Eltemetett struktúrát tartalmazó üveg-kerámia (LTCC) hordozó technológiája

Eltemetett struktúrát tartalmazó üveg-kerámia (LTCC) hordozó technológiája PhD értekezés

Horváth Eszter

Tanszékvezető: Dr. Harsányi Gábor egyetemi tanár Témavezető: Dr. Harsányi Gábor egyetemi tanár Budapesti Műszaki és Gazdaságtudományi Egyetem Elektronikai Technológia Tanszék 2012

2

PhD értekezés

Horváth Eszter

Horváth Eszter

PhD értekezés

Tartalomjegyzék 1.

BEVEZETÉS ............................................................................................................................................ 4

2. ELTEMETETT STRUKTÚRA ÜVEG-KERÁMIA HORDOZÓBAN (SZAKIRODALMI ÖSSZEFOGLALÓ)............................................................................................................................................. 6 2.1 2.2 3.

TÖBBRÉTEGŰ KERÁMIAHORDOZÓ – LTCC ........................................................................................... 6 MIKROFLUIDIKA ................................................................................................................................ 9

PASSZÍV ELEMEK ÉS CSATORNÁK MEGVALÓSÍTÁSA ÜVEG-KERÁMIA HORDOZÓBAN ......... 11 3.1 3.1.1 3.1.2 3.2 3.2.1 3.2.2 3.2.3 3.2.4 3.2.5 3.2.6 3.2.7 3.3 3.3.1 3.3.2 3.4 3.4.1 3.4.2 3.4.3 3.4.4 3.5 3.5.1 3.5.2 3.5.3 3.6 3.6.1 3.6.2 3.7 3.7.1 3.7.2 3.7.3 3.7.4 3.7.5 3.7.6

PASSZÍV ELEMEK RÉTEGFELVITELI TECHNOLÓGIÁJA LTCC-BEN ........................................................... 11 A szitanyomtatás folyamata................................................................................................... 11 A szakirodalmi tanulmányok összefoglalása......................................................................... 18 A SZITA MECHANIKAI MODELLEZÉSE .................................................................................................. 19 Szita anyagi paramétereinek meghatározása....................................................................... 19 Szita és a kés közötti súrlódás ................................................................................................ 21 A mechanikai modell elméleti háttere ................................................................................... 23 A szita végeselem módszeren alapuló mechanikai szimulációja és validálása .................... 24 A feszültségeloszlás modellezése a szitában .......................................................................... 28 A súrlódási erő és a szita feszesség hatása a nyomtatás minőségére ................................... 32 Összefoglalás, új eredmények ................................................................................................. 34 A CSATORNÁT TARTALMAZÓ LTCC PRÉSELÉSE................................................................................... 36 A laminálási folyamat szakirodalmi háttere ......................................................................... 36 A szakirodalmi eredmények összefoglalása........................................................................... 45 AZ LTCC PRÉSELÉSI PARAMÉTEREINEK OPTIMALIZÁLÁSA ................................................................... 46 A minta elkészítésének folyamata.......................................................................................... 46 A laminált hordozó akusztikus mikroszkópos vizsgálata ..................................................... 49 Az akusztikus mikroszkópos vizsgálatok eredménye ............................................................ 50 Összefoglalás, új eredmények ................................................................................................. 56 A LAMINÁLÁSI FOLYAMAT MODELLEZÉSE ........................................................................................... 58 Anyagi paraméterek meghatározása .................................................................................... 59 A préselés végeselem alapú modellje ..................................................................................... 68 Összefoglalás, új eredmények ................................................................................................. 72 A CSATORNÁT TARTALMAZÓ LTCC KIÉGETÉSE ................................................................................... 73 A kiégetési folyamat szakirodalmi háttere ............................................................................ 73 A szakirodalmi eredmények összefoglalása........................................................................... 80 AZ LTCC SZERKEZET KIÉGETÉSÉNEK OPTIMALIZÁLÁSA ....................................................................... 81 Az LTCC és a keményítő anyagi jellemzőinek vizsgálata a kiégetés szempontjából ............ 81 A termikus analitikai vizsgálatok kiértékelése ...................................................................... 90 A gázképződés következtében kialakuló nyomás mérésének kiértékelése ........................... 93 Az LTCC mechanikai viselkedése ............................................................................................ 96 Hőprofil optimalizálás ............................................................................................................ 99 Összefoglalás, új eredmények ............................................................................................... 101

4.

ÖSSZEFOGLALÁS, EREMÉNYEK HASZNOSULÁSA, A KUTATÁS TOVÁBBI IRÁNYAI............... 102

5.

SAJÁT KÖZLEMÉNYEK JEGYZÉKE .................................................................................................. 103

6.

FELHASZNÁLT IRODALOM ............................................................................................................. 105

FÜGGELÉK ................................................................................................................................................... 114

3

PhD értekezés

4

1.

Horváth Eszter

Bevezetés Napjainkban a nagy megbízhatóságú alkalmazásoknál a nagyobb integritású

(rétegellenállást és kondenzátort is tartalmazó), a nyomtatott huzalozású lemezhez (NYHL) képest jobb termomechanikai tulajdonságokkal bíró kerámia, illetve üvegkerámia hordozókat használják. Ezen hordozókkal nagyfrekvencián is működő, vastagréteg integrált RC hálózatokat is tartalmazó áramkörök valósíthatók meg, felületükre diszkrét és integrált hibrid elemek ültethetők. Az LTCC (Low Temperature Co-fired Ceramics) hordozók széleskörű elterjedése

a

nagy

megbízhatóságú,

kiváló

mechanikai

és

elektromos

tulajdonságokkal bíró hordozókat igénylő alkalmazásoknak köszönhető. Jelenleg LTCC hordozókat is használnak az űrkutatásban, teljesítményelektronikában, bizonyos orvosi alkalmazásoknál (hallókészülék, pacemaker), a hadiparban, az autóiparban

(blokkolásgátló,

automata

sebességváltó-vezérlő,

elektronikus

menetstabilizátor, elektromos szervo-kormány-vezérlő) és a telekommunikációnál (wifi és bluetooth eszközök) [1]. A méretcsökkenés nem csak az elektronikai eszközök területén jelentkezett. Fontos szempont a szenzorok esetén, hogy minél kisebb mintát tudjon kezelni, és ezzel még az energiafelhasználást is csökkenteni lehet az eszköz méretén túl. Ezért a háromdimenziós struktúrák kivitelezésére alkalmas LTCC technológiát alkalmazzák szenzorok és mikrofluidikai eszközök hordozójaként is, továbbá lehetőséget nyújt arra, hogy a mintát kezelő eszköz és a feldolgozó elektronika egy modulban legyen [2], [3]. Egy mikroanalizátor megvalósítása során több nehézséggel is szembe kell néznünk, ilyen például a csatorna és süllyeszték kialakítása, valamint a jel továbbításához szükséges integrált vezetékezés a szezormodulban. Dolgozatom célja, hogy eredményeimen keresztül egy olyan technológia kidolgozását mutassam be, amely lehetővé teszi a deformáció-mentes fluidikai struktúrák kialakítását, valamint a

szitanyomtatás

minőségét

befolyásoló

rajzolatkialakítási

technológia

modellezésével lehetőség nyílik az optimális nyomtatási paraméterek, illetve késgeometriák használatára, melyek hosszabb távon is jó minőségű rajzolatot eredményeznek. A saját modell alkotását azért láttam szükségesnek mind a préselés, a szitanyomtatás és a kiégetés folyamatára, mert a szakirodalomban eddig nem

Horváth Eszter

PhD értekezés

közöltek olyan jellegű kutatásokat, amelyek figyelembe vették volna az áldozati anyag típusát, a csatorna geometriáját a technológiai folyamat kidolgozásakor. Az LTCC technológia 30 éves múltra tekint vissza, de fejlődése töretlen, újabb és újabb anyagokat és lehetőségeket kínál a piac, különféle igények kielégítésére. Dolgozatomban az üveg-kerámia hordozók egyik leggyakrabban alkalmazott alapanyagát, a DuPont 951-es LTCC hordozóját vetettem vizsgálat alá, elsősorban azért, mert korábbi kutatások igazolták alkalmasságát mikrofluidikai célra, viszont az előállítási folyamat kidolgozásában többnyire mellőzték a tudományos megközelítést, a technológia optimalizálását empirikus úton végezték. Dolgozatomban

azokat

az

eredményeket

mutatom

be,

melyeket

a

gyártástechnológia kutatása során sikerült elérni, és amelyek hasznosságuk mellett új tudományos eredményeknek minősülnek.

5

6

PhD értekezés

Horváth Eszter

2. Eltemetett struktúra üveg-kerámia hordozóban (Szakirodalmi összefoglaló) Az LTCC technológia főbb hiányosságai és nyitott kérdései alapján dolgozatom két fő területre összpontosít az eltemetett struktúrán belül: a csatorna illetve a passzív elemek kialakítására. Ez utóbbi kialakítása a hagyományos LTCC technológiának is része, az integrált fluidikai csatorna viszont későbbi fejlesztés eredménye, ezért az összefoglalóban erre egy külön alfejezetet szánok. Az elmúlt 30 év alatt mindkét területnek egészen a kifejlesztéstől napjaink leginnovatívabb megoldásait is ismertető szakirodalma keletkezett. A kimeríthetetlen forrásanyagból egy olyan áttekintő képet adok az elkövetkező oldalakon, amely szorosan összefügg a kutatási témámmal, de minden főbb kutatási területet bemutató fejezet elején egy arra vonatkozó részletesebb irodalmat mutatok be. A területek egyetemi tananyagszintű bemutatása meghaladná a rendelkezésemre álló helyet, de a dolgozat műfaja nem is igényli, hogy néhány definíción és értelmezésen kívül további általános bemutatást készítsek akár az LTCC-ről, vagy az eltemetett struktúrákról.

2.1

Többrétegű kerámiahordozó – LTCC A

többrétegű

kerámiahordozók

technológiája

(MLC)

a

vastagréteg

technológiából felődött ki, ahol az integrált vastagréteg áramköri hálózatok megvalósítása során a kerámia hordozón különböző vastagságú ellenállás-, vezető – és szigetelő rétegeket alakítanak ki egymás mellett, illetve egymás fölött, előre meghatározott geometriai elrendezésben. Az MLC előállítási technológiája alapján két fő típust különböztethetünk meg: magas hőmérsékleten kiégetett kerámiahordozók (High Temperature Cofired Ceramics – HTCC), és alacsony hőmérsékleten kiégetett kerámiahordozók (LTCC) [4]. A többrétegű huzalozású kerámiahordozók olyan áramköri szerelőlemezek, amelyekben eltemetve és a felületükön, egymással viákon keresztül villamosan összekötött huzalozás pályák vannak. Ezek a hordozók nagy megbízhatóságúak, kiváló mechanikai tulajdonságokkal rendelkeznek és az eltemetett huzalozás rétegek alkalmazásával méretcsökkenést és sebességnövekedést értek el [5]. A 90-es évek elején az Amerikai Egyesült Államokban és Japánban

Horváth Eszter

PhD értekezés

elektronikai és kerámia üzemek széleskörű kutatásokat és fejlesztéseket folytattak az alacsony hőfokon kiégethető üveg-kerámiák területén. Elsőként az IBM America és a Fujitsu többrétegű, nagy kiterjedésű kerámiahordozót készített (254 mm X 254 mm, 60 réteg) réz huzalozás pályák alkalmazásával [6]. Az LTCC technológia előnye a HTCC-vel szemben, hogy az LTCC áramköröket a hagyományos vastagréteg technológiával és eszközeivel lehet gyártani, annak berendezéseit csak a többrétegű struktúra kialakításához szükséges présgéppel kell kiegészíteni, míg a HTCC hordozókat csak kerámia gyártó cégek képesek előállítani, a „zöld” kerámiahordozók kiégetését redukáló gázban végzik. A „zöld” üveg-kerámia hordozók alapanyaga ~45 % aluminium-trioxid (Al2O3); ~40 % kordierit (2MgO-2Al2O3-5SiO2), vagy MgO SiO2-dal keverve és ~15% Pb2O6 és Ba2O3 adalékanyagok, más szóval megjelentek az újrakristályosodott üvegek és kötőanyagok a kerámia por mellett. Ezen anyagok permittivitása nagyobb, mint a legtöbb szerves anyagé. Az üveg-kerámia alacsony kiégetési hőmérséklete lehetővé teszi a jó vezetőanyagok (Au; Ag; PdAg), továbbá a kerámiával együttégethető ellenállás és dielektrikum paszták eltemetett rétegekbe építését. A rajzolatkialakítás technológiája a szitanyomtatás, ezért indokolt a paszta állagú kiviteli forma. A vastagréteg-paszták a funkcionális fázison kívül – ami meghatározza az elektromos tulajdonságait – kötőanyagot és oldószert tartalmaznak. A kiégetés során a paszták szervetlen összetevői a benne levő szemcséket egymáshoz illetve a hordozóban lévő megolvadt üveghez köti. Kiégetés során a legtöbb kerámiahordozó zsugorodik (az általam használt DuPont 951 esetén: X-Y tengely mentén 12,7 % (±0,3 %), míg vastagság irányban 15 % (±0,5 %)). A felvitt paszták együttégetésekor a legfontosabb tényező azok zsugorodásának mértéke. A különböző gyártók hőtágulás szempontjából saját üveg-kerámia hordozóikhoz illesztik a pasztákat, így azok szintereléskor együtt zsugorodnak. Megjelentek az ún. zero shrinkage anyagok (pl.: Heralock HL 2000), mely X-Y irányban nem, csak Z irányban zsugorodik,

ezzel egyszerűbbé vált az áramkörök tervezése és

megvalósítása. Az LTCC hordozók tartalmazhatnak eltemetett passzív elemeket (ellenállások, kondenzátorok és induktivitások) és vezető pályákat, melyeket különböző paszták (vezető, ellenállás, dielektrikum) egymás utáni felvitelével, szitanyomtatásával

7

8

PhD értekezés

Horváth Eszter

valósítják meg, továbbá felületükön lehetőség van vastagréteg áramkörök kialakítására is. A gyártási technológia hasonló a hibrid integrált RC passzív hálózatok gyártási technológiájához, az ott használatos berendezések kisebb átalakításokat követően alkalmasak LTCC hordozók gyártására is. A 2.1.1. ábra a technológia főbb lépéseit, míg a 2.1.2. ábra egy összetett, LTCC hordozón előállított áramkör szerkezetét mutatja [7].

2.1.1. ábra LTCC hordozók gyártástechnológiájának főbb lépései [7].

Horváth Eszter

PhD értekezés

2.1.2. ábra Eltemetett passzív elemeket tartalmazó LTCC áramkör szerkezeti felépítése.

2.2

Mikrofluidika Az utóbbi években jelentős fejlődés figyelhető meg a mikro és nanotudományok

területén – amelyek a nagyon kisméretű mesterséges szerkezetek tulajdonságait és gyártását kutatja – a világ legtöbb országában stratégiai, kiemelt kutatási területként kezelik. Ma már lehetőség van a legkülönfélébb rendszerek miniatürizálására, mint pl.: mechanikai, fluidikai, elektromechanikai, vagy termikus rendszerek mikroméretű előállítására. A mikrofluidika olyan fluidumok (folyadék vagy gáz) viselkedésével, írányításával és precíz kezelésével foglalkozik, amelyekhez tipikusan milliméter alatti geometriai méretű csatornákat használnak. Folyadék esetén, ez lehet egyszerű vagy összetett (reológiai modell alapján), egy- vagy többfázisú folyadék, melyeket a legújabb technológiákkal megvalósított mikrorendszerekben áramoltatnak. A mikro tipikusan a következő tulajdonságok egyikét jelenti: -

kicsi térfogat (µl, nl),

-

kis méret (mm, µm),

-

kisebb energiafogyasztás,

-

sajátos fizikai, kémiai, biológiai törvényszerűségek mikro-méretekben [8], [9]. Ez egy multidiszciplináris terület, több tudományág peremterületét is érinti,

mint a biotechnológia, orvosbiológia, kémia és a MEMS (micro-electro-mechanical

9

10

PhD értekezés

Horváth Eszter

systems), és olyan alkalmazott eszközök tervezésével foglalkozik, melyeket kis térfogatú folyadékok kezelésére használnak. A mikrofluidikai technológia eredete 35 évvel ezelőttre nyúlik vissza. A Stanford Egyetemen gázkromatográfiás levegő analizátor kutatásához [10], [11], [12], az IBM-nél pedig a tintasugaras nyomtatófejek fejlesztésénél használták [13], [14], [15]. A mikrofluidika alkalmazási területei: -

szenzorok,

-

DNS chipek,

-

„mikrolabor” (lab-on-a-chip) technológia,

-

mikro-hajtások, és mikro-termikus technológiák [16]. Új alkalmazási területként tovább kutatják és fejlesztik a fluidikai rendszert,

hogy minél összetettebb struktúrákat valósíthassanak meg, továbbá egyre nagyobb az igény mind elméleti, mind gyakorlati vizsgálatokra az alapvető fizikai és kémiai jelenségek terén, amivel lehetőség nyílik megfelelő modellező eszközök készítésére. A folyadékok áramlástanilag másképp viselkednek mikro-, mint konvencionális méreteikben, ezért a mikrofluidikai rendszerekben az olyan tényezők dominálnak, mint a felületi feszültség és az energiaveszteség. A mikrofluidika tanulmányozza, hogyan változnak ezek a jellemző tulajdonságok, illetve hogyan lehet kezelni és kiaknázni új alkalmazásokban. Az idők folyamán kiforrt szilícium alapú technológia mellett egyre inkább teret hódítanak és tökéletesednek a műanyag, polimer és LTCC alapú technológiák a mikromegmunkálásban. A műanyagot alkalmazó technológiák költséghatékonyak (százszor kevesebbe kerül azonos tömegmennyiség esetén) és alkalmasak gyors prototípusgyártásra. Némely polimer-technológia alkalmazása estén a mikrofluidikai eszköz néhány órán belül elkészíthető, míg szilícium technológia esetén akár egy hetet is igénybe vehet. Másrészről további kedvező tulajdonságai (felületi hatás, átlátszóság, változatos anyagok) is hozzájárulnak ahhoz, hogy a „soft” technológia a figyelem középpontjába kerüljön, továbbá felgyorsítják a mikrofluidika fejlődését a mikrocsatornák gyors megvalósításával [17], [18], [19]. Az LTCC ötvözi a szilícium technológia által kínált előnyöket, mint például a feldolgozó elektronika és fluidikai csatornák egy rendszerbe integrálása, valamint a polimer technológiákhoz hasonlóan gyorsabb és olcsóbb kivitelezést tesz lehetővé.

Horváth Eszter

PhD értekezés

11

3. Passzív elemek és csatornák megvalósítása üvegkerámia hordozóban 3.1

Passzív elemek rétegfelviteli technológiája LTCC-ben

3.1.1 A szitanyomtatás folyamata Az LTCC hordozó alapú integrált áramkörökben a passzív alkatrészeket és azok összeköttetéseit a különböző paszták egymás utáni felvitelével valósítják meg [20]. A felületi és eltemetett passzív elemek kialakítására az LTCC rétegfelviteli technológiája a vastagréteg technológiából jól ismert szitanyomtatás, mely az egyik legegyszerűbb és mindemellett olcsó rajzolatkialakítási megoldás. A szitanyomtatás során a szitakeretre kifeszített szitamaszkot a nyomtatókés a hordozóhoz szorítja meghatározott erővel és a beállított sebességgel végighalad rajta, miközben a kés éle elé helyezett pasztát a maszk nyitott felületén keresztülpréseli. A kés anyaga általában poliuretán vagy valamilyen elasztomer, mint a gumi vagy a kaucsuk. A szitaszövet anyagát tekintve leggyakrabban műanyag vagy fém. Műanyagok közül a poliészter és a nylon a legelterjedtebb szitaszövet, ezeket széles körben használják a sokoldalúságuk és az olcsóságuk miatt, míg a fém szitát, ami általában rozsdamentes

acélból

készül,

a

leghosszabb

élettartamú,

előnyösebb

a

tömeggyártásban. A sziták egy másik fontos jellemzője a szitaszövet-sűrűség, vagy más néven Mesh szám, ami az inchenkénti nyílások számát jelenti. Minél nagyobb a Mesh szám, annál finomabb részleteket és jobb minőséget lehet előállítani. A keret szintén fontos része a szitának, mely számos méretben, alakban, és profilban rendelkezésre áll. Fontos, hogy a keret ellenálljon a megfeszített szita következtében fellépő mechanikai feszültségnek. A keretek anyaga készülhet például fából, magnéziumból vagy acélból, de leggyakrabban alumíniumot használnak erre a célra. A keret anyagának megválasztásánál figyelembe kell venni a szita méretét is, hiszen nagyobb keretre arányosan nagyobb erő hat, ami a keret hajlásához, csavarodásához vezethet [21]. A szitanyomtatásnak alapvetően két típusa van: a „kontakt” és az ún. „offkontakt” (kontakt nélküli) nyomtatás. A kontakt nyomtatásnál a hordozó közvetlenül hozzáér a szitához. Ez általában kevésbé előnyös, mert a szita felemelése gyakran a

12

PhD értekezés

Horváth Eszter

nagy felbontású lenyomat károsodásához vezethet. Az „off-kontakt” nyomtatás esetén a hordozó és a szita között egy adott távolság van. A rugalmas szitaszövet a kés elhaladta után visszarugózik a hordozótól, míg a szita nyílásain keresztüljutó paszta a hordozóhoz hozzátapad (l. 3.1.1 ábra).

3.1.1. ábra Az „off-kontakt” szitanyomtatás folyamatábrája.

Az „off-kontakt” nyomtatás esetén fontos a helyes hordozó-szita távolság beállítása. Helytelen távolság beállítás következtében a következő hibajelenségek alakulhatnak ki: I. szita-hordozó távolsága túl kicsi: -

szitanyomtatáskor

a

szita

letapad,

minek

következtében

a

paszta

rétegvastagsága jelentősen megvastagodik a letapadás helyén, -

a letapadás következtében úgynevezett „paszta hold" alakul ki, amely lenyomattorzulást okoz,

-

túl nagy késnyomás következtében a rajzolat elmosódik,

II. szita-hordozó távolsága túl nagy: -

a lenyomat hiányos,

-

a lenyomat pasztarétegének vastagsága egyenlőtlenül vékony,

-

a szita a túl nagy késnyomás következtében maradandóan megnyúlik,

-

a lenyomat torzul, a pozicionálás pontossága (váltakozó irányban) elmozdul,

-

nem lehet a finombeállítást megfelelően elvégezni [22].

Horváth Eszter

PhD értekezés

A szita szövése szerint megkülönböztethetünk vászon-, sávoly- és gézszövésű szövetet (l. 3.1.2 ábra) [23].

3.1.2. ábra A szitanyomtatásnál használt különböző szövési mintázatok: vászon-, sávoly- és gézszövés.

A szövetek legfontosabb tulajdonságaikat összefoglalva:

-

A vászonszövés a legegyszerűbb és legelterjedtebben használt szövési mintázat. A szálak felváltva egyszer felül majd alul keresztezik a merőleges szálakat. Kiválóan alkalmazható a legtöbb esetben.

-

A sávolyszövés annyiban hasonlít a vászonszövéshez, hogy itt is felül és alul keresztezik egymást a merőleges szálak. Azonban itt a hurkolásnál meghatározott sorrendben egy-egy szál kimarad a keresztezésből. Ez a szövési technika a legjobb választás, ha a minőség kevésbé fontos, mert ez a legolcsóbb megoldás.

-

A gézszövés esetében két szomszédos párhuzamos szál felváltva keresztezi egymást, ahol a keresztező szál áthalad rajtuk, ezzel biztosítva a szálak pozícióját. Ez a szövet hosszú távon is jól használható a szövet erősségének köszönhetően. A keretre való feszítésnél elterjedten használják, hogy a szálak párhuzamos

helyett 45 fokos szöget zárnak be a keret oldallapjaival, ezáltal a ráfeszítésnél kevésbé csökken a szövet feszessége, mert a keret jobban ellenáll az ilyen irányú terhelésnek, másrészt nyomtatásnál keresztirányban nem csak egy szál tart (l. 3.1.3 ábra) [24].

13

14

PhD értekezés

Horváth Eszter

a,

b,

3.1.3. ábra A szitaszövet rögzítése a kereten: a, a szitaszálak merőlegesek, b, a szitaszálak 45 fokos szöget zárnak be a keret oldallapjaival.

A szitán a megfelelő rajzolat kialakítására a kívánt mintázat negatívját kitakarják, melyre kétféle maszkolási technológiát alkalmaznak: a fémmaszkot illetve az emulziós maszkot. Fémmaszkon belül megkülönböztetünk direkt és indirekt fémmaszkot. Emulziós maszkoknál lehetőség van: - direkt emulziós maszk készítésére: itt a keretre kifeszített szitaszövetre fényérzékeny emulziót visznek fel, majd a nyílásokat fotolitográfiával alakítják ki, - indirekt emulziós maszkra: az ábrakialakítás szitától függetlenül egy hordozó fólián van és ez az ábra kerül a szitára,

Horváth Eszter

PhD értekezés

- kombinált emulziós maszkra: ahol folyékony és hordozó fólián lévő szilárd emulziót együttesen viszik fel a szitára. Az emulziós maszk nagy előnye, hogy olcsó és az emulzió kimosható, így a szita újra felhasználható, a fémmaszkok pedig hosszabb élettartamúak, de jóval drágábbak. Habár a szitanyomtatás technológiáját kb. ezer éve használják, ennek ellenére számos fejlesztést vezettek be a technológiában az elmúlt 50 évben [25]. A szitanyomtatás optimalizálását leginkább empirikus úton végezték a numerikus modellek használata nélkül. Az első empirikus optimalizálási módszert Kobs és Voigt írta le, akik a folyamat több mint 50 paraméterét nevezték meg és a legfontosabbak változtatásának kombinációjaként 300 különböző esetet vizsgáltak és összevetették az ábrahűségre, ellenállásértékre nyomtatási minőségre gyakorolt hatásukat [26]. A szitanyomtatás paramétereit alapvetően két csoportba oszthatjuk. A paraméterek egy része a nyomtatás során adott, mint pl.: a szita anyaga, szövése, mérete, mesh száma, fedettsége, a kés esetén pedig az anyaga és mérete. Más paraméterek, mint a késvonal nyomás, a szövet-hordozó távolság, a nyomtatási sebesség és általában a kés nyomószöge viszont állíthatók. Ezek a vizsgálatok hatalmas tapasztalati tudásbázist szolgáltattak, azonban a nyomtatásra vonatkozóan általános szabályokat modell nélkül nem lehetett megfogalmazni ezek alapján. Miller megvizsgálta a nyomtatott paszta mennyiségét a hordozón a paszta reológiai tulajdonságai, a mesh szám és a rajzolati csíkszélesség függvényében [27]. Mások megvizsgálták, hogy a kés szöge és jellemzői mennyire befolyásolják a nyomtatott paszta vastagságát [28], illetve vizsgálták a szita hatását a finom rajzolatú mintázat felbontásának és ábrahűségének minőségére [29]. Későbbi kutatásokban már a paszta vastagságát a nedvesítést leíró egyenletek segítségével figyelembe tudták venni a paszta egyenletességét befolyásoló tényezőket is [30]. A szitanyomó kés szerepe is jelentős a folyamatban, hiszen: - a szitát közvetlen kapcsolatba hozza a nyomtatási felülettel, - belepréseli a pasztát a szita nyitott területeibe, - elhúzza a felesleges pasztát a szita felületéről, - szabályozza a szita felemelkedését.

15

16

PhD értekezés

Horváth Eszter

A megfelelő kés kiválasztásához 3 paramétert kell figyelembe venni, ugyanis nem mindegy, hogy milyen a kés keménysége, profilja és a sarkainak az alakja [31]. Általánosságban elmondható, hogy keményebb kés nagyobb erőt közvetít, mint a lágyabb, viszont ez utóbbi jobban idomul a hordozó felületéhez. A profil módosításával (l. 3.1.4. ábra) csökkenteni lehet a közvetített erőt, ami a hordozóra hat.

3.1.4. ábra A különböző profilok biztosítják a kés megfelelő mechanikai viselkedését és korlátozza a közvetített erőt.

Továbbá a kés alakja módosítja az effektív nyomtatási szöget. Általában a beállított szög eltér az effektív nyomtatási szögtől, mert a kés az erő hatására meghajlik (l. 3.1.5. ábra).

3.1.5. ábra A szitanyomtatás során a beállított szög eltérhet az effektív szögtől a kés deformációjának következtében.

Ha az effektív szög kicsi, a kés több pasztát nyom át a szitán és kevésbé távolítja el a maradékot a szita felszínéről. Derékszögű profil a legelterjedtebben használt kialakítás, ami közepes mértékben illeszkedik a felülethez, de a legnagyobb erőt közvetíti a hordozó fele és az effektív és a beállított szög közel azonosnak tekinthető. A ferdén levágott késprofil esetében viszont az effektív szög mindig kisebb, mint a beállított. Ez a konstrukció biztosítja a legjobb illeszkedést, és a legkisebb erőt.

