Uludağ Üniversitesi Mühendislik Fakültesi Dergisi, Cilt 22, Sayı 3, 2017 ARAŞTIRMA DOI: 10.17482/uumfd.325923 LORENTZ KUVVETĠ TABANLI, TINLAYAN ve TĠTREġĠM GENLĠĞĠ ÖLÇÜMÜ ĠLE ÇALIġAN BĠR MEMS MANYETOMETRE * Kıvanç AZGIN Alınma: 04.07.2017; düzeltme: 19.09.2017; kabul: 22.09.2017 Öz: Bu çalışmada titreşim genliği ölçümü ile çalışan Lorentz kuvveti tabanlı ve algılayıcısı tınlaşan MEMS yük hücresi olan bir manyetometre sunulmaktadır. Manyetometre, tarak elektrotlara sahip Çift Bağlı Diyapazon (ÇBD) bir tınlatıcı ile, uçlarından ve ortalarından birbirlerine bağlanmış kirişlerden oluşan bir ızgara yapısından oluşmaktadır. Izgara yapısı, üzerinden geçen akımla Lorentz kuvvetini oluştururken, elektriksel direncin ve yapının sıcaklığının yükselmesini engellemektedir. Maksimum hassasiyet için yapının genlik frekans tepkisinin eğiminin en büyük olduğu tahrik frekansı seçilmiştir. Manyetometre standart SOI (Yalıtkan-Üzeri-Silisyum) mikro-işleme teknikleri kullanılarak 35µm yapısal kalınlıkla üretilmiştir. Yapılan frekans tepkisi testinde ÇBD yapısının tınlaşım frekansının 63812,1 Hz ve 0,2 mTorr'daki kalite faktörünün de 5950 olduğu belirlenmiştir. Testler yapıya dik olarak oluşturulan 30mT manyetik alan altında, 100 mA ızgara akımı ve 70mV tahrik genliği ile yapılmıştır. ½ Manyetometrenin orantı katsayısı 113.7 mV/T ve çözünürlüğü 965 µT/Hz olarak ölçülmüştür. Anahtar Kelimeler: Manyetometre, ÇBD (Çift Bağlı Diyapazon), MEMS, Lorentz Kuvveti, Genlik Ölçümü A Resonant MEMS Lorentz Force Based Magnetometer with Amplitude Detection Abstract: This study presents a Lorentz force magnetometer based on vibration amplitude detection with a resonant MEMS load cell structure as a sensor. Magnetometer is composed of a DETF (Double-Ended Tuning Fork) resonator with comb type electrode and a grill structure formed by beams connected from their centers end ends. The grill structure reduces electrical resistance and prevents overheating while generating the Lorentz force. For maximum sensitivity, the maxima of the slope of the magnitude response is chosen for excitation frequency. The proposed sensor is fabricated using a standard SOI micromachining processes with a device layer thickness of 35 μm. The resonance frequency of the DETF is measured to be 63812,1 Hz, Q-factor of 5950 at around 0.2 mTorr ambient pressure. Tests are done for 30 mT magnetic field normal to the resonator plane, with the grill current of 100 mA and excitation amplitude of 70mV. The scale factor of the magnetometer is measured to be 113.7 mV/T with a ½ resolution of 965 µT/Hz . Keywords: Magnetometer, DETF, MEMS, Lorentz Force, Amplitude Detection 1. GĠRĠġ Manyetik alan algılayıcılarının, kullanım alanlarına bağlı olarak, vektörel ve skaler olmak üzere iki ana türü bulunmaktadır. Vektörel manyetik alan algılayıcıları manyetik alanın yönünü ve büyüklüğünü birlikte belirleyebildikleri için özellikle seyrüsefer ve yön bulma uygulamalarında çokça kullanılmaktadırlar. Bu pusulalar ataletsel algılayıcılarla (dönüölçerler ve ivmeölçerler) birleştirilerek ataletsel ölçüm birimleri (AÖB) elde edilmektedir. Ataletsel * ODTÜ Makina Mühendisliği Bölümü, 06800, Ankara İletişim Yazarı: Kıvanç AZGIN (azgin@metu.edu.tr) 61 Azgın K.: Lorentz Kuvveti Tabanlı, Tınlayan Ve Titreşim Genliği Ölçümü İle Çalışan MEMS Manyetometre ölçüm birimlerinde kullanılan pusulalar genelde akı kapısı (flux gate), arama bobini (search coil), Hall etkisi (Hall effect) veya manyetorezistif tabanlı manyetik algılayıcılardan oluşur. Bu ataletsel ölçüm birimlerinin de, hassasiyetlerine bağlı olarak, cep telefonlarından hassas güdüm sistemlerine kadar çok geniş bir yelpazede kullanım alanı mevcuttur. Özellikle MEMS (Mikroelektromekanik Sistemler) manyetometrelerin ataletsel algılayıcılarla tümleşik ve hizalı üretilebilmesi, hem üretim maliyetini hem de yonga boyutunu en aza indirmek açılarından çok önemlidir. Halihazırda var olan MEMS ivmeölçer ve dönüölçer üretim tekniklerinin MEMS manyetometreler için de kullanılabilmesi, tek alttaş (substrate) üzerinde bir ataletsel ölçüm biriminin üretilebilmesini beraberinde getirmektedir. İlk MEMS manyetometrelerden bazılarında kalıcı mıknatıslar kullanılmıştır (Yang ve diğ., 2002). Çalışma prensibi standart mıknatıslı pusulalara çok benzeyen bu yöntemde yapıdaki kalıcı mıknatısın ortamdaki manyetik alanla etkileşime girmesi sonucu yapıda bir esneme olmaktadır. Daha sonra bu esneme optik, kapasitif veya elektron tünellemesi yöntemleriyle ölçülebilmektedir. Elektron tünellemesi yönteminin denendiği bir çalışmada 300 pT/Hz½ hassasiyetinde MEMS manyetometrelerin yapılabildiği bildirilmiştir (DiLella ve diğ., 2000). Kalıcı mıknatısların kullanıldığı bu çalışmalarda çok farklı malzemeler kullanılabilmektedir (Niarchos, 2000) fakat ardıl izlem (hysteresis) sorununa yapısal bir çözüm bulunamamaktadır. Bunların yanında çok eksenli uygulamalarda eksenler arası etkileşimin de performansı etkilediği görülmüştür (Ettelt ve diğ., 2013). Lorentz kuvveti temelinde çalışan MEMS manyetometreler, diğer manyetometre türleriyle karşılaştırıldığında ardıl izlemsiz (hysteresis free) olması, özel malzemelere ve kaplamalara ihtiyaç duymaması ve diğer MEMS ataletsel algılayıcılarla serim seviyesinde tümleştirilebilmesi (monolithic integration) açılarından oldukça avantajlıdır. Lorentz tabanlı