微测辐射热计单元红外吸收分析

雷述宇，李军利



微测辐射热计单元红外吸收分析

雷述宇，李军利

（北方广微科技有限公司 陕西 西安 710065）

介绍了一种计算多层结构微测辐射热计探测单元的红外吸收模型，并计算了所设计25mm微测辐射热计探测单元的红外吸收。当探测单元表面金属吸收层的方阻从2～600W/ð变化时，单元的吸收功率先逐渐增大，之后缓慢下降。对于300K黑体辐射，当探测单元的吸收层方阻达到332W/ð时，吸收率达到最大。此时在8～14mm波段单元的红外吸收率平均值为72%，吸收功率为16nW。在此基础上对探测单元结构的悬空高度进行优化，得到最优的两层悬空间隙高度均为0.8mm，最优吸收率为82%。

微测辐射热计；等效折射率；吸收率；热响应时间

0 引言

随着红外探测技术的不断进步和红外技术应用领域的不断拓展，非制冷红外探测器（微测辐射热计）以自身所具有的低成本，小体积，便携性等优点，应用市场得到不断拓宽，也促进了非制冷红外探测技术的迅速进步[1-2]。对于非制冷红外探测器，目前报道的最低NETD已经达到30mK，最短热响应时间也缩短到10ms以下[3-4]。与此同时，红外焦平面阵列不断增大，像元尺寸也不断减小。用户期待探测器具有低NETD和短热响应时间，但是通过调整探测单元热导的方式只能取得一方的改进而影响另一指标。为综合考虑探测器指标的优化，需要通过提高探测单元的红外吸收能力实现。本文以传输线模型[5]为基础，提出了一种计算多层悬空结构探测器单元红外吸收能力的方法。之后采用该红外吸收计算方法，对25mm像元结构的红外吸收进行了计算，并对影响探测单元红外吸收的金属吸收层方阻、悬空间隙高度与吸收率的关系进行了讨论。

1 红外吸收理论模型

对于红外探测微测辐射热计单元，红外辐射吸收的结构包括：反射层、介质层、吸收层，如图1所示。金属吸收层与反射层之间放置介质层，作为电连接、敏感层和谐振腔区域层。

图1 微测辐射热计单元结构

根据传输线模型[5-6]，图1中的单元结构对波长为的红外辐射的吸收率可表示为：

其中：

r＝120p/r(3)

f＝120p/s(4)

＝2p/(5)

在公式(1)～(5)中，()表示在红外辐射波长为时，单元的红外吸收率。为吸收结构的中间介质层的折射率。、r、s、为公式中的过程参数。r为反射层的薄膜方阻，目前所用的反射层常为金属薄膜。s为单元上表面的金属吸收薄层的方阻，这个值的大小也是用于调整单元吸收能力的一个重要变量。为中间介质层的几何厚度。在这里把对红外辐射的吸收都等价到单元表面的金属吸收薄膜层。

如果下方反射金属层是接近理想的导电薄膜反射层，则反射层的电阻趋于0，即：r®0，r®¥，于是得到吸收率：

()＝4s/{(1＋s)2＋2cot2}(6)

这种情况下，当介质层厚度为＝(2＋1)/4，为自然数，s＝1即s＝377W/ð时，吸收率达到最大，接近100%。若为理想的反射层，令＝0，则吸收率最大时，中间介质层的厚度为红外辐射波长的1/(4)。

在现在的探测单元模型中，中间介质层往往由多种薄膜材料叠加而成，且介质层与衬底表面反射层之间存在真空间隙，并采用双层结构[7]，如图2所示。此时介质的折射率不能再用单一薄膜材料的折射率表示，需要考虑真空与薄膜叠加的综合吸收效果。若金属吸收层与反射层之间存在层介质（真空间隙也算作介质层）。则介质层的光学厚度为：

＝11＋22＋…＋nd(7)

于是得到中间介质层的等效折射率：

用式(8)得到的介质等效折射率n代替式(1)、(2)中的，并将式(7)代入式(5)，再根据单元表层金属薄膜电阻和反射层电阻s、r的大小，就可以由式(1)求出探测器像元的吸收率。由此得到的吸收率考虑了介质层材料结构对探测单元整体吸收率的贡献。但这里得到的是单一波长处探测单元对红外辐射的吸收率()，将8～14mm波段以波长为变量的吸收率按不同波长的辐射出射度进行归一化，就可得到8～14mm波段的平均吸收率，归一化后的吸收率为：

