100 200 300 400 500 600 700
Tempertemperatur [°C]
RT/R
0
Abbildung 7.1: Widerstandsänderung als Verhältnis von Schichtwiderstand RT zu R0
nach bzw. vor der Temperung, der angegebenen Metalloxid-Schichten in Abhängigkeit
der Tempertemperatur, die der mittleren Membrantemperatur entspricht. Die MoO3-
Schichten benötigen eine Temperatur von ca. 400 °C, um einen stabilen Widerstand zu
erreichen. Die InxOyNz-Schichten müssen bei deutlich höheren Temperaturen (~ 580 °C)
getempert werden.
Die Abbildung 7.1 zeigt die Veränderung des Verhältnisses der Widerstände RT zu R0 (R0
Widerstand vor bzw. RT nach der Temperung) in Abhängigkeit von der Tempertemperatur.
Die Temperdauer von fünf Stunden für die MoO3-Schichten und zehn Stunden für die
InxOyNz-Schichten wurde von H. Steffes und C. Imawan übernommen. Die MoO3-Schichten
(mit und ohne Tantal-Promotor) zeigen einen steilen Anstieg des Widerstandes der Schichten
mit der Tempertemperatur, der mit zunehmender Temperatur flacher wird. Bei einer
Tempertemperatur von mehr als 400 °C kommt es zu keiner weiteren Widerstandsänderung
und der Widerstand pendelt sich bei dem 2600- bzw. 4000-fachen des Startwiderstandes R0
für MoO3 bzw. MoO3+Ta ein. Wird die Tempertemperatur weiter gesteigert, sublimiert die
MoO3-Schicht. Temperaturen unterhalb von 200 °C bewirken keine Veränderung des
Widerstandes der Schichten. Die InxOyNz-Schichten (mit und ohne Tantal-Promotor) werden
erst bei Temperung von mehr als 550 °C stabil. Der Widerstand RT nach der Temperung liegt
beim 100- (InxOyNz). bzw. dem 600-fachen (InxOyNz+Ta) des Startwiderstandes R0.
MoO3 MoO3+Ta InxOyNz
InxOyNz+Ta
Gasmessung mittels Metalloxid-Schichten auf Micro-Hotplates
116
Die beiden Diagramme in der folgenden Abbildung 7.2 zeigen den typischen Verlauf der
Metalloxid-Widerstandswerte während der ersten 100 Minuten der Temperung.
Abbildung 7.2: Verlauf der Widerstandswerte der MOX-Schichten in den ersten
100 min der Temperung. Das obere Diagramm zeigt den Widerstandsverlauf für die
beiden MoO3-Schichten (mit/ohne Ta), das untere für die SnO2- sowie die beiden
InxOyNz (mit/ohne Tantal)-Schichten. Die Tempertemperatur ist in beiden Diagrammen
auf der rechten Ordinatenachse dargestellt.
1
10
100
100010000
100000
1000000
10000000
100000000
0 20 40 60 80 1000
100
200
300
400
500
1
10
100
1000
10000
100000
1000000
0 20 40 60 80 100
Temperdauer [min]
0
100
200
300
400
500
600
R [Ω
]
Tem
pera
tur [
°C]
MoO3 MoO3+Ta InxOyNz InxOyNz+Ta SnO2 T [°C]
108
106
105
104
103
101
1
102
107
106
105
104
103
101
1
102
Gasmessung mittels Metalloxid-Schichten auf Micro-Hotplates
117
Die maximalen Temperaturen in Abbildung 7.2, gemessen mit dem on chip Pt-Temperatur-
Messwiderstand, entsprechen denen, die experimentell als optimal für die on chip Temperung
ermittelt wurden. Die Schichten auf Basis von MoO3 (oberes Diagramm in Abbildung 7.2)
wurden bei einer Temperatur von ungefähr 400 °C getempert. Eine höhere Temperatur würde
zum Ausfall der Schicht führen. Die abrupte Widerstandszunahme zu Beginn des
Tempervorgangs kann auf die Phasenumwandlung von monoklin nach orthorhombisch
zurückgeführt werden, die ab einer Temperatur von 350 °C stattfindet [7.9].
