EP3803511A1 - Messanordnung zur frequenzbasierten positionsbestimmung einer komponente - Google Patents

Messanordnung zur frequenzbasierten positionsbestimmung einer komponente

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Publication number
EP3803511A1
EP3803511A1 EP19724359.5A EP19724359A EP3803511A1 EP 3803511 A1 EP3803511 A1 EP 3803511A1 EP 19724359 A EP19724359 A EP 19724359A EP 3803511 A1 EP3803511 A1 EP 3803511A1
Authority
EP
European Patent Office
Prior art keywords
resonator
mirror
arrangement according
measuring arrangement
measuring
Prior art date
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Pending
Application number
EP19724359.5A
Other languages
English (en)
French (fr)
Inventor
Matthias Manger
Andreas KÖNIGER
Alexander Vogler
Current Assignee (The listed assignees may be inaccurate. Google has not performed a legal analysis and makes no representation or warranty as to the accuracy of the list.)
Carl Zeiss SMT GmbH
Original Assignee
Carl Zeiss SMT GmbH
Priority date (The priority date is an assumption and is not a legal conclusion. Google has not performed a legal analysis and makes no representation as to the accuracy of the date listed.)
Filing date
Publication date
Application filed by Carl Zeiss SMT GmbH filed Critical Carl Zeiss SMT GmbH
Publication of EP3803511A1 publication Critical patent/EP3803511A1/de
Pending legal-status Critical Current

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    • G—PHYSICS
    • G03—PHOTOGRAPHY; CINEMATOGRAPHY; ANALOGOUS TECHNIQUES USING WAVES OTHER THAN OPTICAL WAVES; ELECTROGRAPHY; HOLOGRAPHY
    • G03F—PHOTOMECHANICAL PRODUCTION OF TEXTURED OR PATTERNED SURFACES, e.g. FOR PRINTING, FOR PROCESSING OF SEMICONDUCTOR DEVICES; MATERIALS THEREFOR; ORIGINALS THEREFOR; APPARATUS SPECIALLY ADAPTED THEREFOR
    • G03F7/00—Photomechanical, e.g. photolithographic, production of textured or patterned surfaces, e.g. printing surfaces; Materials therefor, e.g. comprising photoresists; Apparatus specially adapted therefor
    • G03F7/70—Microphotolithographic exposure; Apparatus therefor
    • G03F7/70691—Handling of masks or workpieces
    • G03F7/70775—Position control, e.g. interferometers or encoders for determining the stage position
    • G—PHYSICS
    • G01—MEASURING; TESTING
    • G01B—MEASURING LENGTH, THICKNESS OR SIMILAR LINEAR DIMENSIONS; MEASURING ANGLES; MEASURING AREAS; MEASURING IRREGULARITIES OF SURFACES OR CONTOURS
    • G01B9/00—Measuring instruments characterised by the use of optical techniques
    • G01B9/02—Interferometers
    • G01B9/02001—Interferometers characterised by controlling or generating intrinsic radiation properties
    • G01B9/02002—Interferometers characterised by controlling or generating intrinsic radiation properties using two or more frequencies
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    • G01B9/02017—Interferometers characterised by the beam path configuration with multiple interactions between the target object and light beams, e.g. beam reflections occurring from different locations
    • G01B9/02018—Multipass interferometers, e.g. double-pass
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    • G03F7/708—Construction of apparatus, e.g. environment aspects, hygiene aspects or materials
    • G03F7/7085—Detection arrangement, e.g. detectors of apparatus alignment possibly mounted on wafers, exposure dose, photo-cleaning flux, stray light, thermal load

Definitions

  • the invention relates to a measuring arrangement for the frequency-based position determination of a component, in particular in an optical system for microlithography.
  • Microlithography is used to fabricate microstructured devices such as integrated circuits or LCDs.
  • the microlithography process is carried out in a so-called projection exposure apparatus, which has an illumination device and a projection objective.
  • mirrors are used as optical components for the imaging process due to the lack of availability of suitable transparent refractive materials.
  • the positions of the mirrors which are in some cases movable in all six degrees of freedom, have to be adjusted to each other as well as to mask or wafer with high accuracy and maintained in order to avoid or at least reduce aberrations and the associated impairment of the imaging result.
  • this position determination e.g. be required over a path length of 1 meter accuracy of the length measurement in the picometer (pm) range.
  • a resonator 152 in the form of a Fabry-Perot resonator comprises two resonator mirrors 154 and 155, of which the first resonator mirror 154 is connected to a reference element 140 in FIG In the form of a measuring frame fixedly connected to the housing of the projection lens of the projection exposure apparatus, and the second resonator mirror 155 (as a "measuring target") is fastened to an EUV mirror M to be measured with respect to its position.
  • the actual distance measuring device comprises a radiation source 156 that can be tuned with regard to its optical frequency generates a coupling radiation 158, which passes through a beam splitter 162 and is coupled into the optical resonator 152.
  • the radiation source 156 is controlled by a coupling device 160 so that the optical frequency of the radiation source 156 is tuned to the resonance frequency of the optical resonator 152 and thus coupled to this resonance frequency.
  • Coupling radiation 158 coupled out via a beam splitter 162 is analyzed by means of an optical frequency measuring device 164, which may comprise, for example, a frequency comb generator 132 for the highly accurate determination of the absolute frequency.
  • the resonant frequency of the optical resonator 152 also changes with the distance between the resonator mirrors 154 and 155 and thus - due to the coupling of the frequency of the tunable radiation source 156 to the resonant frequency of the resonator 152 - and also the optical frequency of the coupling-in radiation 158, which in turn is registered directly with the frequency measuring device 164.
  • the measuring beam within the optical resonator can perform as large a number of circulations as possible within the resonator (without leaving the cavity formed by the resonator), so that eigenmodes can be formed in the resonator ,
  • the coupling efficiency characteristic of said coupling is defined here by the overlap integral between the coupling field and the resonator field, so that, in order to achieve a high coupling efficiency, coupling field and resonator field must match as well as possible in all relevant parameters.
  • Such (parasitic) movements not taking place along the measuring direction eg intentional or unintentional tilting or lateral displacements of the measuring target, can lead to an "emigration" of the main beam on which the modes of the resonator are simultaneously “threaded” , in position and angle takes place with the result that a sufficient coupling of the resonator field is no longer given to the coupling field.
  • a measuring arrangement for the frequency-based position determination of a component in particular in an optical system for microlithography, comprises: at least one optical resonator, this resonator having a stationary first resonator mirror, a movable measuring target associated with the component, and a stationary second resonator mirror,
  • the second resonator is formed by a reversing mirror, which reflects back a coming from the measurement target measurement beam in itself.
  • the resonator further comprises a retroreflector, which reverses the measuring beam parallel-offset identically in its direction.
  • This retroreflector may be designed as a cube-corner retroreflector (hollow or vitreous retro-reflector) or as a cat-eye retro-reflector (for example with a Fourier lens with a mirror arranged in its focal plane).
  • the invention is based in particular on the concept of repeatedly traversing the path to be traveled by the measuring beam in an optical resonator by placing a reversing mirror.
  • the measuring arrangement according to the invention has an increased insensitivity with respect to the said parasitic movements with the result that a highly accurate position measurement can also be realized in scenarios in which a stable control of the position of said measuring target is not possible or the associated measurement Effort should be avoided.
  • the measurement target is formed by a retroreflector.
  • the measurement target is formed by a plane mirror.
  • the measuring arrangement has a polarization-optical beam splitter.
  • a vertical incidence on a measuring target designed as a plane mirror can be achieved by folding the beam path directly onto the optical axis using the polarization-optical beam splitter.
  • a measuring beam coming from the polarization-optical beam splitter hits the measuring target perpendicularly.
  • the measuring arrangement has an optical group with two lenses in Kepler arrangement.
  • the optical group in a common focal plane of these two lenses has a mirror with an opening which reflects back the beam path returning from the measurement target.
  • the retroreflector is designed to be polarization-preserving.
  • the first resonator mirror has a curvature such that a light field present in the resonator is stably enclosed.
  • the first resonator mirror is designed as a cat's eye mirror.
  • this mirror is preferably arranged defocused relative to the focal planes of a lens in order to produce a wavefront curvature required for the field inclusion in the resonator.
  • the measuring arrangement has at least one tunable laser stabilized on a resonator mode of the optical resonator.
  • the measuring arrangement has a control loop which is configured to stabilize the tunable laser according to the Pound-Drever-Hall method.
  • the measuring arrangement has at least one femtosecond laser for determining the frequency of the laser radiation of the at least one tunable laser.
  • the measuring arrangement further has a frequency standard, in particular a gas cell.
  • the measuring arrangement for realizing an absolute length measurement has two different resonator modes with known frequency spacing of the optical resonator stabilizable, tunable laser.
  • each of these two tunable lasers can be assigned a beat frequency analyzer unit.
  • an otherwise existing ambiguity problem can be taken into account, which is the spectrum of the beat frequencies that represents a periodic diamond pattern eg between a tunable laser stabilized on a resonator mode and a femtosecond laser with respect to the counting direction of the passages through cell boundaries in the diamond pattern.
  • the laser frequencies of the two tunable lasers show at the o.g. Embodiment of the invention namely two entangled grid of beat frequencies, on the basis of which said counting direction ambiguity can be eliminated as further described below.
  • the measuring arrangement has an acousto-optical modulator for realizing a frequency shift in a partial beam branched off from the laser beam generated by the tunable laser.
  • the component for position determination in six degrees of freedom is assigned six optical resonators for frequency-based length measurement.
  • the component is a mirror.
  • the optical system is a microlithographic projection exposure apparatus.
  • FIG. 12 shows a schematic illustration for explaining a conventional construction of a measuring arrangement for frequency-based position measurement
  • Figure 13 is a schematic representation for explaining the possible
  • FIG. 14 shows a schematic illustration for explaining a possible realization of measuring sections according to the invention on a mirror in a structure with a load-bearing supporting structure and independently provided measuring structure;
  • FIG. 15 shows a schematic illustration for explaining a possible determination of the position of a mirror in six degrees of freedom.
  • FIGS. 1 a - 1 b show schematic representations for explaining the structure and mode of operation of a measuring arrangement in exemplary embodiments of the invention.
  • a measurement beam strikes a unit 101 (the structure and operation of which will be described in more detail with reference to FIGS. 6-11) and an optical fiber 102 through a fixed curved resonator mirror 110 after passing through a free - Space path A off-axis on a retroreflector 120 (as a measurement target) and is reflected parallel offset back.
  • the measuring beam After passing through a free space path B, the measuring beam is reflected back into itself by means of a reversing mirror 130 which is perpendicular to the beam propagation direction and without beam offset.
  • the measuring beam After again passing through the free space sections B and A, including the retroreflector 120, the measuring beam in turn strikes the stationary curved resonator mirror 110, so that the circulation closes.
  • FIG. 1 b differs from that of FIG. 1 a only in that, instead of the fixed curved resonator mirror 110, a stationary "cat's eye optic" consisting of a Fourier lens 112 with a mirror 113 arranged in its focal plane is used. In order to generate the wavefront curvature required for inclusion in the resonator, this mirror 113 is arranged in a defocused manner with respect to the focal plane of the lens.
