EP4298798A1 - Mems-schallwandler-array - Google Patents

Mems-schallwandler-array

Info

Publication number
EP4298798A1
EP4298798A1 EP22712805.5A EP22712805A EP4298798A1 EP 4298798 A1 EP4298798 A1 EP 4298798A1 EP 22712805 A EP22712805 A EP 22712805A EP 4298798 A1 EP4298798 A1 EP 4298798A1
Authority
EP
European Patent Office
Prior art keywords
transducers
sound
transducer
mems
acoustic
Prior art date
Legal status (The legal status 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 status listed.)
Pending
Application number
EP22712805.5A
Other languages
English (en)
French (fr)
Inventor
Fabian LOFINK
Fabian STOPPEL
Malte Florian Niekiel
Bernhard Wagner
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.)
Fraunhofer Gesellschaft zur Forderung der Angewandten Forschung eV
Original Assignee
Fraunhofer Gesellschaft zur Forderung der Angewandten Forschung eV
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 Fraunhofer Gesellschaft zur Forderung der Angewandten Forschung eV filed Critical Fraunhofer Gesellschaft zur Forderung der Angewandten Forschung eV
Publication of EP4298798A1 publication Critical patent/EP4298798A1/de
Pending legal-status Critical Current

Links

Classifications

    • H—ELECTRICITY
    • H04—ELECTRIC COMMUNICATION TECHNIQUE
    • H04R—LOUDSPEAKERS, MICROPHONES, GRAMOPHONE PICK-UPS OR LIKE ACOUSTIC ELECTROMECHANICAL TRANSDUCERS; DEAF-AID SETS; PUBLIC ADDRESS SYSTEMS
    • H04R1/00—Details of transducers, loudspeakers or microphones
    • H04R1/20—Arrangements for obtaining desired frequency or directional characteristics
    • H04R1/22—Arrangements for obtaining desired frequency or directional characteristics for obtaining desired frequency characteristic only 
    • H04R1/26—Spatial arrangements of separate transducers responsive to two or more frequency ranges
    • H—ELECTRICITY
    • H04—ELECTRIC COMMUNICATION TECHNIQUE
    • H04R—LOUDSPEAKERS, MICROPHONES, GRAMOPHONE PICK-UPS OR LIKE ACOUSTIC ELECTROMECHANICAL TRANSDUCERS; DEAF-AID SETS; PUBLIC ADDRESS SYSTEMS
    • H04R17/00—Piezoelectric transducers; Electrostrictive transducers
    • H04R17/10—Resonant transducers, i.e. adapted to produce maximum output at a predetermined frequency
    • H—ELECTRICITY
    • H04—ELECTRIC COMMUNICATION TECHNIQUE
    • H04R—LOUDSPEAKERS, MICROPHONES, GRAMOPHONE PICK-UPS OR LIKE ACOUSTIC ELECTROMECHANICAL TRANSDUCERS; DEAF-AID SETS; PUBLIC ADDRESS SYSTEMS
    • H04R2201/00—Details of transducers, loudspeakers or microphones covered by H04R1/00 but not provided for in any of its subgroups
    • H04R2201/003—Mems transducers or their use

