Modulares Anlagenkonzept zur kontinuierlichen, kostengünstigen Fertigung von strukturierten Metallisierungen für Elektronikkomponenten und Biosensoren (P3T)

Henry Beyer, Jochen Borris, Rolf Diehm, Markus Fritsch, Bernd Gründig, Martina Hanner, Torsten Hochsattel, Andreas Reinhardt, Harald Schenk, Matthias Seidel, Raimund Steinhäuser, Michael Thomas, Ernst-Rudolf Weidlich

Modulares Anlagenkonzept zur kontinuier- lichen, kostengünstigen Fertigung von struk-turierten Metallisierungen für Elektronik-komponenten und Biosensoren (P3T)

von Henry Beyer, Jochen Borris, Rolf Diehm, Markus Fritsch, Bernd Gründig, Martina Hanner, Torsten Hochsattel, Andreas Reinhardt, Harald Schenk, Matthias Seidel, Raimund Steinhäuser, Michael Thomas, Ernst-Rudolf Weidlich

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Gesamt-Abschlussbericht BMBF-Verbundprojekt: Modulares Anlagenkonzept zur kontinuierlichen,

kostengünstigen Fertigung von strukturierten Metallisierungen für Elektronikkomponenten und Biosensoren (P3T)

Kurztitel: P3T

FKZ: 02PO2440 - 02PO2442, 02PO2444, 02PO2445, 02PO2447 -

02PO2449

Projektträger: Projektträger Karlsruhe

Produktion und Fertigungstechnologien (PTKA-PFT)

Karlsruher Institut für Technologie (KIT)

Laufzeit: 01.08.2009 – 31.07.2012

Dieses Forschungs- und Entwicklungsprojekt wurde mit Mitteln

des Bundesministeriums für Bildung und Forschung (BMBF) im

Rahmenkonzept »Forschung für die Produktion von morgen«

gefördert und vom Projektträger Karlsruhe (PTKA) betreut. Die

Verantwortung für den Inhalt dieser Veröffentlichung liegt beim

Autor.

Braunschweig, Juni 2013

2 | 208

3 | 208

Inhalt

1 Einleitung 7

2 Anlagenmodul Plasmatechnik 12

2.1 Aufgabenstellung Plasmamodul 12

2.2 Anlagentechnik zur Durchführung des Rolle-zu-Rolle Plasma Printing 12

2.3 Verwendete Strukturen 20

2.4 Verwendete Substrate 22

2.5 Prozessparameter und -gase beim Plasma Printing 22

3 Anlagenmodul Galvanik 24

3.1 Aufgabenstellung Galvanikmodul 24

3.2 Metallisierung im Becherglasmaßstab 24

3.2.1 Abscheidung der Chemisch Kupfer-Schichten 24

3.2.2 Abscheidung der Chemisch Palladium-Schichten 36

3.3 Transfer der Beschichtungsverfahren in den Technikumsmaßstab 41

3.3.1 Verwendete Anlagen und Bäder 41

3.3.2 Untersuchungen zum Metallisierungsprozess 44

3.3.3 Untersuchungen an plasmaaktivierten Substraten und an abgeschiedenen

Metallschichten 51

3.4 Bandgalvanikmodul 55

3.4.1 Erstellung des Lastenheftes 56

3.4.2 Erstellung des Pflichtenheftes 57

3.4.3 Endgültiges Konzept 63

3.4.4 Vorversuche 64

3.4.5 Auslegung 72

3.4.6 Konstruktion und Montage 83

3.4.7 Betriebsversuch 92

4 Anlagenmodul Aufbau- und Verbindungstechnik 96

4.1 Aufgabenstellung Aufbau- und Verbindungstechnik 96

4 | 208

4.2 Ergebnisse des FAPS 97

4.3 Ergebnisse der Fritsch GmbH 103

4.3.1 Mechanischer Aufbau 103

4.3.2 Ablauf des kontinuierlichen Folientransportes 104

4.3.3 Prozessanpassungen am Automaten 107

4.3.4 Weitere Optimierungsmaßnahmen 115

4.4 Ergebnisse der Seho Systems GmbH 123

4.4.1 Vorbetrachtungen 123

4.4.2 Versuchsaufbau selektive Heizung vor der Lötanlage 124

4.4.3 Aufbau selektive Heizung vor der Lötanlage 125

4.4.4 Vorversuch mit selektiver Heizung vor der Lötanlage 127

4.4.5 Versuche mit selektiver Heizung vor der Lötanlage 128

4.4.6 Schlussfolgerungen aus Kap. 4.4.5 131

4.4.7 Theoretische Überlegungen 132

4.4.8 Testaufbau für neues Heizelement 133

4.4.9 Testaufbau selektive Heizung innerhalb der Lötanlage 136

4.4.10 Vorversuche mit der selektiven Heizung in der Lötanlage 138

4.4.11 PC-Software für die selektive Heizung 143

4.4.12 Fehlerhandling 146

5 Arbeiten und Ergebnisse der Endanwender 148

5.1 Aufgabenstellungen der Endanwender Mektec und Senslab 148

5.2 Ergebnisse der Mektec GmbH 148

5.2.1 Qualifikation der metallisierten Folien für den Serienprozess und die

Spezifikationsanforderungen der Anwendungen 148

5.2.2 Optimierung des Vergoldungsprozesses zur Reduktion des Kupferabtrages 149

5.2.3 Entwicklung einer Deckfolie mit reduzierter Kleberdicke 150

5.2.4 Ergebnisse von Schältests bei Mektec an metallisierten Mektec-Strukturen 151

5.3 Ergebnisse der Senslab GmbH 153

5.3.1 System für den Nachweis der einsetzenden Blutgerinnung 153

5.3.2 Untersuchungen an am Fraunhofer IST hergestellten palladiummetallisierten

Proben 156

5.3.3 Mikrofluidik 166

5.3.4 Entwicklung der Reagenzgemische 169

5.3.5 Zusammenführung zum Mikrofluidiksensor 179

6 Zusammenfassung 183

5 | 208

6.1 Anlagenmodul Plasmatechnik (GRT, Fraunhofer IST) 183

6.2 Anlagenmodul Galvanik (Enthone bzw. Atotech, OTA, Fraunhofer IST) 184

6.2.1 Kostenkalkulation kontinuierliche Verkupferung 185

6.2.2 Kostenkalkulation kontinuierliche Nickel/Palladiummetallisierung 187

6.3 Aufbau- und Verbindungstechnik (Fritsch, Seho, FAPS) 188

6.3.1 Bestückung (Fritsch) 188

6.3.2 Löten (Seho) 189

6.3.3 Fehlerhandlingsystem (Lehrstuhl FAPS) 190

6.4 Endanwender (Mektec, Senslab) 190

6.4.1 Mektec 190

6.4.2 Senslab 191

7 Vorträge, Poster und Veröffentlichungen 193

8 Verzeichnis der Abbildungen 196

9 Verzeichnis der Tabellen 205

7 | 208

1 Einleitung

Das Projekt P3T (Plasma Printing und Packaging Technology) hatte als Zielstellung drei

Anlagenmodule für unterschiedliche Basistechnologien für eine Rolle-zu-Rolle-Produktion zu

entwickeln und diese zusammenzuführen. Im Einzelnen waren geplant:

• eine Anlage zur kontinuierlichen ortsselektiven Plasmaaktivierung von

Kunststofffolien mit einem Atmosphärendruckplasmaverfahren,

• eine Anlage zur additiven nasschemischen Metallisierung,

• und bei der Aufbau- und Verbindungstechnik sowohl einen neuen Bestückautomaten

als auch einen selektiven Lötofen.

Die beiden zuerst genannten Themen waren im Rahmen eines vorgeschalteten Projektes

(BMBF, FKZ 13N8883) erforscht und untersucht worden. Der Hauptfokus lag zum damaligen

Zeitpunkt allerdings auf der Machbarkeit der Plasma Printing-Technologie. Bei dem hier

dargestellten Projekt stand der Aufbau einer Rolle-zu-Rolle Anlage im Vordergrund, die eine

produktionsnahe Massenfertigung von flexiblen Leiterplatten, RFID-Antennen und

Biosensoranwendung ermöglichen soll.

Das angestrebte Ziel zum Projektende war eine Produktionsanlage für ein

Applikationszentrum aufzubauen – ein hohes Ziel, von welchem aus unterschiedlichen

Gründen Abstriche gemacht werden mussten. Entsprechend den drei Themen Plasma,

nasschemischen Metallisierung und Bestückung wurden schon zu einem frühen Zeitpunkt

fachspezifische Arbeitspakete definiert und entsprechende Gruppen gebildet, welche die

jeweiligen Teilaufgaben abarbeiteten.

Im Bereich Plasma arbeiteten das Fraunhofer IST, Braunschweig mit der Firma GRT

zusammen. Teilaufgabe der Firma GRT innerhalb des Projektes war, die Druckformen für

den Plasma Prozess zu fertigen, während das IST die Plasma Vorbehandlungen mit diesen

auf der schon vorhandenen Versuchsanlage durchführte. Die Aufgabe der Gruppe »Plasma«

war es ebenso, das Plasma-Modul der Fertigungsanlage zu entwerfen und aufzubauen.

Im Bereich Metallisierung werden die im Plasma vorbehandelten Folien additive

nasschemisch metallisiert. Technisch gesehen werden in einem ersten Unterschritt an

stickstoffhaltigen Gruppen Palladium(II)-Ionen angelagert, welche in einem zweiten

8 | 208

Unterschritt in metallisches Palladium reduziert werden. In einem sich anschließenden dritten

Schritt erfolgt dann die Kupfer- oder Palladiumabscheidung aus optimierten Elektrolyten.

Über die Gesamtprojektzeit hinweg wurden drei unterschiedliche Schwerpunkte gesetzt:

Untersuchung des Metallisierungsprozesses zuerst im Becherglas, danach im

Technikumsmaßstab und schließlich in dem Modul der Prototypanlage für die Galvanik.

In einem ersten Schritt sollten die optimalen Parameter für eine Metallisierung im

Becherglasmaßstab gefunden werden, basierend auf den Ergebnissen des

Vorgängerprojektes. Für diesen Teil war bis zu Ihrem Ausstieg aus dem Projekt die Firma

Enthone verantwortlich. Diese Aufgabe wurde auf das Fraunhofer IST in Kooperation mit der

Fa. Atotech übertragen. Ebenso die Aufskalierung der gewonnenen Ergebnisse in einem

zweiten Schritt auf den Technikumsmaßstab. Letztendlich sollte von der ursprünglichen

Projektplanung her in einem dritten Schritt eine weitere Skalierung auf den Maßstab der

Fertigungsanlage erfolgen. An dem Aufbau dieser arbeitete die Fa. OTA. Der Bereich

Bestückung hatte als Aufgabe, die metallisierten Strukturen auf dem Folienmaterial zu

bestücken. Partner dieses Teilprojektes waren das Institut FAPS und die Firmen Fritsch und

Seho. Während die Firma Fritsch Aufgaben aus dem Bereich der Bestückung der Folie

übernahm, arbeitete die Firma Seho an Aufgaben des Lötens derartiger vorbestückter

Folien. Das Institut FAPS führte die wissenschaftliche Begleitung dieser Arbeiten im Projekt

Bereich Bestückung.

Die wohl wichtigste Gruppe innerhalb unseres Konsortiums bestehend aus insgesamt 10

Firmen und Instituten war die Gruppe der Anwender, welche die unterschiedlichen

Zielrichtungen des Projektes abdecken sollten: Biosensoren, elektrische flexible

Leiterbahnen und RFIDs. Senslab untersuchte die Verwendbarkeit der Biosensoren

hergestellt über den Plasma Printing Prozess, während die Mektec Europe GmbH dieses für

das Plasma strukturierte Anwendungsgebiet der elektrischen Schaltkreise tat. TagStar

Systems (später Identive Systems), war angedacht diesen Part für den Bereich der RFID

Strukturen zu übernehmen. Der Ausstieg von Identive Systems führte zu einer intensiven

Konzentration auf die verbleibenden Anwenderthemen Biosensoren und flexible

Leiterbahnen.

Die Projektpartner dieser Anwendergruppe gaben Vorgaben für durch die Technikpartner zu

erzielende Spezifikationen für Metallstärke, Auflösung, mechanische Haftfestigkeit und

andere Parameter.

9 | 208

Die Herausforderung im Gesamtprojekt war, die Aufgaben der einzelnen Unterprojekte

schon zu einem früheren Zeitpunkt parallel zu starten, um diese zum Schluss mehr und mehr

zusammen zu führen, obwohl technisch die Einzelprojekte und Partnergruppen von ihren

Aufgaben her aufeinander aufbauen, entsprechend den Fertigungsschritten des

Gesamtprozesses inklusive der Anwendergruppe. Dadurch konnten in den Einzelprojekten

über die Aufgabenstellungen an die jeweiligen Partner und der Aufbau der jeweiligen

Einzelmodule das Projekt weitgehend abgeschlossen werden.

Zukunft der in diesem Projekt entwickelten Technologien

Schon zu Beginn des Projektes wurden Betrachtungen angestellt, wie das Projekt P3T in

einem Gesamtanlagenkonzept umgesetzt werden könnte. Wirtschaftlichkeits-Rechnungen

hinsichtlich der Anwendung für eine RFID-Fertigung waren schon zum Zeitpunkt der

Antragsstellung erfolgt und brauchten nicht korrigiert werden. Wegen der Unsicherheiten

über die Aufstellung einer Gesamtanlage wurden diese Betrachtungen während der zweiten

Projektphase nicht weiter verfolgt.

Werden die beiden Anwendungen Biosensoren und flexible Schaltungsträger / RFID

miteinander verglichen, zeigt sich, dass die Anwendung der Biosensoren schon zu einem

frühen Projektzeitpunkt technisch gesehen große Fortschritte aufzeigen konnte und große

Erwartungen hinsichtlich einer großtechnischen Umsetzung erweckte. Währenddessen

konnten nicht alle technischen Fragestellungen insbesondere für den Anwendungsfall der

flexiblen Schaltungsträger / RFIDs bis zum Projektende vollständig geklärt werden.

Diese werden nach Projektende von einigen Partnern noch weiter verfolgt. Über die

eigentliche Projektzeit bis 31.7.2012 hinweg wurden weitere Optimierungen an allen drei

Modulen mit Erfolg weiter geführt.

Aus Sicht der GRT GmbH & Co. KG konnte der Prozess der direkt gelaserten Druckformen

weiter optimiert und abgeschlossen werden. Unterschiedliche Designs zu den beiden

Anwendungsthemen Biosensoren und elektrische Schaltkreise wurden auch nach

Projektende in Druckformen mit Erfolg umgesetzt und am Fraunhofer IST in der aufgebauten

Plasma Printing-Anlage verwertet.

Die am IST durchgeführten Metallisierungen mit Palladium ergaben Biosensoren, welche

auch nach Projektende bei Firma Senslab und Mektec ausgewertet wurden. Dieses ist nur

10 | 208

ein Beispiel bzgl. der eigenständigen Weiterführung der Projekt-Partner in den drei

Moduleinheiten Plasma, Metallisierung und Bestückung.

Auch nach Projektende stehen fast alle Projekt-Partner in engem Kontakt. Es gab im Herbst

ein Projektreffen bei der Firma Fritsch, auf welchem alle Teilnehmer Interesse bekundeten,

das Projekt weiterzuführen.

Daraus lässt sich zum jetzigen Zeitpunkt keine direkte Verwertung der Gesamtanlage P3T

ableiten, die Weiterverfolgung der einzelnen Module hingegen ist offensichtlich und auch von

den einzelnen Firmen/Instituten angedacht.

So konnte das Plasma Modul, ausgehend von einer prototypischen Anlage am IST aus

früheren Zeiten weitestgehend optimiert werden und wird auch für weitere Anwendungen

einer R2R- Strategie am Fraunhofer IST zur Verfügung stehen. Auch auf Grund der aus dem

Projekt P3T gewonnenen Ergebnissen und Erkenntnissen eröffnen sich neue Anwendungen

dieses interessanten Verfahrens.

Bzgl. der Druckform-Herstellung gab es durch das P3T-Projekt gänzlich neue

Aufgabenstellungen. Während im Verdrucken von geringviskosen Flüssigkeiten auf eine

lokale Fixierung dieser beim Druckprozess über die Rasterung zu achten ist, ergeben sich

bei einem 1 zu 1-Umsetzen dieser Strategie im Fall des Plasma Printings eher Nachteile.

Neuartige Ansätze in der Druckform-Herstellung wurden erarbeitet, umgesetzt und verfeinert.

Technisch gesehen war die Investition in ein neuartiges Chrombad notwendig geworden. Die

Ergebnisse rechtfertigen die Umstellung. Umgekehrt konnten diese Ergebnisse der

Strukturierung zu einem Teil für das Tagesgeschäft umgesetzt werden. Insbesondere für das

neue Geschäftsfeld der Mikroprägung, mit welchem sich GRT seit einem Jahr intensiv

beschäftigt.

OTA konnte ein funktionsfähiges Modul für die kontinuierliche nasschemische Metallisierung

von Folien aufbauen. Zusammen mit ATOTECH und dem Fraunhofer IST wurde dies

erfolgreich getestet und ermöglicht so ein neues Geschäftsfeld für die OTA.

Auch für den Fall der Bestückung sind während der Projekt-Phase einige sehr interessante

Ergebnisse erzielt worden, so dass von einer weiteren Verwertung dieser ausgegangen

werden kann. Hier sei beispielhaft die strukturierte Erwärmung der Folie durch Seho und der

11 | 208

kontinuierlichen Bestückungseinheit mit einem patentierten Folientransport auf einem Tisch

durch die Fa. Fritsch genannt.

Insgesamt haben fast alle Firmen/Institute positive Ergebnisse aus dem Projekt P3T

gewinnen können, welche auch in ihr jeweiliges Kerngeschäft übertragen werden konnten –

direkt bzw. indirekt.

12 | 208

2 Anlagenmodul Plasmatechnik

2.1 Aufgabenstellung Plasmamodul

Schwerpunkte der von der Firma GRT GmbH & Co.KG innerhalb des P3T Projektes

durchgeführten Arbeiten waren neben der Koordination des Gesamtprojektes, die

Optimierung der Druckformen und unterstützende Arbeiten beim Aufbau der Plasmaanlage

am Fraunhofer IST.

Die Aufgaben des Fraunhofer IST waren in diesem Projektteil die Weiterentwicklung des

Plasma Printing-Prozesses und der Aufbau des Moduls zur kontinuierlichen selektiven

Oberflächenfunktionalisierung von Rolle-zu-Rolle.

2.2 Anlagentechnik zur Durchführung des Rolle-zu-Rolle Plasma Printing

Die Entwicklung des Anlagenmoduls zur kontinuierlichen Durchführung des Plasma Printing-

Prozesses auf den nachfolgend strukturiert nasschemisch zu metallisierenden Polymerfolien

erfolgte gemeinsam durch die GRT GmbH & Co. KG (kurz »GRT«) und das Fraunhofer IST.

GRT hat die Herstellung geeigneter Druckformen übernommen, das Fraunhofer IST die

eigentliche Plasmatechnik und Plasmaprozessentwicklung. Die Entwicklungsarbeiten wurden

mit Versuchsanlagen durchgeführt, die je nach Anlagengeneration gleich oder ähnlich dem in

Abbildung 1. gezeigten Aufbau waren.

Abbildung 1. Schema des Rolle-zu-Rolle-Aufbaus zur Durchführung des Plasma-Printings.