Das untere Diagramm in Abbildung 7.2 zeigt den Widerstandsverlauf der MOX-Schichten auf
InxOyNz- und SnO2-Basis. Diese drei Schichten werden bei einer Temperatur von 580 °C für
zehn Stunden getempert. Die schon angesprochene Änderung der SnO2-Schicht vom
hochohmigen in einen vergleichsweise niederohmigen Zustand wird in diesem Diagramm
deutlich. Die Temperparameter aller Schichten sind in Tabelle 7.3 zusammenfasst.
Tabelle 7.3: Übersicht über die Prozessparameter zur on chip-Temperung der
Metalloxid-Schichten (Temperwiderstand = Endwiderstand bei Tempertemperatur,
Endwiderstand = Widerstand bei Raumtemperatur).
MOX
Temper-temperatur
[°C]
Zeit
[h]
Start-widerstand
R0 [Ω]
Temper-widerstand
R [Ω]
End-widerstand
RT [Ω]
MoO3 ca. 400 5 1200 ~1,5×107 ~3,1×106
MoO3+Ta ca. 400 5 900 ~7,7×107 ~3,6×106
InxOyNz ca. 580 10 55 ~2,5×102 ~5,2×103
InxOyNz+Ta ca. 580 10 50 ~8,5×104 ~3,5×104
SnO2 ca. 580 10 ----- ~5,6×102 ~4,0×103
Gasmessung mittels Metalloxid-Schichten auf Micro-Hotplates
118
7.3 Ergebnisse und Auswertung der Gasmessungen
Im Folgenden werden Gasmessungen mit den entwickelten Micro-Hotplates und den
Metalloxid-Schichten durchgeführt. Mit allen fünf Schichtsystemen werden Gasmessungen
mit folgenden fünf Messgasen vorgenommen:
• Methan (CH4), 1000 ppm Flaschenkonzentration
• Kohlenmonoxid (CO), 300 ppm Flaschenkonzentration
• Stickstoffdioxid (NO2), 200 ppm Flaschenkonzentration
• Wasserstoff (H2), 10000 ppm Flaschenkonzentration
• Ammoniak (NH3), 200 ppm Flaschenkonzentration
Zur Messung können die Messgase einzeln mit trockener synthetischer Luft auf die
gewünschte Gaskonzentration abgemischt und in den Rezipienten des Gasmessplatzes geleitet
werden. Der Gasmessplatz wird über ein Labview-Programm gesteuert und ist weitestgehend
automatisiert. Abbildung 7.3 zeigt eine schematische Darstellung des Gasmessplatzes.
Gasmessung mittels Metalloxid-Schichten auf Micro-Hotplates
119
Abbildung 7.3: Schema des computergesteuerten Gasmessplatzes [7.2]. Sämtliche
Geräte werden mit Labview über einen IEEE-Controller gesteuert. Nach Einstellung
der Messparameter werden die Gasgemische automatisch über Massenflussregeler
(MFR) abgemischt und in den Rezipienten geleitet. Die Messdauer und Messpausen
können frei gewählt werden. Die Messwerte von bis zu vier Sensoren können gleichzeitig
über einen Scanner aufgenommen werden. Die Chipheizung wird über einen P-I-Regler
gesteuert.
Trotz der Temperung bei 400 °C zeigten die Gasmessungen mit den MoO3-Schichten nur sehr
unbefriedigend Ergebnisse, insbesondere musste auch bei niedrigen Betriebstemperaturen
wiederholt eine starke Drift des Grundwiderstandes festgestellt werden, dessen Ursache nicht
geklärt werden konnte. Aus diesem Grund sind im Folgenden nur Messergebnisse der
Messungen mit den InxOyNz-, InxOyNz+Ta- und SnO2-Schichten dargestellt. In Abbildung 7.4
Gasmessung mittels Metalloxid-Schichten auf Micro-Hotplates
120
ist der Gleichstromwiderstand der InxOyNz+Ta-Schicht unter Beaufschlagung verschiedener
Messgase dargestellt.