Definitions

  • Embodiments of the present invention relate to a MEMS sound transducer array and to a system with a MEMS sound transducer array.
  • a micro-loudspeaker with high sound pressure by utilizing resonance peaks Before ferred embodiments relate to a micro-loudspeaker with high sound pressure by utilizing resonance peaks.
  • the invention is in the field of micro-loudspeakers in MEMS technology.
  • Loudspeakers are used to generate airborne sound in the audible range for interaction with the human sense of hearing.
  • Micro loudspeakers are characterized by the smallest possible dimensions and are used in particular in portable devices in the entertainment and telecommunications industry, e.g. e.g. smartphones, tablets and wearables.
  • Micro-loudspeakers are also used in medical technology, e.g. B. in hearing aids to support the hearing impaired.
  • the technical challenge with micro-loudspeakers lies in achieving high sound pressure levels (sound pressure level, SPL).
  • SPL sound pressure level
  • the sound pressure level achieved in the free field at a distance r is at frequency f to with A active area, Ax deflection of the active area, p air density and p ref reference pressure (20 pPa).
  • the sound pressure level achieved is therefore directly proportional to the displaced volume A ⁇ Dc (before conversion to the logarithmic scale) both in the free field and in the closed volume (e.g. for in-ear applications).
  • A— >0 both free-field and in-ear speakers have to be larger and larger Deflections Dc of the loudspeaker membrane are realized in order to achieve sufficiently high sound pressure levels for audio applications (Dr > 120 dB).
  • Dr > 120 dB sufficiently high sound pressure levels for audio applications
  • the frequency dependency of the sound pressure level achieved also has a significant impact. At low frequencies, the sound pressure level drops quickly (12 dB per frequency halving). In conventional loudspeakers, this effect is balanced across the surface, but this is not an option with micro-loudspeakers. Therefore, micro-loudspeakers in the free field usually show a sharp drop in the SPL at low frequencies.
  • micro-loudspeakers have emerged from a miniaturization of the established electrodynamic drive.
  • a coil is attached to the back of the membrane, which moves in the magnetic field of a fixed permanent magnet when a current signal is applied, thus deflecting the membrane.
  • BA converters balanced armature converters
  • a coil-wound rod sits in the decoupling slot of a ring-shaped permanent magnet and is connected to a diaphragm.
  • a current signal to the coil magnetizes the bar, which is then subjected to a torque by the magnetic field of the permanent magnet.
  • the rotation is transmitted to the membrane via a rigid connection.
  • the rod In the ground state, the rod is in an unstable balance of magnetic attractive forces. Due to this unstable state, higher deflections can be achieved with little effort (drive forces, energy).
  • BA converters are therefore characterized by the higher achievable sound pressure levels and are preferably used for in-ear applications due to their size.
  • microsystems technology has taken on the subject of micro-loudspeakers.
  • a development by Fraunhofer ISIT together with the company USound resulted in a MEMS loudspeaker based on piezoelectric bending actuators, which deflect a hybrid applied membrane [1].
  • planar coil is applied to a soft polymer membrane instead of the stiffened Si membrane.
  • the concept of a magnetostrictively driven micro-loudspeaker is proposed by Albach et al. [14] pursued.
  • the sound transducer consists here of a two-part structure.
  • the first part is a micro-loudspeaker chip that carries the loudspeaker's magnetostrictive membrane. By applying a magnetic field, the membrane is deflected out of the plane of the chip and sound is generated.
  • the second part of the micro-loudspeaker is a current-carrying coil that generates the magnetic field required for operation.
  • the concept proposed here provides for a second chip that carries the corresponding flat micro coils.
  • the device comprises clamped electrostatic bending actuators arranged in pairs in rows and decoupling slots within the device layer of a SOI wafer (Silicon on Insulator) and covered with another wafer bonded to the SOI wafer with a small gap. Between each adjacent row of actuators, acoustically effective openings are alternately integrated into the top and bottom of the wafer to allow sound to be emitted from the component without acoustic short-circuiting.
  • SOI wafer Silicon on Insulator
  • the object of the present invention is to improve the playback quality, in particular the sound pressure capability of micro-loudspeakers.
  • Embodiments of the present invention create a MEMS acoustic transducer array with at least two acoustic transducers.
  • the first sound transducer is designed to have an amplitude response with a first resonant frequency (fres), e.g. B. 3 kHz to reproduce.
  • the second, third, etc. sound transducers are designed to have an amplitude response with a second, third, etc. resonant frequency, e.g. 7 kHz, 12 kHz, etc.
  • the second resonant frequency is higher than the first resonant frequency.
  • the second, third, etc. sound transducer is designed in such a way that it has a quality factor Q of >1 or >3.
  • the first sound transducer can also have a Q factor of >1 or >3.
  • the Q factor for the first and second sound transducer it would also be conceivable for the Q factor for the first and second sound transducer to be >5.
  • Exemplary embodiments of the present invention are based on the knowledge that the use of (one or) several sound transducers with a quality >1 or quality >3 and different resonance frequencies in a component makes it possible to efficiently increase the sound pressure level in a wide frequency range.
  • the increased deflection of a sound transducer is utilized in its mechanical resonance to increase the sound pressure level (sound pressure level, SPL).
  • SPL sound pressure level
  • the quality factors used of at least three enable the resonances to be exploited. Because the sound transducers are designed for different amplitude responses, they also have different resonant frequencies, so that the overall sound pressure level can be increased over the broad frequency range.
  • At least two sound transducers of the at least 3 sound transducers can form a first group in the array, e.g. to increase the membrane area per frequency range.
  • the sound transducers of the first group are defined, for example, via a "common" bandwidth.
  • one of the sound transducers can define a first bandwidth fres/Q around its resonance frequency, in which case the other sound transducer(s) in the same group lie within this first bandwidth with their resonance frequency/resonance peak. This means that the resonance frequencies of the sound transducers in this group differ by a maximum of fres/Q.
  • the MEMS transducer array with more than three transducers in the MEMS transducer array, several transducers can form one or more groups insofar as than that the sound transducers of a group deviate from each other in their resonant frequencies by a maximum of fres/Q.
  • the number of sound transducers belonging to the second group is greater than or equal to the number of sound transducers belonging to the first group.
  • the second group z. B. may have one or two or more sound transducers.
  • the array can comprise at least one or two third sound transducers of a third group, the at least one or two third sound transducers being designed to reproduce an amplitude response with a third resonance frequency.
  • This third resonant frequency is higher than the second. All amplitude responses belonging to the first/second/third group form the amplitude response of the transmission behavior of the MEMS array.
  • the number of sound transducers belonging to another group can be greater than or equal to the number of sound transducers belonging to the first group.
  • the number of groups of sound transducers is selected as an odd number of sound transducers.
  • the groups which are adjacent according to the value of their resonant frequency can then be driven in different phases or in anti-phase.
  • the present invention is based on the finding that the sound pressure level is proportional to the membrane area of the sound transducer and that, for higher frequencies, several bending transducers with almost identical properties should therefore be operated in parallel in order to optimize the amplitude response of such a group of sound transducers for the frequency range addressed increase and the sound amplitude of the lower frequency transducers to approximate, so by superimposing the amplitude responses of several groups, the amplitude response of the entire array can be adjusted and / or optimally amplified. This is particularly relevant for the in-ear case of a closed or almost closed ear volume, since there is no compensating, frequency-dependent contribution to the sound amplitude as in the free-field case.
  • the number of sound transducers per group can increase with increasing resonance frequency in order to achieve a frequency response which is as uniform as possible. If a drop in the SPL z. B. is tolerable in a very high frequency range (> 15 kHz), a correspondingly smaller number of sound transducers can be selected for this group with the high resonant frequency. In the free field case it would be conceivable that also the number of sound transducers for a group with a high resonant frequency is no longer increased, since the compensating frequency-dependent contribution to the sound amplitude can be used here.
  • the three resonance frequencies or at least one of the three resonance frequencies can lie in a frequency range of 1 to 20 kHz, that is to say in the audible range.
  • the application can also be extended to ultrasonic transducers or the like.
  • the frequency spacing between the first and the second resonant frequency (first resonant frequency, for example, lower than the second (or highest) resonant frequency) or generally between the resonant frequencies is selected in such a way that from a quality of Q > 3, a resonance peak is generated in order to to increase the sound pressure at least in a frequency band above the first resonance frequency and/or below the highest resonance frequency/at least partially or to increase it in the entire range below the (higher) highest resonance frequency.
  • This advantageously enables a targeted setting of the sound pressure level and target frequency response by superimposing the amplitudes of a number of sound transducers.
  • the different groups can be operated either in different phases or anti-phase. This results in a predominantly constructive interference of the various amplitude responses of the different sound transducers in the entire frequency range of interest and thus an optimal increase in the sound pressure level of the MEMS sound transducer array.
  • the anti-phase control in a piezoelectric bending transducer can be realized by alternately interchanged contacting of the top and bottom electrodes of the piezo capacitor of the respectively adjacent groups.
  • a crossover can also be used.
  • an in-ear earphone or a hearing aid based on the MEMS transducer array is created.
  • This application benefits from the targeted improvement in the performance of the MEMS sound transducer for application-specific, individual frequency ranges.
  • Example hearing aid Here, a high sound level is required, particularly in the low-frequency range, and this is achieved by the MEMS sound transducer array. The performance in the high-frequency range is of secondary importance here. Furthermore, for hearing aids as well as for mobile applications, a reduction in energy consumption is particularly important, which is also achieved in accordance with the above exemplary embodiments, as already explained.
  • bending transducers are used as sound transducers belonging to the first and second groups.
  • the bending transducer can be implemented in such a way that a decoupling slot is provided between it and the surrounding structure or between it and the next bending transducer.
  • the present concept enables a significant increase in performance, since due to the decoupling of the bending transducer, no energy has to be used to deform additional mechanical membrane elements, which means that higher deflections and forces are possible.
  • non-linearities only occur with significantly larger movement amplitudes.
  • the decoupling slot is sealed by using screens. This leads to high cost savings, since the hybrid assembly and process integration of a membrane can be dispensed with.
  • one or more screens extend along the one or more shaped decoupling slots.
  • a further exemplary embodiment creates a system comprising a controller and a MEMS acoustic transducer array, as has already been explained.
  • the controller is designed to control the MEMS sound transducer array accordingly.
  • at least one or two sound transducers are controlled directly.
  • each individual sound transducer can also be controlled directly. This has the advantage that, as already explained above, an anti-phase control of the frequency of adjacent sound transducers or groups of sound transducers is possible in order to further increase the sound pressure level.
  • the controller may include a crossover, e.g. B.
  • FIG. 1a shows a schematic representation of a MEMS sound transducer according to a basic exemplary embodiment
  • FIG. 1b shows a schematic representation of a MEMS sound transducer using groups of sound transducers according to exemplary embodiments
  • Fig. 2a and 2b the illustration of dependencies for the phase (2a) and amplitude (2b) of a resonator for different quality factors to elucidate tion of embodiments;
  • FIG. 3a and 3b schematic diagrams of a bending line of a bending transducer (3a) for different forms of excitation and the change in the statically generable sound pressure (3b) of a bending transducer when increasing the resonance frequency for a piezoelectrically excited sound transducer (case A) to explain exemplary embodiments;
  • FIGS. 3a and 3b three schematic representations of an idealized bending transducer for the explanation of the diagrams from FIGS. 3a and 3b;
  • Fig. 4a is a schematic diagram showing the sound pressure as
  • Fig. 5 is a schematic diagram illustrating sound pressure as
