高量程壓阻式加速度計(jì)的Hopkinson桿沖擊測(cè)試及失效分析

石云波，楊志才，王艷陽(yáng)，陳艷香，智 丹

（1. 中北大學(xué) 電子測(cè)試技術(shù)國(guó)防科技重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，太原 030051；2. 中北大學(xué) 儀器科學(xué)與動(dòng)態(tài)測(cè)試教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，太原 030051；3. 中北大學(xué) 儀器與電子學(xué)院，太原 030051）

高量程壓阻式加速度計(jì)的Hopkinson桿沖擊測(cè)試及失效分析

石云波1,2,3，楊志才1,2，王艷陽(yáng)1,2，陳艷香1,2，智 丹1,2

（1. 中北大學(xué) 電子測(cè)試技術(shù)國(guó)防科技重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，太原 030051；2. 中北大學(xué) 儀器科學(xué)與動(dòng)態(tài)測(cè)試教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，太原 030051；3. 中北大學(xué) 儀器與電子學(xué)院，太原 030051）

為了保證高量程加速度計(jì)在沖擊過(guò)程中的可靠性、有效性，減小其失效幾率，以Hopkinson桿作為加載手段，采用激光干涉法對(duì)量程為1.0×105gn的4端全固支壓阻式梁-島結(jié)構(gòu)微加速度計(jì)進(jìn)行沖擊試驗(yàn)，并分析了高量程加速度計(jì)抗過(guò)載能力及在沖擊環(huán)境下失效模式和失效機(jī)理。試驗(yàn)中抽樣對(duì)同種結(jié)構(gòu)的10只傳感器分別進(jìn)行了沖擊測(cè)試，根據(jù)測(cè)試結(jié)果可知，該結(jié)構(gòu)的微加速度計(jì)抗過(guò)載能力為1.3×105gn。通過(guò)分析可知失效模式主要表現(xiàn)為微結(jié)構(gòu)梁的斷裂、裂紋、鍵合點(diǎn)脫落現(xiàn)象。通過(guò)研究失效模式產(chǎn)生的原因發(fā)現(xiàn)，造成結(jié)構(gòu)出現(xiàn)斷裂、裂紋現(xiàn)象的原因主要有兩種：一是重復(fù)連續(xù)沖擊測(cè)試引起微結(jié)構(gòu)疲勞產(chǎn)生失效；二是由于在沖擊過(guò)程中加速度計(jì)芯片與該過(guò)程中產(chǎn)生的高頻信號(hào)分量發(fā)生共振導(dǎo)致過(guò)載瞬間增大加速度計(jì)芯片結(jié)構(gòu)位移失控使結(jié)構(gòu)失效。通過(guò)采用不同手段完善傳感器結(jié)構(gòu)，提高了其可靠性。

MEMS加速度計(jì)；Hopkinson桿；抗過(guò)載能力；失效模式；失效機(jī)理

MEMS高量程微加速度計(jì)作為一種重要的元件，廣泛應(yīng)用于航空航天、汽車(chē)、國(guó)防等領(lǐng)域[1-2]或是導(dǎo)彈侵徹過(guò)程等抗過(guò)載測(cè)試中，其瞬間可達(dá)幾萬(wàn)到幾十萬(wàn)g的加速度值[3-6]。按照結(jié)構(gòu)原理的不同，微加速度計(jì)大致可以分為壓電式、壓阻式、電容式、電磁式等。由于壓阻式加速度計(jì)具有很多重要優(yōu)點(diǎn)，如良好的線性度和低頻響應(yīng)性能，極高的裝配諧振頻率，外圍電路簡(jiǎn)單，抗過(guò)載能強(qiáng)，因而高量程微加速度計(jì)成為設(shè)計(jì)的首選，廣泛應(yīng)用于沖擊環(huán)境的測(cè)量[7]。高量程微加速度計(jì)主要用于各種導(dǎo)彈(子彈)侵徹混凝土目標(biāo)、侵徹航母鋼板跑道等侵徹過(guò)程的動(dòng)態(tài)參數(shù)測(cè)試。在這些測(cè)試環(huán)境中常伴有復(fù)雜惡劣的動(dòng)力學(xué)環(huán)境，由于侵徹過(guò)程高的沖擊力導(dǎo)致加速度計(jì)失效，測(cè)試儀器損壞，測(cè)試數(shù)據(jù)丟失等，所以對(duì)微加速度計(jì)在高沖擊載荷下的性能，沖擊環(huán)境下的抗過(guò)載能力以及失效分析已經(jīng)成為高量程加速度計(jì)研究中的重要方面。