  • the expanded formalism of the paraxial matrix optics is briefly introduced below, and with this, fundamentals of the optics of resonators are then presented.
  • the extension of formalism involves the consideration of beam offsets and beam bends, which inevitably occur in measuring resonators for position determination.
  • the general transfer matrix of an optical system or of a subsystem consisting of spherically curved and / or planar elements (mirrors and plates) is in this formalism
  • the entries A, B, C, D describe the paraxial beam propagation parameters of a system which is rotationally symmetrical about the optical axis (propagation axis), if appropriate after corresponding unfolding of the nominal deflecting reflections.
  • the attached column with the one entry at the last position makes it possible to describe the rotational symmetry-breaking effect of elements which cause a beam offset and / or a beam tilt.
  • the parameters t x , t y are the translational displacements perpendicular to the optical axis, which corresponds here to the z-axis.
  • the parameters f c , f n denote the angles (in radians) of the beam dips.
  • Retroreflector with offset (s, s y ) to the optical axis
  • n-fold pass means an n-fold successive switching of the simple resonator path accordingly
  • the input beam R 0 is represented by its components R k 0 , k - 1,2, 3, 4, 5 with respect to the eigenvectors.
  • a Gaussian ray in fundamental mode (TEM00) is completely described by the complex ray parameter q. This combines the two beam-large radius of curvature R and beam size w. He is defined as follows through his reciprocal:
  • q out denotes the output-side beam parameter and q in denotes the input-side beam parameter.
  • the stable modes of a resonator must satisfy two stationarity conditions.
  • the stationarity of the main ray R c (“Chief Ray"), along which the light field propagates, firstly requires L ⁇ ⁇ KL ⁇ (25)
  • FIG. 1 c shows a derived equivalent circuit diagram for the embodiments of FIGS. 1 a-1 b for the simple resonator path for the description in the expanded formalism of the paraxial matrix optics.
  • the corresponding transfer matrix is exemplary for the case of a curved fixed resonator mirror 110 according to FIG. 1 a
  • K KFS (L) RR (S) KFS (L 'KFSW) KRR (S) FSO K L ens (R / 2)
  • L denotes the variable distance between the stationary curved resonator mirror 110 and the measurement target forming retroreflector 120
  • R the radius of curvature of the curved resonator mirror 110 and (s x , s y ) the transverse displacement of the retroreflector 120 to the optical axis (which extends in the drawn coordinate system in the z-direction).
  • R c (O, O, O, O, I) 7 ' applies to the jet vector of the main jet.
  • the satisfaction of the stability condition requires L + V ⁇ R ⁇ oo.
  • FIG. 2 shows in a further schematic representation of a diagram for explaining the inventive concept.
  • a conventional optical resonator with fixed resonator mirror 10 and measuring target 20 is indicated.
  • a recirculation optic 230 is provided between the stationary resonator mirror 210 and the measuring target 220.
  • FIGS. 3a-3b show schematic illustrations for explaining further embodiments of a measuring arrangement according to the invention, wherein in comparison to FIGS. 1a-1b analogous or substantially functionally identical components are designated by reference numerals increased by "200".
  • the embodiments of FIGS. 3a-3b differ from those of FIGS. 1a-1b in that, instead of the retroreflector 120, a plane mirror 340 serves as a movable measurement target, wherein the retroreflector 320 is arranged on the side of the stationary part of the resonator.
  • the transfer matrix of the distance which is unfolded by the nominal angle is exemplary for the embodiment of the curved solid resonator mirror 310 according to FIG. 3a
  • L denotes the variable distance between the stationary curved resonator mirror 310 and the movable plane mirror 340, the variable distance between the fixed retroreflector 320 and the movable plane mirror 340, L "denotes the variable distance between the stationary envelope. sweeping mirror 330 and the movable plane mirror 340 and R the curvature radius of the curved stationary resonator mirror 310th
  • FIG. 3 b differs from that of FIG. 3 a again (analogously to FIGS. 1 a - 1 b) only in that, instead of the fixed curved resonator mirror 310, a fixed "cat eye optic" comprising a Fourier lens 312 in its focal plane arranged mirror 313 is used.
  • Fig. 3c shows, starting from the embodiments of Figs. 3a-3b and from the direction of the measuring target forming plane mirror 340, some possible configurations differing in their geometrical arrangement.
  • FIGS. 3a-3b show schematic representations for explaining further embodiments of a measuring arrangement according to the invention, again analogous or essentially functionally identical components having reference numbers increased by "100" being compared to FIGS. 3a-3b.
  • a measuring beam in turn passes through a unit 401 (the structure and mode of operation of which will be described in more detail with reference to FIGS. 6-11) and an optical fiber 402 into the resonator through the curved fixed resonator mirror 410 (with mirror surface 411) and hits after passing through a free space path on a polarization optical beam splitter 450, which has a beam splitter layer 450a.
  • the p-polarized component of the measuring beam is transmitted, whereas the s-component is reflected out of the resonator and thus destroyed.
  • the now p-polarized beam is transformed into a circularly polarized beam by means of a lambda / 4 plate 460 and passes through a further free space path up to the plane mirror 440 forming the measurement target. There it is reflected back and again passes through the lambda / 4-plate 460, whereby it is transformed into a linearly polarized beam with 90 ° rotation in relation to the original p-polarization, ie into an s-polarized beam.
  • the now s-polarized beam is completely reflected at the polarization-optical beam splitter 450 and introduced into the (eg monolithically attached) retroreflector 420. There, the beam is reflected back with a parallel offset and again deflected at the beam splitter layer 450a in the direction of the plane target 440 forming the measurement target.
  • the beam is once again circularly polarized and after a free-space path arrives at the plane mirror 440 forming the measurement target, where it is again reflected back.
  • the retroreflector is designed in such a way that the polarization of the beam after the passage is maintained, which can be achieved by coating with a suitably designed optical multilayer coating system on the mirror surfaces.
  • FIG. 4 b differs from that of FIG. 4 a again (analogously to FIGS. 1 a - 1 b) only in that, instead of the stationary curved resonator mirror 410, a fixed "cat eye optic" comprising a Fourier lens 412 In its focal plane arranged, defined defocused mirror 413 is used.
  • FIGS. 4a-4b show schematic representations for explaining further embodiments of a measuring arrangement according to the invention, again analogous or substantially functionally identical components having reference numerals increased by "100" being compared with FIGS. 4a-4b.
  • an optical group 520 of two lenses 521, 523 in Kepler arrangement is used.
  • the so-called spatial filter plane - there is a mirror 522 (also referred to as a retina mirror) with a central opening, which throws back the beam path returning from the plane target 540 forming the measurement target, if the plane mirror 540 has a sufficiently large angle of attack.
  • the transfer matrix of the unfolded nominal system (at which the nominal angle of attack of the plane mirror 540 is folded out) is
  • L denotes the variable distance between the output side lens 523 and the measurement target plane mirror 540
  • F and F 2 denote the focal lengths of the two lenses 521, 523.
  • q (q c , q n ) represents the inclination deviations of the measurement target planing mirror 540 over its nominal values.
  • the output-side lens 523, together with the (retina) mirror 522 in its focal plane forms a functional retroreflector in the form of a cat's eye.
  • the focal plane of the first lens 521 is selected as the input-side reference plane.
  • the transfer matrix shows the property of retroreflection in the form of the identical disappearance of its entries M S 1 and M 5 3.
  • FIG. 5a-5c The optics described above are completed according to Fig. 5a-5c to an optical resonator by input side with a curved mirror 510 (FIG. 5a) or alternatively with a "cat's eye optics" of a Fourier lens 512 with arranged in its focal plane mirror 513 (as shown in FIG. 5b) is completed.
  • the transfer matrix for the simple passage passage of such a resonator for the curved mirror embodiment according to FIG. 5a is
  • the fulfillment of the stability condition requires L eff - 4 (L - F 2 ) ⁇ RF 2 2 / F 2 ⁇ oo.
  • the scaling factor corresponds to the depth scale of the afocal optics.
  • any retroreflector present may also be configured in a "cat's eye configuration" (i.e., with a Fourier optic or lens having a mirror disposed in its focal plane). This allows for the fact that the losses in the optical resonator typically have to be limited to a maximum of 0.1% -0.5%, which is made more difficult when designing the retroreflector with a plurality of reflection surfaces due to the plurality of reflections occurring.
  • the retroreflector is designed such that the polarization of the beam is maintained after the passage.
  • the property of the polarization maintenance of the retroreflector can be achieved by coating by means of a suitably designed optical multilayer coating system on the mirror surfaces.
  • FIG. 6 shows a diagram for explaining the principle known per se, according to which a tunable laser 601 follows a frequency of a resonator 602 via a suitable control circuit (in the illustrated example according to the Pound-Drever-Hall method), so that the ultimate to be measured Length L of the resonator 602 is coded as the frequency of the tunable laser 601.
  • Fig. 6 the area surrounded by the dashed line corresponds to the unit "501" of Fig. 5 (or the units "102", “301” and “401” in Fig. 1, Fig. 3 and Fig. 4).
  • the arrangement according to FIG. 6 comprises a Faraday isolator 605, an electro-optical modulator 606, a polarization-optical beam splitter 607, a lambda / 4-plate 608, a photodetector 609 and a low-pass filter 610.
  • a Faraday isolator 605 For frequency measurement, part of the signal from the tunable laser 601 emitted laser light via a beam splitter 603 coupled and supplied to an analyzer 604 for frequency measurement.
  • the actual frequency measurement in the analyzer 604 can be made, for example, by comparison with a frequency reference (for example, as explained below, an fs frequency comb of a femtosecond laser).
  • regulation of two tunable lasers 701, 702 can be performed on two different resonator modes known to their mode index spacing respectively.
  • the sought length L of the resonator can then according to
  • FIG. 8 is illustrative of the principle of frequency-based length measurement based on the beat between a tunable laser 801 stabilized on a resonator mode of a resonator 802 and a femtosecond laser 803.
  • the beat between the laser beams of the tunable laser 801 and the femtosecond laser 803 becomes realized by their superposition on a fast photodetector 805.
  • the individual beating frequencies are extracted.
  • a frequency standard 806 eg in the form of a gas cell, in particular approximately an acetylene gas cell in the S and C telecommunications frequency bands around 1500 nm
  • Downstream of the frequency standard 806 are a photodetector 810 and a signal analyzer 811.
  • the desired frequency of the tunable laser 801 can be reconstructed according to FIG.
  • the carrier envelope frequency (comb offset frequency) of the femtosecond laser 803 is given by and can be measured with the aid of a non-linear, so-called f-2f interferometer and kept constant via a control loop or eliminated via an optically non-linear process.
  • the pulse repetition frequency f rep - lie in the radio frequency range and can be measured with high precision and stabilized on atomic clocks.
  • FIG. 9a An exemplary spectrum of beat frequencies between a tunable laser stabilized to a resonator mode and a femtosecond laser as a function of resonator length change is shown in FIG. 9a. It is a periodic diamond pattern along both axes, which can also be called a beat raster. A basically resulting ambiguity must be eliminated in analogy to the counting distance-measuring interferometry by gapless counting the passages through cell boundaries in the diamond pattern, starting from a fixed starting position by zeroing. The remaining uncertainty with regard to the counting direction and the elimination of this uncertainty will be discussed below with reference to FIG. 10.