  • 6a and 6b show schematic diagrams to explain the number (a) of the required sound transducers for the same maximum amplitude in the resonance and exemplary frequency response (b) for the anti-phase excited set resulting from the points in (a) according to exemplary embodiments;
  • Fig. 7 is a schematic representation of an embodiment of a
  • the piezoelectric layers can be divided into any number of layers (dashed line) and provided with electrodes and separating layers
  • Fig. 1a shows a MEMS transducer array 10 with three transducers 12, 13 and 14 un ferent resonant frequency.
  • the acoustic transducer 13 can be considered optional, but advantageously allows the maximum utilization of the chip area. All sound transducers 12, 13 and 14 can be realized, for example, as bending sound transducers that oscillate out of a substrate plane (cf. surrounding structure 11).
  • the sound transducers 12, 13 and 14 have a very high mechanical quality, e.g. >1.
  • the quality is determined with a quality factor Q.
  • the quality factor Q is in the range of >1, >3 or even >5.
  • the quality factor also known as resonance sharpness or Q factor, is a technical measure of the damping or energy loss of an oscillating system.
  • a high quality of a system means that the system is weakly damped.
  • the figure of merit is a measure of the ratio of energy lost to stored energy per cycle. If more energy is stored in the system per oscillation period than is consumed by the damping, then the value for the quality factor is > 1 . This means that with high quality factors, such as factor 3, the damping is so weak that significantly more energy can be stored in the system, which leads to an increased deflection of the sound transducer in its mechanical resonance and thus to an increase in sound pressure.
  • the quality indicates by how much the amplitude in the resonance is increased compared to the amplitude in the static case.
  • the sound pressure increases ge (comp. Fig. 2b).
  • the use of several sound transducers with a quality > 1 and different resonance frequencies cf. different sound transducer designs of the sound transducer 12 compared to the sound transducer 14 of the Efficiently increased sound pressure levels over a wide frequency range.
  • the increase in sound pressure in the low-frequency range ⁇ 1 kHz is of central interest. In this way, on the one hand, the drop in the sound pressure achieved towards low frequencies when radiating into the free field can be compensated.
  • sound transducers for closed volumes (in-ear) with a significantly increased sound pressure level in the bass range can be implemented without a dip in the treble range.
  • the first group of transducers 12 includes at least one transducer 12a and optionally a second transducer 12b.
  • the second group of sound transducers comprises at least one sound transducer 14a or, in accordance with further exemplary embodiments, at least two second, here three sound transducers 14a to 14c. All sound converters 12a to 12b and 14a to 14c can be implemented as bending sound converters, for example, which oscillate out of a substrate plane (cf. surrounding structure 11).
  • each transducer 12a to 12b or 14a to 14c is at least partially connected to the substrate 12.
  • a clamped end of each transducer 12a to 12b or 14a to 14c is marked here as an example, with between the individual transducers 12a and 12b or 14a and 14b or 14b and 14c and between the transducers 12a to 12b and 14a to 14c and the surrounding structure 11 a decoupling slot can be provided.
  • the number of bending sound transducers 14a to 14c in the second group 14 is greater than or equal to the number of bending sound transducers 12a and 12c. It should also be noted at this point that preferably the bending sound converters 14a to 14c, but alternatively also all sound converters 12a to 12b and 14a to 14c, have a very high mechanical quality, as explained above.
  • FIG. 2a shows the frequency dependency for phase (a) and amplitude (b) of a resonator plotted for different quality factors.
  • the sound transducer described here is also designed as a bending transducer (cf. FIG. 3c), which can be excited to vibrate piezoelectrically, thermally, magnetically and electrostatically.
  • Fig. 3c three load cases are shown on a rigidly suspended bending transducer 12, as can occur for different excitation mechanisms (see above).
  • the bending transducer 12 has a length I, in case A a continuous load on the surface, in case B a point load at the force application point I and in case C a torque load is shown.
  • the corresponding resulting bending curves are assigned to case A/B/C in FIG. 3a.
  • FIG. 4b shows a bending transducer array 10 'with 20 bending transducers 14. These bending transducers 14 are arranged opposite an adjacent structure or a substrate 11, namely in 4 rows of 5 bending transducers 14. Between the bending transducers 14 decoupling slots 15 are provided, these Decoupling slots are sealed by aperture 17.
  • this array 10' therefore has 20 x 12 kFIz sound transducers, with 12 kFIz precisely representing the resonant frequency.
  • These 20 flexural transducers form a group, since the individual flexural transducers deviate from one another only slightly in terms of their resonant frequency, but at most by the value fres/Q. With parallel activation of all elements 14, the curve vOa sets in.
  • FIG. 4c Another configuration of an array 10" is shown in FIG. 4c, the total area of which, however, is identical to 10'.
  • this array comprises 16 ⁇ 12 kFIz converters (cf. reference number 14) and 2 ⁇ 3 kFIz converters (cf. reference number 12).
  • the number of 3 kFIz converters 12 is reduced compared to the number of 12 kFIz converters 14 .
  • each (single) transducer 12 is provided with a greater length and/or area (eg, 1.x times the length/area or twice the length/area) compared to the (single) transducer 14 .
  • Fig. 4a the resulting sound pressure level is shown with v1g for in-phase and vi a for anti-phase.
  • 4b shows an array 10"" in a configuration v2 with 8 ⁇ 12 kFIz (cf. reference number 14), 2 ⁇ 3 kFIz (cf. reference number 12) and 6 ⁇ 7 kFIz (cf. reference number 16), their total area
  • 10' and 10" are identical.
  • the number of sound transducers decreases from 12 kFIz (reference number 14) to 3 kFIz (see reference number 12).
  • the number of sound converters and the size of the sound converters 16 is between 12 and 14.
  • the total area of the arrays 10' to 10'' (cf. v1 to v3) is always comparable.
  • the Quality of all resonators set to 5, for example.
  • the dimensioning of such arrays 10' to 10'' is explained below according to an exemplary embodiment.
  • the bending line (FIG. 6a) can be used to calculate the number of sound transducers that is necessary in order to generate the same maximum amplitude in resonance for all resonators with the same quality. For example, the set (1 x 3 kHz + 6 x 6 kHz + 32 x 12 kHz, in Fig. 6a) shows such behavior.
  • FIG. 6a shows the relationship between the frequency ratio of different bending transducers (w/wi) and the required number of transducers for the same maximum amplitude in resonance.
  • Fig. 6b is an example of the frequency response for 3 arrays corresponding to the 3 points x1 to x3 shown in Fig. 6a.
  • a set of 1 x 3 kHz + 6 x 6 kHz + 32 x 12 kHz (x3) and a reduced set of 1 x 3 kHz + 3 x 6 kHz + 6 x 12 kHz (cf. X2) are assumed and this compared to a 1 x 3 kHz converter.
  • the number of resonators can be reduced, particularly in the high-frequency range, since the SPL is not limited by the maximum values but by the minimum values in the frequency response. These may fall down to the pO line (chosen here as 100 dB in Fig. 5). In the present case, the set can therefore be reduced to (1 x 3 kHz + 3 x 6 kHz + 6 x 12 kHz).
  • FIG. 7 shows a possible exemplary embodiment in relation to FIG. 6b (X2).
  • each sound transducer is designed as a bending transducer that can be deflected out of the plane.
  • On the surrounding substrate there are acoustic baffle elements that protrude from the plane and prevent an acoustic short circuit when the bending transducers move.
  • these screen elements could also be performed on the bending transducers.
  • the individual sound transducers are further characterized in that they are spaced apart from other bending transducers as well as from the substrate by a narrow decoupling slot, which on the one hand mechanically decouples the bending transducer from the substrate, but is also sufficiently narrow to prevent acoustic short circuit.
  • bending transducers with the same resonance frequency always move in the same way in this micro-loudspeaker, they can in principle also be designed as one element or connected at the tips or, as shown, mechanically decoupled through a narrow slot to avoid any deviations in amplitude and frequency behavior from a narrow resonator to avoid. Nevertheless, the slots must be made sufficiently narrow to prevent an acoustic short circuit.
  • An aperture structure is only necessary between bending transducers with different resonant frequencies or towards the substrate.
  • the screens can be implemented on the substrate as well as on the bending transducers.
  • FIG. 7 a micro-loudspeaker 10′′′′ consisting of several bending transducers 14, 16 and 12 will now be explained.
  • the bending transducer X2 from FIG. 6b is shown here in detail. This has a 3 kFIz converter (cf. reference number 12), 3 6 kFIz converter (cf. reference number 16) and 6 12 kFIz converter (cf. reference number 14).
  • the transducers 14 are arranged in a field in two rows of 3 transducers each. A further field with the 3 converters 16 is arranged adjacent to the field.
  • Decoupling slots (cf. reference numeral 15) are provided between the transducers.
  • Screen elements 19 which protrude vertically from the substrate 11 are provided both laterally to each row and between the individual rows.
  • the diaphragm elements 19 are arranged on the adjacent structure, so that the diaphragm elements 19 act from the substrate plane and either the diaphragm element 19 continues into the substrate plane or the substrate itself is guided as a type of diaphragm.
  • the slot between the bending transducer 14 and the screen 19 or the substrate 11 is correspondingly small, so that good acoustic decoupling of the front volume and rear volume is possible due to the high flow losses.
  • the panels can of course also be arranged differently, z. B. on the flexural transducer structure 14 itself. This then also makes it possible for the decoupling slot between the individual flexural transducers 14 to be sealed by the screen elements 19 .
  • a converter 12 is provided in addition to the field consisting of the converters 14 and 16, a converter 12 is provided.
  • the bending transducers are preferably driven or read out piezoelectrically.
  • electrostatic, thermal or magnetic conversion principles are also possible.
  • the converters consist of at least two layers, with at least one layer being piezoelectric.
  • the piezoelectric layers can be designed as multilayer systems with additional separating layers and are contacted via flat or interdigital electrodes.
  • the transducer elements can have one or more passive functional layers in addition to piezoelectrically active layers. In the case of the thermal conversion principle, errors! Reference source could not be found, the thermally active layers the piezoelectric layers.
  • the piezoelectric layer is provided with 14p and the passive intermediate layer with 14z.
  • 8a shows a unimorph structure
  • FIG. 8b a bimorph structure with a passive intermediate layer
  • FIG. 8c a bimorph structure without an intermediate layer.
  • the piezoelectric layers can be divided into any number of layers (see dashed line) and with electrodes and separating layers be provided (not shown).
  • each sound transducer has a mechanical quality Q > 3 (alternatively Q > 5) b.
  • the number of sound transducers in the array is n > 3 (alternatively: with at least 2 sound transducers in the range between 1 kFIz and 20 kFIz) with each sound transducer being a bending transducer that can be deflected out of the plane and having at least one acoustic baffle element protruding vertically out of the plane that is located either on the bending transducer or on the adjacent substrate area c.
  • the individual sound transducers being characterized in that the flow baffle is spaced apart from a surrounding structure by a narrow decoupling slot.
  • the height and geometry of the screen element is designed in such a way that an acoustic short circuit through the decoupling slot in the audio and ultrasonic frequency range (20 Hz to 300 kHz) is largely or completely prevented.
  • the decoupling slot width between the panel element and the surrounding structure is made sufficiently small that an acoustic short circuit through the decoupling slot in the audio and ultrasonic frequency range (20 Hz to 300 kHz) is largely or completely prevented.
  • one or more crossovers can be used here to further improve the performance (not necessarily).
  • the drive of the sound transducer is realized piezoelectrically, magnetically, electrostatically or thermally.
  • a further exemplary embodiment creates a sound converter, in which case the sound pressure level can be improved over the entire target frequency response by driving adjacent sound converters in different phases (special case: anti-phase).
  • the following cases can be provided: a. in the anti-phase case, an odd number of sound transducers can be used (advantageous) b.
  • a 180° phase shift (anti-phase control) can be achieved by simply swapping over the electrical connections of the top and bottom electrodes. Different-phase control can also be achieved here by using additional electronic components.
  • the bending transducer is intended for generating sound in air.
  • Corresponding exemplary embodiments can also be provided with a sensor element for position or phase determination.
  • the bending transducer structures described are suitable for areas of application in which sound in a frequency range between 10 Hz and 500 kHz is to be generated with the smallest possible component volumes ( ⁇ 10 cm 3 ). This applies primarily to miniaturized speakers for wearables, smartphones, tablets, laptops, headphones, but hearing aids also ultrasonic transducers too. Overall, other applications in which fluids are displaced (e.g. fluid mechanical and aerodynamic drive and guide structures, inkjets) can also be considered.
  • Patent specification US 10349182B2 "Micromechanical piezoelectric actuators for realizing high forces and deflections"
  • Patent application EP 3632135A2 "Micromechanical sound transducer"

