線振動MEMS陀螺結(jié)構(gòu)振動非線性特性研究*

茍元東， 王學鋒， 莊海涵， 邢朝洋

(北京航天控制儀器研究所，北京 100039)

0 引 言

基于微機電系統(tǒng)(micro-electro-mechanical system,MEMS) 技術(shù)的陀螺(MEMS陀螺)，具有小體積、低功耗、易于批量生產(chǎn)、低成本等特點而得到廣泛應用。實現(xiàn)高精度的微機械陀螺儀，就必須增大其驅(qū)動振幅，從而降低布朗噪聲水平和角度隨機游走等[4]。但實驗結(jié)果表明，當驅(qū)動振幅超過某個臨界值時，陀螺驅(qū)動軸將發(fā)生非線性遲滯，導致其頻率響應曲線發(fā)生突變，即陀螺的幅頻特性曲線不再連續(xù)而出現(xiàn)明顯的突變，嚴重影響了陀螺的穩(wěn)定性，制約了其性能的提高。目前，針對MEMS諧振器的非線性研究大多集中于定性分析，如振動非線性造成系統(tǒng)諧振頻率漂移[5]，導致閉環(huán)諧振電路的不穩(wěn)定性[6,7]，影響閉環(huán)自激系統(tǒng)的實現(xiàn)[8]等。但關(guān)于諧振器振動非線性系數(shù)的測量方法，非線性振動下振幅閾值的計算評估等，國內(nèi)外鮮有報道。

本文針對一種線振動MEMS陀螺驅(qū)動軸的振動非線性問題開展研究，采用理論分析、仿真模擬和實驗數(shù)據(jù)擬合相結(jié)合的方法確定模型中的非線性系數(shù)，并根據(jù)模型推導計算非線性遲滯效應消失點的臨界振幅和激勵值，為陀螺結(jié)構(gòu)設(shè)計提供了理論參考。

1 陀螺驅(qū)動軸振動非線性分析

影響MEMS陀螺的非線性因素主要有2方面：機械非線性和電容值非線性。針對電容值非線性，可以通過梳齒變面積設(shè)計大幅減小電容值非線性的影響；而微納米雙端固支梁的動態(tài)響應卻常常表現(xiàn)出明顯的非線性特征[9]。因此，本文從諧振梁的角度出發(fā)，對線振動MEMS陀螺驅(qū)動軸的振動非線性問題開展研究。

1.1 諧振梁剛度非線性理論分析

考慮如圖1所示的雙端固支梁結(jié)構(gòu)，梁的橫向振動導致其中性面的非線性伸長。

根據(jù)彈性理論，梁因橫向振動而產(chǎn)生的縱向伸長量ΔL為[10]

圖1 梁軸向的附加伸長

(1)

式中L為梁的長度；w為梁的橫向振動位移；x為梁的縱向位置；t為時間。梁伸長引起梁能量U的變化為

(2)

式中E為梁材料的楊氏模量；A為梁的橫截面積。

一般地，梁的橫向位移w可以簡化成一個與位置x相關(guān)的函數(shù)β(x)和一個與時間t相關(guān)的函數(shù)q(t)的乘積，β(x)可取梁的陣型函數(shù)。令ε=x/L，將ΔU對當?shù)負隙萹(t)進行微分，得到梁的附加軸力Fe

(3)

將諧振梁的尺寸參數(shù)代入式(3)，即可以得到梁的非線性剛度系數(shù)。

1.2 梁結(jié)構(gòu)有限元仿真

利用有限元建模(finite element modeling,FEM)軟件ANSYS計算諧振梁的剛度非線性，其中，諧振梁的尺寸參數(shù)設(shè)置：梁長為1 938 μm，梁寬為30 μm，梁高為60 μm，楊氏模量為130 GPa，泊松比為0.18。

獲得諧振梁的有限元模型，梁兩端固支，中心點施加橫向驅(qū)動力，求解時打開大變形選項，對應不同的驅(qū)動力F可以獲得相應的梁中點位移x。

為了得到梁的線性和非線性剛度系數(shù)，將得到的仿真數(shù)據(jù)進行多項式擬合[11]

F(x)=k1x+k3x3

(4)

