CC BY
13
УДК 621.372
ИССЛЕДОВАНИЕ ЗАВИСИМОСТИ ВЕНТИЛЬНОГО ОТНОШЕНИЯ ОТ ПАРАМЕТРОВ МАГНИТОЭЛЕКТРИЧЕСКОГО СВЧ ВЕНТИЛЯ-АТТЕНЮАТОРА, РЕАЛИЗОВАННОГО НА КОПЛАНАРНОМ ВОЛНОВОДЕ
Д.В.Снисаренко, А.С.Татаренко
THE STUDY OF THE ISOLATION RATIO DEPENDENCE ON THE PARAMETERS OF THE ME ISOLATOR-ATTENUATOR FORMED ON A COPLANAR WAVEGUIDE
D.V.Snisarenko, A.S.Tatarenko
Институт электронных и информационных систем НовГУ, [email protected]
Выполнен обзор литературы, посвященной исследованию ферритовых вентилей и циркуляторов, реализованных на копланарном волноводе. Рассмотрен электрически управляемый магнитоэлектрический СВЧ вентиль-аттенюатор на основе слоистой феррит-пьезоэлектрической структуры. Приведена формула для расчета сдвига линии магнитного резонанса при приложении электрического поля к электродам МЭ резонатора. Представлены результаты исследования методом компьютерного моделирования зависимости величины вентильного отношения от длины, толщины и ширины ферритовой пленки МЭ резонатора.
Ключевые слова: магнитоэлектрический СВЧ вентиль-аттенюатор, копланарный волновод; феррит-пьезоэлектрический резонатор; вентильное отношение
A review of the literature devoted to the investigation of ferrite isolators and circulators realized on a coplanar waveguide is performed. An electrically controlled magnetoelectric (ME) microwave isolator-attenuator based on layered ferrite-piezoelectric structure is considered. A formula for calculating the magnetic resonance line shift when an electric field is applied to the electrodes of the ME resonator is given. The results of a computer simulation study of the isolation ratio dependence on the length, thickness, and width of the ferrite film of the ME resonator are presented.
Keywords: magnetoelectric microwave isolator-attenuator, coplanar waveguide, ferrite-piezoelectric resonator, isolation ratio
Введение
Развитие СВЧ интегральной микроэлектроники потребовало разработки ферритовых микроустройств в интегральном исполнении как для гибридных схем, так и для монолитных блоков. В настоящее время гибридные схемы являются основными, поэтому зачастую ферритовые приборы (вентили, фазовращатели, циркуляторы) выполняются в виде отдельных микроустройств, которые вставляются в общую схему [1].
Один из самых популярных планарных вентилей, предлагаемый производителями для приложений с малой потребляемой мощностью, основан на трех-портовом полосковом Y-циркуляторе путем добавления согласования к одному из портов [2].
Однако эти наиболее популярные конструкции работают на ферритовых подложках, что приводит к большим потерям в отрезках линии, служащих для подачи СВЧ энергии в ферритовые устройства. Использование комбинированных подложек из феррита и диэлектрика снижает потери в линиях передачи СВЧ, но при этом появляется дополнительная операция сборки комбинированной подложки, а наличие стыка пластин затрудняет напыление микрополоска, приводя к неоднородностям в линии [1]. К тому же ферритовая объемная подложка намагничена постоянным магнитным полем, что делает этот вид устройства несовместимым с технологией монолитной СВЧ интегральной схемы. С другой стороны, альтернатив-
ные активные компоненты, которые полностью интегрированы, показывают более высокие вносимые потери и уровень шума и работают в более низком частотном диапазоне (до 5 ГГц) по сравнению с пассивными ферритовыми устройствами [3].
Копланарный волновод (КВ) имеет в плоскости щели естественную область эллиптической поляризации магнитного поля близкой к круговой, что позволяет эффективно работать, имея тонкий ферри-товый слой в щелях. При этом размеры линии передачи остаются обычными, что особенно важно при стыковке с другими узлами аппаратуры [1]. КВ также является подходящим для разработки интегральных устройств, объединяющих феррит на полупроводниковой микросхеме, поскольку он построен на диэлектрической подложке и нуждается лишь в небольшом количестве ферритового материала. Копланарная конфигурация проводящих элементов в отличие от микрополосковой позволяет легко подключать внешние шунтирующие элементы, такие как активные устройства в гибридной интегральной схеме, а также идеально подходит для шунтирования различных элементов в монолитных СВЧ интегральных системах [3]. Кроме того, КВ могут быть легко соединены с коаксиальными системами с помощью соединителей OSM.