Landscapes

  • Physics & Mathematics (AREA)
  • Engineering & Computer Science (AREA)
  • Acoustics & Sound (AREA)
  • Signal Processing (AREA)
  • Health & Medical Sciences (AREA)
  • Otolaryngology (AREA)
  • Piezo-Electric Transducers For Audible Bands (AREA)
  • Electrostatic, Electromagnetic, Magneto- Strictive, And Variable-Resistance Transducers (AREA)

Abstract

MEMS-Schallwandler-Array (10*) umfassend mindestens zwei Schallwandler (12, 13, 14), wobei ein erster Schallwandler (14) der mindestens zwei Schallwandler ausgebildet ist, einen Amplitudengang mit einer ersten Resonanzfrequenz zu reproduzieren, und wobei ein zweiter Schallwandler (12) der mindestens zwei Schallwandler ausgebildet ist, einen Amplitudengang mit einer zweiten Resonanzfrequenz zu reproduzieren. Die zweite Resonanzfrequenz ist höher als die erste Resonanzfrequenz. Der zweite Schallwandler weist einen Gütefaktor Q ≥ 1 oder ≥ 3 auf.

Description

MEMS-Schallwandler-Array
Beschreibung
Ausführungsbeispiele der vorliegenden Erfindung beziehen sich auf ein MEMS- Schallwandler-Array sowie auf ein System mit einem MEMS-Schallwandler-Array. Bevor zugte Ausführungsbeispiele beziehen sich auf einen Mikro-Lautsprecher mit hohem Schall druck durch Ausnutzung von Resonanzüberhöhung. Im Allgemeinen liegt die Erfindung auf dem Gebiet von Mikro-Lautsprechern in MEMS-Technologie.
Lautsprecher dienen der Erzeugung von Luftschall im hörbaren Bereich zur Interaktion mit dem menschlichen Hörsinn. Mikro-Lautsprecher zeichnen sich durch möglichst geringe Abmessungen aus und finden Anwendung insbesondere in tragbaren Geräten der Unterhaltungs- und Telekommunikationsbranche, z. B. SmartPhones, Tablets und Wearables. Auch in der Medizintechnik werden Mikro-Lautsprecher verwendet, z. B. in Hörgeräten zur Unterstützung von Hörgeschädigten.
Die technische Herausforderung bei Mikro-Lautsprechern liegt im Erreichen hoher Schalldruckpegel (sound pressure level, SPL). Für einen Kolbenschwinger ergibt sich der erreichte Schalldruckpegel im Freifeld in Abstand r bei der Frequenz f zu mit A aktiver Fläche, Ax Auslenkung der aktiven Fläche, p Dichte der Luft und pref Refe renzdruck (20 pPa).
In einem abgeschlossenen Volumen V0 kommt es zum sogenannten Druckkammer-Effekt, der erreichte Schalldruckpegel lässt sich errechnen zu mit po Druck im abgeschlossenen Volumen.
Der erreichte Schalldruckpegel ist somit sowohl im Freifeld als auch im geschlossenen Volumen (z.B. bei in-ear Anwendungen) direkt proportional zum verdrängten Volumen A·Dc (vor Umrechnung auf die logarithmische Skala). Somit müssen bei steigender Miniaturisierung (A— >0) sowohl für Freifeld- als auch für In-Ohr-Lautsprecher immer größere Auslenkungen Dc der Lautsprechermembran realisiert werden, um ausreichend hohe Schalldrücke für Audioanwendungen (Dr > 120 dB) zu realisieren. Bei Mikro-Lautsprechern für Freifeld-Anwendungen hat zudem die Frequenzabhängigkeit des erreichten Schalldruckpegels signifikante Auswirkungen. Zu tiefen Frequenzen fällt der Schalldruckpegel schnell ab (12 dB pro Frequenzhalbierung). In konventionellen Lautsprechern wird dieser Effekt über die Fläche ausgeglichen, bei Mikro-Lautsprecher ist dies keine Option. Daher zeigen Mikro-Lautsprecher im Freifeld üblicherweise einen starken Einbruch des SPL bei niedrigen Frequenzen.
Durch die Forderungen an Lautsprecher für mobile und i.d.R. auch körpernahe Anwendungen (Hearables, Wearables, ...) nach moderaten Treiberspannungen von < 30 V, einem sehr geringem Energieverbrauch (> 120 dB/mW) und einer kompakten Bauweise (< 20 mm2) kommen klassische Lösungen zur Erzeugung hoher Schalldrücke (> 120 dB) heute an ihre Grenzen.
Als Weiterentwicklung konventioneller Lautsprecher sind Mikro-Lautsprecher aus einer Mi niaturisierung des etablierten elektrodynamischen Antriebs hervorgegangen. Bei der am weitesten verbreiteten Tauchspulenanordnung ist eine Spule auf der Rückseite der Memb ran befestigt, die sich beim Anlegen eines Stromsignals in dem Magnetfeld eines festen Permanentmagneten bewegt und so die Membran auslenkt.
Eine Entwicklung aus den Hörgerätanwendungen sind die sogenannten Balanced-Arma- ture-Wandler (BA-Wandler). Ein spulenumwickelter Stab befindet sich im Entkopplungs schlitz eines ringförmigen Permanentmagneten und ist mit einer Membran verbunden. Ein Stromsignal auf die Spule magnetisiert den Stab, auf den dann durch das Magnetfeld des Permanentmagneten ein Drehmoment wirkt. Die Drehung wird über eine starre Verbindung auf die Membran übertragen. Der Stab befindet sich im Grundzustand in einem instabilen Gleichgewicht der magnetischen Anziehungskräfte. Durch diesen instabilen Zustand kön nen mit geringem Aufwand (Antriebskräfte, Energie) höhere Auslenkungen erreicht werden. BA-Wandler zeichnen sich daher durch höhere erreichbare Schalldruckpegel aus und wer den auf Grund ihrer Baugröße bevorzugt für in-ear Anwendungen genutzt. Getrieben durch die Anforderung der Miniaturisierung und beflügelt durch die Erfolge auf dem Gebiet der Mikrofone hat sich die Mikrosystemtechnik dem Thema der Mikro-Lautspre cher angenommen. Eine Entwicklung des Fraunhofer ISIT zusammen mit der Firma USound resultierte in einem MEMS-Lautsprecher auf Basis von piezoelektrischen Biege aktoren, die eine hybrid aufgebrachte Membran auslenken [1]
Weitere Entwicklungen des Fraunhofer ISIT basieren auf piezoelektrischen Biegeaktoren, die ohne zusätzliche Membran auskommen [2,3]. Die Aktoren sind über dünne Schlitze mechanisch entkoppelt und fungieren als akustisch abstrahlende Membran. Geringe Ent kopplungsschlitzbreiten von wenigen Mikrometern sowie optionale Strömungsblenden ver hindern einen akustischen Kurzschluss und ermöglichen trotz der mechanisch offenen Bau weise hohe Schalldruckpegel.
Es sind auch verschiedene Konzepte elektrodynamisch betätigter MEMS-Lautsprecher be kannt. Erwähnenswert sind insbesondere die Arbeiten an der Universite Paris-Sud und der Universite du Maine [4,5]. Eine an Si-Federn aufgehängte versteifte Si-Membran bildet ei nen Kolbenschwinger. Die Spule ist als Planarspule direkt auf die Si-Membran aufgebracht und bewegt die Membran im Magnetfeld eines hybrid aufgebrachten Permanentmagneten.
Ein verwandter Ansatz, verfolgt von mehreren Gruppen [6,7,8,9,10,11], besteht darin, dass die Planarspule auf eine weiche Polymermembran anstelle der versteiften Si-Membran auf gebracht wird.
Im Gegensatz zu piezoelektrisch betätigten sind MEMS-Lautsprecher mit elektrodynami schem Antrieb von einer kommerziellen Nutzung jedoch noch weit entfernt. Aufgrund der hybriden Montage der benötigten Magnete bestehen kostentechnisch keine Vorteile im Ver gleich zum Stand der Technik. Der geringe Windungsquerschnitt integrierter Planarspulen sowie die schlechte Wärmeabfuhr über die dünne Membran begrenzen den Spulenstrom, so dass der Schalldruckpegel konventioneller Mikro-Lautsprecher nicht erreicht wird. Das Problem der Strombegrenzung lässt sich verringern, wenn die Planarspule auf dem Sub strat platziert wird und der Magnet stattdessen auf der beweglichen Membran. Dank der hohen Wärmeleitfähigkeit von Silizium sind dann in der Spule um Größenordnungen höhere Stromdichten möglich. Bei den in Ref. [12, 13] beschriebenen Bauelement wurden die Mik romagnete auf Substratebene integriert. Dafür wurde NdFeB-Pulver in geätzte Mikroformen eingebracht und anschließend mittels Wachs verfestigt. Aufgrund der unzureichenden Be ständigkeit der wachsgebundenen Strukturen ist diese Entwicklung jedoch nicht über einen Demonstrator hinausgegangen.
Das Konzept eines magnetostriktiv getriebenen Mikro-Lautsprechers wird von Albach et al. [14] verfolgt. Der Schallwandler besteht hier aus einem zweiteiligen Aufbau. Den ersten T eil bildet ein Mikro-Lautsprecher-Chip, der die magnetostriktive Membran des Lautsprechers trägt. Durch Anlegen eines Magnetfelds wird die Membran aus der Ebene des Chips aus gelenkt und Schall erzeugt. Den zweiten Teil des Mikro-Lautsprechers bildet eine strom durchflossene Spule, die das zum Betrieb benötigte Magnetfeld erzeugt. Das hier vorge schlagene Konzept sieht dazu einen zweiten Chip vor, der entsprechende Mikroflachspulen trägt.
Ein weiteres Mikro-Lautsprecher-Konzept basiert auf dem nanoskopischen elektrostati schen Antrieb (nanoscopic electrostatic drive, NED) [15]. Das Bauelement umfasst ge klemmte elektrostatische Biegeaktoren die paarweise in Zeilen und Entkopplungsschlitzen innerhalb der Bauelementschicht eines SOI-Wafers (Silicon on Insulator) angeordnet und mit einem weiteren Wafer bedeckt sind, welcher mit einem geringen Abstand auf den SOI- Wafer gebondet ist. Zwischen jeder benachbarten Reihe von Aktoren sind akustisch wirk same Öffnungen abwechselnd in die Ober- und Unterseite des Wafers integriert, um die Abstrahlung von Schall aus dem Bauelement ohne akustische Kurzschluss zu ermöglichen.
Zusammenfassend ist anzumerken, dass die vorhandenen MEMS-Lautsprecher-Konzepte überwiegend komplexe, kostspielige sowie teilweise hybride Herstellungsverfahren erfor dern und überwiegend unzureichende Leistungseigenschaften aufzeigen. Unter diesen Ge sichtspunkten ist der Ansatz mit piezoelektrischen Biegewandlern und festen Strömungs blenden [2] aktuell als besonders vielversprechend anzusehen, da er gute Leistungsmerk male mit einer vergleichsweise guten Herstellbarkeit in MEMS-Technologie verbindet.
Aufgabe der vorliegenden Erfindung liegt darin, die Wiedergabequalität, insbesondere die Schalldruckfähigkeit von Mikro-Lautsprechern zu verbessern.
Die Aufgabe wird durch den Gegenstand der unabhängigen Patentansprüche gelöst. Ausführungsbeispiele der vorliegenden Erfindung schaffen ein MEMS-Schallwandler-Array mit mindestens zwei Schallwandlern. Der erste Schallwandler ist ausgebildet, einen Amplitudengang mit einer ersten Resonanzfrequenz (fres), z. B. 3 kHz zu reproduzieren. Der zweite, dritte, usw. Schallwandler sind ausgebildet einen Amplitudengang mit einer zweiten, dritte, usw. Resonanzfrequenz, z. B. 7 kHz, 12 kHz, usw. zu reproduzieren.. Im Allgemeinen ist die zweite Resonanzfrequenz höher als die erste Resonanzfrequenz.
Weiter ist der zweite, dritte, usw. Schallwandler derart ausgeführt, dass diese einen Güte faktor Q von > 1 oder > 3 aufweisen. Entsprechend Ausführungsbeispielen kann auch der erste Schallwandler einen Q-Faktor von > 1 oder > 3 aufweisen. Entsprechend weiteren Ausführungsbeispielen wäre es auch denkbar, dass der Q-Faktor für den ersten und zwei ten Schallwandler > 5 ist.
Ausführungsbeispielen der vorliegenden Erfindung liegt die Erkenntnis zugrunde, dass die Verwendung (ein oder) mehrerer Schallwandler mit Güte > 1 oder Güte > 3 und unterschied lichen Resonanzfrequenzen es in einem Bauteil ermöglicht, die Schalldruckpegel in einem breiten Frequenzbereich effizient zu steigern. Insofern kommt es zu einer Ausnutzung der erhöhten Auslenkung eines Schallwandlers in seiner mechanischen Resonanz zur Steige rung des Schalldrucks (sound pressure level, SPL). Die verwendeten Gütefaktoren von mindestens drei ermöglichen die Ausnutzung der Resonanzen. Dadurch, dass die Schall wandler für unterschiedliche Amplitudengänge ausgelegt sind, weisen diese auch unter schiedliche Resonanzfrequenzen auf, so dass so in Summe über den breiten Frequenzbe reich der Schalldruckpegel gesteigert werden kann.
Aufgrund der Abhängigkeit des Schalldrucks von der ausgelenkten Membranfläche eines MEMS-Schallwandlers können im Array mindestens zwei Schallwandler der mindestens 3 Schallwandler eine erste Gruppe bilden, um z.B. die Membranfläche je Frequenzbereich zu vergrößern. Die Schallwandler der ersten Gruppe werden z.B. über eine „gemeinsame“ Bandbreite definiert. Beispielsweise kann einer der Schallwandler ein erste Bandbreite fres/Q um seine Resonanzfrequenz definieren, wobei dann der oder die weiteren Schall wandler derselben Gruppe mit ihrer Resonanzfrequenz / Resonanzpeak innerhalb dieser ersten Bandbreite liegen. D.h. dass die Schallwandler dieser Gruppe mit ihrer Resonanz frequenzen um maximal fres/Q voneinander abweichen.