  • Fig. 10 shows an extension of the structure of Fig. 8, wherein to Fig. 8 analog or substantially functionally identical components are designated by reference numerals increased by "200".
  • a second tunable laser 1012 with photodetector 1008 and associated beat frequency analyzer unit 1009 is integrated with the measurement system.
  • FSR (L) c / 2L designates the so-called free spectral range, which corresponds to the frequency spacing between adjacent modes in the mode comb of the resonator.
  • the laser frequencies of the lasers 1001 and 1012 of FIG. 10 have two restricted rasters of beat frequencies (analogous to the diamond pattern shown schematically in FIG. 9b), by which an otherwise given "directional ambiguity" with respect to the counting direction (in counting the With the aid of the laser beam generated by this further laser 1012 and coupled to the frequency comb of the optical resonator, the solution of the uniqueness problem with respect to the counting direction succeeds, since with the aid of the additional information in FIG Form of the frequencies of the second beat grid always clearly the counting direction can be determined (see Fig. 9b). It is possible in an advantageous manner, the absolute length of the optical resonator according to c
  • the two o.g. Beat signals are also superimposed additively fed to a single common beat analyzer, but then the beat frequencies of both rasters coincide and the separation and assignment of the grid in the presence of measurement errors is at least difficult or in extreme cases is no longer possible.
  • FIG. 11 shows an alternative embodiment to FIG. 10, wherein components analogous or substantially functionally identical to FIG. 10 are designated by reference numerals increased by "100".
  • a further laser beam for generating a further shifted beat raster is realized in that a partial beam is branched off from the tunable laser 1101 that can be stabilized on the resonator comb and is shifted by an acousto-optic modulator (AOM) 1114 in its frequency by the value f aom .
  • AOM acousto-optic modulator
  • the beat signal obtained in this case is analyzed by means of another beat frequency analyzer unit 1113 in its frequency composition.
  • FIG. 13 shows a schematic representation of an exemplary microlithographic projection exposure apparatus designed for operation in the EUV. 1300.
  • the measuring arrangement according to the invention can be used in this projection exposure apparatus for the distance measurement of the individual mirrors in the projection objective or in the illumination device.
  • the invention is not limited to the application in systems designed for operation in the EUV, but also in the measurement of optical systems for other operating wavelengths (eg in the VUV range or at wavelengths less than 250nm) feasible.
  • the invention can also be implemented in a mask inspection system or a wafer inspection system.
  • a lighting device of the projection exposure apparatus 1300 has a field facet mirror 1303 and a pupil facet mirror 1304.
  • the light of a light source unit comprising a plasma light source 1301 and a collector mirror 1302 is directed.
  • a first telescope mirror 1305 and a second telescope mirror 1306 are arranged.
  • a deflecting mirror 1307 is arranged downstream of the light path, which deflects the radiation impinging on it onto an object field in the object plane of a projection objective comprising six mirrors 1351-1356.
  • a reflective structure-carrying mask 1321 is arranged on a mask table 1320, which is imaged by means of the projection lens into an image plane in which a photosensitive layer (photoresist) -coated substrate 1361 is located on a wafer table 1360.
  • both supporting structure 1403 and measuring structure 1404 are mechanically connected to a base plate or base 1430 of the optical system independently of one another via mechanical connections (eg springs) 1405 or 1406 acting as dynamic decoupling.
  • the mirror 1401 in turn is attached via a mirror attachment 1402 to the support structure 1403.
  • Shown schematically in FIG. 14 are two measurement sections 1411 and 1421 measured via optical resonators according to the invention, which extend from the measurement structure 1404 to the mirror 1401.
  • FIG. 15 Shown are six measuring sections 1505, each with a starting point 1504 located on a measuring frame 1506 and an end point 1503 located on a mirror 1501.

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Abstract

Die Erfindung betrifft eine Messanordnung zur frequenzbasierten Positionsbestimmung einer Komponente, insbesondere in einem optischen System für die Mikrolithographie, mit wenigstens einem optischen Resonator, wobei dieser Resonator einen ortsfesten ersten Resonatorspiegel, ein der Komponente zugeordnetes bewegliches Messtarget und einen ortsfesten zweiten Resonatorspiegel aufweist, wobei der zweite Resonatorspiegel durch einen Umkehrspiegel (130, 330, 430, 530) gebildet ist, welcher einen vom Messtarget kommenden Messstrahl in sich zurückreflektiert.

Description

Messanordnung zur frequenzbasierten
Positionsbestimmung einer Komponente
Die vorliegende Anmeldung beansprucht die Priorität der Deutschen Patent- anmeldung DE 10 2018 208 147.6, angemeldet am 24. Mai 2018. Der Inhalt dieser DE-Anmeldung wird durch Bezugnahme („incorporation by reference“) mit in den vorliegenden Anmeldungstext aufgenommen.
HINTERGRUND DER ERFINDUNG
Gebiet der Erfindung
Die Erfindung betrifft eine Messanordnung zur frequenzbasierten Positions- bestimmung einer Komponente, insbesondere in einem optischen System für die Mikrolithographie.
Stand der Technik
Mikrolithographie wird zur Herstellung mikrostrukturierter Bauelemente, wie beispielsweise integrierter Schaltkreise oder LCD’s, angewendet. Der Mikro- lithographieprozess wird in einer sogenannten Projektionsbelichtungsanlage durchgeführt, welche eine Beleuchtungseinrichtung und ein Projektionsobjektiv aufweist. Das Bild einer mittels der Beleuchtungseinrichtung beleuchteten Maske (= Retikel) wird hierbei mittels des Projektionsobjektivs auf ein mit einer lichtempfindlichen Schicht (Photoresist) beschichtetes und in der Bildebene des Projektionsobjektivs angeordnetes Substrat (z.B. ein Siliziumwafer) proji- ziert, um die Maskenstruktur auf die lichtempfindliche Beschichtung des Sub- strats zu übertragen.
In für den EUV-Bereich ausgelegten Projektionsbelichtungsanlagen, d.h. bei Wellenlängen unterhalb von 15 nm (z.B. etwa 13 nm oder etwa 7 nm), werden mangels Verfügbarkeit geeigneter lichtdurchlässiger refraktiver Materialien Spiegel als optische Komponenten für den Abbildungsprozess verwendet.
Im Betrieb solcher für EUV ausgelegten Projektionsobjektive, bei dem üblicher- weise Maske und Wafer in einem Scan-Prozess relativ zueinander bewegt werden, müssen die Positionen der teilweise in allen sechs Freiheitsgraden beweglichen Spiegel sowohl zueinander wie auch zu Maske bzw. Wafer mit hoher Genauigkeit eingestellt sowie beibehalten werden, um Aberrationen und damit einhergehende Beeinträchtigungen des Abbildungsergebnisses zu ver- meiden oder wenigstens zu reduzieren. Bei dieser Positionsbestimmung können z.B. über eine Weglänge von 1 Meter Genauigkeiten der Längen- messung im Pikometer (pm)-Bereich gefordert sein.
Im Stand der Technik sind diverse Ansätze bekannt, um die Position der ein- zelnen Objektivspiegel sowie auch des Wafers bzw. der Waferstage und der Retikelebene zu vermessen. Dabei ist neben interferometrischen Messanord- nungen auch die frequenzbasierte Positionsmessung unter Verwendung eines optischen Resonators bekannt.
In einem beispielhaft in Fig. 12 dargestellten, der DE 10 2012 212 663 A1 ent- nommenen herkömmlichen Aufbau umfasst ein Resonator 152 in Form eines Fabry-Perot-Resonators zwei Resonatorspiegel 154 und 155, von denen der erste Resonatorspiegel 154 an einem Referenzelement 140 in Form eines mit dem Gehäuse des Projektionsobjektivs der Projektionsbelichtungsanlage fest verbundenen Messrahmens und der zweite Resonatorspiegel 155 (als„Mess- target“) an einerm hinsichtlich seiner Position zu vermessenden EUV-Spiegel M befestigt ist. Die eigentliche Abstandsmessvorrichtung umfasst eine bezüg- lich ihrer optischen Frequenz durchstimmbare Strahlungsquelle 156, welche eine Einkoppelstrahlung 158 erzeugt, die einen Strahlteiler 162 durchläuft und in den optischen Resonator 152 eingekoppelt wird. Dabei wird die Strahlungs- quelle 156 von einer Kopplungseinrichtung 160 so gesteuert, dass die optische Frequenz der Strahlungsquelle 156 auf die Resonanzfrequenz des optischen Resonators 152 abgestimmt und damit an diese Resonanzfrequenz gekoppelt wird. Über einen Strahlteiler 162 ausgekoppelte Einkoppelstrahlung 158 wird mit einer optischen Frequenzmesseinrichtung 164 analysiert, welche z.B. einen Frequenzkammgenerator 132 zur hochgenauen Bestimmung der absoluten Frequenz umfassen kann. Ändert sich die Position des EUV-Spiegels M in x- Richtung, so verändert sich mit dem Abstand zwischen den Resonatorspiegeln 154 und 155 auch die Resonanzfrequenz des optischen Resonators 152 und damit - infolge der Kopplung der Frequenz der durchstimmbaren Strahlungs- quelle 156 an die Resonanzfrequenz des Resonators 152 - auch die optische Frequenz der Einkoppelstrahlung 158, was wiederum mit der Frequenzmess- einrichtung 164 unmittelbar registriert wird.
Wesentlich für die die Funktionalität eines optischen Resonators bei der Distanzmessung z.B. gemäß Fig. 12 ist zum einen, dass der Messstrahl inner- halb des optischen Resonators eine möglichst hohe Anzahl an Umläufen inner- halb des Resonators vollziehen kann (ohne dass er die durch den Resonator gebildete Kavität verlässt), damit sich Eigenmoden im Resonator ausbilden können. Wesentlich ist weiter auch die Ankoppelbarkeit des am Eingang der Resonator-Strecke anliegenden äußeren Strahlungsfeldes (=„Einkoppelfeld“) an das Modenfeld des optischen Resonators (=„Resonatorfeld“). Die für die besagte Ankopplung charakteristische Kopplungseffizienz ist hierbei durch das Überlappintegral zwischen Einkoppelfeld und Resonatorfeld definiert, so dass zur Erzielung einer hohen Kopplungseffizienz Einkoppelfeld und Resonatorfeld in allen relevanten Parametern möglichst gut übereinstimmen müssen.
In der Praxis können nun beim Einsatz eines optischen Resonators zur Distanzmessung bei der Vermessung der Lage einer Komponente bzw. eines Spiegels Probleme daraus resultieren, dass Bewegungen des am Spiegel angeordneten Messtargets (welches z.B. in Form eines Retroreflektors oder eines Planspiegels ausgestaltet sein kann) nicht nur entlang der eigentlichen Messrichtung, sondern auch in anderen der insgesamt sechs Freiheitsgrade auftreten können. Solche nicht entlang der Messrichtung stattfindende (Parasi- tär-) Bewegungen, z.B. beabsichtigte oder unbeabsichtigte Verkippungen oder laterale Verschiebungen des Messtargets, können dazu führen, dass ein „Auswandern“ des Flauptstrahls, auf dem die Moden des Resonators gleich- sam„aufgefädelt“ sind, in Position und Winkel stattfindet mit der Folge, dass eine hinreichende Ankopplung des Resonatorfeldes an das Einkoppelfeld nicht mehr gegeben ist.
