RF MEMS para Lograr Conectividad Inalámbrica Universal: Parte 1

RF MEMS para Lograr
Conectividad Inalámbrica
Universal:
Parte 1—Fabricación
Héctor J. De Los Santos,
Georg Fischer, Harrie A. C. Tilmans,
and Joost T.M. van Beek
a aplicación de la tecnología de sistemas microelectro-mecánicos (MEMS) está a punto de
revolucionar las comunicaciones inalámbricas
[1]. El hecho de que RF MEMS haga posible la
realización de dispositivos pasivos superiores,
tales como interruptores, condensadores conmutables (de
dos estados), condensadores contínuamente variables,
inductores, líneas de transmisión y resonadores, hace de
esta tecnología un candidato primordial para la realización
de un sin número de enseres inalámbricos operantes en las
esferas del hogar / terrestre, móvil, y del espacio [2], tales
como microteléfonos, estaciones base, y satélites. Las
propiedades esenciales con las que estos sistemas son
dotados son las de bajo consumo de potencia y
reconfigurabilidad. Es por estas razones que se cree que RF
MEMS ha de ser la tecnología clave para la realización de
conectividad inalámbrica universal. En este contexto, el
objetivo de este articulo es exponer el impacto y estado
corriente de la aplicación de RF MEMS para realizar
condensadores conmutables, condensadores variables e
interruptores, particularmente en los tres elementos de este
paradigma, a saber, microteléfonos, estaciones base, y
satélites. En particular, se abordan asuntos tales como la
justificación que motiva el uso de RF MEMS en el ámbito
de sistemas inalámbricos, los requerimientos de los
dispositivos impactados, la manufactura de grandes
cantidades, el empaque, y su funcionamiento y
confiabilidad.
Héctor J. De Los Santos (NanoMEMSLLC@aol.com) esta con NanoMEMS Research, LLC, Irvine, CA92604 USA.
Georg Fischer esta con Lucent-Bell Labs Nuremberg, Germany. Harrie A.C. Tilmans esta con Inter-University Microelectronics Center
(IMEC) Leuven, Belgium. Joost T.M. van Beek esta con Philips Research Laboratories, Eindhohen, The Netherlands.
Traductor: Héctor J. De Los Santos (E-mail: hjd@nanomems-research.com)
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IEEE microwave magazine
1527-3442/04/$20.00©2004 IEEE
Diciembre 2004
La primera parte de este articulo se enfoca en las técnicas
de fabricación (micromaquinado de superficie y de
substrato) y sus limitaciones, comparando los mecanismos
de activación mediante el uso de los cuales se pueden
confeccionar dispositivos RF MEMS, y el empaque a nivel
de dispositivo. La segunda parte se enfoca en desglosar el
progreso e impacto de RF MEMS en sistemas inalámbricos,
en particular, en microteléfonos, estaciones base, y
aplicaciones para el espacio.
Fundamentos de la Tecnología RF MEMS
Fabricación
La tecnología de fabricación RF MEMS se basa en la
disciplina, muy bien establecida, de la fabricación de
circuitos integrados (CIs). De hecho, RF MEMS se puede
entender a la luz del proceso convencional bi-dimensional
de los CIs, Figura 1, el cual esta basado en fotolitográfica y
engravado químico, y el cual consiste de los siguientes
pasos fundamentales.
1) Se cubre el substrato con una barrera (usualmente SiO2
para un substrato de silicio).
2) Se cubre la superficie con un
material polimérico sensitivo a la
luz, llamado “photoresist” (PR).
3) Una foto-mascara (un plato de
vidrio, uno de cuyos lados
contiene un patrón de una
emulsión o película metálica,
se
coloca sobre el substrato y el PR es
expuesto a través de esta mascara a
luz Ultravioleta (UV) de alta
intensidad dondequiera que la
mascara sea transparente.
El PR es desarrollado mediante un
proceso similar al utilizado para revelar
películas fotográficas y puede ser de
naturaleza
positiva
o
negativa,
obteniéndose uno de dos resultados:
1) Cuando los rayos UV interaccionan
con un PR positivo, se debilita el
polímero, de manera que cuando la
imagen es desarrollada el PR expuesto a
los rayos UV se disuelve transfiriendo
así la imagen positiva de la mascara a la
capa de PR.
2) Cuando la luz UV interacciona con el
PR negativo, se fortalece el PR, de
manera que cuando la imagen es
desarrollada el PR no expuesto a la luz
UV se disuelve, transfiriendo así la
imagen negativa de la mascara a la capa
de PR.
La tecnología de fabricación RF MEMS
esta basada en dos técnicas principales
para moldear la tercera dimensión, a
saber, micromaquinado de superficie y
micromaquinado de substrato.
En el micromaquinado de superficie, Figura 2(a), películas
delgadas de materiales son selectivamente añadidas, y
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eliminadas del substrato. Los materiales de la película que
eventualmente serán eliminados se denominan materiales
de sacrificio, mientras que los que finalmente permanecen
se denominan materiales estructurales. Por ejemplo, una
viga voladiza se puede crear sobre un substrato de silicio
mediante el deposito de SiO2 como capa de sacrificio,
depositando polisilicio como capa estructural, definiendo el
patrón o geometría de la viga en la capa de polisilicio, y
finalmente disolviendo la capa de sacrificio debajo de esta.
Este ultimo paso es llamado liberación ya que tiene como
objetivo el liberar las estructuras mecánicas de modo que se
puedan mover. Materiales típicos empleados en el
micromaquinado de superficie se muestran en la Tabla 1 [3].
Cuando un químico para engravado liquido es utilizado
para disolver la capa de sacrificio, sin embargo, uno debe
asegurarse de que las fuerzas de resorte de las estructuras
Figura 1. Dibujo de secuencia de fabricación de CI.
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Figura 2. (a) Viga voladiza fabricada por micro maquinación de superficie. (b) Cavidad creada mediante el micromaquinado de substrato.
mecánicas superan las fuerzas de tensión de superficie del
químico liquido. Si no es así, la liberación no ocurrirá
completamente y las estructuras terminaran pegadas o al
substrato o a otras estructuras adyacentes. Este fenómeno
de adhesión puede también ocurrir durante la operación de
dispositivos operados mediante fuerzas electrostáticas, en
cuyo caso puede ser el resultado de un tirón violento (“pullin”), a discutirse más adelante [1], [3]-[5].
En el micromaquinado de substrato, estructuras
mecánicas son creadas dentro de los confines del substrato,
Figura 2(b), mediante la eliminación selectiva de material
del substrato por técnicas de engravamiento / corrosión
liquidas y secas, explotando así las razones anisotrópicas
de corrosión de los diferentes planos cristalográficos en el
substrato.
La aplicación de MEMS en el contexto de sistemas
integrados es de gran interés porque mediante la
integración tri-dimensional (3-D) de estructuras mecánicas
móviles en el mismo substrato que los circuitos electrónicos,
se hace posible el producir sistemas altamente funcionales
capaces de alcanzar niveles de funcionamiento imposibles
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de obtener de otra manera,
particularmente
en
el
ámbito de tamaño, consumo
de potencia, y costo. Las
estructuras MEM 3-D en
cuestión, pueden activarse
mediante una variedad de
mecanismos, tales como los
que se derivan de fuerzas
electrostáticas,
electro
térmico,
piezoeléctricas,
electromagnéticas,
y
electrodinámicas.