Wen [4] впервые предложил конструкцию невзаимного вентиля, основой которого является КВ на рутиловой подложке с двумя расположенными в щелях гранатовыми стержнями, легированными гадоли-
ний-алюминием. Экспериментально было достигнуто затухание 37 дБ на центральной частоте 6 ГГц, а прямые потери оказались не выше 2 дБ.
В работе [1] предлагается использование монокристаллических пленок магний-марганцевых ферритов в конструкции вентилей, построенных на КВ и щелевой линии передачи. При использовании ферри-товых пленок, нанесенных на необходимый участок диэлектрической подложки, процесс изготовления монолитной схемы с пассивными элементами совершается в три этапа: подготовка диэлектрической подложки, напыление на необходимые участки феррито-вой пленки, нанесение рисунка схемы.
Авторами статьи [5] предлагается конструкция копланарного вентиля, работающего на эффекте смещения поля. Центральный проводник и асимметричные заземленные плоскости волновода расположены на одном уровне на пленке железо-иттриевого граната (ЖИГ) толщиной 150 мкм, нанесенной в свою очередь на подложку из оксида алюминия. Поглотитель расположен между ферритом и диэлектрической подложкой на стороне асимметричной щели. Результаты эксперимента дают максимум затухания около 9,5 дБ на частоте 10 ГГц и вносимые потери 1,5 дБ, недостатком этой конструкции является узкополос-ность.
Работа полоскового Y-циркулятора на основе феррита была объяснена Bosma [6,7], Fay и Comstock [8] и другими авторами [9,10]. Их работа стала основным базовым исследованием для других схем циркуляции, таких как микрополосковая и копланар-ная.
Ogasawara [11] в 1971 г. впервые сообщил о копланарном волноводном циркуляторе: показал и подтвердил, что Y-циркуляторы на КВ успешно работают на определенных частотах. В 2004-2005 гг. Oshiro et al. [12] осуществил и измерил копланарный циркулятор с двумя ферритовыми подложками ЖИГ. В исследованиях [11, 12] использовался объемный феррит.
В работе [13] представлено экспериментальное и численное исследование плоской конструкции ко-планарного Y-циркулятора, реализованной путем укладки нескольких слоев, что приводит к потенциально простому и недорогому промышленному процессу с использованием стандартного процесса обратной (взрывной) литографии. Центральный проводник и плоскость заземления КВ помещены на одну плоскость поверх тонкой пленки ЖИГ толщиной 65 мкм, размещенной на подложке из оксида алюминия. Нижняя плоскость заземления расположена между ферритом и диэлектрической подложкой. Под-магничивающее поле прикладывается перпендикулярно слою ЖИГ. Экспериментально обнаружено, что затухание такой конструкции составляет 36 дБ, однако носимые потери составляют около 5 дБ.
В работах [14-16] приводятся результаты численных исследований, выполненных с помощью Ansoft HFSS, копланарных Y-циркуляторов, в которых центральная часть устройства имеет треугольную конфигурацию, а три плеча ориентированы на 120° относительно друг друга. В этих конструкциях
используется пленка ЖИГ толщиной 1 мм. Вносимые потери таких конструкций не превышают 1 дБ, а обратные потери и затухание составляют более 20 дБ.
Отличие предлагаемого магнитоэлектрического (МЭ) СВЧ вентиля-аттенюатора от ферритового прототипа [4] заключается в замене ферритового резонатора на феррит-пьезоэлектрический резонатор и систему электродов, подключенных к источнику управляющего электрического напряжения. Предлагаемое устройство выполняет функции не только вентиля, но и аттенюатора, поскольку появляется возможность управлять величиной затухания за счет изменения величины подаваемого к электродам МЭ резонатора напряжения, и при этом не требуется наличие магнитной управляющей системы. Ферритовая фаза в составе МЭ резонатора представляет собой тонкую пленку ЖИГ толщиной от 50 мкм.