Abbildung 7.4: Gleichstromwiderstand einer InxOyNz-Schicht mit 3 nm Ta-
Promotorschicht. Das obere Diagramm zeigt eine Messung mit CH4 bzw. CO bei 400 °C
Betriebstemperatur, das untere mit NO2 bzw. H2 bei 350 °C.
Die Diagramme in Abbildung 7.4 zeigen den Gleichstromwiderstand einer InxOyNz-Schicht
mit 3 nm Tantal als Promotor. Die Messung im oberen Diagramm bei einer
Betriebstemperatur von 400 °C zeigt die Veränderung des Widerstandes bei stufenförmiger
Beaufschlagung mit CH4 (100, 300, 500 ppm) und CO (10, 30, 50 ppm) für jeweils 30
Minuten in trockener synthetischer Luft. Bei der Messung, die im unteren Graphen dargestellt
1
10
100
1000
10000
0 200 400 6000200400600
800100012001400
1
10
100
1000
10000
0 200 400 6000
100
200
300
400
500
600
Gas
konz
entr
atio
n [p
pm]
Wid
erst
and
[Ω]
Zeit [min] CH4 CO NO2 H2 R [Ω]
Gasmessung mittels Metalloxid-Schichten auf Micro-Hotplates
121
ist, wurde bei einer Temperatur von 350 °C erst NO2 (10, 20, 50 ppm) und anschließend H2
(500, 1000, 2000, 5000 ppm) in trockener synthetischer Luft beaufschlagt. Die Messsignale
zeigen bei den verwendeten Betriebstemperaturen eine gute Reproduzierbarkeit, wie aus
Abbildung 7.4 zu ersehen ist. Deutlich zu sehen ist auch der Unterschied zwischen
reduzierenden Gasen (CH4, CO, H2), die eine Abnahme des Widerstandes bewirken und
oxidierenden Gasen (NO2), die zu einer Erhöhung des Widerstandes führen.
Um die Bedeutung der Betriebstemperatur bezüglich der Ansprech- und Abklingzeit von
MOX-Gassensors zu veranschaulichen, ist in Abbildung 7.5 die Ansprechzeit τ50, ein und in
Abbildung 7.6 die Abklingzeit τ50, aus der InxOyNz-Schicht mit Tantal in Abhängigkeit der
Betriebstemperatur für die fünf verwendeten Messgase dargestellt.
0
1
2
3
4
5
6
7
8
350 400 450 500Mittlere Membrantemperatur [°C]
τ50e
in [m
in] NH3, 20 ppm
CH4, 100 ppmNO2, 10 ppmCO, 50 ppmH2, 1000 ppm
Abbildung 7.5: Ansprechzeit τ50, ein der InxOyNz+Ta-Schicht in Minuten in Abhängigkeit
der mittleren Membrantemperatur für fünf verschiedene Messgase. Mit Ausnahme von
NO2 ist die Ansprechzeit für alle Gase schon bei 350 °C deutlich kürzer als eine Minute.
Die in Abbildung 7.5 gegen die Betriebstemperatur aufgetragene Ansprechzeit τ50, ein ist als
die Zeit definiert, die die Metalloxid-Schicht nach Einschalten des Messgases benötigt, um
auf die Hälfte der maximalen Widerstandsänderung zu kommen. Anhand des Graphen wird
deutlich, das die InxOyNz+Ta-Schicht auf alle Gase mit Ausnahme des NO2 sehr empfindlich
reagiert und schon bei 350 °C Ansprechzeiten von weniger als einer Minute aufweist. Für
τ 50,
ein
[min
]
Gasmessung mittels Metalloxid-Schichten auf Micro-Hotplates
122
NO2 zeigt sich die eine signifikante Reduzierung der Ansprechzeit mit steigender
Betriebstemperatur.