Horváth Eszter

PhD értekezés

Lekerekített késprofil esetén a leggyengébb az illeszkedés, erősen korlátozza az erőt és az effektív szög mindig nagyon kicsi valamint a beállított szöggel alig befolyásolható [31]. A kés élességét a kés élének alakjával állíthatjuk be. (l. 3.1.6. ábra).

3.1.6. ábra A kés különböző sarokkialakításai befolyásolják a felbontást és a felnyomtatott paszta vastagságát.

A kés éle meghatározza a hordozóra kerülő paszta vastagságát. Minél élesebb a kés annál kevesebb mennyiségű paszta jut a hordozóra és ez az ábra felbontását is befolyásolja, mert kevesebb paszta élesebb kontúrvonalat eredményez a lenyomaton. A legjobb minőségű lenyomat érdekében a kés keménysége, a profil és az él alakja tetszőlegesen kombinálható [31]. Egy másik lehetséges megoldás az ún. görgőkéses nyomtatás [31]. A hagyományos nyomtatókést görgős késre (l. 3.1.7. ábra.) cserélve magasabb nyomtatási sebesség érhető el és mindemellett kiváló, egyenletes pasztavastagságot biztosít.

3.1.7. ábra A speciális görgős nyomtatókés fix nyomtatási szöget biztosít a terhelő erőtől függetlenül.

A kés esetében fontos az is, hogy az oldószerek hatására minél kevésbé változzon meg a mechanikai szilárdsága és rugalmassága. Végeselem modell (VEM) segítségével kimutatták, hogy a kés mechanikai tulajdonságai jelentős hatással vannak a deformációra [33].

17

18

PhD értekezés

Horváth Eszter

Általánosságban elmondható, hogy a folyamat optimalizálására a legjobb eredményt úgy érhetjük el, ha a paraméterek beállítására elméleti modellt alkotunk [34]. A szitanyomatatási folyamat első elméleti modelljét Riemer írta le több mint 20 évvel ezelőtt [35], [36], [37]. Matematikai modelljei alapvetően a Newtoni folyadékok viszkózus súrlódásán alapultak [38]. Ezt a modellt később többen is kibővítették [39], [40], de sehol sem vették figyelembe a szita rugalmasságát, ami alapvetően meghatározza a folyamatot, továbbá egyik modell sem foglalkozott a szita geometriájának hatásával, holott az ismétlődő terhelés miatt nem szabad ezeket figyelmen kívül hagyni. White a szitát membránként modellezte, ahol a szita egész területe felül és alul is pasztával van elárasztva [41]. Továbbfejlesztve a modellt, kiegészítették a leírást a folyadék/levegő szabad felületével, amely a szita alatt kés előtt jelentkezik [42]. Az utóbbi években a szitanyomtatás fejlesztési irányvonala a speciális felhasználású

alkalmazások

felé

összpontosult:

napelemek

nagyfelbontású

fémezésének felviteli technikáját fejlesztették ki [43], míg mások folyadékkristályos (Liquid Crystal Display, LCD) kijelző színszűrőjét vitték fel ezzel a technológiával [44], de a szitanyomtatás költséghatékony megoldásnak bizonyult DNS chipek gyártásánál is [45]. Az egyes paraméterek befolyásoló hatására és az általános nyomtatási hibajelenségek megoldására azonban napjainkban is keresik a megoldást [46].

3.1.2 A szakirodalmi tanulmányok összefoglalása A szitanyomtatás szakirodalmából a fentiekben a munkám megértéséhez és megalapozásához nélkülözhetetlen információkat emeltem ki ebben a fejezetben. Az összefoglaló alapján látható, hogy a szitanyomtatás minőségének javítására irányuló vizsgálatok már körülbelül 50 éve folynak rendületlenül, a témában számtalan kutatócsoport tevékenykedik. A kés alakjának a hatásával és modellezésével csak az utóbbi 15 évben foglakoztak és csak kevés tudományos közlemény jelent meg a témában. A nyomtatás minőségére irányuló modellek leginkább a paszta reológiai viselkedését célozták leírni, illetve a szitát, mint membrán kezelték. Ezt a típusú modellt még az utóbbi években is tovább bővítették. Azonban a tömeggyártásban a sziták folyamatos használata mellett nem szabad megfeledkezni az ismétlődő terhelés hatásáról, mely a szitában ébred a kés hatására. A szakirodalomban leirt kutatások nagy része csak a szitanyomtatás alapvető mechanizmusainak és a lejátszódó fizikai

Horváth Eszter

PhD értekezés

19

folyamatoknak a megértését célozza, és nem foglalkoztak a késgeometria hatásával a szita elhasználódásának szempontjából és sok esetben csak egy kezdeti paraméter beállítási módszert javasolnak, nem törődve a használat során bekövetkező változásokkal. Az utóbbi évek publikációi a témában leginkább speciális alkalmazásokra

összpontosít,

kevesen

foglalkoznak

általánosan

használható

modellekkel.

3.2

A szita mechanikai modellezése

Célkitűzés

A kutatómunkám célja, hogy eredményein keresztül egy olyan modell születését segítse elő és annak érvényességét igazolja, amely lehetővé teszi az „off-kontakt” nyomtatás során a szitában fellépő feszültségek eloszlásának vizsgálatát, figyelembe véve a szita előfeszítettségét, a visszatérítési erőt továbbá a súrlódási erőből és a kontakttávolságból adódó rajzolat-deformációt. A modell alapján a szitanyomtatás során alkalmazott optimális kontakttávolság beállítására – ami a szita feszességének csökkenésével folyamatos korrekcióra szorul – nyílik lehetőség, így a rajzolat minősége a szita egész élettartama során fenntartható. A modell segítségével kiválasztható a kés sarokkialakításának azon geometriája, amely a nyomtatás során legkevésbé veszi igénybe a szitát növelve annak élettartamát. Célom tehát annak megválaszolása, hogy adott szita esetén a gyártásban könnyen alkalmazható változtatások segítségével a nyomtatás minősége hosszabb távon fenntartható legyen a szita élettartamának növelésével.

3.2.1 Szita anyagi paramétereinek meghatározása A modellalkotás első lépéseként definiálni kell az eszköz geometriáját és az anyagi paramétereit. A szita geometriai paramétereit és a feszességét a szitagyártási folyamat határozza meg. A modellben a szálak 45 fokos szöget zárnak be a keret oldallapjaival, ezáltal a ráfeszítésnél kevésbé csökken a szövet feszessége, mert a keret jobban ellenáll az ilyen irányú terhelésnek (l. 3.1.3. ábra). A szita rugalmassági (Young) moduluszának meghatározásához a Voigt szabályt használtam :

E c = η ·E f ·V f + E m ·(Velemi - V f )

(3.2.1)

20

PhD értekezés

Horváth Eszter

ahol Em = 690 MPa az emulzió rugalmassági modulusza, Ef = 193 GPa a rozsdamentes acél rugalmassági modulusza, Vf a rozsdamentes acél térfogatrésze [m3], 2 3 Velemi az elemi szitatérfogat, melyre teljesül teljesül az l ⋅ 2 ⋅ d = 1 m = Velemi

összefüggés, melyben l az elemi szita oldalhossza. η a Krenchel faktor [-], [48]. Abban az esetben, ha a szálak orientációja Θ1 = Θ2 = 45° a kerethez képest, akkor:

η = 0.5·cos 4 Θ 1 + 0.5·cos 4 Θ 2 = 0.25

(3.2.2)

A Poisson szám a következő egyenlettel fejezhető ki:

ν xy = ν f ⋅ V f + ν m ⋅ Vm

(3.2.3)

ahol νf a rozsdamentes acél Poisson száma, ami 0.28 [49], νm az emulzió Poisson száma 0.43 [50]. A modellemben használt szita SD75/36 típusú rozsdamentes acél 230-as mesh számmal és 54%-os fedettséggel. A szita keresztmetszeti képének sematikus ábráját a 3.2.1. ábra mutatja,

3.2.1. ábra Az SD75/36 típusú szita keresztmetszeti rajza megjelölve a főbb geometriai paramétereket.

ahol d a szálátmérő [m], α a hurkolási szög [°], y az elemi rés hossza [m],

Horváth Eszter

PhD értekezés

21

x az elemi szál hossza [m].

x=

d sinα

(3.2.4)

A 3.2.4. egyenletet felhasználva a rozsdamentes acél térfogatrésze kiszámítható:

V f = 2·

d 2 ·π l2 d · · = 0.27 m 3 . 2 4 ( y + d ) sin α

(3.2.5)

A 3.2.5. egyenlet eredményét behelyettesítve a 3.2.1-be a szita rugalmassági modulusza 13 GPa-nak adódott. A szita mérete x és y irányban 0,298 m és 0,328 m, a vastagsága pedig 72 μm. A végeselem modellben ezek a paraméterek kerültek beállításra.

3.2.2 Szita és a kés közötti súrlódás A kísérletekhez a Heraeus cég PC 3000 típusú vezető ragasztóját használtam (LTCC technológiánál gyakran forrasztás helyett vezető ragasztóval rögzítik az alkatrészeket). A szitanyomtatásnál fontos szerepet játszik a kés és a szita között fellépő súrlódási erő. Ahogy a kés elhalad a szitán a súrlódási erő következtében a mintázat eltolódhat. Ezért a súrlódási erő meghatározására a 3.2.2. ábrán szemléltetett mérési elrendezést terveztem meg és alkalmaztam.

3.2.2. ábra Mérési elrendezés a szita és kés között fellépő súrlódási erő meghatározására.

Ezzel a méréssel meghatározható, hogy milyen összefüggés van a súrlódási erő (Ff) a nyomtatási sebesség (v) és a nyomtatási erő (Fs) között. A vastagréteg

22

PhD értekezés

Horváth Eszter

pasztákra, ragasztókra jellemző, hogy viszkózus, nem Newtoni folyadékként kell kezelni és e tulajdonságok teszik alkalmassá a szitanyomtatásra. Az ilyen folyadékok τ nyírófeszültségének leírására az Ostwald de Waele összefüggés szolgál [52]:

 ∂v  τ = K    ∂y 

n

(3.2.6)

ahol K az áramlás konzisztencia index (Pa⋅sn), ∂v/∂y a nyírási sebesség, vagy a sebesség gradiens, ami merőleges a nyírási síkra (s−1), n folyási index (-) [53][52]. A 3.2.3. ábra mutatja a nyírófeszültséget és a paszta sebességét a szitanyomás alatt. A vastagréteg paszta pszeudoplasztikus folyadék, mert n pozitív és kisebb, mint 1.

3.2.3. ábra A nyírófeszültség és a paszta sebessége a szitanyomás alatt.

Továbbá a szita megnyúlása – ami annál nagyobb minél nagyobb a kontakttávolság – rajzolattorzulást eredményezhet [54]. Ezt a hosszirányú torzulást – amit a 3.2.4. ábra szemléltet – figyelembe kell venni.

Horváth Eszter

PhD értekezés

23

3.2.4. ábra A felnyomtatott mintázat torzul a szita megnyúlásának következtében.

A rajzolat megnyúlásának vizsgálatánál a szita feszessége 2-3,3 N/mm-es tartományban volt, a kontakttávolság 0,9-1,5 mm, a súrlódási erőt pedig az előzőekben bemutatott mérés alapján vettem fel. A szita feszességének csökkenése más szempontból van hatással a nyomtatás minőségére. A szita visszatérítő erő csökken a feszesség csökkenésével, így a szita nem válik el azonnal a hordozótól a kés elhaladása után, ami a rajzolat elkenődéséhez vezethet. Ezért fontos lenne, hogy a feszesség csökkenését kompenzálják a kontakttávolság növelésével, hogy a szita ne tapadjon le a hordozóhoz nyomtatás közben.

3.2.3 A mechanikai modell elméleti háttere A mechanikai modellnél az izotróp anyagra vonatkozó Hook törvény általános összefüggésből indulhatunk ki [55]:

σ=

E ν (ε + ε I ⋅ I) 1+ ν 1 − 2ν

ahol σ a feszültség tenzor, E a rugalmassági modulusz, ν a Poisson szám, ε az alakváltozási tenzor, εI az alakváltozási tenzor első skalár invariánsa, I az egységmátrix.

(3.2.7)

24

PhD értekezés

Horváth Eszter

Köszönhetően a vékony, nagy kiterjedésű lemez térbeli problémájának, a merevségi mátrix egyszerűbb alakban is kifejezhető az anyag x – y irányú szimmetriája következtében:  1 − ν E  ν D= ( 1 + ν ) ⋅ ( 1 − 2ν )   0  ahol

ι

  0  1 − 2ν   2  0

1 −ν 0

(3.2.8)

E a rugalmassági modulusz, ν a Poisson szám. A szita a kés terhelésének hatására behajlik, és a relative nagy elmozdulás (az x – y kiterjedéséhez képest 3 – 5 ‰) következtében ún. geometriai nemlinearitás jelentkezik. Így az eredő deformáció számítására a Green-Lagrange-féle alakváltozási tenzort

[55]

használtam,

amely

egy

elemi

hosszúságú

anyagi

vektor

hossznégyzetének megváltozását méri. Az Eij alakváltozási tenzor definíciója indexes felírási móddal:

Eij =

1  ∂u i ∂u j ∂u k ∂u k  ⋅ + + 2  ∂x j ∂xi ∂xi ∂x j 

(3.2.9)

ahol u az elmozdulás vektor.

3.2.4 A szita végeselem módszeren alapuló mechanikai szimulációja és validálása A végeselem modellt ANSYS Multiphysics modellező program 11. verziójával végeztem. A szita modellhez SHELL 93 elemtípust választottam, mert lehetőséget nyújt a geometriai nemlinearitás figyelembe vételére a számításokban, olyan esetekben, mint a nagy elmozdulás (kihajlás vagy megnyúlás). Az előbbi geometriai nemlinearitás nagy szerepet játszik a modell mechanikai leírásánál. A SHELL 93-as elemtípusnak 6 szabadsági foka van minden csomópontban. A modellalkotás első lépése az volt, hogy a szita kezdeti feszességét beállítsam, ami a keretre feszítés következményeként lép fel (a kés terhelése nélkül). Ehhez a szita két merőleges végére vonal menti terhelést adtam, míg a másik kettőt

Horváth Eszter

PhD értekezés

rögzítettem a terhelés irányába. A 3.2.5. ábra mutatja modellkonstrukciót, a szita méretet (x=0,328 m, y=0,298 m), és az él-terhelést (σx, σy).

3.2.5. ábra A szita előfeszítettségének beállításához szükséges model mechanikai reprezentációja.

Erre a modellre azért volt szükség, hogy meghatározzam azt az elmozduláskényszert, ami a szita feszességének megfelelő értékű feszültséget eredményez. A tényleges szita modellben ugyanis a szita szélei rögzítve vannak az előző modell alapján számított elmozdulás-terhelést rákényszerítve. Peremfeltételként a szita szélei rögzítve vannak mind a 3 elmozdulási és mind a 3 forgási irányban (6 szabadsági fok). Figyelembe véve, hogy a nyomtatási folyamat elég lassú, stacionárius folyamatnak vehető, ahol a szita minden időpillanatban egyensúlyi állapotban van. A nyomtatókés szélességét 0,18 m-nek vettem. A könnyebb hálózás érdekében négyszögletű elemeket használtam ahol a háló sűrűségét fokozatosan növeltem a kés terhelési területe irányába, a többi helyen ritkább hálózást használtam a gyorsabb konvergencia érdekében (l. 3.2.6. ábra).

25

26

PhD értekezés

Horváth Eszter

késterhelés pozíciója

3.2.6. ábra A behálózott szita (rács)hálósűrűsége a végeselemmodellben a terhelés irányában besűrűsödik.

A szitanyomtatás modelljében a szita z irányú elmozdulását – ami a szita és a hordozó közötti távolság – korlátoztam az ipari előírásoknak megfelelően 1 mm-re [41]. A modellben előírt kényszereket a 3.2.7. ábra szemlélteti. A modell egyszerűsítése és a futási idő csökkentése érdekében a kontakt probléma elkerülhető, ha egy elmozdulás kényszert írunk elő a szitát érő terhelés vonalában (ahol a kés nyomja). Ezt azért lehet használni, mert a szita felveszi a kés alakját.

keresztmetszeti kép

3.2.7. ábra A végeselem modellben megadott elmozdulás kényszerek.

Annak érdekében, hogy összehasonlítsam a végeselem modell számítását a valós esettel egy mérési elrendezést terveztem és valósítottam meg, ami a 3.2.8. ábrán látható.

Horváth Eszter

PhD értekezés

3.2.8. ábra A szitát terhelve különböző erőkkel a szitahorpadás mértéke megállapítható az elmozdulásmérő segítségével.

A szita 11 különböző pontban volt terhelve, a szita közepétől 10 mm-es lépésközzel 100 mm-ig (l. 3.2.9. ábra). A terhelőerő 40 N-tól 80 N-ig terjedt, 10 N-os lépésekkel. Ezekkel a paraméterekkel 55 különböző mérési pontot kaptam. Minden mérési pontot 5 mérés alapján vettem fel.

3.2.9. ábra Mérés során a kés 11 különböző pozícióban terhelte a szitát.

27

28

PhD értekezés

Horváth Eszter

3.2.5 A feszültségeloszlás modellezése a szitában Az első modellben a szita keretre történő kifeszítésének következtében jelentkező megnyúlást határoztam meg. A vizsgált szita késterhelés nélküli kezdeti előfeszítése

px=py=2.65 N/mm

(vonalon

megoszló

konststans

intenzitású

erőrendszer, melynek eredője a kívánt előfeszítési erő) mind x és y irányban és az ennek megfelelő elmozdulás értéke pedig x=-0,6209 mm és y=0,5641 mm. A második modellnél az előző modellben kiszámolt elmozdulást kényszerítettem a szitára. A kés terhelését 11 különböző pontban 5 különböző terhelő erőre vettem fel a validáló mérésnek megfelelően. A szimuláció és a mérési eredmények összehasonlítását az 55 mérési pontra a 3.2.10. ábrán látható, melyen a szita maximális függőleges irányú elmozdulása van ábrázolva a kés vizszintes pozíciójának függvényében.

3.2.10. ábra A szimuláció és a mérési eredmények összehasonlítása 11 különböző pontban 5 különböző terhelő erőre, a mérés szórását feltüntetve.

A szimulált esetek túlnyomó részében a számított elmozdulás a mért értékek szórásán belül volt (l. 3.2.10. ábra), de a maximális eltérés is 3% volt (|Xmért-Xszámolt|/ Xmért alapján). A szitanyomtatás modelljénél – ahol a maximális elmozdulást z irányban 1 mmre korlátoztam – a feszültség a terhelés sarkainál összpontosult (l. 3.2.11. ábra).

Horváth Eszter

PhD értekezés

3.2.11. ábra A Mises-féle egyenértékű feszültség eloszlása a szitában a kés terhelési vonalában.

A szitában ébredő feszültséget a Mises-féle egyenértékű feszültséggel jellemeztem [55]. A maximális feszültség értéke 105 MPa volt, ami a kés sarkainál jelentkezett, ellenben a szita többi részén a feszültség csak 38 MPa-t ért el. Ez a jelenség azért jelentkezett,

mert

a

kés

profilja

derékszögű

csúcsban

végződik,

így

feszültségkoncentrációt eredményez. Elméletem igazolására megvizsgáltam egy 5000 nyomtatási ciklust használt szitát optikai mikroszkóppal és a szita károsodását vizsgáltam különböző részein. Azt tapasztaltam, hogy azon a területen, ahol a kés sarka végighaladt a szálak lekoptak, míg máshol épen maradtak (l. 3.2.12. ábra).

3.2.12. ábra A szita nyomtatási területének középső részén a szálak épen maradtak, de a kés sarkainak vonalában a szálak lekoptak.

A szitában ébredő koncentrált feszültség csökkentése érdekében a kés alakját módosítottam (l. 3.2.13. ábra). A lekerekítés két paramétere a lekerekítés sugara R és a lekerekített késszakasz hossza f.

29

30

PhD értekezés

Horváth Eszter

3.2.13. ábra A kés alakjának módosítása a lekerekítés paramétereit megjelölve.

A késlekerekítéssel kapcsolatos végeselem modellben az elmozdulás csak azon a vonalon volt előírva, ahol a kés érintkezett a szitával. Ez a módszer az előzőhöz hasonlóan azért volt itt alkalmazható, mert a szita felveszi a kés alakját a P pontig, ahol a deformálódott szita vonala megegyezik a lekerekítés meredekségével. Ebben a P pontban az α=β feltétel teljesül (l. 3.2.14. ábra).

3.2.14. ábra A szitára előírt elmozdulás feltétel a kés vonalában. Mises Az optimális sugár a σ max ( R ) függvény szélsőértékhelyének (minimumának)

megkeresésével adható meg. Az algoritmust a 3.2.15. ábra szemlélteti.

Horváth Eszter

PhD értekezés

3.2.15. ábra A késlekerekítés optimalizálásának folyamatábrája.

A kés lekerekítésének hatására (Ropt=1900 mm) f = 40 mm esetén a szitában ébredő maximális feszültség kevesebb, mint fele lett (l. 3.2.16. ábra).

3.2.16. ábra A Mises-féle egyenértékű feszültség eloszlása a szitában a kés terhelési vonalában (cián – lekerekítés nélkül, piros – a megfelelő lekerekítési rádiusszal).

Az f értékét olyan nagynak kell választani, amennyire a szitamaszk lehetővé teszi, mert nagyobb lekerekített szakasz alacsonyabb feszültségcsúcsot eredményez.

31

32

PhD értekezés

Horváth Eszter

3.2.6 A súrlódási erő és a szita feszesség hatása a nyomtatás minőségére A modellt kiegészítettem a súrlódási erővel (3.2.4. fejezet), hogy az ennek következtében jelentkező rajzolat eltolódást meghatározzam. A 3.2.1. táblázat összegzi a szita és a kés között fellépő súrlódási erőt a különböző kés sebességek és nyomások mellett. 3.2.1. táblázat A súrlódási erő a szita és a kés között különböző kés sebességek és nyomások mellett.

Sebesség [mm/s] Késnyomás [N] 10 20 30 40 50 60 70 80

20 40

60

80

100

120

140

160

2,2 2,6 3,4 3,6 3,6 3,8 4,6 4,8

4 4,4 4,6 5 5 5,2 5,6 5,8

4,6 5,2 5,2 5,4 5,4 6 6,2 6,6

4,6 5,4 5,6 5,8 5,8 5,8 6,2 6,6

5,2 5,6 5,8 6 6,2 6,4 6,6 6,9

5,6 6 6,8 6,8 7 7,2 7,4 8,4

5,6 6,2 6,6 7 7 7,4 8 8,4

3,4 4 4 4,2 4,6 4,6 5 5,6

A 3.2.1. táblázat adatait kiértékelve a 3.2.6. egyenletben az n értéke megbecsülhető a mérési adatokra a legkisebb négyzetek módszerével illesztett egyenes segítségével, értéke 0,2 és 0,4 közé adódik. Abban az esetben, amikor a súrlódási erő a legnagyobb volt (8,4 N) a kontakttávolság 1,5 mm és a szita feszessége 2 N/mm, a rajzolat elcsúszása így is csak 2,7 μm. A szita megnyúlásából eredő mintázat-megnyúlás kevesebb, mint 0,5 μm a nyomtatási területen (a szita hosszának ¼-étől ¾-éig), 1,5 mm-es kontakttávolság esetén. Nyilvánvalóan kisebb kontakttávolság esetén kisebb lesz a mintázat megnyúlás. Ennek megfelelően a mintázat-megnyúlás elhanyagolható 1,5 mm-es kontakttávolság alatt, amennyiben a súrlódási erő ebben a (3.2.1. táblázatban feltüntetett) tartományban van. Ha nincs megfelelő mennyiségű paszta a szitán, akkor a súrlódási erő megsokszorozódhat és az eltolódás elérheti a 10 μm-t is.

Horváth Eszter

PhD értekezés

Másrészről a nyomtatás minősége akkor tartható fent, ha a szita feszesség csökkenését kompenzáljuk. A szita feszessége ugyanis csökken az ismétlődő nyomtatási ciklusok hatására – amit ismétlődő mechanikai igénybevételként vehetünk figyelembe – ahogy a szita megnyúlása növekszik. Ahogy a feszesség csökken, úgy csökken a visszatérítő erő is, ezért a szita általában odatapad a hordozóhoz és a szita nem tud azonnal elválni a kés elhaladása után. A visszatérítő erő akkor fenntartható, ha a kontakttávolságot módosítjuk. A kezdeti szitafeszesség 3 N/mm és a kontakttávolság az ipari gyakorlatnak megfelelően 1 mm volt. Ezek a paraméterek megfelelő nyomtatási minőséget eredményeztek. A szita és a hordozó összetapadásának megelőzésére a kontakttávolságot a 3.2.17. ábrának megfelelően kell növelni.

2

Kontakt távolság; mm

1.8 1.6 1.4 1.2 1 0.8 0.6 0.4 0.2 0 0

0.5

1

1.5

2

2.5

3

3.5

Szita feszesség; N/mm

3.2.17. ábra A kontakttávolság kompenzációja a szitafeszesség függvényében.

Mivel a kés ereje nem változott, a pasztát ugyanazzal a nyomással nyomtatjuk fel és a módosított kontakttávolságnak köszönhetően a szita visszatérítését elősegítő rugalmas erő valamint a letapadást okozó erő viszonya megegyezik a kezdeti feszesség-kontakttávolság esetével.

33

34

PhD értekezés

Horváth Eszter

3.2.7 Összefoglalás, új eredmények 1. Téziscsoport: A kés alakjának szerepe a szitában fellépő feszültségre és a szita feszesség csökkenésének kompenzációja a kontakttávolság módosításával.

I. tézis: Végeselemes analízis valamint a direkt emulziós maszkkal ellátott rozsdamentes acél szita deformációjának terhelés alatti mérése alapján optimálisan kialakított késalak alkalmazásával a szitában kialakuló feszültség mértéke 50%-kal csökkenthető. A vizsgálathoz végeselem modellt készítettem, melyhez a szita rugalmassági paramétereit a módosított Voigt szabályt felhasználva határoztam meg. A szita feszességét olyan x és y irányú elmozdulás-kényszerrel adtam meg, mely az adott előfeszítettség vonalfeszültségének felel meg. Modelleztem különböző késterhelés (40-80 N) hatására fellépő szita deformációt 11 különböző helyen, mely eredményét kísérleti vizsgálatokkal ellenőriztem. A méréshez saját eszközt készítettem, mely alkalmas a szita deformációjának vizsgálatára különböző terhelések esetére. Ezután a modellbe

beillesztettem

az

általánosan

alkalmazott

kontakttávolságot

és

kiszámítottam a szitában fellépő feszültség eloszlását. A hagyományosan alkalmazott (lekerekítés nélküli) kés sarokpont miatt a szitában fellépő feszültség itt összpontosul. A kés sarokpont lekerekítési rádiuszának megfelelő megválasztásával a szitában fellépő feszültséget jelentősen (közel 50%-kal) csökkentettem, mellyel a szita várható élettartama megnőtt. A tézisponthoz kapcsolódó publikációk: L1, L2, L7 II. tézis: Direkt emulziós maszkkal ellátott rozsdamentes acél szita optimális nyomtatási képének megtartása érdekében függvénykapcsolatot határoztam meg a szitafeszesség és a szita - hordozó közötti távolság között a szitafeszesség 2-3 N/mm tartományán.