Предлагаемый вентиль-аттенюатор имеет простую конструкцию, основой которой является КВ на диэлектрической подложке и МЭ резонатор, помещенный в центр щели. На обратной стороне подложки металлизация отсутствует, подмагничивающее поле, создаваемое постоянным магнитом, направлено по касательной.
МЭ СВЧ вентиль-аттенюатор имеет следующие преимущества перед ферритовым прототипом: более высокое быстродействие; меньшая мощность, потребляемая в цепи управления; отсутствие наводок, возникающих при управлении магнитным полем; осуществление развязки цепей управления одновременно электрическим и магнитным полями
[17].
Принцип действия исследуемого вентиля-аттенюатора основан на микроволновом МЭ эффекте, заключающемся в сдвиге линии ФМР при приложении электрического поля. Феррит-пьезоэлектрический резонатор (рис. 1) представляет собой образец композита цирконат-титанат свинца (ЦТС) - ЖИГ в форме пластины.
Рис.1. Феррит-пьезоэлектрический резонатор: 1 — пьезоэлектрическая пластина; 2 — ферритовая пленка; 3 — металлические электроды
Сдвиг линии ФМР при приложении электрического поля определяется как:
5Яя = Но(Е2) - Но(Ех), H о(£) = Н о +5Не , где Н0 — резонансное магнитное поле при Е = 0; Е — прикладываемое постоянное электрическое поле [17].
1. Результаты исследования зависимости вентильного отношения от параметров МЭ СВЧ вентиля-аттенюатора, реализованного на КВ
Нами представлены результаты исследования, проведенного методом компьютерного моделирования, в виде графиков зависимости величины вентильного отношения от параметров МЭ резонатора: длины, толщины и ширины ферритовой пленки для различных конструкций предлагаемого МЭ СВЧ вентиля-аттенюатора.
Обозначение размеров конструкции МЭ вентиля-аттенюатора показано на рис.2.
• Прямые потери
23 т
к Обратные потери
ентильное отношение г 7
Рис.2. Обозначение размеров конструкции МЭ СВЧ вентиля-аттенюатора, реализованного на КВ: W — уширение щели КВ, I — длина ферритовой пленки МЭ резонатора, Ь — ширина ферритовой пленки МЭ резонатора, d — толщина ферритовой пленки МЭ резонатора, ш — ширина щели КВ, Зпр — ширина центрального проводника КВ
При увеличении длины ферритовой пленки МЭ резонатора наблюдается возрастание величины прямых, обратных потерь, а также вентильного отношения (рис.3,4). Зависимости прямых и обратных потерь от длины ферритовой пленки являются линейными.
Рис.3. Зависимость величины прямых потерь, обратных потерь (в, дБ) и вентильного отношения (В) от длины ферритовой пленки МЭ резонатора (I, мм). Параметры МЭ СВЧ вентиля-аттенюатора, реализованного на КВ: Ь = 0,8 мм,
10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20 I, мм
Рис.4. Зависимость величины прямых потерь, обратных потерь (в, дБ) и вентильного отношения (В) от длины ферритовой пленки МЭ резонатора (I, мм). Параметры МЭ СВЧ вентиля-аттенюатора, реализованного на КВ: Ь = 0,8 мм, d = 0,05 мм; ш = 1 мм, Зф = 0,4 мм; г = 30, h = 1 мм; Н0 = 1508 Э
При увеличении толщины ферритовой пленки МЭ резонатора наблюдается возрастание прямых и обратных потерь.
Характер зависимости величины вентильного отношения от толщины ферритовой пленки имеет разный вид для каждого случая. Например, вентильное отношение плавно убывает, как на рис.5, или наблюдается его увеличение после спада из-за более резкого возрастания обратных потерь по сравнению с возрастанием прямых, как на рис.6.