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Zu den Kernkomponenten der Anlage zählen ein geerdeter metallischer Tiefdruckzylinder

und eine mit einem dielektrischen Material ummantelte metallische Hochspannungs-

elektrode. Das System aus Hochspannungselektrode und Dielektrikum ist so geformt, dass

es sich dem Radius des Zylinders anpasst. Während der Durchführung des Plasma-Printings

wird die Folie mit Hilfe des Hochspannungselektrodensystems mit einem geeigneten

Anpressdruck auf den rotierenden Zylinder gedrückt. Die Vertiefungen der Strukturen des

Druckbildes bilden zusammen mit der über die Walze laufenden Folie Hohlräume, die mit

dem Prozessgas gefüllt sind und in denen »kalte« dielektrische Entladungen gezündet

werden. Dabei wird aufgrund der Dimensionen, der in diesem Projekt typischerweise

verwendeten Hohlräumen, auch von Mikroplasmen gesprochen. Das Prozessgas wird über

ein nahe der Elektrode positioniertes Gasdüsensystem zugeführt. Diese Anordnung erlaubt

die Erzeugung der für dieses Projekt sehr bedeutsamen definierten Prozessgasatmosphäre.

Die umlaufende Folie (z.B. aus PTFE) dient der Verhinderung von Kratzern auf der

Rückseite des Substrates. Die reale Versuchsanordnung zeigt Abbildung 2. Das

Elektrodensystem ist detaillierter in Abbildung 2 gezeigt.

Abbildung 2. Blick auf die Anlage am Fraunhofer IST zur Durchführung des Plasma Printings von Rolle zu Rolle (hier ohne die Umlauffolie).

Zur Demonstration der prinzipiellen Tauglichkeit des Plasma Printing von Rolle zu Rolle für

Produktionsumgebungen bei den Endanwendern wurde aufbauend auf den Prinzipien der

vorhandenen eine neue Anlage konstruiert und aufgebaut. Die Basis für diese Arbeit war ein

zusammen mit den Partnern erstelltes Lastenheftes, in welchem die Anforderungen an das

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Modul (»RzR«-Modul) und die von ihm zu erfüllenden Funktionen festgelegt wurden.

Wesentliche im Lastenheft niedergelegte Spezifikationen sind:

• Fertigungsbreite: bis zu 400 mm

• einfacher und schneller Ein-/Ausbau des Druckzylinders (Zugang Decken-/ Motorkran; Einbauhöhe ca. 1m)

• Durchlaufgeschwindigkeit: 0,2 – 5 m/min

• permanenter und direkter Kontakt zwischen Walze und Folie

• Folienbreite: 100 – 600 mm

• homogene Zuführung des Prozessgases über gesamte Behandlungsbreite

• möglichst geringer Prozessgasverbrauch

• sowohl Aufwicklung als auch Weiterleitung der behandelten Folie möglich

• kein störender Schlupf zwischen Folie und Walze

• die Anlage muss mit den nachgeschalteten Anlagen (z.B. zur nasschemischen Behandlung) kommunizieren können.

Anhand dieses Lastenheftes wurden zunächst vier verschiedene Konzepte, welche

unterschiedliche Möglichkeiten des Aufbaus und der Anordnung der einzelnen

Anlagenkomponenten enthielten, erarbeitet. In einer Bewertung der einzelnen Konzepte

nach wirtschaftlichen, technischen und ergonomischen Gesichtspunkten, wurde das in

Abbildung 3 dargestellte Konzept umgesetzt.

15 | 208

Abbildung 3. CAD-Modell des ausgewählten Konzeptes für das RzR-Plasmamoduls.

Es beinhaltet die Möglichkeit, die Hochspannungselektrode zusammen mit der Vorrichtung

für die Umlauffolie (Pos. 5, blau) um 180° seitlich zur Anlage zu kippen. Somit ist ein

Walzenwechsel mittels Decken- oder Lastenkran sowie eine schnelle und einfache

Elektrodenreinigung möglich. Die Folienballen sind auf pneumatischen Spannwellen (Pos. 3

und 2) fixiert und können aufgrund des Einsatzes von Klapplagern am Auf- und Abwickler

leicht eingelegt werden. Der Antrieb des Zylinders sowie des Auf- und Abwicklers erfolgt

über Elektromotoren. Die Antriebsleistungsübertragung erfolgt über Synchronriemen. Zwei

Bahnzugmesswalzen vor und hinter dem Zylinder messen die Zugkraft der Substratfolie, so

dass diese über die Steuerung der Motoren immer konstant gehalten werden kann. Für die

90°-Umschlingung, die die Bahnzugmesswalzen voraussetzen, sorgen insgesamt vier

Umlenkwalzen. Die einzelnen Komponenten wurden an bzw. auf einem Gestell aus »item«-

Profilen montiert.

Abbildung 4 zeigt das aufgebaute neue RzR-Modul.

Die Inbetriebnahme des neuen Moduls erfolgte Anfang August 2011. Die ersten Versuche

zur Plasmabehandlung wurden zunächst noch mit dem Hochspannungs-Elektrodensystem

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und dem Aufbau zur Gaszufuhr aus dem Vorgänger-Plasmamodul durchgeführt. Im weiteren

Verlauf wurde das Elektroden- und Gaszuführungssystem überarbeitet sowie ein anderer

Generatortyp eingesetzt, um die Metallisierungsergebnisse weiter zu verbessern.

Abbildung 4. Ansicht des neuen RzR-Plasmamoduls nach seiner Inbetriebnahme

Eines von zwei Konzepten für ein neues Elektroden- und Gaszuführungssystem wurde

bereits in der Praxis getestet. Das dabei verwendete Elektrodensystem besteht aus

Keramikstäben mit Metallkern (siehe

Abbildung 5) und wird in ähnlicher Form bereits auch heute in kommerziell vertriebenen

Anlagen (»Koronaanlagen«) zur ganzflächigen Behandlung mit dielektrisch behinderten

Entladungen verwendet. Ein wesentlicher Aspekt bei der Konstruktion dieses Elektroden-

und Gaszuführungssystems war die Massenproduktionstauglichkeit und möglichst geringer

Wartungsaufwand der Anlagen.

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Abbildung 5. Keramikstab zum Aufbau eines stabilen Elektrodensystems für das RzR-Modul

Die Funktionsfähigkeit dieses Systems konnte bei den Tests gezeigt werden. Allerdings

stellte sich heraus, dass z. B. für den Einsatz im Dauerbetrieb noch weitere Optimierungen

vorgenommen werden müssen, damit die erwarteten positiven Effekte, nämlich

• eine deutliche Reduzierung des Prozessgasverbrauchs,

• eine Verringerung der Sauerstoffverunreinigungen zur Verbesserung der Selektivität

bei der Aminierung der Polymeroberfläche,

• eine verbesserte Homogenität der Oberflächenfunktionalisierung,

• eine für Produktionsumgebungen ausreichende Stabilität des Elektrodensystems,

• einen geringen Wartungsaufwand

• eine verbesserte Skalierbarkeit.

Als strukturierte Zylinder wurden aus dem Tiefdruck bekannte etwa 500 mm breite und

200 mm durchmessende Druckzylinder aus Stahl verwendet, deren Oberfläche galvanisch

verkupfert und mit einem Chrom-Topcoat versehen war. Die Herstellung dieser

Tiefdruckformen erfolgte bei der GRT. Dabei kamen vier unterschiedliche Gravurtechniken

zum Einsatz:

1. Mechanische Stichelgravur

2. Mechanische Xtreme Gravur

3. High Resolution Laser

4. Direktlaser

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Diese unterscheiden sich bei der für dieses Projekt wesentlichen Fähigkeit zur Separation

bei Strich- und Bildstrukturen. Im Fall von Bildbestandteilen besteht in jedem Druckverfahren

die Anforderung darin, einen Verlauf möglichst stufenfrei und originalgetreu entsprechend

der Quellanforderung zu gestalten. Es werden Anforderungen an eine ausreichende

Kontrastwiedergabe gestellt. Für den Zusammendruck sind zusätzliche Anforderungen an

die Überlagerung der einzelnen Farben bzw. deren Rasterungen gestellt. Technisch wird für

die Bildwiedergabe bevorzugt die mechanische Gravur verwendet. Ebenso sind die beiden

genannten Lasertechniken in der Lage, ein Bild in hoher Qualität wiederzugeben. Im Fall der

Strichwiedergabe soll eine optimale Kantenwiedergabe von Strichelementen und eine

ausreichende Deckkraft mit entsprechender Glattlage im Druck erzielt werden. Diese

Anforderungen gelten für Buchstaben, Striche und Vollflächen, in den meisten Fällen aus

einem Vollton aufgebaut.

Entsprechend den Anforderungen aus dem Plasma Printing Prozess beschränkt sich die

Auswahl auf die Techniken 2. – 3., welche bevorzugt für die Strichauswahl ausgewählt

werden. Diese Verfahren eignen sich am besten dazu, einen Rasterpunkt in einzeln

adressierbare Informationen zu teilen, um eine gute Detailwiedergabe im Randbereich

erzielen zu können. Die in diesem Zusammenhang bedeutsame sogenannte

Schreibauflösung (üblicherweise angegeben in Mikrometern) der jeweiligen Technik

unterscheidet sich im Zahlenwert der kleinsten adressierbaren Information.

Bei der Xtreme-Gravur vollführt der Diamantstichel geometrisch kleine Schnitte, welche in

Umfangsrichtung der Druckform aneinander gereiht Gräben ergeben, während in axialer

Richtung die einzelnen Schnitte ineinander erfolgen. Sogenannte Stege, die Begrenzungen

der Rasterpunkte, werden dabei ausgespart, damit im konventionellen Tiefdruck-

Druckprozess mit Druckfarben der geforderte Rakellauf auf der Zylinderoberfläche möglich

ist. Eine verbesserte Strichwiedergabe bzw. verbesserte Auflösung, wie sie für das Plasma

Printing erwünscht ist, ist prinzipiell mit einer bei GRT zur Herstellung von Leiterbahnen für

den Sicherheitsbereich entwickelten Variante der Xtreme-Gravur, der sogenannten Security

Xtreme Gravur möglich. Nachteilig an dieser Technik ist der vergleichsweise hohe

Zeitaufwand bei der Druckformherstellung. Als schnellere Alternative steht die High-

Resolution Lasertechnik zur Verfügung. Der beim High Resolution-Laser verwendete

Fertigungsprozess ist ähnlich dem bei der Chipherstellung von Computerbauelementen

angewendeten: ein lichtempfindlicher Resist von nur wenigen Mikrometer Dicke wird auf die

Oberfläche der Druckform aufgebracht. Das Laserlicht belichtet den Resist. Ein sich

anschließender nasschemischer Entwicklungsprozess löst die belichteten Bestandteile

19 | 208

heraus, ein nachgeschalteter Ätzprozess erzeugt an diesen Stellen Vertiefungen gewollter

Abmessungen. Über die Ätz-Zeit wird die Vertiefung mit einer Genauigkeit im Bereich von

weniger Mikrometern gesteuert. Wegen der lateralen Ätzverbreiterung muss im Vorfeld der

durch den Laser belichtete Bereich reduziert werden, um eine ausreichende Stegbreite für

den Druckprozess zu erhalten. Der aktuell eingesetzte High Resolution-Laser bewerkstelligt

eine Auflösung bis hinunter zu zwei Mikrometern.

Die Direktlasertechnik ist das jüngste Verfahren der Druckformherstellung. Hierbei wird ein

Direktlaser auf die Oberfläche der Druckform appliziert. Eine nahezu rückstandsfreie

Bebilderung wird dabei seit einigen Jahren durch Pulslaser mit ausreichender Leistung

erreicht. Anwendung findet diese Technik bei der Wiedergabe von Strichelementen, daneben

aber beispielsweise auch in der Herstellung von Mikroprägungen. Der Direktlaser eröffnete

im letzten Projektjahr die Möglichkeit, verschiedene Teile ein und derselben Struktur mit

unterschiedlichen Tiefen zu belegen. Dieses ist prinzipiell auch mit dem High Resolution-

Laser möglich, aber mit einem relativ hohen technischen Aufwand. Nachteilig ist zusätzlich,

dass sich bei Mehrfachätzungen die Wiederholgenauigkeit verschlechtert.

Entsprechend den Anforderungen des Plasma Printings wurden – ähnlich wie für die

Strichwiedergabe – die zuletzt besprochenen Techniken für die Erzeugung der Druckformen

für den Plasma Prozess genutzt.

Zur Erzielung der erforderlichen Auflösung im letzten Schritt der Skalierung wurden beide

bereits genannten Lasertechniken verwendet. Insbesondere die High Resolution-

Lasertechnik kam zum Einsatz, da sie sehr gut für die Herstellung unterschiedlicher

Rasterdefinitionen und zur Realisierung unterschiedlicher Tiefen bei unterschiedlichen

Strukturweiten geeignet ist. Strukturen mit unterschiedlichen Tiefen in Abhängigkeit von der

Strukturbreite wurden in der letzten Phase des Projektes im Rahmen der Versuche zur

Optimierung der Ergebnisse bei der Palladiummetallisierung erzeugt. Es konnten

Aspektverhältnisse (Verhältnis der Öffnung einer Struktur zu seiner Tiefe) von 0,25 bei einer

Strukturbreite von 25 Mikrometer erzeugt werden. Mit der High Resolution-Lasertechnik

können lediglich minimale Aspektverhältnisse von 1,0 bis herunter zu 0,8 für den Bereich von

Strukturbreiten 6 bis 200 Mikrometer realisiert werden. Ein weiterer Vorteil des Direktlasers

ist es, dass die Berandungen von Rasterpunkten bzw. Strukturen definiert und wiederholt

abgerundet werden können. Dadurch konnten neben den standardmäßig verwendeten

Gravurtiefen im Bereich 15 – 30 µm auch 50 und 100 µm tiefe Kavitäten bei gleicher

Strukturbreite erhalten und getestet werden.

20 | 208

Bei großflächigen Strukturen mit erhöhter Tiefe ist die Oberfläche der erzeugten

Vertiefungen größer und teilweise bei Galvanisierungen schlechter zugänglich,

insbesondere, wenn die Strukturen gerastert sind, wie dies teilweise bei den in diesem

Vorhaben hergestellt breiteren Strukturen der Fall war. Diese Faktoren führen bei der

galvanischen Verchromung der Druckwalzen zu einer ungleichmäßigen Bedeckung der

Oberfläche mit Chrom innerhalb der Kavitäten der Strukturen. Vertiefungen werden z.T.

überhaupt nicht verchromt. Es wäre jedoch nachteilig auf die Verchromung zu verzichten, da

die Kupferoberfläche nach einer gewissen Zeit unkontrolliert oxidieren würde, was sich

sicher negativ auf die Homogenität der Plasmabehandlung auswirken würde. Zur Lösung

des Problems wurden seit Januar 2012 unterschiedliche Verchromungsprozesse mit einer

Reihe neuer Badzusammensetzungen bzw. Zusätze getestet. Die besten Ergebnisse wurden

mit einem Chrombad der Kasper Walter GmbH & Co. KG erreicht. Es handelt sich um ein

Chrombad, welches zu einer kleineren sogenannten Schuppengröße führt und ein

schnelleres Anspringen bei gleicher Stromstärke zeigt. Insbesondere bei größeren Tiefen hat

dieses Chrombad eindeutige Vorteile: Die Benetzung ist wesentlich besser, die sich

bildenden Chromchips haben eine geringere Ausdehnung, sodass die Rissanzahl wohl

zunimmt, aber die Tiefe der Risse entscheidend abnimmt.

Wegen der positiven Ergebnisse für die Herstellung von Druckzylindern für den Plasma

Printing-Prozess hat sich GRT im späten Frühling 2012 entschieden, das neue neben dem

vorhandenen Chrombad einzuführen. Durch das neue Chrombad wurde der Einsatz der

Direktlasertechnik möglich. Mit diesen Möglichkeiten der verbesserten Verchromung von

direkt gelaserten Zylindern ist auch diese neuartige Bebilderungstechnik der Herstellung von

Plasma Printing Zylindern eröffnet worden.

2.3 Verwendete Strukturen

Nachdem die Endanwender ihre Lastenhefte und Testlayouts erstellt hatten, wurde von GRT

für jeden Endanwender ein eigener Druckzylinder für die vorhandene RzR-Plasma Printing-

Anlage hergestellt und dem Fraunhofer IST zur Verfügung gestellt. Die Anordnung der

jeweiligen Strukturen auf dem Zylinder wurde mit dem Fraunhofer IST und dem jeweiligen

Endanwender abgestimmt. So wurden z.B. die RFID-Strukturen von Tagstar Systems

parallel und quer zur Richtung der Gaszufuhr auf dem Zylinder angeordnet. Die folgende

Tabelle 1 zeigt Strukturen der verschiedenen Endanwender. Im Fall von Senslab kamen im

Verlauf des Vorhabens noch weitere Strukturen hinzu.

21 | 208

Endanwender Strukturen

Senslab

Mektec

tagstar

Tabelle 1. Zuordnung der Strukturen zu den Endanwendern.

22 | 208

2.4 Verwendete Substrate

Die Anforderungen an das Trägersubstrat sowie an die Metallschicht wurden ebenfalls in den

jeweiligen Lastenheften der Endanwender festgehalten. Die Endanwender haben

üblicherweise folgende Folienmaterialien verwendet .

• Kapton 200 HN, (Polyimid, Dupont), 25 und 50 µm Dicke, für flexible Leiterplatten,

Endanwender: Mektec

• Melinex 329, Dupont (Polyethylenterephthalat, Dupont, weiß, Dicke: 50 und 250 µm),

für Biosensoren, Endanwender: Senslab

• Kemafoil HSP/L 20 (Polyethylenterephthalat, temperaturstabilisiert, Oberfläche evtl.

beidseitig beschichtend vorbehandelt, Coveme, Dicke: 36 µm), für RFID-Antennen,

Endanwender: TagStar

• Biaxial gereckte Polypropylenfolie (BOPP), 50 µm Dicke, allgemein zur Überprüfung

der Aktivität der Metallisierungsbäder

• Nowocast HM, Polypropylen, 350 µm, wurde als mögliche Alternative für Melinex

untersucht, Endanwender: Senslab

Neben diesen Folientypen wurden testweise noch Folien aus Polyethylenterephthalat von

Dupont mit der Bezeichnung Mylar A sowie aus dem Polyimid von Kaneka mit der

Bezeichnung Apical eingesetzt.

2.5 Prozessparameter und -gase beim Plasma Printing

Die Plasma Printing-Behandlung wurde im Verlauf des Projektes mit folgenden

Prozessgasmischungen durchgeführt:

Prozessgase: a) 70 % He + 27 % N2 + 3 % H2

b) 70 % Ar + 27 % N2 + 3 % H2

c) 97 % N2 + 3 % H2

d) 90 % N2 + 10 % H2

e) N2

Gesamtgasfluss: 40 – 100 Standardliter pro Minute (slm)

23 | 208

Durchlaufgeschwindigkeit

der Folie: 0,1 – 10 m/min

Anpressdruck der

Hochspannungselektrode gegen

die Druckwalze: 2 – 9 bar

Elektrische Generatorleistung

zur Plasmaerzeugung: 40 – 120 W

Zu Anfang des Projektes wurde üblicherweise eine Mischung aus 70 Vol.-% Helium,

27 Vol.-% Stickstoff und 3 Vol.-% Wasserstoff als Prozessgas eingesetzt. Durch

Optimierungsschritte wurden zum Ende des Projektes hauptsächlich nur noch Stickstoff-

Wasserstoffmischungen als Prozessgas eingesetzt. Diese Prozessgasmischungen haben

sich unter chemischen Aspekten in Kombination mit Sicherheitsaspekten (Stickstoff-

Wasserstoffmischungen mit einem Wasserstoffanteil größer 4 % sind brennbar) als

besonders geeignet herausgestellt. Mit diesen Prozessgasen kann die Substratoberfläche

selektiv mit stickstoffhaltigen chemischen Funktionalitäten, zum Beispiel Aminogruppen,

ausgestattet werden, die über das freie Elektronenpaar am Stickstoff die Fähigkeit haben,

chemische Bindungen mit Pd2+-Ionen einzugehen. Die Affinität zwischen diesen

Funktionalitäten und Pd2+ spielt für den Erfolg bei der Palladiumbekeimung des Kunststoffs

unter Verwendung ionogener Palladiumaktivierung, die der eigentlichen Metallabscheidung

vorgeschaltet ist, eine entscheidende Rolle (Abbildung 6).