MEMS manyetometrelerin ilk örneklerinden birisi dönüsel rezonatör yapısıdır (Kadar ve diğ., 1998). Bu yayında tınlatıcı (rezonatör) kütlesi üzerindeki iletken hatlardan geçirilen ve frekansı yapının dönüsel rezonans frekansına eşit olan akımın sonucunda oluşan Lorentz kuvveti yapıyı mekanik rezonansa sokar. Ortamdaki yatay manyetik alanın şiddetine bağlı olarak değişen Lorentz kuvveti de bu rezonansın genliğini değiştirir. Genliğin yarattığı kapasitans değişiminin hassas bir şekilde ölçülmesiyle yatay manyetik alan şiddetini ölçmek mümkün olur. Çalışmada 30nT/√Hz hassasiyetine ve 40000 V/T orantı katsayısına (scale factor) ulaşıldığı raporlanmıştır. Benzer yapıya sahip fakat esnemelerin rezistif mikro yük hücreleri (load cell) ile ölçüldüğü bir yaklaşım da literatürde bulunmaktadır (Herrera-May ve diğ., 2010). Yine benzer bir örneğin standart CMOS entegre devre üretim teknolojisinde üretilebildiği de gösterilmiştir (Eyre ve diğ., 1998). Titreşen yapı olarak mikro ksilofon çubukların kullanıldığı bir başka örnekte ise hassasiyetin 4560nT/√Hz, olduğu bildirilmiştir (Wickenden ve diğ., 2003). MEMS manyetometrelerin doğrusal titreşimlerin kullanıldığı türleri de bulunmaktadır. Katlanmış yay yapılarının (folded springs) üzerinden geçirilen akımla mekanik rezonansa sokulan bir örnekte hassasiyet 200 nT/√Hz, orantı katsayısı da 820 V/T mertebesindedir (Emmerich ve Schofthaler, 2000). Dikdörtgen bir çerçeve üzerinde oluşturulan bobin benzeri yapılardan geçen akımın yarattığı Lorentz kuvvetiyle rezonansta tutulan bir başka çalışmada (Kyynarainen ve diğ., 2008), sarım sayısı artırılabildiği için hassasiyette, orantı katsayısında ve dinamik çalışma aralığında (dynamic range) ayarlamalar yapılabilmektedir. Benzeri bir yapının optik okuma yöntemiyle çalıştırıldığı örnekler de vardır (Keplinger ve diğ., 2004). Mekanik tınlatıcıların titreşim genlikleri yanında titreşim frekanslarındaki değişmeler de algılayıcı teknolojilerinde sıkça kullanılmaktadır. Manyetik alan şiddetine bağlı olarak frekansı değişen fakat özel kaplamalara ihtiyaç duyan bir algılayıcı yapısı da literatürde bulunmaktadır (Brugger ve Paul, 2008). Manyetik alan yoğunlaştırıcılarının kullanıldığı bu yayında, mekanik tınlatıcının mekanik yay sabiti, yoğunlaştırılan manyetik alan tarafından azaltılmakta ve böylece alan şiddeti ölçülebilmektedir, fakat manyetik alanın yönünü ayrıştıramamaktadır. Lorentz kuvvetinin kullanıldığı bir diğer örnekte ise, üzerlerinden zıt yönde akan akımların gerdiği veya sıkıştırdığı tınlatıcı yapıları kullanılmıştır (Bahreyni ve Shafai, 2005). Bu gerilme veya sıkışma, 62 Uludağ Üniversitesi Mühendislik Fakültesi Dergisi, Cilt 22, Sayı 3, 2017 tınlatıcının yay sabitini, dolayısıyla da tınlatıcının frekansını değiştirmektedir. Çalışma prensibi, akort edilen bir gitar telinin frekans değişimi ile aynıdır. Bu yöntemle yapının çalışması esnasında istenmeyen frekans kaymalarının olduğu görülmüş ve nedenleri de aynı yayında detaylı bir şekilde incelenmiştir. Hem yapının üzerinde bulunduğu alttaşın sıcaklığındaki değişmeler (dışsal), hem de geçirilen akımın yarattığı ısınmanın (içsel) sınırladığı bir hassasiyeti olduğu gösterilmiştir. Sıcaklığın yanında ivme hassasiyeti de kritik bir sorun olarak MEMS algılayıcıların hemen hepsinde dikkate alınmaktadır. Mekanik yapıların yaylarla havada tutulduğu yaklaşımların tamamında, az veya çok, ivme hassasiyetinden bahsedilebilmektedir. Sıcaklık değişimlerinin yanında dışsal ivmelerin (Mo ve diğ., 2013) ve yapıların maruz kaldığı şokların da MEMS manyetometrelerin üzerindeki etkileri (Yee ve diğ., 2002) ,çok detaylı olmasa da incelenmiştir. İvme, yapıda mekanik gerilim yaratarak yada algılama mekanizmasında (kapasitif plakalar, optik sistemler, vb.) esnemelere neden olarak çıkış üzerinde değişmelere sebep olmaktadır. Dışsal ivmelerin etkilerinin incelendiği birçok yayın bulunmakla birlikte, özellikle tınlatıcı yapılarında bu etkilerin bastırılmasının da çeşitli yolları bulunmuştur. En etkili yöntemlerden birisi, rezonatörün alttaşa bağlandığı çapa (anchor) noktalarının yapıyı simetrik bir şekilde desteklemesinin sağlanmasıdır (Jha ve diğ., 2008). Bu tınlatıcı yapısı, çok hassas kuvvet algılayıcısı (Azgin ve Valdevit, 2013) olarak da kullanılan bir Çift-Bağlı-Diyapazon (ÇBD) tınlatıcısıdır. ÇBD, iki özdeş diyapazonun ucuca birleştirilmesiyle elde edilen bir tınlatıcı yapısıdır. Yapısal olarak yan yana konumlanmış özdeş iki gitar teli ile benzeşir. Yapıya eksenel bir yükleme geldiğinde, ÇBD’yi oluşturan kirişlerin etkin yay sabitleri, kirişler üzerinde oluşan gerilmeler nedeniyle değişir . Bu yay sabiti değişimi de doğrudan mod şekillerinin frekanslarını etkiler. Gitar teli örneğinde akort başlarıyla teller gerildiğinde notaların tizleşmesi ile aynı mekanizma temelini paylaşır; tek fark ÇBD yapısında teller yerine kirişler kullanıldığından, hem basma hem de çekme gerilimleri uygulanabilir. Bu gerilimler de kirişleri sürekli rezonansta titreştirerek ve bu titreşimin frekansını gözleyerek ölçülebilir. Yapıyı seçilen mod şeklinin tınlaşımında titreştirmek için ise bir sürüş ve algılama döngüsünün olması gerekir. Bu nedenle ÇBD yapısında kirişlerin birbirlerine ters yönde hareket ettikleri mod şekli esas mod şeklidir. Bu mod şekli sayesinde daha yüksek kalite faktörü (Q factor) elde edilir ve yapısal olarak