Sin
embargo, en el fondo, desde
un punto de vista a nivel de
sistema o funcional, e
independientemente
del
mecanismo de activación,
estas estructuras poseen dos
pares de electrodos. A través
del primero, se aplica una polarización d.c. para causar
movimiento y un segundo par, los electrodos de
conmutación o contactos, con el que existe la señal de
radiofrecuencia (RF) manipulada. Cuando los dos pares
están aislados uno del otro, la configuración se denomina
relevador (”relay”). Por otro lado, si el d.c. y la señal RF
comparten las mismas líneas de control, la configuración se
denomina interruptor. Desde el punto de vista de un
circuito, los relevadores pueden clasificarse como
dispositivos de 4 terminales y los interruptores como
dispositivos de 2 terminales. Sin embargo, es posible,
cuando los conjuntos de terminales de polarización y RF
comparten un potencial de referencia (“ground”) en común,
el tener un relevador de 3 terminales.
Desde una perspectiva de diseño de circuitos, la
naturaleza de la estructura de un dispositivo, sea este un
relevador o un interruptor, es de mucha importancia. Esto
es así porque, mientras que un relevador posee una
aislamiento intrínseco entre los terminales de polarización
y RF, un interruptor no. Por tanto, cuando se emplea la
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configuración de interruptor, es necesario emplear un
modo de desacoplar las señales de polarización y RF, por
ejemplo, hay que utilizar una T de polarización (“BiasTee”). Estos conceptos pueden visualizarse examinando las
estructuras fundamentales para relevadores e interruptores
RF MEMS mostrados en la Figure 3.
En este articulo nos enfocamos en discutir el progreso e
impacto sobre los sistemas inalámbricos de tres tipos de
dispositivos RF MEMS de micromaquinado de superficie, a
saber, condensadores conmutables (CC), condensadores
contínuamente variables, e interruptores óhmicos. En lo
que sigue, presentamos una comparación entre los distintos
mecanismos de activación explotados en la confección de
dispositivos RF MEMS.
Activación
Dispositivos RF MEMS, tales como interruptores,
condensadores variables y resonadores mecánicos,
contienen miembros móviles, los cuales son puestos en
movimiento a través de un microactivador. Un dispositivo
interruptor RF MEMS, por ejemplo, posee, tal como los
interruptores semiconductores RF, dos estados estables.
La conmutación entre los dos estados es lograda a través
del desplazamiento mecánico de un miembro estructural
capaz de moverse libremente, a saber, la armadura. El
desplazamiento es inducido mediante un microactivador
para el cual varios mecanismos de activación existen,
incluyendo
activación
electrostática,
electrotérmica,
piezoeléctrica y electromagnética [6]. El principio de operación
de estos cuatro mecanismos se ilustra en las Figuras 4, 6, 7,
y 8, respectivamente, y toma cuerpo en un dispositivo
interruptor RF MEMS con viga flexible de tipo voladizo.
Las siguientes sub-secciones discuten más a fondo cada
mecanismo de activación.
La mayoría de los dispositivos RF MEMS utilizan la
activación electrostática [7, 8], ilustrada en la Figura 4(a)
para un interruptor RF MEMS.
La activación
Figura 3. Configuración y polarización de estructuras RF MEMS de relevador e interruptor. (a) Interruptor capacitivo activado elestrostáticamente
(configuración de lado amplio) implementado en una línea de transmisión CPW. (b) Relevador óhmico en serie de activación electrostática
implementado con una viga voladiza como armadura (configuración de lado amplio). (c) Interruptor capacitivo en paralelo de activación electrostática
(en configuración de lado amplio). (d) Interruptor capacitivo en serie de activación electrostática implementado en una línea de transmisión CPW
(configuración en línea). (e) Circuito de polarización para un interruptor en paralelo. (f) Circuito polarizador para un interruptor en serie.
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electrostática esta basada en la fuerza atractiva de Coulomb
Fel existente entre cargas de polaridad opuesta. La fuerza
atractiva electrostática de dos platos paralelos entre los
cuales un voltaje V es aplicado esta dada por:
Fel =
1
2
Q
2
ε0 A
=
2
1 ε 0 AV
2
d2
(1)
donde Q (=CV, con C = ε0A/d la capacitancia) es la carga
residente en las placas del condensador, A es el área de las
placas, d es la distancia entre las placas (brecha) y ε0 es la
permitividad del espacio libre. La ecuación de arriba
muestra que la fuerza es inversamente proporcional al
cuadrado de la brecha. Esta relación alineal ocasiona el que
ocurra una inestabilidad cuando el voltaje excede el
llamado voltaje de “pull-in” VPI. En otras palabras, “pullin” denota el voltaje al cual el control de un dispositivo
activado electrostáticamente, por ejemplo, una viga, es
perdido debido a la perdida de equilibrio entre fuerzas
electrostática y de resorte. Este fenómeno se hace aparente
a partir de la reexaminación de la ecuación de equilibrio
entre fuerzas de resorte y electrostática cuya solución
proporciona el desplazamiento del plato móvil de un
condensador de placas paralelas, x(V), mostrado en la
Figura 4(b).
Esta ecuación esta dada por:

ε AV 2
 kx − 0
2

2(d 0 − x )


=0


(2)
+
e implica que, comenzando con V = 0 , x se autoajustará
de modo que (1) será eventualmente satisfecha. Para que este
ajuste en x ocurra, la magnitud de V tiene que ser tal que el
estado inicial de (2) sea mayor de cero. En este caso (2)
tiene raíces positivas reales (físicas), x(V)>0. El voltaje que
demarca esta región es ese para el cual la diferencia entre
las fuerzas de resorte y electrostática, encarnadas por (2) es
mínima. Este valor se puede encontrar calculando la
derivada de (2) e igualándola a cero, o sea,
k−
ε 0 AV 2
(d 0 − x )3
= 0.
(3)
Entonces, resolviendo simultáneamente (2) y (3), uno
obtiene,
Figura 4. (a) Ilustración del mecanismo de activación electroestático en un microrelevador. (b) Diagrama de fuerza ilustrado para un
modelo concentrado de un activador electroestático. (c) Desplazamiento normalizado versus el voltaje de “pull-in” normalizado [3].
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
d
 d 0 >> ε
εr

8kd 03
27ε 0 A
V Pi =



(4a)
y
x PI =
d0
3
,
(4b)
donde VPI denota el voltaje de “pull-in” y xPI es el
desplazamiento al cual “pull-in” ocurre. La Figura 4(c)
muestra una gráfica del desplazamiento normalizado
versus el voltaje aplicado, normalizado al voltaje de “pullin”, indicando que al momento de ocurrir “pull-in”, el
desplazamiento se vuelve imaginario y la pendiente del
voltaje aplicado cesa de controlar el desplazamiento.