Abbildung 6. Chemisorption von Palladium in Form von Pd2+ und in Form des Tetrachlorokomplexes

auf plasmaaminierten Oberflächen (M. Charbonnier et al., J. Electrochem. Soc. 143 (1996) 472 und D.

Bhusari et. Al., J. Electrochem. Soc. 152 (2005) F162 und Baba et al., Bull. Chem. Soc. Jpn. 66 (1993)

2915.)

24 | 208

3 Anlagenmodul Galvanik

3.1 Aufgabenstellung Galvanikmodul

Die Entwicklung der nasschemischen Metallisierungsprozesse erfolgte zu Beginn des

Projektes am Fraunhofer IST in Kooperation mit Enthone. Nach dem Ausscheiden wurde die

Entwicklungen mit Atotech und mit den Endanwendern Mektec, Senslab und in der ersten

Phase des Projektes Tagstar weitergeführt. Die Entwicklung der Anlagentechnik erfolgte bei

OTA mit Unterstützung bei der Auslegung durch das Fraunhofer IST.

In der ersten Phase des Projektes wurden alle Metallisierungsversuche im Becherglas mit

Badvolumina bis zu 2,5 l (in einigen wenigen Fällen auch bis 6 l), ab August 2011 die

Versuche zur Kupfermetallisierung überwiegend im 20 l-Maßstab im Technikum des

Fraunhofer IST durchgeführt.

In Zusammenarbeit mit Enthone als Projektpartner wurden zur Metallisierung Bäder mit der

Bezeichnung ENPLATE eingesetzt. Nach seinem Ausscheiden wurden die Bäder des neuen

Partners Atotech mit der Bezeichnung Printoganth eingesetzt.

Der Schwerpunkt der Arbeiten lag auf der Optimierung des Zusammenspiels zwischen

Plasmaaktivierung und außenstromloser Metallisierung. Ziel war es, die

Metallisierungsprozesse und die Plasmaprozesse so zu optimieren, dass langzeitstabil keine

Wild- und Fehlmetallisierungen auftraten.

3.2 Metallisierung im Becherglasmaßstab

3.2.1 Abscheidung der Chemisch Kupfer-Schichten

Als Substrate wurden überwiegend Kapton-Folie und HSP/L20-Folie eingesetzt.

Zur Kupfermetallisierung wurden folgende Bäder im Originalzustand oder nach Modifizierung

eingesetzt. Für die Bekeimung wurde typischerweise eine salzsaure 0,5 g/l Palladium(II)-

chlorid-Lösung bei Raumtemperatur eingesetzt, gefolgt von einem 10 – 20 g/l Natrium-

hypophosphitbad bei 55 – 65 °C. Die Tauchzeit in diesen Bädern betrug 5 min. In den

folgenden Bädern von Enthone erfolgte entweder im Originalzustand oder nach

Modifizierung die außenstromlose Kupferabscheidung:

25 | 208

a) ENPLATE CU 872 sowie das darauf basierende Bades ENPLATE CU Plasma 4500

bei T = 49 – 53°C,

b) MS CU 9070 bei T = 48 – 50°C

Zum Vergleich wurde testweise auch ein nach einer Arbeitsvorschrift aus einem Lehrbuch

hergestelltes Bad eingesetzt.

Nach jedem Prozessschritt wurden die Folien gründlich mit destilliertem Wasser gespült.

Relevante Badparameter wie Alkali-, Formaldehyd- und Kupfergehalt der außenstromlosen

Kupferbäder wurden nach Arbeitsvorschriften von Enthone zur Durchführung der Badanalytik

überwacht. Weiterhin wurde die Aktivität des Bades mittels der Kupfer-Abscheiderate auf

Hullzellenblechen bestimmt.

Mit dem ENPLATE CU Plasma 4500 wurde ein Anspringen der Metallisierung innerhalb der

ersten Minute und eine ortselektive Metallabscheidung auf Polyimid bei folgenden

Bedingungen bei einer Badtemperatur von 53 – 55°C und einem Gehalt an Reduktionsmittel

bzw. Alkali von 13 ml/l bzw. 8,5 g/l beobachtet.

Der Gehalt an Reduktionsmittel nahm während der Metallisierungsexperimente innerhalb

weniger Stunden deutlich ab. Zudem gab es Hinweise, dass das Bad erst nach einer

gewissen Betriebszeit (»Einarbeitungszeit«) und bei einer gewissen Mindestlast, d. h. einem

bestimmten Verhältnis von Badvolumen zu metallisierender Fläche (die bei den Versuchen

typischerweise mit einem ca. 10 x 10 cm Hullzellblech realisiert wurde) optimal funktioniert.

Parallel zum ENPLATE CU Plasma 4500 wurde bei einer Versuchsreihe auch der ENPLATE

CU 872 Elektrolyt verwendet. Mit diesem gelang keine Kupferabscheidung, während man mit

dem ENPLATE CU Plasma 4500 ein vergleichsweise gutes Metallisierungsergebnis

erreichte. Es traten allerdings Fehlstellen bei der Metallisierung sowie Wildabscheidung auf.

Zu diesem Zeitpunkt wurde vermutet, dass organische Oberflächenverunreinigungen auf

dem Polyimid eine Rolle spielen könnten. Daher wurde testweise die Folie vor der

Aktivierung mittels Plasma-Printing ganzflächig mit einem Luft- oder Argonplasma zur

Reinigung der Oberfläche behandelt, was jedoch zu keiner Verbesserung führte.

Bei testweiser Verwendung der Strukturen des Partners Senslab zeigte sich deutlich das

Phänomen einer »Rahmen«-Metallisierung (Abbildung 7).

26 | 208

Abbildung 7. »Rahmen«-Metallisierung der Senslab-Strukturen (Kaptonfolie).

Der Grund für das Auftreten dieses Fehlers bei einem Teil der Metallisierungsversuche

wurde nicht abschließend geklärt. Es wird jedoch vermutet, dass die Folie während der

Plasmabehandlung in die Kavitäten der auf dem Druckzylinder befindlichen Strukturen »fällt«

und es dadurch zu einem Aufwerfen der Folie, wie in Abbildung 8 dargestellt, an den

Strukturrändern kommt.

Abbildung 8: Skizze zum Aufwerfen der Folie an den Strukturrändern während des RzR-Plasma-

Printings

Zur Vermeidung eines solchen Effektes wurden die Kavitäten mit Substrukturen versehen,

durch die Folien besonders in großflächigeren Vertiefungen (z. B. mit Flächen von einigen

Quadratmillimetern) abgestützt werden sollten. Bei den Substrukturen handelte es sich um

Strukturen mit Erhebungen innerhalb der Kavitäten in Form von T-Dots. Die Breite der

Kontur dieser T-Dots wurde in den meisten Fällen ab diesem Zeitpunkt zu 100 bis 500

Mikrometer gewählt. Die Konturbreite wurde über die vorgeschaltete Repro motivabhängig

eingestellt. Damit sollte gewährleistet werden, dass die Strukturen scharfkantig enden und

eine maximale Kontaktfläche der sich anschließenden Metallisierung mit dem Bedruckstoff

gegeben ist. Mit der Rasterung trat aber in regelmäßigen Abständen keine Metallisierung

auf. Die wird auf das Ausbleiben der Plasmabehandlung in den Bereichen mit der Erhebung

zurückgeführt.

27 | 208

Die Verwendung eines Punktrasters wurde ebenso untersucht, wurde jedoch nicht in voller

Konsequenz weiter verfolgt, da mikroskopisch leichte Punktdefekte auf dem Folienmaterial

nachgewiesen wurden. Wahrscheinlich waren die punktuellen Erhebungen mit nur einigen

Mikrometern Durchmesser zu fein, um eine mechanische Führung defektfrei zu ermöglichen.

Aus oben genannten Ergebnissen ergaben sich für das T-Dot Raster mit relativ kurzen

Stegen die besten Ergebnisse, sodass diese Rasterart eine Möglichkeit der

Walzenauslegung für großflächige Strukturen bietet.

Insbesondere im Fall des Direktlasers wurde sehr viel Grundlagenforschung in Bezug auf die

Anwendung für den Plasma Effekt vorgenommen. Ein typisches mit solchen Strukturen

erhaltenes Metallisierungsbild zeigt Abbildung 9. Auch mit den Stützstrukturen konnte jedoch

der beschriebene Randeffekt nicht verhindert werden.

Weiterhin wurde der Effekt einer Feldüberhöhung während der Plasmabehandlung durch die

Geometrie des Randes an der Öffnung der gravierten Kavitäten als mögliche Ursache für die

Rahmenbildung diskutiert. Daher wurden Druckwalzen mit Strukturen mit einer

geometrischen Abrundung, d.h. mit entgrateten Strukturrändern, eingesetzt. Zur Entgratung

der Strukturränder wurde eine neu installierte Bürstentechnik verwendet. Durch

unterschiedliche Bürstendicken und die Anzahl der Hübe kann die Entgratung individuell

gesteuert werden. Auch mit den entgrateten Rändern ließ sich jedoch die Randmetallisierung

nicht vermeiden.

Zum Ende des Projektes konnte die Überbehandlung der Folie als Grund für die

Randstruktur ausgemacht werden. Diese bewirkt einen erhöhten Leistungsantrag auf den

Kanten. Dieser kam erst bei der Weiterentwicklung der Technik zum Tragen, da die

Einkopplung der Leistung in das Plasma stetig verbessert wurde. Durch Reduzierung der

Leistung und Erhöhung der Behandlungsgeschwindigkeit konnte das Problem gelöst werden.

Das ENPLATE CU Plasma 4500-Bad konnte für eine Betriebspause über Nacht mit einer für

diesen Zweck geeigneten Menge eines Stabilisatorreagenzes deaktiviert und am nächsten

Tag durch Zugabe geeigneter Reagenzien wieder aktiviert werden. Da mit dem ENPLATE

CU Plasma 4500 keine zufriedenstellenden Metallisierungsergebnisse erhalten wurden,

modifizierte Enthone ein zu dem Zeitpunkt bereits industriell für die 3D-MID-

Kupfermetallisierung eingesetztes Bad für die Zwecke in diesem Vorhaben. Das Bad erhielt

die Bezeichnung ENPLATE CU LDS 400 improved. Versuche wurden mit einem solchen

28 | 208

Bad in 2 Varianten a) und b) , die sich in den Konzentrationen der Zusätze mit der von

Enthone vergebenen Bezeichnung A, B, C unterschieden, durchgeführt:

a) ENPLATE LDS CU 400 IMPROVED: 60 ml/l Enplate LDS Cu 400 A improved

60 ml/l Enplate LDS Cu 400 B improved

25 ml/l Enplate LDS Cu 400 C improved ohne Netzmittel

b). ENPLATE LDS CU 400 IMPROVED: 60 ml/l Enplate LDS Cu 400 A improved

80 ml/l Enplate LDS Cu 400 B improved

40 ml/l Enplate LDS Cu 400 C improved ohne Netzmittel

Netzmittel werden üblicherweise in Metallisierungsbädern verwendet, um eine bessere

Benetzbarkeit der Substrate und vor allem das Ablösen von bei der Reduktionsreaktion auf

dem Substrat entstehenden Gasbläschen (enthalten Wasserstoff) sicherzustellen. Aus

Vorversuchen ergaben sich jedoch Hinweise auf Störungen der Metallabscheidung, z. B.

Wildabscheidung auf der Folie in Form von Kupferschlieren, durch das Netzmittel, daher

wurden die Bäder ohne Netzmittel betrieben. Die Badtemperaturen lagen zwischen 45°C und

58°C, die Verweilzeiten der Folien im Bad wurden zwischen 20s und 1h variiert. Es zeigte

sich, dass das »60 A, 60 B, 25 C«-Bad mit einer Abscheiderate von ca. 4 µm/h langsamer

und selektiver war als das »60 A, 80 B, 40 C«-Bad mit einer Abscheiderate von ca. 7 µm/h.

Bei dem schneller abscheidenden Bad bildeten sich vermehrt Bläschen (Enthaftungen) in der

Kupferschicht. Es zeigte weiterhin ein schnelles Anspringen ebenso wie ein schnelles

Zuwachsen von T-Dot-Strukturen, so dass dann die Kupferschicht geschlossen war.

Abbildung 9. Zuwachsen von »T-Dot«-Strukturen bei der außenstromlosen Verkupferung von mittels Plasma Printing aktivierten Folien

29 | 208

Die besten Metallisierungsergebnisse wurden erreicht, wenn das Bad bei Gehalten von

2,4 – 2,8 g/l Kupfer, 10 – 12 g/l Alkali betrieben wurde. Die Abscheiderate lag zwischen

3,5 – 4,5 µm/h. Die Standzeiten des Bades erreichten so mehrere Tage.

Bei Schichtdicken der Metallisierungen von ca. 2 µm bzw. Tauchzeiten von mehr als 10 min

im Kupferbad traten deutliche Überwachsungen bei den Strukturen auf (siehe Abbildung 10

und Abbildung 11). Weiterhin kam es zu Wildmetallisierung. Neben der Zusammensetzung

des Kupferbades können auch Palladiumverunreinigungen (Einschleppungen aus dem Bad

zur Palladiumaktivierung) in den Spülbädern für diesen unerwünschten Effekt verantwortlich

sein.

Abbildung 10. Mit dem Bad ENPLATE LDS CU 400 IMPROVED kupfermetallisierte Mektec-Struktur auf Kapton: Bei einer 5 minütigen Metallisierungzeit wurden oft bereits Überwachsungen beobachtet.

Abbildung 11. Mit dem Bad ENPLATE LDS CU 400 IMPROVED kupfermetallisierte Mektec-Struktur auf Kapton: Bei einer 75 minütigen Metallisierungzeit traten deutliche Überwachsungen als auch Delamination (Bläschen) auf.

30 | 208

Die PI-Folie von Kaneka wurde vergleichend zu der PI-Folie von Dupont untersucht, aber es

wurde kein Unterschied hinsichtlich der Selektivität oder des Anspringverhaltens bei der

Kupfermetallisierung beobachtet. Für die weiteren Arbeiten wurde dann mit Blick auf das

beim Partner und Endanwender Mektec üblicherweise eingesetzte Material Kapton

verwendet.

Die Metallisierung des Folientyps HSP/L20 erfolgte mit dem Bad LDS Cu 400 improved. Mit

diesem Bad gelang eine ortsselektive Metallabscheidung (Abbildung 12).

Abbildung 12. HSP/L 20: 1 min salzsaure Spüle zwischen ionogenem Pd-Bad und Reduktion, 1,5 h LDS 400 bei 43°C. Schichtdicke: ca. 2 µm.

Bei einer Reihe von Proben delaminierte die Schicht teilweise gut sichtbar

(Bläschenbildung), teilweise im Tesatest. Zudem traten auch Wildabscheidungen auf. Diese

konnten jedoch bei einigen Versuchen durch Einfügen eines zusätzlichen Spülbades mit

verdünnter Salzsäure zwischen ionogener Palladiumaktivierung und Hypophosphitbad und

Kupferbad unterdrückt werden (Abbildung 13). Dieser Effekt wird auf die Entfernung locker

gebundenen Palladiums auf den nicht plasmabehandelten Bereichen zurückgeführt, so dass

es dort auch nicht mehr zur Abscheidung kommt.

31 | 208

Abbildung 13. Effekt eines salzsauren Spülbades zwischen Palladiumaktivierung und Hypophosphitbad bei der Kupfermetallisierung einer HSP/L20-Folie mit dem Bad LDS 400, links 3 min Kupferbad ohne salzsaure Spülung, rechts 30 min mit salzsaurer Spülung.

BOPP zeigte reproduzierbar ein relativ gutes Anspringverhalten in verschiedenen Kupfer-,

Nickel- und Palladiumbädern. Plasmaaktivierte BOPP-Folie wurde daher auch zum Testen

der Funktionsfähigkeit bzw. der Aktivität eines Metallisierungsbades verwendet.

Abbildung 14 zeigt die Mektec-Struktur mit einer Kupferschichtdicke von wenigen hundert

Nanometer auf BOPP.

Abbildung 14. Mektec-Struktur mit einer Kupferschichtdicke von wenigen hundert Nanometer auf BOPP

In einer Reihe von Fällen gelang die Kupfermetallisierung von plasmabehandelten

Kaptonfolien nur zum Teil oder gar nicht, obwohl auf diesen nach visueller Inspektion des

Benetzungsbildes in Benetzungstests mit Wasser die Struktur vollständig vorhanden war. Als

eine mögliche Erklärung wurde eine Sauerstoffkontamination der Prozessgasatmosphäre bei

der Plasmabehandlung in Betracht gezogen. Daher wurde in Versuchsreihen unter

Verwendung von Kapton als Folienmaterial der Einfluss von Sauerstoffkontaminationen bei

der Plasmabehandlung

32 | 208

a) auf die Belegung der Folien mit Palladiumkeimen und

b) auf das Metallisierungsergebnis von Kupfermetallisierungen

sowohl für den ganzflächigen als auch für den strukturierten Fall untersucht. Im letzteren Fall

gab es plasmaaktivierte Bereiche ohne und mit T-Dot-Rasterung.

Die vollflächige DBD-Behandlung erfolgte mit Hilfe einer am Fraunhofer IST befindlichen

DBD-Anlage mit einer Gasmischung aus Stickstoff und Wasserstoff, wobei der

Wasserstoffanteil entweder bei 3,4 vol.-% oder bei 10 vol.-%, der Gesamtgasfluss bei 20

slm, die Generatorleistung bei ca. 90 W und die Koronadosis bei der verwendeten

Verfahrgeschwindigkeit des Substrattisches somit bei 430 Wmin/m2 lag. Der mittels

Lambdasonde gemessene Sauerstoffgehalt in diesen Gasmischungen wurde zwischen 20

und 5000 ppm variiert. Unter 20 ppm Sauerstoffgehalt konnten auf der Anlage nicht erreicht

werden. Die unter diesen Bedingungen plasmaaktivierten DIN A4-Folien wurden in vier

gleich große Teile geschnitten, unter den üblichen Bedingungen bekeimt und dann teilweise

mit dem Bad Enthone Cu LDS 400 mit »60 ml/l A; 80 ml/l B; 40 ml/l C« und bei T = 48°C

verkupfert , teilweise ohne Verkupferung zur Ermittlung der Belegung mit Palladiumkeimen

mittels XPS analysiert.

Das Ergebnis der XPS-Untersuchungen zeigt Abbildung 15:

Abbildung 15. Palladiumbelegung auf bekeimten Polyimidproben nach Plasmaaktivierung in Formiergas mit unterschiedlichen Sauerstoffgehalten und Korrelation der Palladiumbelegung mit Metallisierungsergebnis (Kupferbad), Ref. = Nicht-plasmabehandelte Probe

Die Palladiumbelegung nimmt danach mit zunehmender Sauerstoffkontamination ab.