0
10
20
30
40
50
350 400 450 500Mittlere Membrantemperatur [°C]
τ50a
us [m
in] NH3, 20 ppm
CH4, 100 ppmNO2, 10 ppmCO, 50 ppmH2, 1000 ppm
Abbildung 7.6: Abklingzeit τ50, aus der InxOyNz+Ta-Schicht in Minuten in Abhängigkeit
der mittleren Membrantemperatur für fünf verschiedene Messgase.
Die in Abbildung 7.6 gegen die Betriebstemperatur aufgetragene Abklingzeit τ50, aus ist als die
Zeit definiert, die die Metalloxid-Schicht nach Abschalten des Messgases benötigt, um auf die
Hälfte der Widerstandsänderung abzufallen. Der Graph zeigt anschaulich den je nach
Messgas großen Einfluss der Betriebstemperatur auf die Dynamik des Messsignals nach
Abschalten des Gasflusses. So reduziert sich beispielsweise die Abklingzeit bei einer
Gasbeaufschlagung von 10 ppm NO2 in trockener synthetischer Luft von 47 Minuten bei
einer Betriebstemperatur von 350 °C auf zwei Minuten bei 500 °C und für 1000 ppm H2 von
10,4 auf weniger als eine Minute. Nicht für alle Messgase sind die Unterschiede so
gravierend, aber trotzdem macht der Graph in Abbildung 7.6 die Relevanz der
Betriebstemperatur für die dynamischen Eigenschaften des Gassensors deutlich.
Selbstverständlich beeinflussen auch andere Variablen die Messergebnisse. Zum Beispiel
wird die Abklingzeit nicht nur durch die Betriebstemperatur, sondern auch durch die
Gaskonzentration während der Messung entscheidend beeinflusst, wie anhand des Graphen in
Abbildung 7.7 verdeutlicht wird.
τ 50,
aus
[min
]
Gasmessung mittels Metalloxid-Schichten auf Micro-Hotplates
123
0
5
10
15
20
25
0 20 40 60
NH3 Konzentration [ppm]
Abk
lingz
eit [
min
]
400 °C450 °C
Abbildung 7.7: Einfluss der Messgaskonzentration auf die Abklingzeit bei
Betriebstemperaturen von 400 und 450 °C für eine InxOyNz+Ta-Schicht.
Auch in diesem Fall ist das Ergebnis nicht weiter überraschend. Mit zunehmender
Messgaskonzentration steigt die Abklingzeit deutlich an, weil die höhere
Messgaskonzentration eine stärkere Belegung des MOX mit dem Messgas bewirkt.
Zum Abschluss dieses Kapitels zeigt Abbildung 7.8 einen Vergleich der relativen
Änderungen des Widerstandes zwischen der SnO2-Schicht und der InxOyNz-Schichten ohne
und mit Tantal-Promoter.
Gasmessung mittels Metalloxid-Schichten auf Micro-Hotplates
124
Abbildung 7.8: Gegenüberstellung der relativen Widerstandsänderungen (Widerstand
unter Gasbeaufschlagung RG gegen Widerstand ohne Gas R0) der InxOyNz -Schichten
(mit und ohne Tantal) und der SnO2-Schicht bei Beaufschlagung mit 100 ppm CH4,
30 ppm CO, 1000 ppm H2 und 10 ppm NO2 in trockener synthetischer Luft bei
Betriebstemperaturen von 350 °C, 400 °C und 500 °C.