daha az yer kaplar. Makro boyutlu ÇBD yapısı ilk olarak 1970’lerin başlarında hassas basınç algılayıcılarında (Paros, 1973 ve Ueda ve diğ., 1985), daha sonra da hassas tartılardaki yük hücrelerinde (Erdem, 1982 ve Zulliger, 1983) hassas ölçümler için kullanılmıştır . Bu yük hücrelerinde titreşim için genelde elektromanyetik sürüş ve algılama tekniklerinin kullanıldığı görülmektedir. Kuvars kristalinin piezoelektrik özelliği ve ısıl kararlılığından faydalanan tasarımlar da hassas tartı ve kuvvet algılayıcılarının duyargalarında kullanılmıştır (Tilmans ve diğ., 1992). Malzeme testleri için kullanılan rezonant yük algılayıcıları ise ilk olarak makro boyutta uygulanmıştır (Cheshmehdoost ve diğ., 1991). Silisyum işleme tekniklerindeki gelişmeler (Blom ve diğ., 1989, Howe ve diğ., 1996 ve Van Mullem ve diğ., 1992) ve eyleme/algılama sistemlerindeki basit ama çok başarılı tasarımlar (Tang ve diğ., 1989) sonucunda, mikro işlenmiş tınlaşan kuvvet algılayıcıları ilk olarak ivmeölçerler için tasarlanmışlardır (Chang ve diğ., 1990) ve Roessig ve diğ., 1997). Sonradan ÇBD yapısının minyatür dönüölçer (Seshia ve diğ., 2002) ve gerinim pulu (Wojciechowski ve diğ., 2004) uygulamaları için de uygulanabilir bir tasarım olduğu ortaya çıkmıştır. ÇBD yapısında, zıt fazlı mod şekli için tınlaşım frekansının uygulanan eksensel kuvvetle olan ilişkisi doğrusal kabul edilebilir (Torrents ve diğ., 2010). Yapı tınlaşımda tutulabilir ve frekansı sürekli sayılabilirse, yapının üzerindeki yüklenme hassas bir şekilde okunabilmektedir. ÇBD yapısına sahip yük hücrelerinin çeşitli MEMS üretim teknolojileriyle üretilebildiği literatürde gösterilmiştir (Lee ve diğ., 2008 ve Myers ve diğ., 2009). Teorisi ve makro uygulamaları 1970’lere dayanan ÇBD yapılarının MEMS üretim teknikleriyle üretimi, bu yapı temelinde geliştirilen birçok uygulamanın önünü açmıştır. 63 Azgın K.: Lorentz Kuvveti Tabanlı, Tınlayan Ve Titreşim Genliği Ölçümü İle Çalışan MEMS Manyetometre Günümüzde MEMS teknolojisiyle ÇBD tabanlı yapılan algılayıcılar arasında gerinim pulları (strain gauge), ivmeölçerler, dönüölçerler, yük hücreleri gösterilebilir. Bu çalışmada Lorentz kuvvetini ölçmek için bir ÇBD yapısının seçilmesinin sebebi de ÇBD yapılarının geniş dinamik menzili (çalışma aralığının hassasiyete oranı) ve yüksek hassasiyetidir. Lorentz kuvveti tabanlı tınlaşan MEMS manyetometrelerde ölçülecek manyetik alanın yapıda oluşturduğu Lorentz Kuvveti, ÇBD yapısında basma veya çekme gerinimleri uygulayarak ÇBD'nin zıt fazlı mod şeklinin frekansını kaydırmaktadır. Bu frekansın sayılması ile doğrudan manyetik alan şiddeti bulunabileceği gibi (Pala ve diğ., 2016) ÇBD sabit bir frekanstaki tahrik ile sürülüp genlik tepkisi izlenerek de manyetik alanın şiddeti ve yönü bulunabilir. Sabit frekanslı tahrik altında genlik tespiti Çift Frekanslı Tınlaşım Takipli Atomik Kuvvet Mikroskoplarının (Rodriguez ve diğ., 2007) temel çalışma prensibini oluşturur. Bu çalışmada, ÇBD tabanlı bir Lorentz Kuvveti tabanlı tınlaşan bir MEMS manyetometrenin sabit frekanslı tahrik altında genlik tespiti ile çalıştırılması incelenmektedir. 2. ÇBD Tabanlı MEMS Manyetometre Yapısı Şekil 1'de bu çalışmada incelenen ÇBD tabanlı MEMS Manyetometrenin yapısal bölümleri görülebilir. Yapının çalışma prensibi, ızgaralardan geçirilen belirli bir akımın yapının düzlemine dik yöndeki manyetik alan ile etkileşerek, oluşan Lorentz kuvvetinin ÇBD yapısıyla algılanması ile özetlenebilir. Izgaralar üzerine binen bu kuvvet, ızgaraları ortasından destekleyen ÇBD kirişlerini yükleyerek bu kirişlerin tınlaşım frekansının değişmesine neden olur. Tınlaşım frekansındaki kaymanın hassas bir şekilde algılanmasıyla yapının düzlemine dik yöndeki manyetik alanın yönü ve büyüklüğü ölçülebilir. Şekil 1: Bu çalışmada incelenen ÇBD tabanlı MEMS Manyetometrenin yapısal bölümleri. Hassasiyetin artırılabilmesi için ÇBD (Çift Bağlı Diyapozon) yapılarının boyutlarının istenen hassasiyetteki kuvveti algılayabilecek şekilde belirlenmesi gerekmektedir. Bunun için kiriş uzunluğu(Lt), kiriş eni (wt), taraklı kapasitif plaka uzunluğu (Lp), kapasitif plaka eni (wp), tarak parmakları arası kapasitif açıklık (g), ara parça boyu (Lc), ara parça eni (wc), tarak elektrotlarının parmak uzunluğu (Lf) ve eni (wf), her bir elektroddaki parmak sayısı (n), yapının 64 Uludağ Üniversitesi Mühendislik Fakültesi Dergisi, Cilt 22, Sayı 3, 2017 kalınlığı (h), polarizasyon voltajı (EC) ve yükseltici direnci (R) değerlerinin belirlenmesi gerekmektedir. Şekil 2’de bu boyutların karşılık geldiği geometriler görülebilir. Şekil 2: Tarak elektrotlu bir ÇBD’nin yapısal boyutlandırması. ÇBD yapısının tınlaşım frekansının belirlenebilmesi için yapıyı oluşturan kirişlerin ve kirişlere bağlı elektrotların etkin yay sabitinin ve etkin kütlesinin belirlenmesi gerekmektedir. Torrents ve diğ. (2010) etkin yay sabitinin (1) ve etkin kütlenin denklemlerini paralel plakalı elektrodlar için ortaya koymuşlardır. Bu çalışmada tarak yapılı elektrotlar kullanıldığı için etkin kütle denklemine (2) parmak yapılarının kütleleri eklenmiştir. EI F kE ,t 192  2.4 3 (1) L Lt t 13  mE ,t  h wt Lt  wcLc  wpL p  nwf L f  (2)  35  Denklem (1) de F iki kirişe uygulanan toplam eksenel yüklemedir. Bu kuvvet, elektrotlar üzerinden oluşturulan ve ÇBD yapısının titremesini sağlayan tahrik olan Ft ile