1 MEMS壓阻式加速度計(jì)

MEMS壓阻式加速度計(jì)芯片由北京大學(xué)微電子所采用硅微機(jī)械加工技術(shù)研制而成。芯片外部尺寸為2700 μm×2700 μm×350 μm，如圖1、圖 2所示。圖1為結(jié)構(gòu)仿真圖，圖2為芯片實(shí)物圖。整體為梁島型、單晶硅材料結(jié)構(gòu)；結(jié)構(gòu)中心為活動(dòng)質(zhì)量塊，由4個(gè)梁連接到邊框上，同時(shí)邊框作為錨區(qū)鍵合在玻璃基底上。此結(jié)構(gòu)量程設(shè)計(jì)為 1.0×105gn，抗過(guò)載能力為 1.3×105gn。圖3是封裝完成的高量程加速度計(jì)。

圖1 芯片結(jié)構(gòu)仿真圖Fig.1 Simulation chart of chip structure

圖2 芯片結(jié)構(gòu)實(shí)物圖Fig.2 Chip structure real picture

圖3 芯片封裝完成后的高量程加速度計(jì)Fig.3 Chip packaged into high-g accelerometer

2 沖擊測(cè)試系統(tǒng)

2.1 試驗(yàn)測(cè)試裝置

霍普金森桿試驗(yàn)系統(tǒng)主要由Hopkinson桿、沖擊發(fā)生器、激光干涉儀測(cè)速裝置等組成?；羝战鹕瓧U試驗(yàn)發(fā)射裝置氣室容積為5升，工作壓力為0～0.8 MPa；儲(chǔ)氣室最高充氣壓力為5 MPa；發(fā)射管長(zhǎng)度0.8 m，直徑33 mm；工作部分桿系材料為高強(qiáng)度鈦合金，直徑為30 mm。桿的末端裝有回收槽，用于對(duì)加速度計(jì)進(jìn)行回收。

圖4 Hopkinson桿試驗(yàn)裝置原理圖Fig.4 Experimental equipment schematics of Hopkinson bar

圖5 Hopkinson桿試驗(yàn)裝置實(shí)物圖Fig.5 Experimental equipment of Hopkinson bar

該系統(tǒng)能產(chǎn)生1.0×105～3.0×105gn的瞬間沖擊加速度激勵(lì)信號(hào)，沖擊加速度脈寬為 10～100 μs的半正弦波形，幅值重復(fù)性優(yōu)于5%，系統(tǒng)不確定度優(yōu)于5%；加載的波形可以通過(guò)整形器調(diào)節(jié)，配合激光干涉儀，測(cè)試標(biāo)定精度很高，且沖擊過(guò)程中橫向運(yùn)動(dòng)小。目前國(guó)內(nèi)外多采用該系統(tǒng)來(lái)完成高量程加速度傳感器的校準(zhǔn)測(cè)試。圖4、圖5為霍普金森桿沖擊試驗(yàn)裝置。

2.2 試驗(yàn)測(cè)試方法

利用Hopkinson桿測(cè)試系統(tǒng)測(cè)量加速度計(jì)的抗過(guò)載能力，如圖4、圖5所示。首先，將被測(cè)加速度計(jì)安裝在桿末端的安裝座上，利用壓縮空氣發(fā)射一長(zhǎng)為30 mm，直徑為11.2 mm，材質(zhì)為45#調(diào)制鋼的子彈同軸撞擊作用于桿子前端面，從而產(chǎn)生縱向彈性壓縮波并沿細(xì)桿傳播到桿子末端，縱向彈性壓縮波對(duì)加速度傳感器施加一沖擊加速度并產(chǎn)生一個(gè)近似半正弦的加速度脈沖[8]。由于差動(dòng)式激光多普勒干涉儀有著很高的精度，因此，高 g值加速度計(jì)激勵(lì)信號(hào)通過(guò)激光多普勒干涉儀來(lái)獲取[9-10]。由原理圖4可知，沖擊過(guò)程中的激光多普勒干涉信號(hào)經(jīng)過(guò)解算，可以得到?jīng)_擊速度曲線，并將速度曲線微分后可得到?jīng)_擊加速度曲線。在此加速度的激勵(lì)下，加速度計(jì)輸出電壓信號(hào)經(jīng)電壓放大器放大，超高速數(shù)據(jù)采集器采集后輸入計(jì)算機(jī)處理；同時(shí)，貼在安裝座側(cè)面作為合作目標(biāo)的光柵，柵格數(shù)為150/mm，激光波長(zhǎng)λ為632 nm。