In der Gegenüberstellung in Abbildung 7.8 zeigen alle vier Graphen die relative
Widerstandsänderung der Schichten in Abhängigkeit der Betriebstemperatur. Dabei werden
Unterschiede im Hinblick auf die Sensitivität der unterschiedlichen Metalloxid-Schichten und
InxOyNz InxOyNz+Ta SnO2
30 ppm CO
100 ppm CH4
Mittlere Membrantemperatur [°C]
10 ppm NO2
0,010,1
110
100
500 350 400
1000 ppm H2
0
0,5
1
1,5
0
0,5
1
RG/R
0
0
0,5
1
Gasmessung mittels Metalloxid-Schichten auf Micro-Hotplates
125
der Einfluss der Betriebstemperatur deutlich. Betrachtet man die Messwerte für die
Beaufschlagung mit 100 ppm CH4 (oberster Graph), fällt insbesondere die sehr geringe
Sensitivität – unabhängig von der Betriebstemperatur der SnO2-Schicht – auf. Die InxOyNz-
Schicht mit Ta-Promotor zeigt hier eine vergleichsweise hohe Sensitivität, die mit steigender
Betriebstemperatur sinkt. Hier zeigt sich der Vorteil der Promotorschicht, die hier
offensichtlich die CH4-Sensitivität im Vergleich zu der InxOyNz-Schicht ohne Promotor
signifikant erhöht. Dieser Vorteil geht allerdings mit steigender Betriebstemperatur zurück
Im zweiten Graphen von Abbildung 7.8, der die Messergebnisse unter Beaufschlagung mit
30 ppm CO zeigt, wird eine starke Abhängigkeit der Sensitivität der SnO2-Schicht von der
Betriebstemperatur deutlich. Bei 350 °C kommt es zu einer Widerstandsänderung von 80 %,
die bei einer Betriebstemperatur von 400 °C auf 10 % abfällt. Die CO-Sensitivität der
InxOyNz-Schicht ohne Promotor wird durch die Betriebstemperatur kaum beeinflusst. Die
Werte schwanken zwischen 0,47 und 0,55, wobei das Maximum bei 400 °C gemessen wurde.
Für die InxOyNz-Schicht mit Ta-Promotor wurde ein reziproker Zusammenhang zwischen
Betriebstemperatur und CO-Sensitivität gemessen. Der Wert sinkt von circa 0,7 bei 350 °C
auf unter 0,1 für 500 °C Betriebstemperatur.
Der Graph der Messung mit einer Beaufschlagung von 1000 ppm H2 zeigt näherungsweise
konstante Widerstandsänderungen für alle MOX-Schichten bei allen Betriebstemperaturen.
Die Werte variieren für 350 °C von 0,91 bis 0,99, für 400 °C von 0,87 bis 0,97 und für 500 °C
von 0,6 (InxOyNz mit Ta) und 0,96 (SnO2). Diese annähernd konstanten Werte insbesondere
für SnO2, das jedes Mal die maximale Änderung aufweist, kann auf die hohe Konzentration
von 1000 ppm und die Reaktionsfreudigkeit von Wasserstoff zurückgeführt werden.
Bei Beaufschlagung mit 10 ppm NO2 (unterster Graph) wurden die größten
Widerstandsänderungen (Beachte: Logarithmische Skalierung der Widerstandsachse)
gemessen. InxOyNz ohne Ta zeigte dabei die größte Empfindlichkeit, die mit steigender
Betriebstemperatur deutlich von 33,2 bei 350 °C auf 2,6 bei 500 °C sinkt. Der Tantal-
Promotor bewirkt hier eine signifikante Absenkung der Sensitivität. Die gemessenen
Widerstandsänderungen mit Tantal lagen nur zwischen 0,1 und 0,7. Die SnO2-Schicht weist
ein deutliches Sensitivitätsmaximum bei einer Betriebstemperatur von 400 °C auf. Dort wurde
eine relative Widerstandsänderung vom 20,3-Fachen gemessen. Im Vergleich dazu sind die
Änderungen bei 350 °C (~5-fach) und 500 °C (~7-fach) deutlich geringer.