karıştırılmamalıdır. Yük altındaki kirişlerin hassasiyetlerinin maksimize edilebilmesi için kirişlerin yapı düzleminde ve birbirlerine zıt fazlı titredikleri mod şekli seçilmektedir. Eş fazlı ve zıt fazlı mod şekillerinin frekanslarının detaylıca çalışıldığı yayında (Azgın ve Valdevit, 2013) bu iki mod şeklinin frekansının farkının bir tek kirişinkinden pek farklı olmadığı gösterilmiştir. Denklem (3), zıt fazlı mod şeklinin doğal frekansını verir. Düşük sönümlemeli uygulamalarda (yüksek vakum ortamında) tınlaşım frekansı doğal frekansa çok yakın olduğundan bu denklem tınlaşım frekansının denklemi olarak da alınabilir. EI F 192  2.4 k 3E ,t L Ln, zf   t t (3) mE ,t 13 h wt Lt  w L  c c wpLp  nw L f f   35  65 Azgın K.: Lorentz Kuvveti Tabanlı, Tınlayan Ve Titreşim Genliği Ölçümü İle Çalışan MEMS Manyetometre Denklem (4) de zıt fazlı mod şeklinin tınlaşım frekansının, ÇBD yapısına uygulanan eksenel F kuvvetine bağlı değişimini vermektedir. n,zf 1.2  (4) F n,zf mE ,t Lt Pala ve diğ. (2016) çalışmamızda doğrusallığı düşük fakat sinyal/gürültü oranı daha yüksek olan paralel plakalı versiyonunu çalıştığımız bu ÇBD yapısına tarak elektrotların tatbik edilmesiyle genlik tabanlı okuma için gerekli doğrusallığı sağlamayı hedefledik. Paralel plakalardaki doğrusal olmayan elektrostatik negatif yay etkisinin tarak yapılarda olmaması dolayısıyla bu yapının daha geniş frekans bandında çalışması beklenmektedir. Tablo 1'deki boyutlar ve değişkenler de bu çalışmada incelediğimiz tarak elektrotlu bu yapının boyutları de değişkenleridir. Tablo 1. Tasarlanan manyetometrenin ÇBD boyutları, polarizasyon voltajı ve yükseltici direnci değerleri. Parametre Sembol Değer (µm) Kiriş uzunluğu Lt 600 Kiriş eni wt 8 Tarak elektrot uzunluğu Lp 550 Tarak elektrot eni wp 8 Kapasitif açıklık g 2 Ara parça boyu Lc 80 Ara parça eni wc 10 Yapının kalınlığı h 35 Tarak elektrot parmak uzunluğu Lf 14 Tarak elektrot parmak eni wf 6 Her elektrottaki parmak sayısı n 69 Polarizasyon Voltajı EC 15V Yükseltici Direnci R 1 MΩ Denklem (1), (2), (3) ve (4) kullanılarak Tablo 1'deki boyutlar ve değişkenlere sahip yapının yaklaşık 225,7 N/m etkin yay sabitine, 1,132 µgr etkin kütleye, 71065,3 Hz yüksüz tınlaşım frekansına ve 630,0 kHz/N orantı katsayısına sahip olduğu hesaplanmaktadır. 2.1. Yapının Sonlu Eleman Analizi ÇBD tabanlı yük hücrelerinin tasarımında dikkat edilmesi gereken diğer bir nokta da yapının diğer mod şekillerinin birbirleriyle etkileşmemesinin sağlanmasıdır. Bu genellikle sonlu eleman analizi kullanılarak kontrol edilmekte ve gerekli yapısal ayarlamalar yapılmaktadır. Şekil 3’te manyetometre yapısının mekanik mod şekilleri ve karşılık gelen frekansları gösterilmiştir. Kardeş modlar olarak da adlandırılan (c) ve (d) modları (elektrotların eş fazlı titredikleri (c) modu ve zıt fazlı titredikleri (d) modu) düzlem içi modlardır. Frekansları analitik modelde (Denklem (3)) yaklaşık %3 hata ile hesaplanan bu modlar, aynı esneme şeklinin farklı zayıf etkileşimi ile oluştuğundan, frekansları birbirlerine çok yakındır (Azgın ve Valdevit, 2013). Genellikle bu modlardan zıt fazlı olan tercih edilir. Bunun sebebi yükleme altında simetrik esnemenin olası bir bükülmeyi zorlaştırması ve alttaşa iletilen kuvvetlerin minimuma indirilmesini sağlamasıdır. Zıt fazlı mod şeklinin eş fazlı olandan ayırt edilebilmesi için sürüş ve 66 Uludağ Üniversitesi Mühendislik Fakültesi Dergisi, Cilt 22, Sayı 3, 2017 algılama elektrotlarının bağlantısı dikkatli yapılmalıdır. Testler bölümünde bu bağlantılar gösterilmiştir. Şekil 3: Manyetometre yapılarının mekanik mod şekilleri ve frekansları (kHz) (a) 53.4, (b) 53.6, (c) 69.2, (d) 69.3, (e) 223, (f) ) 226, (g) 228 ve (h) 238. 67 Azgın K.: Lorentz Kuvveti Tabanlı, Tınlayan Ve Titreşim Genliği Ölçümü İle Çalışan MEMS Manyetometre 2.2. Maksimum Genlik Hassasiyetindeki Tahrik Frekansı Önceki bölümlerde belirtildiği gibi, bir ÇBD yapısının eksensel yüklenmesiyle yapının zıt fazlı düzlem içi mod şeklinin tınlaşım frekansı değişmektedir. Frekans basma yükü arttıkça azalmakta, çekme yükü arttıkça artmaktadır. Denklem (4) bu orantı katsayısını ortaya koyar. Yapıya uygulanan eksensel kuvvet, yapıyı sürekli tınlaşım halinde tutarken frekansını sayarak ölçülebileceği gibi, yapı sabit bir frekansta tahrik edilirken genlikteki değişimin takibi ile de ölçülebilir. Şekil 4'te sabit bir frekansta (ft) tahrik edilen yapının, değişen tınlaşım frekansı nedeniyle titreşim genliğinde meydana gelen değişim gösterilmektedir. Şekil 4: Sabit bir frekansta (ft) tahrik edilen yapının titreşim genliğinde, değişen tınlaşım frekansı nedeniyle meydana gelen değişim. Şekil 4'te de görüleceği üzere, tahrik frekansı belirli bir aralıkta kaldığı sürece yüksek hassasiyetli bir okuma yapmak mümkün olmaktadır. Bunun nedeni çok küçük bir frekans kaymasının yüksek bir sinyal değişimine neden olmasıdır. Yöntemin dezavantajı da çok dar bir frekans bandında doğrusal çalışması, bu bandın dışında doğrusallığını çabucak kaybetmesidir. Ancak ölçülecek manyetik alan şiddeti aralığı için algılayıcının tasarımı bu dar frekans bandı yeterli olacak şekilde yapılabilir. Elektrostatik tahrik kuvveti (Ft) ile normalize edilen titreşim genliğinin (G) etkin yay sabiti, etkin kütle ve etkin sönümleme katsayısı ile olan ilişkisi Denklem (5)'te verilmiştir: X 1  G  (5) F k m 2t E ,t E ,t  2  2 cE ,t