• Прямые потери а Обратные потери ■ Вентильное отношение
3 Ч
d = 0,05 мм; Н =1131 Э
ш = 1,2 мм, Эпп = 1 мм; £ = 20, h = 2 мм;
Рис.5. Зависимость величины прямых потерь, обратных потерь (в, дБ) и вентильного отношения (В) от толщины ферритовой пленки МЭ резонатора М мм). Параметры МЭ СВЧ вентиля-аттенюатора, реализованного на КВ: Ь = 0,8 мм,
I = 10 мм; ш = 1,2 мм, Бпр = 1; £ = 20, h = 2 мм; Н = 1005 Э
• Прямые потери А Обратные потери ■ Вентильное отношение
19 -г 4
1
О +-1-1-1-1-1- О
0,05 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5
мм
Рис.6. Зависимость величины прямых потерь, обратных потерь (5, дБ) и вентильного отношения (В) от толщины ферри-товой пленки МЭ резонатора (^ мм). Параметры МЭ СВЧ вентиля-аттенюатора, реализованного на КВ: Ь = 0,8 мм, I = 10 мм; w = 0,5 мм, W = 1,2 мм, 5пр = 1; £ = 10, h = 1 мм; Но = 3267 Э
• Прямые потери а Обратные потери »Вентильное отношение 12 т 9
0 ■?—-1-1-1-1-1-1— О
0,3 0,5 0,7 0,9 1,1 1,3 1,5
Ь, мм
Рис.7. Зависимость величины прямых потерь, обратных потерь (5, дБ) и вентильного отношения (В) от ширины ферритовой пленки МЭ резонатора (Ь, мм). Параметры МЭ СВЧ вентиля-аттенюатора, реализованного на КВ: I = 10 мм, d = 0,05 мм; w = 1,2 мм, 5пр = 1 мм; £ = 20, h = 2 мм; Н0 = 1634 Э
При увеличении ширины ферритовой пленки МЭ резонатора наблюдается возрастание прямых и обратных потерь (см. рис.7,8). Величина вентильного отношения с увеличением ширины ферритовой пленки возрастает, затем начинает убывать до того момента, когда ширина ферритовой пленки становится
равной ширине щели, после чего наблюдается очень слабое изменение прямых, обратных потерь и вентильного отношения.
• Прямые потери * Обратные потери ■ Вентильное отношение
0 +-1-1-1-1-1- 0
0,3 0,5 0,7 0,9 1,1 1,3
Ь, мм
Рис.8. Зависимость величины прямых потерь, обратных потерь (5, дБ) и вентильного отношения (В) от ширины ферритовой пленки МЭ резонатора (Ь, мм). Параметры МЭ СВЧ вентиля-аттенюатора, реализованного на КВ: I = 10 мм, d = 0,05 мм; w = 1 мм, 5пр = 0,4 мм; £ = 30, h = 1 мм; Н0 = 1005 Э
2. Анализ полученных результатов
Для достижения максимального МЭ эффекта и вентильного отношения необходимо оптимизировать структуру МЭ СВЧ вентиля-аттенюатора — подобрать определенные параметры КВ и МЭ резонатора.
Значительно упрощает конструкцию устройства отсутствие уширения щели волновода. В КВ увеличение ширины щели достигается увеличением диэлектрической проницаемости подложки.
Форма ферритовой пленки оказывает существенное влияние на величину вентильного отношения. При увеличении длины, толщины, ширины ферритовой пленки МЭ резонатора наблюдается возрастание величины как обратных потерь, так и прямых.
Характер зависимости величины вентильного отношения от толщины ферритовой пленки имеет различный вид для каждого конкретного случая. Поскольку вентильное отношение с увеличением данного параметра меняется незначительно, целесообразно использовать пленки толщиной (50...100) мкм, поскольку чем меньше толщина ферритовой фазы резонатора, тем тоньше должна быть пластина ЦТС и тем меньшее напряжение требуется прикладывать к электродам МЭ резонатора.
Ширина ферритовой пленки МЭ резонатора не должна быть больше щели волновода, ее следует выбирать приблизительно равной двум трети ширины щели волновода, поскольку в данной точке вели-
чина вентильного отношения достигает своего максимума.
Длина ферритовой пленки МЭ резонатора ограничивается допустимыми прямыми потерями устройства и длиной отрезка КВ с уширением щели (для структуры с уширением щели).