Entsprechend Ausführungsbeispielen können bei mehr als drei Schalwandlern im MEMS- Schallwandler-Array mehrere Schallwandler eine oder mehrere Gruppen bilden insofern, als dass die Schallwandler einer Gruppe in ihren Resonanzfrequenzen um maximal fres/Q voneinander abweichen. Dabei ist die Anzahl der Schallwandler zugehörig zu der zweiten Gruppe größer oder gleich als die Anzahl der Schallwandler zugehörig zu der ersten Gruppe. Das heißt also, dass die zweite Gruppe z. B. einen oder zwei oder mehr Schall wandler aufweisen kann.
Entsprechend einem weiteren Ausführungsbeispiel kann das Array mindestens ein oder zwei dritte Schallwandler einer dritten Gruppe umfassen, wobei die mindestens ein oder zwei dritten Schallwandler ausgebildet sind, einen Amplitudengang mit einer dritten Reso nanzfrequenz zu reproduzieren. Diese dritte Resonanzfrequenz ist höher als die zweite. Alle Amplitudengänge zugehörig zu der ersten/zweiten/dritten Gruppe bilden den Amplitu dengang der das Übertragungsverhalten des MEMS-Arrays. Auch die Anzahl der Schall wandler zugehörig zu einer weiteren Gruppe kann größer oder gleich der Anzahl der Schall wandler zugehörig zu der ersten Gruppe sein.
Entsprechend weiteren Ausführungsbeispielen wird die Anzahl der Gruppen der Schal wandler als eine ungerade Anzahl an Schallwandlern gewählt. Dabei können dann die ge mäß dem Wert ihrer Resonanzfrequenz benachbarten Gruppen verschiedenphasig, oder anti-phasig angesteuert werden. Der vorliegenden Erfindung liegt die Erkenntnis zugrunde, dass der Schalldruckpegel proportional zur Membranfläche des Schallwandlers ist, und das daher für höhere Frequenzen mehrere Biegewandler mit nahezu identischen Eigenschaften parallel betrieben werden sollten, um den Amplitudengang solch einer Gruppe von Schall wandlern für den adressierten Frequenzbereich optimal zu steigern und den Schallamplitu den der Wandler geringerer Frequenz anzunähern, umso durch eine Überlagerung der Amplitudengänge mehrerer Gruppen den Amplitudengang des gesamten Arrays gezielt einzustellen und/oder optimal zu verstärken. Dies ist insbesondere für den In-Ohr Fall eines geschlossenen oder nahezu geschlossenen Ohrvolumens von besonderer Relevanz, da hier nicht, wie im Freifeld-Fall, ein kompensierender frequenzabhängiger Beitrag zur Schal lamplitude existiert.
In anderen Worten ausgedrückt heißt es, dass entsprechend Ausführungsbeispielen im In- Ear-Fall die Anzahl der Schallwandler je Gruppe mit zunehmender Resonanzfrequenz zu nehmen kann, um einen möglichst gleichmäßigen Frequenzgang zu erreichen. Wenn ein Abfall im SPL z. B. in einem sehr hohen Frequenzbereich (> 15 kHz) tolerierbar ist, kann hier auch eine entsprechend kleinere Anzahl an Schallwandlern für diese Gruppe mit der hohen Resonanzfrequenz gewählt werden. Im Freifeld-Fall wäre es denkbar, dass ebenfalls die Anzahl der Schallwandler für eine Gruppe mit hoher Resonanzfrequenz nicht mehr er höht wird, da hier der kompensierende frequenzabhängige Beitrag zur Schallamplitude aus genutzt werden kann.
Entsprechend einem weiteren Ausführungsbeispiel können die drei Resonanzfrequenzen beziehungsweise zumindest eine der drei Resonanzfrequenzen in einem Frequenzbereich von 1 bis 20 kHz liegen, das heißt also im hörbaren Bereich. Selbstverständlich ist die An wendung allerdings auch auf Ultraschallwandler oder ähnlichem erweiterbar. Entsprechend Ausführungsbeispielen wird der Frequenzabstand zwischen der ersten und der zweiten Re sonanzfrequenz (ersten Resonanzfrequenz beispielsweise niedriger als die zweiten (oder oberste) Resonanzfrequenz) beziehungsweise allgemein zwischen den Resonanzfrequen zen so gewählt, dass ab einer Güte von Q > 3 eine Resonanzüberhöhung generiert wird, um den Schalldruck zumindest in einem Frequenzband oberhalb der ersten Resonanzfre quenz und/oder unterhalb der höchsten Resonanzfrequenz / zumindest partiell zu steigern oder im gesamten Bereich unterhalb der (höheren) höchsten Resonanzfrequenz zu stei gern. Das ermöglicht vorteilhafter Weise eine gezielte Einstellung von Schalldruckpegeln und Zielfrequenzgang durch Überlagerung der Amplituden mehrerer Schallwandler. Hierbei kommt es zu einer Steigerung des Schalldruckpegels im Zielfrequenzgang durch gezielte Überlagerung der Amplituden mehrerer Schallwandler, z. B. mit einer mechanischen Güte von Q > 3 oder Q > 5. Das schafft ferner alternativ zu der Steigerung des Schalldrucks auch die Möglichkeit, durch dieses Vorgehen den Energieverbrauch des Bauelements zu verrin gern und/oder die Baugröße zu reduzieren.
Nachfolgend wird in Bezug auf die Ansteuerung der Schallwandler eingegangen. Um die Verstärkungswirkung durch Überlagerung mehrerer Schallwandler bei Ausnutzung ihrer Resonanzüberhöhung optimal auszunutzen kann man die unterschiedlichen Gruppen ent weder verschiedenphasig oder anti-phasig betreiben. Dadurch kommt es im gesamten Fre quenzbereich von Interesse zu einer überwiegend konstruktiven Interferenz der verschie denen Amplitudengänge der unterschiedlichen Schalwandler und damit zu einer optimalen Steigerung des Schalldruckpegels des MEMS-Schallwandler Arrays. In einfacher Weise ist die anti-phasige Ansteuerung bei einem piezoelektrischem Biegewandler durch abwech selnd vertauschtes Kontaktieren der Top und Bottom-Elektroden des Piezo-Kondensators der jeweils benachbarten Gruppen zu realisieren. Alternativ zur verschiedenphasigen An steuerung kann man auch eine Frequenzweiche einsetzen. Entsprechend einem Ausführungsbeispiel wird ein in-ear Ohrhörer oder ein Hörgerät basie rend auf dem MEMS-Schallwandler-Array geschaffen. Diese Applikation profitiert von der gezielten Verbesserung der Leistungsfähigkeit des MEMS-Schallwandlers für applikations spezifische, individuelle Frequenzbereiche. Beispiel Hörgerät: Hier wird insbesondere im niederfrequenten Bereich ein hoher Schallpegel gefordert und durch das MEMS- Schallwandler-Array erreicht. Die Leistungsfähigkeit im hochfrequenten Bereich ist hier e- her sekundär. Weiter ist für Hörgeräte sowie auch für mobile Anwendungen vor allem auch eine Reduktion des Energieverbrauchs zentral, was ebenfalls entsprechend obigen Aus führungsbeispielen, wie bereits erläutert, erreicht wird.
Entsprechend Ausführungsbeispielen kommen beispielsweise Biegewandler als Schall wandler zugehörig zu der ersten und zweiten Gruppe zum Einsatz. Entsprechend weiteren Ausführungsbeispielen kann der Biegewandler derart realisiert sein, dass zwischen ihm und der umgebenden Struktur beziehungsweise ihm und dem nächsten Biegewandler ein Ent kopplungsschlitz vorgesehen ist. Im Vergleich zu bisher, meist auf geschlossenen Memb ranen basierenden MEMS-Systemen, ermöglicht das vorliegende Konzept eine deutliche Leistungssteigerung, da infolge der Biegewandlerentkopplung keine Energie für die Verfor mung von zusätzlichen mechanischen Membranelementen aufgewendet werden muss, wodurch höhere Auslenkungen und Kräfte möglich sind. Darüber hinaus treten Nichtlinea ritäten erst bei deutlich größerer Bewegungsamplitude auf. Durch die konzept- und materi albedingte geringe schwingende Masse lassen sich Systeme mit außerordentlich breiten Frequenzbereich und gleichzeitig hohen Bewegungsamplituden realisieren. Entsprechend Ausführungsbeispielen erfolgt die Abdichtung des Entkopplungsschlitzes durch Verwen dung von Blenden. Das führt zu hoher Kostenersparnis, da auf die Hybridmontage und Prozessintegration einer Membran verzichtet werden kann. Hierbei erstercken sich eine oder mehrere Blenden entlang der einen oder mehreren geformten Entkopplungsschlitzen.
Ein weiteres Ausführungsbeispiel schafft ein System umfassend eine Steuerung sowie ein MEMS-Schallwandler-Array, wie es bereits erläutert wurde. Die Steuerung ist ausgebildet, das MEMS-Schallwandler-Array entsprechend anzusteuern. Entsprechend Ausführungs beispielen erfolgt eine direkte Ansteuerung von zumindest einem oder zwei Schallwandlern. Entsprechend weiteren Ausführungsbeispielen kann auch eine direkte Ansteuerung jedes einzelnen Schallwandlers erfolgen. Das hat den Vorteil, dass, wie bereits oben erläutert, eine antiphasige Ansteuerung in ihrer Frequenz benachbarter Schallwandler oder Gruppen von Schallwandler möglich ist, um den Schalldruckpegel weiter zu steigern. Entsprechend einem Ausführungsbeispiel kann die Steuerung eine Frequenzweiche umfassen, um z. B. das Frequenzband zugehörig zu der ersten/zweiten/dritten Resonanzfrequenz gegeneinan der zu separieren beziehungsweise die entsprechenden ersten/zweiten/dritten Schallwand ler anzusteuern. An dieser Stelle sei aber auch angemerkt, dass die Schallwandler aufgrund ihrer Güte selbst als Filter wirken können und daher zum effektiven Betrieb prinzipiell keine weiteren elektrischen Frequenzweichen notwendig sind. Insofern ist ein Mehrwegebetrieb ohne die Notwendigkeit einer Frequenzweiche gegeben, das heißt es wird der Aufwand auf Systemseiten reduziert, was Miniaturisierungs- und Einsparpotenzial bietet.
Allgemein ist durch die Verwendung von mehreren Schallwandlern als One-Chip Lösung, wobei die Schallwandler als eine Art Resonatoren mit hoher mechanischer Güte verwendet werden, es möglich, Anwendungen zu adressieren, die sonst nur mit hohem Aufwand oder herkömmlichen Technologien erreichbar waren. Im Gegensatz zu bisherigen Systemen, die meist über keine Sensorik verfügen oder nur die Auslenkung des Antriebs (nicht der Memb ran) erfassen, lässt sich bei diesem Prinzip mithilfe der gut integrierbaren Sensorik die tat sächliche Position des schallerzeugenden Elements bestimmen. Dies ist von großem Vor teil und ermöglicht eine deutlich genauere und zuverlässigere Detektion. Diese bildet z. B. die Grundlage für eine geregelte Anregung (Closed-Loop), mit der sich äußere Einflüsse, Alterungseffekte und Nichtlinearitäten elektronisch kompensieren lassen.
Während herkömmliche Systeme mitunter komplex geformte Membranen oder Magnete benötigen, die sich bislang nicht in MEMS-Technologie realisieren, sondern nur mit ho hem Aufwand hybrid integrieren lassen, lässt sich das vorliegende Konzept mit gängigen Verfahren der Siliziumtechnologie realisieren. Dies bietet signifikante Vorteile bei Fierstel lung und Kosten.
Weitere Bildungen sind in den Unteransprüchen definiert. Ausführungsbeispiele der vorlie genden Erfindung werden nachfolgend anhand der beiliegenden Zeichnungen erläutert. Es zeigen:
Fig. 1 a eine schematische Darstellung eines MEMS-Schallwandlers gemäß einem Basisausführungsbeispiel;
Fig. 1 b eine schematische Darstellung eines MEMS-Schallwandlers gemäß Nutzung von Gruppen von Schallwandlern gemäß von Ausführungs beispielen; Fig. 2a und 2b die Illustration von Abhängigkeiten für die Phase (2a) und Amplitude (2b) eines Resonators für unterschiedliche Gütefaktoren zur Erläute rung von Ausführungsbeispielen;
Fig. 3a und 3b schematische Diagramme einer Biegelinie eines Biegewandlers (3a) für unterschiedliche Anregungsformen und die Änderung des statisch generierbaren Schalldrucks (3b) eines Biegewandlers bei Erhöhung der Resonanzfrequenz für einen piezoelektrisch angeregten Schall wandler (Fall A) zur Erläuterung von Ausführungsbeispielen;
Fig. 3c drei schematische Darstellungen eines idealisierten Biegewandlers für die Erläuterung der Diagramme aus Fig. 3a und 3b;
Fig. 4a ein schematisches Diagramm zur Darstellung des Schalldrucks als
Funktion der Frequenz für unterschiedliche Arrays aus den Fig. 4b bis 4d zur Illustration der Schalldruckpegelsteigerung gemäß Ausfüh rungsbeispielen;
Fig. 4b bis 4d schematische Darstellungen von Schallwandler-Arrays in der Drauf sicht gemäß Ausführungsbeispielen;
Fig. 5 ein schematisches Diagramm zur Illustration des Schalldrucks als
Funktion der Frequenz für das Resonator-Array aus Fig. 4d für unter schiedliche Resonator-Güten Q;
Fig. 6a und 6b schematische Diagramme zur Erläuterung der Anzahl (a) der benö tigten Schallwandler für gleiche Maximalamplitude in der Resonanz und exemplarischen Frequenzgang (b) für das sich aus den Punkten in (a) ergebende, antiphasig angeregte Set gemäß Ausführungsbei spielen;