Genlik tabanlı ölçümde genliğin etkin yay sabitindeki kaymaya bağlı olarak en çok değiştiği (yapının söz konusu modunun frekans tepkisinin eğiminin maksimum ve minimum olduğu) tahrik frekansları seçilirse mümkün olan en yüksek orantı katsayısına ulaşılır. Bunun için ÇBD yapısının tahrik frekansına bağlı genliğinin eksensel yüklemeye göre ikinci türevinin sıfır olması gerekmektedir: 68 Uludağ Üniversitesi Mühendislik Fakültesi Dergisi, Cilt 22, Sayı 3, 2017 2 k  E ,t k E ,t  G   G   0 (6) F 2 F kE ,t  F kE ,t  Etkin yay sabitinin eksensel yüklemeye göre türevi de denklem (7)'de verilmiştir; kE ,t 2.4  (7) F Lt Denklem (6) açık yazılırsa aşağıdaki denkleme ulaşılır: 2 2 2 2 2  2.4  2  2.4  cE ,t  2k  m  2   G    G    E ,t E ,t    0 F 2 5 (8)  L 2 t  kE ,t  Lt  k 2 2E ,t  mE ,t   cE ,t2  2 Denklem (8) in sağlanabilmesi için  2 2cE,t  2k m 2   0 olmalıdır. (9) E,t E,t Denklem (9) düzenlendiğinde denklem (10) elde edilir: 2 2 kE ,t  mE ,t 2   c 2 (10) E ,t  mE ,t  cE ,t  kE ,t  0 2 2 Denklem (10) için 4 farklı tahrik frekansı (denklem kökü) bulunabilir: c2 k 2   E ,t E ,t cE ,t    (11) 8m2 2E ,t mE ,t 8mE ,t Bulunan pozitif frekans değerleri olan ve orantı katsayısının en yüksek ve en düşük olduğu tahrik frekansları sırasıyla Denklem (12)'deki ve Denklem (13)'teki gibidir. k c2 c2  E ,t E ,t E ,tm,1    (12) mE ,t 8m 2 8m2E ,t E ,t k 2 2  E ,t cE ,t cE ,t m,2    (13) m 8m2 2E ,t E ,t 8mE ,t Şekil 5'te ÇBD yapısının genliği ve bu genliğin tahrik frekansına göre türevinin frekansa bağlı grafikleri görülebilir. Türevin maksimum ve minimum olduğu frekanslar (ωm,1 ve ωm,2) orantı katsayısının büyüklüğünün en fazla olduğu frekanslardır. Bu çalışmada da ωm,1 civarında sürülen bir ÇBD ile yapılan manyetik alan ölçümleri sunulmaktadır. 69 Azgın K.: Lorentz Kuvveti Tabanlı, Tınlayan Ve Titreşim Genliği Ölçümü İle Çalışan MEMS Manyetometre Şekil 5: ÇBD yapısının genliği ve bu genliğin tahrik frekansına göre türevi. Türevin maksimum ve minimum olduğu frekanslar (ωm,1 ve ωm,2) orantı katsayısının büyüklüğünün en fazla olduğu frekanslardır. 3. MANYETOMETRELERĠN ÜRETĠMĠ VE TESTLERĠ 3.1. Manyetometrelerin Üretimi Bu çalışmada tasarlanan manyetometre yapıları uyarlanmış bir "Yalıtkan Üzeri Silisyum" tekniği ile üretilmişlerdir. Şekil 6'da manyetometrelerin üretim adımları gösterilmektedir. Temizlenen Yalıtkan Üzeri Silisyum (SOI) diskler (a) 0.7 µm PECVD SiO2 kaplandıktan (b) sonra bu oksit tabakasının işlenmesi için fotorezist litografisi (c) yapılır. RIE sistemi ile SiO2 desenin işlenmesinin (d) ardından saçtırma yöntemi ile Cr/Au kaplanması (e) gerçekleştirilir. Sonrasında metal maskesi ile yapılan litografi (f) ile aşındırılacak metal alanlar belirlenerek ıslak aşındırma ile metal deseni işlenir (g). Bu adımlar sonucunda tel bağlamada kullanılacak altın yüzeyler oluşturulmuş olur. Silisyumun işlenmesine geçildiğinde mikro yapıyı tanımlayan maske ile silisyum diskin litografisi yapılır (h). Derin Reaktif İyon Aşındırması (DRIE) sistemi ile mikro yapı desenin işlendikten sonra (i) diskin arka yüzünün litografisi (j) başka bir maske ile yapılır. Bu adımda ön yüzdeki yapıların korunabilmesi için SOI disk ek bir cam diske tutturulmaktadır. DRIE ile arka yüzün işlenmesinin (k) ardından RIE ile gömülü SiO2 tabakası kaldırılır (l) ve yongalar kesilerek testlere hazır hale getirilir. Şekil 7'de ve tel bağlantıları tamamlanan manyetometre yapısının mikroskop görüntüsü verilmiştir. 70 Uludağ Üniversitesi Mühendislik Fakültesi Dergisi, Cilt 22, Sayı 3, 2017 Şekil 6: Manyetometrelerin üretim akışı. Mavi bölgeler SiO2, gri bölgeler Si, kırmızı bölgeler fotorezist ve sarı bölgeler de altın katmanlarını göstermektedir. Şekil 7: Üretimi ve tel bağlantıları tamamlanan manyetometre yapısının mikroskop görüntüsü. 71 Azgın K.: Lorentz Kuvveti Tabanlı, Tınlayan Ve Titreşim Genliği Ölçümü İle Çalışan MEMS Manyetometre 3.2. Manyetometrelerin Testleri 3.2.1. ÇBD Yapısının Frekans Tepkisi Şekil 8'de test edilen manyetometrenin bağlantı şeması görülebilir. Şemada da görülebileceği gibi tahrik gerilimi ÇBD yapısının her iki elektroduna da verilirken algılama tek taraflı yapılmıştır. Bunun amacı analitik model ile karşılaştırmanın daha sağlıklı yapılabilmesidir. Şekil 8: Test edilen manyetometrenin bağlantı şeması Elektrostatik tahrik kuvveti (Ft) ile normalize edilen titreşim genliğinin (G) etkin yay sabiti, etkin kütle ve etkin sönümleme katsayısı ile olan ilişkisi Denklem (5)'te verilmişti. Op-amp çıkış voltajının (eout) titreşen elektrotların hızı (V) ile olan ilişkisi Denklem (14)'te verilmiştir: C E C eout  Ramp E x out DC  Ramp EC (14) x V x Denklem (14)'teki kapasitansın deplasmana göre değişimi tarak yapılı elektrotlar için Denklem (15)'teki gibidir. Denklemdeki 2 çarpanı her bir tarak dişinin iki yüzünün de kapasitans oluşturması nedeniyle, n/2 ise elektrodun yalnızca bir tarafındaki tarakların algılama için kullanılması nedeniyledir. Elektrodun diğer tarafı tahrik için kullanılmaktadır. n  0 2 hC (15)  2 x g 72 Uludağ Üniversitesi Mühendislik Fakültesi Dergisi, Cilt 22, Sayı 3, 2017 Elektrot hız genliği de Denklem (16)'te verilmiştir: X V  G   G (16) Ft Ft Denklem (15) ve (16) Denklem (14)'te yerine konduğunda Denklem (17)'ye ulaşılır. n  E 0 2 h out  G R 2 (17) amp EC Ft g Elektrostatik tahrik için kullanılan diğer yüzde oluşan kuvvetin polarizasyon (EC) ve sürüş (EAC) gerilimleriyle olan ilişkisi de Denklem (18)'de verilmiştir: n  2 h 1 C 1 0 (18) Ft  EC E 2 AC  EC EAC 2 x 2 g Denklem (18) Denklem (17)'de yerine konduğunda ÇBD yapısının elektromekanik genliği olan Denklem (19)'a ulaşılır: 2 E Ramp out  0nh GEM     EC  G EAC 2  g  (19)  Mekanik Kazanç Kapasitif Kazanç Üretimi yapılan manyetometrenin elektromekanik genliğin bir ağ analizörü ile ölçümü yapılmış ve Denklem (18) ile karşılaştırılmıştır. 