Al reducirse el voltaje, luego de ocurrir “pull-in”, la viga
es liberada a un voltaje mucho menor, llamado voltaje de
“pull-out” VPO. Como tal, el activador electroestático
exhibe histéresis. El voltaje de “pull-out” es
aproximadamente dado por:
V PO =
2k (d o − d R )d R2
ε0 A

d 
 d 0 >> ε 
εr 

(5)
donde do denota la brecha a cero voltaje, k es la constante
de resorte efectiva de la viga [9] y dR es el resto de la brecha
luego de comenzar a cerrar. Las expresiones de los voltajes
de “pull-in” y “pull-out” son exactas para un sistema de
resorte-masa concentrado. Para un diseño de interruptor
RF MEMS típico, con do = 2.5 µm, dR = 0.2 µm, k = 10 N/m,
A=100x100 µm2, se obtiene que VPI ≈23 V y VPO ≈4.6 V.
Señalamos
que
la
fuerza
electrostática
Fel no aumentará
indefinidamente con el aumento en
el voltaje aplicado, sino que esta
limitada
por
descarga
(“breakdown”) en el aire de la
brecha. El campo eléctrico a que la
descarga ocurre en brechas del
orden de micrones es ~ 3·108 V/m,
resultando en una fuerza máxima
de ~ 4 mN para un electrodo con
área de 100x100 µm2. Para alcanzar
el campo eléctrico de descarga a
través de una brecha de 1 µm, se
requiere
un
voltaje
extremadamente alto, a saber,
300 V. Para niveles de voltaje más
prácticos de alrededor de 10 V se
obtiene una fuerza de ~ 0.004 mN, o
sea, tres órdenes de magnitud más
pequeño que la fuerza máxima.
Como en los microrelevadores
equipados con contactos de Au
de baja calidad se requieren fuerzas de contacto de al
menos 50−100µN para producir una resistencia de contacto
baja y estable, la activación electrostática no se considera
muy atractiva a menos que el área de activación utilizada
sea muy grande (>1x1 mm2) y/o se permitan voltajes de
activación altos (>100V).
El fenómeno de “pull-in” es extremadamente importante,
ya que éste establece limitaciones, no solo en lo tocante al
funcionamiento, sino también, en cuanto a la fiabilidad.
Varios esquemas para evitar “pull-in” han sido propuestos.
En particular, el uso de electrodos de control y de señal
separados (la llamada estrategia de brecha dual) con
respectivas separaciones de electrodo a viga d2 y d1
obedeciendo la relación
d1 ≤ d 2 / 3 , Figura 5, ha resultado
en la extensión del rango de sintonización (RS) desde el
valor teórico de 50% limitado por “pull-in” hasta más de
400% [4]. Una implementación más reciente del
condensador variable de brecha dual por Rijks et al,
demostró un RS de 1600% [5].
La activación electrostática ofrece un consumo de
potencia extremadamente bajo, ya que la potencia es
consumida solamente durante el movimiento de
conmutación (parecido a una etapa de inversor digital).
Otras ventajas de utilizar activación electrostática lo son la
relativa simpleza de la tecnología de fabricación, el alto
grado de compatibilidad con una línea
(5) de proceso de
fabricación de CI estándar, la facilidad de integración con
líneas de transmisión planas y de microcintas, y la rapidez
de la respuesta dinámica (del orden de microsegundos). La
desventaja principal de la activación electrostática es el alto
voltaje (entre 12−60 V) asociado con un activador de brecha
grande según se requiere en interruptores RF MEMS. Aquí
es difícil el combinar un voltaje de activación bajo con,
primeramente, un buen aislamiento del interruptor de
Figura 5. Sección transversal de un condensador
variable [4]. Vctl es el voltaje de activación o control.
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configuración en serie (o alternativamente una perdida de
transmisión baja en el caso de un interruptor de
configuración en paralelo) y segundamente, con un
dispositivo robusto que tenga una alta resistencia a golpes
y vibraciones. Para resonadores mecánicos de alta
frecuencia (>100MHz), por otro lado, brechas de activación
pequeñas son necesarias para lograr un acoplamiento
electromecánico alto o, igualmente, una resistencia de
movimiento (“motional resistance”) pequeña. Nótese, sin
embargo, que los resonadores mecánicos de alta frecuencia
son altamente rígidos, lo cual implica un voltaje de
polarización alto para lograr un factor de acoplamiento alto.
Naturalmente, es necesario hacer concesiones en el diseño.
En caso de que el voltaje disponible sea limitado, por
ejemplo, entre 3−5V como para microteléfonos, se podrían
incorporar generadores de alto voltaje tal como el “circuito
multiplicador de voltaje dc tipo Dickson”. Esto se puede
hacer
monolíticamente,
por
ejemplo,
utilizando
“procesamiento encima del CI”, o de manera híbrida según
se demostró recientemente por Motorola [10].
La activación y detección piezoeléctrica están basadas en el
efecto piezoeléctrico inverso y el efecto piezoeléctrico
directo, respectivamente [11]. Un material piezoeléctrico
provee su propia polarización interna, o debido a la
ausencia de un centro de simetría en materiales cristalinos
(tales como nitruro de aluminio (AlN) u oxido de zinc
(ZnO)), o a una polarización permanente en el caso de
materiales ferroeléctricos, tales como ferroeléctricos de la
familia titanato zirconato plomo (PZT). El efecto
piezoeléctrico inverso se manifiesta como una deformación
mecánica en el material si este se somete a un campo
eléctrico. Luego de aplicar un voltaje V la capa
piezoeléctrica fija encima de una viga voladiza como en la
Figura 6, se induce un momento de doblamiento
equivalente MPE en la punta. El momento de doblamiento
ocasiona el que la viga voladiza se doble con una
desviación δ=MPEl2/2EI, donde EI es la rigidez de
doblamiento equivalente y l es la longitud de la viga. Para
el caso en que la capa piezoeléctrica es mucho más delgada
que la capa portadora y el efecto mecánico de los electrodos
es despreciable, una expresión simple para el momento de
doblamiento piezoeléctrico puede darse como sigue [12]:
modulo de Young de la capa piezoeléctrica, b es el ancho de
la viga y, hs y hp son el espesor de la capa portadora y la
capa piezoeléctrica, respectivamente. La expresión de
arriba indica que los materiales con un alto coeficiente
piezoeléctrico son ventajosos para uso en activadores
piezoeléctricos. Valores típicos para el coeficiente
piezoeléctrico d31 varían desde ∼3 pC/N para nitruro de
aluminio (AlN), ∼5 pC/N para oxido de zinc (ZnO) y
∼100 pC/N para materiales basados en titanato-zirconatoplomo (PZT). En contraste con la activación electrostática,
la activación piezoeléctrica no exhibe inestabilidad
mecánica, o sea, “pull-in” no ocurre en un activador
piezoeléctrico. Al contrario, el activador cierra de manera
lineal. El voltaje umbral necesario para cerrar la brecha, o
sea, al cual la desviación de la punta es igual a la brecha
(δ = do), está dado aproximadamente por:
2
VTh ≈ 13
1  hs  E s
do
 
d 31  l  E p
(h p << hs )
(7)
donde d31 es el coeficiente de la capa piezoeléctrica, Ep es el
donde la ec. (6) es utilizada por el momento de
doblamiento y se supone una viga prismática con sección
transversal rectangular (bxhs, donde b denota el ancho de la
viga). Para un activador utilizando AlN como material
piezoeléctrico (Ep,AlN=320GPa), aluminio como la capa
portadora (Es,Al=70GPa), una brecha do =2.5 µm y una razón
hs/l = 0.01,
el
voltaje
umbral
para
cerrar
es
aproximadamente
6V. Substituyendo AlN con PZT
(Ep,PZT=70GPa), el voltaje umbral disminuye a menos de 1 V.