3 測(cè)試試驗(yàn)結(jié)果

本次試驗(yàn)共對(duì) 10只傳感器進(jìn)行了抗過(guò)載能力測(cè)試，其中隨機(jī)抽樣 NCCJ-13-06、NCCJ-13-09兩只傳感器由低g值到高量程進(jìn)行了多次沖擊試驗(yàn)，并記錄失效時(shí)的加速度值；其余對(duì)每只傳感器只進(jìn)行了單次沖擊試驗(yàn)。共獲得9組有效數(shù)據(jù)，1只傳感器輸出沒(méi)有波形，其中，傳感器芯片損壞的有5只，正常的有5只。損壞傳感器芯片中出現(xiàn)裂紋但沒(méi)有斷裂的有2只（圖6），完全斷裂的有2只（圖7），鍵合引線脫落的有1只（圖8）。試驗(yàn)結(jié)果如表1所示。

圖6 撞擊后芯片結(jié)構(gòu)出現(xiàn)裂紋Fig.6 Chip structure cracked under shocking

圖7 撞擊后芯片結(jié)構(gòu)發(fā)生斷裂Fig.7 Chip structure fractured under shocking

圖8 撞擊后鍵合引線發(fā)生脫落Fig.8 Wire bond shedding under shocking

圖9 傳感器加速度峰值與彈丸速度關(guān)系Fig.9 Relationship between acceleration peak and projectile velocity

根據(jù)表1的結(jié)果畫(huà)出了傳感器加速度峰值與彈丸速度的關(guān)系。圖 9給出的結(jié)果顯示，傳感器感受到的加速度小于1.3×105gn時(shí)傳感器仍處于正常，當(dāng)傳感器感受到加速度大于1.3×105gn時(shí)傳感器損壞，由此可以推斷傳感器受到破壞的平均抗過(guò)載能力為1.3×105gn。

表1 試驗(yàn)結(jié)果統(tǒng)計(jì)Tab.1 Statistics of experimental result

4 失效模式及機(jī)理分析

根據(jù)試驗(yàn)結(jié)果可知，加速度傳感器的失效模式主要表現(xiàn)為加速度計(jì)芯片結(jié)構(gòu)微梁發(fā)生斷裂、裂紋、鍵合引線脫落及疲勞失效，如圖6、圖7、圖8所示。導(dǎo)致出現(xiàn)這類現(xiàn)象的原因是因?yàn)楫?dāng)沖擊載荷作用于傳感器上時(shí)，受到?jīng)_擊載荷作用的傳感器表面部分的介質(zhì)質(zhì)點(diǎn)離開(kāi)了初始平衡位置，同時(shí)相鄰質(zhì)點(diǎn)受到擾動(dòng)也離開(kāi)了初始平衡位置運(yùn)動(dòng)起來(lái)。由于介質(zhì)質(zhì)點(diǎn)具有慣性，后一介質(zhì)質(zhì)點(diǎn)的運(yùn)動(dòng)將滯后于前一介質(zhì)質(zhì)點(diǎn)的運(yùn)動(dòng)，沖擊載荷在表面上所引起的擾動(dòng)就這樣地在傳感器中逐漸地由近及遠(yuǎn)傳播出去而形成應(yīng)力波。應(yīng)力波在傳感器中傳播如圖10中(a)(b)(c)(d)所示。應(yīng)力波在傳感器中形成壓縮應(yīng)力波與反射拉伸波，導(dǎo)致應(yīng)力集中形成各種具有極強(qiáng)破壞力的壓縮應(yīng)力和拉伸應(yīng)力，使得加速度計(jì)梁斷裂，致使傳感器失效。