式中：(,)是黑体在波长为，温度为时的辐射出射度，由普朗克公式给定，从而可以得到像元的吸收功率为：

＝××××/(42＋1) (10)

式中：为锗窗透过率；为黑体发射率；是在温度为时的黑体辐射下探测单元的吸收率；为有效吸收面积；数通常取为1.0。

2 25mm像元结构设计概述

图3是设计的一种25mm×25mm尺寸的双层悬空结构红外探测单元。从图3可以看到，桥臂与桥面通过双层结构分开，由此扩展了桥臂长度的延伸空间和桥面部分的有效面积。桥臂太短则热导会过大，桥臂过长则桥面容易变形，所以需要权衡取舍。经过长期的实验验证，图3使用了适中的桥臂长度，做到权衡取舍。该像元结构中，两桥臂各自由一个桥墩支撑，桥面由两个分别位于桥臂终端的第二层桥墩支撑。双层的悬空高度根据红外辐射波段中心波长的1/4进行平均选取。桥面支撑层和钝化层用SiN薄膜，桥面使用超薄金属吸收层增强对红外辐射的吸收，热敏层用VO薄膜。

图3 25mm×25mm双层像元结构

3 计算25mm 像元吸收功率

3.1 25mm像元各膜系的吸收谱

使用第二章所述的红外吸收模型，对第三章的25mm像元结构进行红外辐射的吸收计算。从像元上方俯视像元的方向看去，像元结构可以视为由不同的膜系组合而成，而每一种膜系则由多种材料按不同的厚度和次序组合而成，总共10种，每种膜系都有各自的平均折射率和光学厚度。根据公式(7)和(8)，以及第三章探测单元不同膜系的膜层结构和各膜层的厚度以及材料光学常数就可以得到各膜系的光学厚度n和平均折射率n。且已知反射层方阻约为30mW/ð，假设金属吸收薄层的方阻为第二章讨论的最佳方阻s为377W/ð时，根据公式(1)～(5)可以计算得到8～14mm微测辐射热计单元的不同膜系的红外吸收率随波长变化的曲线关系()。从而可以得到8～14mm波段探测单元不同膜系的吸收谱，如图4所示。从图4可以看到，在8～10mm波段部分膜系的吸收率较低，这主要是介质层的存在对吸收带来的影响。而在11～13mm波段也有部分膜系的吸收率较低，是由于电极层金属对红外辐射有较大反射。

3.2 25mm像元吸收率随超薄金属吸收层方阻的变化

对图3所述的25mm像元，使用第二章的吸收模型，在3.1节中得到了10种膜系在8～14mm的吸收谱曲线。将这10种膜系的吸收率根据公式(9)归一化并进行膜系复合，得到探测单元的吸收率为70%。可通过优化该红外探测单元结构的金属吸收层方阻s，进一步对单元的吸收率进行优化。设其他条件都不变，当金属吸收层的方阻从0～600W/ð变化时，用3.1节的方法计算不同膜系的吸收谱，再进行归一化、膜系复合，最后得到不同金属吸收层方阻下探测单元的整体吸收率。探测单元吸收率随金属吸收层方阻变化趋势如图5所示。从不同吸收层方阻下的吸收率可知（如图5），当金属吸收层薄膜的方阻为332W/ð时，探测器单元的平均吸收率最大，最大值为72%。根据式(10)，得到在300K黑体辐射下探测单元的吸收功率可达到16nW。这里吸收层方阻与之前理论上最优的377W/ð存在差异，主要是因为实际的探测单元由多种膜系复合而成，此时在这里综合考虑了各膜系对红外辐射吸收的贡献，并非理想的单个膜系，且反射层的厚度不能忽略。