Angesichts der hierbei an die Strahlrichtungsabweichung zu stellenden hohen Anforderungen (welche z.B. erfordern können, dass Winkelabweichungen beim Strahlvektor des Flauptstrahls weniger als 0.1 mrad betragen) stellt die Sicher- stellung, dass Verkippungen oder laterale Verschiebungen des Messtargets bei der frequenzbasierten Positionsbestimmung nicht wirksam werden, eine anspruchsvolle Herausforderung dar.
ZUSAMMENFASSUNG DER ERFINDUNG
Es ist eine Aufgabe der vorliegenden Erfindung, eine Messanordnung zur frequenzbasierten Positionsbestimmung einer Komponente, insbesondere in einem optischen System für die Mikrolithographie, bereitzustellen, welche eine hochgenaue Positionsbestimmung unter Vermeidung der vorstehend beschrie- benen Probleme ermöglicht.
Diese Aufgabe wird gemäß den Merkmalen des unabhängigen Patent- anspruchs 1 gelöst.
Eine Messanordnung zur frequenzbasierten Positionsbestimmung einer Kom- ponente, insbesondere in einem optischen System für die Mikrolithographie, weist auf: - wenigstens einen optischen Resonator, wobei dieser Resonator einen ortsfesten ersten Resonatorspiegel, ein der Komponente zugeordnetes be- wegliches Messtarget und einen ortsfesten zweiten Resonatorspiegel auf- weist,
- wobei der zweite Resonatorspiegel durch einen Umkehrspiegel gebildet ist, welcher einen vom Messtarget kommenden Messstrahl in sich zurückreflek- tiert.
Gemäß einer Ausführungsform weist der Resonator weiter einen Retroreflektor auf, welcher den Messstrahl parallel-versetzt identisch in seiner Richtung um kehrt. Dieser Retroreflektor kann dabei als Würfelecken-Retroreflektor (Hohl- oder Glaskörper-Retroreflektor) oder als Katzenaugen-Retroreflektor (z.B. mit einer Fourier-Linse mit in ihrer Brennebene angeordnetem Spiegel) ausgestal- tet sein.
Der Erfindung liegt insbesondere das Konzept zugrunde, durch Platzierung eines Umkehrspiegels die vom Messstrahl in einem optischen Resonator zurückzulegende Strecke wiederholt zu durchlaufen. Unter Ausnutzung des Prinzips der Umkehrbarkeit des Lichtweges wird auf diese Weise sichergestellt, dass laterale Verschiebungen oder Verkippungen seitens der anzumessenden Komponente bzw. des dieser Komponente zugeordneten Messtargets, welche nicht allein in Messrichtung wirken, bei der frequenzbasierten Positions- bestimmung nicht wirksam werden bzw. ohne Auswirkungen auf das Mess- ergebnis bleiben.
Mit anderen Worten wird durch den erfindungsgemäßen Einsatz eines Um- kehrspiegels im Messarm erreicht, das ungeachtet lateraler Verschiebungen oder Verkippungen des der anzumessenden Komponente zugeordneten Mes- stargets der am besagten Umkehrspiegel eintreffende Messstrahl in sich zu- rückreflektiert wird. Dieser Messstrahl läuft somit auf dem identischen Weg über das Messtarget zurück mit der Folge, dass Variationen in den Freiheits- graden, die nicht entlang der der Richtung des Messarms (Messachse) wirken, vollständig in ihren Auswirkungen auf die Messung eliminiert werden. Laterale Verschiebungen oder Verkippungen des der anzumessenden Kompo- nente zugeordneten Messtargets quer zur Messrichtung (welche durch die Dis- tanzmessung nicht unmittelbar erfasst werden und insoweit auch als„parasitä- re Bewegungen“ bezeichnet werden können) spielen somit im Ergebnis bei der erfindungsgemäßen Distanzmessung keine Rolle mehr. Infolgedessen weist die erfindungsgemäße Messanordnung eine erhöhte Insensitivität in Bezug auf die besagten parasitären Bewegungen auf mit der Folge, dass eine hoch- genaue Positionsmessung auch in Szenarien realisiert werden kann, in denen eine stabile Kontrolle der Stellung des besagten Messtargets nicht möglich ist oder der damit verbundene Aufwand vermieden werden soll.
Gemäß einer Ausführungsform ist das Messtarget durch einen Retroreflektor gebildet.
Gemäß einer weiteren Ausführungsform ist das Messtarget durch einen Plan- spiegel gebildet.
Gemäß einer Ausführungsform weist die Messanordnung einen polarisati- onsoptischen Strahlteiler auf. Hierbei kann insbesondere wie im Weiteren noch detaillierter beschrieben eine senkrechte Inzidenz auf einem als Planspiegel ausgeführten Messtarget erreicht werden, indem unter Einsatz des polarisationsoptischen Strahlteilers der Strahlengang direkt auf die optische Achse gefaltet wird.
Gemäß einer Ausführungsform trifft ein von dem polarisationsoptischen Strahl- teiler kommender Messstrahl senkrecht auf dem Messtarget auf.
Gemäß einer Ausführungsform weist die Messanordnung eine optische Gruppe mit zwei Linsen in Kepler-Anordnung auf. Gemäß einer Ausführungsform weist die optische Gruppe in einer gemein- samen Brennebene dieser beiden Linsen einen Spiegel mit einer Öffnung auf, welcher den von dem Messtarget zurücklaufenden Strahlengang zurückwirft.
Gemäß einer Ausführungsform ist der Retroreflektor polarisationserhaltend ausgestaltet.
Gemäß einer Ausführungsform weist der erste Resonatorspiegel eine Krüm- mung derart auf, dass ein im Resonator vorhandenes Lichtfeld stabil einge- schlossen wird.
Gemäß einer Ausführungsform ist der erste Resonatorspiegel als Katzen- augenspiegel ausgestaltet. Dabei ist vorzugsweise zur Erzeugung einer für den Feldeinschluss in Resonator benötigten Wellenfrontkrümmung dieser Spiegel definiert gegenüber der Brennebenen einer Linse defokussiert angeordnet.
Gemäß einer Ausführungsform weist die Messanordnung wenigstens einen auf eine Resonatormode des optischen Resonators stabilisierten, durchstimm- baren Laser auf.
Gemäß einer Ausführungsform weist die Messanordnung einen Regelkreis auf, welcher zur Stabilisierung des durchstimmbaren Lasers nach dem Pound- Drever-Hall-Verfahren konfiguriert ist.
Gemäß einer Ausführungsform weist die Messanordnung wenigstens einen Femtosekundenlaser zur Bestimmung der Frequenz der Laserstrahlung des wenigstens einen durchstimmbaren Lasers auf.
Gemäß einer Ausführungsform weist die Messanordnung ferner einen Frequenzstandard, insbesondere eine Gaszelle, auf.
Gemäß einer Ausführungsform weist die Messanordnung zur Realisierung einer absoluten Längenmessung zwei auf unterschiedliche Resonatormoden mit bekanntem Frequenzabstand des optischen Resonators stabilisierbare, durchstimmbare Laser auf. Dabei kann jedem dieser beiden durchstimmbaren Laser eine Schwebungsfrequenz-Analysator-Einheit zugeordnet sein.
Durch die Ausgestaltung mit zwei auf unterschiedliche Resonatormoden mit bekanntem Frequenzabstand des optischen Resonators stabilisierbaren, durchstimmbaren Laser kann, wie im Weiteren noch detaillierter erläutert, einem ansonsten bestehenden Uneindeutigkeits-Problemen Rechnung getra- gen werden, welches im ein periodisches Rautenmuster darstellenden Spekt- rum der Schwebungsfrequenzen z.B. zwischen einem auf eine Resonatormode stabilisierten durchstimmbaren Laser und einem Femtosekundenlaser hinsicht- lich der Zählrichtung der Durchtritte durch Zellengrenzen im Rautenmuster auf- tritt. Die Laserfrequenzen der beiden durchstimmbaren Laser weisen bei der o.g. erfindungsgemäßen Ausgestaltung nämlich zwei verschränkte Raster von Schwebungsfrequenzen auf, anhand derer wie im Weiteren noch beschrieben besagte Zählrichtungs-Uneindeutigkeit beseitigbar ist.
Gemäß einer Ausführungsform weist die Messanordnung einen akusto- optischen Modulator zur Realisierung einer Frequenzverschiebung bei einem aus dem von dem durchstimmbaren Laser erzeugten Laserstrahl abgezweig- ten Teilstrahl auf.
Gemäß einer Ausführungsform sind der Komponente zur Positionsbestimmung in sechs Freiheitsgraden sechs optische Resonatoren zur frequenzbasierten Längenmessung zugeordnet.
Gemäß einer Ausführungsform ist die Komponente ein Spiegel.
Gemäß einer Ausführungsform ist das optische System eine mikrolitho- graphische Projektionsbelichtungsanlage.
Weitere Ausgestaltungen der Erfindung sind der Beschreibung sowie den Unteransprüchen zu entnehmen. Die Erfindung wird nachstehend anhand von in den beigefügten Abbildungen dargestellten Ausführungsbeispielen näher erläutert.
KURZE BESCHREIBUNG DER ZEICHNUNGEN
Es zeigen:
Figur 1-11 schematische Darstellungen zur Erläuterung unterschiedlicher
Ausführungsformen der Erfindung;
Figur 12 eine schematische Darstellung zur Erläuterung eines her- kömmlichen Aufbaus einer Messanordnung zur frequenz- basierten Positionsmessung;
Figur 13 eine schematische Darstellung zur Erläuterung des möglichen
Aufbaus einer für den Betrieb im EUV ausgelegten mikrolitho- graphischen Projektionsbelichtungsanlage;
Figur 14 eine schematische Darstellung zur Erläuterung einer mögli- chen Realisierung von erfindungsgemäßen Messstrecken an einem Spiegel in einem Aufbau mit lastabtragender Trag- struktur und unabhängig hiervon vorgesehener Messstruktur; und
Figur 15 eine schematische Darstellung zur Erläuterung einer mögli- chen Ermittlung der Lage eines Spiegels in sechs Freiheits- graden. DETAILLIERTE BESCHREIBUNG BEVORZUGTER
AUSFÜHRUNGSFORMEN
Fig. 1 a-1 b zeigen schematische Darstellungen zur Erläuterung des Aufbaus und der Funktionsweise einer Messanordnung in beispielhaften Ausführungs- formen der Erfindung.