圖6、圖 7對(duì)加速度計(jì)結(jié)構(gòu)進(jìn)行了力學(xué)分析，可知梁端部或梁根部位置所承受的最大應(yīng)力如式(1)所示：

圖10 高沖擊載荷加載到傳感器后的應(yīng)力波傳播Fig.10 Stress wave propagation after high impact is loaded into sensor

式中，M為質(zhì)量塊質(zhì)量，a為沖擊加速度，a1為微梁長(zhǎng)度，b1為微梁寬度，h1微梁厚度。（a1=350 μm，b1=800 μm，h1=100 μm，ρ= 2330 kg/m3）。

根據(jù)式(1)計(jì)算可知，當(dāng)沖擊峰值加速度為132 540 g 或 132 070 g 時(shí)，梁的根部受到的應(yīng)力值為2.837 MPa或2.827 MPa，遠(yuǎn)遠(yuǎn)小于單晶硅材料的屈服強(qiáng)度值7 GPa。因此，微結(jié)構(gòu)發(fā)生斷裂或裂紋可以說(shuō)明多次重復(fù)連續(xù)高沖擊測(cè)試過(guò)程中加速了加速度計(jì)硅材料的疲勞損傷，從而降低了硅材料的斷裂強(qiáng)度。

圖8中加速度計(jì)結(jié)構(gòu)并沒(méi)有發(fā)生損壞，而是直接導(dǎo)致鍵合引線與封裝管殼內(nèi)部的轉(zhuǎn)接電路板脫落，通過(guò)分析認(rèn)為發(fā)現(xiàn)是由于傳感器上的微電路是通過(guò)濺射鋁形成的，而鍵合引線用的是金絲，不同材料間的粘合強(qiáng)度不是很強(qiáng)，造成加速度傳感器鍵合引線在受到?jīng)_擊時(shí)發(fā)生脫落。

5 結(jié) 論

利用Hopkinson桿對(duì)量程為1.0×105gn的4端全固支壓阻式梁-島結(jié)構(gòu)微加速度計(jì)進(jìn)行了沖擊測(cè)試試驗(yàn)，得到了此種結(jié)構(gòu)傳感器的抗過(guò)載能力達(dá) 1.3×105gn，高量程微加速度計(jì)的失效模式表現(xiàn)為微結(jié)構(gòu)梁產(chǎn)生裂紋、發(fā)生斷裂，鍵合引線脫落。前者主要原因是由于重復(fù)性沖擊測(cè)試加速了材料的疲勞導(dǎo)致沖擊應(yīng)力還未達(dá)到其斷裂強(qiáng)度時(shí)，加速度傳感器微梁就發(fā)生了斷裂，因此可以減少對(duì)同一只傳感器進(jìn)行多次重復(fù)沖擊，以增長(zhǎng)其壽命；后者主要是加速度計(jì)微電路是通過(guò)濺射鋁形成，當(dāng)采用金絲鍵合時(shí)導(dǎo)致不同材料間的鍵合強(qiáng)度減弱。如果采用鋁絲鍵合將明顯提高鍵合強(qiáng)度。通過(guò)對(duì)加速度計(jì)失效模式及失效機(jī)理的總結(jié)分析，對(duì)提高高量程加速度計(jì)在未來(lái)的高過(guò)載沖擊測(cè)試中的可靠性有了實(shí)際的價(jià)值和參考意義，為傳感器進(jìn)一步的研究打下了堅(jiān)實(shí)的基礎(chǔ)。

（References）：

[1] Levy R, Gaudineau V. Phase noise analysis and performance of the vibrating beam accelerometer[C]//2010 IEEE International Frequency Control Symposium. 2010: 511-514.

[2] Traon O L, Janiaud D, Guerard J, et al. The fairy world of quartz vibrating MEMS[C]//2012 European Frequency and Time Forum. 2012: 214-220.

[3] Shi Y, Zhu Z, Liu X. Dynamic property test of a novel high g microaccelerometer[C]//2009 8th IEEE International Conference on ASIC. 2009: 633-635.

[4] 岳鵬, 史震, 王劍, 楊杰. 基于 MEMS 加速度計(jì)的無(wú)陀螺慣導(dǎo)系統(tǒng)[J]. 中國(guó)慣性技術(shù)學(xué)報(bào), 2011, 19(2): 152-156. Yue Peng, Shi Zhen, Wang Jian, Yang Jie. Gyro free inertial navigation system based on MEMS accelerometer[J]. Journal of Chinese Inertial Technology, 2011, 19(2): 152-156.