Gasmessung mittels Metalloxid-Schichten auf Micro-Hotplates
126
7.4 Zusammenfassung
In diesem Kapitel wurden umfangreiche Gasmessungen mit fünf verschiedenen Metalloxid-
Schichten durchgeführt, um die Eignung der Micro-Hotplates für die Realisierung von
Gassensoren zu bestätigen. Die Metalloxide wurden mittels Schattenmaske auf die Membran
der Micro-Hotplates aufgesputtert. Für die Herstellungsparameter wurden auf Vorarbeiten des
Institutes zurückgegriffen, die sich ausführlich mit der Herstellung und Charakterisierung der
Schichtsysteme befassen. Die notwendige Temperung der MOX-Schichten wurde mit Hilfe
eines neuen Verfahrens durchgeführt: Um die Temperaturbelastung der Bondpads zu
minimieren, wurden die MOX-Schichten unter Verwendung des Heizwiderstandes auf der
Micro-Hotplate einer on chip-Temperung unterzogen.
Tabelle 7.4 gibt einen Überblick über die MOX-Schichtsysteme und die jeweiligen
Betriebstemperaturen auf der einen Seite und die Messgase mit den Messkonzentrationen auf
der anderen Seite.
Tabelle 7.4: Übersicht des Messprogramms.
MOX-System Temperatur
[°C]
Messgase Konzentrationen
[ppm]
InxOyNz 300-550 NO2 5-50
InxOyNz+Ta 300-550 CH4 20-500
MoO3 150-300 NH3 5-50
MoO3+Ta 150-250 CO 20-60
SnO2 350-550 H2 50-5000
Die getemperten MOX-Systeme wurden anschließend bei Temperaturen zwischen 150 und
600 °C mit verschiedenen Messgasen unterschiedlicher Gaskonzentration beaufschlagt.
Die MoO3-Schichten lieferten keine verwertbaren Messergebnisse. Die Ursache hierfür ist
wahrscheinlich in der kritischen Temperung der Schichten zu suchen. Die
Temperaturinhomogenitäten der Micro-Hotplate verhindern möglicherweise eine homogene
Stabilisierung der Schicht und damit verwertbare Messergebnisse.
Die Messergebnisse der InxOyNz- und SnO2-Schichten wurden in diesem Kapitel ausführlich
vorgestellt und beschrieben. Anhand der gezeigten Abhängigkeiten der Ansprech- und
Gasmessung mittels Metalloxid-Schichten auf Micro-Hotplates
127
Abklingzeit von der Betriebstemperatur wird die Notwendigkeit von hohen
Betriebstemperaturen für dynamische Messungen veranschaulicht.
Die Einsatzfähigkeiten der entwickelten Micro-Hotplates für die Realisierung von MOX-
Gassensoren konnte durch die gezeigten Messergebnisse bestätigt werden.
Diskussion und Ausblick
128
8 Diskussion und Ausblick
Anhand der im Rahmen dieser Arbeit entwickelten Micro-Hotplates auf Siliziumcarbid-
Membran werden neue Möglichkeiten für die technologische Realisierung von Metalloxid-
Gassensoren auf Micro-Hotplate-Basis präsentiert. Die Ergebnisse liefern einen wichtigen
Beitrag zur Weiterentwicklung von Micro-Hotplate-Gassensoren und zur Erschließung neuer
Anwendungen. Im Folgenden werden die vorgestellten Ergebnisse bewertet und Anregungen
für die Weiterentwicklung auf dem Gebiet der Micro-Hotplate-Gassensorik gegeben.
Es wurde gezeigt, dass die entwickelten Micro-Hotplates – in Kombination mit
unterschiedlichen Metalloxid-Schichten – Verwendung zur umfassenden Gasdetektion finden
können. Eine partiell eingespannte Membran für einen Temperaturbereich von über 600 °C
verlangt nach äußerst stabilen Materialien. SiC gehört zu den wenigen Materialien, die die
notwendige mechanische mit der geforderten thermischen Stabilität vereinigen.