图4 红外探测单元不同膜系的红外吸收谱

图5 探测单元吸收率随金属吸收层方阻变化的趋势

3.3 25mm像元吸收率随双层结构的各层悬空高度的变化

在3.2节所述获得了最佳吸收层方阻的基础上，对探测单元的双悬空结构各层高度进行调整，以便获得最佳的悬空高度，即最佳的悬空间隙1（PI1）和悬空间隙2（PI2）的高度，从而进一步优化探测单元结构的吸收。对于该25mm红外探测单元结构，在介质材料层厚度保持不变的情况下，尝试改变悬空结构的高度。根据公式(7)和(8)，由于双层的悬空高度改变，整个中间介质层（含悬空间隙）的光学厚度n改变，平均折射率n也发生改变，这种变化最终表现到公式(1)中不同波长下膜系的吸收率发生改变。使用第二章的吸收模型和3.1、3.2节的计算方法得到，在PI1和PI2的高度变化时，探测单元的红外吸收率变化情况。图6所示是微测辐射热计单元吸收率随两悬空间隙高度（PI1、PI2）的变化趋势。根据计算结果和图6不同悬空高度下的吸收率图可知，当两层的悬空间隙各自都变化到0.8mm附近时，探测单元吸收率最大，最大值为82%。所以该探测单元的双层悬空结构的最佳高度都为0.8mm。这是该探测单元的膜层结构和材料特性共同决定的，遵循红外光学谐振腔理论。对于不同的探测单元结构，各层的最佳悬空高度由复合介质层的光学厚度即所用薄膜的光学性质和膜厚决定。

图6 悬空间隙高度对吸收率的影响

4 结论

本文第二章在传统传输线模型基础上，提出了通过介质层等效折射率计算探测单元红外吸收的方法。第三章描述了一种25mm探测单元结构，第四章使用介质等效折射率分10种膜系结构计算了25mm双层悬空结构探测单元的吸收率。讨论了金属吸收层方阻对单元整体吸收率的影响，得出探测单元整体的吸收率最大时，金属吸收层的方阻为332W/ð，此时最大吸收率为72%。在最佳金属吸收层方阻下，进一步优化双层悬空结构的悬空间隙高度，得到双层悬空间隙最佳的高度都为0.8mm。在最佳悬空高度时，探测单元的吸收率进一步得到提高，达到82%。

[1] 刘卫国, 金娜. 集成非制冷热成像探测阵列[M]. 北京: 国防工业出版社, 2004: 1-10.

[2] 雷述宇, 方辉, 刘俊, 等. 国产 640×512非制冷氧化钒红外焦平面探测器的研制[J]. 红外技术, 2013, 35(12): 759-763.

[3] 王彬. 高灵敏氧化钒非制冷红外探测器研究[D]. 武汉: 华中科技大学, 2012.

[4] Jean-Luc Tissot, S´ebastien Tinnes, Alain Durand, et al. High -performance uncooled amorphous silicon video graphics array and extended graphics array infrared focal plane arrays with 17-mm pixel pitch[J]., 2011, 50(6): 061006: 1-7

[5] Liddiard K C, Application of interferome-tric enhancement to self-absorbing thin film thermal IR detectors[J].., 1993, 34(4): 379-387

[6] RuB M, Bauer J, Vogt H. The geometric design of microbolometer elements for uncooled focal plane arrays[C]//, 2007, 6542: 654223-1-8.

[7] Wang Jun, Gou Jun, Li Weizhi, et al. Design and fabrication of micro-bolometer array with double layers structure[C]//, 2013, 9047: 904701: 1-7.

Analysis of Infrared Absorption for 25mm Pitch Pixel of Micro-bolometer

LEI Shu-yu，LI Jun-li

(,¢710065,)

An infrared absorption model was described, which had been used for infrared absorption analysis for a 25mm two-level micro-bolometer pixel design. If the square resistance of surface metal film was changing from 2Wto 600W, the absorption power of the pixel was enhanced at first, then it was reduced gradually. In the radiation of 300 Kelvin black body, the best absorption happened when the square resistance of absorption layer increased to 332W/ð. The highest absorptivity is 72%, corresponding absorption power is 16nW. According to the highest absorptivity of the described 25mm pixel, the vacuum gaps of the two-level pixel structure both had been optimized to 0.8mm for further enhancing absorption.

micro-bolometer，equivalent refractive index，absorptivity，thermal response time

TN215

A

1001-8891(2015)08-0672-04

2015-02-17；

2015-03-05.

雷述宇（1972-），男，博士，主要从事氧化钒非制冷红外焦平面探测器的设计、开发。E-mail：shuyu.lei@gwic.com.cn。