Horváth Eszter

PhD értekezés

Szitanyomtatás során a kés elhaladása után a szita elválik a hordozótól legyőzve a paszta és a szita közti adhéziót. Az ismételt szitanyomtatás hatására a szita feszessége csökken, ezért a szitát az eredeti pozíciójába visszatérítő erő is lecsökken. Ennek következményeként a rajzolat elmosódottá válik, mely korrigálható a kontakttávolság növelésével. A végeselem modellben a csökkent szitafeszességi értékekkel vizsgáltam, hogy az eredetileg 1 mm-es kontakttávolságot hogyan kell módosítani, hogy a 3N/mm-ről lecsökkent szita feszesség mellett a szita visszatérítő ereje állandó legyen. Modellem segítségével megadható a megfelelő szita-hordozó távolság a szitafeszesség függvényében, így a nyomtatott rajzolat nem kenődik el. A tézisponthoz kapcsolódó publikációk: L1, L2, L7

35

36

PhD értekezés

3.3

Horváth Eszter

A csatornát tartalmazó LTCC préselése

3.3.1 A laminálási folyamat szakirodalmi háttere Az LTCC anyagokat gyakran alkalmazzák mikrorendszerekben a benne rejlő számos lehetőség miatt (pl.: kémiai inaktivitás, hermetikusság, hőtágulási együtthatója megegyezik a szilíciuméval, magas hőmérsékleten is stabil, 3D lehetőség) [19], [56], [57], [58]. Az LTCC technológia lehetőséget nyújt különböző mikrofluidikai rendszerek fejlesztésére, mint pl.: áramlás szenzor, mikromixer [59], mikroreaktor [60] és PCR (Polymerase Chain Reaction) eszközök, illetve komplex folyadékkezelő rendszer – kémiai analizátor, szivattyú [61], szelep [62], kapilláris szeparátor, kémiai érzékelő – megvalósítására is alkalmas és ezeket a hordozóba vagy szendvicsmodulba integrálják [63] Az elmúlt 10 évben számos kutatásban foglalkoztak mikrofluidikai eszközök készítésével, melyhez csatornákat és elektronikus alkatrészeket integráltak LTCC modulba. A „Lab on Chip” eszközökkel analóg módon hozzák létre a „Lab on Substrate”-ot, a multifunkcionális LTCC eszközökbe építve a fluidikai, elektronikai, szenzor és optikai funkciókat [64]. Az eltemetett csatornát (fluidikai csőrendszert) tartalmazó LTCC hordozó technológiájának kritikus pontja a préselés, hiszen a hagyományos préselési eljárás a legtöbb esetben nem felel meg, ha eltemetett struktúrát szeretnénk létrehozni a hordozóban. Az eltemetett csatornák eldeformálódnak, a fedőrétegek behorpadnak, legrosszabb esetben be is szakadhatnak, s ezek a hibák mind tönkretehetik a mikrofluidikai eszközt. Ezen problémák megoldására a szakirodalom többféle módszert is kínál. A deformáció kiküszöbölésére sok helyen alacsonyabb nyomást alkalmaznak az előírtnál [65]. Khoong irodalmi összefoglalójából kiderül, hogy számtalan laminálási variációt publikáltak már, amiben a nyomást változtatták 2 Mpa-tól 30 Mpa-ig, a laminálás idejét 2 perctől 10 percig, a laminálás hőmérsékletét pedig 40 °C és 100 °C között [66]. Lehetetlen azonban egyértelmű következtetéseket levonni az egész struktúrára vonatkozóan átfogó vizsgálat nélkül. A legtöbb kutatásban a minta keresztmetszetét vizsgálták meg, amely csak az adott régióra ad információkat. A pásztázó akusztikus mikroszkóp (SAM – Scanning Acoustic

Horváth Eszter

PhD értekezés

Microscope) alkalmazása megoldást jelenthet az eltemetett struktúrák analizálására [67], de a tokozás is kiválóan vizsgálható [68]. Az eltemetett csatornák vizsgálatára azonban eddig még kevesen használták [69], [70], illetve a delamináció mértékét sehol sem figyelték, és nem minősítették kvantitatív módon. Egy gázszenzor akusztikus mikroszkópi felvétele a 3.3.1. ábrán látható.

3.3.1. ábra Gázszenzor akusztikus felvételén látható a belső csatornahálózat kialakítása [70].

Ha a préselés során használt nyomást csökkentjük, akkor az eltemetett csatornák feletti fedőrétegek kevésbé horpadnak be, a csatorna keresztmetszetének alakja jobban közelíti a kívánt alakzatot. Viszont a nyomás csökkenésével megnő a valószínűsége, hogy az LTCC hordozó rétegei között nem alakul ki megfelelő kötés és fellép a delamináció jelensége, mikor a különböző rétegek a kiégetés után elválnak egymástól, mivel a lamináció közben nem alakult ki megfelelő kötés közöttük (l. 3.3.2. ábra) [71].

delamináció

LTCC 3.3.2. ábra Delamináció a rétegek között 50 atm nyomás esetén [71].

37

38

PhD értekezés

Horváth Eszter

Ennek hatására a csatorna ugyan kevésbé horpad be, de a rétegek közötti delamináció esélye nő, ami csatornák esetén különösen nemkívánatos, hiszen a benne áramló közeg behatolhat a rétegek közé. A delamináció valószínűségét csökkenteni lehet a rétegek közé felvitt ragasztóanyag használatával, mely nem károsítja a hordozót és kiégetés során eltávozik [72], de ez további problémákat eredményez: pl. ha nem egyenletesen viszik fel a kötőanyagot vagy nem megfelelő vastagságú. Mindezek mellett a felvitel egy további technológiai lépést igényel. Egy hasonló módszert Roosen alkalmazott és hideg alacsony nyomású laminálásnak (CLPL – Cold Low Pressure Lamination) nevezte [73] el, melyhez egy kétoldalú ragasztó réteget használt, ami akrilát ragasztóból és polietilén-tereftalát hordozófilmből (Mylar fólia) állt. Ezzel a módszerrel a kerámia 2,5-5 MPa közötti nyomással préselhető. A kiégetés során a ragasztó anyag megömlik és bediffundál a hordozóba, az olvadt polimer által keltett kapilláris erők pedig összehúzzák a kerámia lapokat [74], [75], [76]. A

technológiának

számos

előnye

van:

a

rétegek

közötti

kötés

szobahőmérsékleten alacsony nyomáson jön létre, és a csatorna nem deformálódik a folyamat során. Nagyméretű (>10 mm) csatornát nem lehet készíteni ezzel a technológiával, mert főleg nagy rétegszám esetén – a laminált struktúra behorpad [66]. Más ragasztó anyagokkal is elérhetjük a kívánt kötést pl. PEOX (Poli-2etiloxazolin) vagy PSA nyomásra érzékeny ragasztóval. Ezen anyagok használatával a szükséges préselési nyomás közel 0 - 7 MPa tartományba csökkenthető [77]. A PEOX áldozati anyaggal megvalósított süllyeszték keresztmetszeti képét mutatja a 3.3.3. ábra.

süllyeszték

LTCC 3.3.3. ábra Süllyeszték keresztmetszeti képe alacsony nyomású préselés esetén PEOX felhasználásával [77].

Horváth Eszter

PhD értekezés

Egy másik kötési eljárást valósított meg Da Rocha folyékony ragasztó alkalmazásával, mellyel 1,69 Mpa-ra lehetett csökkenteni a préselési nyomást [78], de az LTCC és a ragasztó közötti kémiai reakció hatását nem vizsgálták. Erre a célra még sokféle anyagot használnak (pl.: méz, etil-cellulóz), de az eljárás hátránya, hogy bizonyos ragasztóanyagok még szinterelés előtt eltávoznak, így a végső struktúra továbbra is torzulhat. Az előző technológiához hasonló hideg kémiai laminálást (CCL – Cold Chemical Lamination) dolgoztak ki, mely alkalmas zárt üregek kialakítására [72]. A kötés diffúzión alapszik. A technológia nehézsége, hogy a ragasztóréteget nagyon pontosan kell felvinni. Túl vastag réteg deformációt okozhat, túl vékony réteg nem biztosít megfelelő kötést. A hagyományos préselési nyomás (gyártó által javasolt) esetén viszont rendszerint deformálódik a csatornát fedő réteg [71]. Erre megoldásként a kutatásokban különféle áldozati anyagokat (SVM – Sacrificial Volume Material) alkalmaztak kitöltés céljára. Az áldozati anyag mechanikai stabilitást biztosít struktúra rétegeinek a csatorna környezetében. Áldozati anyag felhasználása esetén ezt a lépést is integrálni kell a hagyományos technológiai folyamatba. Ennek lépéseit mutatja a 3.3.4. ábra.

3.3.4. ábra A mikrofluidikás LTCC hordozók technológiai szekvenciája.

39

40

PhD értekezés

Horváth Eszter

A technológia első lépéseként méretre vágják a hordozót, majd a még zöld (kiégetetlen) üveg-kerámia hordozó megfelelő rétegeinek lyukasztása, kivágása következik a viák és csatornák részére. A viákkal rendelkező rétegek vezető pasztával való kitöltése után a vezető és ellenállás rétegek felvitele következik a nyers üvegkerámiára szitanyomtatással. A pakett összeállításakor fontos a nyers hordozók pontos egymásra helyezése majd előpréselése a csatornát fedő rétegek kivételével. Az előpréselés a fluidikai csatornák kialakítása miatt elengedhetetlen, mert csak így nyílik lehetőség a vájatok áldozati anyaggal történő kitöltésére. Erre a célra megfelelően megválasztott áldozati anyagot használnak – ami kiégetés során elpárolog vagy elég – majd a fedő rétegeket ráhelyezik a pakettre. A végső préselés során az egymásra illesztett összes réteget (nagyobb nyomáson, mint az előpréselésnél) összepréseljük. A pakett kiégetése (hő, nyomás) során a hordozóból elpárolognak a szerves oldószerek, az üveg megömlik és az áldozati anyag eltávozik a csatornákból. Ezután a kiégetett LTCC hordozó felületén RC hálózatot alakíthatunk ki a vastagréteg technológiával analóg módon (szitanyomtatás és beégetés). A 3 dimenziós struktúrák kivágásához leginkább kétféle módszert alkalmaznak: lézeres és mechanikai (CNC) megmunkálást. További lehetőségként a nyers LTCC kémiai megmunkálását gőzsugaras maratással jelenleg is kutatják. A párhuzamosított oldószersugár eltávolítja a szerves anyagokat és folyadék folyamatos áramlása segít eltávolítani a kerámia szemcséket [79]. Lézeres megmunkálás esetén optimalizálni kell a lézer beállítási paramétereket (ismétlődési frekvencia, nyaláb eltérítési sebesség, impulzus ismétlési szám, teljesítmény, dióda áram). A túlzottan magas impulzus frekvencia hatására az LTCC hordozóban lévő üvegpor nagymértékben megolvad, a gyors nyaláb eltérítési sebesség miatt viszont a nyaláb csak az anyag felszínéről távolít el anyagot. A paramétereket az LTCC abszorpciós karakterisztikája is befolyásolja [80]. Nagyobb ismétlési szám és kisebb teljesítmény mellett az élek sokkal simábbak, mint nagyobb teljesítmény esetén [81], [82], [83], [84]. Az LTCC rétegeken kivágott struktúra egymásra illesztése után a pakettet laminálni kell. A végleges lamináció előtt, a deformáció kiküszöbölésére a csatornát vagy süllyesztéket áldozati anyaggal töltik ki. A 3 dimenziós struktúráknak az egyik kialakítási módja, hogy ideiglenes betéteket helyezünk el a hordozón majd így lamináljuk. Nagy hátránya, hogy a betéteket mechanikus úton (marással) kell eltávolítani, ez egy nehezen gépiesíthető

Horváth Eszter

PhD értekezés

folyamat, amit ráadásul nagy precizitással kell végrehajtani nehogy a hordozó sérüljön. A másik igen nagy hátrány, hogy nagymértékben korlátozza a létrehozható struktúra méreteit, hiszen olyan kivezetésekkel kell ellátni, hogy az anyagot el lehessen távolítani. További hátrány, hogy nagyon időigényes ezeket méretre szabni, mivel minden egyes eltemetett struktúrára egy külön betétet kell készíteni. Célszerűbb, ha folyadék alapú anyagokkal töltjük fel a csatornákat amik szinterelés közben megszilárdulnak, így alátámasztva a csatornát, de az így megszilárdult anyagot ugyanúgy el kell távolítani a hordozóból laminálás után [85], [86], [87]. Az áldozati anyagoknak egy másik formája, melyek szintén nem bomlanak el teljesen, vagy egyáltalán nem a kiégetés során, de ezeket az anyagok kiégetés után kémiai úton távolítják el, maratják. Ilyen támasztó anyag lehet az ólomüveg, de az maratás után rendszerint némi maradékot hagy a csatornában [88]. Kerámia porok, mint a cirkónium-oxid, aluminium-oxid, vagy magnézium oxid is megoldást nyújthat a félig felfüggesztett mozgatható elemek számára, mint pl.: félhíd, forgórész vagy kondenzátor fegyverzet [89]. Ezek az áldozati anyagok nem kötnek hozzá az LTCChez laminálás és kiégetés során és kiégetés után sűrített levegővel ki lehet fújni a struktúrából, de kisméretű struktúrák esetén ez a technológia kevésbé alkalmazható. Létezik az áldozati anyagoknak egy nagyon elterjedten alkalmazott csoportja is, amelyek a kiégetés során teljesen elbomlanak, így a struktúra méretét nem korlátozza az előző anyagok esetén ismertetett áldozati anyag eltávolítási folyamat. Cetil alkoholt [71], szén alapú anyagokat [90], [91], [84], viaszokat és polimer anyagokat [80] alkalmaztak ilyen típusú áldozati anyag céljából és számos kutatás foglalkozott a technológia optimalizálásával, mind kitöltés, préselés és kiégetés szempontjából. Utóbbiakról kiderült, hogy gyakran hagynak vissza maradványanyagot a csatornában kiégetés után. Az áldozati anyag megválasztása befolyásolja a csatorna geometriáját. Megvizsgálták a csatorna horpadásának mértékét hagyományos LTCC technológia és különböző áldozati anyagok alkalmazása esetén, melyek eltávoznak kiégetés során (l. 3.3.5. ábra) [73].

41

42

PhD értekezés

Horváth Eszter

3.3.5. ábra Csatorna behorpadása az áldozati anyagok függvényében 130 μm-es csatornamagasság esetén [73].

A vizsgálatokból kiderült, hogy bármilyen áldozati anyag alkalmazásával már negyedére csökkenthető a horpadás mértéke. Legjobb eredményt a szén szalaggal érték el [73]. Ez annak köszönhető, hogy a három anyag közül ez a legsűrűbb, és kiégetés kezdetén nem zsugorodik jelentősen. A csatorna méretét a laminálás alatt alkalmazott nyomás és a préselési idő is befolyásolja [80]. A 3.3.6. ábrán látható a csatorna horpadásának mértéke a préselési paraméterek függvényében.

3.3.6. ábra Csatorna behorpadása az préselési paraméterek függvényében [80].

Horváth Eszter

PhD értekezés

A préselési hőmérséklet minden esetben 40 °C volt. Az LTCC zsugorodása préselés alatt x-y irányban 2 %, z irányban 3,5 % 30 és 120 bar nyomás mellett, míg a csatorna horpadása elérheti a 60 %-ot is. Az LTCC mechanikai tulajdonságainak javítására kifejlesztettek egy olyan üveg-kerámia szalagot, mely kétrétegű és az egyik réteg csak szerves kötőanyagból áll. Ezáltal sokkal jobb tulajdonságokat mutat (tömörség, préselhetőség) a hagyományos üveg-kerámia hordozóval szemben (l. 3.3.7. ábra).

3.3.7. ábra Hagyományos (a) és kétrétegű (b) üveg-kerámia hordozó keresztmetszeti képe [92].

Az ábrán látható, hogy a kétrétegű struktúra sokkal tömörebb és kis nyomású laminálásnál sem lép fel delamináció, ami kifejezetten előnyös az eltemett csatorna kialakítása esetén [92]. Behorpadás és delamináció nagyobb arányban jelentkezik relatív széles csatornáknál [91]. Kutatásokat végeztek az LTCC hordozó préselésmentes laminálásával kapcsolatban. Ebben az esetben a rétegek rögzítését csak a ragasztóanyag

biztosítja,

mely

az

LTCC

kötőanyaga,

vagy

a

vastagréteg

pasztarendszer valamilyen alkotóeleme, ami kiégetés során maradéktalanul eltávozik [81]. Három különböző polimerszármazékot vizsgáltak erre a célra: folyékony polimetilmetakrilátot (PMMA; Merck: Selectilux EB250A), 40 %-os ioncserélt vízben feloldott polivinilacetátot (PVA 5000 és 50000; Mowiol), és 2 %-os ioncserélt vízben feloldott hidroxietilcellulózt (HEC). A ragasztó anyagán kívül a felvitelének módja is

43

44

PhD értekezés

Horváth Eszter

befolyásolja a laminálás minőségét. A kísérletben merítéssel, porlasztással és pörgetéssel kombinált felöntéssel vitték fel a ragasztóanyagokat. Az utóbbi eljárásnál nagy volt a minta sérülésének kockázata, mert 1500/perc fordulatszámmal forgatták a mintát 10 másodpercig. A porlasztást a nagy viszkozitású anyagok esetén nem lehetett használni. A merítéses módszer viszont nem károsította a hordozót, az egyenletes elterítéshez pedig szivacshengert használtak [80]. Számos kutatást végeztek LTCC alapú mikrofluidikai eszközök területén, de még nem sikerült egy olyan technológia kidolgozása, amely alkalmas lenne tetszőleges szélességű deformációmentes csatornák kialakítására, ezért vizsgálták a csatorna behorpadási jelenségét és az azt befolyásoló tényezőket. Az eltemetett struktúra horpadását – a laminálás alatti nagy nyomás hatására – az üreg fölött elhelyezkedő LTCC fedőréteg rugalmatlan deformációja okozza [88], [91], [93]. Vizsgálták a horpadás mértékét, de csak kísérletek alapján becsülték a csatorna geometriájának hatását különböző áldozati anyag választása esetén. Az irodalomban napjainkig „trial-and-error” jellegű technológia-optimalizálást használnak a különböző geometriájú eltemetett csatornák megvalósításához szükséges technológiai paraméterek meghatározására. Ahhoz, hogy a préselési folyamatot egészében tudjuk vizsgálni, szükség van a hordozó, illetve az áldozati anyag mechanikai viselkedésének ismeretére. Habár az LTCC hordozót közel 30 éve használják, nem vizsgálták a nyers hordozót mechanikai behatásra. Kutatásom során többféle áldozati anyagot is használtam, de a keményítő és az UV polimerizált műanyag felelt meg leginkább az alapvető elvárásoknak, ezért a modellezést is ezekre az anyagokra alkalmaztam. Sokféle vizsgálatot végeztek a keményítő fizikai paramétereinek meghatározására, hiszen mind a vegyipar mind az élelmiszeripar fontos alapanyaga. Számos keményítő típus van kereskedelmi forgalomban, melyeknek eltérő a szemcseszerkezete és ezáltal a fizikai, kémiai, mechanikai tulajdonságaik is. A gyógyszergyártás egyik fő alapanyaga a keményítő, melynek kevés információt szolgáltató mechanikai vizsgálatával a gyógyszeripar is foglalkozott már - kalapácsütések illetve nyomás hatására végbemenő térfogatváltozás vizsgálata [94], [95], [96]. Ez a módszer viszont nem tette lehetővé a keményítő azon anyagi paramétereinek meghatározását, amelyek meghatározása a préselési folyamat alatti alakváltozás leírásának feltétele. Továbbá az áldozati anyag kiválasztása során nem szabad figyelmen kívül hagyni a csatorna geometriáját, hiszen nagyobb méretek

Horváth Eszter

PhD értekezés

(szélesebb csatorna) esetén az áldozati anyagnak nagyobb szerepe van a fedőrétegek megtámasztásában, mert préselés során nagyobb terhelés éri ezt a szakaszt.

3.3.2 A szakirodalmi eredmények összefoglalása A fentiekben bemutattam a csatornát tartalmazó LTCC hordozó préselésével foglalkozó, munkám szempontjából kiemelendő irodalmi vonatkozásokat. A különböző préselési megoldásokat csoportokba soroltam, bemutattam az egyes módszerek előnyeit es hátrányait, valamint alkalmazhatóságukat. A szakirodalom áttekintése alapján megállapítható, hogy a publikációk nagy száma és a területen folyó intenzív kutatómunka ellenére, a csatornát is tartalmazó LTCC hordozó préselésénél több hiányosság is fellelhető. A préselési paraméterek optimalizálása során nem vizsgálták az egész struktúrát, csupán keresztmetszeti csiszolatokkal azok egyes részeit. Ezért szükségesnek tartottam egy roncsolásmentes vizsgálati technológia kidolgozását, mely teljes képet ad a laminátumról, és a fluidikai csatornát tartalmazó LTCC hordozó delaminációjának mértékéről, ami alapján optimalizálni lehet a préselés paramétereit. Ahhoz, hogy a préselési folyamatot egészében tudjuk vizsgálni, szükség van a hordozó, illetve az áldozati anyag mechanikai viselkedésének ismeretére. Továbbá a csatorna geometriáját is figyelmen kívül hagyták az áldozati anyag választásakor. Az eddigi kutatások csupán kísérletek eredményére alapoznak, de nem született még a témában egy matematikai alapú modell és szimuláció a csatorna préselés hatására bekövetkező várható torzulásra vonatkozóan. Áttekintve a tapasztalt hiányosságokat, a következő fejezetekben ismertetésre kerülő kutatásaim fő céljaként -

egy olyan végeselem alapú modell készítését tűztem ki, mellyel a különböző szélességű csatornák esetére meghatározható a csatorna geometriájának torzulása és az optimális áldozati anyag jellemzői és típusa,

-

továbbá egy akusztikus mikroszkópián alapuló, képfeldolgozási eljárással kiegészített vizsgálati módszert mutatok be a fluidikai csatornát tartalmazó LTCC alapú hordozó préselési folyamatának roncsolásmentes minősítésére, mellyel a delamináció mértéke kvantitatív módon minősíthető és segítségével a laminálási paraméterek optimalizálhatók.

45

PhD értekezés

46

3.4

Horváth Eszter

Az LTCC préselési paramétereinek optimalizálása Ebben a fejezetben az U formájú csatornát tartalmazó teszt-struktúrák gyártási

folyamatát és a laminált struktúra akusztikus mikroszkópos vizsgálatát részletezem. A vizsgálatok célja az volt, hogy elemezzem a különböző préselési beállítások hatását a

delaminálódott

terület

méretére,

és

megtaláljam

a

préselés

minősége

szempontjából releváns optimális paramétereket.

3.4.1 A minta elkészítésének folyamata A mikrofluidikai teszt struktúra 2-szer 3 darab különböző LTCC rétegből áll, amelyet méretre vágott DuPont 951-es nyers üveg-kerámia hordozóból (3 cm x 3 cm) készítettem, és a rétegvastagság egyenként 254 μm volt kiégetés előtt. A gyártástechnológia folyamata a 3.4.1. ábrán bemutatott lépésekből áll.

3.4.1. ábra A csatornát tartalmazó LTCC struktúra megvalósításának lépései.

A legalsó két réteg az alaprétegek, a középső rétegekben található a mikrofluidikai csatorna, a felső rétegeken pedig a csatorna kivezetések. A

Horváth Eszter

PhD értekezés

funkciónkénti két réteg oka az, hogy biztosítani tudjuk a megfelelő mechanikai tulajdonságokat. A nyers üveg-kerámia hordozó kivágásához UV Nd:YAG lézer berendezést (Coherent AVIA 355-4500) használtam. Az U formájú csatornát tartalmazó teszt struktúrát a laminálási paraméterek vizsgálatára terveztem, ahol a csatorna 30 mm hosszú, 1 mm széles 0.5 mm magasságú, ahogy a 3.4.2. ábrán is látható. A nyers hordozó daraboláshoz a lézert a következő beállítási paraméterekkel használtam: - ismétlődési frekvencia: 25 kHz; - nyaláb eltérítési sebesség: 10 mm/s; - impulzus ismétlési szám: 10; - teljesítmény: 4.1 W; - therma track paraméter: 3200 K.

3.4.2. ábra Az LTCC modul két belső rétegének felülnézeti terve.

A lézeres vágás után az egyes rétegeket egymásra kellett illeszteni. Az alsó két és a középső rétegek előpréseltem izosztatikus présgépet használva (IL-4004, Pacific Trinetics Corporation, USA) 2 MPa nyomáson, 70 °C-os hőmérsékleten 10 percig. Az előpréselés során a struktúra alá egy 2 mm-es alumínium lemezt helyeztem, hogy biztosítsam a deformációmentes alapot. Az előpréselés után a csatornát keményítő áldozati anyaggal töltöttem ki. A keményítő áldozati anyaggal kitöltött LTCC struktúrára kipróbált préselési paraméter beállításokat (hőmérséklet, idő, nyomás) az 3.4.1. táblázat mutatja be. A laminálás minőségének vizsgálatánál az áldozati anyag a keményítő volt, mivel a

47

48

PhD értekezés

Horváth Eszter

keményítőnek ugyan sokkal nagyobb maradandó alakváltozása van a polimer SVMmel szemben és ezáltal a csatorna a deformációra sokkal érzékenyebb, de a cél az volt, hogy úgy csökkentsük a delaminációt, hogy feleslegesen ne terheljük a struktúrát. A kísérletek során a laminálási folyamatban befolyásolható paramétereket vizsgáltam, a paraméter-értékek tartományát az irodalomban (l. 3.3. fejezet) és a gyártói ajánlások (DuPont 951 Green Tape adatlap) alapján választottam ki (l. 3.4.1. táblázat).

3.4.1. táblázat A laminálási paramétereket (hőmérséklet, nyomás, idő) 30 különböző módon kombináltam. Préselési eljárás sorszáma; -

Hőmérséklet; °C

1,2,3,4,5,6,7,8,9,10 11,12,13,14,15,16,17,18,19,20 21,22,23,24,25,26,27,28,29,30

40 55 70 Nyomás; MPa

1,2,3,4,5,11,12,13,14,15,21,22,23,24,25 6,7,8,9,10,16,17,18,19,20,26,27,28,29,3 0

10 20 Idő; perc

1,6,11,16,21,26 2,7,12,17,22,27 3,8,13,18,23,28 4,9,14,19,24,29 5,10,15,20,25,30

5 7.5 10 12.5 15

A minta elkészítésének utolsó lépéseként a hordozót kiégettem. A fűtési meredekség 2 °C/perc volt 420 °C-ig az első szakaszon. Ezután a hordozó hőmérsékletét 20 percig 420°C tartottam. Ezt egy 9 °C/perces fűtési meredekségű szakasz követte, amíg a hőmérséklet elérte a 850 °C-t, majd itt egy 30 perces hőntartási szakasz következett. Ebben a szakaszban az LTCC szerves összetevői elpárolognak, az áldozati anyag kiég, az üveg mátrix megömlik, a hordozó szinterelődik. A végső hűtési szakaszban pedig a struktúra megszilárdul.

Horváth Eszter

PhD értekezés

49

3.4.2 A laminált hordozó akusztikus mikroszkópos vizsgálata A pásztázó akusztikus mikroszkópia (SAM) nagyon hatékony eszköz a törések és delaminációk felderítésére az LTCC struktúrában, mert láthatóvá teszi a felszín alatti struktúrát roncsolásmentes módon. A mérőeszköz hanghullám impulzusokat generál, amelyek reflektálódnak a hordozóban található inhomogenitásokról. Tehát a delaminálódott területeken reflexiók keletkeznek, amit érzékel az adó-vevő. A mirofluidikai eszközök – amelyek csatornát és üregeket is tartalmazhatnak – préselése a gyártási folyamat egyik kritikus lépése. A préselési nyomás csökkentése mérsékli a csatorna behorpadásának a mértékét, azonban a delamináció valószínűsége megnő. Ezek a delaminációs hibák általában nem láthatók, mert a hordozó belsejében keletkeznek. SAM-et használva ezek a hibák is felderíthetők lettek. A mintákat a Sonix HS1000 típusú akusztikus mikroszkóp berendezéssel vizsgáltam meg. A beállított adó frekvencia 15 MHz, a pásztázási sebesség 164 mm/s volt. A frekvencia viszonylag alacsony volt, hogy mélyebb rétegekről is nyerjünk információt. Egy mintáról több felvétel is készült a különböző mélységekből. A határfelületen történő reflexiót a következő összefüggés írja le:

R=

Z 2 − Z1 Z1 + Z 2

(3.4.1)

ahol R a reflexiós tényező [-], Z1 és Z2 a határfelület két oldalán található anyagok karakterisztikus akusztikus impedanciái [kg⋅m-2⋅s-1]. A karakterisztikus akusztikus impedancia egy anyagi paraméter, amit a közegsűrűség (ρ) és a közegbeli hangsebesség (v) határoz meg.

Z = ρ ⋅ν

(3.4.2)

ahol ρ az anyagsűrűség (kg⋅m-3), v a közegbeli hangsebesség (m⋅s-1) [97]. Az akusztikus mikroszkópia alkalmazásának feltétele, hogy a vizsgált anyagok karakterisztikus akusztikus impedanciája különböző legyen. A jelátadó közegnek ioncserélt vizet használtam, melynek karakterisztikus impedanciája az LTCC-hez

50

PhD értekezés

Horváth Eszter

képest kevesebb, mint tizede. Ebben az elrendezésben a C-scan képalkotási módot használtam, hogy a különböző mélységben található síkokat vizsgálhassam. Ekkor a vevő rész engedélyezése egy idővezérelt kapuval történik, így lehetséges a különböző mélységből reflektálódott hullámok kiszűrése. Préselés során problémát okoznak az LTCC struktúrában található csatornák vagy süllyesztékek, mivel ezeken a területeken nincs megfelelő alátámasztás. A préselési nyomás növelésével a rétegek közötti kötés minősége jobb lesz, azonban a csatornák és süllyesztékek körül behorpadás, deformációk, rosszabb esetben törések keletkezhetnek. A 3.4.3. ábrán látható, hogy magas préselési nyomás alkalmazása esetén megfelelő alátámasztás (áldozati anyag) használata nélkül a csatornát fedő réteg berepedhet.

3.4.3. ábra Az erőhatások inhomogén eloszlása következtében repedések alakultak ki a csatorna kivezetés szélein.

Kutatásom

célja

egy

képfeldolgozó

algoritmussal

kiegészített

akusztikus

mikroszkópos vizsgálati módszer kidolgozása, mely igény esetén in-line elemként integrálható a gyártási folyamatba.

3.4.3 Az akusztikus mikroszkópos vizsgálatok eredménye A mikrofluidikai csatornát tartalmazó LTCC struktúra optimális préselési paramétereinek

meghatározásához

analitikai

vizsgálatokat

végeztem.