Fig. 7 eine schematische Darstellung eines Ausführungsbeispiels eines
Mikroschallwandlers mit mehreren Biegewandlern gemäß erweiter ten Ausführungsbeispielen mit Blenden und Entkopplungsschlitzen; und Fig. 8a bis 8c schematische Querschnitte möglicher Biegewandler gemäß Ausfüh- rungsbeispielen. Unimorph (a); Bimorph mit passiver Zwischen schicht (b); Bimorph (c). Die piezoelektrischen Schichten können in beliebig viele Schichten unterteilt sein (gestrichelte Linie) und mit Elektroden sowie Trennschichten versehen sein
Bevor nachfolgend Ausführungsbeispiele der vorliegenden Erfindung anhand der beiliegen den Zeichnungen erläutert werden, sei darauf hingewiesen, dass gleichwirkende Elemente und Strukturen mit gleichen Bezugszeichen versehen sind, so dass die Beschreibung derer aufeinander anwendbar beziehungsweise austauschbar ist.
Fig. 1 a zeigt ein MEMS-Schallwandler-Array 10 mit drei Schallwandlern 12, 13 und 14 un terschiedlicher Resonanzfrequenz. Der Schallwandler 13 kann als optional betrachtet wer den, ermöglicht aber vorteilhafterweise die maximale Ausnutzung der Chipfläche. Alle Schallwandler 12, 13 und 14 können beispielsweise als Biegeschallwandler realisiert sein, die aus einer Substratebene (vgl. umgebende Struktur 11) herausschwingen. Die Schall wandler 12, 13 und 14 weisen eine sehr hohe mechanische Güte auf, z.B. >1 .
Die Güte wird mit einem Gütefaktor Q bestimmt. Der Gütefaktor Q ist hier im Bereich von >1 , > 3 beziehungsweise sogar > 5 angesiedelt. Der Gütefaktor oder auch Resonanzschärfe beziehungsweise Q-Faktor genannt, ist in der Technik ein Maß für die Dämpfung bezie hungsweise den Energieverlust eines Schwingungssystems. Eine hohe Güte eines Sys tems besagt, dass das System schwach gedämpft ist. Der Gütefaktor ist ein Verhältnismaß zwischen Energieverlust im Verhältnis zu gespeicherten Energie pro Schwingung. Wird mehr Energie pro Schwingungsperiode im System gespeichert als durch die Dämpfung ver braucht wird, dann wird der Wert für den Gütefaktor > 1 . Das heißt also, dass bei hohen Gütefaktoren, wie Faktor 3, die Dämpfung so schwach ist, dass signifikant mehr Energie im System gespeichert werden kann, was zu einer erhöhten Auslenkung des Schallwandlers in seiner mechanischen Resonanz und so zur Steigerung des Schalldrucks führt. Die Güte gibt an, um wieviel die Amplitude in der Resonanz gegenüber der Amplitude im statischen Fall erhöht ist. In anderen Worten ausgedrückt, wird durch Ausnutzung der erhöhten Aus lenkung eines Schallwandlers 14 in seiner mechanischen Resonanz, der Schalldruck ge steigert (Vergl. Fig. 2b). Insbesondere wird durch die Verwendung mehrerer Schallwandler mit einer Güte > 1 und unterschiedlichen Resonanzfrequenzen (vgl. unterschiedliche Schallwandlerauslegungen der Schallwandler 12 gegenüber dem Schallwandler 14 der Schalldruckpegel über einen breiten Frequenzbereich effizient gesteigert. Dabei ist speziell die Anhebung des Schalldrucks im Tieftonbereich < 1 kHz von zentralem Interesse. So lässt sich zum einen der Einbruch des erreichten Schalldrucks hin zu niedrigen Frequenzen bei der Abstrahlung ins Freifeld kompensieren. Zum anderen können Schallwandler für abge schlossene Volumen (in-ear) mit erheblich gesteigerten Schalldruckpegel im Bassbereich realisiert werden ohne einen Einbruch im Hochtonbereich.
Das dahinterstehende Prinzip wird nachfolgend Bezug nehmend auf die Fig. 2a, 2b, 3a, 3b und 3c im Detail erläutert.
Fig. 1b zeigt ein MEMS-Schallwandler-Array 10* mit einer ersten Gruppe von Schallwand lern 12 und einer zweiten Gruppe von Schallwandlern 14. Die erste Gruppe von Schall wandlern 12 umfasst zumindest einen Schallwandler 12a und optionaler Weise einen zwei ten Schallwandler 12b. Die zweite Gruppe von Schallwandlern umfasst zumindest einen Schallwandler 14a oder entsprechend weiteren Ausführungsbeispielen zumindest zwei zweite, hier drei Schallwandler 14a bis 14c. Alle Schallwandler 12a bis 12b und 14a bis 14c können beispielsweise als Biegeschallwandler realisiert sein, die aus einer Substratebene (vgl. umgebende Struktur 11) herausschwingen.
Hierzu sind die Biegeschallwandler 12a bis 12b beziehungsweise 14a bis 14c zumindest teilweise mit dem Substrat 12 verbunden. Exemplarisch ist hier ein eingespanntes Ende je Schallwandler 12a bis 12b beziehungsweise 14a bis 14c markiert, wobei zwischen den ein zelnen Schallwandlern 12a und 12b beziehungsweise 14a und 14b beziehungsweise 14b und 14c sowie zwischen den Schallwandlern 12a bis 12b und 14a bis 14c und der umge benden Struktur 11 ein Entkopplungsschlitz vorgesehen sein kann.
Allgemein ist festzustellen, dass entsprechend Ausführungsbeispielen die Anzahl der Bie geschallwandler 14a bis 14c der zweiten Gruppe 14 größer oder gleich ist als die Anzahl der Biegeschallwandlern 12a und 12c. Ferner sei an dieser Stelle festgehalten, dass be vorzugter Weise die Biegeschallwandler 14a bis 14c, alternativ aber auch alle Schallwand ler 12a bis 12b und 14a bis 14c eine sehr hohe mechanische Güte aufweisen, wie oben erläutert wurde. Grundlage hierfür bildet zum einen der Zusammenhang zwischen Anregungsamplitude A0 und Auslenkung A eines Resonators als Funktion seiner Schwingungsfrequenz w, gegeben durch wobei Q die mechanische Güte des Resonators und w0 seine Resonanzfrequenz ist, sowie der Verlauf seiner Schwingungsphase, gegeben durch f(w) = arctan
Fig. 2a und 2b zeigen die Abhängigkeiten für Phase und Auslenkung für unterschiedliche Gütefaktoren.
Fig. 2a zeigt die Frequenzabhängigkeit für Phase (a) und Amplitude (b) eines Resonators aufgetragen für unterschiedliche Gütefaktoren. Der hier beschriebene Schallwandler ist weiter als Biegewandler (vgl. Fig. 3c) ausgeführt, der sowohl piezoelektrisch, thermisch, magnetisch als auch elektrostatisch zu Schwingung angeregt werden kann.
In Fig. 3c sind drei Belastungsfälle auf einen starr aufgehängten Biegewandler 12 darge stellt, wie sie für unterschiedliche Anregungsmechanismen (siehe oben) auftreten können. Der Biegewandler 12 hat eine Länge I, wobei bei Fall A eine kontinuierliche Belastung auf die Fläche, bei Fall B eine punktuelle Belastung am Kraftangriffspunkt I und bei Fall C eine Drehmomentbelastung dargestellt wird. Die entsprechenden resultierenden Biegekurven sind zugeordnet zu dem Fall A/B/C in Fig. 3a dargestellt.
Die Fläche ABiege unter der Biegelinien eines Biegewandlers (Fig. 3 a) kann unter Vernach lässigung der Resonanzüberhöhung (Fig. 2) als Maß für den erzeugten Schalldruckpegel dienen. Da bei identischem Schichtaufbau die Frequenz w eines Biegewandlers gemäß / =
1 a 2d !Y 1
2p \[Ϊ ^2[12 Z -p direkt proportional zu / oc — ist kann dann (Freifeld. Vgl. Gl. (1 )) (geschlossenen Volumens bzw. In-Ohr Fall. Vergl.
Gl. (2)) als Maß für die frequenzabhängige Änderung des generierten Schalldruckpegels verwen det werden (Fig. 3b).
Wie in Fig. 3b zu erkennen ist, nimmt der statisch erzeugbare Schalldruck für höhere Re sonatoren höherer Resonanzfrequenzen stark ab, so dass es zunächst vorteilhaft scheint Resonatoren mit möglichst geringer Resonanzfrequenz einzusetzen, um einen möglichst hohen Schalldruck zu erzeugen. Dies gilt sowohl für das Freifeld als auch für den In-Ohr Fall. Betrachtet man allerdings die Grafik in Fig. 2b, so wird deutlich, dass unter Berück sichtigung des Phasenverhaltens eines Resonators der Schalldruck oberhalb der Reso nanzfrequenz deutlich abnimmt, so dass er bereits bei einem Faktor 3 oberhalb der Reso nanzfrequenz um etwa 10 Log = io dB abgefallen ist. Daher scheint es zwar zu nächst günstig einen Schallwandler mit möglichst geringer Resonanzfrequenz zu verwen den, um einen möglichst hohen Schalldruck im niederfrequenten Bereich zu erzeugen, dann aber in geeignetem Frequenzabstand oberhalb und über das gesamte Frequenz spektrum hinweg weitere Resonatoren zur Schallerzeugung zu platzieren. Aufgrund des in Fig. 2a dargestellten 180° Phasensprungs beim Durchgang durch die Resonanz können benachbarte Resonatoren antiphasig angeregt werden (Fig. 4), da ansonsten der Schall pegel zwischen den Resonanzen aufgrund destruktiver Interferenz einbricht (Vergl. Fig. 4 gepunktete Linien). Beim Vergleich mit einem bei höheren Frequenz platzierten Resonator (schwarze Kurve in Fig. 4) kann durch diesen Ansatz (V2 und V1 Kurve in Fig. 4) der Schall pegel im gesamten Bereich unterhalb der obersten Resonanzfrequenz deutlich gesteigert werden. Ohne antiphasigen Betrieb erzielt man im niederfrequenten Bereich unterhalb der untersten Resonanzfrequenz eine noch stärkere Amplitudenerhöhung. Dies geht allerdings auf Kosten der bereits erwähnten Einbrüche im oberen Frequenzbereich (gestrichelte Li nie). Beide Betriebsmodi haben je nach Anwendung ihre Berechtigung. Alternativ kann auch eine Frequenzweiche eingesetzt werden, die den einzelnen Schallwandlern in sinn voller Weise gewisse Ausschnitte aus dem gesamten Frequenzspektrum zuweist, so dass es zu keiner destruktiven Interferenz kommt. Dies bietet die Möglichkeit einer noch indivi duelleren Beeinflussung des Amplitudengangs des MEMS-Schallwandler Arrays. Dies geht allerdings mit einem höheren technischen Aufwand und damit verbundenen höheren Sys temkosten einher, zumal die Resonatoren aufgrund ihrer hohen Güten ohnehin als Fre quenzfilter wirken. In Fig. 4 ist der Schalldruckpegel als Funktion der Frequenz für unterschiedliche Arrays dargestellt. Die drei exemplarischen Arrays sind in Fig. 4b bis d illustriert. Fig. 4b zeigt ein Biegewandler-Array 10‘ mit 20 Biegewandlern 14. Diese Biegewandler 14 sind gegenüber einer angrenzenden Struktur beziehungsweise einem Substrat 11 angeordnet, nämlich in 4 Reihen ä 5 Biegewandlern 14. Zwischen den Biegewandlern 14 sind Entkopplungs schlitze 15 vorgesehen, wobei diese Entkopplungsschlitze durch Blenden 17 abgedichtet werden.
Dieses Array 10‘ weist also in der dargestellten Konfiguration vO 20 x 12 kFIz Schallwandler auf, wobei 12 kFIz eben die Resonanzfrequenz darstellt. Diese 20 Biegewandler bilden eine Gruppe, da die einzelnen Biegewandler fertigungsbedingt in ihrer Resonanzfrequenz nur gering aber maximal um den Wert fres/Q voneinander abweichen. Bei paralleler Ansteue rung aller Elemente 14 stellt sich die Kurve vOa ein.
In Fig.4c ist eine andere Konfiguration eines Arrays 10“ dargestellt, deren totale Fläche allerdings identisch 10‘ ist. Dieses Array umfasst in der Konfiguration v1 16 x 12 kFIz Wand ler (vgl. Bezugszeichen 14) und 2 x 3 kFIz Wandler (vgl. Bezugszeichen 12). Wie zu erken nen ist, ist die Anzahl der 3 kFIz Wandler 12 gegenüber der Anzahl der 12 kFIz Wandler 14 reduziert. Darüber hinaus ist je (Einzel-) Wandler 12 eine größere Länge und/oder Fläche (z. B. eine 1 ,x- fache Läng/Fläche oder eine doppelte Länge/Fläche) im Vergleich zu dem (Einzel-) Wandler 14 vorgesehen.
Zwischen den Wandlern 14 und 14 beziehungsweise 14 und 12 beziehungsweise 12 und 12 sind wiederum die im Zusammenhang mit Fig. 4b erläuterten Entkopplungsschlitzen 15 beziehungsweise Blenden 17 zur Abdichtung der Entkopplungsschlitzen 15 implementiert.
In Fig. 4a ist der resultierende Schalldruckpegel mit v1g für gleichphasig und vi a für an- tiphasig dargestellt.
Fig. 4b zeigt ein Array 10““ in einer Konfiguration v2 mit 8 x 12 kFIz (vgl. Bezugszeichen 14), 2 x 3 kFIz (vgl. Bezugszeichen 12) sowie 6 x 7 kFIz (vgl. Bezugszeichen 16) , deren totale Fläche allerdings identisch 10‘ und 10“ ist. Die Anzahl der Schallwandler nimmt von 12 kFIz (Bezugszeichen 14) zu 3 kFIz (vgl. Bezugszeichen 12) ab. Die Anzahl der Schall wandler und die Größe der Schallwandler 16 befindet sich zwischen 12 und 14. Die Ge samtfläche der Arrays 10‘ bis 10‘“ (vgl. v1 bis v3) ist immer vergleichbar. Weiter wird die Güte aller Resonatoren beispielsweise auf 5 festgelegt. Mit komplexeren Arrays kann in einem immer vollständigerem Maße im gesamten Frequenzbereich unterhalb der höchsten Resonanzfrequenz eine Steigerung des Schallpegels bewirkt werden, wie anhand von Fig. 4a erkennbar ist. Hier sei beispielsweise auf den Vergleich vO zu v2 verwiesen. Für die Referenzkurve vOa stimmt der Maximalwert in der Resonanz sowie der SPL-Wert bei 20 kHz exakt mit den Messwerten eines real vermessenen MEMS-Biegewandlers überein.