[5] Cao Hui-liang. Investigation of a vacuum packaged MEMS gyroscope architecture’s temperature robustness[J]. International Journal of Applied Electromagnetics and Mechanics, 2013, 41(4): 495-506.

[6] 曹慧亮, 李宏生. MEMS陀螺儀結(jié)構(gòu)模型及系統(tǒng)仿真[J].中國(guó)慣性技術(shù)學(xué)報(bào), 2013, 21(4): 524-529. Cao Hui-liang, Li Hong-sheng. Structure model and system simulation of MEMS gyroscope[J]. Journal of Chinese Inertial Technology, 2013, 21(4): 524-529.

[7] 焦新泉, 陳家斌, 尹靜源, 等. 一種大過(guò)載 MEMS加速度計(jì)新型封裝方法[J]. 中國(guó)慣性技術(shù)學(xué)報(bào), 2013, 21(4): 536-539. Jiao Xin-quan, Chen Jia-bin, Yin Jing-yuan, et al. Novel packaging technology for high-g MEMS accelerometer[J]. Journal of Chinese Inertial Technology, 2013, 21(4): 536-539.

[8] Methods for the Calibration of Vibration and Shock Pick-ups-part23--Primary Shock Calibration Using Laser Interferometry[S]. GB/T 13823.2-1992.

[9] Walraven J A. Failure analysis issues in microelectro me-chanical systems[J]. Micro -electronics Reliability, 2005, 45: 1750-1757.

[10] 郇勇, 張?zhí)┤A, 楊業(yè)敏, 等. 用Hopkinson桿沖擊加載研究高量程微加速度計(jì)芯片的抗過(guò)載能力[J]. 傳感技術(shù)學(xué)報(bào), 2003(2): 128-131. Xun Yong, Zhang Tai-hua, Yang Ye-min, et al. Study of shockresistibility of high-g micro-accelerometer chip Journal of Sensors and Actuators, 2003(2): 128-131.

Impact test and failure analysis of high-range piezo-resistive accelerometer based on Hopkinson bar

SHI Yun-bo1,2,3, YANG Zhi-cai1,2, WANG Yan-yang1,2, CHEN Yan-xiang1,2, ZHI Dan1,2
(1. Science and Technology on Electronic Test & Measurement Laboratory, North University of China, Taiyuan 030051, China; 2.Key Laboratory of Instrumentation Science & Dynamic Measurement of Education Ministry, North University of China, Taiyuan 030051, China; 3. School of Instrument and Electronics, North University of China, Taiyuan 030051, China)

In order to guarantee the validity and reliability of high-range accelerometer in the process of impact and reduce its failure probability, a Hopkinson-bar laser shock test was carried out for the measured range of 1.0×105gnmicro-accelerometer with four-pole fixed-beam structure. Meanwhile the shockresistibility of accelerometer was studied, and the failure mode and failure mechanism of high-range accelerometer in shock environment were discussed. In the test, 10 accelerometers with the same kind of structure were sampled to conduct the shock test. Test results show that the shock-resistance capability of the micro-accelerometer is 1.3×105gn. The cantilever fracture, cantilever crack, and wire bond shearing on the beam are the main failure modes of the micro-accelerometer. In the end, the causes of failure mode were analyzed, which show that there are two main factors that cause the fracture and crack of the cantilever: One is the repeating shock tests which lead to micro-structure fatigue failure, the other is the resonance between the sensor chip and the high-frequency signal in the shock test process, which instantly enlarges the overload and leads to the sensor’s broken due to micro-structure displacement’s out of control. Test results show that the reliability is improved through using several means to improve the structures of the acceleration sensors.

MEMS accelerometer; Hopkinson bar; shock-resistibility; failure mode; failure mechanism

U666.1

：A

2015-06-15；

：2015-09-20

國(guó)家自然科學(xué)基金杰出青年（51225504）

石云波（1972—），男，博士，副教授，目前主要從事MEMS、慣性器件等方面的研究。E-mail: y.b.shi@163.com

1005-6734(2015)06-0845-04

10.13695/j.cnki.12-1222/o3.2015.06.026