Weiterhin gelang bei Proben, bei deren Plasmaaktivierung mehr als ca. 100 ppm Sauerstoff

33 | 208

im Prozessgas enthalten waren, wobei die Palladiumbelegung bei weniger als 0,6 At.-% lag,

keine Metallisierung mehr.

Auch die Lagerzeit plasmaaktivierter Proben scheint laut durchgeführten Untersuchungen

einen Einfluss auf die Belegung der Folien mit Palladiumkeimen zu haben. So wurde bei

Proben, die einen Tag unter Umgebungsbedingungen gelagert wurden, eine deutlich

geringere Palladiumbelegung als bei frischen Proben gefunden. Laut den Ergebnissen in

dieser Versuchsreihe liegt die Grenze bei der Palladiumkeimbelegung, unterhalb derer keine

Metallisierung mehr erfolgt, bei ca. 0,6 At.-%. Dieser Wert konnte in weiteren

Untersuchungen bestätigt werden. Weiterhin wurde gefunden, dass nach einer Lagerung der

plasmaaktivierten Folienproben über mehrere Tage nur dann eine Metallisierung gelingt,

wenn bei der Plasmaaktivierung die Gasatmosphäre weniger als 100 ppm Sauerstoff

enthielt.

Abbildung 16. Palladiumbelegung auf bekeimten Polyimidproben nach Plasmaaktivierung in Formiergas mit unterschiedlichen Sauerstoffgehalten und Metallisierungsergebnis (Cu-Bad)

Die beobachteten Effekte werden auf die zunehmende Unterdrückung der Erzeugung von

geeigneten stickstoffhaltigen funktionellen Gruppen, z. B. Amino- oder Iminogruppen, auf der

Substratoberfläche mit steigendem Sauerstoffgehalt im für die Plasmabehandlung

verwendeten Prozessgas zurückgeführt.

Die strukturierte Plasmaaktivierung erfolgte mittels Plasma-Printing unter Verwendung der

RzR-Anlage mit einer Gasmischung aus Helium, Stickstoff und Wasserstoff, wobei der

Wasserstoffanteil bei 3,4 %, der Stickstoffanteil bei 27 %, der Heliumanteil bei 70 %, der

Gesamtgasfluss bei 70 slm und die Generatorleistung zwischen 110 und 130 W lag. Die

unter diesen Bedingungen plasmaaktivierten Folien wurden wie im vollflächigen Fall bekeimt

nicht metallisiert

teilw. metallisiert

Metallisiert

34 | 208

und teils verkupfert. Die Untersuchung der Palladiumbelegung erfolgte wieder mittels XPS.

Die XPS-Messungen erfolgten auf mit T-Dots gerasterten und auf ungerasterten

Strukturbereichen. Die Ergebnisse zeigt Abbildung 17:

Abbildung 17. Palladiumbelegung laut XPS-Untersuchungen auf strukturiert plasmabehandelten und bekeimten Polyimidfolien sowie Metallisierungsergebnis (Kupferbad)

Die Trends bei Palladiumbelegung und Metallisierungsergebnisse gehen konform mit den

Ergebnissen der vollflächigen Aktivierung. Bei dieser Untersuchung erfolgte fast keine

Metallisierung der Folien, wenn das Prozessgas kein Helium enthielt. In anderen

Untersuchungen in diesem Vorhaben wurden allerdings reproduzierbar sehr gute

Metallisierungsergebnisse auch mit heliumfreiem Formiergas der Zusammensetzung

97 Vol.-% Stickstoff und 3 Vol.-% Wasserstoff erhalten. Es wurde weiterhin beobachtet, dass

die Metallisierung auf den gerasterten Bereichen später und langsamer startet als in den

ungerasterten Strukturbereichen.

Die Auswertung der Feinscans der XPS-Spektren ermöglichte auch eine Ermittlung des

Verhältnisses der vorhandenen Mengen an den Palladiumspezies Pd0 und Pd2+. Das

Vorhandensein von Pd0 ist von Bedeutung, da nur diese Form des Palladiums die

Metallabscheidung in den außenstromlos abscheidenden Bädern katalysiert. Die

Abbildung 18 zeigt die Palladiumbelegung sowie die Anteile der beiden Palladiumspezies

Pd0 und Pd2+ auf der Oberfläche in Abhängigkeit von der Tauchzeit im Palladiumaktivator

und im Hypophosphitbad.

metallisiert

metallisiert nicht

35 | 208

Abbildung 18. Anteile der beiden Palladiumspezies Pd2+ und Pd0 auf der Kaptonoberfläche in Abhängigkeit von der Tauchzeit im ionogenen Palladiumbad und im Hypophosphitbad

Den Ergebnissen zufolge steigt der Pd0-Anteil mit der Zeit im Reduktionsbad. Dagegen

wurde keine eindeutige Korrelation zwischen Palladiumbelegung und Tauchzeit im

Palladiumaktivator gefunden. Es stellt sich mit den Ergebnissen weiterhin die Frage, ob der

Pd0-Anteil gegen einen Grenzwert von ca. 40 % strebt. Es wurde auch die Frage untersucht,

wie die Anspringzeit, bei diesen Untersuchungen mit dem MS CU 9070-Bad, vom Verhältnis

der vorhandenen Menge an Pd0 und Pd2+ abhängt. Das Ergebnis zeigt Abbildung 19 wobei

hier die Anspringzeit die Periode vom Beginn des Tauchens der Folie in das Kupferbad bis

zur laut bloßem Auge einsetzenden Metallabscheidung ist.

Abbildung 19. Gemessene Anspringzeiten (Zahlen in rot über den Säulen) im Kupferbad in Abhängigkeit vom Mengenverhältnis der beiden Palladiumspezies Pd2+ und Pd0 für die unterschiedlich bekeimten Proben in Abbildung 18.

Überraschenderweise wurden relativ kurze Anspringzeiten auch mit relativ geringem Anteil

an Pd0 gemessen.

0

0,2

0,4

0,6

0,8

1

300 s,300 s 30 s,300 s 300 s,30 s 30 s,30 s 2 (300 s,300 s) 2 (30 s,30 s) 300 s,300 s 30 s,30 s

t (PdCl2), t (Red)

Pd0 [%

]/Pd2+

[%]

110 s 74 s72 s 55 s 90 s 30 s 48 s 110 s

Anspringzeit

36 | 208

Nach dem Einstieg von Atotech konnten diese grundlegenden Ergebnisse sehr gut genutzt

werden, um die Kupfermetallisierung auf die Bäder des neuen Projektpartners zu übertragen.

So konnten in kürzester Zeit positive Metallisierungsergebnisse erzielt werden, die eine

Aufskalierung in den Technikumsmaßstab ermöglichte.

3.2.2 Abscheidung der Chemisch Palladium-Schichten

Für die außenstromlose Palladiummetallisierung wurde zunächst das von Enthone

kommerziell vertriebene Bad Palladex Pd eP2 verwendet. Das Palladex-Bad wurde mit

20 – 40 ml/l Reduktionsmittel ENPLATE Al-100 C bei Temperaturen zwischen

typischerweise 36 – 45°C und pH-Werten von 6,5, 7,5 und 8,3 betrieben. Die Tauchzeiten

wurden zwischen 1 und 5 min variiert. Nach jedem Prozessschritt wurden die Proben

gründlich mit destilliertem Wasser gewaschen. Als Trägermaterial wurde entsprechend den

Vorgaben des Endanwenders Senslab 250 µm dicke Melinex-Folie verwendet.

Mit dem Palladex-Bad wurde bei TBad = 45°C ein Anspringen der Metallisierung auf der

plasmaaktivierten Folie innerhalb der ersten Minute beobachtet. Meist zeigte sich auch eine

relativ locker anhaftende Palladiumwildabscheidung in den laut Benetzungsbild nicht

plasmaaktivierten Bereichen der Struktur. Es wurde zunächst vermutet, dass auf der

Oberfläche vorhandene Weißpigmentpartikel aus Bariumsulfat dabei eine Rolle spielen.

Versuche mit einer transparenten Melinex-Variante, z. B. PET-Folie zeigten allerdings

ebenfalls relativ locker sitzende Palladiumwildabscheidung. Möglicherweise war der

Anpressdruck der Elektrode beim Plasma-Printing-Prozess nicht ausreichend, so dass es auf

den dickeren PET-Folien zu einer unselektiven Plasmabehandlung kam. Auf 50 µm dicker

BOPP-Folie, die testweise als Substrat eingesetzt wurde, wurde keine Wildabscheidung

gefunden. Die mit dem Palladex-Bad metallisierten weißen PET-Folien zeigten bei den

zyclovoltammetrischen (CV)-Messungen des Partners Senslab unakzeptabel hohe

sogenannte Grundströme, in anderen Worten eine schlechte Empfindlichkeit (siehe Kapitel

5.3). Es wurde vermutet, dass dieses Problem zumindest teilweise durch die Gegenwart

oxidierbarer organische Substanzen auf der Palladiumoberfläche verursacht wurde. Um

diese Substanzen zu entfernen, wurden palladiummetallisierte Proben wie folgt

nachbehandelt:

a) Abwischen mit Cyclohexan

b) Abwischen mit Aceton

c) Tauchen in Wasserstoffperoxid, 30%ig, Tauchzeit 10 min

37 | 208

Eine geringfügige Verringerung des Grundstromes konnte durch die Behandlung mit

Wasserstoffperoxid erreicht werden. Durch das Abwischen mit Cyclohexan oder Aceton

konnte dagegen laut CV-Messungen keine Verbesserung erreicht werden.

Bereits vorher durchgeführte Energiedispersive Röntgenspektroskopie (EDX) an mit

Palladex metallisierten Folien zeigten einen signifikanten Anteil an Phosphor in der

Metallschicht. Der Einbau von Phosphor ist bei Verwendung phosphorhaltiger Bäder auch

normal. Es wurde nun vermutet, dass dieser für die beobachteten hohen Grundströme

verantwortlich ist. Daher wurden am Fraunhofer IST auch Metallisierungsversuche mit einem

phosphorfreien Xenolyte-Pd-LL-Bad der Fa. Atotech durchgeführt. Das Bad wurde bei

Temperaturen zwischen 50 und 60 °C und einem pH-Wert von 5,5 betrieben. Die

Tauchzeiten wurden innerhalb der Grenzen von 30 s bis 3 min variiert. Die Einbeziehung des

Xenolyte-Bades in die Untersuchungen erfolgte in Absprache mit dem zu dem Zeitpunkt

noch im Konsortium befindlichen Partner Enthone, der keine phosphorfreien Bäder im

Programm hat und auch solche Bäder nicht entwickelt. Bei allen Metallisierungsversuchen

mit dem Bad von Atotech auf weißer PET-Folie traten keine Wildabscheidungen bzw.

Überwachsungen zwischen den Strukturen auf. Es wurden sehr selektiv metallisierte

Sensorstrukturen für Tests bei Senslab hergestellt, die laut CV-Messungen

zufriedenstellende elektrokatalytische Eigenschaften zeigten. Die weiteren Arbeiten zur

Optimierung des Prozesses zur Palladiumabscheidung wurden daher mit phosphorfreien

Bädern von Atotech vom Typ Xenolyte durchgeführt. Die Palladiummetallisierung wurde

durchgängig in Bechergläsern mit Badvolumen bis 3 l, in einigen Fällen auch bis 6 l,

durchgeführt.

Die Arbeiten zur Optimierung der Bäder und Prozesse zur außenstromlosen Abscheidung

von Palladium zielten im Wesentlichen auf

• ein zuverlässiges Anspringen der Metallisierung auf den plasmaaktivierten Bereichen der

Proben bzw. auf die Vermeidung von Fehlstellen bei der Metallisierung

• die Unterdrückung von Wildabscheidungen

bei ausreichender Haftung der Metallisierung auf dem Trägermaterial.

Bei längeren Tauchzeiten im Xenolyte-Pd-LL-Bad delaminierte die Palladiumschicht bei der

Entnahme der Probe aus dem Bad oder beim anschließenden Spülen unter fließendem

Wasser. Dieser Effekt wurde auf hohe Eigenspannungen in der abgeschiedenen

Metallschicht zurückgeführt. Daher wurden Versuche mit dem Bad Xenolyte Pd RS

38 | 208

durchgeführt, das laut Hersteller die Abscheidung von Schichten mit relativ geringer innerer

Spannung erlaubte. Das Bad erwies sich im Vergleich mit den zuvor verwendeten Bädern

Palladex von Enthone und Xenolyte Pd LL von Atotech als die beste Ausgangsbasis im

Hinblick auf die Verhinderung von Wildabscheidung und Delaminierung bei einer

ausreichenden Haftung. Die Schichtabscheiderate des Bades beträgt laut Hersteller

normalerweise zwischen 50 – 100 nm/min. Die Ergebnisse von

Schichtdickenuntersuchungen an metallisierten Proben bestätigten diese Werte.

Beispielsweise wurden bei 30 s bzw. 150 s Tauchzeit Dicken der Palladiumschicht auf

Melinex von etwa 70 bzw. 190 nm ermittelt. Schichtdicken der Palladiummetallisierung

zwischen 50 und 100 nm wurden von Senslab für die geplanten Anwendungen als

ausreichend betrachtet. Die Bestimmung der Schichtdicken erfolgte hier mit Hilfe von Daten

aus Messungen an den Schichten mit der Elektronenstrahlmikrosonde (EPMA).

Ein wesentliches Problem, das bei Verwendung des Xenolyte Pd RS auftrat, war ein

teilweises oder sogar vollständiges Ausbleiben der Palladiumabscheidung auf einem großen

Teil der plasmaaktivierten und nach dem Standardverfahren bekeimten Folien. Zur

Steigerung der Badaktivität wurde daher zunächst die Badtemperatur testweise von den vom

Hersteller empfohlenen 86°C auf 90°C erhöht. Auf diesem Wege konnten jedoch keine

Verbesserungen erreicht werden. Weiterhin wurden Tests mit einer verlängerten Tauchzeit

der Probe im Hypophosphit-Bad und einer Anhebung des pH-Wertes des

Hypophosphitbades durchgeführt, um so die Anzahl der Palladiumkeime auf der

Substratoberfläche gegenüber der Standardbekeimung zu erhöhen. Diese Maßnahmen

brachten jedoch ebenfalls keine Fortschritte. Wenn jedoch statt der Melinex-Folie BOPP-

Folie eingesetzt wurde, sprang die Metallisierung zuverlässig und ortsselektiv an. Daraufhin

gab es erste Überlegungen am Fraunhofer IST, ob eventuell Polypropylen (PP) auch als

Trägermaterial für die Biosensoren in Frage kommen könnte.

Bei einem Arbeitstreffen bei Atotech in Berlin wurden daher sowohl für Melinex als auch für

Polypropylen Möglichkeiten diskutiert und in Experimenten untersucht, wie eine fehlerfreie

Palladiummetallisierung auf Folien aus diesen Materialien erfolgen kann. Bei den

Experimenten zeichnete sich im Fall von Melinex ein vielversprechender Weg ab. Er

umfasste die Standardbekeimungsprozedur, dann aufeinanderfolgend die Aufbringung einer

außenstromlos Nickel- und einer außenstromlos Palladiumschicht. Atotech geht aufgrund

von außerhalb des P3T-Projektes durchgeführten Voruntersuchungen davon aus, dass die

Nickelunterschicht ab einer Schichtdicke der Palladiummetallisierung ab ca. 50 nm

vollständig mit Palladium bedeckt ist. Dieser Aspekt ist im Hinblick auf die Anwendung

39 | 208

interessant, dass Nickel die Biosensoreigenschaften beeinträchtigen könnte. Bei den

Versuchen wurden die Bäder Xenolyte Ni HP zur Abscheidung der Nickelstartschicht und

Xenolyte Pd RS zur Palladiumabscheidung eingesetzt. In dem verwendeten Nickelbad

zeigten die plasmaaktiverten Proben ein noch besseres Anspringverhalten als im

Palladiumbad. Die Nickel-Startmetallisierung erwies sich als eine sehr gute Basis für eine

nachfolgende Palladiummetallisierung.

Senslab erhielt im weiteren Verlauf des Projektes eine Reihe von Proben

palladiummetallisierter Melinex- und Polypropylenfolien, teils ohne, teils mit Nickel-

Startmetallisierung, um an diesen Proben anwendungsorientierte Untersuchungen

durchzuführen (siehe auch Kapitel 5.3). Diese zeigten, dass mit den abgeschiedenen

Palladiumschichten die erforderlichen Sensorempfindlichkeiten erreicht werden können.

Allerdings variierte die Empfindlichkeit unter sämtlichen getesteten Proben noch in zu weiten

Grenzen. Darüber hinaus waren in einigen Fällen die Metallisierungen für die Tests nicht

verwendbar, da sie fehlerhaft waren. Es wurden folgende Fehlerbilder gefunden:

• unvollständige Metallisierung, verstärkt bei schmalen Strukturbereichen

• Überwachsungen an den breiten Strukturen

Zur Behebung dieser Probleme wurden Optimierungsversuche mit Variation der

Prozessbedingungen bei der Plasmabehandlung, nämlich der Foliendurchlauf-

geschwindigkeit, der zur Plasmaerzeugung verwendeten elektrischen Leistung, der

Gaszusammensetzung und des Anpressdruckes der Folie auf die Walze, durchgeführt.

Durch die Veränderung der Prozessbedingungen ergaben sich jedoch keine

Verbesserungen der Metallisierungsergebnisse. Daraufhin wurde eine Druckwalze mit

Strukturen mit Kavitäten von 50 bzw. 100 µm statt 30 µm Tiefe eingesetzt, um beim Plasma-

Printing-Prozess ein größeres Volumen an Prozessgas für die Oberflächenfunktionalisierung

anzubieten und so eine verbesserte Plasmaaktivierung der Folienoberfläche zu erreichen.

Parallel wurde eine Druckwalze mit derselben Struktur getestet, jedoch mit dem Unterschied,

dass hier 100 µm tief bei schmalen und nur 50 µm tief bei breiten Kavitäten graviert wurde.

Ziel war es hier, das deutlich unterschiedliche Anspringverhalten der Metallisierung auf

schmalen und breiten Strukturbereichen auszugleichen. Schmale Bereiche der Strukturen

metallisierten deutlich schlechter. Beide Lösungsansätze führten jedoch nicht zu

signifikanten Verbesserungen. Schließlich wurde eine Druckwalze mit einem Sensordesign

mit einer Strukturbreite von 200 µm, also gröber als zuvor, eingesetzt. Die Kombination aus

diesen Prozessbedingungen bei der Plasmabehandlung mit einem Prozessgas aus 90 % N2

+ 10 % H2, bei einem Gesamtgasfluss von 100 slm, einer Durchlaufgeschwindigkeit von

40 | 208

5 m/min, einer Generatorleistung von 70 W und einem Anpressdruck der

Hochspannungselektrode gegen die Druckwalze von 9 bar in Kombination mit einer

zweistufigen Metallisierung erhalten:

1. Wenige Sekunden Startmetallisierung im Nickel-Galvanik-Bad zum Strukturaufbau.

2. 60 – 120 s Metallisierung im Palladium-Galvanik-Bad zum Schichtdickenaufbau.

41 | 208

3.3 Transfer der Beschichtungsverfahren in den Technikumsmaßstab

3.3.1 Verwendete Anlagen und Bäder

Im Technikumsmaßstab erfolgte dann die Kupfermetallisierung ausschließlich mit den

Bädern von Atotech. Die verwendeten Bäder und Prozessparameter zeigt Tabelle 2.