A

mintastruktúrát a 3.4.1. táblázatban ismertetett 30 különböző beállításban préseltem. Minden egyes laminált mintát pásztázó akusztikus mikroszkóppal vizsgáltam be. A felszín alatti hibákat így roncsolásmentes módon fel lehetett deríteni, valamint egy teljes képet kaptam a többrétegű struktúra belső felépítéséről. A minták optikai

Horváth Eszter

PhD értekezés

vizsgálata során csak kismértékű horpadásokat lehetett észrevenni, a legtöbb minta sértetlennek tűnt, azonban az akusztikus mikroszkópos vizsgálat nagymértékű felszín alatti hibákat derített fel. A mikroszkóp által alkotott képfelvételeken erős árnyalatkülönbségek láthatók, amelyek a határfelületekről visszaverődő hullámoknak köszönhetők. A vizsgálati eredmények azt mutatták, hogy magasabb préselési nyomás és hosszabb préselési idő esetén keményítő áldozati anyag alkalmazása során a fedőréteg nagyobb mértékben behorpadt. Ellenben az alacsonyabb nyomás nem képes az LTCC rétegeket megfelelő módon összepréselni, és nagymértékű delamináció keletkezik. A kiégetett LTCC hordozóról készített akusztikus mikroszkópos felvételek kiértékelésére egy félautomata képfeldolgozó algoritmust fejlesztettem ki. Az algoritmushoz a MATLAB szoftver Image Processing Toolbox függvényeit használtam fel. A delaminációs jelenségek gyakran a középső területeken koncentrálódnak, így nem deríthetők fel optikai vizsgálattal. A pásztázó akusztikus mikroszkópos vizsgálat egy ideális roncsolásmentes vizsgálati eljárás, és elősegíti a minősítési folyamat automatizálását. A képfeldolgozó eljárás egy felső rétegekben ép LTCC struktúra felszínközeli SAM képét (etalon) és az aktuálisan vizsgált minta belső rétegéről készült SAM képét használja fel a minősítésre (l. 3.4.4. és 3.4.5. ábra).

3.4.4. ábra Az etalon minta SAM képe.

51

52

PhD értekezés

Horváth Eszter

3.4.5. ábra A vizsgált minta SAM képén nagymértékű delamináció látható.

Az etalon képre azért van szükség, hogy a csatorna területét kizárjuk a vizsgálatból és ez alapján a vizsgálati minták analizálásánál az algoritmus ezt a területet figyelmen kívül hagyja, így elkerülhető, hogy a belső rétegekről készült képen az algoritmus hibásan a csatorna által létrehozott különböző intenzitású területet a képen delaminációnak minősítse. Lehetőség van az adott vizsgálati minta felsőbb régeiről készült SAM képet is használni, de ilyen esetben előfordulhat, hogy a csatorna kijelölésére nem képes az algoritmus, ha a felszínen is már jelentős delamináció van. Ekkor manuálisan kell megadni a csatorna helyzetét pl.: CAD file alapján. A csatorna detektálásához először a szürkeárnyalatos képet kell binarizálni. Az ún. Otsu módszert [98] használtam a binarizáláshoz szükséges optimális küszöbérték meghatározásához. A binarizált kép tartalmazhat olyan objektumokat, amelyek nem a csatornához tartoznak, ezért ezeket el kell távolítani. Ennek érdekében az algoritmus összefüggő formákat keres, és amelyek mérete kisebb egy előre definiált értéknél, azokat eltávolítja. Ebben a fázisban az egyetlen összefüggő terület a csatorna maga, a 3.4.6. ábrán látható az eredmény piros színnel jelölve a felvételen.

3.4.6. ábra Az algoritmus által kijelölt csatorna terület az LTCC hordozóban.

Horváth Eszter

PhD értekezés

A vizsgált minta belső rétegeiről készült SAM kép kiértékelése a csatorna kereséséhez hasonló módon működik. Az algoritmus szürkeárnyalatok alapján keres külön-külön sötét illetve világos területeket és ezek alapján binarizálja a képet. Ezek után a körbekerített területeket teljes mértékben kitölti, mivel a delamináció nem egy gyűrű mentén, hanem zárt területen van jelen. Végül az eredményből eltávolítottam a csatorna által elfoglalt területet. A 3.4.7. ábra mutatja a képfeldolgozás eredményét.

a

b

c 3.4.7. ábra Az algoritmus által meghatározott sötét területek (a), világos területek (b), és a kettő együtt az eredeti felvételen (c).

Ahogy a 3.4.7.c. ábrán is látható, a túlságosan sötét ill. világos árnyalatok jelentik a delaminálódott területeket. Definiáltam a delaminációs ráta – továbbiakban DR – fogalmát, ami a delaminálódott terület nagysága és a teljes vizsgált hordozó felület nagyságának hányadosa:

DR =

DA SA

(3.4.3.)

53

54

PhD értekezés

Horváth Eszter

ahol DR a delaminációs ráta [-], DA a delaminálódott terület nagysága [cm2], SA a hordozón vizsgált terület nagysága [cm2]. A képfeldolgozó algoritmus által számított értékeket különböző laminálási paraméterekre a 3.4.2. táblázat és 3.4.8. ábra foglalja össze.

3.4.2. táblázat A delaminációs paraméterek eloszlása, a préselési nyomás, hőmérséklet és idő szerinti csoportosításban. Nyomás Átlagos DR DR szórása 10 MPa 34.00 11.90 20 MPa 5.50 4.76 Idő 5 perc 7.5 perc 10 perc 12.5 perc 15 perc

21.50 20.50 18,00 19,33 19,17

17.80 18.02 18,23 12,93 10,75

Hőmérséklet 40 °C 55 °C 70 °C

21,75 20,00 17,50

23,20 20,15 11,39

3.4.8. ábra A delaminációs ráta értéke kiemelkedően magas alacsony nyomás esetében, de hőmérséklet és idő hatása a vizsgált tartományokban nem szignifikáns.

A 3.4.9.a. ábrán a 13. laminálási beállítással készült minta SAM felvételei láthatók (55 °C, 10 MPa, 10 perc). Itt már a minta felszínén és a felsőbb rétegekben is

Horváth Eszter

PhD értekezés

apróbb egyenetlenségek láthatók. A belső rétegekben nagymértékű delamináció látható. A 3.4.9.b. ábrán látható mintánál az előzőhöz képest a préselési nyomást 20 MPa-ra növeltem, a többi beállítást változatlanul hagytam. Ebben az esetben a minta delaminációmentes lett.

a

b

3.4.9. ábra a. A 13-ik minta SAM képe nagy delaminációkat mutat, b. a 18-ik mintán nem látható rétegelválás.

a

b

3.4.10. ábra a. A 21-ik mintán látható delaminációkat a nem megfelelő préselési nyomás okozta, b. a 26-ik minta préselése során a rétegek közötti kötés megfelelő volt, a delamináció elhanyagolható.

A 3.4.10.a. ábrán láthatók a 21. laminálási beállítással készült minta SAM felvételei (70 °C, 10 MPa, 5 perc). Bár a felületen nem tapasztalható semmilyen egyenetlenség, sérülés, a belső rétegeket vizsgálva a csatorna körül delamináció figyelhető meg, az LTCC rétegek nincsenek megfelelően egymáshoz préselve. A 3.4.10.b. ábrán látható mintánál megdupláztam a préselési nyomást 20 MPa-ra (26. beállítás). Ebben az esetben is delamináció mentes lett a minta. Összehasonlítva a különböző paraméterekkel préselt mintákat megállapítható, hogy a legjobb minőségű minták 20 MPa-os préselési nyomással készültek,

55

56

PhD értekezés

Horváth Eszter

alacsonyabb nyomást alkalmazva nem elég a rétegek közötti összetartó erő. A laminálási időt megnövelve nem tapasztalható szignifikáns javulás, viszont nagyobb mértékű horpadás jelentkezik. A hosszabb laminálási idő és magasabb hőmérséklet ugyan elősegíti a megfelelő kötést a rétegek között, azonban a csatorna deformációja már az elfogadható határon kívül esik. Összességében a három technológiai paraméter optimális értékét nem lehet egyértelműen megválasztani, mert más áldozati anyag esetén pl.: szilárd anyag alkalmazásánál lehet mindhárom paraméternél a legmagasabb értékeket választani, azonban szűkebb csatornánál, ahol csak porszerű anyag használható, ott a lehető legkisebb értékeket érdemes választani, – ami még nem okoz delaminációt – hogy a csatorna deformációját csökkentsük.

3.4.4 Összefoglalás, új eredmények 2. Téziscsoport: Képfeldolgozási eljárással kiegészített roncsolásmentes vizsgálati módszer az eltemetett csatornát tartalmazó LTCC hordozó laminálási paraméterek optimalizálására. III/a. tézis: A delaminációs ráta fogalmának bevezetésével (delaminálódott terület és a hordozó területének aránya) olyan új vizsgálati módszert dolgoztam ki a laminálási paraméterek optimalizálására, melynek segítségével a delamináció mértéke kvantitatív módon minősíthető, melyet vizsgálatokkal is igazoltam. Kidolgoztam egy akusztikus mikroszkópián alapuló, képfeldolgozási eljárással kiegészített vizsgálati módszert a fluidikai csatornát tartalmazó LTCC alapú hordozó préselési folyamatának roncsolásmentes minősítésére. A képfeldolgozó algoritmust Matlab környezetben készítettem. Bevezettem a delaminációs ráta fogalmát, amely a delaminálódott terület és a hordozó területének aránya. Az akusztikus mikroszkópos felvételeket a program segítségével kiértékelve meghatározott delaminációs ráta alapján a delamináció mértéke kvantitatív módon minősíthető. A tézisponthoz kapcsolódó publikációk: L3

Horváth Eszter

PhD értekezés

III/b. tézis: A delaminációs ráta számítási módszerének alkalmazásával a delamináció a vizsgált tartományon (hőmérséklet: 40-70 °C, nyomás: 10-20 MPa, idő: 5-15 perc) igazoltan elkerülhető, 20 MPa préselő nyomás, valamint 5 perces laminálási idő alkalmazásával. A III/a pontban megfogalmazott vizsgálati módszert alkalmaztam a fluidikai csatornát tartalmazó LTCC alapú hordozó préselési folyamatának roncsolásmentes kvantitatív minősítésére, amely segítségével igazoltam, hogy a laminálás minősége függ az alkalmazott nyomástól, ellenben a laminálás időtartama számottevően nem befolyásolja a rétegelválások összterületét. Az előző megállapításokat figyelembe véve meghatároztam egy eltemetett struktúrát tartalmazó LTCC hordozó laminálási paramétereit. A tézisponthoz kapcsolódó publikációk: L1, L6

57

58

PhD értekezés

3.5

Horváth Eszter

A laminálási folyamat modellezése A csatornát tartalmazó LTCC hordozó préselésének modellezésénél fontosnak

látom az egész folyamat felépítésének ismertetését. A könnyebb áttekinthetőség érdekében egy folyamatábrán keresztül szemléltetem a modellalkotás lépéseit (l. 3.5.1. ábra.).

3.5.1. ábra A csatornát tartalmazó LTCC struktúra modellezésének lépései.

Áldozati anyagként keményítőt és UV fényre polimerizálódó Objet Eden 250 típusú műanyagot használtam. Sajnos az irodalomban sem az általam használt keményítőnek, sem a nyers LTCC-nek nem lelhetők fel azon anyagi paraméterei, melyek a mechanikai modellem felállításához szükségesek voltak, így ezeket mérés útján határoztam meg. A FullCure 720 anyag paraméterei ellenben megtalálhatók voltak az adatlapjában [99].

Horváth Eszter

PhD értekezés

3.5.1 Anyagi paraméterek meghatározása Az áldozati anyag mechanikai paramétereinek meghatározása A keményítő egy nagyon porózus anyag, szemcséi között levegő van, ami a préselés hatására eltávozik. Az anyag összenyomhatósága – a nyomás alatti térfogatcsökkenése – fontos szerepet játszik a laminálás során, ezért fontosnak tartottam megvizsgálni a keményítő préselési jellemzőit. Zárt tégelybe helyezve a keményítőt egytengelyű présgép segítségével meghatároztam a keményítőben levő levegő mennyiségét. A mérőberendezés a 3.5.2. ábrán látható. A tégely belső átmérője 17,6 mm, a tégelybe helyezett minta magassága 14,86 mm és tömege 2 g volt minden mérésnél. Fontos volt, hogy a minta mennyisége mindig azonos legyen, ezért a tégelybe helyezés előtt 2 g-ot kimértem és töltöttem a tégelybe, majd a pontosan a tégelybe illeszkedő préselő hengeren keresztül adtam rá a nyomást. Mérés során felvettem a nyomás és térfogatcsökkenés kapcsolatát.

3.5.2. ábra. Egytengelyű préselés a keményítő térfogatváltozásának meghatározására.

Ahogy az alkalmazott erőt nő, a dugattyú lefelé mozog a Z tengely mentén. A vizsgálat során a dugattyú elmozdulását Z irányban mértem egy elmozdulás-mérővel. A henger merev falnak volt tekinthető a kísérletekben. Nyomásfüggő anyagmodellt szükséges alkalmaznunk abban az esetben, ahol a folyási feltétel függ a feszültségtenzor hidrosztatikai részétől. A Drucker-Prager modellt [100] legelőször a talaj képlékeny deformációjának leírására vezették be, későbbiekben más nyomásfüggő anyagokra is alkalmazták. A Drucker-Prager

59

60

PhD értekezés

Horváth Eszter

anyagmodellt napjainkban is használják szemcsés anyagok esetén [101], ezért a keményítő leírására is alkalmas. A Drucker-Prager képlékenységi feltételt a folyási felület leírásával adhatjuk meg [102]:

F= α= K=

J2 − K +α ⋅ p

(3.5.1)

6 ⋅ sinΦ

(3.5.2)

3 ⋅ (3 − sinΦ ) 6 ⋅ c ⋅ cos Φ 3 ⋅ (3 − sinΦ )

(3.5.3)

ahol p a hidrosztatikai feszültség, J2 a feszültségdeviátor-tenzor második invariánsa, c a kohézió, Ф a belső súrlódási szög. A második deviátoros feszültség invariáns kifejezhető a főfeszültségkülönbségek segítségével az alábbi módon:

J2 =

[

]

1 (σ 1 − σ 2 )2 + (σ 2 − σ 3 )2 + (σ 3 − σ 1 )2 . 6

(3.5.4)

ahol σ1, σ2 és σ3 a főfeszültségek. A hidrosztatikai feszültség (ez esetben nyomás) a feszültség első skalár invariánsával a normál feszültségek segítségével kifejezhető.

p=

1 I Trσ = 1 3 3

(3.5.5)

ahol I1 a feszültség első skalár invariánsa. Gyűrűs nyíródobozos mérés (Jenike Shear Tester, P10 SU1, U101) segítségével – ahol a mérőcella belső átmérője 56,4 mm volt – lehetőség volt a keményítő folyási viselkedésének vizsgálatára (l. 3.5.3. ábra). Ehhez a keményítőt először beletöltöttem a nyíródoboz cellájába, majd különböző nyomóterhelések mellett vizsgáltam az anyag megcsúszásához tartozó nyírófeszültséget. A mérésnél 50, 100, 150, 200, 250 and 300

Horváth Eszter

PhD értekezés

kPa normálfeszültséget eredményező nyomóterhelést használtam és felvettem az ehhez tartozó nyírófeszültségek értékét.

3.5.3. ábra A nyíródobozos mérés segítségével meghatározható az anyag súrlódási szöge és kohéziója.

Ha az ömlesztett anyag belső feszültsége a terhelés hatására megnő, és legyőzi az anyag belső ellenállásait, akkor az anyag megcsúszik, tehát alakváltozást szenved. Ezt a feszültséget határfeszültségnek nevezzük. Szilárdsági számításoknál a maradó alakváltozás megítélésére a Mohr-féle elméletet alkalmazzák. A törést előidéző feszültségi állapotokra megrajzoljuk a legnagyobb és legkisebb főfeszültségek Mohrköreit. E feszültségi köröknek közös burkolója van, amelynek alakja és nagysága az anyagra jellemző [50]. A kísérletek szerint az ömlesztett (szemcsés) anyagokra a gyakorlatban előforduló feszültségi állapotok túlnyomó részében a határfeszültséget jellemző határgörbe közelítő alakja egyenes. Coulomb szerint az anyag törését az idézi elő, hogy az anyag szemcséi között fennálló belső súrlódást és kohéziót a nyírófeszültség túllépi. Terhelés következtében (mint a préselési nyomás) normál és nyírófeszültségek ébrednek

a

keményítőben.

A

nyírófeszültség

értékeit

a

normálfeszültség

függvényében ábrázolva és a mérési pontokra egyenest illesztve felvehető az anyag ún. Coulomb-egyenese (l. 3.5.4. ábra), ami a Mohr körök közös érintője.

61

62

PhD értekezés

Horváth Eszter

3.5.4. ábra A Mohr körök és a Coulomb egyenes közötti összefüggés.

Az egyenes paraméterei alapján a kohézió és a súrlódási szög kiszámítható a következő összefüggésből [51]:

τ = σ ⋅ tgΦ + c

(3.5.6)

ahol τ a nyírófeszültség, σ a normal feszültség, Ф a belső súrlódási szög, c a kohézió. A kohéziót megkapjuk, ha az egyenes y tengelymetszetét vesszük, ami a normál terhelés nélküli állapothoz tartozó nyírószilárdság, míg az egyenes meredeksége pedig megfelel a súrlódási szög tangensének. A Coulomb egyenes feletti állapot esetén az anyag maradandóan deformálódik, alatta nem. Az

UV

fény

hatására

polimerizálódó

FullCure

720

áldozati

anyag

paramétereiként az adatlapjában feltüntetett értékeket használtam.

Az LTCC mechanikai paramétereinek meghatározása A laminálás folyamata alapvetően egy uniaxiális terhelésnek vehető, ezért az LTCC

mechanikai

paramétereinek

meghatározása

során

egytengelyű

nyomóvizsgálatot használtam. A nyomóvizsgálatokat Zwick Z050 típusú számítógép vezérlésű univerzális anyagvizsgáló géppel végeztem, melynek sematikus képe a

Horváth Eszter

PhD értekezés

3.5.5. ábrán látható, így lehetőségem nyílt az anyag mechanikai ellenállásának meghatározására.

3.5.5. ábra Az egytengelyű nyomóvizsgálat során a gép a terhelés függvényében monitorozta a z irányú elmozdulást.

A feszültség-alakváltozás diagram – normál feszültség és hosszirányú változás – felvétele általánosan használt módszer az anyag mechanikai tulajdonságainak leírására. A mérési eredmények kiértékeléséhez a Test Xpert II szoftvert használtam. A mechanikai tulajdonságok vizsgálatára henger alakú mintát készítettem 6 réteg nyers LTCC hordozó felhasználásával, amiket előzetesen méretre vágtam 30 mm átmérőjűre és egymásra helyeztem, így a magasság 1,5 mm lett. A mérés során a terhelést átadó henger egyenletes 0,1 mm/perc sebességgel mozgott lefele, amíg elérte az LTCC technológia során alkalmazott maximális 20 MPa nyomást. Ezen érték fölé már nem növeltem a terhelést, hanem fokozatosan leterheltem a mintát a felterheléssel megegyező sebességgel egészen addig, amíg a terhelési feszültség elérte a 0 Mpa-t. Mivel a mérőberendezés a terhelő erőt méri, ezért a feszültség kiszámolásához a második Piola – Kirchhoff feszültség összefüggését [50] használtam és az aktuális erőt leosztottam a minta kezdeti keresztmetszetével és ezt a feszültséget vetettem fel a berendezéssel az idő függvényében. Az anyagot ciklikusan növekvő igénybevételre is megvizsgáltam, hogy a terhelés története milyen formában mutatkozik meg a feszültség-alakváltozás diagramon. Kis mértékű alakváltozás esetén az anyag lineáris rugalmas tulajdonságú, ezért a feszültség-alakváltozás görbe kezdeti meredeksége alapján a rugalmassági modulusz számítható [50]. A rugalmassági modulusz kiszámításához a Hook törvényt

63

64

PhD értekezés

Horváth Eszter

használtam, melynek az általános alakját a 3.2.7 egyenlet mutatja be. Egytengelyű terhelés esetén az egyenlet az alábbi egyszerűbb alakba írható:

σ = E ⋅ε

(3.5.7)

ahol σ a normál feszültség, ε a hosszírányú alakváltozás, E a rugalmassági modulusz. A képlékeny alakváltozások leírására az általánosan alkalmazott Mises anyagmodellt használtam, melynek folyási feltétele a következő alakban fejezhető ki:

F=

J2 − R

(3.5.8)

ahol J2 a feszültségdeviátor-tenzor második invariánsa, R a csúsztatófeszültség négyzete, ami képlékeny folyást hoz létre. A képlékeny alakváltozás akkor jön létre, ha a mintára ható mechanikai feszültség elér egy, az anyagminőségre és a feszültségállapotra jellemző feszültséget.

Eltemetett csatorna megvalósítása LTCC-ben Az eltemetett csatornák készítéséhez 6 db egyenként 254 μm vastag réteget használtam fel a nyers üveg-kerámia lapokból. A csatornák szélessége 1 mm ill. 0,5 mm volt, mélységük pedig két LTCC réteg vastagságának megfelelő volt. A csatornák a hat réteg középső két rétegében helyezkednek el. A hordozó méretre vágásához Coherent gyártmányú AVIA 355-4500 típusú frekvenciaháromszorozott Nd:YAG UV lézert használtam a 3.4.1. fejezetben ismertetett beállítások mellett a következő paraméterek módosításával: - ismétlődési frekvencia: 50 KHz, - impulzus ismétlési szám: 3. A beállítások módosítását azt tette szükségessé, hogy ebben az esetben a védőfóliát nem vágtam át, így a hordozót kevesebb behatás érte.

Horváth Eszter

PhD értekezés

Ezután a rétegeket egymásra helyeztem és a csatornát áldozati anyaggal (keményítő ill. 3D nyomtatott műanyag) töltöttem ki. A csatornakitöltés 3D nyomtatott műanyag esetén két lépésből állt. Az SVM struktúráját az Autodesk Inventor programban megterveztem, és egy 3D nyomtató segítségével (Objet Eden 250) kinyomtattam a FullCure 720 áldozati anyagot. Az áldozati anyagokat a csatornába helyeztem, majd a felső rétegek ráillesztése után a pakettet 20 MPa-os nyomáson lamináltam.

A keményítő anyagvizsgálati méréseinek kiértékelése A keményítő préselési vizsgálatának eredménye a 3.5.6. ábrán látható, a normál feszültséget ábrázoltam a fajlagos alakváltozás függvényében. Az anyag viselkedését tekintve a görbe két részre osztható. Az első szakaszban a keményítő nem tanúsít semmiféle ellenállást a nyomással szemben, itt a levegő kiszorul a porózus anyagból a nyomás hatására. A második szakaszban a szemcsék átrendeződnek, hogy minél kisebb helyet foglaljanak el. Itt már az anyag nehezen összenyomható és az alakváltozást Drucker-Prager anyagmodell segítségével írhatjuk le.

3.5.6. ábra A keményítő tömörödési karakterisztikája.

A vizsgálat során az anyag az eredeti térfogatának 2/3-ára csökkent. Amíg az anyag ezt a tömörségi állapotát eléri, nem tudja megtámasztani a csatorna fedő rétegeit. Ahogy elérte a 2/3-ra csökkent térfogati állapotot, már növekvő ellenállást tanúsít a deformációval szemben.

65

66

PhD értekezés

Horváth Eszter

A nyíródobozos mérés lehetővé tette, hogy meghatározzam a keményítő stabilitási határhelyzetét a nyíró és normál feszültség közötti kapcsolat megadásával. A kritikus nyírófeszültséget ábrázoltam a normál feszültség függvényében (l. 3.5.7. ábra). A por kohéziója és súrlódási szöge kiszámítható az illesztett Coulomb egyenes tengelymetszetéből és meredeksége alapján. Ahogy növekszik az anyag normál terhelése, azaz egyre jobban össze van nyomva, a szemcsék közötti összetartó erő egyre nagyobb, mert az egy térfogategységben levő szemcsék felületének összege nagyobb. Ez nagyobb kritikus nyírófeszültséget jelent nagyobb nyomófeszültség hatására.

3.5.7. ábra A Coulomb egyenes segítségével meghatározható a keményítő kohéziója és súrlódási szöge.

A mérési pontokra illesztett Coulomb egyenes alapján a keményítő súrlódási szöge 28°, a kohéziója pedig 3,2 kPa.

Az LTCC anyagvizsgálati mérésének kiértékelése Az egytengelyű nyomóvizsgálat eredménye a 3.5.8. és 3.5.9. ábrán látható, ahol az alakváltozás megfelel a Δl/l0 fajlagos alakváltozás, és σ a normál feszültség. A ciklikus terhelés esetén jól látható, hogy az anyag az ismételt fel- és leterhelés hatására hasonlóan viselkedik.

Horváth Eszter

PhD értekezés

3.5.8. ábra Az LTCC hordozó feszültség-alakváltozási görbéje ciklikus fel- és leterhelés esetén.

Jelentős

képlékeny alakváltozás

figyelhető

meg

a

fel-

és

leterhelés

következtében. Az eredmények azt mutatják, hogy az LTCC-nek kissé nemlineáris feszültség-alakváltozási karakterisztikája van. A mérési eredményeket felhasználva a végeselemes paraméterillesztés volt a következő lépés (l. 3.5.9. ábra).

3.5.9. ábra A nyers LTCC hordozó feszültség – fajlagos alakváltozási görbéje a mérést és a VEM-es illesztést összevetve.

A rugalmassági moduluszt a görbe kezdeti meredeksége alapján határoztam meg, így 54 MPa lett.

67

68

PhD értekezés

Horváth Eszter

3.5.2 A préselés végeselem alapú modellje A végeselem modellem fő célja a nyers LTCC viselkedésének leírása volt préselés hatására, melyhez általánosan alkalmazott ANSYS Multiphysics szoftvert használtam. A modellezéshez szükséges anyagi paramétereket a mechanikai vizsgálatok alapján határoztam meg és használtam fel. A préselési folyamatnál a 3.5.10. ábra szerinti terheléseket, kényszereket és szimmetriaviszonyokat használtam fel. A modellalkotás utolsó lépéseként a szimulált eredményeket összevetettem egy azonos paraméterek mellett készített csatorna keresztmetszeti képével, hogy igazoljam a modellem helyességét. A modellben az LTCC leírására rugalmasképlékeny anyagmodellt használtam izotróp keményedéssel és a képlékenységi feltételt Mises elméletét felhasználva adtam meg. A már tömör keményítő anyag leírására a Drucker-Prager modellt használtam. A porózus keményítő tömörödését is figyelembe vettem a modellben úgy, hogy a szemcsék közötti levegőnek megfelelő rést hagytam a tömör keményítő és az LTCC között. A rés méretét a keménység tömörödés vizsgálatánál meghatározott levegő térfogatmennyisének megfelelően állítottam be. Az UV-re polimerizálódó Fullcure 720 áldozati anyagot lineárisan rugalmas, izotróp anyagként kezeltem a modellben. Az áldozati anyag méretét kisebbre terveztem, mint a csatorna geometriája, hogy beleférjen. Így a rés méretét 16 μm-re választottam z irányban és 42 μm-re laterális irányokban., mivel ez az anyag nyomtatási pontossága. Figyelembe véve a szimmetriaviszonyokat csak a csatorna kersztmetszetének jobb felső negyedét modelleztem és ennek megfelelően a baloldali és alsó határfelületre megadtam a szükséges kinematikai kényszereket, ahogy a 3.5.10. ábra is mutatja.

3.5.10. ábra Az áldozati anyaggal töltött csatorna végeselem modellje.

Horváth Eszter

PhD értekezés

Izoparametrikus, 6 csomópontos, kvadratikus háromszögelemeket használtam a hálózáshoz. A háló sűrűsége fokozatosan növekszik a csatorna határvonala irányában. Kevert u/p formalizmust használtam a végeselemes megoldásnál az ún. "volumetric locking" elkerülése miatt. Ez a jelenség pl. rugalmas képlékeny analízisnél és főleg lineáris elemeknél fordul elő. Síkalakváltozási feladatként kezelhető a probléma, mert a keresztmetszet síkjára merőlegesen sokkal hosszabb a csatorna, így a test bármelyik keresztmetszetében közel ugyan olyan alakváltozási és feszültségi állapot ébred. Továbbá az izosztatikus préselés következtében a csatornában fellépő hosszirányú feszültség (z irányú) nem zérus, ami kizárja a síkfeszültségi állapot közelítését. A kontaktot az LTCC és a keményítő határfelületén adtam meg. Kontakt párként fel kellett venni az LTCC szomszédos falait is a sarkoknál az LTCC behajlása miatt. CONTA175 és TARGE169 elemeket használtam a kontakt probléma kezelésére, ami lehetővé tette a csomópont-csomópont közötti kontaktot, ha a kontaktfelület csomópontok csoportjaként definiálunk. Továbbá ez az elemtípus kezeli a nagy alakváltozást, elcsúszást és a különböző hálózást az érintkező felületeken. Az érintkező

felületek

deformálódhatnak

is

a

modellben.