En otras palabras, es posible combinar un voltaje de
activación bajo con una brecha de aire grande, en
particular, cuando se utiliza un material piezoeléctrico con
un coeficiente piezoeléctrico alto. Utilizando mecánica
estándar, una expresión para la fuerza de contacto Fc
(=3MPE/2l-3doEI/l3) puede derivarse. Para el ejemplo de
arriba, la fuerza de contacto que se puede lograr para un
activador basado en AlN es de alrededor de 3µN para un
voltaje de 15V suponiendo una viga con anchura b=50µm.
Para un activador basado en PZT con las mismas
dimensiones la fuerza de contacto es cerca de 10 µN para
un voltaje aplicado de 5V.
Los activadores piezoeléctricos, en general, exhiben una
respuesta dinámica rápida con un consumo de potencia
razonable, pero la desventaja principal es su tecnología
compleja. Esta ultima es la primordial razón por la cual
Figura 6. Mecanismo de activación piezoeléctrico ilustrado en un
microrelevador.
Figura 7. Mecanismo de activación electrotérmica ilustrado en
un
microrelevador.
M PE ≈ 12 d 31 EpbhsV
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(h p << hs )
(6)
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la activación piezoeléctrica no se usa mucho. Solamente se
conocen algunos ejemplos de dispositivos de conmutación
[13], condensadores variables [14] y resonadores mecánicos
[15] activados piezoeléctricamente.
La activación electrotérmica esta basada en la expansión
térmica, debido a el aumento en temperatura, como
resultado de la generación de calor por una corriente
eléctrica I en una resistencia [16, 17]. Si la resistencia R esta
localizada en las fibras superiores de la viga, como en la
Figura 7, una onda térmica propagándose y atenuándose
en la dirección del espesor resulta. Esta, a su vez, crea un
momento de doblamiento MTh, el cual se utiliza para
activar la viga. Una aproximación cruda del momento de
doblamiento térmica para el activador voladizo de la
Figure 7 esta dado por [17]:
M Th ≈
αh 3 EY 2
I R
3λl
(8)
donde α es el coeficiente de expansión térmica del material
de la viga, l es la longitud de la viga, EY es el modulo de
Young del material de la viga, λ es la conductividad
térmica del material de la viga e I2R denota la potencia
disipada en la resistencia. Tampoco aquí ocurre el
fenómeno de “pull-in”, al igual que en el activador
piezoeléctrico..
En un resonador mecánico, para evitar que la frecuencia
se doble, se superimpone un voltaje o corriente de
polarización d.c. a la señal a.c. Debido a la irreversibilidad
de la conversión de energía eléctrica en calor en el
transductor térmico, la detección de movimiento tiene que
efectuarse por otros medios. Posibles medios que pueden
combinarse con activación térmica son la detección
mediante un condensador y la detección piezoresistiva [6].
Las ventajas de la activación térmica son el bajo voltaje
de activación, la simpleza de construcción y del proceso de
fabricación. Las desventajas son la lentitud de la respuesta
dinámica (cientos de microsegundos) y el alto consumo de
potencia (disipación de calor y drenaje continuo de
corriente en el estado activado). Esta es la razón por la cual
existen relativamente pocos ejemplos de interruptores,
condensadores variables o resonadores de activación
térmica. Para evitar el consumo continuo de potencia
(drenaje de corriente) del interruptor en el estado cerrado,
otros medios, tal como la abrazadera (“latch”) electrostática,
pueden implementarse según fue demostrado en el
interruptor desarrollado por LETI [18].
El activador electromagnético (conocido también como el
activador de reluctancia variable ), mostrado en la Figura 8,
forma la analogía dual del activador electroestático. El
activador mostrado consiste de un yugo, una viga móvil y
una bobina con una excitación con un alambrado de N
vueltas. Una corriente I en la bobina establece un flujo
magnético Φ en el yugo y la brecha. El yugo y parte de la
viga (o la viga entera) consisten de material altamente
permeable (µr ∞ ) , y están separados por una brecha,
usualmente llena de aire. Juntos definen un circuito
magnético a través del cual el flujo magnético Φ fluye. La
reluctancia total, definida como la razón de la fuerza
magnetomotriz (fmm) NI al flujo pasando a través
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del circuito magnético, es aproximadamente igual a la
reluctancia Rm de la brecha de aire, dada por Rm = d /µ0A.
Por tanto, la magnitud del flujo es controlada por el tamaño
de la brecha. La fuerza magnética distribuida inducida en
la brecha provee la fuerza de activación Fm, la cual para una
brecha paralela está dada por:
Fm =
1
2
Φ2
=
µ0 A
1
2
µ 0 A( NI ) 2
( µ r → ∞)
d2
(9)
donde A es el área del yugo en la posición de la brecha, d
es el espacio de la brecha de aire y µ0 es la permeabilidad
del espacio libre. Nótese la analogía con la fuerza
electrostática dada por ec. (4). La fuerza magnetomotriz
(fmm) NI ahora reemplaza la fuerza electromotriz (fem) V.
También aquí, debido a la dependencia alineal de Fm en la
distancia d, ocurre una inestabilidad cuando la fmm excede
la fmm de “pull-in” NIPI. Al reducirse la corriente, luego de
haber ocurrido “pull-in”, la viga es liberada a una fmm
(mucho) más baja, llamada fmm de “pull-out” NIPO. Como
tal, el activador electromagnético exhibe histéresis,
NI PI =
8
27
kd o3
µ0 A
(µ r → ∞)
(10a)
y
NI PO =
2k (do − d R )d R2
µ0 A
(10b)
donde do denota el tamaño de la brecha cuando el flujo es
cero, k la rigidez efectiva de resorte de la viga y dR el resto
de la brecha luego de comenzar a cerrar.
La aplicación de la tecnología MEMS a
sistemas de RF/microondas está a
punto de revolucionar las
comunicaciones inalámbricas.
Figura 8. Mecanismo de activación electromagnético ilustrado en
un microrelevador.