Tabelle 2. Überblick über die Standardprozeduren bei der Kupfer- und der (weiter oben behandelten) Palladiummetallisierung

Die Bäder zeigten von Anfang an das notwendige Start- und Aufwachsverhalten, wie es für

dieses Projekt benötigt wurde. So wurde nahezu gleichzeitig mit dem Einstieg von Atotech

am Fraunhofer IST auch mit dem Transfer der Verfahren zur Kupfermetallisierung vom 3 l-

Becherglas in den 20 l-Maßstab unter Verwendung von speziell für dieses Projekt

angeschafften Kunststoffmodulen zur Aufnahme von 20 l Flüssigkeitsvolumen begonnen.

Teilweise konnte für die Versuche im 20 l Maßstab vorhandene Ausrüstung des Technikum

genutzt werden, doch war auch die Anschaffung zusätzlicher Ausrüstung erforderlich. Dazu

zählten z. B. geeignete Pumpen zur Umwälzung der verschiedenen Bäder, Heizelemente

und Filtersysteme. Eine Ansicht der Anlage zeigt Abbildung 20, der Aufbau der

Metallisierungsmodule ist in Abbildung 21 gezeigt.

42 | 208

Abbildung 20. Technikumsgalvanik am Fraunhofer IST mit den Modulen zur Durchführung der Metallisierung im 20 l-Maßstab

Abbildung 21. Aufbau der Module zur Durchführung der Metallisierung im 20 l-Maßstab

Abbildung 22. Am Fraunhofer IST gebaute Probenhalter aus Polypropylen für die Metallisierung von Folienproben bis zur Fläche von 160 mm x 160 mm

Hersteller: NORATEC GbR

Aktivato

r

SpülenSpülen

Modul zur Kupferabscheidung, Ansicht von oben

Modul zur Kupferabscheidung, Seitenansicht

43 | 208

Für die Metallisierung der Proben wurden am Fraunhofer IST gebaute Probenhalter zur

Aufnahme von Folien mit einer Fläche bis zu 160 mm × 160 mm verwendet (Abbildung 22).

Für jeden Prozessschritt der Metallisierung (Palladiumaktivierung, Reduktion,

außenstromlose Metallisierung) stand ein eigener Satz an Probenhaltern zur Verfügung.

Zwischen den nasschemischen Prozessschritten wurden die Proben zur Reinigung intensiv

mit destilliertem Wasser gespült, wobei die Proben normalerweise über 30 s bis 60 s in ein

Bad mit destilliertem Wasser getaucht und anschließend unter fließendem destilliertem

Wasser abgespült wurden.

Die Kupferbäder wurden regelmäßig nach Herstellervorgaben analysiert und falls erforderlich

fehlende Komponenten ergänzt, um so eine gleichbleibende Qualität bei der Metallisierung

zu gewährleisten. Zu den analysierten Komponenten zählten Kupfer, Alkali und

Reduktionsmittel.

Der Verbrauch an Alkali und Reduktionsmittel bei einer Badbelastung wie sie typischerweise

bei den Versuchsreihen zur Kupfermetallisierung auftrat zeigt Abbildung 23. Bei den

Versuchsreihen lagen die Abscheidegeschwindigkeiten für diese Art von Bädern üblichen

4 – 6 µm/h, je nach Einstellung der Badaktivität. Die Abscheiderate des Bades ließ sich sehr

gut über den Gehalt an Alkali, Reduktionsmittel und Stabilisator steuern.

Abbildung 23. Ergänzung verbrauchter Badkomponenten (Alkali, Reduktor) mit zunehmender Betriebszeit des außenstromlos abscheidenden Kupferbades Printoganth P Plus bei einer Badbelastungen wie sie typischerweise im Rahmen der Versuchsreihen zur Kupfermetallisierung auftrat.

0 100 200 300 400 5000

20

40

60

80

100

120

140 pH-Korrektur: Verbrauch (0,27 ± 0,02) ml/min pro 20 l Reduktionsmittel: Verbrauch (0,29 ± 0,01) ml/min pro 20 l

Ges

amtz

ugab

e in

ml p

ro 2

0 l

Zeit [min]

44 | 208

In Abständen von einigen Wochen wurde auch der Hypophosphit-Gehalt des Reduktorbades

kontrolliert. Auch die Abscheiderate des Kupferbades wurde gelegentlich mit Hilfe einer

gravimetrischen Methode bestimmt. Typische Abscheideraten lagen bei 5 µm/h. Eine

Ausstattung zur Analyse des außenstromlos abscheidenden Palladiumbades stand nicht zur

Verfügung. Bei Anzeichen für eine signifikant abnehmende Badaktivität (zunehmendes

Auftreten von Fehlmetallisierungen) wurde daher das Bad teilweise oder ganz erneuert.

3.3.2 Untersuchungen zum Metallisierungsprozess

Die durchgeführten Arbeiten befassten sich im Wesentlichen mit der Prozessoptimierung im

Hinblick auf die

1. Vermeidung von Wildabscheidungen 2. Erhöhung der Standzeit des Kupferbades 3. Vermeidung von Strukturverbreiterungen

1. Vermeidung von Wildabscheidungen

Ein wesentliches bei der Kupfermetallisierung von Polyimidfolien aufgetretenes Problem war

die Wildabscheidung, also eine Abscheidung von Metallen auf Bereichen der Folie, wo dies

nicht erwünscht war (Abbildung 24).

Abbildung 24. Beispiel für eine kupfermetallisierte Mektec-Struktur auf Polyimidfolie mit starker Wildabscheidung (links, 5 min Tauchzeit) und mit wenig Wildabscheidung (rechts, 30 min Tauchzeit) Zum Teil waren die Metallisierungen leicht abwischbar, zum Teil auch haftfest im Tapetest. Es wurde untersucht, ob das Problem durch die Art der Palladiumbekeimung hervorgerufen

wurde. Daher wurden auch andere Bekeimungsprozesse als der Standardbekeimungs-

prozess eingesetzt:

a) Salzsaure 0,05 g/l Palladiumchloridlösung + Standard-Natriumhypophoshitlösung

(Standardbekeimung)

45 | 208

b) Salzsaure 0,005 g/l Palladiumchloridlösung + Standard-Natriumhypophoshitlösung

c) Standard-Palladiumchloridlösung + Natriumhypophosphitlösung mit pH 7, 10 und 11

d) Palladiumaktivator Atotech Neoganth U (alkalisch) + Reduktionsmittel Atotech Neoganth

WA Reducer

e) Palladiumaktivator Atotech Neoganth U (alkalisch) + Standard-Hypophosphitlösung

f) Standard-Palladiumchloridlösung + Reduktionsmittel Atotech Neoganth WA Reducer

g) Alkalische Palladiumsulfatlösung (cPd < 0,5 g/l) + Standard-Hypophosphitlösung

h) Atotech Xenolyte DOD Aktivator

Die besten Ergebnisse hinsichtlich des Ausmaßes der Wildabscheidung wurden jedoch mit

der Standardbekeimung erzielt. Die Bekeimung mittels des Palladiumaktivators Atotech

Neoganth U führte zu einer ganzflächigen Metallisierung der Proben und schied damit für die

Anwendung im P3T-Vorhaben aus.

Es wurde weiterhin untersucht, ob Wildabscheidungen durch eine kontrollierte Herabsetzung

der Aktivität des Kupferbades reduziert werden können. Dazu wurden Metallisierungen von

Proben in Kupferbädern mit einem Stabilisatorgehalt von 1, 2, 3 und 5 ml/l und ansonsten

gleicher Zusammensetzung durchgeführt. Der Stabilisator sorgt dafür, dass die

Langzeitstabilität des Kupferbades verbessert wird. Weiterhin kann über die

Stabilisatorkonzentration auch die Badaktivität (Abscheiderate, Anspringverhalten) gesteuert

werden. Bessere Ergebnisse brachte eine Erhöhung des Stabilisatorgehaltes von 1 oder

2 ml/l auf 5 ml/l. So gelang es, Wildabscheidungen zu reduzieren oder sogar vollkommen zu

unterdrücken, ohne dass die Aktivität des Bades zu stark herabgesetzt wurde.

Ein weiterer Faktor, der laut Badhersteller Atotech Einfluss auf das Metallisierungsergebnis

hat, ist die sogenannte Literbelastung, d. h. die pro Badvolumen metallisierte Fläche. Diese

Literbelastung war laut Atotech relativ gering. Es wurde nicht ausgeschlossen, dass dies zu

Metallisierungsproblemen führen könnte. Es konnte jedoch kein Zusammenhang zwischen

geringer Literbelastung und Auftreten von Wildabscheidung gefunden werden. In vielen

Fällen geringer Literbelastung wurde sehr geringe oder keine Wildabscheidung beobachtet.

Um einerseits Wildabscheidungen und andererseits Fehlmetallisierungen zu vermeiden,

wurde auch ein Metallisierungsprozess mit zwei aufeinanderfolgenden unterschiedlich

aktiven Kupferbädern eingesetzt. Dabei wurde die Probe zuerst in der Regel nicht mehr als

46 | 208

30 s in das aktivere Bad I getaucht, um eine vollständige Startmetallisierung selektiv auf den

aktivierten Stellen der Substratfolie zu erhalten. Die mit dieser Startmetallisierung versehene

Probe wurde dann in das weniger aktive Kupferbad II überführt, um die vorhandene

Metallisierung über einen Zeitraum von bis zu 60 min mit guter Selektivität zu verstärken. Die

Aktivität der Bäder wurde über unterschiedliche Gehalte an Stabilisator eingestellt. Typische

Stabilisatorkonzentrationen für Bad I lagen bei 1 ml/l, für Bad 2 bei 3 – 5 ml/l. In weiteren

Versuchen wurde als Bad I anstelle des Kupferbades auch ein außenstromlos

abscheidendes Nickelbad verwendet. Es handelte sich um das Bad Adhemax Ni LFS von

Atotech. Teilweise kam es bei plasmaaktivierten Polyimidfolien zunächst zu einem

langsamen Anspringen oder sogar einem Ausbleiben der Metallisierung. Dieses Problem

konnte aber durch die Zugabe ausreichender Mengen des Reduktionsmittels

Natriumhypophosphit zu Bad I behoben werden. Teilweise setzte die Nickelabscheidung erst

nach einer Hypophosphitzugabe von 4 g/l ein. Bessere Metallisierungsergebnisse wurden

dann z. B. bei einer Zugabe von 10 g/l beobachtet (Abbildung 25).

Abbildung 25. Metallisierungsergebnis auf Kaptonfolie mit dem außenstromlos abscheidenden Nickelbad Adhemax Ni LFS nach Zugabe unterschiedlich großer Mengen an Natriumhypophosphit

2. Standzeit des Kupferbades

Von Bedeutung im Hinblick auf Ressourcen- und Kosteneffizienz ist auch eine ausreichende

Stabilität des Kupferbades. Bei üblichen Durchsatzmengen von 15 Proben pro Tag konnte

das Printoganth P-Kupferbad in der Regel trotz durchgeführter Badanalytik und Ergänzung

fehlender Komponenten nur 2 – 4 Tage verwendet werden. In der Endphase des Bades kam

es zunächst zu (verstärkter) Wildabscheidung, die auch durch Stabilisatorzugabe nicht

47 | 208

eingedämmt werden konnte, und dann zum sichtbaren Zerfall des Bades (Sprudeln durch

Wasserstoffentwicklung infolge des autokatalytischen Zerfalls, Farbänderung blau nach

grün). Laut den Erfahrungen von Atotech aus heutigen Standardmetallisierungsprozessen

bei der Leiterplattenherstellung ist das Bad jedoch durchaus 4 Wochen und länger

verwendbar. Die Ursachen für die kurze Lebensdauer des Bades bei den Versuchsreihen am

Fraunhofer IST konnten nicht sicher geklärt werden. Möglicherweise muss das vorhandene

Umwälz- und Filtersystem des Bades weiter verbessert werden, um so beispielsweise kleine

Kupferpartikel oder -flitter, die den autokatalytischen Zerfall des Bades beschleunigen,

wirksamer aus dem Bad zu entfernen.

3. Vermeidung von Strukturverbreiterungen

Ein weiteres Phänomen, das intensiv untersucht wurde, ist der Unterschied der Maße der

Strukturen der Walzen und der entsprechenden metallisierten Strukturen auf der Folie. Im

Fall der Polyimidfolie sind die metallisierten Strukturen breiter, wobei dieser Effekt mit

zunehmender Dicke der Metallisierung noch stärker zu werden scheint. Beispielsweise hat

die hantelförmige Struktur (Abbildung 26) auf der Walze folgende Maße: 320 µm

(Kreiskomponente) und 100 µm (Verbindungsstück).

Abbildung 26. Lichtmikroskop-Aufnahme von kupfermetallisierten hantelförmigen Strukturen, die sich etwa in der Mitte der Mektec-Teststruktur (s. Abb. 9) befinden und die bei einer Kupferschichtdicke von 2 µm eine Verbreiterung gegenüber der Kontur der entsprechenden Struktur auf der Druckwalze aufweisen. Die verkupferte Struktur hat nach 10 bzw. 20 bzw. 30 min Metallisierungszeit Breiten von

370/160 bzw. von 400/180 bzw. von 435/200 µm. Die Dicke der Kupfermetallisierung betrug

laut konfokalmikroskopischer Untersuchungen bzw. profilometrischer Messungen mittels

Dektak ca. 2 µm, was aufgrund der Angaben des Badherstellers zur Abscheiderate von

etwas über 4 µm/h bei den angewendeten Prozessbedingungen auch zu erwarten war.

48 | 208

Damit wurde die Schichtdicke nach 10 min und nach 20 min Tauchzeit zu 0,7 µm bzw. zu 1,4

µm abgeschätzt.

Eine Verbreiterung der Strukturen ergibt sich zwangsläufig beim Aufwachsen der

Metallisierung, da diese in alle Richtungen gleichmäßig wächst. Das Ausmaß der so

erhaltenen Verbreiterung liegt bei etwa 1 µm bei einer 1 µm dicken Metallschicht. Die

tatsächlich erhaltenen Verbreiterungen lagen aber deutlich darüber und sind mit dem

lateralen Wachstum der Metallschicht allein nicht erklärbar. Als Hauptursache für die

auftretende Verbreiterung wird eine Ausbildung der Mikroplasmen deutlich über die durch die

Walzenstruktur vorgegebenen Dimensionen hinaus angenommen.

Teilweise waren die Strukturen auch wie in Abbildung 27 links gezeigt metallisiert. Die

Leiterbahn ist in diesem Fall schmaler als die entsprechende gravierte Struktur der Maske.

Diese Metallisierung ist jedoch noch in einem Abstand von einem Bruchteil ihrer Breite von

einer weiteren Metallisierung »umrandet«. Die gesamte Breite von Haupt- und

Randstrukturen ist größer als die Breite der Kavität in der Druckwalze (Abbildung 27 rechts).

Abbildung 27. Links: Lichtmikroskop-Aufnahme von kupfermetallisierten Leiterbahnstrukturen, die eine »Rand«-Metallisierung aufweisen, auf Polyimidfolie; rechts: Schematische Darstellung zur Lage und Breite der Metallisierung (blau) auf der Folie (rot) in Bezug auf die zur Plasmaaktivierung verwendete Kavität (in Grau dargestellt) der Druckwalze

Als Ursache für die beobachteten Abweichungen der Formen der metallisierten Strukturen

von den durch die Druckvorlage vorgegebenen Formen wird eine Plasmaaktivierung

zurückgeführt, die in ihrer Form von der der Druckvorlage abweicht. Zur Untersuchung von

Möglichkeiten zur Reduzierung oder Verhinderung solcher Formabweichungen bei der

Plasmaaktivierung bzw. bei den metallisierten Strukturen wurden daher Versuchsreihen

durchgeführt, bei denen die nachfolgend unter a) – e) aufgeführten Parameter variiert

49 | 208

wurden. Diese spielen im Zusammenhang mit der Zündung und Ausbildung des Plasmas

eine Rolle bzw. es wird vermutet, dass sie eine Rolle spielen könnten:

a) Anpressdruck

Der Anpressdruck der Elektrode liegt normalerweise bei 2 bar. Bei Versuchen wurde dieser

Druck auf bis zu 8 bar erhöht. Ziel war es zu untersuchen, ob es durch einen eventuell

verbesserten Kontakt zwischen Maske (Druckwalze) und Substratfolie eine verbesserte

Genauigkeit bei der Übertragung der Walzenstrukturen auf die Folie kommt.

b) Prozessgaszusammensetzung

Als Prozessgase wurden reiner Stickstoff, binäre Mischungen aus Stickstoff und Wasserstoff,

ternäre Mischungen aus Stickstoff, Wasserstoff und Helium oder Stickstoff, Wasserstoff und

Argon eingesetzt. Signifikante Verbesserungen konnten jedoch nicht erzielt werden. Auf der

anderen Seite wurde gefunden, dass in den Prozessgasen Helium durch Argon ersetzt

werden bzw. komplett auf Edelgase verzichtet werden kann, ohne dass Verschlechterungen

der Metallisierungsqualität erkennbar waren. Der Ersatz von Helium durch Argon kann unter

Verfügbarkeits- und Kostenaspekten somit realisiert werden.

c) Profil der Strukturen auf der Druckwalze

Die Strukturen der Druckwalze wurden teilweise zur Erzeugung eines sogenannten

Rogowski-Profiles nachgeätzt. Ziel war es, bei der Plasmabehandlung an den Rändern der

Struktur über einen gleichmäßigeren Verlauf der elektrischen Feldstärke eine

Plasmaaktivierung zu erhalten, die sich in ihrer Form genauer der durch die Druckvorlage

vorgegebenen Kontur entspricht.

d) Verfahren zur Herstellung der Strukturen auf der Walze

Die Strukturen auf den Druckwalzen wurden mittels elektromechanischer Gravur oder mittels

laserbasierter Lithographie hergestellt. Die mit beiden Verfahren erhaltenen Tiefenprofile

unterscheiden sich. Solche Unterschiede können sich prinzipiell auf die Ausbildung des

Plasmas auswirken.

50 | 208

e) Durchlaufgeschwindigkeit der Substratfolie

Die Durchlaufgeschwindigkeiten der Folie wurden zwischen 0 m/min (statische Behandlung)

und 3 m/min variiert.

Die Ergebnisse aus den Untersuchungen zu a) – e) zeigten keine Ansatzpunkte für die

Verbesserung der Randmetallisierung und der Strukturverbreiterung. Eine weitere

Möglichkeit die Plasmaausbildung zu beeinflussen, besteht in der Wahl des

Elektrodendielektrikums. Daher wurden Versuche durchgeführt, bei denen das Material und

die Dicke des Dielektrikums variiert wurden. Als Materialien wurden Silikon, Teflon,

Polyetheretherketon und Keramik eingesetzt. Diese Materialien zeichnen sich durch für die

Bildung der Barrierenentladung prinzipiell günstige geringe dielektrische Verlustfaktoren aus.

Die Dicke des Dielektrikums variierte zwischen 50 µm und 2 mm. Bei der Plasmaaktivierung

der Polyimidfolie mit einer Elektrode unter Verwendung eines 2 mm dicken Dielektrikums aus

Silikon oder Teflon trat keine »Rand«-Metallisierung auf (Abbildung 28).