Gemäß Fig. 1 a trifft ein Messstrahl nach Eintritt in den Resonator über eine Einheit 101 (deren Aufbau und Funktionsweise unter Bezugnahme auf Fig. 6- 11 noch näher beschrieben wird) und eine optische Faser 102 durch einen ortsfesten gekrümmtem Resonatorspiegel 110 nach Durchlaufen einer Frei- raumstrecke A außeraxial auf einen Retroreflektor 120 (als Messtarget) und wird parallelversetzt zurückreflektiert. Nach Durchlaufen einer Freiraumstrecke B wird der Messstrahl durch einen senkrecht auf der Strahlausbreitungsrich- tung stehenden Umkehrspiegel 130 ohne Strahlversatz in sich zurück- reflektiert. Nach erneutem Durchlauf der Freiraumstrecken B und A einschließ- lich des Retroreflektors 120 trifft der Messstrahl wiederum auf den ortsfesten gekrümmten Resonatorspiegel 110, so dass sich der Umlauf schließt.
Da nach Reflexion am senkrecht auf der Strahlausbreitungsrichtung stehenden Umkehrspiegel (=„Rezirkulationsspiegel“) 130 der Messstrahl identisch in sich zurückläuft, wird im Ergebnis unter Ausnutzung des Prinzips der„Umkehrbar- keit des Lichtweges“ ein mit einer transversalen Verschiebung des das Mess- target bildenden Retroreflektors 120 einhergehender Strahlversatz zu Null kompensiert.
Die in Fig. 1 b dargestellte Ausführungsform unterscheidet sich von derjenigen aus Fig. 1a lediglich dadurch, dass anstelle des ortsfesten gekrümmten Resonatorspiegels 110 eine ortsfeste„Katzenaugenoptik“ aus einer Fourier- Linse 112 mit in ihrer Brennebene angeordnetem Spiegel 113 eingesetzt wird. Zur Erzeugung der für den Einschluss im Resonator benötigten Wellenfront- krümmung ist dieser Spiegel 113 gegenüber der Brennebene der Linse defi- niert defokussiert angeordnet. Zum Verständnis der weiteren Ausführungen wird im Folgenden kurz der er- weiterte Formalismus der paraxialen Matrizenoptik eingeführt, und mit diesem werden dann Grundlagen der Optik von Resonatoren dargelegt. Die Erweite- rung des Formalismus umfasst die Berücksichtigung von Strahlversätzen und Strahlabknickungen, wie sie in Messresonatoren zur Positionsbestimmung unvermeidlich auftreten. Die allgemeine Transfermatrix eines optischen Systems oder eines Teilsystems bestehend aus sphärisch gekrümmten und/oder planen Elementen (Spiegel und Platten) lautet in diesem Formalis- mus
Die Einträge A, B, C, D beschreiben die paraxialen Strahlausbreitungsparameter eines um die optische Achse (Ausbreitungsachse) rotationssymmetrischen Systems gegebenenfalls nach entsprechender Entfaltung der nominalen Um- lenk-Spiegelungen. Die angehängte Spalte mit dem Eins-Eintrag an der letzten Stelle erlaubt es, die die Rotationssymmetrie brechende Wirkung von Elemen- ten, die einen Strahlversatz und/oder eine Strahlverkippung bewirken, zu be- schreiben. Die Parameter tx, ty sind dabei die translatorischen Verschiebun- gen senkrecht zur optischen Achse, welche hier der z-Achse entspricht. Die Parameter fc, fn kennzeichnen die Winkel (in Radiant) der Strahlabknickun- gen. Für ein verkettetes optisches System aus K Teilabschnitten ergibt sich die Transfermatrix
M = M M, (2) durch Flintereinanderschalten der elementaren Transfermatrizen ML, durch Matrizenmultiplikation. Die elementaren Transfer-Matrizen, aus welchen sämtliche im Weiteren ausgeführte Messresonatoren zusammengesetzt sind, lauten:
Freiraumausbreitungsstrecke um Distanz z:
• Durchtritt durch Linse mit Brennweite f:
• Retroreflektor mit Versatz (s , sy) zur optischen Achse:
Strahlversatz um (sx,sy): • Strahlabknickung um ( qc , qg) (in Radiant):
In einem Resonator durchlaufen die Strahlen die optische Strecke mehrfach, im Idealfall unendlich hoher Güte (Finesse) sogar unendlich oft. Ein n-facher Durchlauf bedeutet dabei ein n-faches Hintereinanderschalten der einfachen Resonator-Strecke entsprechend
Rn = M_n RQ (8)
Durch eine Eigen-Zerlegung der einfachen Strecken-Matrix entsprechend
M V = diag
gelangt man zur Matrix der Eigenvektoren V = (Ei v2 v3 v4 v5) Und er- hält die zugehörigen Eigenwerte m = ( m1, m2,m3, m4,m5 ).
Es kann allgemein gezeigt werden, dass für die 2x2 Sub-Transfermatrix die Determinante für den Fall, dass die Brechungsindizes am Eingang und am Ausgang der Strecke identisch sind, stets identisch Eins ist. Damit gilt = AD - BC = 1 und nur drei der vier Einträge sind unabhängig. Die
Eigenwerte der Streckenmatrix M_ lauten nach elementarer Rechnung
Bi = 1 (1 1 ) und
Die zugehörigen Eigenvektoren sind
und
Damit erhält man für den Strahlvektor Rn nach n-fachem Durchlaufen der Resonatorstrecke wobei der Eingangsstrahl R0 durch seine Komponenten Rk 0 , k - 1,2, 3, 4, 5 bezüglich der Eigenvektoren dargestellt ist.
Die Stabilität eines optischen Resonators erfordert, dass der Strahlvektor bei beliebig vielen Umläufen stets beschränkt bleibt. Das wiederum erfordert, dass die beiden Eigenwerte m2 3 und m4 5 ebenfalls beschränkt sind, entsprechend Diese Forderung wiederum übersetzt sich unmittelbar in die Stabilitätsbedin- gung
\g\ = \(A + D)/2\ < l (18) wobei der sogenannte Stabilitätsparameter durch g = (A + D)/2 definiert ist. Für eine stabile Resonator-Strecke werden die beiden Eigenwerte und die zugehörigen Eigenvektoren zwangsläufig komplex und bilden dann jeweils zueinander konjugierte Paare entsprechend
und
mit der Substitution cos(0) - g . Damit erhält man für den Strahlvektor nach n-fach durchlaufener Strecke
+ exp(-in0)(vx_Rx- o + Vy_Ry- 0)
(22)
Daraus wird das oszillierende und in den Amplituden begrenzte Verhalten eines gebundenen Strahls im Resonator explizit ersichtlich.
Ein Gaußscher Strahl im Grundmode (TEM00) wird vollständig durch den komplexen Strahlparameter q beschrieben. Dieser vereinigt die beiden Strahl- großen Krümmungsradius R und Strahlgröße w. Er ist folgendermaßen über sein Reziprokes definiert:
1 _ 1 i l
q R n w2
(23) wobei l für die Wellenlänge des Lichtfeldes steht. Die Propagation des Strahlparameters ist im Formalismus der Transfermatrizen durch den Ausdruck
gegeben. Dabei bezeichnet qout den ausgangsseitigen Strahlparameter und qin bezeichnet den eingangsseitigen Strahlparameter.
Die stabilen Moden eines Resonators müssen zwei Stationaritäts-Bedingungen erfüllen. Die Stationarität des Hauptstrahls Rc („Chief Ray“), entlang dem sich das Lichtfeld ausbreitet, erfordert erstens L· ^ K L· (25)
Die Lösung für den Hauptstrahl entspricht gerade dem Eigenvektor der Resonator-Strecke zum Eigenwert m1 = 1 entsprechend L· = Ei > wobei vt im obigen Abschnitt angegeben ist.
Die Stationarität des komplexen Strahlparameters des sich entlang des Haupt- strahls ausbreitenden Strahlungsfeldes erfordert zweitens
Diese Gleichung hat zwei Lösungen für den Eigen-Strahlparameter. Sie lauten explizit
Damit erhält man schließlich als Ergebnis am Eingang der Resonator-Strecke für den Wellenfront-Krümmungsradius Rm der Eigenmoden den Ausdruck
4 + {A - D)2 - Ag2
Rm = 1/real (l/q+/_)
2C(A - D)
(28) sowie für die Strahlgröße der Eigenmoden den Ausdruck
Fig. 1 c zeigt ein abgeleitetes Ersatzschaltbild zu den Ausführungsformen von Fig. 1 a-1 b für die einfache Resonator-Strecke zur Beschreibung im erweiterten Formalismus der paraxialen Matrizenoptik. Die entsprechende Transfermatrix lautet exemplarisch für den Fall eines gekrümmten ortsfesten Resonator- Spiegels 110 gemäß Fig. 1 a
K = KFS(L) RR (S) KFS (L' KFSW) KRR (S ) FSO KLens (R/2 ) Dabei bezeichnet L den variablen Abstand zwischen dem ortsfesten gekrümm- tem Resonatorspiegel 110 und dem das Messtarget bildenden Retroreflektor 120, V den variablen Abstand zwischen dem ortsfesten ebenen Umkehrspiegel (=„Rezirkulationsspiegel“) 130 und dem beweglichen Retroreflektor 120, R den Krümmungsradius des gekrümmtem Resonatorspiegels 110 und ( sx, sy ) die transversale Verschiebung des Retroreflektors 120 zur optischen Achse (welche im eingezeichneten Koordinatensystem in z-Richtung verläuft).
Aufgrund des identischen Verschwindens der ersten vier Einträge in der letzten Spalte der Transfermatrix gilt für den Strahlvektor des Flauptstrahls Rc = (O,O,O,O,I)7’. Der Flauptstrahl ist damit wie gewünscht unabhängig vom Aus- wandern des das Messtarget bildenden Retroreflektors 120. Die effektive Resonatorlänge beträgt Leff = L + V . Aus einer Verschiebung des das Mes- starget bildenden Retroreflektors 120 in Messrichtung um AL folgt ALeff = 2 AL. Die Erfüllung der Stabilitätsbedingung erfordert L + V < R < oo . Die Parameter der TEMOO-Eigenmoden ergeben sich aus den o.g. Gleichungen zu
Rm = R und Fig. 2 zeigt in weiter schematisierter Darstellung ein Diagramm zur Erläuterung des erfindungsgemäßen Konzepts. Im linken Teil von Fig. 2 ist ein herkömm- licher optischer Resonator mit ortsfestem Resonatorspiegel 10 und Messtarget 20 angedeutet. Erfindungsgemäß wird (wie im rechten Teil von Fig. 2 angedeu- tet) zwischen ortsfestem Resonatorspiegel 210 und Messtarget 220 eine Rezirkulationsoptik 230 (verwirklicht in Fig. 1 durch den Umkehrspiegel 130) vorgesehen.
Fig. 3a-3b zeigen schematische Darstellungen zur Erläuterung weiterer Aus- führungsformen einer erfindungsgemäßen Messanordnung, wobei im Vergleich zu Fig. 1 a-1 b analoge bzw. im Wesentlichen funktionsgleiche Komponenten mit um„200“ erhöhten Bezugsziffern bezeichnet sind. Die Ausführungsformen von Fig. 3a-3b unterscheiden sich von denjenigen aus Fig. 1 a-1 b dadurch, dass anstelle des Retroreflektors 120 ein Planspiegel 340 als bewegliches Messtarget dient, wobei der Retroreflektor 320 auf Seiten des ortsfesten Teils des Resonators angeordnet ist.