Заключение
Выполнен обзор литературы, посвященной исследованию ферритовых вентилей и циркуляторов, реализованных на КВ. Представлен МЭ вентиль-аттенюатор, управляемый электрическим полем, который имеет простую конструкцию и технологию изготовления, малые габариты и массу за счет отсутствия магнитной системы и является совместимым с технологией монолитной и гибридной СВЧ интегральных схем. Приведены результаты исследования в виде графиков зависимости величины вентильного отношения от размеров ферритовой пленки МЭ резонатора исследуемого устройства, сделаны выводы о влиянии параметров структуры на величину вентильного отношения.
1. Глущенко А.Г., Курушин Е.П., Кошкин Л.И. Миниатюрные вентили на тонкой монокристаллической пленке Mg-Mn феррита // Магнетизм и электроника: Сб. науч. тр. Куйбышев: КГПИ, 1975. С.112-120.
2. Вамберский М.В., Абрамов В.П., Казанцев В.И. Конструирование ферритовых развязывающих приборов СВЧ. М: Радио и связь, 1982. 136 с.
3. Bayard B., Vincent D., Simovski C.R. and Noyel G. Electromagnetic Study of a Ferrite Coplanar Isolator Suitable for Integration // IEEE Trans. Microwave Theory Tech. 2003. V.51. №7. Р.1809-1814.
4. Chen P. Wen. Coplanar Waveguide: A Surface Strip Transmission Line Suitable for Nonreciprocal Gyromagnetic Device Applications // IEEE Trans. Microwave Theory Tech. 1969. Vol. MTT-17. №12. Р.1087-1090.
5. Kirouane S., Vincent D., Vernet E. et al. Design of a New Coplanar Isolator made from YIG film operating in the X-frequency band // The European Physical Journal Applied Physics. 2012. Vol.57. №1. id.10602.
6. Bosma H. On the principle of stripline circulation // The Institution of Electrical Engineers. 1962. Р.137-146.
7. Bosma H. On stripline Y-circulation at UHF // IEEE Transactions on Microwave Theory and Techniques. 1964. Vol.12. Р.61-72.
8. Fay C.E. and Comstock R.L. Operation of the ferrite junction circulator // IEEE Transactions on Microwave Theory and Techniques. 1965. Vol.13. Р.15-27.
9. Wu Y.S. and Rosenbaum F.J. Wide-band operation of microstrip circulators // IEEE Transactions on Microwave Theory and Techniques. 1974. Vol.22. Р.849-856.
10. Schloemann E. and Blight R.E. Broad-band stripline circulators based on YIG and Li-ferrite single crystals // IEEE Transactions on Microwave Theory and Techniques. 1986. Vol.34. Р.1394-1400.
11. Ogasawara N. and Kaji M. Coplanar-guide and slot-guide junction circulators // Electronics Letters. 1971. V.7. №9. Р.220-221.
12. Oshiro K., Mikami H., Fujii S., et al. Fabrication of circulator with coplanar wave-guide structure // IEEE Trans. Magnetics. 2005. Vol.41. №10. Р.3550-3552.
13. Zahwe O., Sauviac B., Rousseau J.-J. Fabrication and measurement of a coplanar circulator with 65 ^m YIG thin film //
Progress In Electromagnetics Research Letters. 2009. Vol.8. Р.35-41.
14. El-Bouslemti R., Salah-Belkhodja F., Vincent D., Naoum R. Conception of a Coplanar Circulator Using a Triangular Structure for Application at X-Band Frequency // Journal of Electronics and Communication Engineering. 2013. Vol.8. Issue 1. Р.31-37.
15. El-Bouslemti R., Salah-Belkhodja F. Passive Coplanar Circulator with the YIG Thin Films // International Journal of Electronics Communications and Electrical Engineering.
2013. Vol.3. Issue 8. 10 р.
16. El-Bouslemti R., Salah-Belkhodja F. Miniature Triangular Circulator with Coplanar Waveguide Structure // International Journal of Electronics and Electrical Engineering.
2014. Vol.2. №3. Р.183-187.
17. Бичурин М.И., Петров В.М., Филиппов Д.А. и др. Магнитоэлектрические материалы. М.: Академия Естествознания, 2006. 296 с.