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Para el diseño de un interruptor, con do = 2.5 µm, dR = 0.2 µm,
k = 10 N/m, A=100x100 µm2, N=100 vueltas, se obtiene que
IPI ≈0.6 mA y IPO ≈0.1 m A . Estos son niveles de corriente
razonables, comparados con el alto voltaje de “pull-in” que
se obtiene para un interruptor electroestático similar. Es de
señalarse que, la fuerza magnética Fm no aumentará
indefinidamente al aumentar la corriente, sino que está
limitada por la saturación del flujo en el material del yugo,
Φsat=Bsat⋅Ac, donde Ac es el área de sección transversal más
pequeña en la trayectoria del flujo en el yugo. Los niveles
Figura 9. Ilustración de la activación electrodinámica. (a)
Principio mostrando un alambre portador de corriente en
presencia de un campo magnético B, experimentando la fuerza de
Lorentz FL. (b) Implementación en un microrelevador.
de saturación de la inducción magnética Bsat están
típicamente entre 0.5−1 T para materiales ferromagnéticos
como “permalloy” (Ni80Fe20), produciendo fuerzas de no
más de 1−4 mN para un área A=Ac=100x100 µ m2,
para
unos niveles de corriente de 4−8 mA para una bobina con
N=100 v u e l t a s y una brecha de aire de 1 µ m. En otras
palabras, la fuerza máxima alcanzable para un activador
electromagnético, a niveles de corriente razonables del
orden de mA, es tres órdenes de magnitud más grande que
la fuerza alcanzable por un activador electroestático
utilizando niveles de voltaje bajo 10V.
Otro tipo de activador magnético explota la fuerza de
Lorentz actuando sobre un alambre portando una corriente
en la presencia de un campo magnético externo. Este tipo
de activador es llamado
activador electrodinámico,
un nombre adjudicado por
la historia al activador de
voz tipo bobina mejor
conocido
como
altoparlante
(“loudspeaker”).
El
principio de operación de
la
activación
electrodinámica
se
muestra en la Figura 9(a) y
una
implementación
específica utilizando un activador tipo voladizo se muestra
en la Figura 9(b). La fuerza de Lorentz FL, actuando sobre
la corriente I esta dada por:
FL = BIl
(11)
donde l es la sección del alambre entrelazada por el campo
magnético. La expresión de arriba predice una fuerza de
Lorentz baja de 0.1 µN actuando sobre un alambre de
100 µm de longitud, portando una corriente de 1 mA y en
presencia de un campo magnético de 1 T. Para lograr
Figura 10. Empaque de nivel 0: (a) Utilizando una cápsula de película fina; la foto del microscopio de rastreo electrónico presenta un
resonador MEM sellado, mostrado luego de remover a propósito la cápsula de película fina [23]. (b) utilizando un trozo de cápsula pegada.
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fuerzas del orden de 100 µN como se requiere para
contactos Au−Au , es necesario utilizar una corriente alta
de 1 A. Es notable el que, contrario a la activación
electromagnética (como en la Figura 8), no ocurre
inestabilidad para el activador electrodinámico. La
detección del movimiento de la viga se basa en el cambio
del flujo que atraviesa el lazo de corriente cuando la viga se
mueve, induciendo así un voltaje que provee la señal de
detección [6].
Como, tanto la activación electromagnética, como la
electrodinámica, se basan esencialmente en la imposición
de un flujo de corriente, el voltaje puede ser
suficientemente bajo. Esto hace a la activación
electromagnética atractiva, según lo demuestran varios
ejemplos de microrelevos activados electromagnéticamente
[19, 20]. Las desventajas, sin embargo, son el consumo
continuo de potencia (drenaje de corriente) en el estado de
activación y la mayor complejidad de la tecnología de
fabricación
(bobina
integrada
con
materiales
ferromagnéticos). Para aliviar el problema del consumo de
potencia, el utilizar un pestillo magnético, mediante el uso
de un imán permanente, ha sido implementado el
relevador desarrollado por Magfusion [20]. Esto, sin
embargo envuelve una mayor complejidad de las
tecnologías de fabricación y de empaque.
Empaque
Los dispositivos MEMS , en contraste a los CIs, contienen
piezas frágiles móviles las cuales tienen que protegerse en
un ambiente limpio y estable. El encapsulado de los
dispositivos MEMS es posible utilizando paquetes de
cerámica herméticos de nivel 1 o latas de metal, pero el
costo es alto y la tecnología es compleja. Por ejemplo, el
acerruchamiento estándar del substrato no se puede
utilizar, ya que este destruiría los MEMS móviles. Esto hace
que el empaque sea llevado a cabo preferiblemente durante
la fabricación del substrato, antes de su segmentación. A
este paso del empaque se le denomina empaque de nivel 0. El
empaque de nivel 0 crea en un substrato una cavidad de
tamaño compatible con el dispositivo MEMS a protegerse
(una cavidad sellada) sirviendo como la primera línea de
protección. Dos métodos generales han sido utilizados,
aquí denominados como “tapando con una película
delgada” y “tapando con un pedacito o trozo (“chip”)”, los
cuales se ilustran en las
Figuras 10(a) y 10(b),
respectivamente [21].
En cada caso, aparte de bajo costo, el empaque tiene que
satisfacer ciertos requerimientos técnicos concernientes a la
aplicación, incluyendo:
•
Protección contra manejo y ambientes severos
durante el ensamblaje y la operación.
•
Blindaje contra campos eléctricos, magnéticos, y
electromagnéticos (luz).
•
Alta fortaleza (hidrostática, de tensión, y de corte
transversal (“shear”).
Las tapas de películas finas se basan en
micromaquinado de superficie y han sido
implementadas para varios dispositivos
MEMS tales como transductores de
presión [22], resonadores mecánicos
[23], y acelerómetros [24].
Figura 11. Interruptores RF MEMS empacados a nivel 0 usando BCB (ensamblaje de tapa a substrato)[29].
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Figura 12. Posibles implementaciones de las transiciones RF para interruptor RF MEMS empacada a nivel 0. (a) Acceso de RF plano
horizontal. (b) Acceso de RF enterrado horizontal. (c) Agujero vertical a través del substrato. (d) Agujero vertical a través de la tapa.
Figura 13. Línea CPW (25/100/25 µm, 2.3 µm de largo, 3mm de espesor de Cu) implementando un acceso coplanar horizontal [34]. (a)
Vistas de lado y desde el tope. (b) S21 medido en substrato AF45 tapado con silicio de baja resistividad (1−10Ωcm, h=85 µm) y silicio de
alta resistividad (>4,000 Ωcm) con cavidades de varias alturas.
El proceso de tapar con una película delgada se basa en
el micromaquinado de superficie y ha sido implementado
•
Un ambiente controlado en la cavidad (presión y
para varios dispositivos MEMS tales como transductores
composición de gas);
de presión [22], resonadores MEM [23] y acelerómetros
•
Sello (casi) hermético de la cavidad.
[24]. Al preparar el encapsulado de película fina, se hace un
•
Conexiones eléctricas para el acceso dc, RF y de
canal de acceso en la pared de la cavidad (véase Figura
microondas de bajas perdidas.