Die Transfermatrix der um die nominalen Winkel aufgefalteten Strecke lautet exemplarisch für das Ausführungsbeispiel gekrümmtem festen Resonator- Spiegel 310 gemäß Fig. 3a
Darin bezeichnet L den variablen Abstand zwischen dem ortsfesten gekrümm- ten Resonatorspiegel 310 und dem beweglichen Planspiegel 340, ' den vari- ablen Abstand zwischen dem ortsfesten Retroreflektor 320 und dem bewegli- chen Planspiegel 340, L" den variablen Abstand zwischen dem ortsfesten Um- kehrspiegel 330 und dem beweglichen Planspiegel 340 und R den Krüm- mungsradius des gekrümmten ortsfesten Resonatorspiegels 310.
Aufgrund des identischen Verschwindens der ersten vier Einträge in der letzten Spalte der Transfermatrix gemäß (2) gilt für den Strahlvektor des Hauptstrahls R . = (O,O,O,O,I)7’. Der Hauptstrahl ist damit - wie gewünscht -auch hier unab- hängig vom Auswandern des Messtargets. Die effektive Resonatorlänge be- trägt Leff = L + 2L' + L" . Aus einer Verschiebung des das Messtarget bilden- den Planspiegels 340 in Messrichtung um AL folgt ALeff = 4 AL. Die Erfüllung der Stabilitätsbedingung erfordert L + 2L' + L" < R < oo. Für Parameter der TEMOO-Eigenmoden erhält man Rm = R und
Die in Fig. 3b dargestellte Ausführungsform unterscheidet sich von derjenigen aus Fig. 3a wiederum (analog zu Fig. 1a-1 b) lediglich dadurch, dass anstelle des ortsfesten gekrümmtem Resonatorspiegels 310 eine ortsfeste„Katzen- augenoptik“ aus einer Fourier-Linse 312 mit in ihrer Brennebene angeordne- tem Spiegel 313 eingesetzt wird.
Fig. 3c zeigt ausgehend von den Ausführungsformen von Fig. 3a-3b und aus Richtung des das Messtarget bildenden Planspiegels 340 einige sich in ihrer geometrischen Anordnung unterscheidende mögliche Konfigurationen.
Fig. 4a-4b zeigen schematische Darstellungen zur Erläuterung weiterer Aus- führungsformen einer erfindungsgemäßen Messanordnung, wobei wiederum im Vergleich zu Fig. 3a-3b analoge bzw. im Wesentlichen funktionsgleiche Komponenten mit um„100“ erhöhten Bezugsziffern bezeichnet sind.
Gemäß Fig. 4a tritt ein Messstrahl wiederum über eine Einheit 401 (deren Auf- bau und Funktionsweise unter Bezugnahme auf Fig. 6-11 noch näher be- schrieben wird) und eine optische Faser 402 in den Resonator durch den ge- krümmtem ortsfesten Resonatorspiegel 410 (mit Spiegelfläche 411 ) und trifft nach Durchlaufen einer Freiraumstrecke auf einen polarisationsoptischen Strahlteiler 450, welcher eine Strahlteilerschicht 450a aufweist. Die p- polarisierte Komponente des Messstrahls wird transmittiert, wohingegen die s- Komponente aus dem Resonator herausreflektiert und damit vernichtet wird. Der nun p-polarisierte Strahl wird mittels einer Lambda/4-Platte 460 in einen zirkular polarisierten Strahl transformiert und durchläuft eine weitere Freiraum- strecke bis zu dem das Messtarget bildenden Planspiegel 440. Dort wird er zu- rück reflektiert und durchtritt wiederum die Lambda/4-Platte 460, wodurch er in einen linear polarisierten Strahl mit 90° Verdrehung gegenüber der ursprüng- lichen p-Polarisation, also in einen s-polarisierten Strahl, transformiert wird.
Der nun s-polarisierte Strahl wird am polarisationsoptischen Strahlteiler 450 vollständig reflektiert und in den (z.B. monolithisch angefügten) Retroreflektor 420 eingeleitet. Dort wird der Strahl mit einem Parallelversatz zurückreflektiert und wiederum an der Strahlteilerschicht 450a in Richtung des das Messtarget bildenden Planspiegels 440 abgelenkt. Beim Durchtritt durch die Lambda/4- Platte wird der Strahl erneut zirkular polarisiert und gelangt nach einer Frei- raumstrecke zum das Messtarget bildenden Planspiegel 440, an dem er wiede- rum zurückreflektiert wird. Nach abermaligem Durchtritt durch die Lambda/4- Platte nimmt er wieder den ursprünglichen p-Polarisationszustand an, durch- läuft die Strahlteilerschicht 450a ohne Ablenkung und gelangt schließlich zum ortsfesten Umkehrspiegel 330. Von dort ausgehend wird der gesamte optische Weg in umgekehrter Reihenfolge identisch durchlaufen, so dass der Strahl am Ende eines Durchlaufs wieder in seiner ursprünglichen Position und mit glei- cher Neigung auf den gekrümmtem ortsfesten Resonatorspiegel 410 auftrifft. Damit schließt sich der Kreis und der nächste Umlauf wird mit der Reflexion am gekrümmten Resonatorspiegel 410 eingeleitet. Es wird dabei vorausgesetzt, dass der Retroreflektor derart ausgeführt ist, dass die Polarisation des Strahls nach dem Durchgang erhalten bleibt, was durch Beschichtung mit einem in geeigneter Weise ausgelegten optischen Viellagen-Schichtsystem auf den Spiegelflächen erzielt werden kann. Die in Fig. 4b dargestellte Ausführungsform unterscheidet sich von derjenigen aus Fig. 4a wiederum (analog zu Fig. 1a-1 b) lediglich dadurch, dass anstelle des ortsfesten gekrümmtem Resonatorspiegels 410 eine ortsfeste„Katzen- augenoptik“ aus einer Fourier-Linse 412 mit in ihrer Brennebene angeordne- tem, definiert defokussiertem Spiegel 413 eingesetzt wird.
Gemäß Fig. 4a-4c wird im Ergebnis im Unterschied zu Fig. 3a-3b insbesondere jeweils eine nominal senkrechte Inzidenz auf dem als Planspiegel ausgeführ- ten Messtarget 440 erreicht, indem unter Einsatz des polarisationsoptischen Strahlteilers 450 der „Retroreflektor-Strahlengang“ direkt auf die optische Achse gefaltet wird.
Fig. 5a-5b zeigen schematische Darstellungen zur Erläuterung weiterer Aus- führungsformen einer erfindungsgemäßen Messanordnung, wobei wiederum im Vergleich zu Fig. 4a-4b analoge bzw. im Wesentlichen funktionsgleiche Komponenten mit um„100“ erhöhten Bezugsziffern bezeichnet sind.
In den Ausführungsformen von Fig. 5a-5b wird anstelle des Retroreflektors eine optische Gruppe 520 aus zwei Linsen 521 , 523 in Kepler-Anordnung (afokaler Anordnung) eingesetzt. In der gemeinsamen Brennebene dieser bei- den Linsen 521 , 523 - der sogenannten Raumfilterebene - befindet sich ein hier (auch als Retina-Spiegel zu bezeichnender) Spiegel 522 mit zentraler Öffnung, welcher den vom das Messtarget bildenden Planspiegel 540 zurück- laufenden Strahlengang zurückwirft, sofern der Planspiegel 540 einen hinrei- chend großen Anstellwinkel aufweist. Die Transfermatrix des aufgefalteten nominalen Systems (bei welchem der Nominalanstellwinkel des Planspiegels 540 herausgefaltet ist) lautet
Dabei bezeichnen L den variablen Abstand zwischen der ausgangsseitigen Linse 523 und dem das Messtarget bildenden Planspiegel 540, und F und F2 bezeichnen die Brennweiten der beiden Linsen 521 , 523. q = (qc, qn) steht für die Neigungsabweichungen des das Messtarget bildenden Planspiegels 540 gegenüber seinen nominalen Werten. Das zugrunde liegende paraxiale Er- satzschema für die in Fig. 5c dargestellte Anordnung mit Planspiegel 530 und optischer Gruppe 520 ist in Fig. 5d gezeigt. Die ausgangsseitige Linse 523 bildet zusammen mit dem (Retina-)Spiegel 522 in ihrer Brennebene einen funktionalen Retroreflektor in Form eines Katzenauges. Als eingangsseitige Bezugsebene ist hierbei die Brennebene der ersten Linse 521 ausgewählt. Die Transfermatrix zeigt die Eigenschaft der Retroreflexion in Form des identischen Verschwindens ihrer Einträge MS 1 und M5 3.
Des Weiteren ist gemäß Fig. 5a-5b bezogen auf den optischen Strahlengang nachfolgend der vorstehend beschriebenen optischen Gruppe 520 (also an deren„Systemausgang“) analog zu den vorstehend beschriebenen Ausfüh- rungsformen einen Planspiegel 530 als Rezirkulationsoptik einfügt, welcher den Strahlengang in sich zurückwirft.
Die Transfermatrix der aufgefalteten nominalen Kavität bzw. des optischen Re- sonators gemäß Fig. 5a-5c lautet
Die darin enthaltenen Größen sind bis auf den Abstand l zwischen dem Plan- spiegel 530 und der eingangsseitigen Linse 521 bereits oben definiert. Infolge der Rezirkulation über den Planspiegel 530 sind Ein- und Ausgang identisch, und das Verschwinden der ersten vier Einträge der letzten Spalte zeigt an, dass die anvisierte Robustheit gegenüber parasitären Verkippungen des das Messtarget bildenden Planspiegels 540 erreicht ist.
Die vorstehend beschriebene Optik wird gemäß Fig. 5a-5c zu einem optischen Resonator vervollständigt, indem sie eingangsseitig mit einem gekrümmten Spiegel 510 (gemäß Fig. 5a) oder alternativ mit einer„Katzenaugenoptik“ aus einer Fourier-Linse 512 mit in ihrer Brennebene angeordnetem Spiegel 513 (gemäß Fig. 5b) abgeschlossen wird. Die Transfermatrix für den einfachen Streckendurchtritt eines solchen Resona- tors für die Ausführungsform mit gekrümmtem Spiegel gemäß Fig. 5a lautet
wobei sowohl der gekrümmte Resonator-Spiegel 510 als auch der die Rezirku- lation bewirkende Planspiegel 530 in der Brennebene der eingangsseitigen Linse 521 der optischen Gruppe 520 liegen. Aufgrund des identischen Verschwindens der ersten vier Einträge in der letzten Spalte der Transfermatrix gilt für den Strahlvektor des Hauptstrahls Rc = (O,O,O,O,I)7’. Der Hauptstrahl ist damit wie gewünscht unabhängig vom Aus- wandern des das Messtarget bildenden Planspiegels 540. Die effektive Re- sonator-Länge beträgt Leff = 4(L - F2) und wird von der ausgangsseitigen Brennebene der ausgangsseitigen Linse 523 aus gezählt. Aus einer Verschie- bung des das Messtarget bildenden Planspiegels 540 in Messrichtung um AL folgt ALeff = 4 AL. Die Erfüllung der Stabilitätsbedingung erfordert Leff - 4 (L - F2) < R F2 2/F2 < oo.