Az

alkalmazott

kontaktalgoritmus büntetőfüggvényes módszert használ. Mivel az anyag egyes pontjaiban keletkező feszültségek nemcsak a pillanatnyi deformációtól függnek, hanem a deformáció adott időpillanatig tartó teljes történetétől, a terhelést kis növekményekben adtam az anyagra. A maximális terhelést, 20 MPa-t az LTCC külső felületeire adtam fel- és leterhelés esetében is 100 lépésben, ezzel modellezve az izosztatikus préselést. Mivel nagy elmozdulás jelentkezik a struktúrában, szükséges volt az alakváltozás Green-Lagrange-féle leírását használni. A csatorna deformációját fel- és leterhelés folyamatát egyaránt modelleztem: 1 mm és 0,5 mm szélesség esetére. Az 1 mm széles csatorna szimulációjának eredménye a 3.5.11. ábrán látható.

69

70

PhD értekezés

Horváth Eszter

3.5.11. ábra Az 1 mm széles csatorna deformációjának eloszlása leterhelés után keményítő áldozati anyag felhasználásával.

A szimuláció első esetében (keményítő áldozati anyag, 1 mm széles csatorna) a csatorna horpadása jelentős. A csatorna keresztmetszeti csiszolata és a szimuláció eredménye a 3.5.12. ábrán látható.

3.5.12. ábra Az 1 mm széles csatorna deformációja keményítő áldozati anyag felhasználásával.

A 0,5 mm-es csatorna esetén a csatorna deformációja elhanyagolható. A végeselem analízis eredménye és a keresztmetszeti csiszolat a 3.5.13. ábrán látható. A kisebb mértékű deformációnak az a magyarázata, hogy a csatorna szélessége kisebb, ezért az oldalfalak könnyebben megtámasztják a fedőrétegeket.

Horváth Eszter

PhD értekezés

3.5.13. ábra Az 0,5 mm széles csatorna deformációja keményítő áldozati anyag esetén szinte elhanyagolható.

A szilárd (tömör) anyagú UV polimerizált áldozati anyag megoldást jelent a széles csatornák esetére is (l. 3.5.14. ábra), mert a csatorna megfelelően széles ahhoz, hogy ezt az anyagot bele lehessen illeszteni a vájatba, viszont ennél kisebb méreteknél az áldozati anyag mechanikai szilárdsága nem megfelelő, mert már a beleillesztés hatására eltörik.

3.5.14. ábra Az 1 mm széles csatorna deformációja polimer áldozati anyag esetén megfelelő támaszt biztosít a fedőrétegeknek.

Ezek szerint szélesebb csatornák esetén tömör, szilárd áldozati anyagra van szükség, mert ebben a helyzetben az áldozati anyagnak nagyobb szerepe van a megtámasztásban. A polimer áldozati anyag előnye, hogy a keményítőhöz képest sokkal kevésbé összenyomható, és tetszőlegesen széles csatorna esetén is biztosíthatók a megfelelő méretek. Ez az áldozati anyag áttörést jelent a területen, jelenleg ez a legalkalmasabb módja a horpadásmentes struktúrák létrehozásának, mivel nem mozog préselés közben, pontosan kitölti a csatornát és nehezen összenyomható, valamint együtt égethető a hordozóval. Továbbá megakadályoz egy

71

72

PhD értekezés

Horváth Eszter

tipikus delaminációs jelenséget, a rétegek elcsúszását egymáson, mivel a szilárd áldozati anyag magassága több réteget átfoghat. A szilárd halmazállapotú áldozati anyag használata minimalizálja a horpadást, viszont 0,5 mm alatti csatorna szélességnél nem alkalmazható, mert ezekben a méretekben az anyag törékeny és hajlékony. Szűkebb, 0,5 mm-nél kisebb szélességű csatornák esetén a keményítő a megfelelő kitöltőanyag, mert egyszerű a kitöltés, és a préselés után nem szignifikáns a horpadás mértéke.

3.5.3 Összefoglalás, új eredmények IV. tézis: Létrehoztam egy mechanikai végeselem modellt, amely segítségével 1:10 (szélesség:hosszúság) aránynál nagyobb csatornageometria esetére a csatornahorpadás maximális értéke számítható, melynek mértékére küszöb szintet meghatározva eldönthető, hogy por vagy szilárd állagú áldozati anyagot szükséges alkalmazni. Kidolgoztam egy végeselem alapú mechanikai modellt, fluidikai csatornát tartalmazó LTCC alapú hordozó préselési folyamatának leírására, amely alapján a csatorna geometriájának torzulása meghatározható, figyelembe véve az áldozati anyag deformációját. A csatorna deformációjának számításához nyomóvizsgálattal ill. nyíródobozos méréssel meghatároztam a keményítő (áldozati anyag) és az LTCC hordozó mechanikai anyagparamétereit. A keményítő feszültség-alakváltozás kapcsolata nemlineáris, az alakváltozás mértéke függ a hidrosztatikai feszültségtől. A keményítő

képlékeny

alakváltozásának

leírására

a

Drucker-Prager

modellt

használtam. Az LTCC méréssel meghatározott feszültség-deformáció függvényét végeselem modellbe illesztettem, izotróp keményedési modellt és Mises-féle képlékenységi feltételt alkalmaztam. A modell alapján meghatároztam az LTCC alapú hordozóban kialakított csatornák optimális áldozati anyagának jellemzőit a csatorna szélességének függvényében, figyelembe véve az áldozati anyag alkalmazhatóságát továbbá az elméleti eredményt kísérleti úton igazoltam. A tézisponthoz kapcsolódó publikációk: L2, R1

Horváth Eszter

3.6

PhD értekezés

A csatornát tartalmazó LTCC kiégetése

3.6.1 A kiégetési folyamat szakirodalmi háttere Ahogy a 3.3.1. fejezetben ismertettem, eddig az együttégethető áldozati anyagok bizonyultak a legjobbnak a csatorna megtámasztása szempontjából, mert használatuk egyszerű, nem kell külön eltávolítási eljárás a kiégetés után (mivel az anyaguk kiégetéssel eltávozik), s ez különösen a szűk csatornák esetén jelent komoly előnyt. Attól függően, hogy az LTCC milyen hőmérsékletű, változnak a mechanikai tulajdonságai, és ez a kiégetés alatt is így van. Bizonyos szenzoroknál, ahol magas hőmérsékleten is használják az LTCC-t, a hordozó a mechanikai hatásokra másképp viselkedik. Ennek tesztelésére 3 pontos hajlítóvizsgálatot végeztek 400 és 600 °C-on különböző üveg-kerámia hordozók esetén. A kísérletekből kiderült, hogy a DuPont 951 hordozó esetén az üveg mátrix 575 °C-on meglágyul. A DuPont 943 hordozó 620 °C és 650 °C között lágyulás nélkül eltörött [103]. A csatornát tartalmazó LTCC hordozó esetén azonban figyelembe kell venni az együttégethető áldozati anyag bomlási tulajdonságait is, mert az anyagból adott esetben

hirtelen

felszabaduló

gázok

károsíthatják

a

csatornát.

Az

egyik

leggyakrabban használt áldozati anyag a szénpaszta. Kétféle szemcseátmérőjű szénpaszta esetében vizsgálták a csatornát kiégetés után. Finom szemcséjű paszta esetén nem lehetett nagyobb méretű struktúrát megvalósítani (14-18 mm) a lokális horpadások miatt, míg a nagyobb szemcseméretű paszta felpúposította az LTCC-t, mert a hordozó porózussága előbb megszűnt, minthogy a szénpaszta anyaga elégett volna [91]. Megoldást jelenthet a szén égésének szabályozására, hogy a semleges és oxidáló atmoszférát váltogatjuk a kiégetés során, hiszen az inert gáz atmoszféra korlátozza az égést. Ebben az esetben a kiégetési hőprofil és gázellátás a 3.6.1. ábra szerint alakul [84], [88], [93].

73

74

PhD értekezés

Horváth Eszter

3.6.1. ábra Hőprofil nitrogén és levegő alkalmazásával [32].

A kiégetés hatására a csatornában keletkező gázok (CO, CO2) túlnyomása mechanikai igénybevételnek teszi ki a hordozót, ugyanakkor biztosítani kell a megfelelő mennyiségű oxigént is, hogy a csatornában lévő áldozati anyagok maradéktalanul eltávozzanak. Az áldozati anyag kiégetésének szabályozására egy másik elterjedten alkalmazott megoldás, hogy az LTCC-hez javasolt hőprofilt kísérleti megfontolások alapján módosítják. A hagyományos hőprofil (l. 3.6.2. ábra) kezdeti szakaszát meghosszabbították az áldozati anyag megfelelő hőbomlásának elérése érdekében (l. 3.6.3. ábra) [71]. A kiégetési hőprofil függ az áldozati anyag összetételétől is [91], de ezt csak kevés kutatásban vették eddig figyelembe.

. 3.6.2. ábra A DuPont által javasolt kiégetési hőprofil a DP 951 LTCC hordozójához [104].

Horváth Eszter

PhD értekezés

3.6.3. ábra A módosított kiégetési hőprofil kezdeti szakasza a DP 951 LTCC hordozóhoz [71].

Egy másik lehetséges megoldás, hogy az áldozati anyag bomlásához igazítják a hőprofilt, ehhez pedig fontos megvizsgálni az áldozati anyagok kiégetési karakterisztikáját. A 3.6.4. ábrán látható a szénpaszta termikus analitikai vizsgálatainak eredménye.

3.6.4. ábra A szén áldozati anyag termogravimetriás görbéje a. különböző fűtési meredekségek, b. különböző hőntartási szakaszok esetén [105].

75

76

PhD értekezés

Horváth Eszter

A szén kiégés lassításához a hőmérsékletet olyan tartományban kell tartani, ahol a szén kiégés aktivációs energiája és elő-exponenciális konstansa (194,0 kJ/mol és 3,72⋅108 1/perc) viszonylag alacsony. A termikus analitikai vizsgálatok eredményei szerint a lassú melegítéssel, valamint a hőmérséklet állandó értéken tartásának a beiktatásával a kiégetési hőprofilt módosítani kell az összes szén elégéséhez. A kiégetés közben, a szén elégéséről és az LTCC zsugorodási viselkedésről készült tanulmányok útmutatóként szolgáltak a kiégetési hőprofil optimalizálásához eltemetett struktúrájú LTCC eszközök készítésekor, bár a mérések alapján meghatározott kinetikai paraméterek ellenőrzése hiányzik [105]. Általánosságban elmondható, hogy a legtöbb kinetikai kutatás még napjainkban is tartalmaz hiányosságokat vagy rossz modellt alkalmaz [106]. A legtöbb tanulmány a nem izotermikus bomlási folyamat jellemzésével foglalkozik, melynek során akár több fázisátalakulás, termikus bomlás is végbemehet egy-egy bonyolult kémiai összetételű anyag esetén. A kutatások többsége a kinetikus számításokat az eredményül kapott modell és kísérleti adatok megbízható összehasonlítása nélkül mutatja be. A területen a legújabb összefoglaló cikkek sem hangsúlyozzák a modell validálásának szükségességét a kísérleti és a jósolt adatok összehasonlításával [107]. Másrészt viszont vannak olyan áttekintő cikkek, amelyek részletesen foglalkoznak ezzel a témával és javaslatokat tesznek a legkisebb négyzetek módszerének használatára, hogy megkapjuk azokat a modelleket, amelyek jól illeszkednek a kísérleti eredményekhez [108], [109]. Bár több tanulmány már hangsúlyozta, hogy bonyolult jelenségek játszódnak le a legtöbb nem izotermikus kísérletek alatt, amelyek több mint 1 kinetikus egyenletet tartalmazó modellt igényelnek, ennek ellenére a legtöbb publikált nem izotermikus kinetikus elemzés leegyszerűsített, egy reakciót tartalmazó modellekre épül. Elméleti háttér nélkül problematikus lehet még az eredmények kvalitatív értelmezése is. Erre egy egyszerű példa, hogy a nem izotermikus kísérleteknél a termikus analízis görbéi rendszerint eltolódnak magasabb hőmérsékletek irányába nagyobb fűtési meredekség esetén, habár az alakjuk

nem

változik

tanulmányozásához

[110].

használatos

A

bomlás

során

lejátszódó

folyamatok

termogravimetria/tömegspektrometriás

sematikus ábrája a 3.6.5, ábrán látható.

mérés

Horváth Eszter

PhD értekezés

3.6.5. ábra A termogravimetria/tömegspektrometriás mérőberendezés vázlatos rajza [111].

A termogravimetriás (TG) mérés során a minta tömegének változását detektáljuk a hőmérséklet függvényében. Az így kapott görbének a deriváltja adja a differenciáltermogravimetriás (DTG) görbét, amely a folyamat teljes sebességét írja le. A 3.6.6. ábra a cellulóz DTG görbéjének hőmérsékletbeli eltolódását mutatja a növekvő fűtési meredekség hatására. Jegyezzük meg, hogy itt a DTG görbe dm/dTként van kifejezve dm/dt helyett a jobb láthatóság érdekében, mert utóbbi esetén a görbék csúcsmagasságai nagyon eltérnek, ahol T a hőmérséklet, t az idő, m a relatív tömeg.

3.6.6. ábra A cellulóz DTG görbéjének eltolódása növekvő fűtési meredekségek esetén [112].

77

78

PhD értekezés

Horváth Eszter

Kinetikus modell nélkül nem tudjuk értelmezni ezt a jelenséget [106]. Másrészről, jól ismert az a tény, hogy a termoanalitikai görbék eltolódása matematikai úton kifejezhető a 3.5.1 típusú kinetikus egyenlet segítségével [106]:

dα = A ⋅ e −( E / RT ) ⋅ f ( α ) dt

(3.5.1)

ahol α az adott anyag folyamat során elbomlott hányada, A a preexponenciális együttható, E az aktiválási energia, f(α) a reakciósebesség konverziótól való függését leíró függvény. Ez a jelenség közvetlenül következik a Coats-Redfern típusú linearizálásból [113] és a megfelelő képleteket már több mint 40 éve használják kinetikai kiértékeléshez [114]. Nyilvánvaló, hogy összetettebb anyagok leírására nem alkalmas egyetlen kinetikus differenciálegyenlet. Ezeknek a linearizációs technikáknak az a lényege, hogy bizonyos elbomlási hányadhoz tartozó mérési pontokat ábrázolnak 1/T függvényében különböző fűtési sebességgel végzett mérések esetén [115], [116]. Ezekre a pontokra egyenest illesztve az egyenes paramétereiből kiszámolhatók a kinetikai adatok. Ezen alapulnak például az Ozawa, a Kissinger és Flynn-Wall névvel jelölt módszerek [117], [118], [119]. Az efféle linearizációs technikák hátránya, hogy csak néhány kitüntetett pontot, azaz elbomlási hányadot vesz figyelembe, és nem használják ki a teljes mérési görbe információtartalmát. A szénhidrátok (cukor, keményítő cellulóz) bomlási folyamatával szintén régóta foglalkozik az irodalom. Ezek közül a cellulóz az egyik legtöbbet vizsgált anyag [120], [121], [122], [123], mivel ez egy nagy mennyiségben előforduló természetes polimer. A cellulóz hőbomlását leíró első modellek egyike a Broido-Shafizadeh modell [124], mely szerint a cellulóz bomlása egy iniciálási lépés után két, egymással párhuzamos reakció szerint megy végbe. De a modell meghatározásakor túlságosan nagy, 90 és 250 mg körüli mennyiségeket használtak, ahol a bomlás közben keletkező illó anyagok másodlagos reakciói, valamint a reakció során fellépő hő- és anyagtranszport problémák már nem elhanyagolhatók. Ahol a kísérleteket sokkal kisebb mennyiségű mintával végezték el, ott a cellulóz hőbomlásakor az iniciálási lépés elhanyagolható, mivel vagy nagyon gyorsan megy végbe, vagy nem létezik [125], és a cellulóz bomlási kinetikája formálisan leírható egy egylépéses, nagy

Horváth Eszter

PhD értekezés

79

aktiválási energiájú, irreverzibilis, elsőrendű reakcióval [126]. Valószínűsíthető, hogy a bomlás során több kémiai reakció megy végbe, melyek közül az egyik a meghatározó. A minta mennyisége és a fűtési sebesség is hatással lehet az eredményekre,

de

hőmérsékletmérés

problémát szisztematikus

okozhat hibája,

termogravimetriás

méréseknél

ami

reakció

adódhat

a

a

során

felszabaduló/elnyelődő hőből, hiszen ez jelentősen befolyásolja a mért hőmérséklet értékét, de a minta termoelemhez viszonyított helyzete is hatással lehet erre. Másik tipikus probléma a termikus késés vagy „thermal lag”, ami a magasabb fűtési sebességek esetén lép fel. Ennek eredményeként széles DTG görbét kapunk a mintában jelenlevő hőmérsékleti inhomogenitás miatt, azaz a hőbomlás látszólag magasabb hőmérsékleten indul meg. A DTG görbe hőmérsékleti eltolódása a preexponenciális együttható logaritmusával jellemezhető, a görbe szélesedését az aktiválási energiával írhatjuk le, viszont e két paraméter aránya állandó marad a különböző fűtési sebességgel felvett görbék esetén is. Ezt az effektust kompenzációs hatásnak nevezzük

[111].

Várhegyi

vizsgálatai

alapján

a

termikus késés

kiküszöbölhető vagy csökkenthető, ha a minták mennyiségét kisebbre választjuk [123]. A keményítő termikus analitikai vizsgálata esetén, hasonlóan a cellulózhoz leginkább linearizációs technikákat alkalmaztak. Mivel a keményítő több lépésben bomlik, nagyon pontatlanok azok a modellek, ahol egy lépésből álló reakciónak feltételezik ezt [127]. Abban az esetben, ahol a többlépcsős folyamatot a linearizációs módszerekkel írják le, nem tudhatjuk hol érnek véget és kezdődnek az egyes részfolyamatok [128]. Alvarezék számos linearizációs technikát alkalmaztak – mint a Kissinger [129], Friedman [130], Horowitz–Metzger [131], Flynn and Wall [132], Ozawa [130], [132], Van Krevelen [132] és Kamal módszer [132] – a keményítő kinetikus paramétereinek meghatározására, de ezek a technikák sem bizonyultak megfelelőnek, hiszen egyes esetekben a linearizációnál a logaritmus logaritmusát veszik, ahol az illesztett egyenes csak nagy hibával jellemzi a folyamatot [133]. Sajnos a fentebb felsorolt irodalmak közül egyik sem ellenőrzi a modell érvényességét a becsült és mért adatok összehasonlításával. Ezért egyre inkább elterjedőben van a legkisebb négyzetek módszerével végzett kiértékelés, ahol a mért és számolt görbét összehasonlítva addig folytatjuk az eljárást,

80

PhD értekezés

Horváth Eszter

amíg a lehető legkisebb hibát, azaz a legjobban illeszkedő görbe paramétereit kapjuk [134]. Egy másik alternatív megoldást nyújt a keményítő bomlásának leírására a sztochasztikus folyamatként kezelt átalakulási hajlandóság, bár ez a modell csak izotermikus folyamatra alkalmazható [135].

3.6.2 A szakirodalmi eredmények összefoglalása A fentiekben bemutattam, hogy a csatornát tartalmazó LTCC hordozó kiégetésével foglalkozó cikkek leginkább empirikus úton optimalizálják a folyamatot, de kétséget kizáróan mindenhol leszögezik, hogy az áldozati anyag bomlásának korlátozása szükséges a struktúra épségének megőrzése érdekében. Mindenképpen figyelembe kell venni az együttégethető áldozati anyag bomlási tulajdonságait is, mert az anyagból adott esetben hirtelen felszabaduló gázok károsíthatják a csatornát - ezt viszont csak néhány kutatásban alkalmazták. A kiégetési hőprofil meredekségének mérséklésével csökkenthető az áldozati anyagból időegység alatt képződő gáz mennyisége, de optimális esetben ezt nem a kiégetési folyamat egészére kell alkalmazni, hanem csak abban a kritikus szakaszban, ahol a bomlás következtében intenzív a gázképződés. Az optimális hőprofil meghatározása során bomlási modell nélkül, illetve a modell ellenőrzése nélkül nem kaphatunk megbízható eredményeket. A szakirodalomban általánosan alkalmazott Arrhenius típusú bomlási modell paramétereinek meghatározásához a linearizációs technikák nem vezetnek eredményre összetett anyag vizsgálata esetén. Ezek helyett érdemesebb a legkisebb négyzetek módszerével végzett kiértékelést használni, melynek során egy kiindulási paramétersorozattal kezdjük a számolást, majd összehasonlítjuk a mért és a számolt görbét. Az eljárást addig folytatjuk, amíg a lehető legjobban illeszkedő görbét megkapjuk. Áttekintve a tapasztalt hiányosságokat, a következő fejezetben ismertetésre kerülő kutatásaim fő céljaként egy olyan modell létrehozását tűztem ki célul, melynek segítségével a keményítő, mint áldozati anyag hőbomlása leírható és ezek alapján az LTCC-hez javasolt hőprofil úgy módosítható, hogy a felszabaduló gázképződés intenzitását korlátozza, de feleslegesen nem lassítja a folyamatot.

Horváth Eszter

3.7

PhD értekezés

Az LTCC szerkezet kiégetésének optimalizálása

3.7.1 Az LTCC és a keményítő anyagi jellemzőinek vizsgálata a kiégetés szempontjából Nagyon fontos, hogy alaposan megismerjük az áldozati anyag reakciókinetikai tulajdonságait és bomlása során jelentkező fizikai és kémiai átalakulását, mert nagymértékben meghatározza a kiégetett LTCC hordozó minőségét. Az áldozati anyag bomlási tulajdonságai határozzák meg a csatornában kialakuló nyomást és annak hőmérséklet függését. A keményítő kinetikus modelljének elméleti háttere A keményítő bomlása több részfolyamatból áll, viszont a termogravimetriás analízis során ezeknek a részfolyamatoknak eredményének csak az eredőjét lehetséges kimérni. Ahhoz, hogy megtaláljuk a kapcsolatot a kimért (kumulált) bomlási görbék és a bomlási részfolyamatok között, illetve kvantitatív eredményeket kapjunk, megfelelő matematikai leírásra van szükség. A matematikai leírás reakciókinetikai egyenletek segítségével történik. A számítások eredményeként megkaphatjuk a bomlási részfolyamatok paramétereit. Ezek ismeretében az adott anyag bomlása tetszőleges hőprofil esetén kiszámítható. A keményítő áldozati anyag bomlását STD 2960 típusú temogravimetrikus analizátorral

és

Thermostar

GSD

200

(Balze

Instruments)

típusú

tömegspektrométerrel (továbbiakban MS) mértem ki. Körülbelül 10 mg-nyi mintát helyeztem a nyitott platina mintatartóra. Több mérést végeztem a fűtési meredekség (1, 3, 5, 10 °C/perc) és a közeg (50 mL/perc sebességgel áramló nitrogén vagy levegő) változtatásával. A minta tömegét és hőmérsékletét rgisztráltam a mérési idő függvényében. Minden mérést többször megismételtem, hogy meggyőződjek a reprodukálhatóságukról. Az ugyanabban a beállításban elvégzett mérések egyező eredményeket adtak. A TG és MS berendezést egy 200 °C-ra fűtött, 0,15 mm belső átmérőjű 1 m hosszú kapilláris csővel kötöttem össze. Az MS berendezés MID (multiple ion detection) módban mérte a tömeg-töltés arányt (m/z, ahol m a tömegszám, z a rendszám) 64 csatornán a 2-96 tartományban, 0,5 s mérési idővel. A mintából

81

82

PhD értekezés

Horváth Eszter

eltávozó gázkeverék komponenseit a NIST Standard Reference Data Program adatbázisának felhasználásával azonosítottam [136]. Konszekutív reakció esetén a köztes bomlástermékek mennyisége nem adható meg a kezdeti anyag átalakulása alapján. Ezért be kell vezetni az elreagáló komponenseket jellemző mi mennyiséget, ami az i-edik komponens tömege osztva a minta kezdeti tömegével (W(t0)), ahogy a 3.7.1. egyenletben látható. A minta teljes bomlási tömegveszteségét a 3.7.2. egyenlet írja le.

Wi ( t0 ) - Wi (t) W ( t0 )

mi =

dm = dt

∑c

i

(3.7.1)

dmi dt

(3.7.2)

ahol dm/dt a minta teljes relatív tömegvesztesége [1/perc], ci [-] jelképezi az i-edik elreagáló komponensből elbomló anyag arányát, Wi [-] az i-edik komponens relatív tömege, W [-] a minta relatív tömege. Az i-edik komponens bomlását a 3.7.3-4. differenciál egyenletek írják le:

− ( Ea / RT ) dm1 1 = A1 ⋅ e ⋅ m1 n1 dt

−( E a dmi dm i = −( 1 − ci − 1 ) ⋅ i − 1 − Ai ⋅ e dt dt

(3.7.3)

/ RT )

⋅ mi ni

ahol dmi/dt a bomlás sebessége [1/perc], Eai az aktiválási energia [J/mol], Ai a preexponenciális együttható [1/min],

(3.7.4)

Horváth Eszter

PhD értekezés

83

ni a reakció rendje az i-edik komponens esetén, R az univerzális gázállandó [8,314 J/(mol∙K)]. A keményítő kinetikus paramétereinek meghatározásához a számított DTG görbét illeszteni kell a mért DTG görbéhez. Az illesztés matematikailag egy költségfüggvény minimalizálásával hajtható végre. A költségfüggvény a számított és mért DTG értékek négyzetes különbségeinek normált összegzésével írható fel:

J=

1 ⋅ 2m

∑ ( DTG

mért ( i ) − DTG számolt ( i ))

2

(3.7.5)

ahol DTGmért(i) és DTGszámolt(i) az i-edik mérési illetve számított DTG pont, m a mérési pontok száma. Az elméleti DTG görbe függése a kinetikai paraméterektől meglehetősen bonyolult, ezért az egyszerűbb költségfüggvény-minimalizáló módszerek nem használhatók. Egy megadott paramétervektor esetén (amely az Ai, Ei, ci értékekből áll) egy közönséges differenciálegyenlet rendszert (ordinary differential equation – ODE system) kell megoldani (3.7.3-4 egyenletek), hogy a számított DTG görbét megkapjuk. Az ODE rendszer megoldásához a Rosenbrock-módszert használtam. A hagyományos függvényminimalizáló

eszközök

akkor

működnek

hatékonyan,

hogy

ha

a

minimalizálandó függvény kiszámításán túl a változók szerinti parciális deriváltak kiszámításának a módját is megadjuk. Ebben az esetben analitikusan nem lehetséges kiszámítani a kinetikus paraméterek szerinti parciális deriváltakat, mivel a 3.7.3-4 differenciálegyenlet rendszernek nincs analitikus megoldása. Ezért egy saját fejlesztésű numerikus gradiens módszert alkalmaztam, amely lokális minimumot a parciális deriváltak ismerete nélkül képes megtalálni. A görbeillesztést két lépésben hajtottam végre. Először próbálgatással kerestem egy olyan paramétervektort, amelyet felhasználva a differenciálegyenlet rendszer megoldásaként előálló DTG görbe megfelelően illeszkedik a kimért görbéhez. Erre azért van szükség, mert a költségfüggvény a tapasztalataim alapján számtalan lokális minimummal rendelkezik, és egy megfelelően illeszkedő kezdeti megoldás biztosítja, hogy a minimalizálás során a költségfüggvény a globális minimumhoz vagy egy ahhoz közeli lokális minimumhoz konvergál. Második lépésként numerikus gradiens módszer segítségével minimalizáltam a költségfüggvényt.

84

PhD értekezés

Horváth Eszter

Az elbomló gázok nyomásának mérése Az elbomló gázok vizsgálatára kétféle mérési módszert alkalmaztam. Az első esetben a gázképződés nyomás-karakterisztikáját vizsgáltam a hőmérséklet és fűtési meredekség függvényében, ugyanis áldozati anyaggal kitöltött mikrofluidikai csatornában kialakuló nyomás függ az áldozati anyag tulajdonságaitól (hőbomlás és áteresztőképesség) és a hőprofiltól. Ha a felfűtési szakasz meredeksége túl nagy, az áldozati anyag bomlása rövidebb idő alatt zajlik le, ezért a csatornában átmenetileg nagyobb nyomás jön létre. Az áldozati anyag áteresztőképessége jelentősen megváltozhat, ha fázisátalakulás megy végbe közben. Így tehát a keményítő TG görbéjéből pusztán a keletkező gázok mennyiségét lehetséges meghatározni, a nyomás kiszámításához az áteresztőképesség ismeretére is szükség lenne. Mivel az utóbbi mennyiség nem ismert, a csatornában kialakuló nyomást is ki kell mérni. Ehhez egy rézcsövet megtöltöttem az áldozati anyaggal, és egy rézkapillárison keresztül egy kemencén kívül elhelyezett U-csöves manométerre kötöttem. Erre azért volt szükség, mert az LTCC szerkezethez a kiégetése közben nem tudtam kivezetést rögzíteni (a hordozó üvegkomponense megömlik és az egész mintadarab zsugorodik), ráadásul a rögzítésnek a magas hőmérsékletet is el kell viselnie. A nyomásmérést három különböző, 2 ˚C/perc, 6 ˚C/perc és 10 ˚C/perc meredekségű hőprofillal végeztem el. A csatorna hosszának a hatását is vizsgáltam, ezért három különböző hosszúságú, 4.5 cm, 6 cm és 9 cm-es és 0,9 cm keresztmetszetű rézcsővel mértem ki a nyomáskarakterisztikákat. A második esetben a kritikus nyomás meghatározásához (ahol az LTCC a csatornában uralkodó túlnyomás miatt megreped) a rézcsövet együtt melegítettem egy LTCC hordozóval úgy, hogy a két csatorna ugyanakkora térfogatú és tömegű áldozati anyagot tartalmazott. Az LTCC teszt struktúra hat réteg DuPont 951 nyers üveg-kerámia hordozóból állt. Két alapréteget, két fedőréteget és két, a csatornát tartalmazó

köztes

réteget

használtam.