10(a)). El químico corrosivo de la capa de sacrificio, por
•
Mínimo impacto en las características de
ejemplo, una solución diluida de HF, si se utiliza dióxido
funcionamiento del dispositivo.
de silicio como capa de sacrificio, entra a través de este
•
Proceso de baja temperatura (o sea, <350 ºC).
canal. Luego de remover la capa de sacrificio, el canal
•
Transferencia de calor buena (disipación de calor).
definido se sella utilizando, por ejemplo, una cubierta
•
Mínima tensión térmica debido a
conformal de nitruro depositado por el método de LPCVD
incompatibilidad en el coeficiente de expansión
(“low-pressure chemical vapor deposition”—depósito por
térmica.
vapor
químico al vacío a baja presión) [23], una capa de
•
Fácil integración con el proceso inicial (“frontend”) de fabricación (MEMS).
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oxido depositado por el método de PECVD (“plasmaenhanced chemical vapor deposition”—depósito químico
de vapor mejorado por plasma) [24], o un metal depositado
[25]. Hoy en dia todavía no existen en la literatura,
ejemplos de tapas de película fina para interruptores RF
MEMS de metal o condensadores variables. En parte, esto
es porque los dispositivos RF MEMS de metal utilizan
aluminio u oro y, por lo tanto, no pueden exponerse a las
temperaturas altas (>400ºC) utilizadas para los procesos de
depósito y sellado de la tapa de película fina. Más aún, el
sellar a baja presión (por ejemplo, como para un sello de
nitruro mediante LPCVD) no es deseable para
interruptores y condensadores variables ya que estos
tienen que operar a presiones “estándar” en un ambiente
inerte para funcionamiento fiable sin contactos que reboten
o largos tiempos de estabilización dinámica (debido a la
ausencia de amortiguación). Desde el punto de vista del
presupuesto de temperatura, el encapsulado usando una
película de metal delgada es una posibilidad, pero el
método descrito en [25] resulta en un empaque al vacío.
El tapar con un trozo de substrato (“chip”), por otro lado,
tiene la ventaja de una alta flexibilidad en las temperaturas
de procesamiento y control del ambiente. En el tapamiento
de trozo es practica común el pegar un trozo conteniendo
un hueco al substrato del dispositivo MEMS según se
ilustra en la Figura 10(b). El anillo de pegamento y sellado
es típicamente de un ancho de 50−300 µm. La adherencia
tiene que realizarse a temperaturas suficientemente bajas
(típicamente menores de 350 ºC) para que la metalización y
otros materiales del dispositivo RF MEMS no sean
adversamente afectados. Las técnicas de adherencia que se
pueden utilizar incluyen, adherencia mediante soldadura,
adherencia mediante compresión térmica oro−oro, y
adherencia utilizando vidrios de baja temperatura (sellos
de fritura), sellos de epoxy o adhesivos poliméricos como
material de mediador de soldadura. El contacto es
caracterizado por su fortaleza (fortaleza de tensión y de
corte transversal) y la hermeticidad del sello. El
funcionamiento
del
dispositivo
puede
depender
marcadamente de las condiciones del ambiente. Por
ejemplo, las fuerzas capilares, debido a un líquido
absorbido o a depósitos y contaminantes orgánicos, pueden
ocasionar el que superficies en contacto se peguen. Los
metales se pueden corroer debido a la humedad dentro de
la cavidad. También el factor de calidad (Q) de los
resonadores MEMS depende marcadamente de la presión
ambiente [23]. Un diseño fiable, por tanto, debe incluir un
paquete hermético de nivel 0, el cual evita el que la
humedad y otros contaminantes orgánicos migren hacia
dentro de la región activa del dispositivo. La mayoría de
los polímeros sufren de un serio problema de absorción de
humedad. Los mejores sellos siguen siendo vidrio
(impermeable), nitruro de silicio, cerámicas y metales. Un
método alterno muy prometedor, emplea calentamiento
localizado en el cual la disipación del calor se confina a una
pequeña región alrededor punto a pegarse [26].
El empaque de nivel uno provee
protección mecánica y ambiental a
los dispositivos que encierra sin
degradar su funcionamiento
eléctrico.
Figura 14. Ejemplos de dispositivos RF MEMS en empaques de nivel uno.
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47
Esto permite temperaturas de adhesión altas (por ejemplo,
tan altas como 800 ºC), ofreciendo potencialmente un mejor
y más rápido control de temperatura, una mejor calidad de
la adhesión y una mayor selección de materiales que
pueden pegarse con propiedades probablemente mejores
El hecho de que la tecnología RF
MEMS haga posible dispositivos
pasivos superiores, la hace una
candidata primordial para realizar un
sin número de aparatos inalámbricos
operantes en las esferas del hogar /
terrestre, móvil, y espacial.
que con los materiales de baja temperatura. Otra
consideración importante para paquetes de MEMS de nivel
0 es el volumen, extremadamente pequeño, de las
cavidades (cientos de nanolitros). Una presión estable
dentro de la cavidad demanda velocidades de escape
extremadamente bajas (menores de 10-15 mbar.l/s [27]) y,
más aun, hace el que la producción de gases atmosféricos y
de los vapores del material del paquete despedidos por la
superficie de la cavidad resulte rápidamente en un cambio
sustancial de presión. La inclusión de materiales
atrapadores, como Pd, Pt, Ti, o Zr−Al−Fe, dentro de los
paquetes RF MEMS, utilizados para absorber humedad y
otros gases, se considera una solución viable para controlar
el ambiente en la cavidad [28].
Desde el comienzo del desarrollo de interruptores RF
MEMS, muchos grupos de investigadores han ignorado el
empaque de estos dispositivos. Muy a menudo, los
dispositivos fueron desarrollados independientemente del
empaque, hasta recientemente, cuando las primeras
publicaciones de interruptores RF MEMS con empaques de
nivel 0 aparecieron [29]-[31]. Para los interruptores RF
MEMS con empaque de nivel 0 desarrollados en IMEC, se
investigaron dos métodos distintos para pegar el trozo de
tapamiento. Uno esta basado en soldadura [19], [32], y el
otro en Benzocyclobuteno (BCB) [27], [29] como capa de
adhesión y sellamiento. Un ejemplo de un interruptor
capacitivo RF MEMS, desarrollado en colaboración con
Alcatel Microelectronics (ahora AMIS), es mostrado en la
Figura 11 [30]. BCB es utilizado como material adherente y
de sellar. BCB posee excelentes propiedades de RF en
adición a una emisión mínima de gases y absorción de
humedad. Las tapas de sellamiento están hechas de vidrio
boro-silicato de bajas perdidas (AF45). El ensamblaje del
trozo al substrato usando un alineador de voltear el trozo
(“flip-chip”) y un pegador fueron usados para tapar los
interruptores individuales. Una adhesión fuerte fue
obtenida, exhibiendo fortalezas de tensión cortantes
mayores de 10 MPa. Escapes grandes (velocidades de
escape >10-4mbar.l/sec) no fueron observados, significando
que los MEMS están muy bien protegidos durante el
manejo y el procesamiento final (“back-end”) (por ejemplo,
durante la segmentación final del substrato). Verdadera
hermeticidad, por otro lado, no es de esperarse de un
polímero como BCB. Las primeras pruebas han indicado
velocidades de escape de las cavidades selladas por BCB
48 IEEE microwave magazine
del orden de 10-7−10-8 mbar.l/s para sellos con una anchura
de ~100 µm.