Abbildung 28. Einfluss der Dicke des im Aufbau der Hochspannungselektrode verwendeten Dielektrikums auf das Auftreten der Randmetallisierung bei einer Polyimidfolie

Der bei den Versuchsreihen mit dickerem Dielektrikum erhöhte Abstand zwischen

Hochspannungselektrode und Gegenelektrode verlangte jedoch die Anwendung höherer

Spannungen zur Zündung des Plasmas. Beispielsweise war bei einem 0,15 mm dicken

Dielektrikum eine Spannung von 17 kV erforderlich, d. h. mehr als das Doppelte im Vergleich

zur Elektrode mit Standarddicke des Dielektrikums von 50 µm. Diese erhöhte Spannung

führte jedoch bei Verwendung der Kunststoffdielektrika nach relativ wenigen Versuchen zu

Schädigungen der Elektrodenaufbauten durch Kanteneffekte und sich ausbildende

Gleitentladungen. Derzeit werden daher Konzepte für Elektroden entwickelt, die auch bei

erhöhten Spannungen stabil sind. Aussichtsreich sind dabei Elektroden auf der Basis von

Dielektrikum 50 µm Dielektrikum 2 mm

Randmetallisierung Keine Randmetallisierung

51 | 208

Keramikkomponenten. Damit wäre ein aussichtsreicher Weg zur Behebung der auf dem PI

beobachteten Randmetallisierung verfügbar.

Ein Ansatz zur Behebung des Problems der Strukturverbreiterung, wie sie beim Polyimid

beobachtet wurde, besteht in einer Berücksichtigung des Ausmaßes der Verbreiterung bei

der Dimensionierung der Strukturen auf der Walze. Ein analoger Weg könnte verfolg werden,

wenn die metallisierten Strukturen schmaler sind als die Konturen der Strukturen auf der

Walze vorgeben. Diese letztere Situation wurde bei den Folien HSP/L 20 (Abbildung 29) und

auch bei dem als Modellmaterial benutzten biaxial orientierten Polypropylen vorgefunden.

Abbildung 29. Lichtmikroskop-Aufnahme von kupfermetallisierten Leiterbahnstrukturen auf der HSP/L 20-Folie ; rechts: Schematische Darstellung zur Lage und Breite der Metallisierung (blau) auf der Folie (rot) in Bezug auf die zur Plasmaaktivierung verwendete Kavität (in Grau dargestellt) der Druckwalze

3.3.3 Untersuchungen an plasmaaktivierten Substraten und an abgeschiedenen

Metallschichten

Ausgewählte Proben mit Kupfermetallisierungen mit Dicken bis zu 2 µm wurden für

anwendungsrelevante Prüfungen an die Endanwender Mektec und Identive Systems

(vormals: Tagstar Systems) versendet. Mektec hat dabei die Mektec-Teststruktur auf

Polyimidfolie, Tagstar hat die UFF-Antennenstrukturen mit der Bezeichnung F31 und G33

auf HSPL 20-, auf BOPP- und auf PI-Folie erhalten. Nach der vorliegenden Rückmeldung

von Mektec sollte u. a. die Strukturgenauigkeit noch weiter erhöht werden. Mektec

berichtete, dass die Struktur ab einer Detailgenauigkeit von <150 µm »verschwimmt«. Eine

ausreichende Haftfestigkeit des Kupfers auf Polyimid konnte erreicht werden. Identive

Systems berichtete in dem Feedback zu seinen Proben dagegen von nicht ausreichender

Haftung der Kupferschicht.

52 | 208

a) Effekt der Plasma Printing-Behandlung auf die Oberflächenrauheit

Mittlere und quadratische Rauheiten Ra bzw. RMS (Root Mean Square) von Kaptonfolien

wurden vor und nach ihrer Plasma Printing-Behandlung sowie nach der Palladiumbekeimung

mittels Rasterkraftmikroskopie bestimmt (Abbildung 30).

Die Werte lagen im Fall von Ra bei 0,6 – 0,7 nm und im Fall der Rauheit RMS bei

0,8 – 0,9 nm. Die Werte vor und nach der Plasmabehandlung unterschieden sich innerhalb

der Fehlergrenzen nicht. Daher wird angenommen, dass die verbesserte Haftung der

Metallschicht auf den Folien nach der Plasmaaktivierung hauptsächlich auf chemische

Veränderungen an der Substratoberfläche zurückzuführen ist.

Die AFM-Untersuchungen der palladiumbekeimten Oberfläche wurden durchgeführt, um zu

prüfen, ob Ergebnisse aus der Literatur (Kanani, N, Galvanotechnik: Grundlagen, Verfahren

und Praxis einer Schlüsseltechnologie: Grundlagen, Verfahren, Praxis einer

Schlüsseltechnologie, Carl Hanser Verlag München Wien, 2. Überarbeitete und erweiterte

Auflage, 2009) reproduziert werden können, bei denen Palladiumkeime im AFM sichtbar

waren. Bei den am IST durchgeführten Untersuchungen gelang es jedoch nicht, die

Palladiumkeime sichtbar zu machen.

53 | 208

Polymerfolie, unbehandelt

REF.000 Ra: 0.68 nm Rms: 0.86 nm

REF.001 Ra: 0.72 nm Rms: 0.90 nm

Polymerfolie, plasmabehandelt (Formiergas N2/H2 90:10 Vol.-%)

PLASMA.000 Ra: 0.63 nm Rms: 0.79 nm

PLASMA.002 Ra: 0.65 nm Rms: 0.81 nm

Polymerfolie, Pd bekeimt (PdCl2 + Hypophosphit)

PD.003 Ra: 0.66 nm Rms: 0.83 nm

PD.004 Ra: 0.68 nm Rms: 0.87 nm

Abbildung 30. Rauheiten mittels Plasma Printing plasmaaktivierter Kaptonfolien

54 | 208

b) Schichtwachstum

Auf die Verteilung der Palladiumkeime kann eventuell aus dem aus

rasterelektronenmikroskopischen Aufnahmen der Kupferschicht kurz nach dem Eintauchen

in das Kupferbad geschlossen werden. Abbildung 31 zeigt deutlich ein inselförmiges

Aufwachsen der Kupferschicht.

Abbildung 31. Die Bilder zeigen rasterelektronenmikroskopische Aufnahmen auf Polyimid abgeschiedener Kupferschicht 2, 3, 4 und 6 s nach dem Eintauchen in eines der Standardkupferbäder.

c) Schichtdickenuntersuchungen

Im Falle des Kupfers wurden die Schichtdicken in der Regel auf der Basis der für das

Metallisierungsbad angegebenen Abscheideraten und der Tauchzeiten berechnet. Typische

Abscheideraten lagen bei 4 – 5 µm/h. Bei erhöhter Badaktivität erreichte die Abscheiderate

bis zu ca. 10 µm/h.

In einigen Fällen wurden die Schichtdicken mittels Konfokalmikroskopie und Profilometrie

ermittelt (Messbedingungen: Scanlänge: 5 mm, Geschwindigkeit: mittel). Die gemessenen

Schichtdicken nach 20min betrugen 1 – 2 µm, nach 60 min 3 – 6 µm. Die Werte gingen recht

gut konform mit den aufgrund der Abscheiderate geschätzten Werten. Das Profil war über

die Struktur konkav gewölbt, es wurden deutliche Randüberhöhungen gefunden.

Möglicherweise waren Schichtspannungen für diese Messresultate verantwortlich. Weiterhin

war laut den Messungen die Substratfolie zwischen den Strukturen konvex gewölbt.

2 s 3 s

4 s 6 s

55 | 208

d) Leitfähigkeitsmessungen

An 6 Mektec-Strukturen mit Rasterung, deren Metallbeschichtungen mit unterschiedlichen

Verweilzeiten im Metallisierungsbad und unterschiedlichen Abscheideraten des

Metallisierungsbades entstanden waren, wurde an je 6 Messpunkten mittels

Vierpunktmessung der Flächenwiderstand bestimmt. Das Ergebnis zeigt Tabelle 3.

Tabelle 3. Leitfähigkeit der Kupfermetallisierung von Mektec-Strukturen über eine Vierpunktwiderstandsmessung Bei dicken Schichten ist – wie zu erwarten – der Flächenwiderstand deutlich geringer als bei

dünneren Schichten. Die erhaltenen Werte sollten in zukünftigen Untersuchungen mit

Flächenwiderstanden von mittels Siebdruck hergestellten Strukturen verglichen werden. Es

wird aufgrund der angenommenen günstigeren Schichtmorphologie eine deutlich bessere

Leitfähigkeit der galvanisch hergestellten Metallisierungen erwartet. Damit benötigt eine

galvanisch hergestellte Leiterbahn für die gleiche Leistungsfähigkeit weniger Kupfer.

3.4 Bandgalvanikmodul

Auf Basis der bei den Versuchen zur Metallisierung im Labor- und im Technikums-maßstab

gewonnenen Daten und Ergebnisse wurden Vorgaben für den Aufbau des

Bandgalvanikmoduls erstellt. Die Entwicklung des Bandgalvanikmoduls erfolgte bei OTA in

Zusammenarbeit mit Atotech und dem Fraunhofer IST.

56 | 208

3.4.1 Erstellung des Lastenheftes

Zur Entwicklung eines für den geplanten Prozess geeigneten Anlagenkonzepts mussten

zunächst die in verschiedenen Dokumenten beschriebenen Prozessparameter und die

daraus resultierenden Anforderungen an die Anlage zusammengetragen und in einem

Lastenheft strukturiert und übersichtlich festgehalten werden. Die Grundlage für das

Lastenheft waren Ausarbeitungen des Fraunhofer IST, in denen der Prozess und die im

Technikum ermittelten Prozessparameter dargestellt wurden. Des Weiteren wurden die bei

den Projekttreffen dargestellten neuen Erkenntnisse bei der Erstellung des Lastenhefts

berücksichtigt. Im Folgenden werden die wichtigsten darin enthaltenen Rahmendaten

dargestellt und erläutert.

Das in der Anlage zu bearbeitende Grundsubstrat ist eine Kunststofffolie mit einer effektiven

Bearbeitungsbreite von 400 mm. Diese wird als Endlosmaterial im Rolle-zu-Rolle Verfahren

durch die Anlage geführt. Für den gesamten Fertigungsprozess aller für das P³T-Projekt zu

entwickelnden Anlagenbestandteile wurde eine angestrebte Prozessgeschwindigkeit von

0,5 m/min festgelegt. Als Folienwerkstoffe sind verschiedene Materialien für die

verschiedenen Endanwender zu berücksichtigen. Der für die Anlagentechnik besonders

relevante Unterschied der Foliensubstrate ist die Dicke des Grundmaterials, die sich im

Bereich von 50 bis 250 µm bewegte.

1. Kapton HN, Dupont (Polyimid, Dicke: 50 μm)

2. Kemafoil HSPL 20, Coveme (Polyethylenterephthalat, temperaturstabilisiert, Oberfläche

beidseitig vorbehandelt, Dicke: 36 μm)

3. Melinex 329, Dupont (Polyethylenterephthalat, weiß, Dicke: 250 μm)

Der Beschichtungsprozess teilt sich in fünf Prozessschritte (Abbildung 32) auf:

Zunächst wird die mittels Plasmaverfahren vorbehandelte Folienoberfläche in zwei

Vorbehandlungsschritten aktiviert. Darauf folgt die erste Kupferbeschichtungsstufe. In dieser

ersten Stufe erfolgt zunächst eine nur sehr dünne Beschichtung von 100 – 200 nm. Darauf

folgt eine Nachbeschichtung zum Erreichen der erwünschten Schichtdicke von ca. 5 μm in

zwei Stufen.

57 | 208

Abbildung 32. Prozessschema Bandgalvanikmodul Das Prozessschema beinhaltet unter anderem die für jeden Schritt entsprechend

einzuhaltenden Bearbeitungs- bzw. Eintauchzeiten. Hierbei ist zu beachten, dass die für die

beiden Spülvorgänge angegebenen Zeitintervalle hier keine festen Vorgaben darstellen,

sondern eher als protokollierte Richtwerte der in den Vorversuchen im Technikum des IST

eingehaltenen Spülvorgänge zu verstehen sind. Weiterhin können dem Prozessschema die

für die Funktion der einzelnen Prozessstufen notwendigen Badtemperaturen entnommen

werden. Diesbezüglich ist zu berücksichtigen, dass die letztendlich optimale Badtemperatur

genau einstellbar sein muss, wobei die Beheizung der teilweise relativ instabilen

Chemikalien möglichst schonend, d.h. mit geringer Oberflächenbelastung, stattfinden sollte.

Außerdem ist der Temperaturgradient innerhalb der Bäder möglichst gering zu halten. Um

die gleichbleibende Qualität der Prozessbäder zu gewährleisten und zu überwachen müssen

diese permanent umgewälzt und filtriert werden. Entsprechend der Herstellerangaben des

Elektrolyten sind geeignete Umwälzpumpen und Filter vorzusehen. Außerdem ist es

notwendig, in den Elektrolytbehältern eine Lufteinblasung zum Austragen des dort

entstehenden Wasserstoffs zu realisieren. Diese hier erläuterten Rahmendaten waren

Grundlage zur Erstellung eines geeigneten Anlagenkonzepts, welches mit Hilfe des nun

folgenden Pflichtenhefts spezifiziert wird.

3.4.2 Erstellung des Pflichtenheftes

Allgemeine Funktionsbeschreibung Das vorliegende Projekt umfasst die Entwicklung einer Testanlage zur strukturierten,

stromlosen Metallisierung von verschiedenen Folien (Tabelle 4), die mittels Plasmaverfahren

vorbehandelt wurden. Die Folien werden dabei im Rolle-zu-Rolle Verfahren durch die

verschiedenen Prozessbäder geführt. Zwischen den einzelnen Prozessschritten ist eine

58 | 208

Spülung des Materials notwendig. Außerdem wird eine Abblasung nach jedem Tauch- und

Spülvorgang realisiert, um eine Verschleppung der verschiedenen Prozessmedien zu

vermeiden. Die schematische Darstellung eines Prozessmoduls mit Spülung ist in Abbildung

33 dargestellt.

1. Kapton HN, Dupont (Polyimid, Dicke: 50 μm)

2. Kemafoil HSPL 20, Coveme (Polyethylenterephthalat, temperaturstabilisiert, Oberfläche beidseitig vorbehandelt, Dicke: 36 μm)

3. Melinex 329, Dupont (Polyethylenterephthalat, weiß, Dicke: 250 μm)

Tabelle 4. Folienmaterial

Abbildung 33. Schematische Darstellung eines Prozessmoduls Das Konzept basiert auf den drei Hauptprozessschritten der Kunststoffmetallisierung:

1. Aktivierung (PdCl2) 2. Reduktion (Natriumhypophosphit) 3. Abscheidung (Kupfer bzw. Palladium)

Hierfür wird die Folie unter Einhaltung der vorgegebenen Eintauchzeiten

Tabelle 5) mit einer maximalen Prozessgeschwindigkeit von 0,5 m/min durch die

hintereinander liegenden Bäder der einzelnen Prozessschritte geführt.

59 | 208

Bezeichnung Eintauchzeit Eintauchlänge

PdCl2 300 s 2,5 m

Na-Hypophosphit 300 s 2,5 m

Cu I 120-240 s 1 - 2 m

Tabelle 5. Eintauchzeiten

Die Metallisierung im letzten Teil der Anlage soll variabel entweder mit Kupfer oder

Palladium erfolgen. Aufgrund der speziellen Anforderungen des Palladiumelektrolyten an die

Anlagentechnik wird diese Variante gesondert weiter hinten behandelt.

Materialauswahl

• Alle Anlagenbauteile die in Berührung mit dem Elektrolyt kommen (Behälter,

Verrohrung, Walzen) werden aus PP-Natur gefertigt.

• Gestellteile werden aus Edelstahl gefertigt.

• Alle Pumpen müssen von ihrem Antrieb abgekapselt ausgeführt werden

(Membranpumpen, magnetgekoppelte Pumpen, Tauchpumpen).

• Für die Filter wird unbeschichtetes PP-Material, Maschenweite 10 μm, gewählt.

Standzeiten

Die Elektrolytbäder sind nach den Erkenntnissen aus Vorversuchen (Fraunhofer IST,

Atotech) nach spätestens zwei Wochen zu ersetzen oder werden in einem separaten Tank

gefiltert und für einen erneuten Einsatz wiederaufbereitet. In diesem Intervall ist die Anlage

vor der Neubefüllung komplett zu reinigen (inkl. Austausch bzw. Säuberung des Spülwassers

und der Filtereinsätze).

Die tatsächlichen Standzeiten für den Dauerbetrieb sind zu prüfen.

60 | 208

Reinigung

Die Anlage – insbesondere die Behälterkonstruktion – muss in regelmäßigen Abständen

gründlich gereinigt werden um Verschmutzungen bzw. Wildabscheidungen zu minimieren.

Daher wird sie mit möglichst einfachen Geometrien konstruiert. Ecken und Kanten, an denen

sich möglicherweise Verschmutzungen ablagern können, sind zu vermeiden. Alle nicht zu

vermeidenden potenziellen Verschmutzungszonen müssen für eine Reinigung leicht

zugänglich bzw. demontierbar sein.

Strömung / Umwälzung / Lufteinblasung

• Kontinuierliche Strömung im gesamten Prozessvolumen zur Minimierung des

Temperaturgradienten und zur gleichmäßigen Benetzung der zu beschichtenden

Oberfläche

• Umwälzung des gesamten Prozessvolumens: 5 – 10 mal pro Stunde

• Lufteinblasung zum Austragen des entstehenden Wasserstoffs

Elektrolytbehandlung

• Filterung: Für Cu-Bäder sind Beutelfilter (10 μm) mit im Filtergehäuse integriertem

Schauglas zur Überwachung eventuell auftretender Keimbildung vorgesehen. Die

Vorbehandlungsbäder werden mit 10 μm Kerzenfiltern ausgestattet.

• Die Analyse der Beschaffenheit des Elektrolyts erfolgt manuell.

Spülung

• Zwischen den einzelnen Prozessschritten durchläuft die Folie einen Spülprozess, bei

dem der daran haftende Elektrolyt abgewaschen wird.

• Hierfür ist eine dreifache Kaskadenspülung (Spüldauer jeweils ca. 30s) zwischen den

Prozessbädern vorgesehen.

61 | 208

Abblasung

Nach jedem Bad-/Spülvorgang wird das Folienmaterial abgeblasen, um eine Verschleppung

der Prozessfluide zu vermeiden (2-fach Abblasung)

Heizung

Die Prozessbäder müssen zur Einhaltung der vorgegebenen Prozessparameter beheizt

werden:

• Arbeitsbereich: I. PdCl2 → 20 – 40° C

II. Hypophosphit → 50 – 70° C

III. Cu → 30 – 40° C

• Umgebungstemperatur: 15 – 35° C

• Sensorik: Temperaturfühler

Um eine gleichmäßige Temperatur über das Prozessvolumen und damit eine Minimierung

des Temperaturgradienten im Fluid zu gewährleisten wird eine indirekte Heizung über die

Behälterwandungen erfolgen (Heizmanschetten, Wasserbad o.ä.). Die Heizleistung wird

entsprechend der gewünschten Aufheizzeit von 5 h ausgelegt.

Trocknung

Am Ende der Anlage muss das Endprodukt vor der Aufwicklung in einem entsprechenden

Trockenkanal getrocknet werden.

Überwachung

Permanent (automatisch) zu überwachende Badeigenschaften:

• Temperatur

Alle anderen Qualitätseigenschaften sowohl der Bäder als auch des Produkts werden

manuell überwacht.

62 | 208

Antrieb / Materialtransport

Der Folientransport wird mittels angetriebener Walzen realisiert. Diese Walzen befinden sich

oberhalb der Anlage. Diese Walzen berühren ausschließlich die unbehandelte

Folienoberfläche außerhalb der Prozessbäder. Die Folie wird mäanderförmig durch die

Anlage geführt. Im unteren Bereich der Prozessbäder befindet sich ein Spritzsystem zur

Umwälzung des Elektrolyten. Dieses Spritzsystem gewährleistet die gleichmäßige und

schonende Führung der Folie durch die Bäder.