0.2 mTorr vakum altında test edilen ÇBD yapısının elektromekanik genliğinin frekansa bağlı doğrusal grafiği Şekil 9'da verilmiştir. Tablo 1'de sunulan değişkenler Denklem (19)'a yerleştirilip Şekil 9'daki frekans tepkisi ile -8 karşılaştırıldığında yapının kalite faktörünün (Q) 5950, sönümleme katsayısının da 7,045 10 Ns/m olduğu anlaşılmıştır. Test sonucunda ÇBD'nin tınlaşım frekansının 63812,1 Hz seviyesine düştüğü görülmektedir. Üretimde kullanılan Derin Reaktif İyon Aşındırması (DRIE) adımının uzun ve ince yapılarda (ÇBD yapısının kirişleri gibi) fazla yenim sonucu incelmeye neden olduğu bilindiğinden üretim sırasında tasarlanan maskedeki kiriş enindeki azalma hesaplanabilmektedir. Şekil 9'daki frekans tepkisi ve Tablo 1'de sunulan değişkenler bir araya getirildiğinde, üretilen ve test edilen yapının etkin yay sabitinin (kE,t) 168,078 N/m, etkin -8 kütlesinin de (mE,t) 1,05x10 kg olduğu hesaplanmıştır. Bunun sonucunda kirişlerde yaklaşık 291 nm'lik bir yenim olduğu bulunmuştur. Bu miktar DRIE adımı için normal kabul edilebilecek bir yenimdir. -3 Ek olarak, 181,71x10 olarak hesaplanan tınlaşım frekansındaki elektromekanik kazanç ise -3 134,23x10 olarak ölçülmüştür. Yapılan hesaplamaya göre 2 µm olarak tasarlanan tarak parmakları arası boşluğun üretim sırasında 326 nm arttığı, yani parmak yapılarının her iki taraftan da 163 nm inceldiği anlaşılmaktadır. Parmak boyu ve 2 µm boşluk göz önüne alındığında, oluşan yenim DRIE işlemi için tipiktir. 73 Azgın K.: Lorentz Kuvveti Tabanlı, Tınlayan Ve Titreşim Genliği Ölçümü İle Çalışan MEMS Manyetometre Şekil 9: Üretilen ÇBD yapısının elektromekanik genliğinin (mavi) ve fazının (kırmızı) frekans tepkisi. 2.1.1. Manyetik Alan Testleri Yapının manyetik alana tepki verebilmesi için ızgara yapısından bir miktar akım geçirilmesi gerekmektedir. Bu tasarımda birbirlerine sonlarından ve ortalarından tutturulmuş çok sayıda kirişten oluşan ızgara yapısı kullanılmıştır. Manyetik alanın varlığında kirişlerde oluşan Lorentz kuvvetinin yarısı ızgarayı ortasından destekleyen ÇBD yapısına, yarısı da ızgarayı kenarlarından destekleyen çapalara uygulanmış olur. Çok sayıda ve esnek olan kirişler birleştirilerek hem oluşacak elektriksel direnç azaltılmış hem de geçecek akım nedeniyle ısınan yapının iletim yoluyla soğuyabilmesi sağlanmıştır. Uygulanan EC gerilimi ile oluşacak akımın kontrol edilebilmesi için, ızgaraya seri bağlanan kontrol direnci olan RC kullanılmıştır. Böylece herhangi olası bir kısa devrede, geçen akımın sınırlandırılması sağlanmıştır. Lorentz kuvvet nedeniyle ÇBD yapısına binen yüklenme Denklem (20)'de verilmiştir. Izgara yapısındaki kirişlerin sayısının artırarak her bir kirişin enini azaltmak, yük dağılımının yarı yarıya olmasını sağlamakta ve ısıl tepkiyi bastırmaktadır. ÇBD üzerinde oluşan kuvvet dikkate alındığında kirişlerin sayısından ziyade geçen toplam akım (i) ve kiriş uzunluğu (l) belirleyicidir. Tasarımda kiriş uzunluğu l=1mm olarak belirlenmiştir. iBl F  (20) 2 Denklem (5)'te verilen genlik denkleminin herhangi bir tahrik frekansında, eksensel yük yaratan bir manyetik alana göre türevi Denklem (21)'de görülebilir. Denklem (21), Denklem 74 Uludağ Üniversitesi Mühendislik Fakültesi Dergisi, Cilt 22, Sayı 3, 2017 (5)'in eksensel yüke göre olan değişiminin Denklem (7) ve (19) kullanılarak manyetik alana göre olan değişimine çevrilmiş halidir.   il  2.4 3 2 2 2G    kE ,t mE ,t2   cE ,t  k 2E ,t mE ,t  (21) B  2  Lt Denklem (19)'da verildiği üzere, belirli bir tahrik genliğinde (EAC) ve frekansında (ω) sürülen manyetometre yapısının çıkışının genliğinin manyetik alana olan hassasiyeti de Denklem (22) de verilmiştir. 2  E R 2out amp   0nh  il   2.4 k E ,t  mE ,t  EAC  EC    B 2 3  g  2  L 2t  2   2  2 (22)  kE ,t  mE ,t  cE ,t Kapasitif Kazanç Manyetik Kazanç Mekanik Kazanç Yapının manyetik alan testlerindeki bağlantılar Şekil 8'de verilen şemadaki gibidir. Yalnızca frekans tepkisi yerine sabit frekanslı bir tahrik uygulanarak op-amp'ın çıkışındaki sinyalin genliği 20 dB kazanç eklenerek ölçülmüştür. Denklem (12) ve (13) kullanılarak bulunan maksimum hassasiyet için gereken tahrik frekansları 63808,3 Hz ve 63815,9 Hz'dir. Bu testte de frekansı 63808,3 Hz ve genliği 70 mV olan sinüzoidal bir elektrostatik tahrik uygulanmıştır. Izgara akım da 100 mA olacak şekilde Rc direnci ayarlanmıştır. 