En el empaque de un interruptor RF MEMS (o cualquier
otro dispositivo (RF-MEMS), el paquete mismo debe tener
un efecto mínimo sobre el funcionamiento del dispositivo.
En un paquete ideal, las características RF, antes y después
de taparse, deben ser iguales. Esto requiere transiciones RF
de bajas pérdidas, y una pérdidas inducida y de
desintonización de las lineas de transmisión debido a su
proximidad (y acoplamiento) a la tapa, mínima. Cuatro
posibles implementaciones de transiciones RF se pueden
visualizar, como se ilustran en la Figura 12 [33]:
1) accesos horizontales coplanares, véase la Fig. 12(a)
[29], [34]
2) accesos horizontal enterrados, véase la Fig. 12(b) [32]
3) penetración vertical a través del substrato, véase la
Fig. 12(c) [30, 31]
4) penetración vertical a través del trozo de tapamiento,
véase la Fig. 12(d). Las implementaciones utilizando
penetración vertical presentan una solución más compacta
que los diseños de acceso horizontal pero el proceso de
fabricación es más complejo ya que se requiere el crear un
agujero a través del substrato. En términos del
funcionamiento RF, se espera un comportamiento similar
para las 4 implementaciones, notando, sin embargo, que los
accesos enterrados requieren líneas de una anchura mas y
más estrecha a frecuencias altas, o sea, más allá de 30 GHz,
resultando en un aumento en las perdidas.
Los accesos coplanares horizontales como se implementan
en los interruptores de la Fig. 11, son los más sencillos
desde el punto de vista de diseño. El uso de materiales de
tapamiento de alta resistencia y bajas perdidas y una tapa
con una cavidad de suficiente altura
suprimirá
marcadamente la influencia degradante de la presencia de
la tapa [34]. Esto se ilustra en la Fig. 13, la cual muestra el
funcionamiento RF de un acceso coplanar (como en la Fig.
12(a)) utilizándose BCB como el dieléctrico (y capa
adhesiva y de sellado) medido en un línea guía de onda
coplanar CPW (“Coplanar Waveguide”—CPW). Se ha
encontrado que el impacto sobre las características RF de
un dispositivo RF MEMS, construido en una línea CPW de
50 Ω con espacio entre los conductores de tierra de 150 µm,
permanece despreciable mediante el uso de trozos de
tapamiento hechos de silicio de alta resistividad y con una
cavidad de altura excediendo 45µm, o sea ~1/3 del espacio
de tierra-a-tierra [34].
Una vez empacado a nivel 0, substratos de productos
MEMS pueden manejarse como substratos de CIs y
pueden segmentarse sin gran peligro de quebrar los
dispositivos MEMS. Luego de segmentarlos los
dispositivos empacados a nivel 0 son tratados como trozos
individuales que pueden próximamente ser empacados a
nivel 1, o sea, montados en un paquete de cerámica (Fig.
14(a)) o un paquete moldeado plástico (Fig. 14(b)) [19], [30].
alternativamente, usando tecnologías de empaque más
avanzadas, el ensamblaje puede manejarse como un
paquete a nivel de trozo (“chip-scale package (CSP)”) y
unirse directamente a un tablero impreso con alambres
(“printed wiring board” ((Fig. 14(c)) o a un laminado de
una rejilla de bolas (“ball grid array”BGA) (Fig. 14(d)). El
paquete a nivel 1 provee protección mecánica y ambiental a
los dispositivos que encubre, pero no sin degradar el
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funcionamiento eléctrico. A frecuencias de microondas (o
más altas), el impacto que el paquete tiene sobre el
funcionamiento eléctrico se convierte en un elemento
importante en el diseño del dispositivo [35]. Empaques
plásticos son la solución más común (Fig. 14(b)) para
utilización a frecuencias menores de varios GHz. La
selección cuidadosa del material plástico moldeador y el
diseño RF del esqueleto de los terminales permite su uso
hasta los 10 GHz. Para uso a frecuencias más altas,
paquetes de cerámica basados en las tecnologías de
cerámica de capas múltiples procesadas a bajas
temperaturas (“Low Temperature Co-fired Ceramic,
LTCC”) o a altas temperaturas (“High Temperature Cofired Ceramic, HTCC”), empleando dieléctricos de bajas
perdidas combinados con ensamblaje de trozos invertidos
(“flip-chip)” del dispositivo para interconexiones cortas,
exhiben potencial para un buen funcionamiento hasta
ondas de frecuencia en la región milimétrica (tan altas
como 80 GHz) [36].
Conclusiones
Los fundamentos de la tecnología RF MEMS han sido
presentados. En particular, se han tocado los siguientes
tópicos: las técnicas de fabricación (micromaquinado de
superficie y de substrato) y sus limitaciones, los principales
mecanismos físicos de activación, con base en los cuales
pueden confeccionarse dispositivos RF MEMS, y el
empaque a nivel de dispositivo de éstos.
La Parte 2 de este articulo, a aparecer en la próxima
edición de Microwave Magazine, abordará los temas del
progreso e impacto de tres tipos de dispositivos RF MEMS
fabricados mediante el micromaquinado de superficie, a
saber,
condensadores
conmutables,
condensadores
variables, e interruptores óhmicos sobre microteléfonos,
estaciones base, y satélites. En particular, temas tales como
la justificación motivadora para RF MEMS a nivel de
sistema, los requerimientos de los dispositivos, su
manufactura en grandes cantidades, su empaque, y su
funcionamiento y confiabilidad actuales serán tratados.
Referencias
[1] H.J. De Los Santos, Introduction to Microelectromechanical (MEM) Microwave Systems,
Norwood, MA: Artech House (1999).
[2]H. J. De Los Santos, “MEMS—A Wireless Vision,” 2001 International MEMS
Workshop,Singapore, July 4-6 2001.
[3] H.J. De Los Santos, Introduction to Microelectromechanical (MEM) Microwave Systems,
2nd Edition, Norwood, MA: Artech House (2004).
[4] T. Tsang, M. El-Gamal, S. Best, and H.J. De Los Santos, “Wide Tuning Range RFMEMS Varactors Fabricated Using the PolyMUMPs Foundry,” Microwave Journal,
August 2003.
[5] Th.G.S.M. Rijks, J.T.M. van Beek, P.G. Steeneken, M.J.E. Ulenaers, J. De Coster, R.
Puers, “RF MEMS tunable
capacitors with large tuning ratio” MEMS 2004 Digest,
Maastricht, Jan. 25-29, 2004. pp.777-780.
[6] H. A. C. Tilmans and S. Bouwstra, “Excitation and detection of silicon-based
micromechanical resonators”, Sensors and Materials, Vol. 9, pp. 521-540, August, 1997.
Diciembre 2004
[7] J. J. Yao, “Topical review: RF MEMS from a device perspective”, J. of Micromechanics
and
Microengineering, vol. 10, pp. R9-R38, 2000..
[8] G. M. Rebeiz, “RF-MEMS Theory, Design, and Technology,” Wiley, 2003.