Die Synchronisierung der Transportwalzen wird über eine mechanisch formschlüssige

Verbindung der Antriebswalzen sichergestellt.

Die Folie wird zur Realisierung eines definierten Anpressdrucks an die Walzen am Ende der

Module mittels Andruckrollen gespannt. Diese sind derart gestaltet, dass nur ein schmaler

Streifen am Rand der Folie auf der behandelten Seite berührt wird.

Peripherie

• Abwickler, Aufwickler

• Havariewanne unter den Prozessbädern

• Elektrolytvorratsbehälter für das Prozessbad Cu(I)

• Gestell

• Fertigungsumgebung

Betriebsstoffe/-medien

• Elektrischer Anschluss

• Abblasluft

• Abluft

• Spülwasser (VE-Wasser)

Palladium-Metallisierung

Die Palladium-Metallisierung soll mit der konzipierten Anlage alternativ zur

Kupferbeschichtung erfolgen. Aufgrund der hohen Instabilität / Aktivität des

Palladiumelektrolyten ergeben sich für diesen Prozessschritt einige Sonderanforderungen:

63 | 208

• Material: PVDF (warm tiefgezogen) oder Quarzglas,

• Filter: 0,2 μm,

• Membranpumpen.

Das Elektrolytvolumen ist auf einen Pd-Gehalt von anfangs 1,5 g/l bis auf 0,5 g/l am Ende

der Standzeit von 2 Tagen auszulegen.

3.4.3 Endgültiges Konzept

Basierend auf dem Pflichtenheft wurde dann ein endgültiges Design für die Anlage

entworfen. Dieses beinhaltet alle maßgeblichen Funktionen der geplanten Anlage, wobei die

vorerst grob umrissenen Funktionsprinzipien weiter detailliert wurden.

Die genaue Darstellung der Funktionsweise der geplanten Anlage liefert Abbildung 34:

Abbildung 34. Strukturskizze

Da sich die letzten beiden Nachbeschichtungsschritte von den Anforderungen her kaum von

der ersten Cu-Beschichtung unterscheiden – lediglich Eintauchzeiten und somit die Länge

der Anlage stellen einen Unterschied dar – und die Anlage in Modulbauweise konzipiert ist,

wurden die letzten beiden Beschichtungsvorgänge bei der weiteren Entwicklung zunächst

ausgeklammert. Nach Aufbau und Test der ersten drei Module können dann die

64 | 208

darauffolgenden ohne großen Mehraufwand analog zu den vorangegangenen angebaut

werden.

Die Modulbauweise ermöglicht auch die Minimierung des Konstruktionsaufwands für die

ersten drei Prozessschritte, da aufgrund der annähernd gleichen Eintauchlänge der Folie

(vgl. Tabelle 5) nur ein Modul in drei fast identischen Ausführungen konzipiert werden muss.

Dieses teilt sich auf in eine Beschichtungszelle und eine Spülzelle.

Für die Heizung wurde ein Aufheizen des Elektrolytbehälters im Wasserbad gewählt. Da

Polypropylen nur bedingt hitzebeständig ist, ist das vorteilhaft, weil sich so die Wärme

gleichmäßig über die Behälteroberfläche verteilen kann und die Oberflächenbelastung

minimiert wird.

3.4.4 Vorversuche

Für die Auslegung der Anlagentechnik wurden Vorversuche zu zwei Funktionsbereichen

durchgeführt: den unteren Umlenkwalzen der mäanderförmigen Folienführung und der

Abblasung. Zu diesem Zweck wurde ein Versuchsstand aufgebaut, der geeignet war, die

Funktionseigenschaften dieser beiden Bereiche zu untersuchen (s. Abbildung 35).

Abbildung 35. Versuchsstand

65 | 208

Umlenkung

Ziel dieses Versuchs war es, die Funktionalität des geplanten Umlenksystems zu

untersuchen. Da die Elektrolyte in der Galvanotechnik und speziell in dem hier vorliegenden

Fall (rein chemischer Prozess) stets instabil (= aktiv) gehalten werden müssen, neigen sie

dazu, an allen Ecken und Kanten und vor allem an bewegten Teilen Wildabscheidungen und

Verschmutzungen zu bilden. Um eine dauerhaft reibungslose Funktionsweise der Anlage

sicherzustellen, wurde hier von bewegten Umlenkwalzen innerhalb des Elektrolytbades

abgesehen.

Deshalb wurde eine feststehende Umlenkvorrichtung gewählt, die im Prinzip aus einem Rohr

mit dem gleichen Durchmesser wie dem der oberen, angetriebenen Walzen besteht. Um die

Reibung der Folienoberfläche auf diesem Rohr zu vermeiden, wurde in dem Versuch das

Prinzip getestet, die Umlenkung der Folie und die Umwälzung der Prozessflüssigkeit zu

kombinieren. Zu diesem Zweck wird das o. g. Rohr mit 22 Ausströmöffnungen

(Durchmesser: 4 mm) versehen und an die Umwälzpumpe angeschlossen. Somit wird die

Prozessflüssigkeit permanent aus dem Umlenkrohr hinaus gefördert und bildet, ähnlich wie

bei einem Gleitlager, einen Fluidfilm zwischen Rohr- und Folienoberfläche. Um die

Funktionalität des Prinzips zu untersuchen, wurden Tests mit zwei verschiedenen

Versuchsaufbauten durchgeführt.

VERSUCH 1

Hier wurde überprüft, ob das bereits beschriebene Funktionsprinzip grundsätzlich umsetzbar

ist. Zu diesem Zweck wurde der in Abbildung 38 dargestellte Versuchsaufbau errichtet.

Hierfür stand eine 0,18 kW-Tauchkreiselpumpe mit der folgenden Leistungskurve (siehe

gelbe Kurve) zur Verfügung.

Abbildung 36: Leistungskurve Versuchspumpe

66 | 208

Für die Versuche wurde ein 300 mm breites Probestück des dünnsten Folienmaterials

»Kemafoil« (vgl. Tabelle 4) verwendet. Der Aufbau für diesen ersten Prinzipversuch ist in

Abbildung 37 – 39 dargestellt:

Abbildung 37: Foto Versuch 1

Abbildung 38. Skizze Versuch 1 Abbildung 39. Foto Versuch 1 Der Versuchsaufbau wurde entsprechend Abbildung 6 möglichst realistisch, d. h. wie auch

später in der Anlage vorgesehen, entworfen. Die Folie wurde statisch im Versuchsstand

eingespannt (Abbildung 39) und mit einer Vorspannung Fv versehen. Danach wurde die

Pumpe zugeschaltet und die entsprechend erhöhte Zugkraft Fg gemessen. Durch die

Zugkrafterhöhung ∆F (∆F = Fg - Fv) konnte nun der von der Pumpe erzeugte Druck p ermittelt

werden, der auf die Folie wirkt:

ww

vg

p bdFF

AFp

⋅⋅

−=

∆=

2π (1)

mit: Ap := Druckwirkfläche zwischen Folie und Umlenkwalze

dW := Durchmesser Umlenkwalze (= 50 mm)

bW := Breite Umlenkwalze (= 300 mm)

67 | 208

Außerdem wurde die Folienlänge xs gemessen, die nach Einschalten der Pumpe nach unten

in den Behälter gezogen wurde. Unter der Annahme, dass sich die Folie aufgrund der

Strömung bzw. des Drucks gleichmäßig von der umschlungenen Fläche Ap abhebt, kann

durch diesen Wert der entstehende Spalt s zwischen Folie und Umlenkwalze ermittelt

werden:

( )W

SWWF d

xddds −

+⋅

=−=π

π

(2)

mit: dF = erhöhter Durchmesser der Folie aufgrund von xS

Zur Kontrolle wurde der von der Pumpe geförderte Volumenstrom überprüft. Dazu wurde das

am Überlauf des Behälters zurückfließende Wasser ‚ausgelitert‘. Mittels Stoppuhr wurde die

Zeit gemessen, in der ein 5 l-Becherglas mit dem abfließenden Wasser gefüllt war. Für die

Messung von xs wurde eine Markierung auf der Folie und einer der oberen Walzen

aufgebracht. Nach dem Zuschalten der Pumpe konnte der Abstand der Markierungen mittels

Messschieber abgelesen werden.

Für die Messung der Zugkraft stand eine Hängewaage zur Verfügung. Durch Multiplikation

des angezeigten Messwertes in kg mit der Erdschwerebeschleunigung (hier wird zur

Vereinfachung 10 m/s² angenommen) erhält man die Zugkraft in N.

Der Messvorgang wurde mit verschiedenen Vorspannungen durchgeführt. Messwerte und

daraus resultierende Ergebnisse sind in Tabelle 6 abzulesen:

Fv [N] Fg [N] ∆F [N] p [mbar] V [l/min] V [l/h] xs [mm] s [mm]

8,15 13,50 5,35 2,27 39,4 2364 0,9 0,29

10,10 15,40 5,30 2,25 48 2880 1,2 0,38

17,25 25,50 8,25 3,50 32 1920 2,2 0,70

23,10 32,95 9,85 4,18 36 2160 1,7 0,54

30,20 39,25 9,05 3,84 37,2 2232 2,1 0,67

39,70 41,05 1,35 0,57 34,8 2088 2,4 0,76

Tabelle 6. Auswertung Versuch 1

68 | 208

Das Messen der von der Pumpe erzeugten Zugkraft sollte hier einen ersten Anhaltspunkt

liefern, welcher Druck für diese Anwendung ungefähr benötigt wird. Genauere Messungen

hierzu folgen im nächsten Versuch.

Durch die Messung des Volumenstroms wurde hier lediglich der Arbeitsbereich der Pumpe

überprüft. Es bestand die Befürchtung, dass die Pumpe aufgrund eines zu starken

Gegendrucks durch die Folie an den Ausströmöffnungen nicht das geforderte

Umwälzvolumen fördern kann. Diese Zweifel konnten durch diesen Versuch ausgeräumt

werden (VPumpe ≈ 2400 l/h, vgl. Abbildung 36).

In diesem Versuch ging es hauptsächlich darum zu verifizieren, ob das gewählte Konzept

der Gleitlagerung umsetzbar ist. Die Funktionalität dieses Konzepts setzt voraus, dass sich

ein Fluidfilm zwischen Umlenkwalze und Folie bildet, d. h. ein reibungsfreies Gleiten der

Folie stattfindet. Deshalb lag das Hauptaugenmerk bei diesem Versuch auf xS und dem

daraus resultierenden Spalt s. Dabei ging es mehr darum, ob xS überhaupt in einer

messbaren Größenordnung auftritt, als um die genauen Messwerte. Aufgrund der hier

deutlich messbaren Werte und nach Beobachten der Folie während der Versuche konnte die

Umsetzbarkeit dieses Funktionsprinzips hinreichend bewiesen werden.

VERSUCH 2

Für die spätere Auslegung der Anlage und vor allem für die Auswahl der Pumpe war es

wichtig, den Druck p genauer zu untersuchen. Die im vorangegangenen Versuch ermittelten

Druckwerte können nur als ungefähre Anhaltspunkte betrachtet werden. Die spezielle Art der

Einspannung, d. h. die Umlenkung und damit die Reibung an den oberen Walzen, stellt

dabei einen kaum berechenbaren Einflussfaktor dar. Da es in dem vorliegenden Fall nur

möglich war, die Druckwerte über die Zugkraft abzuleiten, wurde eine zweite Versuchsreihe

entsprechend Abbildung 40 durchgeführt, bei dem der Reibungseinfluss eliminiert wurde.

69 | 208

Abbildung 40:. Skizze Versuch 2 Abbildung 41. Foto zu Versuch 2

Die Versuche wurden analog zur Versuchsdurchführung aus Versuch 1 durchgeführt.

Allerdings war bei diesem Versuchsaufbau eine messtechnische Erfassung von xS nicht

möglich und auch nicht zwingend erforderlich. Wie in Versuch 1 wurde der Wirkdruck p über

die gemessene Zugkrafterhöhung errechnet.

Fs [N] Fg [N] Fd [N] p [mbar] V [l/min] V [m³/h]

10,5 22,6 12,1 5,14 40,8 2448

20,2 28,85 8,65 3,67 43,2 2592

24,8 31,2 6,4 2,72 38,4 2304

27,45 34,95 7,5 3,18 36 2160

33,2 41,8 8,6 3,65 34,8 2088

Tabelle 7. Auswertung Versuch 2

Auch hier stellt die Messung des Volumenstroms lediglich einen Kontrollwert zur

Funktionstüchtigkeit der Pumpe dar. Es zeigt sich erneut kein Hinweis darauf, dass das

Fördervolumen der Pumpe durch den Folienwiderstand nennenswert reduziert wird. Eine

70 | 208

genauere Auswertung dieser Messwerte ist schon wegen der extrem ungenauen

Messmethode nicht zielführend.

Diese Messreihe dient vor allem der Eingrenzung des von der Umwälzpumpe zu liefernden

Druckniveaus. Um die Messwerte für den Druck p besser einschätzen zu können, wird der

relative Messfehler bestimmt. Laut Herstellerangabe arbeitet die verwendete Hängewaage in

einem Toleranzbereich von ± 5 g präzise. Bezogen auf die Wirkfläche (Ap = 23.562 mm²)

ergibt das einen absoluten Messfehler von ± 0,21 mbar. Als Basiswert für den relativen

Messfehler wird hier das arithmetische Mittel der Werte für p verwendet, also:

∑=

==n

ii mbarp

np

1672,31

(3)

Ausgehend von diesem Mittelwert ergibt sich daraus ein relativer Fehler von 5,72%.

Da die in der Galvanikindustrie gewöhnlich verwendeten Kreiselpumpen normalerweise auf

eine Förderhöhe von mindestens 4 m, also auf einen Druck von 400 mbar, ausgelegt sind,

können die hier gemessenen, im Vergleich verschwindend geringen Drücke bei der

Auslegung der Anlage ignoriert werden.

Abblasung

Um eine Verschleppung der Prozessflüssigkeiten sowie des Spülwassers zu minimieren,

müssen die an der Folie haftenden Rückstände so weitgehend wie möglich zurückgehalten

werden. Dies wird durch Abblasen der Folie realisiert. Diese Abblasung geschieht mittels

schlitzförmiger Luftdüsen, welche eine Art »Wand aus Luftströmung«, ein sog. »Air-Knife«,

erzeugen, wodurch die Flüssigkeit auf der Folienoberfläche zurückgehalten wird.

Die Auslegung dieser Abblasung geschah zunächst rechnerisch. Hierfür wurde der effektive

Anteil des Luftstroms der schrägstehenden Flachstrahldüsen ermittelt. Danach wurden

mittels der Poleni-Formel für den Abfluss über eine Überfallkante [Bollrich, G., Preißler, G.

(2000): Technische Hydromechanik. Band 1, Verlag für Bauwesen, 5. Aufl., 2000] die

Dimensionen der theoretisch entstehenden Wasserwand, die durch die Düsen

zurückzuhalten ist, berechnet.

71 | 208

Die Bernoulli-Formel [s. Gieck, K. + R.: Technische Formelsammlung, Hanser Verlag, 32.

Aufl., 2010/2011, S. N4] liefert hiernach die benötigte Ausströmgeschwindigkeit an den

Luftdüsen. Diese Berechnungen ergaben eine notwendige Strömungsgeschwindigkeit von

0,19 m/s. Bei diesem Wert handelt es sich allerdings um eine rein theoretische Annahme, die

von einer ideal glatten Oberfläche und keinerlei Strömungseinflüssen ausgeht.

Schlussendlich wurde dieses Ergebnis als zu unrealistisch eingestuft, um damit praktisch

weiterarbeiten zu können.

Ein weiterer Anhaltspunkt ist ein Erfahrungswert für die benötigte Strömungsgeschwindigkeit

von 100 m/s. Dieser Wert wird bei der OTA für die Auslegung der Abblasung von

Stanzbändern in Reinigungsanlagen verwendet. Hierbei handelt es sich aber oft um

dreidimensional geformte und gestanzte Metallbänder, bei denen sich die Feuchtigkeit an

vielen Ecken und Kanten sammeln kann und nur sehr schwer abzublasen ist.

Für eine labile Kunststofffolie mit glatter, hydrophiler Oberfläche erschien dieser

Erfahrungswert zu hoch, zumal bei dieser Anwendung eine zu starke Belastung der Folie

gravierende Auswirkungen haben könnte (wie z. B. Flattern der Folie; Abtragen der

Beschichtung / Bekeimung). Aus diesem Grund wurden weitere Versuche durchgeführt, um

Richtwerte für die Auslegung der Flachstrahldüsen und des zugehörigen Lüfters zu erhalten.

Dabei wurde die Folie waagerecht auf dem Prüfstand eingespannt und mit einer

Spritzflasche mit Wasser benetzt.

Für die Abblasungsversuche standen zwei Arten von Flachstrahldüsen zur Verfügung: Eine

Fächerdüse vom Typ Wind Jet der Firma BAAS Düsentechnik und eine von der OTA

selbstkonstruierte Schlitzdüse. Diese Düsen wurden im 45°-Winkel zur Folie ausgerichtet

und durch einen Seitenkanalverdichter mit Luft versorgt (s. Abbildung 42 und 44).

Abbildung 42. Foto Abblasungsversuch Abbildung 43. Düsenausrichtung der

Fächerdüsen

72 | 208

Die Bewertung der Funktionalität der Abblasung erfolgte rein optisch. Während die Düsen

mit Luft beaufschlagt waren, wurde die Folie mittels Laborspritzflasche permanent mit

Wasser benetzt. Die Luftmenge wurde mittels eines Membranventils geregelt. Im Verlauf des

Versuchs wurde die zugeführte Luftmenge stetig gesteigert und dabei das Fließverhalten des

Wassers auf der Folienoberfläche beobachtet.

Es stellte sich heraus, dass die getesteten Fächerdüsen lediglich für den Betrieb mit

Druckluft konstruiert und somit für die Anwendung eines Seitenkanalverdichters ungeeignet

sind. Aus wirtschaftlichen Gründen wurde aufgrund des insgesamt doch recht hohen

Luftbedarfs (44 Abblasdüsen für die gesamte Anlage) für diese Anwendung jedoch eine

Versorgung mit einem Seitenkanalverdichter gewählt. Daher schied der Einsatz der

Fächerdüsen für diesen Anwendungsfall aus.

Die Funktion der Schlitzdüse wurde auf die o. g. Weise getestet und mit Hilfe des Ventils

solange eingestellt, bis sie nach optischer Bewertung ein optimales Ergebnis lieferte. Eine

genauere, messtechnische Untersuchung der Funktionsqualität war hier nicht notwendig, da

die Abblasung in der Anlage keine perfekte Trocknung liefern, sondern nur die

Verschleppung größerer Mengen Prozessflüssigkeit verhindern soll.

Nachdem die Düse optimal eingestellt war, wurde mit Hilfe eines Aerometers eine

Strömungsgeschwindigkeit von 31,4 m/s an der Ausströmöffnung gemessen. Dieser Wert

diente dann der Auslegung des Lüfters und der Abblasdüsen für die Anlage.