Die große Bedeutung der Temperatur für den Einsatz von MOX-Gassensoren wird in der
Literatur stets betont, aber die Temperaturmessungen auf der Membran bzw. die
Charakterisierung der Temperaturverhältnisse beschränken sich meist auf Simulationen und
Messungen mit on chip Temperatur-Messwiderständen. Auf diesem Gebiet zeigt diese Arbeit
neue Ansätze und Möglichkeiten auf. Es wurden verschiedene Messmethoden angewandt, um
ein detailliertes Bild der thermischen Verhältnisse auf der Membran zu erhalten. Neben der
Nutzung von Schmelzkreiden, die eine sehr gute Abschätzung der Temperatur ermöglichen,
ist die Anwendung von Mikro-Thermoelementen zur Temperaturanalyse in Verbindung mit
Micro-Hotplates in der Mikrosystemtechnik neu. Die simulationsgestützte Kompensation des
Einflusses der Thermospitze ermöglicht eine genaue und ortsaufgelöste Temperaturmessung.
Der große Vorteil dieser Temperaturmessmethode ist die Gewinnung direkt auslesbarer
Temperaturmesswerte, wobei insbesondere der monetäre Aufwand minimal im Vergleich zur
Thermografie ist. Auch das größte Problem der Thermografie, die Bestimmung der
Emissivität, insbesondere bei Temperaturen oberhalb von 400 °C, kann mit Thermoelementen
umgangen werden. Für derart hohe Temperaturen bieten Thermoelemente eine relative
genaue, direkte, vielseitige und günstige Möglichkeit der Temperaturanalyse.
Im Hinblick auf die Langzeitstabilität konnte gezeigt werden, dass der limitierende Faktor die
Platinmetallisierung ist. Für Heizertemperaturen von über 1000 °C sinkt die Lebensdauer der
Metallisierung beispielsweise bis auf wenige Stunden ab. Verantwortlich für den Ausfall der
Diskussion und Ausblick
129
Metallisierung sind insbesondere eine Delamination der Schichten und auf Grund der hohen
Temperaturen wahrscheinlich auch Elektromigrations-Effekte. Die SiC-Membran kann
problemlos Temperaturen bis zu 900 °C (Abscheidetemperatur der SiC-Schicht) überstehen.
Keine einzige Membran ist während der gesamten Messungen durch thermo-mechanische
Belastungen zerstört worden.
Die Realisierbarkeit von MOX-Gassensoren wurde anhand von Gasmessungen mit
unterschiedlichen Messgasen und Gaskonzentrationen sowie fünf verschiedenen
Metalloxidschichten belegt und ausführlich analysiert. Die Möglichkeit des Betriebs bei
Temperaturen oberhalb von 500 °C macht dynamische Messungen erst möglich, weil die
Ansprech- und Abklingzeiten der Metalloxidschichten erst bei diesen Temperaturen
ausreichend kurz sind.
Diese Ergebnisse liefern eine fundierte Ausgangslage für weiterführende Arbeiten auf dem
Gebiet der MOX-Gassensoren. Erst der Einsatz von SiC als Membranmaterial ermöglicht den
Langzeitbetrieb bei Temperaturen von 500 °C und höher. Da SiC noch kein Standardmaterial
der Mikrosystemtechnik ist, sind noch umfangreiche Arbeiten notwendig, um die
Verfügbarkeit der notwendigen SiC-Schichten zu ermöglichen. Nicht zuletzt sind auch andere
Heizermaterialien notwendig, um zu höheren Betriebstemperaturen zu gelangen Im
Zusammenhang mit dieser Arbeit erscheint die Analyse der thermischen Eigenschaften des
SiC als vordringlich. Hier ist insbesondere die thermische Leitfähigkeit in Abhängigkeit der
Temperatur von Interesse. Bei Kenntnis dieses Parameters könnte ein großer Schritt im
Hinblick auf die Optimierung der Heizerstrukturen und schlussendlich zur Reduzierung der
Leistungsaufnahme gemacht werden. Diese Ergebnisse können mit Hilfe eines zielgerichteten
Einsatzes von Thermoelementmessungen weiter verbessert werden.