Nachfolgend wird entsprechend einem Ausführungsbeispiel die Dimensionierung derartiger Arrays 10‘ bis 10‘“ erläutert. Der Frequenzabstand kann zwischen den verschiedenen Re sonatoren so gewählt werden, dass ab einer bestimmten Resonator-Güte Q die Resonan züberhöhung (Fig. 2b bzw. Fig. 5) zu einer deutlichen Steigerung des generierten Schall drucks im Frequenzbereich unterhalb des hochfrequentesten Resonators führt (Fig. 5). Im dargestellten Beispiel ist dies ab einer Güte von Q = 5 der Fall.
Anhand der Biegelinie (Fig. 6a) lässt sich die Anzahl der Schallwandler berechnen, die not wendig ist, um bei gleicher Güte für alle Resonatoren die gleiche Maximalamplitude in Re sonanz zu generieren. So zeigt beispielsweise das Set (1 x 3 kHz + 6 x 6 kHz + 32 x 12 kHz, in Fig. 6a) ein solches Verhalten.
Fig. 6a zeigt den Zusammenhang zwischen dem Frequenzverhältnis unterschiedlicher Bie gewandler (w/wi) und der benötigten Anzahl an Schallwandlern für gleiche Maxi malamplitude in Resonanz. In Fig. 6b ist exemplarisch der Frequenzgang für 3 Arrays ent sprechend den 3 Punkten x1 bis x3 aus Fig. 6a dargestellt. Hierbei wird einmal von einem Set 1 x 3 kHz + 6 x 6 kHz + 32 x 12 kHz (x3) sowie einem reduzierten Set von 1 x 3 kHz + 3 x 6 kHz + 6 x 12 kHz (vgl. X2) ausgegangen und dieses einem 1 x 3 kHz Wandler gegen übergestellt.
Wie man beim Vergleich sieht kann die Anzahl der Resonatoren insbesondre im hochfre quenten Bereich reduziert werden, da das SPL nicht von den Maximalwerten, sondern von den Minima im Frequenzgang limitiert wird. Diese dürfen bis auf die pO-Linie (hier als 100 dB in Fig. 5 gewählt) abfallen. Im vorliegenden Fall kann das Set daher auf (1 x 3 kHz + 3 x 6 kHz + 6 x 12 kHz) reduziert werden.
In Fig. 7 findet sich ein zu Fig. 6b (X2) mögliches Ausführungsbeispiel. Im illustrierten Bei spiel ist jeder Schallwandler als ein aus der Ebene auslenkbarer Biegewandler ausgeführt. Auf dem umliegenden Substrat befinden sich aus der Ebene herausragend akustische Blendenelemente, die bei Bewegung der Biegewandler einen akustischen Kurzschluss ver hindern. Alternativ könnten diese Blendenelemente auch auf den Biegewandlern ausge führt werden. Die einzelnen Schallwandler sind weiter dadurch gekennzeichnet, dass sie sowohl zu anderen Biegewandlern als auch zum Substrat hin durch einen schmalen Ent kopplungsschlitz beabstandet sind, der zum einen eine mechanische Entkopplung der Bie gewandler vom Substrat herstellt, zum anderen aber ausreichend schmal ausgeführt ist, um einen akustischen Kurzschluss zu verhindern. Da sich Biegewandler gleicher Reso nanzfrequenz in diesem Mikro-Lautsprecher immer gleich bewegen kann man sie prinzipiell auch als ein Element ausführen bzw. sie an den Spitzen verbinden oder wie dargestellt durch einen schmalen Schlitz mechanisch entkoppeln um etwaige Abweichungen im Amplituden und Frequenzverhalten von einem schmalen Resonator zu vermeiden. Die Schlitze müssen dennoch hinreichend schmal ausgeführt werden, um einen akustischen Kurzschluss zu verhindern. Eine Blendenstruktur ist nur zwischen Biegewandlern unter schiedlicher Resonanzfrequenz oder zum Substrat hin nötig. Die Blenden können sowohl auf dem Substrat, als auch auf den Biegewandlern ausgeführt werden.
Bezug nehmend auf Fig. 7 wird nun ein Mikro-Lautsprecher 10““ bestehend aus mehreren Biegewandlern 14, 16 und 12 erläutert. Im Detail ist hier der Biegewandler X2 aus Fig. 6b dargestellt. Dieser weist einen 3 kFIz Wandler (vgl. Bezugszeichen 12), 3 6 kFIz Wandler (vgl. Bezugszeichen 16) und 6 12 kFIz Wandler (vgl. Bezugszeichen 14) auf. Die Wandler 14 sind in einem Feld in zwei Reihen ä 3 Wandler angeordnet. Angrenzend zu dem Feld ist ein weiteres Feld mit den 3 Wandlern 16 angeordnet. Zwischen den Wandlern sind Ent kopplungsschlitze (vgl. Bezugszeichen 15) vorgesehen. Sowohl seitlich zu jeder Reihe als auch zwischen den einzelnen Reihen sind Blendenelemente 19 vorgesehen, die vertikal aus dem Substrat 11 herausragen. In diesem Ausführungsbeispiel sind die Blendenele mente 19 an der angrenzenden Struktur angeordnet, so dass aus der Substratebene her aus die Blendenelemente 19 wirken und in die Substratebene hinein sich entweder das Blendenelement 19 fortführt oder das Substrat selbst als eine Art Blende geführt wird. Flierzu ist der Schlitz zwischen dem Biegewandler 14 und der Blende 19 beziehungsweise dem Substrat 11 entsprechend klein, so dass durch die hohen Strömungsverluste eine gute akustische Entkopplung von Vordervolumen und Rückvolumen möglich ist. Entsprechend weiteren Ausführungsbeispielen können die Blenden natürlich auch anders angeordnet sein, z. B. auf der Biegewandlerstruktur 14 selbst. Das ermöglicht dann auch, dass der Entkopplungsschlitz zwischen den einzelnen Biegewandlern 14 durch die Blendenelemente 19 abgedichtet werden kann. Neben dem Feld bestehend aus den Wandlern 14 und 16 ist der eine Wandler 12 vorgese hen.
Unabhängig von der Ausführungsform werden die Biegewandler vorzugsweise piezoe lektrisch angetrieben oder ausgelesen. Alternativ sind auch elektrostatische, thermische o- der magnetische Wandlungsprinzipien möglich. Beim piezoelektrischen Wandlungsprinzip bestehen die Wandler aus mindestens zwei Schichten, wobei mindestens eine Schicht pie zoelektrisch ist. Die piezoelektrischen Schichten können als Mehrschichtsysteme mit zu sätzlichen Trennschichten ausgelegt sein und werden über flächige oder interdigitale Elekt roden kontaktiert. Gemäß Fig. 8a, 8b und 8c können die Wandlerelemente neben piezoe lektrisch aktiven Schichten eine oder mehrere passive Funktionsschichten aufweisen. Bei dem thermischen Wandlungsprinzip entsprechen in Fehler! Verweisquelle konnte nicht gefunden werden, die thermisch aktiven Schichten den piezoelektrischen Schichten.
Bei den Implementierungen aus Fig. 8 a, b, c, die jeweils einen Querschnitt möglicher Bie gewandler darstellt, ist die piezoelektrische Schicht mit 14p und die passive Zwischen schicht mit 14z versehen. Fig. 8a stellt hierbei einen unimorphen Aufbau, Fig. 8b einen bimorphen Aufbau mit passiver Zwischenschicht und Fig. 8c einen bimorphen Aufbau ohne Zwischenschicht dar. Die piezoelektrischen Schichten können in beliebig vielen Schichten unterteilt sein (vgl. gestrichelte Linie) und mit Elektroden sowie Trennschichten versehen sein (nicht dargestellt).
Weitere Ausführungsbeispiele schaffen ein Array aus miniaturisierten Schallwandlern zur Schallerzeugung (Audio beziehungsweise hörbarer Schall und Ultraschall), a. wobei jeder Schallwandler eine mechanische Güte Q > 3 besitzt (alternativ Q > 5) b. wobei die Anzahl der Schallwandler im Array n > 3 ist (alternativ: wobei min destens 2 Schallwandler im Bereich zwischen 1 kFIz und 20 kFIz liegen) wobei jeder Schallwandler ein aus der Ebene auslenkbarer Biegewandler ist und mindestens ein vertikal aus der Ebene herausragendes akustisches Blendenelement besitzt, dass sich entweder auf dem Biegewandler oder auf dem angrenzenden Substratbereich befindet c. wobei die einzelnen Schallwandler dadurch gekennzeichnet sind, dass die Strömungsblende durch einen schmalen Entkopplungsschlitz von einer um liegenden Struktur beabstandet ist. Entsprechend Ausführungsbeispielen ist die Höhe und Geometrie des Blendenelements so ausgeführt, dass ein akustischer Kurzschluss durch den Entkopplungsschlitz im Audio- und Ultraschall-Frequenzbereich (20 Hz bis 300 kHz) weitgehend oder ganz unterbunden wird.
Entsprechend Ausführungsbeispielen ist die Entkopplungsschlitzbreite zwischen Blenden element und der umliegenden Struktur hinreichend klein ausgeführt, dass ein akustischer Kurzschluss durch den Entkopplungsschlitz im Audio- und Ultraschall-Frequenzbereich (20 Hz bis 300 kHz) weitgehend oder ganz unterbunden wird. Hierbei kann entsprechend Aus führungsbeispielen eine oder mehrere Frequenzweichen zur weiteren Verbesserung der Leistungsfähigkeit eingesetzt werden (nicht notwendigerweise).
Entsprechend Ausführungsbeispielen ist der Antrieb des Schallwandlers piezoelektrisch, magnetisch, elektrostatisch oder thermisch realisiert.
Ein weiteres Ausführungsbeispiel schafft einen Schallwandler, wobei der Schalldruckpegel über den gesamten Zielfrequenzgang durch verschiedenphasiges (Sonderfall: antiphasige) ansteuern benachbarter Schallwandler verbessert werden kann.
Hierbei können folgende Fälle vorgesehen sein: a. im antiphasigen Fall kann eine ungerade Anzahl an Schallwandlern einge setzt werden (von Vorteil ist) b. im Falle eines piezoelektrischen Antriebs kann eine 180° Phasenverschie bung (antiphasiges Ansteuerung) durch das einfache vertauschen der elektrischen Anschlüsse von Top- und Bottom-Elektrode realisiert werden hier kann eine verschiedenphasige Ansteuerung auch durch den Einsatz weiterer elektro nischer Komponenten realisiert werden.
Der Biegewandler ist gemäß Ausführungsbeispielen zur Schallerzeugung in Luft bestimmt. Entsprechenden Ausführungsbeispielen kann auch ein Sensorelement zur Positions- oder Phasenbestimmung vorgesehen sein.
Die beschriebenen Biegewandler-Strukturen eigenen sich für Anwendungsgebiete, in de nen bei möglichst geringen Bauteilvolumina (< 10 cm3) Schall in einem Frequenzbereich zwischen 10 Hz und 500 kHz erzeugt werden soll. Dies trifft in erster Linie auf miniaturisierte Lautsprecher für Wearables, Smartphones, Tablets, Laptops, Kopfhörer, Hörgeräte aber auch Ultraschallwandler zu. Insgesamt kommen auch andere Anwendungen in Betracht, bei denen Fluide verdrängt werden (z. B. strömungsmechanische und aerodynamische An triebs- und Führungsstrukturen, Inkjets).
Literaturverzeichnis
[1] Patentschrift US 10349182B2, „Mikromechanische piezoelektrische Aktuatoren zur Realisierung hoher Kräfte und Auslenkungen“
[2] Patentanmeldung EP 3632135A2, „Mikromechanischer Schallwandler“
[3] F. Stoppel, A. Männchen, F. Niekiel, D. Beer, T. Giese, B. Wagner, „New inte- grated full-range MEMS Speaker for in-ear applications“, IEEE Micro Electro Me- chanical Systems (MEMS), 2018
[4] Patentschrift US 9 237 961 B2
[5] I. Shahosseini, E. Lefeuvre, J. Moulin, E. Martincic, M. Woytasik, G. Lemarquand, IEEE Sens. J. 13 (2013), pp. 273-284
[6] F. L. Ayatollahi, B. Y. Majlis, “Materials Design and Analysis of Low-Power MEMS Microspeaker Using Magnetic Actuation Technology”, Adv. Mater. Res. 74 (2009), pp. 243-246
[7] Y. C. Chen, Y. T. Cheng, “A low-power milliwatt electromagnetic microspeaker us ing a PDMS membrane for hearing aids application”, IEEE Int. Conf. Micro Electro Mech. Syst., 24th (2011), pp. 1213-1216
[8] M.-C. Cheng, W.-S. Huang, S. R.-S. Huang, “A Silicon microspeaker for hearing Instruments”, J. Micromech. Microeng. 14 (2004), pp. 859-866
[9] S.-S. Je, F. Rivas, R. E. Diaz, J. Kwon, J. Kim, B. Bakkaloglu, S. Kiaei, J. Chae, “A Compact and Low-Cost MEMS Loudspeaker for Digital Hearing Aids”, IEEE Trans. Biomed. Circ. Sys. 3 (2009), pp. 348-358
[10] B. Y. Majlis, G. Sugandi, M. M. Noor, “Compact electrodynamics MEMS-speaker”, China Semiconductor Technology International Conference (CSTIC), 2017
[11] P. R. Jadhav, Y. T. Cheng, S. K. Fan, C. Y. Liang, “A sub-mW Electromagnetic Mi crospeaker with Bass Enhancement using Parylene/Graphene/Parylene Compo- site Membrane”, IEEE Micro Electro Mechanical Systems (MEMS), 2018
[12] C. Shearwood, M. A. Harradine, T. S. Birch, J. C. Stevens, “Applications of Polyi mide Membranes to MEMS Technology”, Microelectron. Eng. 30 (1996), pp. 547- 550
[13] Q. Zhang, E. S. Kim, “Fully-microfabricated electromagnetically-actuated mem brane for microspeaker”, Transducers Ί5, Int. Conf. Solid. State Sens., Actuators Microsyst., 2015, pp. 2125-2128
[14] Albach, T. S., Horn, P., Sutor, A. & Lerch, R. Sound Generation Using a Magneto- strictive, Micro Actuator. J. Appl. Phys. 109(7), (2011) [15] B. Kaiser, S. Langa, L. Ehrig, M. Stolz, H. Schenk, H. Conrad, H. Schenk, K
Schimmanz, D. Schuffenhauer, Concept and proof for an all-silicon MEMS micro Speaker utilizing air Chambers, Microsystems & Nanoengineering (2019)