Az

eltemetett

csatorna

méretei

45 mm x 1 mm x 0.50 mm voltak. A két alapréteget és két köztes réteget előpréseltem 70 °C hőmérsékleten és 2 MPa nyomáson 10 percig izosztatikus présgéppel. Ezután a csatornát kitöltöttem keményítővel. A felhasznált mennyiség pontos ismeretéhez a hordozó súlyát megmértem a kitöltés előtt és után is. Kitöltés után ráillesztettem a

Horváth Eszter

PhD értekezés

fedő rétegeket a struktúrára és 20 MPa nyomáson 40 °C hőmérsékleten lamináltam az LTCC hordozót. A préselés után következő lépésként a hordozót kiégettem. A kemencében a hordozó mellé egy vékony rézcsövet helyeztem, amelyet ugyanakkora mennyiségű keményítővel töltöttem ki, és az egyik végét kivezettem a kemencéből egy nyomásmérő műszerre. A rézcsövet az egyik oldalán keresztül megtöltöttem annyi keményítővel, amennyivel az LTCC csatornát kitöltöttem. Kitöltés után ezt a végét hermetikusan lezártam (mechanikailag préseléssel rögzítettem, és magas olvadáspontú forraszanyaggal beforrasztottam a nyílást), a másikat pedig egy nyomásmérőhöz csatlakoztattam. A hőmérsékletet a rézcső mindkét végén mértem, és a számítások során a cső átlaghőmérsékletével számoltam. Ezzel a mérési módszerrel kiszámítható az a kritikus nyomásérték, amelynél a hatrétegű LTCC struktúra megreped. Mivel a keményítő mennyisége a csatornában és a rézcsőben megegyezik, a csatornában fennálló nyomás kiszámítható az egyesített gáztörvény felhasználásával:

p ⋅V = const T

(3.7.6)

ahol p a nyomás [Pa], V a térfogat [m3] és T a hőmérséklet [K]. A csatorna térfogata:

Vcsatorna = 45mm ⋅ 1mm ⋅ 0.5 mm = 22.5 mm 3

(3.7.7)

A méréshez felhasznált rézcső hossza 405 mm, külső átmérője 3 mm, belső átmérője 0.9 mm, tehát:

Vcsı = r 2 ⋅ π ⋅ l = 0 ,45mm 2 ⋅ π ⋅ 405mm = 257 ,5 mm 3

(3.7.8)

ahol r a belső sugár, l a cső hossza.

Vmüszer = r 2 ⋅ π ⋅ l = 5mm 2 ⋅ π ⋅ 1500 mm = 2000 mm 3

(3.7.9)

85

86

PhD értekezés

Horváth Eszter

A rézcső hőmérséklete a hossza mentén változik, mivel az egyik vége a kemencében, a másik vége szobahőmérsékletű környezetben található. Az egyesített gáztörvény

felhasználásához

meg

kell

határozni

a

csőben

található

gáz

átlaghőmérsékletét. Az átlaghőmérsékletet két lépésben határoztam meg, először kiszámoltam a gáz átlagsűrűségét, mivel a gáz sűrűsége hőmérsékletfüggő. Az átlagos gázsűrűség az ideális gáztörvény felhasználásával határozható meg:

p ⋅V = n ⋅ R ⋅ T

(3.7.10)

ahol p az abszolút nyomás [Pa], V a térfogat [m3], n a gáz kémiai anyagmennyisége [mol], R az univerzális gázállandó [8,314 J/mol⋅K] és T a hőmérséklet [K]. Az egyenlet átrendezésével az alábbi összefüggés adódik:

p⋅

V = R ⋅T n

(3.7.11)

n/V helyett a ρ moláris sűrűséget [mol/m3] bevezetve és átrendezve az egyenletet:

ρ=

p 1 ⋅ R T

(3.7.12)

Ebből az összefüggésből az átlagos sűrűség hőmérséklet szerinti integrálással, majd hőmérsékletkülönbséggel való osztás után kapható meg (3.7.12. egyenlet). Az integrálási határok a kemence T2 ill. a nyomásmérő T1 hőmérséklete. A rézcsőben fennálló p abszolút nyomás a légköri p0 és a mért pmért nyomás összege:

p = p 0 + p mért

(3.7.13)

Az integrálást elvégezve az átlagos sűrűséget adó összefüggés:

ρ csı

1 p = ⋅ T2 − T1 R

T2

∫

T1

1 1 p T dT = ⋅ [ln T ]T12 T T2 − T1 R

(3.7.14)

Horváth Eszter

ρ müszer =

ρ átlag =

PhD értekezés

p R ⋅ T1

(3.7.15)

ρ csı ⋅ Vcsı + ρ müszer ⋅ Vmőősze Vcsı + Vmőősze

(3.7.16)

Az átlagos sűrűséget a 3.7.12. egyenletbe helyettesítve kifejezhető az átlagos hőmérséklet:

Tátlag =

p

(3.7.17)

ρ átlag ⋅ R

A levegő által létrehozott parciális nyomás képlete:

p p ,levegı =

p0 ⋅ Tátlag T1

(3.7.18)

A keményítő által létrehozott parciális nyomás megegyezik a mért nyomás és a levegő parciális nyomásának különbségével:

p p ,keményítı = p − plevegı

(3.7.19)

Tehát az LTCC csatornában fennálló nyomás kifejezhető a 3.7.20. egyenlet alapján:

pcsatorna =

p p ,keményítı ⋅ ( Vcsı + Vmüszer ) ⋅ T2 Vcsatorna ⋅ Tátlag

(3.7.20)

A fenti számítások érvényességének igazolásához az üres (levegővel teli) rézcsőben kialakult nyomást is megmértem.

87

88

PhD értekezés

Horváth Eszter

Az LTCC mechanikai vizsgálata Kidolgoztam egy kísérletsorozatot, amiben azt vizsgáltam, hogy a kiégetés során milyen módon változtak az LTCC mechanikai tulajdonságai. Ezt azért fontos ismerni, mert kiégetés alatt az áldozati anyag elbomlása következtében a csatornában megnő a nyomás, és ha ez egy kritikus értéket átlép, meg tudja repeszteni, illetve eltörni az egyes rétegeket. Az LTCC mechanikai viselkedését hajlító vizsgálatok segítségével tanulmányoztam. Egy a BME-ETT-n kifejlesztett hajlító berendezést használtam a hőkezelésnek kitett LTCC laminátum törési tulajdonságainak megméréséhez. A méréshez használt minták elkészítéséhez a nyers üvegkerámia hordozóból 60 mm × 30 mm × 0.5 mm

méretű

szeleteket

vágtam,

amelyeket

párosával

lamináltam. Ezeket a mintákat levegőben DuPont által javasolt kiégetési hőprofil szerint égettem ki (l. 3.6.2 ábra) a következőkben részletezett hőprofillal. A javasolt profil szerint a 12-ik percre szobahőmérsékletről 50 °C-ra kell melegíteni a hordozót. Ezt követi egy 14 °C/perc meredekségű hevítési szakasz, mely 420 °C-nál megáll. A 180 °C és 420 °C hőmérséklet intervallumban párolognak el a hordozóból az oldószerek és egyéb szerves anyagok. Ennél a szakasznál gondoskodni kell a megfelelő levegő áramoltatásról. Az ezt követő 20 percben a hőmérsékletet kb. 420 °C-on kell tartani, majd ismételten egy hevítési szakasz következik, mely során 50 percig 9 °C/perc meredekségű hevítéssel a kemence hőmérséklete eléri a 850 °C-t. Ezt legalább ±5 °C pontossággal kell 30 percig tartani, ugyanis ezen a hőmérsékleten ömlik meg az üveg, a hordozó ekkor nyeri el végleges szerkezetét és méretét. Az utolsó szakaszban szobahőmérsékletűre hűtjük a hordozót. Meghatározott időintervallumonként a kiégetés alatt kivettem egy-egy mintát a kemencéből, majd szobahőmérsékletűre hűtöttem a hajlító vizsgálat előtt. A kísérlet során előfordult, hogy a minták mechanikai szilárdsága drasztikusan lecsökkent. Az egyik ilyen szakasz 200 °C és 375 °C között volt, amikor az oldószerek és szerves kötőanyagok elhagyják a hordozót. A másik tartomány a kiégetés utolsó szakaszában 650-850 °C között jelentkezett, amikor az üveg megömlik. Ezért fontos volt, hogy a mintákat megfelelő alátámasztással vegyük ki a kemencéből és az alátétet már kiégetés előtt a hordozók alá helyezzük. A mintavételezés adatait a 3.7.1 táblázat tartalmazza.

Horváth Eszter

PhD értekezés

3.7.1. táblázat A mechanikai vizsgálat mintavételezési paraméterei.

Minta

0

1

2

3

4

5

6

7

8

9

10

t; perc

0

60

85

100

120

137

167

195

223

238

253

T; °۫C

23

200

260

320

375

430

430

654

850

850

850

A vizsgálathoz a 3 pontos hajlítóvizsgálat elvét választottam. A mérési elrendezést az 3.7.1. ábra mutatja.

3.7.1. ábra Az LTCC hárompontos hajlító vizsgálatának sematikus ábrája.

A próbatest közepére gyakorolt erő hatására mechanikai feszültség ébred a mintában. A terhelő erő támadási pontjában maximális nyomófeszültség, a vele szembeni oldalon maximális húzófeszültség keletkezik. A feszültségértékek nagysága a 3.7.21 összefüggéssel számolhatók:

σ = F ⋅ l0 / 2 K

(3.7.21)

ahol l0 a próbatest alátámasztott hossza [mm], F a terhelő erő [N], K a próbatest keresztmetszeti tényezője [mm3]. A K keresztmetszeti tényező pedig az alábbi összefüggéssel számolható:

K = I/(b/2) = a ⋅ b 2 / 6

(3.7.22)

ahol K=75 mm3, I a tehetetlenségi nyomaték, a=30 mm alapélű, b=0,5 mm magasságú, négyszög keresztmetszetű minta esetén. Néhány mintát elektronmikroszkóppal is megvizsgáltam. A célom ezekkel a vizsgálatokkal az volt, hogy az LTCC-t alkotó részecskék – amennyire a felszín

89

90

PhD értekezés

vizsgálatával

Horváth Eszter

megállapítható

–

helyét

azonosítsam,

és

lehetőség

szerint

megkülönböztessem. A vizsgálat lényege, hogy nyomon tudom követni legalább nagyvonalakban az oldószer távozását, illetve az üveg megömlésének folyamatát.

3.7.2 A termikus analitikai vizsgálatok kiértékelése A keményítő TG, DTG és DTA profilja 10 °C/perces fűtési meredekség mellett N2 atmoszférában a 3.7.2. ábrán látható. Ahogy a vizsgálat mutatja 2 jelentős bomlási csúcs jelentkezik a 900 °C-ig, amelyek megjelölésre kerültek a DTG görbén.

3.7.2. ábra A keményítő TG, DTG és DTA görbéje N2 atmoszférában.

A 3.7.3 ábrán látható DTG görbe – ami levegő atmoszférában készült mintához tartozik – egy további csúcsot mutat. A DTA vizsgálat alapján megállapítható, hogy egy exoterm reakció következtében a széntartalmú bomlástermékek elégnek. A nitrogénes vizsgálathoz hasonlóan itt is 270 °C körül kezdődik a bomlás, de a fő reakciót követi egy későbbi kisebb tömegvesztéssel járó teljes bomlást eredményező folyamat.

Horváth Eszter

PhD értekezés

3.7.3. ábra A keményítő TG, DTG és DTA görbéje levegő atmoszférában.

A fő bomlási szakasz előtt egy nagyon rövid, ún. inicializálási lépés figyelhető meg, ami elhanyagolható ilyen kis vizsgálati tömeg mellett, ezért a N2 atmoszférás bomlás leírható egy konszekutív reakcióval.

Rendszerint

a nem izoterm

termogravimetriás görbék eltolódnak magasabb hőmérsékletek irányába nagyobb fűtési meredekség mellett. A keményítő DTG görbéi nem változnak jelentősen az eltolódáson kívül. A 3.7.4 ábrán (a levegőben végezett mérések során) a DTG görbéket a TG mérési eredmények hőmérséklet szerinti deriváltja szerint ábrázoltam az idő szerinti helyett, a jobb láthatóság érdekében. Ezt a jelenséget az Arrhenius típusú kinetikus modellel írhatjuk le.

keményítı fı bomlási csúcsa

adszorbeált víz eltávozik széntartalmú komponensek reakciói

3.7.4. ábra A keményítő DTG görbéi magasabb hőmérséklet felé tolódnak nagyobb fűtési meredekségek mellett.

Az illékony anyagok leginkább 286 °C és 344 °C között távoznak el (10 °C/perc fűtési meredekség esetén), de egy kisebb mértékű tömegcsökkenés figyelhető meg

91

92

PhD értekezés

Horváth Eszter

még 565 °C-ig. A keményítő DTG görbéi alapján a fő bomlás 1, 3, 5 and 10 °C/perc fűtési meredekség esetén N2 atmoszférában 271 °C, 288 °C, 300 °C és 311 °C körül, míg levegőben 250 °C, 290 °C, 300 °C és 315 °C körül jelentkezett, ami azt jelenti, hogy a fő bomlási csúcsok közel egybeesnek. A keményítő tömegspektrométeres vizsgálata során az ionáram görbék alapján megállapítható, hogy az első 80 °C körüli csúcs (l. 3.7.3) egy endoterm reakció eredménye, melynek során a keményítő által adszorbeált víz eltávozik, mely a 3.7.5 ábrán látható.

3.7.5. ábra A keményítő tömegspektrométeres vizsgálata során a bomlástermékek ionáram görbéi.

A detektált ionok közül a legfontosabbakat megjelöltem a 3.7.5 ábrán, ahol a közeli ionáramok áthallás miatt több helyen is megjelennek és a megjelölt anyagra vonatkoznak. Mivel a keményítő kondenzációs polimer, a depolimerizációs reakcióban nem glükóz, hanem levoglukozán képződik, ami a keményítő pirolízise során a fő bomlástermék [137] a többi bomlástermék mellett (2-furaldehid, 3,5dihidroxi-2-metil-4H-pirán-4-on, 5-hidroximetilfuraldehid, 3-metoxi-5-metil-2(5H)furanon, 1,4-dideoxi-D-glicero-hex-1-en-piranóz-3-ulóz), amelyek dehidratáció és szenesedés reakciói során keletkeznek [138]. Nitrogénes atmoszférában a bomlás végtermékeként visszamarad kb. 10 % szén, ellenben oxigénes közegben a széntartalmú komponensek reakcióba léphetnek az oxigénnel CO-t, CO2-t és H20-t képezve.

Horváth Eszter

PhD értekezés

A fejezet elején ismertetett modellt használva a keményítő bomlásának szimulált DTG görbéjét validációs céllal összehasonlítottam a mérési eredményekkel, mely a 3.7.6 ábrán látható.

3.7.6. ábra A keményítő bomlása levegőben 3 °C/perc fűtési meredekség mellett konszekutív reakciót feltételezve.

A modell alapján kapott kinetikai paraméterek értékeit a 3.7.2. táblázat mutatja be. 3.7.2. táblázat A keményítő kinetikus paraméterei.

A1 A2 A3 E1 E2 E3 C1 C2 Air 1.504e30 1704 3.01e6 326.8 48.93 106.73 0.401 0.4788 N2 1.5e25 5386 399000 299.25 56.95 63.16 0.6029 0.4143

3.7.3 A gázképződés következtében kialakuló nyomás mérésének kiértékelése A keményítő bomlása következtében képződő gáz nyomásának vizsgálatára a korábbiakban ismertetett mérési elrendezést alkalmaztam (l. 3.7.1. fejezet). A nyomásdiagramok alapján megállapíható, hogy két nyomáscsúcs jelentkezik a keményítő bomlása során. Az első relatív alacsony hőmérsékleten, 100 °C körül éri el a maximális értékét, de 170 °C környékén már lecseng. A második csúcs magasabb hőmérsékleten jelentkezik, ahogy az ábra is mutatja (l. 3.7.7 ábra).

93

94

PhD értekezés

Horváth Eszter

3.7.7. ábra A gázképződés következtében fellépő nyomás alakulása a hőmérséklet függvényében, különböző fűtési meredekségek mellett 6 cm hosszú rézcsövet (átmérője 0,9 cm) használva.

A

különböző

hosszúságú

csatornák

maximális

nyomásaihoz

tartozó

hőmérsékleteket ábrázoltam a fűtési meredekség és csatornahossz függvényében. Gyorsabb felfűtést alkalmazva különösen a második nyomásmaximumok magasabb hőmérsékletre tolódtak. A kísérletből még az is kiderült, hogy a második nyomáscsúcs intenzitása jobban függ a fűtési meredekségtől, mint az első.

3.7.8. ábra A nyomáscsúcsok a fűtési meredekségek és csatornahosszok függvényében.

A 3.7.8 ábra szerint a nyomáscsúcsok értéke növekszik, ha növeljük a csatornahosszt

és

a

fűtési

meredekséget.

A

mérési

eredmények

alapján

megállapíthatjuk, hogy a nyomás jelentősen függ a fűtési profiltól, ezért a kiégetés során a nyomásból eredő erőket kontrollálni tudjuk ennek beállításával.

Horváth Eszter

PhD értekezés

Másrészt a csatornahossz és a nyomásmaximumok közötti összefüggés szerint minél hosszabb egy csatorna, annál nagyobb a várható nyomás a csatornában. Habár az első DTG csúcs nem meghatározó, mégis jelentős gázképződéssel jár itt a folyamat, mert ebben a szakaszban a keményítő még nagyon tömör és kicsi az áteresztő képessége (l. 3.7.9). A második csúcs esetén az áldozati anyag mennyisége már lényegesen kevesebb, de a bomlástermékek (mint a levoglukozán, ami egy viszkózus szirup) fázisátalakulása következtében a keletkező gázok áramlása itt is jelentősen korlátozott, így a nyomás újból megnövekszik.

3.7.9. ábra A keményítő DTG görbéjén észlelt csúcsok kisebb késleltetéssel megjelennek a nyomásgörbén is (6 cm hosszú rézcső, 6 °C/perc fűtési meredekség).

Szintén meghatároztam azt a kritikus nyomást, ahol a 6 rétegű LTCC hordozó elreped, amelynek módszerét az előzőekben ismertettem (3.7.1. fejezet). A 3.7.14. egyenletben az integrálási határok a kemence T2 hőmérséklete, 563 K, és a nyomásmérő T1 hőmérséklete, 297 K volt. Ezek alapján a kritikus nyomás 65 kPa, mert itt repedt el az LTCC struktúra. A számításaim ellenőrzésére megmértem az üres (levegővel teli) rézcsőben a nyomást azonos körülmények mellett (geometria, hőmérséklet) és a mért nyomás értéke

p mért p ,levegı = 3160 Pa + 101325 Pa = 104485 Pa

(3.7.23)

95

96

PhD értekezés

Horváth Eszter

míg a számított

p számolt p ,levegı =

p 0 ⋅ Tátlag T1

= 104434 Pa

(3.7.24)

és a két érték közel azonos, az eltérés a légköri nyomáshoz képest 1,6 %, abszolút nyomást számítva pedig kevesebb, mint 0,05%.

3.7.4 Az LTCC mechanikai viselkedése A vizsgálataim azt mutatták, hogy az LTCC mechanikai jellemzői jelentős változáson mentek keresztül a kiégetés során. A 3 pontos hajlítóvizsgálat során a törési feszültséget a 3.7.21. egyenlet alapján számoltam. A nyers LTCC hordozó, illetve az első és a második hőkezelt minta vizsgálatakor nem következett be törés, csak képlékeny alakváltozás. A harmadik hőkezelt minta esetén a feszültség értéke σ3=0,7 N/mm2, a σ4-től σ7-ig a feszültségértékek közel nullák voltak, az összes minta nagyon könnyen eltört és a feszültség értéke a méréshatár alatt volt. Az utolsó három minta hajlítófeszültsége rendre 6,7 N/mm2, 8,3 N/mm2 and 8,2 N/mm2 volt. A mérési eredmények szórása 5 %-on belül volt minden esetben. A kiégetés első szakaszában a szerves kötőanyagok relatíve alacsony hőmérsékleten eltávoznak. Ebben a szakaszban a hordozó nagyon rideg és törékeny, mivel nincs kötőanyag, ami összetartaná az alumínium-oxid és üveg szemcséket. Ezután a visszamaradó szervetlen kötőanyag (üveg) megömlik, egységet képezve a kerámia szemcsékkel és végül a hordozó megszilárdul a lehülési szakaszban. A

kiégetetlen

LTCC,

a

félig

kiégetett

és

teljesen

kiégetett

minták

elektronmikroszkópos felvételein beazonosíthatók az LTCC szemcsestruktúrájának elemi részei (l. 3.7.10-3.7.12. ábra).

Horváth Eszter

PhD értekezés

3.7.10. ábra A kiégetetlen LTCC hordozó elektronmikroszkópos képe.

3.7.11. ábra A félig kiégetett LTCC hordozó elektronmikroszkópos képe.

3.7.12. ábra A kiégetett LTCC hordozó elektronmikroszkópos képe.

97

98

PhD értekezés

Horváth Eszter

Össehasonlítva az elektronmikroszkópos felvételeket a félig kiégetett minta esetén a pórusok sokkal nyitottabbak, mint a kiégetetlen esetben, ugyanis az oldószerek nagy része már eltávozott. A kerámia és üveg szemcsék sokkal jobban elkülönülnek, mint a nyers hordozónál, melynek oka szintén a szerves kötőanyagok és oldószerek hiányára vezethető vissza. Valójában ezek képek nagyon jól bizonyítják, hogy ebben az állapotban az LTCC hordozó többnyire kerámia és üveg szemcséinek tiszta keveréke. A 3.7.12 ábrán a kiégetett hordozó elektronmikroszkópos képe látható. Itt már az üveg megömlött és a pórusosság megszűnt, egységes üvegfázis alakult ki, amely összetartja az alumínium-oxid szemcséket. A 3.7.13 ábrán összehasonlítottam az áldozati anyag (keményítő) DTG görbéjét és az LTCC hordozó hajlítószilárdságát különböző kiégetettségi állapotában. Alacsony hőmérsékleten a hordozó kis erő hatására is könnyen alakítható (rugalmas – képlékeny viselkedés), majd a hőmérséklet emeledésével az erő enyhén nő, majd drasztikusan lecsökken közel nullára (rideg viselkedés) és csak a kiégetés utolsó szakaszában nő jelentősen a szilárdság (rideg, de nehezebben törik). A kék DTG vonal mutatja a keményítő bomlását, így a legaktívabb gázképződés egybeesik azzal a szakasszal, ahol az LTCC mechanikai terhelhetősége drasztikusan lecsökken.

3.7.13. ábra A keményítő DTG görbéje az LTCC hordozó hajlítószilárdsága mintavételi hőmérséklet függvényében.

Figyelembe véve a vizsgálatok eredményét, meghatározhatjuk azt a tartományt, ahol az LTCC-t óvni kell még a legkisebb mechanikai terhelésektől is. Kiégetés során ilyen, a struktúrát károsító feszültségek ébredhetnek az ádozati anyag következtében fellépő gázképződés hatására. Ha a gázképződés intenzitása nagyobb, mint ahogy a

Horváth Eszter

PhD értekezés

gázok eltávozhatnának a csatorna kivezetésein, akkor a nyomás megnő. Ennek hatására a rétegek delaminálódnak, vagy rosszabb esetben az egész struktúra megreped vagy eltörik. Ezért fontos, hogy kiégetés során a hőprofil megválasztásánál figyelembe vegyük az áldozati anyag bomlási tulajdonságait. Ha az áldozati anyagunk, mint pl.: a keményítő ebben a kritikus szakaszban bomlik, akkor a hőprofilt el kell nyújtani, hogy lelassítsuk a gázképződést. Ügyelni kell azonban az első szakaszban is, ahol a rugalmas alakváltozás tapasztalható. Ha ebben a szakaszban emelkedik meg a nyomás a csatornában, és a hordozó nem volt megfelelően préselve, vagy szennyeződés került két réteg közé, repedések helyett delamináció keletkezik.

3.7.5 Hőprofil optimalizálás Figyelembe véve a kísérletek eredményeit, a gyártó által ajánlott fűtési profilt célszerű használni egészen addig, amíg a csatornában a nyomás nem közelíti meg a kritikus értéket. Mivel a kritikus nyomás meghatározásakor a kísérletben zárt csatornát alkalmaztam, ezért az ezek alapján meghatározott kritikus hőmérséklet (ahol a nyomás eléri az LTCC tűréshatárát) egy „worst case” értéket ad nyitott csatorna esetére, mivel végtelen hosszúságú csatorna eredményezné ugyanezt az értéket. Emiatt egy lassított fűtési szakaszt kell beiktatni a hőprofilba a kritikus hőmérséklet előtt és tartani egészen addig, amíg a bomlás intenzitása lecsökken, amelyet az új, lassított fűtési meredekséghez tartozó DTG görbe alapján tudunk behatárolni (l. 3.7.14).

3.7.14. ábra A hőprofil a 13-ik és 42-ik perc között 2 °C/perc fűtési meredekségre szükséges korlátozni, így az áldozati anyag bomlási intenzitása az eredeti beállításhoz képest a negyedére csökken.

99

100

PhD értekezés

Horváth Eszter

Az új hőprofilnál (l. 3.7.15. ábra) a lassított szakasz (2 °C/perc) a kiégetés 28-ik percében kezdődik, és a 44-ikben fejeződik be, ahonnan folytatódik újból az eredeti 10 °C/perces fűtési meredekség.

3.7.15. ábra Az optimalizált hőprofilban az áldozati anyag intenzív bomlási szakaszánál lelassítva 2 °C/perc fűtési meredekségre elkerülhető a struktúra károsodása.

Az új kiégetési hőprofilt alkalmazva a folyamat nem lassult le feleslegesen (alig több mint 13 perccel nőtt a ciklusidő), csak abban a szakaszban, ahol az áldozati anyag intenzíven bomlik. Ezért ez a megoldás sokkal hatékonyabb, mint a korábbi javaslatok az irodalomban, ahol az egész felfűtési szakaszt lelassították. Továbbá azok a minták, amelyek a bemutatott hőprofillal készültek, megfelő minőségűek lettek és elkerülhetővé vált a minták károsodása az áldozati anyag bomlása során fellépő hirtelen gázképződés következtében.