0.2 mTorr vakum altında ve bir Maxwell Sargısı yardımı ile 30 mT büyüklüğündeki manyetik alan yaklaşık 0,2 Hz'lik bir kare modülasyonla yapıya uygulanmıştır. Şekil 10'da çıkış sinyalinin genliğinin kare dalga şeklinde uygulanan manyetik alana tepkisi görülebilir Şekil 10: Çıkış sinyalinin genliğinin kare dalga şeklinde uygulanan manyetik alana tepkisi. Şekil 10'da görüleceği üzere algılayıcı düzlemine dik olan manyetik alandaki 30 mT değişim 3,41 mV'luk bir çıkış sinyali oluşturmaktadır. Buradan orantı katsayısının 113 mV/T olduğu çıkarılmaktadır. Şekil 11'de ise manyetik alanın yokluğunda alınan çıkış gürültüsü ve Şekil 12'de bu sinyalin Allan varyansı görülebilir. Şekil 11'den sabit hata kaymasının (offset) 75 Azgın K.: Lorentz Kuvveti Tabanlı, Tınlayan Ve Titreşim Genliği Ölçümü İle Çalışan MEMS Manyetometre 47.58 mV mertebesinde olduğu görünmektedir. Allan varyans analizinden de manyetometrenin ½ 965 µT/Hz çıkış gürültüsüne sahip olduğu ölçülmüştür. Şekil 11: Manyetik alanın yokluğunda alınan çıkış gürültüsü Şekil 11: Manyetik alanın yokluğunda alınan çıkış gürültüsünün Allan varyansı. 3. SONUÇ Bu çalışmada titreşim genliği ölçümü ile çalışan Lorentz kuvveti tabanlı ve algılayıcısı tınlaşan MEMS yük hücresi olan bir manyetometre sunulmaktadır. Manyetometre, tarak elektrotlara sahip Çift Bağlı Diyapazon (ÇBD) bir tınlatıcı ile, uçlarından ve ortalarından 76 Uludağ Üniversitesi Mühendislik Fakültesi Dergisi, Cilt 22, Sayı 3, 2017 birbirlerine bağlanmış kirişlerden oluşan bir ızgara yapısından oluşmaktadır. Izgara yapısı, üzerinden geçen akımla Lorentz kuvvetini oluştururken, elektriksel direncin ve yapının sıcaklığının yükselmesini engellemektedir. Maksimum hassasiyet için yapının genlik frekans tepkisinin eğiminin en büyük olduğu tahrik frekansı seçilmiştir. Manyetometre standart SOI (Yalıtkan-Üzeri-Silisyum) mikro-işleme teknikleri kullanılarak 35 µm yapısal kalınlıkla üretilmiştir. Yapılan frekans tepkisi testinde ÇBD yapısının tınlaşım frekansının 63812,1 Hz ve 0,2 mTorr'daki kalite faktörünün de 5950 olduğu belirlenmiştir. Testler yapıya dik olarak oluşturulan 30mT manyetik alan altında, 100 mA ızgara akımı ve 70 mV tahrik genliği ile ½ yapılmıştır. Manyetometrenin orantı katsayısı 113.7 mV/T ve duyarlılığı 965 µT/Hz olarak ölçülmüştür. Bu değerler literatürle karşılaştırıldığında düşük hassasiyetli kalmakla birlikte, genlik tabanlı titreşen MEMS algılayıcılarda üretim tekniğinin hassasiyeti ve vakum seviyesinin çok kritik olduğunu ortaya koymuştur. Kalite faktörünün artırılabildiği (veya sönümleme katsayısı azaltılabildiği) ölçüde hassasiyette iyileşme görülebilecektir. Kalite faktörünün artırılabilmesi için de üretim sonrası lazerle ince ayarlama amaçlı dağlamalar ve vakum seviyesinin yükseltilmesi gerekmektedir. TEġEKKÜR Bu çalışma "114E108 No'lu Türkiye Bilimsel ve Teknolojik Araştırma Kurumu (TÜBİTAK) Projesi" desteği ve "European COST Action TD1202" desteği ile gerçekleştirilmiştir. KAYNAKLAR 1. Azgin, K. ve Valdevit, L. (2013) The effects of tine coupling and geometrical imperfections on the response of DETF resonators, Journal of Micromechanics and Microengineering, 23, 125011-(1-12). DOI:10.1088/0960-1317/23/12/125011 2. Bahreyni, B. ve Shafai, C. (2005) A micromachined magnetometer with frequency modulation at the output, IEEE Sensors 2005, Irvine, 580-583. DOI: 10.1109/ICSENS.2005.1597765 3. Blom, F. R., Bouwstra, S., Fluitman, J. H. J. ve Elwenspoek, M. (1989) Resonating silicon beam force sensor, Sensors and Actuators, 17, 513-519. DOI:10.1016/0250-6874(89)80039- 3 4. Brugger, S. ve Paul, O. (2008) Resonant magnetic microsensor with microT resolution, IEEE 21st International Conference on MEMS, Tucson, 944-947. DOI:10.1109/MEMSYS.2008.4443813 5. Chang, S. C., Putty, M. W., Hicks, D. B., Li, C. H. ve Howe, R. T. (1990) Resonant-bridge two-axis microaccelerometer, Sensors and Actuators A: Physical, 21, 342-345. DOI:10.1016/0924-4247(90)85068-F 6. Cheshmehdoost, A., Jones, B. E. ve O'Connor, B. (1991) Characteristics of a force transducer incorporating a mechanical DETF resonator, Sensors and Actuators A: Physical, 26, 307-312. DOI:10.1016/0924-4247(91)87009-R 7. DiLella, D., Whitman, L. J., Colton, R. J., Kenny, T. W., Kaiser, W. J., Vote, E. C., Podosek, J. A. ve Miller, L. M. (2000) A micromachined magnetic-field sensor based on an electron tunneling displacement transducer, Sensors and Actuators A: Physical, 86, 8-20. DOI:10.1016/S0924-4247(00)00303-4 8. Emmerich, H. ve Schofthaler, M. (2000) Magnetic field measurements with a novel surface micromachined magnetic-field sensor, Electron Devices, IEEE Transactions on, 47, 972- 977. DOI:10.1109/16.841228 77 Azgın K.: Lorentz Kuvveti Tabanlı, Tınlayan Ve Titreşim Genliği Ölçümü İle Çalışan MEMS Manyetometre 9. Erdem, U. (1982) Force and weight measurement, Journal of Physics E: Scientific Instruments, 15, 857-872. 10. Ettelt, D., Rey, P., Jourdan, G., Walther, A., Robert, P. and Delamare, J. (2013) 3D Magnetic Field Sensor Concept for Use in Inertial Measurement Units (IMUs), Microelectromechanical Systems, Journal of, 23(2), 324-333. DOI:10.1109/JMEMS.2013.2273362 11. Eyre, B., Pister, K. S. J., ve Kaiser, W. (1998) Resonant mechanical magnetic sensor in standard CMOS, Electron Device Letters, IEEE, 19, 496-498. DOI:10.1109/55.735758 12. Herrera-May, A. L., Garcia-Ramirez, P. J., Aguilera-Cortes, L. A., Figueras, E., Martinez- Castillo, J., Manjarrez, E., Sauceda, A., Garcia-Gonzalez, L. ve Juarez-Aguirre, R. (2010) Mechanical design and characterization of a resonant magnetic field microsensor with linear response and high resolution, Sensors and Actuators A: Physical, 165, 399-409. DOI:10.1016/j.sna.2010.07.005 13. Howe, R. T., Boser, B. E. ve Pisano, A. P. (1996) Polysilicon integrated microsystems: technologies and applications, Sensors and Actuators A: Physical, 56, 