Durch die Abbildungseigenschaften der optischen Gruppe 520 (welche in effektives Kepler-Teleskop bildet) wird der Krümmungsradius des eingangssei- tigen Resonator-Spiegels 510 in einen effektiven Krümmungsradius Reff = R FH Fl transformiert. Der Skalierungsfaktor entspricht gerade dem Tiefen- maßstab der afokalen Optik.
In sämtlichen vorstehend anhand von Fig. 1 -5 beschriebenen Ausführungs- formen kann ein jeweils vorhandener Retroreflektor auch in einer„Katzen- augen-Konfiguration“ (d.h. mit einer Fourier-Optik bzw. Linse mit in ihrer Brennebene angeordnetem Spiegel) ausgestaltet sein. Hierdurch kann dem Umstand Rechnung getragen, dass die Verluste im optischen Resonator typi- scherweise auf maximal 0.1 %-0.5% begrenzt werden müssen, was bei Ausge- staltung des Retroreflektors mit einer Mehrzahl von Reflexionsflächen aufgrund der Mehrzahl auftretender Reflexionen erschwert wird.
Es wird ferner vorausgesetzt, dass der Retroreflektor derart ausgeführt ist, dass die Polarisation des Strahls nach dem Durchgang erhalten bleibt. Die Eigenschaft der Polarisationserhaltung des Retroreflektors kann durch Be- schichtung durch ein in geeigneter Weise ausgelegtes optisches Viellagen- Schichtsystem auf den Spiegelflächen erzielt werden.
Im Weiteren werden Realisierungskonzepte einer frequenzbasierten Längen- bzw. Positionsmessung unter Bezugnahme auf die schematischen Darstellun- gen von Fig. 6-9 beschrieben.
Dabei zeigt Fig. 6 zunächst ein Diagramm zur Erläuterung des für sich bekann- ten Prinzips, wonach ein durchstimmbarer Laser 601 über einen geeigneten Regelkreis (im dargestellten Beispiel nach dem Pound-Drever-Hall-Verfahren) einer Frequenz eines Resonators 602 folgt, so dass die letztlich zu messende Länge L des Resonators 602 als Frequenz des durchstimmbaren Lasers 601 kodiert wird.
In Fig. 6 entspricht der gestrichelt umrandete Bereich der Einheit„501“ aus Fig. 5 (bzw. den Einheiten„102“,„301“ und„401“ in Fig. 1 , Fig. 3 und Fig. 4).
Die Anordnung gemäß Fig. 6 umfasst einen Faraday-Isolator 605, einen elektrooptischen Modulator 606, einen polarisationsoptischen Strahlteiler 607, eine Lambda/4-Platte 608, einen Photodetektor 609 und einen Tiefpassfilter 610. Zur Frequenzmessung wird ein Teil des von dem durchstimmbaren Laser 601 ausgesandten Laserlichts über einen Strahlteiler 603 ausgekoppelt und einem Analysator 604 zur Frequenzmessung zugeführt. Die eigentliche Frequenzmessung im Analysator 604 kann beispielsweise über den Vergleich mit einer Frequenz-Referenz (z.B. wie im Weiteren noch erläutert einem fs- Frequenzkamm eines Femtosekundenlasers) erfolgen.
Gemäß Fig. 7 kann in einer Weiterentwicklung des vorstehend beschriebenen Prinzips der frequenzbasierten Längenmessung auch eine Regelung von zwei durchstimmbaren Lasern 701 , 702 (z.B. ebenfalls gemäß dem Pound-Drever- Flall-Verfahren) auf zwei unterschiedliche und ihrem Modenindex-Abstand be- kannte Resonatormoden erfolgen. Die Schwebungs- bzw. Differenzfrequenz fbeat = Af = f2— fi des durch Überlagerung der Strahlung der beiden Laser 701 , 702 auf einem Photodetektor 703 erhaltenen Signals wird über einen Frequenzzähler 704 bestimmt. Die gesuchte Länge L des Resonators kann dann gemäß
L = c/2 Aq/fbeat (35) bestimmt werden, wobei Aq den Modenabstand im Frequenzkamm des Resonators bezeichnet. Der Modenabstand Aq kann z.B. über Durchstimmung einer der beiden Laserfrequenzen ausgehend von einer gemeinsamen Aus- gangsfrequenz und Durchzählen der durchschrittenen Reflexionsminima des Frequenzkamms des Resonators gewonnen werden. Fig. 8 dient zur Erläuterung des Prinzips der frequenzbasierten Längen- messung basierend auf der Schwebung zwischen einem auf eine Resonator- mode eines Resonators 802 stabilisierten durchstimmbaren Laser 801 und einem Femtosekundenlaser 803. Die Schwebung zwischen den Laserstrahlen des durchstimmbaren Lasers 801 und des Femtosekundenlasers 803 wird durch deren Überlagerung auf einem schnellen Photodetektor 805 realisiert. Aus der Analyse des Schwebungssignals, welches eine Überlagerung einer Vielzahl simultan stattfindender Schwebungen umfasst, werden die einzelnen Schwebungsfrequenzen extrahiert. Gemäß Fig. 8 ist ferner ein Frequenz- Standard 806 (z.B. in Form einer Gaszelle, insbesondere etwa einer Acethylen- Gaszelle in den S- und C-Telekommunikationsfrequenzbändern um 1500nm), zur Beseitigung einer Unkenntnis hinsichtlich des Frequenzkamm-Index vorge- sehen. Dem Frequenzstandard 806 nachgeschaltet sind ein Photodetektor 810 und eine Signalanalysator 811.
Aus Kenntnis der einzelnen Schwebungsfrequenzen sowie Kenntnis der Moden-Indizes kann gemäß Fig. 8 die gesuchte Frequenz des durchstimm- baren Lasers 801 rekonstruiert werden.
Die Träger-Einhüllenden-Frequenz (Kamm-Offsetfrequenz) des Femtosekun- denlasers 803 ist hierbei gegeben durch und kann mit Hilfe eines nichtlinearen, sogenannten f-2f- Interferometers ge- messen und über einen Regelkreis konstant gehalten oder über einen optisch nichtlinearen Prozess eliminiert werden. Die Kamm-Offsetfrequenz fceo und
die Pulswiederholfrequenz frep =— liegen im Radiofrequenzbereich und können hochgenau gemessen und auf Atomuhren stabilisiert werden. Das breite optische Spektrum dieses Femtosekundenlasers 803 umfasst eine Viel- zahl scharfer Linien mit konstantem Frequenzabstand frep entsprechend fk = fceo + k frep , k E M » 1 (37) wobei k den Kammindex bezeichnet.
Die zahlreichen möglichen Schwebungsfrequenzen zwischen einem durch- stimmbaren Laser mit zu bestimmender Frequenz fx und einem in seinen Parametern genau bekannten Femtosekundenlaser lauten im Allgemeinen
Ein beispielhaftes Spektrum der Schwebungsfrequenzen zwischen einem auf eine Resonatormode stabilisierten durchstimmbaren Laser und einem Femto- sekundenlaser als Funktion der Änderung der Resonatorlänge ist in Fig. 9a gezeigt. Es handelt sich um ein entlang beider Achsen periodisches Rauten- muster, welches auch als Schwebungs-Raster bezeichnet werden kann. Eine hieraus grundsätzlich resultierende Mehrdeutigkeit muss in Analogie zur zählenden distanzmessenden Interferometrie durch lückenloses Mitzählen der Durchtritte durch Zellengrenzen im Rautenmuster ausgehend von einer durch Nullung festgelegten Startposition beseitigt werden. Auf die eine hierbei noch verbleibende Unsicherheit hinsichtlich der Zählrichtung und die Beseitigung dieser Unsicherheit wird im Weiteren unter Bezugnahme auf Fig. 10 eingegan- gen.
Fig. 10 zeigt eine Erweiterung des Aufbaus von Fig. 8, wobei zu Fig. 8 analoge bzw. im Wesentlichen funktionsgleiche Komponenten mit um„200“ erhöhten Bezugsziffern bezeichnet sind.
Gemäß Fig. 10 ist zusätzlich zum ersten durchstimmbaren Laser 1001 ein zweiter durchstimmbarer Laser 1012 mit Photodetektor 1008 und zugeordneter Schwebungsfrequenz-Analysator-Einheit 1009 in das Messsystem integriert. Der zweite Laser 1012 wird ebenfalls auf eine ausgewählte Resonatormode des optischen Resonators stabilisiert, so dass für die Frequenz des von dem zweiten durchstimmbaren Laser 1012 erzeugten Laserstrahls gilt: h = L + FSR(L)Aq . (39)
FSR(L) = c/2L bezeichnet dabei den sogenannten freien Spektralbereich, wel- cher dem Frequenzabstand zwischen benachbarten Moden im Modenkamm des Resonators entspricht.
Die Laserfrequenzen der Laser 1001 und 1012 von Fig. 10 weisen zwei ver- schränkte Raster von Schwebungsfrequenzen (analog zu dem schematisch in Fig. 9b gezeigten Rautenmuster) auf, anhand derer eine ansonsten gegebene „Richtungs-Uneindeutigkeit“ bezüglich der Zählrichtung (beim Zählen der Durchtritte durch Zellgrenzen im Rautenmuster von Fig. 9a) beseitigbar ist: Mit Hilfe des durch diesen weiteren Laser 1012 erzeugten und an den Frequenz- kamm des optischen Resonators gekoppelten Laserstrahls gelingt hierbei die Lösung des Eindeutigkeitsproblems bezüglich der Zählrichtung, da mit Hilfe der zusätzlichen Information in Form der Frequenzen des zweiten Schwebungs- rasters stets eindeutig die Zählrichtung festgestellt werden kann (vgl. Fig. 9b). Dabei ist es in vorteilhafter Weise möglich, die absolute Länge des optischen Resonators gemäß c
L = (40
2k 02,1 )
2 Li jederzeit direkt zu bestimmen und so den absoluten (Anschluss-)Wert für das weitere inkrementeile Zählen gemäß
zu erhalten. Beim inkrementeilen Zählen kann die Änderung des Offset-Index Sg, der auch die bekannte Guoy-Phase umfasst, vernachlässigt werden, so dass die relative Frequenzänderung direkt für eine relative Längenänderung steht. Mit Kenntnis der zuvor bestimmten Absolutlänge kann aus der relativen Längenänderung unmittelbar die interessierende absolute Längenänderung berechnet werden. Im Ergebnis wird mit dem in Fig. 10 vorgeschlagenen Auf- bau eine frequenzbasierte Längenmessung realisiert.
Grundsätzlich können die beiden o.g. Schwebungssignale auch additiv über- lagert einem einzigen gemeinsamen Schwebungsanalysator zugeführt werden, wobei jedoch dann die Schwebungsfrequenzen beider Raster zusammenfallen und die Trennung und Zuordnung der Raster in Gegenwart von Messfehlern zumindest erschwert wird oder im Extremfall nicht mehr eindeutig möglich ist.