Horváth Eszter

PhD értekezés

3.7.6 Összefoglalás, új eredmények V. tézis: Elméleti modellt alkottam a mikrofluidikai csatornát tartalmazó LTCC hordozó

kiégetése

közben

áldozati

anyagként

alkalmazott

keményítő

bomlásának leírására, melynek segítségével meghatároztam a hordozó kiégetési hőprofiljába beiktatandó lassítási szakasz hosszát és meredekségét, így a felszabaduló gázképződés intenzitása korlátozható a csatorna károsodás elkerülése

érdekében,

amely

hőprofil

alkalmazhatóságát

45

mm-es

csatornahosszig vizsgálatokkal igazoltam. A modell alapján a kiégetés közben a keményítő bomlásának következtében kialakuló nyomás az anyag bomlásával együtt növekszik. Termikus analitikai méréseim eredményét kiértékelve megállapítottam, hogy a keményítő bomlása megfelel az Arrhenius típusú folyamatnak. Az anyag bomlása konszekutív jelleget mutat, így az azt leíró differenciálegyenlet rendszer megoldását numerikus módszer (Rosenbrock módszer) segítségével adtam meg. A kiértékeléshez a legkisebb négyzetek módszerét használtam, és ezek alapján meghatároztam a keményítő reakciókinetikai paramétereit, majd a számolás eredményét összevetettem a mérési eredményekkel. A modellt felhasználva megadtam az LTCC hőprofiljába beiktatandó lassítási szakasz hosszát és meredekségét. Az új beállítások korlátozták a felszabaduló gázképződés intenzitását, de feleslegesen nem lassították a folyamatot és az új profillal készült minták nem károsodtak a kisebb nyomásnak köszönhetően. A tézisponthoz kapcsolódó publikációk: L6, L8, K1

101

102

PhD értekezés

Horváth Eszter

4. Összefoglalás, eredmények hasznosulása, a kutatás további irányai Ph.D. munkám során megvizsgáltam az LTCC technológiában alkalmazott rétegkialakítási eljárásnak, a szitanyomtatásnak a problémáit és javaslatot tettem a kés alakjának módosítására és a szitafeszesség csökkentésének kompenzálására a kontakttávolság változtatásával. A dolgozatomban ismertetett beállításokat a Bosch Hatvan Kft autóelektronikai gyártócég alkalmazza. Kidolgoztam egy akusztikus mikroszkópián alapuló, képfeldolgozási eljárással kiegészített vizsgálati módszert a fluidikai csatornát tartalmazó LTCC alapú hordozó préselési folyamatának roncsolásmentes minősítésére, mely módszert más préselési technológiákra is lehet alkalmazni. Módszerem segítségével az üveg-kerámia alapú szenzorok, illetve egyéb többrétegű kerámia alkalmazások gyártása során a préselő nyomás értékének helyes megválasztásával elkerülhetők a delaminációs jelenségek a geometriai méretek torzulása nélkül. A továbbiakban a bemutatott modell alkalmazhatóságát fogom vizsgálni eltemetett huzalozást is tartalmazó áramkörök esetére. A végeselem alapú mechanikai modellem segítségével meghatároztam a fluidikai csatornát tartalmazó LTCC alapú hordozó csatorna geometriájának torzulását, figyelembe véve az áldozati anyag deformációját. Ezek alapján megállapítottam, hogy a 0,5 mm-nél szélesebb csatorna esetén érdemes szilárd, míg ez alatt por állagú áldozati anyagot alkalmazni, így már a tervezés fázisában kiválasztható az optimális áldozati anyag típusa. A másik kritikus technológiai lépés a kiégetés, melynek során az áldozati anyag bomlása során felszabaduló gázok károsíthatják a struktúrát. Elméleti modellem felhasználásával a keményítő bomlásának korlátozására az LTCC-hez alkalmazott hőprofilt módosítottam egy további lassítási szakasz beiktatásával, így a gázképződés legintenzívebb szakaszát elnyújtottam, de a profil további részét feleslegesen nem lassítottam, mely különösen fontos tömeggyártás esetén. A modell tervezett továbbfejlesztési iránya a csatorna hosszának figyelembevétele a hőprofil kialakításánál, illetve a polimer áldozati anyag hőbomlásának leírása.

Horváth Eszter

5.

PhD értekezés

Saját közlemények jegyzéke

Tézispontokhoz kapcsolódó publikációk Lektorált, idegen nyelvű, külföldön megjelent folyóiratcikk [L1]

E. Horváth, G. Hénap, Á. Török, G. Harsányi: „Mechanical Modelling and Life Cycle Optimisation of Screen Printing”, Journal of Theoretical and Applied Mechanics, vol. 50, no. 4, 2012, IF 0.264

[L2]

E. Horvath, G. Henap, G. Harsanyi: Materials and Technological Developement of Screen Printing in Transportation; International Journal for Traffic and Transport Engineering, vol. 2, no. 2, 2012, 133-141 o.

[L3]

E. Horváth, A. Török, G. Harsányi: „Design And Application Of Low Temperature CoFired Ceramic Substrates For Sensors In Road Vehicles”, Transport, (in press) IF2.552

[L4]

E. Horváth, G. Hénap, G. Harsányi: „Finite Element Modeling of Channel Sag in LTCC”, Microelectronics Inrenational, Vol. 29, Iss. 23. 145-152 o. IF 0.468

[L5]

E. Horváth, G. Hénap, A. Torok, G. Harsányi: „Mechanical characterization of glassceramics substrate with embedded microstructure” Journ of Mat Sc-Materials in Electronics, vol. 23, i. 12, 2012, p. 2123-2129, IF 0.927

[L6]

E. Horváth: „Thermal analysis of starch for realizing embedded channel in low temperature co-fired ceramic", Journal of Thermal Analysis and Calorimetry (közlésre beküldve) IF 1,604

[L7]

E. Horvath; P. Ficzere; G. Henap; A. Torok; G. Harsanyi: Optimisation of computer aided screen printing design, Journal of Computer-Aided Design (közlésre beküldve) IF 1.542

Lektorált, idegen nyelvű, Magyarországon megjelent folyóiratcikk [L8]

E. Horváth, G. Harsányi: „Optimization of Fluidic Microchannel Manufacturing Processes in Low Temperature Co-Fired Ceramic Substrates”, Periodica PolytechnikaElectrical Engineering, vol. 54, no. 1-2, 2010, 79–86 o.

Referált, idegen nyelvű, nemzetközi konferencia-kiadványban megjelent előadás [R1]

E. Horváth, G. Harsányi: ”Modeling and Simulating Lamination of LTCC Substrate Containing Embedded Channel”, 34rd International Spring Seminar on Electronics Technology, IEEE-ISSE2011, Tatranská Lomnica, Szlovákia, 2011.05.11-2010.05.15., 409 - 413. o.

103

104

PhD értekezés

Horváth Eszter

Idegen nyelvű, nemzetközi konferencia-kiadványban megjelent előadás [K1]

E. Horváth, G. Harsányi: “Realizing Fluidic Microchannel In Low Temperature CoFired Ceramic Substrate”, Electronic Devices and Systems IMAPS CS International Conference Proceedings, Brno, Csehország, 2009, 227-234. o.

Egyéb publikációk Lektorált, idegen nyelvű, Magyarországon megjelent folyóiratcikk [L9]

E. Horváth: „Embedded Thick-Film Resistors Applied in Low Temperature Co-fired Ceramic Circuit Substrates”, Periodica Polytechnica-Electrical Engineering, 2008, Vol. 52, Issue 1-2, 45-57. o.

Referált, idegen nyelvű, nemzetközi konferencia-kiadványban megjelent előadás [R1]

E. Horváth, A. Erényi, A. Géczy, and G. Harsányi: “ Optimization of breaking processes in LTCC manufacturing”, 17th International Symposium for Design and Technology in Electronic Packaging, IEEE-SITME2011 Conference Proceedings, Timisoara, Romania, 2011, 153 - 155. o.

Nem lektorált, magyar nyelvű, Magyarországon megjelent folyóiratcikk [M1]

Horváth E.: „Build up technológia és a zsákfuratok fémezésének vizsgálata” I. rész, Elektronet, 2008, XVII:(6) 57-58. o.

[M1]

Horváth E.: „Build up technológia és a zsákfuratok fémezésének vizsgálata” II. rész, Elektronet, 2008, XVII:(7) 52-53. o.

[M3]

Horváth E.: „Az üveg-kerámia hordozók technológiai problémái”, Elektronet, 2009 XVIII: 31-33. o.

Horváth Eszter

PhD értekezés

6.

Felhasznált irodalom

[1]

Multilayered Low Temperature Cofired Ceramics (LTCC) Technology (Yoshihiko Imanaka, Fujitsu Laboratories, Ltd. Japan – Springer 2005)

[2]

Janina Mazierska, Mohan V. Jacob, Andrew Harring , Jerzy Krupka, Peter Barnwell, Theresa Sims: Measurements of loss tangent and relative permittivity of LTCC ceramics at varying temperatures and frequencies, Journal of the European Ceramic Society, Vol. 23, 2003, 2611– 2615 o.

[3]

Alfons Stiegelschmitt, Andreas Roosen, Christof Ziegler, Siegfried Martius, Lorenz-Peter Schmidt: Dielectric data of ceramic substrates at high frequencies, Journal of the European Ceramic Society, Vol. 24, 2004, 1463–1466 o.

[4]

Vastagréteg Integrált Áramkörök (Dr. Ripka Gábor - Műszaki könyvkiadó, 1985)

[5]

Kyutae Lim, Pinel, S. Davis, M., Sutono, A., Chang-Ho Lee, Deukhyoun Heo, Obatoynbo, A., Laskar, J., Tantzeris, E.M., Tummala, R.: RF-system-on-package (SOP) for wireless communications, Microwave Magazine, IEEE, Vol.3, Issue 1, 88 – 99 o.

[6]

Dr. Mojzes Imre. Mikroelektronika és technológia (Műegyetemi kiadó, 2005)

[7]

http://www.ltcc.de/en/whatis_pro.php (2012. június 1.)

[8]

Robert S. Marks, Christopher R. Lowe, David C. Cullen, Howard H. Weetall, Isao Karube: Practical Aspects of Microfluidic Devices: Moving Fluids and Building Devices, Wiley, 2007

[9]

Van de Pol F C M and Branebjerg J 1990 Microliquid-handling devices- review Proc. Micro SystemTechnologies (Berlin 1990) 799-805 o.

[10]

S. C. Terry, J. H Jerman., J. B. Angell: A gas chromatographic air analyzer fabricated on a silicon wafer, IEEE Trans. on Electron Devices, 1979, Vol. 26, Issue 12, 1880-1886 o.

[11]

D. B. Tuckerman, R. F. W. Pease: High-performance heat sinking for VLSI, Electron Device Letters, IEEE, 1981, Vol. 2, Issue 5, 126–129 o.

[12]

M. Zdeblick, P. W. Barth, J. B. Angell: Microminiature fluidic amplifier IEEE Solid-State Sensors Workshop Technical Digest, Hilton Head, S.C. (June 2-5, 1986), New York IEEE

[13]

E. Bassous, H. H. Taub, L. Kuhn: Ink jet printing nozzle arrays etched in silicon, Applied Physics Letters, 1977, Volume 31, Issue 2, id. 135

[14]

K. E. Petersen: Fabrication of an integrated planar silicon ink-jet structure Electron Device Letters, IEEE, 1979, Vol. 26, Issue 12, 1918–1920 o.

[15]

K. E. Petersen: Silicon as a mechanical material, Proceedings of the IEEE, 1982, vol. 70, no. 5, 420-457. o.

105

106

PhD értekezés [16]

Horváth Eszter

Sadler D, Changrani R, Roberts P, Chou C, Zenhausern F. :Thermal management of BioMEMS: temperature control for ceramic-based PCR and DNA detection devices. IEEE Trans Compon Packaging Technol 2003;26:309–16.

[17]

Peter Gravesen, Jens Branebjerg and Ole Sondergard Jensen: Microfluidics-a review, J. Mioromech. Microeng. 3, 1993, 168-182 o.

[18]

M. J. Madou: Fundamental of microfabrication, 2nd edn., CRC Press, Boca Raton 2002

[19]

Patrick Tabeling: Inroduction to microfluidics, Oxford University Press UK, 2005

[20]

Hajdu István, Ripka Gábor: Hibrid integrált áramkörök, Műszaki Könyvkiadó, Budapest, 1979

[21]

Peter Kiddell: The Screen Frame: Foundation of the Process, Screen printing magazine, October, 2000

[22]

Legén László, Valló Péter: Szitanyomtatás I. rész [Screenprinting – I. part], Híradástechnika vol 37.no. 3. 1986

[23]

Sefar mesh Technology: Handbookfor screen printers Published by: Sefar Inc. Printing Division CH-9425 Thal/SG Switzerland 1999

[24]

C. A. Harper: Handbook of Thick Film Hybrid Microelectronics, New York McGraw-Hill, 1974

[25]

Albert Kosloff: Photographic Screen Printing, ST Publications, Cincinnati, Ohio, 1987.

[26]

D.R. Kobs and D.R. Voigt, Parametric dependencies in thick film screening. Proc. ISHM 18, 1970, 1–10 o.

[27]

L. F. Miller, Paste Transfer in the Screening Process, Solid State Technology, 1969, 46–52 o.

[28]

Benson M. Austin, Thick-Film Screen Printing, Solid State Technology, 1969, 53–58 o.

[29]

Rudolph J. Bacher, High Resolution Thick Film Printing, Proceedings of the International Symposium on Microelectronics, 1986, 576 – 581 o.

[30]

Owczarek, J.A.: A study of the off-contact screen printing process. II. Analysis of the model of the printing process, IEEE Transactions on Components, Hybrids, and Manufacturing Technology, 1990, vol.13, no.2, 358-67 o.

[31]

Tamas S. Frecska: Squeegees, Screen Printing Magazine, Dec. 1999. 1-2 o.

[32]

John Anderson: Forecasting the Future of Screen-Printing Technology, Screen Printing Magazine, October, 2003.

[33]

E H Jewell, T C Claypole and D T Gethin: The effect of exposure to inks and solvents on squeegee performance, Surface Coatings International Part B: Coatings Transactions Volume 87, Number 4, 2004, 253-260 o.

[34]

I. Dyakov, O. Prentkovskis: Optimization problems in designing automobiles, Transport, Vol. 23(4), 2008, 316-322 o.

Horváth Eszter [35]

PhD értekezés

D.E. Riemer: Analytical model of the screen printing process: part 1. Solid State Technology 8, 1988, pp. 107–111;

[36]

Dietrich E. Riemer: Analytical model of the screen printing process: part 2. Solid State Technology 9, 1988, 85–90 o.

[37]

Dietrich E. Riemer: The theoretical fundamentals of the screen printing process. Hybrid Circuits 18, 1989, 8–17 o.

[38]

G.I. Taylor: On scraping viscous fluid from a plane surface. Miszallangen Angewandten Mechanik, 1962, 313–315 o.

[39]

J. Riedler: Viscous flow in corner regions with a moving wall and leakage of fluid. Acta Mechanica 48, 1983, 95–102 o.

[40]

J. Jeong and M. Kim: Slow viscous flow due to sliding of a semi-infinite plate over a plane, Journal of Physics Society, 54, 1985, 1789–1799 o.

[41]

G. S. White, C. J. W. Breward, P. D. Howell: A model for the screen-printing of Newtonian fluids, Journal of Engineering Mathematics, 2006, 54, 49-70 o.

[42]

M. Taroni, C. J. W. Breward, P. D. Howell, J. M. Oliver and R. J. S. Young: The screen printing of a power-law fluid, Journal of Engineering Mathematics, Volume 73, Number 1, 2012, 93-119 o.

[43]

Denis Erath, Aleksander Filipović, Marc Retzlaff, Anne Kathrin Goetz, Florian Clement, Daniel Biro, Ralf Preu: Advanced screenprinting technique for high definition front side metallization of crystalline silicon solar cells, Solar Energy Materials and Solar Cells, Volume 94, Issue 1, January 2010, 57–61 o.

[44]

Taik-Min Lee, Yong-Jung Choi, Su-Yong Nam, Choon-Woo You, Dae-Yup Na, Hyeon-Cheol Choi, Dong-Youn Shin, Kwang-Young Kim, Kwang-Il Jung: Color filter patterned by screenprinting, Thin Solid Films, Volume 516, Issue 21, 1 September 2008, 7875–7880 o.

[45]

Thomas Schüler, Tim Asmus, Wolfgang Fritzsche, Robert Möller: Screen printing as costefficient fabrication method for DNA-chips with electrical readout for detection of viral DNA, Biosensors and Bioelectronics, Volume 24, Issue 7, 15 March 2009, 2077–2084 o.

[46]

Yu-Tang Yen, Te-Hua Fang, Yu-Cheng Lin: Optimization of screen-printing parameters of SN9000 ink for pinholes using Taguchi method in chip on film packaging: Robotics and Computer-Integrated Manufacturing Volume 27, Issue 3, June 2011, 531–537 o.

[47]

H.L. Cox, The Elasticity and Strength of Paper and Other Fibrous Materials, British Journal of Applied Physics, 3, 1952, 72-79 o.

[48]

H. Krenchel, Fibre Reinforcement, Akademisk Forlag, 1964, Copenhagen, Denmark

[49]

Source Book on Stainless Steels, American Society for Metals, Taylor & Francis, 1976, Ohio, USA

[50]

F. Irgens, Continuum Mechanics, Springer, 2008, Berlin

107

108

PhD értekezés [51]

Horváth Eszter

Richard G. Holdich, Fundamentals of Particle Technology, Midland Information Technology and Publishing, Loughborough, U.K., 2002

[52]

A handbook of elementary rheology, Howard A. Barnes, Institute of Non-Newtonian Fluid Mechanics University of Wales, 2000

[53]

G. W. Scott Blair J. C. Hening, A. Wagstaff, The Flow of Cream through Narrow Glass Tubes, Journal of Physical Chemistry, 1939, 43 (7) 853-864 o.

[54]

Dawn Hohl: Controlling Off-Contact, 1997, Specialty Graphic Imaging Association Journal, Vol 4, 5-11 o.

[55]

K-J Bathe, Finite Element Procedures, Prentice Hall, 1996

[56]

Jones, W. K., Liu, Y. and Gao, M.: Micro heat pipes in low temperature co-fired ceramic (LTCC) substrates. IEEE Trans. Comp. Packag. Technol., 2003, 26, 110–115 o.

[57]

Khanna PK, Hornbostel B, Burgard M, Schafer W, Dorner J. Studies on threedimensional moulding, bonding and assembling of low-temperature-cofired ceramics for MEMS and MST applications. Mater Chem Phys 2005; 89:72–79 o.

[58]

Jones WK, Liu Y, Wang P, Zampino M. Chemical structural and mechanical properties of LTCC tapes. Int J Microcirc Electron Packaging 2000;23(4):469–73 o.

[59]

Yi M, Bau HH. The kinematics of bend-induced in micro-conduits. Int J Heat Fluid Flow 2003, 24:645–656 o.

[60]

Malecha K, Pijanowska D, Golonka LJ, Torbicz W. LTCC enzymatic microreactor. J Microelectron Electron Packaging 2007, 4(2):51–56 o.

[61]

Zhong J, Yi M, Bau HH. Magneto hydrodynamic (MHD) pump fabricated with ceramic tapes. Sensors Actuators A 2002;96:59–66 o.

[62]

Gongora-Rubio MR, Sola-Laguna LM, Moffett PJ, Santiago-Aviles JJ. The utilization of low temperature co-fired ceramics (LTCC–ML) technology for meso-scale EMS, a simple thermistor flow sensor. Sensors Actuators A 1999, 73:215–21 o.

[63]

Karol Malecha, Leszek J. Golonka, Microchannel fabrication process in LTCC ceramics, Volume 48, Issue 6, 2008, 866–871 o.

[64]

G.A. Groß, T. Thelemann, S. Schneider, D. Boskovic, J.M. Köhler: Fabrication and fluidic characterization of static micromixers made of low temperature cofired ceramic (LTCC), Elsevier Chemical Engineering Science, Volume 63, Issue 10, 2008, 2773–2784 o.

[65]

Karol Malecha, Leszek J. Golonka Three-dimensional structuration of zero-shrinkage LTCC ceramics for microfluidic applications Microelectronics Reliability 2009;49: 585–591 o.

[66]

L.E. Khoong, Y.M. Tan and Y.C. Lam, Study of deformation and porosity evolution of low temperature co-fired ceramic for embedded structures fabrication, Journal of the European Ceramic Society, 2008, 29, no. 13. 2737-2745 o.

Horváth Eszter [67]

PhD értekezés

Dziedzic, Andrzej, Golonka, Leszek J, Kita, Jaroslaw, Thust, Heiko, Drue, Karl-Heinz, Bauer, Reinhard, Rebenklau, Lars, Wolter, Klaus-Jurgen: Electrical and stability properties and ultrasonic microscope characterisation of low temperature co-fired ceramics resistors, 2001, Microelectronics Reliability, Vol. 41, Iss. 5, pp. 669 – 676 o.

[68]

Wolter, K.-J., Heinze, R.; Speck, M.: Analysis in Microelectronic Packaging by Acoustic Microscopy International Spring Seminar on Electronics Technology 28th (ISSE) 19-22 May 2005, Wiener Neustadt, Austria

[69]

Lars Rebenklau, Klaus-Jilrgen Wolter, Steffen Howitz: Realization of Hybrid Microfluidic Systems Using Standard LTCC Process, 2000 Electronic Components and Technology Conference, pp. 1696-1700 o.

[70]

A. Sutor, G. Winkler, G. Bischoff: Scanning Acoustic Microscopy for Non-Destructive Tests of electronic components, 2006, Electron Technology Internet Journal, 37-38, 7, pp. 1-4.]

[71]

Karol Malecha, Leszek J. Golonka: Microchannel fabrication process in LTCC ceramics, Microelectronics Reliability, 48, 2008, 866–871 o.

[72]

Dominik Jurkow, Henryk Roguszczak, Leszek Golonka: Cold chemical lamination of ceramic green tapes, Journal of the European Ceramic Society 29, 2009, 703–709 o.

[73]

Karol Malecha and Leszek J. Golonka: Three-dimensional structuration of zero-shrinkage LTCC ceramics for microfluidic applications, Microelectronics Reliability, Volume 49, Issue 6, 2009, 585–591 o.

[74]

Piwonski,M. A. and Roosen, A.: Low pressure lamination of ceramic green tapes by gluing at room temperature. Journal of the European Ceramic Society, 1999, 19, 263–270 o.

[75]

Roosen, A.: New lamination technique to join ceramic green tapes for the manufacturing of multilayer devices. J. Eur. Ceram. Soc., 2001, Vol. 21, 1993–1996 o.

[76]

Burdon, J. W., Huang, R. -F., Wilcox, D., and Naclerio, N. J., Method for fabricating a multilayered structure and the structures formed by the method. US Patent 6592696 (15 July 2003).

[77]

Wilcox Sr DL, Burdon JM, Changrani R, Chou C-F, Dai S, Koripella R: Add ceramic “MEMS” to the pallet of Microsystems technologies. Mater Res Soc Symp Proc 2002;687:B7.1.1–18 o.

[78]

Da Rocha, Z. M., Ibañez-Garcia, N., Oliveira, N. A., Matos, J. R., Gongora-Rubio, M. R.: Low temperature and pressure lamination of LTCC tapes for meso-systems. Proceedings of IMAPS Ceramic Interconnect Technology Conference, Denver Co., April 2004, 205–210 o.

[79]

P. Espinoza-Vallejos, L. Sola-Laguna, J.J. Santiago-Aviles, Jet vapor etching: a chemical machining technique for green LTCC, in: Proceedings of the International Microelectronics and Packaging Society (IMAPS) 98 Fall Meeting, 1998.

109

110

PhD értekezés [80]

Horváth Eszter

Walter Smetana, Bruno Balluch, Günther Stangl, Sigrid Lüftl, Sabine Seidler: Processing procedures for the realization of fine structured channel arrays and bridging elements by LTCC-Technology, Microelectronics Reliability 49 (2009) 592–599 o.

[81]

X.S. Wang, B. Balluch, W. Smetana and G. Stangl: Optimization of Cavity Fabrication for MicroFluidic Systems, 32nd International Microelectronics and Packaging IMAPS-IEEE CPMT Poland Conference, Pultusk, 21-24 Sept. 2008

[82]

J. Vanek, I. Szendiuch, W. Smetana, M. Unger: Performance of Laser Machined and Metallized Via Holes in LTCC Tape Materials, Electronics Technology, 2008. ISSE, 31st International Spring Seminar on 7-11 May 2008, 540–544 o.

[83]

Jaroslaw Kita, Andrzej Dziedzic, Leszek J. Golonka, Tomasz Zawada: Laser treatment of LTCC for 3D structures and elements fabrication, Microelectronics International, 19/3 2002, 14–18 o.

[84]

Gongora-Rubio MR, Espinoza-Vallejos P, Sola-Laguna L, Santiago-Avales JJ. Overview of low temperature co-fired ceramics tape technology for mesosystem technology (MsST). Sensors Actuators A 2001;89:221–41 o.

[85]

Miehls, D. J., Martin, F. J., Pond, R. G., Fleischner, P. S.: Method of fabricating a multilayer electrical circuit, US Patent No. 5,249,355; 1993.

[86]

Cawley, J. D., Heuer, A. H., Newman,W. S., Method of constructing three dimensional bodies from lamination. US Patent No. 5,777,833; 1998

[87]

Kuo, J. -I., Da, S. -J., Lamination process of packaging substrate, US Patent Application Publication No. 2004/0108058 A1; 2004.

[88]

Espinoza-Vallejos, P., Zhong, J.-H., Gongora-Rubio, M. R., Sola-laguna, L. and Santiago-Aviles, J. J., Meso (Intermediate)-scale electromechanical systems for the measurement and control of sagging in LTCC structures. Mater. Res. Soc. Symp. Proc., 1998, 518, 3–79 o.

[89]

Peterson KA, Patel KD, Ho CK, Rohde SB, Nordquist CD, Walker CA, et al. Novel microsystem applications with new techniques in low-temperature co-fired ceramics. Int J Appl Ceram Technol 2005;2(5):345–63 o.

[90]

Birol H, Maeder T, Jacq C, Straessler S, Ryser P. Fabrication of low-temperature co-fired ceramics micro-fluidic devices using sacrificial carbon layers. Int J Appl Ceram Technol 2005;2(5):364–73 o.

[91]

Birol H, Maeder T, Ryser P. Processing of graphite-based sacrificial layer for microfabrication of low temperature co-fired ceramics (LTCC). Sensors Actuators A 2006;130–131:560–7 o.

[92]

Beom-Joon Cho, Eun-Tae Park, Jong-Myeon Lee: Novel structure of ceramic tape for multilayer devices, Journal of the European Ceramic Society 29, 2009, 451–456 o.

Horváth Eszter [93]

PhD értekezés

Bau, H., Ananthasuresh, S., Santiago-Aviles, J. J., Zhong, J., Kim, M., Yi, M.: Ceramic tape based meso systems technology. In Proceedings of the ASME InternationalMechanical Engineering Congress and Exposition, 1988, 491–498 o.

[94]

K. Kawakita, K., I. Hattori, M. Kishigami. J. Powder Bulk Solids Technol. 1, 1977, 3-8 o.

[95]

Heckel, R. W. Density pressure relationships in powder compaction. Transactions of the Metallurgical Society of AIME, 1961, 221, 671-675 o.

[96]

N.A. Armstrong and R.F. Haines-Nutt: Elastic recovery and surface area changes in compacted powder systems, Powder Technology, Vol. 9, Issues 5-6, May-June 1974, 287-290 o.

[97]

Roman Gr. Maev: Acoustic Microscopy: Fundamentals and Applications, WILEY-VCH, 2008, Darmstadt

[98]

M. Sezgin, B. Sankur: Survey over image thresholding techniques and quantitative performance evaluation, Journal of Electronic Imaging, 13(1), 2003, 146-165 o.

[99]

FullCure 720 adatlap: http://www.objet.com/3D-Printing-Materials/ Overview/Transparent/ (hozzáférés 2012. május 12.)

[100]

D.C. Drucker, W. Prager: Soil mechanics and plastic analysis for limit design, Quarterly of Applied Mathematics, 1952, Vol. 10 No. 2, pp. 157-165 o.

[101]

Peter R. Laity, Lianghao Han, James Elliott, Ruth E. Cameron: Variations in compaction behaviour for tablets of different size and shape, revealed by small-angle X-ray scattering, Journal of Pharmaceutical Sciences, 2010, Vol. 99 No. 10.

[102]

E.A. de Souza Neto, D. Peric, D.R.J. Owen: Computational methods for plasticity, Theory and applications, Wiley, 2008

[103]

Christian Bienert, Andreas Roosen: Characterization and improvement of LTCC composite materials for application at elevated temperatures, Journal of the European Ceramic Society, Volume 30, Issue 2, January 2010, 369–374 o.

[104]

Dupont 951 green tape adatlap: http://www2.dupont.com/MCM/en_US/assets/downloads/ prodinfo/951LTCCGreenTape.pdf (hozzáférés: 2012. június 1.)

[105]

L.E. Khoong, Y.M. Tan, Y.C. Lam: Carbon burnout and densification of self-constrained LTCC for fabrication of embedded structures in a multi-layer platform, Journal of the European Ceramic Society 29, 2009, 457–463 o.

[106]

Gábor Várhegyi: Aims and methods in non-isothermal reaction kinetics, J. Anal. Appl. Pyrolysis 79, 2007, 278–288 o.

[107]

A. Khawam, D.R. Flanagan, Basics and applications of solid-state kinetics: a pharmaceutical perspective, J. Pharm. Sci. 95 (2006) 472–498 o.

[108]

J.A. Caballero, J. A. Conesa, Mathematical considerations for non-isothermal kinetics in thermal decomposition, J. Anal. Appl. Pyrolysis 73, 2005, 85–100. o.

111

112

PhD értekezés [109]

Horváth Eszter

J.A. Conesa, A. Marcilla, J.A. Caballero, R. Font, Comments on the validity and utility of the different methods for kinetic analysis of thermogravimetric data, J. Anal. Appl. Pyrolysis 58/59, 2001, 617–633 o.

[110]

Gábor Várhegyi, Michael Jerry Antal, Jr., Emma Jakab, Piroska Szabó: Kinetic modeling of biomass pyrolysis, Journal of Analytical and Applied Pyrolysis 42, 1997, 73-87 o.

[111]

Mészáros Erika: Lignocellulóz tartalmú anyagok vizsgálata termikus módszerekkel, Doktori értekezés, 2006

[112]

Gábor Várhegyi, Michael Jerry Antal, Jr., Emma Jakab, Piroska Szabó: Kinetic modeling of biomass pyrolysis, Journal of Analytical and Applied Pyrolysis, 1997, 42, 73-87 o.

