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 p _ref Refe renzdruck (20 pPa).

In einem abgeschlossenen Volumen V ₀ 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 mm ² ) 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 A ₀ und Auslenkung A eines Resonators als Funktion seiner Schwingungsfrequenz w, gegeben durch wobei Q die mechanische Güte des Resonators und w ₀ 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 A _Biege 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 ² d !Y 1

2p \[Ϊ ^2 _[ 1 ₂ ^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 cm ³ ) 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)