Fig. 11 zeigt eine zu Fig. 10 alternative Ausführungsform, wobei zu Fig. 10 analoge bzw. im Wesentlichen funktionsgleiche Komponenten mit um„100“ er- höhten Bezugsziffern bezeichnet sind.
Gemäß Fig. 11 ist unter Verzicht auf den zweiten durchstimmbaren Laser 1012 aus Fig. 10 ein weiterer Laserstrahl zur Erzeugung eines weiteren verschobenen Schwebungs-Rasters dadurch realisiert, dass von dem durch- stimmbaren auf den Resonator-Kamm stabilisierbaren Laser 1101 ein Teil- strahl abgezweigt und über einen akustooptischen Modulator (AOM) 1114 in seiner Frequenz um den Wert faom verschoben wird. Dieser in seiner Frequenz starr an den durchstimmbaren Laser 1101 gekoppelte Teilstrahl mit der Frequenz f2 = f + faom wird ebenfalls auf einem Photodetektor 1112 mit einem abgezweigten Strahl des Femtosekundenlasers 1103 zur Schwebung gebracht. Das hierbei erhaltene Schwebungssignal wird mittels einer weiteren Schwebungsfrequenz-Analysator-Einheit 1113 in seiner Frequenz- Zusammensetzung analysiert. Auch hier ist es grundsätzlich möglich, die beiden Schwebungssignale additiv einer einzigen gemeinsamen Schwebungs- frequenz-Analysator-Einheit zuzuführen.
Fig. 13 zeigt eine schematische Darstellung einer beispielhaften für den Betrieb im EUV ausgelegten mikrolithographischen Projektionsbelichtungsan- läge 1300. Die erfindungsgemäße Messanordnung kann in dieser Projektions- belichtungsanlage zur Abstandsvermessung der einzelnen Spiegel im Projektionsobjektiv oder in der Beleuchtungseinrichtung verwendet werden. Die Erfindung ist jedoch nicht auf die Anwendung in für den Betrieb im EUV ausgelegten Systemen beschränkt, sondern auch bei der Vermessung opti- scher Systeme für andere Arbeitswellenlängen (z.B. im VUV-Bereich bzw. bei Wellenlängen kleiner als 250nm) realisierbar. In weiteren Anwendungen kann die Erfindung auch in einer Maskeninspektionsanlage oder einer Waferinspek- tionsanlage realisiert werden.
Gemäß Fig. 13 weist eine Beleuchtungseinrichtung der Projektions- belichtungsanlage 1300 einen Feldfacettenspiegel 1303 und einen Pupillen- facettenspiegel 1304 auf. Auf den Feldfacettenspiegel 1303 wird das Licht einer Lichtquelleneinheit, welche eine Plasmalichtquelle 1301 und einen Kollektorspiegel 1302 umfasst, gelenkt. Im Lichtweg nach dem Pupillen- facettenspiegel 1304 sind ein erster Teleskopspiegel 1305 und ein zweiter Teleskopspiegel 1306 angeordnet. Im Lichtweg nachfolgend ist ein Umlenk- spiegel 1307 angeordnet, der die auf ihn treffende Strahlung auf ein Objektfeld in der Objektebene eines sechs Spiegel 1351 -1356 umfassenden Projektions- objektivs lenkt. Am Ort des Objektfeldes ist eine reflektive strukturtragende Maske 1321 auf einem Maskentisch 1320 angeordnet, die mit Hilfe des Projektionsobjektivs in eine Bildebene abgebildet wird, in welcher sich ein mit einer lichtempfindlichen Schicht (Photoresist) beschichtetes Substrat 1361 auf einem Wafertisch 1360 befindet.
Ohne dass die Erfindung hierauf beschränkt wäre kann z.B. ein für sich z.B. aus US 6,864,988 B2 bekannter Aufbau zugrunde gelegt werden, in welchem sowohl eine lastabtragende Tragstruktur 1403 („force frame“) als auch eine unabhängig hiervon vorgesehene Messstruktur 1404 („sensor frame“) vorhan- den sind. Gemäß Fig. 14 sind sowohl Tragstruktur 1403 als auch Messstruktur 1404 unabhängig voneinander über als dynamische Entkopplung wirkende mechanische Anbindungen (z.B. Federn) 1405 bzw. 1406 an eine Grundplatte bzw. Basis 1430 des optischen Systems mechanisch angebunden. Der Spiegel 1401 seinerseits ist über eine Spiegelbefestigung 1402 an der Tragstruktur 1403 befestigt. In Fig. 14 schematisch eingezeichnet sind zwei über erfin- dungsgemäße optische Resonatoren vermessene Messstrecken 1411 bzw. 1421 , welche von der Messstruktur 1404 bis hin zum Spiegel 1401 verlaufen.
Zur Vermessung der Lage eines Spiegels in allen sechs Freiheitsgraden werden hierbei sechs erfindungsgemäße optische Resonatoren zur frequenz- basierten Längenmessung benötigt, wobei eine mögliche Konfiguration schematisch in Fig. 15 dargestellt ist. Eingezeichnet sind sechs Messstrecken 1505 mit jeweils einem an einem Messrahmen 1506 befindlichen Ausgangs- punkt 1504 und einem an einem Spiegel 1501 befindlichen Endpunkt 1503.
Wenn die Erfindung auch anhand spezieller Ausführungsformen beschrieben wurde, erschließen sich für den Fachmann zahlreiche Variationen und alterna- tive Ausführungsformen, z.B. durch Kombination und/oder Austausch von Merkmalen einzelner Ausführungsformen. Dementsprechend versteht es sich für den Fachmann, dass derartige Variationen und alternative Ausführungsfor- men von der vorliegenden Erfindung mit umfasst sind, und die Reichweite der Erfindung nur im Sinne der beigefügten Patentansprüche und deren Äquivalen- te beschränkt ist.

Claims

Patentansprüche
1. Messanordnung zur frequenzbasierten Positionsbestimmung einer Kompo- nente, insbesondere in einem optischen System für die Mikrolithographie, mit
• wenigstens einem optischen Resonator, wobei dieser Resonator einen ortsfesten ersten Resonatorspiegel, ein der Komponente zu- geordnetes bewegliches Messtarget und einen ortsfesten zweiten Resonatorspiegel aufweist;
• wobei der zweite Resonatorspiegel durch einen Umkehrspiegel (130, 330, 430, 530) gebildet ist, welcher einen vom Messtarget kommen- den Messstrahl in sich zurückreflektiert.
2. Messanordnung nach Anspruch 1 , dadurch gekennzeichnet, dass der Resonator weiter einen Retroreflektor (120) aufweist, welcher den Mess- strahl parallel-versetzt identisch in seiner Richtung umkehrt.
3. Messanordnung nach Anspruch 2, dadurch gekennzeichnet, dass das Messtarget durch den Retroreflektor gebildet wird.
4. Messanordnung nach Anspruch 1 oder 2, dadurch gekennzeichnet, dass das Messtarget durch einen Planspiegel (340, 440, 540) gebildet wird.
5. Messanordnung nach einem der vorhergehenden Ansprüche, dadurch gekennzeichnet, dass diese einen polarisationsoptischen Strahlteiler (450) aufweist.
6. Messanordnung nach Anspruch 5, dadurch gekennzeichnet, dass ein von dem polarisationsoptischen Strahlteiler (450) kommender Messstrahl senk- recht auf dem Messtarget auftrifft.
7. Messanordnung nach einem der vorhergehenden Ansprüche, dadurch gekennzeichnet, dass diese eine optische Gruppe (520) mit zwei Linsen (521 , 523) in Kepler-Anordnung aufweist.
8. Messanordnung nach Anspruch 7, dadurch gekennzeichnet, dass die optische Gruppe (520) in einer gemeinsamen Brennebene dieser beiden Linsen (521 , 523) einen Spiegel (522) mit einer Öffnung aufweist, welcher den von dem Messtarget zurücklaufenden Strahlengang zurückwirft.
9. Messanordnung nach einem der vorhergehenden Ansprüche, dadurch gekennzeichnet, dass der Retroreflektor polarisationserhaltend ausgestaltet ist.
10. Messanordnung nach einem der vorhergehenden Ansprüche, dadurch gekennzeichnet, dass der erste Resonatorspiegel eine Krümmung derart aufweist, dass ein im Resonator vorhandenes Lichtfeld stabil eingeschlos- sen wird.
11. Messanordnung nach einem der vorhergehenden Ansprüche, dadurch ge- kennzeichnet, dass der erste Resonatorspiegel als Katzenaugenspiegel ausgestaltet ist.
12. Messanordnung nach einem der vorhergehenden Ansprüche, dadurch gekennzeichnet, dass diese wenigstens einen auf eine Resonatormode des optischen Resonators stabilisierten, durchstimmbaren Laser (601 , 801 , 1001 , 1101 ) aufweist.
13. Messanordnung nach Anspruch 12, dadurch gekennzeichnet, dass diese einen Regelkreis aufweist, welcher zur Stabilisierung des durchstimmbaren Lasers (601 , 801 , 1001 , 1101 ) nach dem Pound-Drever-Hall-Verfahren konfiguriert ist.
14. Messanordnung nach Anspruch 12 oder 13, dadurch gekennzeichnet, dass diese wenigstens einen Femtosekundenlaser (803, 1003, 1103) zur Bestimmung der Frequenz der Laserstrahlung des wenigstens einen durch- stimmbaren Lasers (601 , 801 , 1001 , 1101 ) aufweist.
15. Messanordnung nach einem der vorhergehenden Ansprüche, dadurch gekennzeichnet, dass diese ferner einen Frequenzstandard (806, 1006, 1106), insbesondere eine Gaszelle, aufweist.
16. Messanordnung nach einem der Ansprüche 1 bis 15, dadurch gekenn- zeichnet, dass diese zur Realisierung einer absoluten Längenmessung zwei auf unterschiedliche Resonatormoden mit bekanntem Frequenzabstand des optischen Resonators stabilisierbare, durchstimmbare Laser (1001 , 1012) aufweist.
17. Messanordnung nach Anspruch 16, dadurch gekennzeichnet, dass jedem dieser beiden durchstimmbaren Laser (1001 , 1012) eine Schwebungs- frequenz-Analysator-Einheit (1005, 1009) zugeordnet ist.
18. Messanordnung nach einem der Ansprüche 1 bis 15, dadurch gekenn- zeichnet, dass diese einen akustooptischen Modulator (11 14) zur Realisie- rung einer Frequenzverschiebung bei einem aus einem von dem wenigs- tens einen durchstimmbaren Laser (1101 ) erzeugten Laserstrahl ab- gezweigten Teilstrahl aufweist.
19. Messanordnung nach einem der vorhergehenden Ansprüche, dadurch gekennzeichnet, dass der Komponente zur Positionsbestimmung in sechs Freiheitsgraden sechs optische Resonatoren zur frequenzbasierten Längenmessung zugeordnet sind.
20. Messanordnung nach einem der vorhergehenden Ansprüche, dadurch gekennzeichnet, dass die Komponente ein Spiegel ist.
21. Messanordnung nach einem der vorhergehenden Ansprüche, dadurch gekennzeichnet, dass das optische System eine mikrolithographische Projektionsbelichtungsanlage ist.
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