[113]

A.W. Coats, J.P. Redfern, Kinetics parameters from thermogravimetric data, Nature 201, 1964, 68–69 o.

[114]

T. Ozawa: A modified method for kinetic analysis of thermoanalytical data, Journal of Thermal Analysis, Vol. 9, 1976, 369-373 o.

[115]

M.E. Brown: Introduction to thermal analysis: techniques and applications, Springer, London, 2001.

[116]

G. Várhegyi, P. Szabó, E. Jakab, F. Till: Least squares criteria for the kinetic evaluation of thermoanalytical experiments. Examples from a char reactivity study, J. Anal. Appl. Pyrolysis, 57 (2001) 203 – 222 o.

[117]

T. Ozawa, Bull. Chem. Soc. Jpn. 38 (1965) 1881.;

[118]

H.E. Kissinger: Reaction kinetics in differential thermal analysis, Anal. Chem. 29, 1957, 1702– 1706 o.

[119]

H. Flynn, L.A.Wall, J. Res. Natl. Bur. Stan. A: Phys. Chem. 70A, 1966, 487 o.

[120]

A. Broido, In F. Shafizadeh, K. Sharkanen, D. Tillman (Eds.): Thermal uses and properties of carbohydrates and lignins, Academic Press, New York, 1976., 19 – 36 o.

[121]

M.J. Antal, Jr., G. Várhegyi: Impact of systematic errors on the determination of cellulose pyrolysis kinetics, Energy Fuels, 11(6), 1997, 1309 – 1310 o.

[122]

M.J. Antal, Jr., G. Várhegyi, E. Jakab, Cellulose pyrolysis kinetics: revisited, Ind. Eng. Chem. Res., 37 (4), 1998, 1267 – 1275 o.

[123]

M. Grønli, M.J. Antal, Jr., G. Várhegyi,: A round-robin study of cellulose pyrolysis kinetics by thermogravimetry, Ind. Eng. Chem. Res., 38 (6), 1999, 2238–2244 o.

[124]

A.G.W. Bradbury, Y. Sakai, F. Shafizadeh,: Kinetic model for pyrolysis of cellulose, J. Appl. Polym. Sci., 23, 1979, 3271 – 3280 o.

[125]

G. Várhegyi, E. Jakab, M.J. Antal, Jr.,: Is the Broido-Shafizadeh model for cellulose pyrolysis true?, Energy Fuels, 8, 1994, 1345 – 1352 o.

Horváth Eszter [126]

PhD értekezés

M.J. Antal, Jr., G. Várhegyi, Cellulose pyrolysis kinetics: the current state of knowledge, Ind. Eng. Chem. Res., 34 (1995) 703 – 717 o.

[127]

Aggarwal P.; Dollimore D.; Heon K. 1997. Comparative Thermal Analysis Study of Two Biopolymers, Starch and Cellulose, Journal of Thermal Analysis, 50: 7-17 o.

[128]

Mohammad M. Fares and Adeeb S. El-Faqeeh: Thermal and Thermoxidative Degradations of Starch and Thermosensitive Starch-g-BAM Copolymers, Journal of Thermal Analysis and Calorimetry, Vol. 82 (2005) 161–166. o.

[129]

Kissinger HE. Reactions kinetics in differential thermal analysis, Analytical Chemistry 1957;29(11):1702–1706 o.

[130]

Jimenez A, Berenguer JL, Sánchez A. Thermal degradation study of poly(vinylchloride): kinetic analysis of thermogravimetric data. J Appl Polym Sci 1993;50:1565–1573 o.

[131]

Horowitz HH, Metzger G. A new analysis of thermogravimetric traces. Analytical Chemistry 1963;35(10):1464–1468.

[132]

Flynn JH, Wall LA. A quick, direct method for the determination of activation energy from thermogravimetric. J Polym Sci, Polymer Letter 1966;4:323–342 o.

[133]

J. F. Mano, D. Koniarova, R.L. Reis: Thermal properties of thermoplastic starch/synthetic polymer blends with potentialbiomedical applicability, Journal of material science: Material in Medicine, 14, 2003, 127-135 o.

[134]

Gábor Várhegyi, Zsuzsanna Czégény, Chuan Liu, Kevin McAdam: Thermogravimetric Analysis of Tobacco Combustion Assuming DAEM Devolatilization and Empirical Char-Burnoff Kinetics, Ind. Eng. Chem. Res. 2010, 49, 1591–1599 o.].

[135]

János Gyenisa, Judit Dencs, Gábor Nős, Gyula Marton: Thermal Degradation of Starch in Production of Environmentally Benign Flocculants, Part I. Stochastic Modeling of Degradation Process, Industrial & Engineering Chemistry Research, 2007, 46 (24), 7900–7907 o.

[136]

NIST Chemistry Webbook Standard Reference Database, No. 69, 2005, June Release, http://webbook.nist.gov/chemistry (hozzáférés: 2012. június 1.)

[137]

Lowary T. L.; Richards G. N.: Cycloheptaamylose as a model for starch in the pyrolysis of polysaccharides, Carbohydrate Research, 1991, 218: 157–166 o.

[138]

Sǎimkovic I, A. F. Barry, Reeves B. J.: Pyrolysis-gas chromatography mass spectrometry analysis of starch-based ion-exchangers, Journal of Analytical and Applied Pyrolysis, 1997, 43(2): 145– 155 o.

113

114

PhD értekezés

Horváth Eszter

Függelék Rövidítések jegyzéke Rövidítés

Feloldás

NYHL LTCC HTCC MLC DNS PCR SAM CLPL PEOX PSA CCL SVM CNC PMMA PVA

nyomtatott huzalozású lemez Low Temperature Co-fired Ceramics – alacsony hőmérsékleten együttégetett kerámia High Temperature Co-fired Ceramics – magas hőmérsékleten együttégetett kerámia MultiLayer Ceramics – többrétegű kerámia dezoxiribonukleinsav Polymerase Chain Reaction – polimerizációs láncreakció Scanning Acoustic Microscope – pásztázó akusztikus mikroszkóp Cold Low Pressure Lamination – hideg alacsony nyomású laminálás poli-2-etiloxazolin Pressure-Sensitive-Adhesive - nyomásra érzékeny ragasztó Cold Chemical Lamination - hideg kémiai laminálást Sacrificial Volume Material – áldozati anyag Computer Numerical Control - mikroszámítógépet tartalmazó szerszámgép polimetilmetakrilát polivinilacetát

Ábrajegyzék 2.1.1. ÁBRA LTCC HORDOZÓK GYÁRTÁSTECHNOLÓGIÁJÁNAK FŐBB LÉPÉSEI [7].........................................................8 2.1.2. ÁBRA ELTEMETETT PASSZÍV ELEMEKET TARTALMAZÓ LTCC ÁRAMKÖR SZERKEZETI FELÉPÍTÉSE. ......................9 3.1.1. ÁBRA AZ „OFF-KONTAKT” SZITANYOMTATÁS FOLYAMATÁBRÁJA....................................................................12 3.1.2. ÁBRA A SZITANYOMTATÁSNÁL HASZNÁLT KÜLÖNBÖZŐ SZÖVÉSI MINTÁZATOK: VÁSZON-, SÁVOLY- ÉS GÉZSZÖVÉS. ................................................................................................................................................................13 3.1.3. ÁBRA A SZITASZÖVET RÖGZÍTÉSE A KERETEN: A, A SZITASZÁLAK MERŐLEGESEK, B, A SZITASZÁLAK 45 FOKOS SZÖGET ZÁRNAK BE A KERET OLDALLAPJAIVAL..............................................................................................14 3.1.4. ÁBRA A KÜLÖNBÖZŐ PROFILOK BIZTOSÍTJÁK A KÉS MEGFELELŐ MECHANIKAI VISELKEDÉSÉT ÉS KORLÁTOZZA A KÖZVETÍTETT ERŐT....................................................................................................................................16 3.1.5. ÁBRA A SZITANYOMTATÁS SORÁN A BEÁLLÍTOTT SZÖG ELTÉRHET AZ EFFEKTÍV SZÖGTŐL A KÉS DEFORMÁCIÓJÁNAK KÖVETKEZTÉBEN. ......................................................................................................................................16 3.1.6. ÁBRA A KÉS KÜLÖNBÖZŐ SAROKKIALAKÍTÁSAI BEFOLYÁSOLJÁK A FELBONTÁST ÉS A FELNYOMTATOTT PASZTA VASTAGSÁGÁT. ..........................................................................................................................................17 3.1.7. ÁBRA A SPECIÁLIS GÖRGŐS NYOMTATÓKÉS FIX NYOMTATÁSI SZÖGET BIZTOSÍT A TERHELŐ ERŐTŐL FÜGGETLENÜL. ................................................................................................................................................................17 3.2.1. ÁBRA AZ SD75/36 TÍPUSÚ SZITA KERESZTMETSZETI RAJZA MEGJELÖLVE A FŐBB GEOMETRIAI PARAMÉTEREKET. ................................................................................................................................................................20 3.2.2. ÁBRA MÉRÉSI ELRENDEZÉS A SZITA ÉS KÉS KÖZÖTT FELLÉPŐ SÚRLÓDÁSI ERŐ MEGHATÁROZÁSÁRA...................21 3.2.3. ÁBRA A NYÍRÓFESZÜLTSÉG ÉS A PASZTA SEBESSÉGE A SZITANYOMÁS ALATT....................................................22 3.2.4. ÁBRA A FELNYOMTATOTT MINTÁZAT TORZUL A SZITA MEGNYÚLÁSÁNAK KÖVETKEZTÉBEN. .............................23 3.2.5. ÁBRA A SZITA ELŐFESZÍTETTSÉGÉNEK BEÁLLÍTÁSÁHOZ SZÜKSÉGES MODEL MECHANIKAI REPREZENTÁCIÓJA......25 3.2.6. ÁBRA A BEHÁLÓZOTT SZITA (RÁCS)HÁLÓSŰRŰSÉGE A VÉGESELEMMODELLBEN A TERHELÉS IRÁNYÁBAN BESŰRŰSÖDIK............................................................................................................................................26 3.2.7. ÁBRA A VÉGESELEM MODELLBEN MEGADOTT ELMOZDULÁS KÉNYSZEREK. ......................................................26 3.2.8. ÁBRA A SZITÁT TERHELVE KÜLÖNBÖZŐ ERŐKKEL A SZITAHORPADÁS MÉRTÉKE MEGÁLLAPÍTHATÓ AZ ELMOZDULÁSMÉRŐ SEGÍTSÉGÉVEL...............................................................................................................27 3.2.9. ÁBRA MÉRÉS SORÁN A KÉS 11 KÜLÖNBÖZŐ POZÍCIÓBAN TERHELTE A SZITÁT..................................................27 3.2.10. ÁBRA A SZIMULÁCIÓ ÉS A MÉRÉSI EREDMÉNYEK ÖSSZEHASONLÍTÁSA. ..........................................................28 3.2.11. ÁBRA A MISES FÉLE EGYENÉRTÉKŰ FESZÜLTSÉG ELOSZLÁSA A SZITÁBAN A KÉS TERHELÉSI VONALÁBAN. ........29 3.2.12. ÁBRA A SZITA NYOMTATÁSI TERÜLETÉNEK KÖZÉPSŐ RÉSZÉN A SZÁLAK ÉPEN MARADTAK, DE A KÉS SARKAINAK VONALÁBAN A SZÁLAK LEKOPTAK................................................................................................................29 3.2.13. ÁBRA A KÉS ALAKJÁNAK MÓDOSÍTÁSA A LEKEREKÍTÉS PARAMÉTEREIT MEGJELÖLVE......................................30 3.2.14. ÁBRA A SZITÁRA ELŐÍRT ELMOZDULÁS FELTÉTEL A KÉS VONALÁBAN. ..........................................................30

Horváth Eszter

PhD értekezés

3.2.15. ÁBRA A KÉSLEKEREKÍTÉS OPTIMALIZÁLÁSÁNAK FOLYAMATÁBRÁJA............................................................. 31 3.2.16. ÁBRA A MISES FÉLE EGYENÉRTÉKŰ FESZÜLTSÉG ELOSZLÁSA A SZITÁBAN A KÉS TERHELÉSI VONALÁBAN (CIÁN – LEKEREKÍTÉS NÉLKÜL, PIROS – A MEGFELELŐ LEKEREKÍTÉSI RÁDIUSSZAL)...................................................... 31 3.2.17. ÁBRA A KONTAKTTÁVOLSÁG KOMPENZÁCIÓJA A SZITAFESZESSÉG FÜGGVÉNYÉBEN........................................ 33 3.3.1. ÁBRA GÁZSZENZOR AKUSZTIKUS FELVÉTELÉN LÁTHATÓ A BELSŐ CSATORNAHÁLÓZAT KIALAKÍTÁSA [70]. ........ 37 3.3.2. ÁBRA DELAMINÁCIÓ A RÉTEGEK KÖZÖTT 50 ATM NYOMÁS ESETÉN [71]. ...................................................... 37 3.3.3. ÁBRA SÜLLYESZTÉK KERESZTMETSZETI KÉPE ALACSONY NYOMÁSÚ PRÉSELÉS ESETÉN PEOX FELHASZNÁLÁSÁVAL [77]. ....................................................................................................................................................... 38 3.3.4. ÁBRA A MIKROFLUIDIKÁS LTCC HORDOZÓK TECHNOLÓGIAI SZEKVENCIÁJA.................................................... 39 3.3.5. ÁBRA CSATORNA BEHORPADÁSA AZ ÁLDOZATI ANYAGOK FÜGGVÉNYÉBEN 130 ΜM-ES CSATORNAMAGASSÁG ESETÉN [73]. ........................................................................................................................................... 42 3.3.6. ÁBRA CSATORNA BEHORPADÁSA AZ PRÉSELÉSI PARAMÉTEREK FÜGGVÉNYÉBEN [80]...................................... 42 3.3.7. ÁBRA HAGYOMÁNYOS (A) ÉS KÉTRÉTEGŰ (B) ÜVEG-KERÁMIA HORDOZÓ KERESZTMETSZETI KÉPE [92]. ........... 43 3.4.1. ÁBRA A CSATORNÁT TARTALMAZÓ LTCC STRUKTÚRA MEGVALÓSÍTÁSÁNAK LÉPÉSEI. ..................................... 46 3.4.2. ÁBRA AZ LTCC MODUL KÉT BELSŐ RÉTEGÉNEK FELÜLNÉZETI TERVE. ........................................................... 47 3.4.3. ÁBRA AZ ERŐHATÁSOK INHOMOGÉN ELOSZLÁSA KÖVETKEZTÉBEN REPEDÉSEK ALAKULTAK KI A CSATORNA KIVEZETÉS SZÉLEIN. .................................................................................................................................. 50 3.4.4. ÁBRA AZ ETALON MINTA SAM KÉPE........................................................................................................... 51 3.4.5. ÁBRA A VIZSGÁLT MINTA SAM KÉPÉN NAGYMÉRTÉKŰ DELAMINÁCIÓ LÁTHATÓ.............................................. 52 3.4.6. ÁBRA AZ ALGORITMUS ÁLTAL KIJELÖLT CSATORNA TERÜLET AZ LTCC HORDOZÓBAN...................................... 52 3.4.7. ÁBRA AZ ALGORITMUS ÁLTAL MEGHATÁROZOTT SÖTÉT TERÜLETEK (A), VILÁGOS TERÜLETEK (B), ÉS A KETTŐ EGYÜTT AZ EREDETI FELVÉTELEN (C).......................................................................................................... 53 3.4.8. ÁBRA A DELAMINÁCIÓS RÁTA ÉRTÉKE KIEMELKEDŐEN MAGAS ALACSONY NYOMÁS ESETÉBEN, DE HŐMÉRSÉKLET ÉS IDŐ HATÁSA A VIZSGÁLT TARTOMÁNYOKBAN NEM SZIGNIFIKÁNS................................................................ 54 3.4.9. ÁBRA A. A 13-IK MINTA SAM KÉPE NAGY DELAMINÁCIÓKAT MUTAT, B. A 18-IK MINTÁN NEM LÁTHATÓ RÉTEGELVÁLÁS. ........................................................................................................................................ 55 3.4.10. ÁBRA A. A 21-IK MINTÁN LÁTHATÓ DELAMINÁCIÓKAT A NEM MEGFELELŐ PRÉSELÉSI NYOMÁS OKOZTA, B. A 26IK MINTA PRÉSELÉSE SORÁN A RÉTEGEK KÖZÖTTI KÖTÉS MEGFELELŐ VOLT, A DELAMINÁCIÓ ELHANYAGOLHATÓ. 55 3.5.1. ÁBRA A CSATORNÁT TARTALMAZÓ LTCC STRUKTÚRA MODELLEZÉSÉNEK LÉPÉSEI.......................................... 58 3.5.2. ÁBRA. EGYTENGELYŰ PRÉSELÉS A KEMÉNYÍTŐ TÉRFOGATVÁLTOZÁSÁNAK MEGHATÁROZÁSÁRA. ...................... 59 3.5.3. ÁBRA A NYÍRÓDOBOZOS MÉRÉS SEGÍTSÉGÉVEL MEGHATÁROZHATÓ AZ ANYAG SÚRLÓDÁSI SZÖGE ÉS KOHÉZIÓJA. 61 3.5.4. ÁBRA A MOHR KÖRÖK ÉS A COULOMB EGYENES KÖZÖTTI ÖSSZEFÜGGÉS......................................................... 62 3.5.5. ÁBRA AZ EGYTENGELYŰ NYOMÓVIZSGÁLAT SORÁN A GÉP A TERHELÉS FÜGGVÉNYÉBEN MONITOROZTA A Z IRÁNYÚ ELMOZDULÁST. ......................................................................................................................................... 63 3.5.6. ÁBRA A KEMÉNYÍTŐ TÖMÖRÖDÉSI KARAKTERISZTIKÁJA. .............................................................................. 65 3.5.7. ÁBRA A COULOMB EGYENES SEGÍTSÉGÉVEL MEGHATÁROZHATÓ A KEMÉNYÍTŐ KOHÉZIÓJA ÉS SÚRLÓDÁSI SZÖGE. 66 3.5.8. ÁBRA AZ LTCC HORDOZÓ FESZÜLTSÉG-ALAKVÁLTOZÁSI GÖRBÉJE CIKLIKUS FEL- ÉS LETERHELÉS ESETÉN......... 67 3.5.9. ÁBRA A NYERS LTCC HORDOZÓ FESZÜLTSÉG – FAJLAGOS ALAKVÁLTOZÁSI GÖRBÉJE A MÉRÉST ÉS A VEM-ES ILLESZTÉST ÖSSZEVETVE............................................................................................................................ 67 3.5.10. ÁBRA AZ ÁLDOZATI ANYAGGAL TÖLTÖTT CSATORNA VÉGESELEM MODELLJE................................................. 68 3.5.11. ÁBRA AZ 1 MM SZÉLES CSATORNA DEFORMÁCIÓJÁNAK ELOSZLÁSA LETERHELÉS UTÁN KEMÉNYÍTŐ ÁLDOZATI ANYAG FELHASZNÁLÁSÁVAL. ...................................................................................................................... 70 3.5.12. ÁBRA AZ 1 MM SZÉLES CSATORNA DEFORMÁCIÓJA KEMÉNYÍTŐ ÁLDOZATI ANYAG FELHASZNÁLÁSÁVAL........... 70 3.5.13. ÁBRA AZ 0,5 MM SZÉLES CSATORNA DEFORMÁCIÓJA KEMÉNYÍTŐ ÁLDOZATI ANYAG ESETÉN SZINTE ELHANYAGOLHATÓ.................................................................................................................................... 71 3.5.14. ÁBRA AZ 1 MM SZÉLES CSATORNA DEFORMÁCIÓJA POLIMER ÁLDOZATI ANYAG ESETÉN MEGFELELŐ TÁMASZT BIZTOSÍT A FEDŐRÉTEGEKNEK.................................................................................................................... 71 3.6.1. ÁBRA HŐPROFIL NITROGÉN ÉS LEVEGŐ ALKALMAZÁSÁVAL [32].................................................................... 74 3.6.2. ÁBRA A DUPONT ÁLTAL JAVASOLT KIÉGETÉSI HŐPROFIL A DP 951 LTCC HORDOZÓJÁHOZ [104]. .................. 74 3.6.3. ÁBRA A MÓDOSÍTOTT KIÉGETÉSI HŐPROFIL KEZDETI SZAKASZA A DP 951 LTCC HORDOZÓHOZ [71]............... 75 3.6.4. ÁBRA A SZÉN ÁLDOZATI ANYAG TERMOGRAVIMETRIÁS GÖRBÉJE A. KÜLÖNBÖZŐ FŰTÉSI MEREDEKSÉGEK, B. KÜLÖNBÖZŐ HŐNTARTÁSI SZAKASZOK ESETÉN [105]. .................................................................................. 75 3.6.5. ÁBRA A TERMOGRAVIMETRIA/TÖMEGSPEKTROMETRIÁS MÉRŐBERENDEZÉS VÁZLATOS RAJZA [111]. .............. 77 3.6.6. ÁBRA A CELLULÓZ DTG GÖRBÉJÉNEK ELTOLÓDÁSA NÖVEKVŐ FŰTÉSI MEREDEKSÉGEK ESETÉN [112]. ............. 77 3.7.1. ÁBRA AZ LTCC HÁROMPONTOS HAJLÍTÓ VIZSGÁLATÁNAK SEMATIKUS ÁBRÁJA. .............................................. 89 3.7.2. ÁBRA A KEMÉNYÍTŐ TG, DTG ÉS DTA GÖRBÉJE N2 ATMOSZFÉRÁBAN........................................................... 90 3.7.3. ÁBRA A KEMÉNYÍTŐ TG, DTG ÉS DTA GÖRBÉJE LEVEGŐ ATMOSZFÉRÁBAN.................................................... 91 3.7.4. ÁBRA A KEMÉNYÍTŐ DTG GÖRBÉI MAGASABB HŐMÉRSÉKLET FELÉ TOLÓDNAK NAGYOBB FŰTÉSI MEREDEKSÉGEK MELLETT.. ................................................................................................................................................ 91

115

116

PhD értekezés

Horváth Eszter

3.7.5. ÁBRA A KEMÉNYÍTŐ TÖMEGSPEKTROMÉTERES VIZSGÁLATA SORÁN A BOMLÁSTERMÉKEK IONÁRAM GÖRBÉI.......92 3.7.6. ÁBRA A KEMÉNYÍTŐ BOMLÁSA LEVEGŐBEN 3 °C/PERC FŰTÉSI MEREDEKSÉG MELLETT KONSZEKUTÍV REAKCIÓT FELTÉTELEZVE. .........................................................................................................................................93 3.7.7. ÁBRA A GÁZKÉPZŐDÉS KÖVETKEZTÉBEN FELLÉPŐ NYOMÁS ALAKULÁSA A HŐMÉRSÉKLET FÜGGVÉNYÉBEN, KÜLÖNBÖZŐ FŰTÉSI MEREDEKSÉGEK MELLETT 6 CM HOSSZÚ RÉZCSÖVET (ÁTMÉRŐJE 0,9 CM) HASZNÁLVA. .......94 3.7.8. ÁBRA A NYOMÁSCSÚCSOK A FŰTÉSI MEREDEKSÉGEK ÉS CSATORNAHOSSZOK FÜGGVÉNYÉBEN............................94 3.7.9. ÁBRA A KEMÉNYÍTŐ DTG GÖRBÉJÉN ÉSZLELT CSÚCSOK KISEBB KÉSLELTETÉSSEL MEGJELENNEK A NYOMÁSGÖRBÉN IS (6 CM HOSSZÚ RÉZCSŐ, 6 °C/PERC FŰTÉSI MEREDEKSÉG). ................................................95 3.7.10. ÁBRA A KIÉGETETLEN LTCC HORDOZÓ ELEKTRONMIKROSZKÓPOS KÉPE. .....................................................97 3.7.11. ÁBRA A FÉLIG KIÉGETETT LTCC HORDOZÓ ELEKTRONMIKROSZKÓPOS KÉPE.................................................97 3.7.12. ÁBRA A KIÉGETETT LTCC HORDOZÓ ELEKTRONMIKROSZKÓPOS KÉPE..........................................................97 3.7.13. ÁBRA A KEMÉNYÍTŐ DTG GÖRBÉJE AZ LTCC HORDOZÓ HAJLÍTÓSZILÁRDSÁGA MINTAVÉTELI HŐMÉRSÉKLET FÜGGVÉNYÉBEN.........................................................................................................................................98 3.7.14. ÁBRA A HŐPROFIL A 13-IK ÉS 42-IK PERC KÖZÖTT 2 °C/PERC FŰTÉSI MEREDEKSÉGRE SZÜKSÉGES KORLÁTOZNI, ÍGY AZ ÁLDOZATI ANYAG BOMLÁSI INTENZITÁSA AZ EREDETI BEÁLLÍTÁSHOZ KÉPEST A NEGYEDÉRE CSÖKKEN. ....99 3.7.15. ÁBRA AZ OPTIMALIZÁLT HŐPROFILBAN AZ ÁLDOZATI ANYAG INTENZÍV BOMLÁSI SZAKASZÁNÁL LELASSÍTVA 2 °C/PERC FŰTÉSI MEREDEKSÉGRE ELKERÜLHETŐ A STRUKTÚRA KÁROSODÁSA.............................................100

Táblázatjegyzék 3.2.1. TÁBLÁZAT A SÚRLÓDÁSI ERŐ A SZITA ÉS A KÉS KÖZÖTT KÜLÖNBÖZŐ KÉS SEBESSÉGEK ÉS NYOMÁSOK MELLETT. .32 3.4.1. TÁBLÁZAT A LAMINÁLÁSI PARAMÉTEREKET (HŐMÉRSÉKLET, NYOMÁS, IDŐ) 30 KÜLÖNBÖZŐ MÓDON KOMBINÁLTAM. .........................................................................................................................................48 3.4.2. TÁBLÁZAT A DELAMINÁCIÓS PARAMÉTEREK ELOSZLÁSA, A PRÉSELÉSI NYOMÁS, HŐMÉRSÉKLET ÉS IDŐ SZERINTI CSOPORTOSÍTÁSBAN...................................................................................................................................54 3.7.1. TÁBLÁZAT A MECHANIKAI VIZSGÁLAT MINTAVÉTELEZÉSI PARAMÉTEREI. ........................................................89 3.7.2. TÁBLÁZAT A KEMÉNYÍTŐ KINETIKUS PARAMÉTEREI. ....................................................................................93

Horváth Eszter

PhD értekezés

Köszönetnyilvánítás Köszönöm témavezetőm, Dr. Harsányi Gábor egyetemi tanár, tanszékvezető folyamatos ösztönzését, támogatását a kutatómunkám végzésében. Köszönetemet fejezem ki Dr. Jakab László egyetemi docensnek, aki hasznos tanácsaival segítette és mind szakmailag, mind emberileg támogatta doktori tanulmányaimat és a kutatáshoz szükséges hátteret a Bosch-nál. Köszönet illeti Szabó Andrást (RBHH), hogy ipari partner szemüvegén át a munkámat figyelemmel kísérte. Köszönöm Hénap Gábor doktorandusz (BME-MM) tevékeny segítségét a szimulációs eredmények kinyerésében és grafikus megjelenítésében. Köszönettel tartozom Dr. Török Ádámnak, mind szakmailag, mind emberileg támogatta a kutatómunkámat. Szeretném megköszönni Dr. Törzsök István adjunktusnak a gondos műszaki közreműködését a szita deformáció méréséhez szükséges eszköz elkészítésében. Köszönettel tartozom Szebényi Gábornak (BME-PT) és Szabó Lászlónak (BME-EAGT) az anyagi paraméterek meghatározásában nyújtott segítségért. Köszönet illeti Dr. Benedek Csabát a képfeldolgozó algoritmus készítésében nyújtott segítségért. Köszönöm Dr. Gordon Péter „al-konzulensemnek” a téma elindításában nyújtott segítségét. Szeretném megköszönni Dr. Várhegyi Gábor professzornak (MTA Kémia Kutatóközpont), hogy hasznos tanácsaival látott el a termikus analitikai számításokban. Köszönöm Szabó Sándornak (RBHH) és Benkó Tibornak (RBHH) a mechanikai mérések kivitelezésében nyújtott segítségét. Köszönöm a BME-ETT teljes kollektívájának támogatását, munkatársaim közül kiemelném Dr. Sinkovics Bálint, Molnár László Milán adjunktus és Hurtony Tamás doktorandusz segítségét, hogy mindig volt pár percük választ adni a legkülönfélébb, fizikai témájú kérdéseimre. Köszönetet mondok Byung-Nam Kim, a National Institute of Material Sciences kutatójának, hogy az intézetben lehetőséget adott az analitikai kutatásokban való részvételre. Köszönöm az EISZ-nek, hogy hozzáférést biztosítottak kurrens folyóiratokhoz, szakcikkekhez és tudományos kiadványokhoz. Köszönöm családomnak a rengeteg türelmet, segítséget és támogatást, amelyet doktori tanulmányaim és az értekezés megírása során nyújtottak.

117