式中F為加載的外力；x為梁中心點的橫向位移。

圖2為諧振梁仿真結(jié)果，根據(jù)擬合結(jié)果，可以求得諧振梁的剛度非線性系數(shù)。

圖2 諧振梁驅(qū)動力—位移非線性

1.3 陀螺結(jié)構(gòu)FEM仿真

利用有限元軟件ANSYS模擬MEMS陀螺結(jié)構(gòu)的剛度非線性，如圖3所示。

圖3 陀螺結(jié)構(gòu)的ANSYS模型簡圖

圖3中，陀螺結(jié)構(gòu)的4個錨點固支，為了更有效地模擬實際情況，將驅(qū)動力沿驅(qū)動軸方向施加在驅(qū)動梳齒上，以陀螺結(jié)構(gòu)中心質(zhì)量塊沿驅(qū)動軸方向的偏移量作為位移，求解時打開大變形選項，對應不同的驅(qū)動力可以獲得相應的位移，將式(4)用于分析結(jié)構(gòu)的剛度非線性，擬合結(jié)果如圖4。

圖4 陀螺結(jié)構(gòu)驅(qū)動力—位移非線性

將諧振梁的尺寸參數(shù)值代入式(3)，得到陀螺驅(qū)動軸剛度非線性如表1所示。

表1 梁的非線性剛度

將仿真值分別與理論值相比較，其誤差均較小，由此驗證了理論計算的正確性。

2 實驗對比分析

2.1 非線性系數(shù)測定原理

MEMS陀螺的驅(qū)動軸可以簡化成二階諧振子系統(tǒng)，引入當陀螺驅(qū)動軸方向的等效質(zhì)量m和等效線性剛度k1時，達芬方程可用于描述陀螺驅(qū)動軸方向的非線性動力學特性，則陀螺驅(qū)動軸的工作諧振頻率可以近似表示為[12]

(5)

式中ω0=k1/m為陀螺驅(qū)動軸方向的固有圓頻率；α=k3/m為陀螺驅(qū)動軸方向的非線性系數(shù)；kcv為陀螺儀表CV電路的 CV系數(shù)，表征單位振幅的檢測輸出電壓變化量；Vout為陀螺驅(qū)動軸在不同激勵下的諧振峰值。

由式(5)知，在非線性振動的條件下，系統(tǒng)的諧振頻率是一個與振幅相關(guān)的拋物線?？梢愿鶕?jù)式(5)，進行曲線擬合，獲得MEMS諧振器的固有頻率f0和對應的非線性系數(shù)α，實現(xiàn)對MEMS諧振器非線性系數(shù)的表征。

2.2 實驗數(shù)據(jù)處理

實驗選取2只同批次的陀螺，對其驅(qū)動軸進行正弦掃頻測試，掃描頻率變化范圍在陀螺的諧振區(qū)域。實驗中，逐漸增大陀螺的驅(qū)動激勵，在幅值未發(fā)生突變前，測得一系列不同激勵下的的諧振峰值以及對應的諧振圓頻率。表2為實驗測得的部分數(shù)據(jù)，不難發(fā)現(xiàn)，陀螺的諧振頻率隨振幅的增大而增大。

表2 諧振峰值及其對應的頻率值

為了從實驗數(shù)據(jù)中擬合出陀螺驅(qū)動軸方向的振動非線性系數(shù)，結(jié)合式(5)，采用最小二乘法進行擬合處理，曲線擬合結(jié)果如圖5所示。

圖5 陀螺驅(qū)動軸幅頻響應曲線

陀螺儀表的CV系數(shù)kcv=1.957×105V/m，驅(qū)動軸的等效質(zhì)量m=1.127×10-7kg，結(jié)合式(3)和式(5)，得到的2只陀螺驅(qū)動軸的非線性系數(shù)α如表3所示。

表3 陀螺驅(qū)動軸方向非線性系數(shù)

2只陀螺的非線性系數(shù)α值與理論值相比，誤差較小，充分證明了本文測量方法的正確性。

3 陀螺驅(qū)動軸的激勵閾值

假設(shè)陀螺驅(qū)動軸非線性遲滯效應消失的臨界點是其幅頻曲線的多值現(xiàn)象的消失點，即響應幅值與頻率是一一對應的關(guān)系，則該推導轉(zhuǎn)變?yōu)槭沟糜野攵畏l曲線的斜率一直小于0的條件求解?；谶_芬方程，陀螺驅(qū)動軸右半邊幅頻特性曲線的數(shù)學表達式為

(6)

式中ω0為固有圓頻率；α為非線性系數(shù)；ζ為阻尼比；P為等效簡諧力；ω為簡諧力的頻率；A為振幅。

若使得dω/dA≤0，有

(7)