Aufgrund der Membranfläche von 1×1 mm2 ermöglichen die hergestellten Micro-Hotplates
einen bifunktionalen Einsatz zur umfassenden Gasdetektion und Luftqualitätsüberwachung.
Neben der im Rahmen dieser Arbeit vorgestellten Möglichkeit der Nutzung als Metalloxid-
Gassensor ist der Einsatz als Infrarotquelle zur CO2-Detektion möglich und von der Steinel
GmbH im Rahmen des IESSICA-Projektes durchgeführt worden. Um diese Bifunktionalität
zu ermöglichen ist eine partiell eingespannte Membran in „back-side“-Technologie, wie sie
hier hergestellt wurde, zwingend erforderlich, damit beide Seiten der Membran nutzbar sind.
Auch an dieser Stelle wird der Vorteil des SiC als Membranmaterial deutlich, da dessen
Materialeigenschaften Membranen dieser Größe erst ermöglichen und es zeigt sich, dass die
Diskussion und Ausblick
130
Entwicklung von Micro-Hotplates für MOX-Gassensoren durch neue Werkstoffe
entscheidend befördert werden kann.
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131
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für die Detektion von NO2 und O3“; Dissertation Technische Universität
Berlin; 2002
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Dünnschichten für Anwendungen in der Gas-Mikrosensorik“; Dissertation
Technische Universität Berlin; 1997
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Danksagung
144
Danksagung
Die Arbeit wurde finanziell durch das BMBF im Rahmen des IESSICA-Projektes gefördert.
Nur durch die Hilfe und Unterstützung vieler Menschen wurde diese Arbeit erfolgreich zum
Abschluss gebracht.
An erster Stelle möchte ich Herrn Prof. Dr.-Ing. E. Obermeier (Technische Universität Berlin)
für die interessante Aufgabenstellung, die guten Arbeitsbedingungen und die stetige
Unterstützung.
Dank gilt auch Herrn Prof. Dr.-Ing. R. Moos für die Erstellung des Zweitgutachtens und
Herrn Prof. Dr. rer. nat. J. Raisch für die Übernahme des Vorsitzes des
Promotionsausschusses.
Ich danke den Herren Dr. Fricke, Dr. Vöhse und Dipl.-Ing. Hantsch vom Institut Fresenius für
die hervorragenden physikalischen Analysen und die Unterstützung bei der Bewertung der
Ergebnisse. Ich möchte den Herren Enderlein, Dr. Sonntag und Hoffmann von der HL-
Planartechnik GmbH für die Beschichtungen der Wafer mit Platin danken. Herrn Meggle und
Herrn Dr. Höfer von der Steinel Solutions AG möchte ich für Ihre Hilfe bei Herstellung der
Zinnoxid-Schichten danken.
Special thanks go to J. Melzak of FLXmicro, Solon Ohio, USA for deposition of the silicon
carbide layers and constant support regarding any questions to the material.
Weiter danke ich allen Mitarbeitern des Microsensor & Actuator Technology Center der
Technischen Universität Berlin für die gute Arbeitsatmosphäre und die vorwährende
Unterstützung. Insbesondere gebührt mein Dank Herrn Dipl.-Ing. B. Mukhopadhyay für seine
unermüdliche technologische Unterstützung während der Herstellung der Sensoren. Herrn
Dipl.-Ing. A. Berns möchte ich für die freundschaftliche Büronachbarschaft und viele
unterhaltsame Stunden danken. Herrn Dr. H. Steffes (jetzt Robort Bosch AG) danke ich für
die thematische Einarbeitung und fachliche Unterstützung während seiner Zeit an der
Technischen Universität Berlin.
Meiner Frau Isabelle danke ich für Ihre Geduld während der Wochenenden in den
vergangenen 2 Jahren, die oft für den Feinschliff dieser Arbeit herhalten mussten. Auch
möchte ich meinen Eltern Rosel und Walter Wiche danken, die mich immer auf meinem Weg
unterstütz haben.