167-177. DOI:10.1016/0924-4247(96)01291-5 14. Jha, C. M., Salvia, J., Chandorkar, S. A., Melamud, R., Kuhl, E. ve Kenny, T. W. (2008) Acceleration insensitive encapsulated silicon microresonator, Applied Physics Letters, 93, 234103-(1-3). DOI:10.1063/1.3036536 15. Kadar, Z., Bossche, A., Sarro, P. M. ve Mollinger, J. R. (1998) Magnetic-field measurements using an integrated resonant magnetic-field sensor, Sensors and Actuators A: Physical, 70, 225-232. DOI:10.1016/S0924-4247(98)00143-5 16. Keplinger, F., Kvasnica, S., Jachimowicz, A., Kohl, F., Steurer, J. ve Hauser, H. (2004) Lorentz force based magnetic field sensor with optical readout, Sensors and Actuators A: Physical, 110, 112-118. DOI:10.1016/j.sna.2003.10.025 17. Kyynarainen, J., Saarilahti, J., Kattelus, H., Karkkainen, A., Meinander, T., Oja, A., Pekko, P., Seppa, H., Suhonen, M., Kuisma, H., Ruotsalainen, S. ve Tilli, M. (2008) A 3D micromechanical compass, Sensors and Actuators A: Physical, 142, 561-568. DOI:10.1016/j.sna.2007.08.025 18. Lee, J. E. Y., Bahreyni, B. ve Seshia, A. A. (2008) An axial strain modulated double-ended tuning fork electrometer, Sensors and Actuators A: Physical, 148, 395-400. DOI:10.1016/j.sna.2008.09.010 19. Mo, L., Rouf, V. T., Jaramillo, G. ve Horsley, D. A. (2013) MEMS Lorentz force magnetic sensor based on a balanced torsional resonator, Transducers & Eurosensors XXVII: The 17th International Conference on Solid-State Sensors, Actuators and Microsystems (TRANSDUCERS & EUROSENSORS XXVII), Barcelona, 66-69. DOI:10.1109/Transducers.2013.6626702 20. Myers, D. R., Cheng, K. B., Jamshidi, B., Azevedo, R. G., Senesky, D. G., Chen, L., Mehregany, M., Wijesundara, M. B. J. ve Pisano, A. P. (2009) Silicon carbide resonant tuning fork for microsensing applications in high-temperature and high G-shock environments, Journal of Micro/Nanolithography, MEMS and MOEMS, 8, 021116-(1-7). DOI:10.1117/1.3143192 21. Niarchos, D. (2003) Magnetic MEMS: key issues and some applications, Sensors and Actuators A: Physical, 109, 166-173. DOI:10.1016/S0924-4247(03)00179-1 78 Uludağ Üniversitesi Mühendislik Fakültesi Dergisi, Cilt 22, Sayı 3, 2017 22. Pala, S., Çiçek, M. ve Azgın, K (2016) A Lorentz force MEMS magnetometer, 2016 IEEE Sensors Conference, Orlando, 1-3. DOI: 10.1109/ICSENS.2016.7808507 23. Paros, J. M. (1973) Precision Digital Pressure Transducer, ISA Transactions, 12, 173-179. 24. Rodriguez, B. J., Callahan, C., Kalinin S. V. and Proksch, R (2007) Dual-frequency resonance-tracking atomic force microscopy, Nanotechnology, 18, 475504-(1-6). DOI:10.1088/0957-4484/18/47/475504 25. Roessig, T. A., Howe, R. T., Pisano, A. P. ve Smith, J. H. (1997) Surface-micromachined resonant accelerometer, International Conference on Solid State Sensors and Actuators, TRANSDUCERS '97, Chicago, 859-862. DOI:10.1109/SENSOR.1997.635237 26. Seshia, A. A., Howe, R. T. ve Montague, S. (2002) An integrated microelectromechanical resonant output gyroscope, The Fifteenth IEEE International Conference on Micro Electro Mechanical Systems, Las Vegas, 722-726. DOI: 10.1109/MEMSYS.2002.984372 27. Tang, W. C., Nguyen T.-C. H. ve Howe, R. T. (1989) Laterally Driven Polysilicon Resonant Microstructures, Sensors and Actuators, 20, 25-32. DOI:10.1109/MEMSYS.1989.77961 28. Tilmans, H. A. C., Elwenspoek, M. ve Fluitman, J. H. J. (1992) Micro resonant force gauges, Sensors and Actuators A: Physical, 30, 35-53. DOI:10.1016/0924-4247(92)80194-8 29. Torrents, A., Azgin, K., Godfrey, S. W., Topalli, E. S., Akin, T. ve Valdevit, L. (2010) MEMS resonant load cells for micro-mechanical test frames: feasibility study and optimal design, Journal of Micromechanics and Microengineering, 20, 125004-(1-17). DOI:10.1088/0960-1317/20/12/125004 30. Ueda, T., Kohsaka, F. ve Ogita, E. (1985) Precision force transducers using mechanical resonators, Measurement, 3, 89-94. DOI:10.1016/0263-2241(85)90010-7 31. Van Mullem, C. J., Tilmans, H. A. C., Mouthaan, A. J. ve Fluitman, J. H. J. (1992) Electrical cross-talk in two-port resonators - the resonant silicon beam force sensor, Sensors and Actuators A: Physical, 31, 168-173. DOI:10.1016/0924-4247(92)80099-O 32. Wickenden, D. K., Champion, J. L., Osiander, R., Givens, R. B., Lamb, J. L., Miragliotta, J. A., Oursler, D. A. ve Kistenmacher, T. J. (2003) Micromachined polysilicon resonating xylophone bar magnetometer, Acta Astronautica, 52, 421-425. DOI:10.1016/S0094- 5765(02)00183-2 33. Wojciechowski, K. E., Boser, B. E. ve Pisano, A. P. (2004) A MEMS resonant strain sensor operated in air, 17th IEEE International Conference on Micro Electro Mechanical Systems, Maastricht, 841-845. DOI: 10.1109/MEMS.2004.1290718 34. Yang, H. H., Myung N. V., Yee, J., Park, D. Y., Yoo, B. Y., Schwartz, M., Nobe, K., ve Judy, J. W. (2002) Ferromagnetic micromechanical magnetometer, Sensors and Actuators A: Physical, 97 ve 98, 88-97. DOI:10.1016/S0924-4247(01)00809-3 35. Yee, J. K., Yang, H. H. ve Judy, J. W. (2002) Dynamic response and shock resistance of ferromagnetic micromechanical magnetometers, The Fifteenth IEEE International Conference on Micro Electro Mechanical Systems, 2002, Las Vegas, 308-311. DOI: 10.1109/MEMSYS.2002.984264 36. Zulliger, H. R. (1983) Precise measurement of small forces, Sensors and Actuators, 4, 483- 495.DOI:10.1016/0250-6874(83)85061-6 79 80