1.
References
Glushchenko A.G., Kurushin E.P., Koshkin L.I. Miniatiurnye ventili na tonkoi monokristallicheskoi plenke Mg-Mn ferrite [Miniature isolators based on thin single-crystal film of Mg-Mn ferrite]. Magnetizm i elektronika: Sb. nauch. tr [Magnetism and Electronics. Collected works]. Kuibyshev, KGPI Publ., 1975, pp. 112-120.
2. Vamberskii M.V., Abramov V.P., Kazantsev V.I. Kon-struirovanie ferritovykh razviazyvaiushchikh priborov SVCh [Engineering of decoupling ferrite microwave devices]. Moscow, "Radio i sviaz'" Publ., 1982. 136 p.
3. Bayard B., Vincent D., Constantin R. Simovski, Gérard Noyel. Electromagnetic study of a ferrite coplanar isolator suitable for integration. IEEE Transactions on Microwave Theory and Techniques, 2003, vol. 51, no. 7, pp. 18091814.
4. Chen P. Wen. Coplanar waveguide: A surface strip transmission line suitable for nonreciprocal gyromagnetic device applications. IEEE Transactions on Microwave Theory and Techniques, 1969, vol. MTT-17, no. 12, pp. 1087-1090.
5. Kirouane S., Vincent D., Vernet E., Zahwe O., Payet-Gervy B., Chaabi A. Design of a new coplanar isolator made from YIG film operating in the X-frequency band. European Physical Journal: Applied Physics, 2012, vol. 57, no. 1, id.10602.
6. Bosma H. On the principle of stripline circulation. Proceedings of the Institution of Electrical Engineers, Part B Supply, 1962, vol. 109, pp. 137-146.
7. Bosma H. On stripline Y-circulation at UHF. IEEE Transactions on Microwave Theory and Techniques, 1964, vol. 12, pp. 61-72.
8. Fay C.E., Comstock R.L. Operation of the ferrite junction circulator. IEEE Transactions on Microwave Theory and Techniques, 1965, vol. 13, pp. 15-27.
9. Wu Y.S., Rosenbaum F.J. Wide-band operation of microstrip circulators. IEEE Transactions on Microwave Theory and Techniques, 1974, vol. 22, pp. 849-856.
10. Schloemann E., Blight R.E. Broad-band stripline circulators based on YIG and Li-ferrite single crystals. IEEE Transactions on Microwave Theory and Techniques, 1986, vol. 34, pp. 1394-1400.
11. Ogasawara N., Kaji M. Coplanar-guide and slot-guide junction circulators. Electronics Letters, 1971, vol. 7, no. 9, pp. 220-221.
12. Oshiro K., Mikami H., Fujii S., Tanaka T., Fujimori H., Ma-tsuura M., Yamamoto S. Fabrication of circulator with coplanar wave-guide structure. IEEE Transactions on Magnetics, 2005, vol. 41, no. 10, pp. 3550-3552.
13. Zahwe O., Sauviac B., Rousseau J.-J. Fabrication and measurement of a coplanar circulator with 65 ^m YIG thin film. Progress in Electromagnetics Research Letters, 2009, vol. 8, pp. 35-41.
14. El-Bouslemti R., Salah-Belkhodja F., Vincent D., Naoum R. Conception of a coplanar circulator using a triangular structure for application at X-band frequency. Journal of Electronics and Communication Engineering, 2013, v.8, no.1, p.31-37.
15. El-Bouslemti R., Salah-Belkhodja F. Passive coplanar circulator with the YIG thin films. International Journal of Electronics Communications and Electrical Engineering, 2013, v.3, no.8, 10 p. (Available at: http://vixra.org/abs/1405.0068).
16. El-Bouslemti R., Salah-Belkhodja F. Miniature triangular circulator with coplanar waveguide structure. International Journal of Electronics and Electrical Engineering, 2014, vol. 2, no. 3, pp. 183-187.
17. Bichurin M.I., Petrov V.M., Filippov D.A., Srinivasan G., Nan S.V. Magnitoelektricheskie materialy [Magnetoelectric materials]. Moscow, "Akademiia Estestvoznaniia" Publ., 2006. 296 p.