Claims

Patentansprüche
1. MEMS-Schallwandler-Array (10, 10’, 10”, 10’”, 10””) umfassend mindestens zwei Schallwandler (12, 14), wobei ein erster Schallwandler (12) der mindestens zwei Schallwandler ausgebildet ist, einen Amplitudengang mit einer ersten Resonanzfre quenz zu reproduzieren, und wobei ein zweiter Schallwandler (14) der mindestens zwei Schallwandler (12, 14) ausgebildet ist, einen Amplitudengang mit einer zweiten Resonanzfrequenz zu reproduzieren; wobei die zweite Resonanzfrequenz höher ist als die erste Resonanzfrequenz; wobei der zweite Schallwandler (14) einen Gütefaktor Q von > 1 oder > 3 aufweist.
2. MEMS-Schallwandler-Array (10, 10’, 10”, 10”’, 10””) gemäß Anspruch 1 , wobei der zweiten Schallwandler (14) eine Güte Q von > 5 aufweist; und/oder wobei der erste Schallwandler (12) einen Q-Faktor von > 3 aufweist; und/oder wobei der zweiten Schallwandler (14) eine Güte Q unterschiedlich zu dem Q-Faktor des erste Schallwandlers (12) aufweist.
3. MEMS-Schallwandler-Array (10, 10’, 10”, 10”’, 10””) gemäß Anspruch 1 , wobei min destens drei Schallwandler in dem MEMS-Schallwandler-Array (10, 10’, 10”, 10”’, 10””) vorgesehen sind.
4. MEMS-Schallwandler-Array (10, 10’, 10”, 10”’, 10””) gemäß Anspruch 3, wobei min destens zwei Schallwandler der mindestens 3 Schallwandler eine erste Gruppe bil den; oder wobei mindestens zwei Schallwandler der mindestens drei Schallwandler eine erste Gruppe bilden und wobei in der ersten Gruppe einer der Schallwandler ein erste Bandbreite fres/Q um seine Resonanzfrequenz definiert und der oder die weiteren Schallwandler der Gruppe mit ihrer Resonanzfrequenz innerhalb der ersten Band breite liegen.
5. MEMS-Schallwandler-Array (10, 10’, 10”, 10’”, 10””) gemäß Anspruch 4, wobei min destens zwei unterscheidbare Gruppen von Schallwandlern ausgebildet sind, wobei die Resonanzfrequenzen der Schallwandler der zweiten Gruppe der zwei Gruppen über den Resonanzfrequenzen der ersten Gruppe der zwei Gruppen liegen.
6. MEMS-Schallwandler-Array (10, 10’, 10”, 10’”, 10””) gemäß Anspruch 5, wobei die Anzahl der Schallwandler (14) zugehörig zu der zweiten Gruppe größer ist als die Anzahl der Schallwandler (12) zugehörig zu der ersten Gruppe.
7. MEMS-Schallwandler-Array (10, 10’, 10”, 10”’, 10””) gemäß einem der vorherigen Ansprüche, wobei der Frequenzabstand zwischen der ersten und der zweiten Re sonanzfrequenz und/oder wobei die ersten Resonanzfrequenz niedriger als die zweiten Resonanzfrequenz gewählt ist, dass ab einer Resonator-Güte von Q > 3 eine Amplitudenüberhöhung generiert wird, um den Schalldruck in einem Frequenz bereich unterhalb der zweiten Resonanzfrequenz zumindest partiell zu steigern.
8. MEMS-Schallwandler-Array (10, 10’, 10”, 10”’, 10””) gemäß einem der vorherigen Ansprüche, wobei in der Abfolge der ihrer Resonanzfrequenzen aufeinanderfolgen den Schallwandler (12, 14) oder Gruppen von Schallwandlern (12, 14) verschieden- phasig betrieben werden oder antiphasig betrieben werden.
9. MEMS-Schallwandler-Array (10, 10’, 10”, 10”’, 10””) gemäß Anspruch 8, wobei das Array eine ungerade Anzahl an Schallwandlern oder eine ungerade Anzahl an Grup pen von Schallwandlern aufweist.
10. MEMS-Schallwandler-Array (10, 10’, 10”, 10”’, 10””) gemäß einem der vorherigen Ansprüche, wobei mindestens einer der Schallwandler (12, 14) durch Biegeschall wandler gebildet ist.
11. MEMS-Schallwandler-Array (10, 10’, 10”, 10”’, 10””) gemäß Anspruch 10, wobei zwischen den Biegeschallwandlern oder zwischen den Biegeschallwandlern und ei ner umgebenden Struktur ein Entkopplungsschlitz (15) vorgesehen ist.
12. Vorrichtung gemäß Anspruch 11 , wobei die Spaltbreite des Entkopplungsschlitzes (15) zwischen Blendenelement und der umliegenden Struktur hinreichend klein aus- geführt ist, dass ein akustischer Kurzschluss durch den Spalt im Audio- und Ultra schall-Frequenzbereich (20 Hz bis 300 kHz) weitgehend oder ganz unterbunden wird.
13. MEMS-Schallwandler-Array (10, 10’, 10”, 10’”, 10””) gemäß Anspruch 11 oder 12, wobei entlang des Entkopplungsschlitzes (15) mindestens ein vertikal aus der Ebene herausragendes akustisches Blendenelement (17, 19) ausgebildet ist, dass sich entweder auf dem Biegewandler oder auf dem angrenzenden Substratbereich befindet.
14. Vorrichtung gemäß Anspruch 13, wobei die Höhe und Geometrie des akustischen Blendenelements (17, 19) so ausgeführt ist, dass ein akustischer Kurzschluss durch den Spalt im Audio- und Ultraschall-Frequenzbereich (20 Hz bis 300 kHz) mindes tens weitgehend oder ganz unterbunden wird.
15. MEMS-Schallwandler-Array (10, 10’, 10”, 10”’, 10””) gemäß einem der vorherigen Ansprüche, wobei mindestens zwei Schallwandler (12, 14) eine Resonanzfrequenz im Bereich von 1 bis 20 kHz besitzen.
16. System umfassend eine Steuerung sowie einen MEMS-Schallwandler-Array (10, 10’, 10”, 10”’, 10””) gemäß einem der vorherigen Ansprüche, wobei die Steuerung ausgebildet ist, das MEMS-Schallwandler-Array (10, 10’, 10”, 10”’, 10””) anzusteu ern.
17. System gemäß Anspruch 16, wobei die Steuerung eine Frequenzweiche umfasst, die ausgebildet ist, um den mindestens einen ersten Schallwandler (12a, 12b) sowie den mindestens einen zweiten Schallwandler (14a, 14b, 14c) mit einem Frequenz band zugehörig zu der ersten und zweiten Resonanzfrequenz anzusteuern.
18. Vorrichtung gemäß einem der vorherigen Ansprüche, wobei der Antrieb der mindes tens zwei Schallwandler (12, 14) piezoelektrisch, magnetisch, elektrostatisch oder thermisch realisiert ist.
19. Vorrichtung gemäß Anspruch 8 oder einem der vorherigen Ansprüche mit Rückbe zug auf Anspruch 8, wobei die anti-phasige Schallwandler (12, 14) unterschiedlicher Resonanzfrequenz durch das Vertauschen der elektrischen Anschlüsse von oberer und unterer Elektrode realisiert wird.
20. Vorrichtung gemäß einem der vorherigen Ansprüche, wobei die Biegewandler zur Schallerzeugung in Luft bestimmt ist.
21. Vorrichtung gemäß einem der vorherigen Ansprüche mit Sensorelementen zur Po- sitions- oder Phasendetektion.
EP22712805.5A 2021-02-25 2022-02-24 Mems-schallwandler-array Pending EP4298798A1 (de)

Applications Claiming Priority (2)

Application Number Priority Date Filing Date Title
DE102021201784.3A DE102021201784A1 (de) 2021-02-25 2021-02-25 MEMS-Schallwandler-Array
PCT/EP2022/054647 WO2022180161A1 (de) 2021-02-25 2022-02-24 Mems-schallwandler-array

Publications (1)

Publication Number Publication Date
EP4298798A1 true EP4298798A1 (de) 2024-01-03

Family

ID=80952433

Family Applications (1)

Application Number Title Priority Date Filing Date
EP22712805.5A Pending EP4298798A1 (de) 2021-02-25 2022-02-24 Mems-schallwandler-array

Country Status (3)

Country Link
EP (1) EP4298798A1 (de)
DE (1) DE102021201784A1 (de)
WO (1) WO2022180161A1 (de)

Families Citing this family (1)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
CN117714955A (zh) * 2022-09-08 2024-03-15 广州乐仪投资有限公司 Mems扬声器阵列

Family Cites Families (10)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
JP3395672B2 (ja) 1998-10-21 2003-04-14 株式会社村田製作所 圧電型電気音響変換器
EP2254353B1 (de) * 2009-05-19 2017-07-05 Sivantos Pte. Ltd. Hörvorrichtung mit einem Schallwandler und Verfahren zum Herstellen eines Schallwandlers
JP2011228794A (ja) 2010-04-15 2011-11-10 Nec Corp 電気音響変換器
US9237961B2 (en) 2010-04-23 2016-01-19 Medtronic Vascular, Inc. Stent delivery system for detecting wall apposition of the stent during deployment
US9061320B2 (en) 2012-05-01 2015-06-23 Fujifilm Dimatix, Inc. Ultra wide bandwidth piezoelectric transducer arrays
US8767512B2 (en) 2012-05-01 2014-07-01 Fujifilm Dimatix, Inc. Multi-frequency ultra wide bandwidth transducer
DE102014217798A1 (de) 2014-09-05 2016-03-10 Fraunhofer-Gesellschaft zur Förderung der angewandten Forschung e.V. Mikromechanische piezoelektrische Aktuatoren zur Realisierung hoher Kräfte und Auslenkungen
DE102017208911A1 (de) 2017-05-26 2018-11-29 Fraunhofer-Gesellschaft zur Förderung der angewandten Forschung e.V. Mikromechanischer Schallwandler
EP4300995A3 (de) * 2018-12-19 2024-04-03 Sonion Nederland B.V. Miniaturlautsprecher mit mehreren schallhohlräumen
KR20200083818A (ko) * 2018-12-28 2020-07-09 삼성전자주식회사 공진기 및 그 제조방법과, 공진기를 포함하는 스트레인 센서 및 센서 어레이

Also Published As

Publication number Publication date
WO2022180161A1 (de) 2022-09-01
DE102021201784A1 (de) 2022-08-25

Similar Documents

Publication Publication Date Title
DE102019201744B4 (de) Mems-schallwandler
EP3308555B1 (de) Mems-wandler zum interagieren mit einem volumenstrom eines fluids und verfahren zum herstellen desselben
EP3632135B1 (de) Mikromechanischer schallwandler
DE102012220819B4 (de) Schallwandler mit einer ersten und einer zweiten menge von ineinandergreifenden kammfingern
EP3100467B1 (de) Mems mit mikromechanischen piezoelektrischen aktuatoren zur realisierung hoher kräfte und auslenkungen
WO2018193109A1 (de) Mems-wandler zum interagieren mit einem volumenstrom eines fluids und verfahren zum herstellen desselben
DE60100886T2 (de) Wandler, insbesondere zum einsatz in akustischen vorrichtungen
EP3590271B1 (de) Lautsprechereinheit mit einem elektrodynamischen und einem mems-lautsprecher
EP2126992B1 (de) Piezoelektrisches bauelement
DE102016114454A1 (de) System und Verfahren für einen Pumplautsprecher
EP2254353B1 (de) Hörvorrichtung mit einem Schallwandler und Verfahren zum Herstellen eines Schallwandlers
EP3852391A1 (de) Mems-lautsprecher mit erhöhter leistungsfähigkeit
CN109923875A (zh) 平面磁体扬声器
DE102015111527A1 (de) Vibrierender Aktor
EP4298798A1 (de) Mems-schallwandler-array
DE102016108690A1 (de) Vibrierender Aktor
EP4315882A1 (de) Mems-schallwandler
WO2020229466A1 (de) Akustisches biegewandlersystem und akustische vorrichtung
DE102022210125A1 (de) Mikromechanische Schallwandlervorrichtung und entsprechendes Schallwandlungsverfahren
EP1947900A2 (de) Akustische Wiedergabevorrichtung sowie Verfahren zur Erzeugung von Schall
DE102017203912A1 (de) Mikromechanische Membraneinrichtung für einen Lautsprecher
WO2024042036A1 (de) Mems, mems-lautsprecher und verfahren zum herstellen derselben
DE202011051128U1 (de) Kompakter frequenzweichenfreier Koaxiallautsprecher
DE10013673A1 (de) Elektroakustischer Wandler

Legal Events

Date Code Title Description
STAA Information on the status of an ep patent application or granted ep patent

Free format text: STATUS: UNKNOWN

STAA Information on the status of an ep patent application or granted ep patent

Free format text: STATUS: THE INTERNATIONAL PUBLICATION HAS BEEN MADE

PUAI Public reference made under article 153(3) epc to a published international application that has entered the european phase

Free format text: ORIGINAL CODE: 0009012

STAA Information on the status of an ep patent application or granted ep patent

Free format text: STATUS: REQUEST FOR EXAMINATION WAS MADE

17P Request for examination filed

Effective date: 20230824

AK Designated contracting states

Kind code of ref document: A1

Designated state(s): AL AT BE BG CH CY CZ DE DK EE ES FI FR GB GR HR HU IE IS IT LI LT LU LV MC MK MT NL NO PL PT RO RS SE SI SK SM TR

DAV Request for validation of the european patent (deleted)
DAX Request for extension of the european patent (deleted)