[9] S. Pamidighantam, R. Puers, K. Baert and H. A. C. Tilmans, "Pull-in voltage analysis
of
electrostatically actuated beam structures with fixed-fixed and fixed-free end
conditions", J.
Micromech. Microeng., Vol. 12, pp. 458-464, 2002.
[10] C. Vaughan, "RF MEMS components for radio architecture", Spring 2001 Sensors Expo,
Chicago, Il, USA, 5-7 June, 2001, 6 pages, 2001.
[11] T. Ikeda, Fundamentals of piezoelectricity, New York: Oxford University Press, 1989.
[12] J.G. Smits and W. Choi: “The constituent equations of piezoelectric heterogenous
bimorphs”, IEEE
Transactions on Ultrasonics, Ferroelectrics and Frequency Control,
Vol. 38(3), pp. 256-270, 1991.
[13] S. J. Gross, S. Tadigadapa, T. N. Jackson, S. Trolier-McKinstry and Q. Q. Zhang,
“Lead-zirconatetitanate-based piezoelectric micromachined switch”, Applied
Physics Letters, vol. 83(1),
pp. 174-176, July 2003.
[14] J. Y. Park, Y. J. Yee, H. J. Nam and J. U. Bu, “Micromachined RF MEMS tunable
capacitors using piezoelectric actuators”, proc. IEEE MTT-S 2001, Phoenix, Arizona, 2025 May, 2001, pp. 2111-2114.
[15] G. Piazza, R. Abdolvand, G. K. Ho and F. Ayazi, “Voltage-tunable piezoelectricallytransduced
single-crystal silicon micromechanical resonators”, Sensors and
Actuators A, Vol. 111, pp. 71-78, 2004.
[16] R. J. Wilfinger, P. H. Bardell and D. S. Chhabra, “The resonistor: a frequency
selective device
utilizing the mechanical resonance of a silicon substrate”, IBM J.
Res. Develop., Vol. 12, 113-118, 1968.
[17] T. S. J. Lammerink, M. Elwenspoek, R. H. van Ouwerkerk, S. Bouwstra and J. H. J.
Fluitman,
“Performance of thermally excited resonators”, Sensors and Actuators,
Vol. A21-A23, pp. 352-356, 1990.
[18] D. Saias, P. Robert, S. Boret, C. Billard, G. Bouche, D. Belot, and P. Ancey, “An Above
IC MEMS RF Switch”, IEEE J. of Solid-State Circuits, Vol. 38, no. 12, pp. 2318-2324, Dec.
2003.
[19] H. A. C. Tilmans E. Fullin, H. Ziad, M. Van de Peer, J. Kesters, E. Van Geffen, J.
Bergqvist, M.
Pantus, E. Beyne, K. Baert, F. Naso, “A fully-packaged
electromagnetic microrelay,” Proc.
MEMS ’99, Orlando, Fl. USA, 17-21 Jan., 1999,
pp. 25-30.
[20] M. Ruan, J. Shen and C. B. Wheeler, “Latching micromagnetic relays”, J. of
Microelectromechanical systems, Vol. 10, no. 4, pp. 511-517, 2001.
[21] K. Najafi, “Micropackaging technologies for integrated Microsystems: Applications
to MEMS andMOEMS”, Proceedings of SPIE, Vol. 4979, 2003, pp. 1-19.
[22] H. Guckel and D. W. Burns, “A technology for integrated transducers”, Proc.
Transducers’85,Philadelphia, USA, June 11-14, 1985, pp. 90-92.
[23] R. Legtenberg and H. A. C. Tilmans, “Electrostatically driven vacuum encapsulated
polysilicon
resonators, Part I: Design and fabrication”, Sensors and Actuators A,
Vol. 45, pp. 57-66, 1994.
[24] H. Stahl, A. Hoechst, F. Fischer, L. Metzger, R. Reichenbach, F. Laermer, S.
Kronmueller, K.
Breitschwerdt, R. Gunn, R. Watcham, C. Rusu and A. Witvrouw,
“Thin film encapsulation of acceleration sensors using polysilicon sacrificial layers”,
Proc. Transducers’03, Boston, USA, June 8-12, 2003, pp. 1899-1902.
[25] B. H. Stark and K. Najafi, “An ultra-thin hermetic package utilizing electroplated
gold”, Proc. Transducers’01, Munich, Germany, June 2001, pp. 194-197.
[26] L. Lin, "MEMS post-packaging by localized heating", IEEE Trans. Adv. Pack., Vol. 23,
pp. 608-616, 2000.
[27] A. Jourdain, P. De Moor, S. Pamidighantam and H. A. C. Tilmans, "Investigation of
the hermeticity of BCB-sealed cavities for housing (RF-)MEMS devices", Proc.
MEMS2002, Las Vegas, USA, Jan. 20-24, 2002, pp. 677-680.
[28] K. Gilleo and S. Corbett, "Getters-Molecular scavengers for packaging", HDI, Jan.
2001, pp. 26-29.
[29] H. A. C. Tilmans, H. Ziad, H. Jansen, O. Di Monaco, A. Jourdain, W. De Raedt, X.
Rottenberg, E. De Backer, A. De Caussemaeker and K. Baert, "Wafer-level packaged
RF-MEMS switches fabricated in a CMOS fab", proc. IEDM 2001, Washington, DC, Dec.
3-5, 2001, pp. 921-924.
[30] M. Fujii, I. Kimura, T. Satoh and K. Imanaka, "RF MEMS switch with wafer level
package utilizing frit glass bonding", proc. 32nd European Microwave Conference, Milan,
Italy, 23-27 September 2002, pp. 279-281 (Vol. 1).
[31] A. Margomenos, D. Peroulis, K. J. Herrick and L. P. B. Katehi, "Silicon
micromachined packages for RF MEMS switches", proc. 31st European Microwave
Conference, London, UK, September 25-27, 2001, pp. 271-274 (Vol. 1).
[32] A. Jourdain, S. Brebels, W. De Raedt and H. A. C. Tilmans, "The influence of 0-level
packaging on the performance of RF-MEMS devices", Proc. 31st European Microwave
Conf. (EUMC2001), London, UK, September 2001, pp. 403-406,419.
[33] H. A. C. Tilmans, “MEMS components for wireless communications”,
EUROSENSORS XVI, Prague, Czech Republic, 15-18 Sept. 2002, pp. 1-34 (on CDROM only).
[34] A. Jourdain, X. Rottenberg, G. Carchon and H. A. C. Tilmans, “Optimization of 0level packaging for RF MEMS devices”, Proc. Transducers’03, Boston, USA, June 8-12,
2003, pp. 1915-1918.
[35] Chandrasekhar, S. Brebels, S. Stoukatch, E. Beyne, W. De Raedt and B. Nauwelaers,
“The influence of packaging materials on RF performance”, Microelectronics Reliability,
Vol. 43, pp. 351-357, 2003.
[36] M. Ito, K. Maruhashi, N. Senba, N. Takahashi and K. Ohata, “Low cost multi-layer
ceramic package for flip-chip MMIC up to W-band”, 2000 IEEE MTT-S Digest, 2000,
pp.
57-60.
IEEE microwave magazine
49