因此，系統(tǒng)激勵閾值P和系統(tǒng)振動閾值A(chǔ)分別為

(8)

(9)

陀螺驅(qū)動梳齒產(chǎn)生的驅(qū)動力可近似計算[13]，以陀螺1為例，實驗中，陀螺驅(qū)動軸驅(qū)動梳齒的直流偏置電壓為10 V，實驗測得的自然頻率為15.117 kHz，阻尼比ζ=1.602 5×10-5，要使得陀螺非線性遲滯效應消失，則要求交流激勵幅值電壓Vac≤ 0.056 9 V。

圖6為激勵交流幅值在0.05 V左右的掃頻實驗數(shù)據(jù)，當交流電壓幅值為0.044 V時，陀螺驅(qū)動軸的振動特性雖然表現(xiàn)出比較明顯的非線性振動特性，但其頻率特性曲線依然連續(xù)，并未出現(xiàn)幅值突變現(xiàn)象，但當交流電壓幅值等于0.056 V時，陀螺驅(qū)動軸的幅頻和相頻曲線均產(chǎn)生比較明顯的突變。這與理論計算結(jié)果相吻合。

圖6 陀螺驅(qū)動軸正弦掃頻曲線

4 結(jié) 論

針對線振動MEMS陀螺驅(qū)動軸的振動非線性問題展開研究，重點討論了諧振梁的非線性系數(shù)，基于達芬方程，利用其諧振頻率曲線擬合得到陀螺驅(qū)動軸的非線性系數(shù)。結(jié)果表明：實驗值和理論推導值相吻合。

從穩(wěn)定性出發(fā)，推導計算得到陀螺的激勵閾值和振幅閾值，為陀螺結(jié)構(gòu)設(shè)計提供了參考。結(jié)果表明：非線性跳躍現(xiàn)象消失點的理論值與實驗結(jié)果相吻合。陀螺驅(qū)動軸的非線性系數(shù)降低100倍，其振幅閾值增大10倍。

本文僅討論了系統(tǒng)的結(jié)構(gòu)非線性，并未涉及其他方面的非線性的討論，有待進一步的研究。

[1] 李紅光.現(xiàn)代軍用MEMS慣性傳感器技術(shù)進展[J].傳感器與微系統(tǒng),2014,33(8):4-7.

[2] 施常勇,張 肖.MEMS 陀螺在航天器控制系統(tǒng)中的應用評述[J].傳感器與微系統(tǒng),2015,34(7):1-5.

[3] 趙正平.典型MEMS和可穿戴傳感技術(shù)的新發(fā)展[J].微納電子技術(shù),2015,52(1):1-13.

[4] Nitzan S.Impact of gyro.operation above the critical bifurcation threshold on scale factor and bias instability[C]∥Proc of MEMS 2014,San Francisco:749-752.

[5] 梁新建,鄭旭東,李丹東，等.一種基于高線性度弓形支撐梁的新型MEMS陀螺設(shè)計[J].導航與控制,2011,10(3):49-53.

[6] Ehsan M M,Hossein N P,Aghil Y K,et al.Chaos prediction in MEMS-NEMS resonators[J].Internaional Journal of Engineering Science,2014,82:74-83.

[7] Siewe M,Usama H H.Homoclinic bifurcation and chaos control in MEMS resonators[J].Applied Mathematical Modelling,2011,35:5533-5552.

[8] 樊尚春，喬少杰，張 軒.諧振式硅微結(jié)構(gòu)壓力傳感器非線性振動特性研究[J].儀器儀表學報,2006,27(12):1670-1673.

[9] Moorthi P,Lynn K.Nonlinear behavior of SOI free micromechanical beam resonator[J].Sensors and Actuators A,2008,142:203-210.

[10] 宋震煜,于 虹.納米梁非線性振動的動力學分析[J].MEMS器件與技術(shù),2006(3):145-149.

[11] Zhang W H,Baskaran Rajashree,Turner K L.Effect of cubic nonlinearity on auto-parametrically amplified resonant MEMS mass sensor[J].Sensors and Actuators,2002,102:139-150.

[12] Shao L C,Niu T,Palaniapan M.Nonlinearities in a high-Q SOI Lam’e-mode bulk resonator[J].J Micromech Microeng,2009,19:715-724.

[13] 郭秋芬.微型梳狀線振動陀螺儀特性及干擾因素影響的研究[D].哈爾濱：哈爾濱工程大學，2007.