3.4.5 Auslegung

Antrieb

Alle oberen Walzen, auf denen die Folie aufliegt, werden angetrieben, um die Folie

schonend durch die Anlage zu fördern und Belastungen durch Zugkräfte oder Reibung zu

minimieren. Grundlage für die Auslegung des Antriebs ist eine Prozessgeschwindigkeit von

0,5 m/min. Da keine nennenswerten Drehmomente übertragen werden, liegt die

Hauptbelastung für den Motor eher in Massenträgheiten und Lagerwiderständen der

gesamten Antriebseinheit. Da der Elektromotor aber zum Realisieren der extrem niedrigen

Drehzahl, die hier benötigt wird, sehr stark untersetzt werden muss, kann das Drehmoment

im Folgenden vernachlässigt werden. Da es sich hier um die Entwicklung einer

Prototypenanlage handelt, die vornehmlich dazu dient, nähere Erkenntnisse über die

73 | 208

tatsächlichen Prozessparameter im industriellen Betrieb zu liefern, werden Drehzahl und

damit die Geschwindigkeit variabel gehalten werden. Zu diesem Zweck wird ein

Frequenzumrichter vorgesehen, der den Motor auf bis zu 1/10 seiner Nenndrehzahl herunter

regeln kann. Basierend auf der geforderten Prozessgeschwindigkeit wurde daraufhin ein

Geschwindigkeitsbereich von 0,1 – 1,0 m/min festgelegt.

Der Antrieb der Förderwalzen soll durch eine mechanisch formschlüssige Kopplung der

Förderwalzen realisiert werden. Dies wurde mit einer durchlaufenden, vom Motor

angetriebenen ‚Königswelle‘ umgesetzt, die wiederum mit Hilfe von Kegelzahnrädern die

Antriebswellen der Förderwalzen antreibt. Aufgrund von Chemikalienbeständigkeit wurden

Zahnräder aus Kunststoff gewählt. Da die Auswahl an fertigen Kaufteilen in diesem Bereich

begrenzt ist, war hier eine 1:1-Übersetzung quasi vorgegeben. Dadurch ergibt sich auf

Grundlage der maximalen Fördergeschwindigkeit von 1 m/min eine gewünschte

Nenndrehzahl der Königswelle von 6,37 min-1:

min137,6

05,0min1

=⋅

=⋅

=ππ m

md

vnW

FS

(4)

mit: ns := Solldrehzahl

vF := Fördergeschwindigkeit

dW := Walzendurchmesser

Beim Motor handelte es sich um einen Getriebemotor der Firma Lenze. Der Motor ist ein

Asynchronmotor mit einer Leistung von PM = 0,12 kW und einer Nenndrehzahl von

nN = 2700 min-1. Das angeflanschte Getriebe ist ein Schneckengetriebe mit einer

Übersetzung von i = 50. Daraus ergibt sich eine Ausgangsdrehzahl von nA = 54 min-1.

Um die gewünschte Solldrehzahl von 6,4 min-1 zu erreichen, ist demnach noch ein weiteres

Getriebe notwendig, das idealerweise eine Übersetzung von i = 8,5 aufweisen sollte. Es

wurde ein Schneckengetriebe mit einer Übersetzung von i = 10 ausgewählt.

74 | 208

Heizung

Das Beheizen der Prozessbehälter ist für alle drei Prozessschritte zwingend erforderlich. Die

Prozessbäder müssen während des Betriebs permanent auf dem festgeschriebenen

Temperaturniveau gehalten werden. Alle drei Prozessfluide werden auf Wasserbasis

angesetzt. Die zugesetzten Chemikalien machen nur einen sehr geringen Prozentsatz des

Badvolumens aus und haben daher kaum Einfluss auf die hydrodynamische Beschaffenheit

des Bades. Daher werden bei den folgenden Berechnungen die benötigten Tabellenwerte für

Wasser verwendet.

Für das Aufheizen der Flüssigkeit von Raumtemperatur auf das erforderliche

Temperaturniveau wird naturgemäß die meiste Energie benötigt. Deshalb wurde hier

zunächst die theoretisch erforderliche Energie zum Aufheizen berechnet:

TcVQ paufh ∆⋅⋅⋅= ρ (4)

mit: Aufheizzeit: taufh = 5 h

Betriebstemperatur: ϑFl = 70° C

Umgebungstemperatur: ϑLuft = 20° C

Behältervolumen: V = 170 l

Dichte Wasser: ρ = 1000 kg/m³

spez. Wärmekapazität: cp = 4,2 kJ/kgK

kJKKkg

kJmkgmQaufh 29750502,41000170,0 3

3 =⋅⋅

⋅⋅= (5)

kWh

kJtQ

Qaufh

aufhaufh 65,1

529750

===

Dieser Wert liefert einen ersten Anhaltspunkt über die Größenordnung der erforderlichen

Heizleistung. Allerdings ist sowohl während der Aufheizphase als auch später im Betrieb mit

gewissen Wärmeverlusten zu rechnen. Diese werden im Folgenden näher behandelt.

75 | 208

Verdunstungsverluste

Da die Prozessbehälter nach oben hin offen gestaltet sind ergibt sich eine relativ große

Verdunstungsoberfläche. Die notwendige Absaugung über den Prozessbehältern führt dazu,

dass auch der entstehende Wasserdampf permanent abgesaugt wird. Daher ist hier mit

erheblichen Verdunstungsverlusten zu rechnen. Es wird hier zur Abschätzung der

Verdunstungsverluste auf die VDI-Richtlinie 2089 für die »technische Gebäudeausrüstung

von Schwimmbädern« zurückgegriffen, nach der sich der durch Verdunstung entstehende

Massenstrom M wie folgt darstellen lässt:

verdLDFlSD

ges AppTR

M ⋅−⋅⋅

= )( ,,

β

(6)

mit: Wasserübergangskoeffizient: βges = 20 m/h

Spezifische Gaskonstante

für Wasserdampf: RD = 461,52 J/kgK

Sättigungsdruck Flüssigkeit: pS,Fl= 31.201 Pa

Arithmetisches Mittel von

Luft- und Wassertemperatur: T = 318,15 K

Verdunstungsfläche: AVerd = 0,275 m²

Der Dampfdruck der Umgebungsluft pD,L ergibt sich über eine angenommene relative

Luftfeuchtigkeit von 60 %:

6,0392.23,, ⋅=⋅= PaUpp UmLSLD (7)

mit: Sättigungsdruck Luft: pS,L= 23.392 Pa [Quelle: VDI-Wärmeatlas, Springer

Verlag, 10. Aufl., 2006]

Relative Luftfeuchtigkeit: UUm = 0,60

Aus (6) und (7) ergibt sich dann der verdunstende Massenstrom:

hkgmPaPaKkgKJ

hmM 712,1²275,0)52,403.1201.31(15,31852,461

20=⋅−⋅

⋅=

76 | 208

Q

Der Wasserübergangskoeffizient βges ist in der VDI-Richtlinie ein Richtwert, der Aussage

über die Benutzung- und Strömungsverhältnisse im Schwimmbecken gibt. Die dazu

aufgeführten Vorgaben wurden bestmöglich mit den Verhältnissen im Prozessbad

verglichen. So konnte ein Wert für βges abgeschätzt werden.

Mit Hilfe der Verdampfungsenthalpie von Wasser ∆hv kann nun der aufgrund von

Verdunstung abgehende Wärmestrom berechnet werden:

WgJhkghMQ vVerd 705226512,1 =⋅=∆⋅= (8)

Heizschichttemperatur

Während des Betriebs muss die durch die Verdunstung abgehende Wärme permanent durch

die Heizung kompensiert werden, um die Badtemperatur konstant zu halten. Wie weiter vorn

festgelegt, wird der Prozessbehälter über eine äußere Heizschicht im Wasserbad geheizt.

Der Behälter wird entsprechend den Anforderungen aus Polypropylen hergestellt. Dieses

Material setzt dem Wärmestrom entsprechend seiner Materialeigenschaften einen

Wärmeleitwiderstand entgegen. Daher muss die Temperatur in der Heizschicht höher sein

als die geforderte Temperatur im Behälter.

(9)

mit: zuzuführender Wärmestrom: = 705 W

Schichtdicke Behälterwandung: s = 10 mm

Wärmeleitfähigkeit PP: λPP = 0,22W/mK [Quelle: VDI-Wärmeatlas,

Springer Verlag, 10. Aufl., 2006]

Oberfläche Behälterwand: A = 1,8 m²

Solltemperatur Prozessfluid: ϑFl = 70° C

erf. Heizschichttemperatur: ϑHS = ?

FlPP

HS

PP

FlHS

AsQ

sA

Q

ϑλ

ϑ

λ

ϑϑ

+⋅

⋅=⇔

−=

)(

CCmmKW

mWHS °=°+

⋅⋅

= 8,87708,122,0

01,07052ϑ

77 | 208

Die Temperatur in der Heizschicht muss also um 18 K höher gehalten werden als die

Solltemperatur im Prozessbehälter.

Wärmeverluste über Wandungen

Zwar werden diese Wärmeverluste hier konstruktiv durch einen doppelwandigen

Außenbehälter minimiert, jedoch sind gewisse Einbußen unvermeidbar.

Um diese Einbußen zu erfassen, wird basierend auf der maximalen Heizschichttemperatur

ϑHS der Wärmeübergang durch die Außenwände berechnet:

(10)

mit: Isolationsschichtdicke: sIso = 0,05 mm

Wärmeleitfähigkeit Luft: λLuft = 0,03 W/mK [Quelle: VDI-Wärmeatlas, Springer

Verlag, 10. Aufl., 2006]

Übergangsfläche: AÜ = 3 m²

Obwohl die Übergangsfläche von Schicht zu Schicht zunimmt, wird hier die maximale

Fläche, d. h. die Außenfläche des Heiztanks, zu Grunde gelegt. Für die Wärmeleitfähigkeit

wurde hier 80° C und Umgebungsdruck angenommen.

Gesamte Heizleistung

Für die Auswahl der Heizung wird nun die gesamte Heizleistung inklusive der zu

erwartenden Verluste ermittelt:

(11)

PP

PP

Luft

Iso

PP

PP

LuftHSÜVerl sss

AQ

λλλ

ϑϑ

++

−=

)(

W

mKWm

mKWm

mKWm

CCmQVerl 116

22,001,0

03,005,0

22,001,0

)2088²(3=

++

°−°=

WWWWQQQP VerlVerdAufhHeizung 24711167051650 =++=++=

78 | 208

Die benötigte Heizleistung beträgt also ca. 2,5 kW.

Für diese Konstruktion wurden passende Heizkörper ausgewählt. Die hier dargestellten

»Flachbadwärmer« können von oben an allen vier Seiten des Heiztanks in die Heizschicht

gehängt werden, heizen aber vor allem im unteren Bereich des Tanks. So verteilt sich die

Wärme durch Konvektion gleichmäßig im Wasserbad, ohne dass eine zusätzliche

Umwälzung erforderlich ist. Die Flachbadwärmer haben eine Heizleistung von 1 kW, was bei

vier Heizkörpern an allen Behälterseiten eine gesamte Heizleistung von 4 kW ergibt. Dies

liefert gegenüber der maximal erforderlichen Heizleistung eine ausreichende Sicherheit, um

das Einhalten der geforderten Temperaturparameter gewährleisten zu können.

Abbildung 44. Heizung

79 | 208

Spüle

Die Bewertung und Auslegung der Qualität des Spülsystems ist in der Galvanotechnik ein

sehr wichtiger Bestandteil der Anlagenentwicklung. Da die Chemikalien in den

Prozessbädern zumeist sehr anfällig gegenüber Verunreinigungen sind und die

zeitaufwändige Wiederaufbereitung eines einzigen Prozessbades die gesamte

Fertigungskette stoppen kann, wird auf die Spülqualität zwischen den einzelnen

Prozessstufen sehr viel Wert gelegt.

Die hier entwickelte Anlage wird, wie in der Galvanotechnik üblich, mit einer 3-fach-

Kaskadenspüle ausgerüstet. Dadurch nimmt die Konzentration der Verunreinigung im

Spülwasser von der ersten bis zur letzten Spülstufe ab. Das sogenannte Spülkriterium ist

Kennzeichen für die Qualität eines Spülsystems und ergibt sich aus dem Verhältnis der

Konzentrationen des Prozessbades und der letzten Spülstufe.

Das vorliegende Spülsystem wurde mit Hilfe eines Rechenmodells der Technischen

Universität Dresden berechnet. Hier wird nach Eingabe der folgenden Parameter der

Spülprozess simuliert:

• Anzahl der Spülstufen: 3

• Einschleppung: 1,2 l/h

• Konzentration 50 g/l

• Verdunstung: 0 l/h

• Spülkriterium: 10.000

Die Menge der Einschleppung und das geforderte Spülkriterium sind Erfahrungswerte der

OTA. Für die Konzentration wurde hier der höchste Wert der drei verschiedenen

Prozessbäder verwendet. Die Verdunstung wurde für die Spüle als vernachlässigbar

eingeschätzt, da das Spülwasser nicht beheizt wird und die Spülzelle im Betrieb geschlossen

ist.

Ziel der Simulation ist die Berechnung des erforderlichen Spülwasserstroms = 25,4 l/h.

Dieser Wert gibt Aufschluss darüber, wie viel Frischwasser der letzten Spülstufe zugeführt

werden muss, um das geforderte Spülkriterium einzuhalten. Dieser Richtwert wird als

Anforderung an die Fertigungsumgebung an den Betreiber der Anlage weitergegeben, damit

80 | 208

sichergestellt ist, dass die Versorgung mit der nötigen Menge VE-Wasser eingeplant werden

kann.

Pumpen

Für das Funktionieren der Prozesse ist es nötig, die diversen Prozessflüssigkeiten ständig in

Bewegung zu halten. Das Ziel dieser permanenten Fluidbewegung ist sowohl eine

homogene Temperaturverteilung als auch eine gleichbleibende Konzentration der

Chemikalien über das Behältervolumen. Zu diesem Zweck muss eine geeignete Pumpe

ausgewählt und installiert werden. Da diese Umwälzung gleichzeitig die Funktion der

Gleitlagerung der Folie an der unteren Umlenkung erfüllen soll, muss gewährleistet sein,

dass die Förderleistung in diesem Kreislauf konstant eingehalten wird. Deshalb muss für die

Filtration des Elektrolyten ein separater Filterkreislauf vorgesehen werden, weil sich der Filter

mit der Zeit immer mehr zusetzt und sich dessen Strömungswiderstand somit stetig steigert.

Es sind also zwei Pumpen für den Prozesstank notwendig.

Die Vorversuche haben ergeben, dass sich die für die Gleitlagerung notwendigen Drücke im

einstelligen Millibar-Bereich bewegen, also für die Auswahl der Pumpe keinen

ausschlaggebenden Faktor darstellen. Auch werden die Rohrleitungen konstruktiv so

großzügig ausgelegt, dass Strömungswiderstände hier keine große Rolle spielen. Die

Förderhöhe liegt bei maximal 2 m, was nach dem Pascal‘schen Gesetz einem zu

überwindenden hydrostatischen Druck von ca. 0,2 bar entspricht.

Das Hauptkriterium für die Auswahl der Pumpen ist der zu fördernde Volumenstrom. Dieser

Volumenstrom ist durch die Vorgaben des Elektrolytlieferanten festgelegt. Der Elektrolyt

sollte laut Herstellerangabe mindestens 5 Mal pro Stunde komplett umgewälzt werden, was

bei einem Badvolumen von 170 l einem geforderten Volumenstrom von 850 l/h entspricht.

Da während des Betriebs beide Pumpen permanent im Einsatz sind, kann bei der

Pumpenauslegung der minimal geforderte Volumenstrom zu Grunde gelegt werden, wenn

bei der Auswahl der Pumpe sichergestellt wird, dass auch jede der Pumpen allein dieses

Kriterium mit hinreichender Sicherheit einhalten kann.

Bei dem Spülmodul wird jede Spülstufe mit einer Pumpe ausgestattet, die die Zungendüsen

des Spritzspülsystems mit Spülwasser aus dem Kaskadentank versorgt. Jede Spülstufe

verfügt über 10 Zungendüsen (5 über und 5 unter der Folie), die laut Herstellerangabe einen

81 | 208

Durchsatz von 1,77 l/min haben. Dies ergibt einen benötigten Volumenstrom von 1060 l/h,

den jede Pumpe fördern muss.

Da die Leistungsanforderungen an die Pumpen für die beiden Anwendungsfälle ähnlich sind,

kann hier in allen Fällen der gleiche Pumpentyp verwendet werden. Dies erleichtert die

Auswahl und bringt auch wirtschaftliche Vorteile mit sich. Die Wahl fiel auf eine

magnetgekuppelte Kreiselpumpe (Typ »M10«) mit einem 0,18 kW Motor und einem

Pumpenkopf aus PP.

Aus Abbildung 45 geht hervor, dass diese Pumpe selbst bei einer Förderhöhe von 4 m

(entspricht 0,4 bar) ein Fördervolumen von 1000 l/h liefert. Damit werden die Anforderungen

ausreichend erfüllt.

Abbildung 45. Kennlinie Kreiselpumpe M10

Aufgrund von Erkenntnissen bei Technikumsversuchen im Fraunhofer IST wurden für den

Kupferelektrolyten Kreiselpumpen der Firma Levitronix bestellt, bei denen der Rotor im

Pumpenkopf nicht nur magnetisch mit dem Antriebsaggregat gekoppelt, sondern auch

magnetisch gelagert ist. Dadurch sind alle mit der Prozessflüssigkeit in Berührung

kommenden Bauteile (bzw. deren Oberflächen) aus Polypropylen und deshalb passiv

gegenüber dem Elektrolyten.

82 | 208

Die kleinste aus dieser Serie erhältliche Pumpe übersteigt mit einem Fördervolumenstrom

von 4500 l/h (bei p = 2 bar) die Leistungsanforderungen bei weitem und ist somit für diese

Anwendung mehr als ausreichend.

Lüfter

Für den Betrieb der diversen Abblaseinheiten muss ein passendes Aggregat zur Versorgung

mit der benötigten Luftmenge ausgewählt werden.

Aufgrund der Erkenntnisse des Fraunhofer IST wird die geplante doppelte Abblasung nur für

die erste Vorbehandlungsstufe und die letzte Kupferbeschichtung realisiert. Im Anschluss an

die zweite Vorbehandlungsstufe und zwischen den Kupferbädern ist eine direkte Abblasung

schädlich für den Prozess. Für diese Funktion werden also 8 Abblasdüsen benötigt (doppelte

Abblasung jeweils für Ober- und Unterseite der Folie. Außerdem werden Düsen zum

Eingrenzen der einzelnen Spülstufen verwendet. Hier kommen jeweils 12 Düsen in jedem

der 3 Spülmodule zum Einsatz. In der gesamten Anlage werden somit 44 Abblasdüsen

eingesetzt. Grundlegend für die Auslegung des Lüfters ist die geforderte

Strömungsgeschwindigkeit am Austritt der Düsen. Der weiter oben ermittelte Wert von

31,4 m/s wurde für die folgende Auslegung auf 40 m/s aufgerundet. Multipliziert mit dem

gesamten Ausströmquerschnitt aller Luftdüsen erhält man den erforderlichen Volumenstrom:

von 15,2 m3/min.

(12)

mit: Strömungsgeschwindigkeit: vStröm = 40 m/s

Düsenbreite: bDüse = 400 mm

Schlitzdicke Düse: tSchlitz = 0,36 mm

Anzahl der Düsen: nDüsen = 44

Zusätzlich muss der Seitenkanalverdichter die Lufteinblasung für die Prozessbäder

versorgen. Laut Herstellerangabe sollten 30 m³/h pro Quadratmeter Badoberfläche

eingeblasen werden, um den entstehenden Wasserstoff zuverlässig zu binden. Bei einer

geschätzten Badoberfläche von 3 m² ergibt sich daraus ein zusätzlich benötigter

Volumenstrom von 1,5 m³/min. Um die Abblasluft auf die geforderte Geschwindigkeit zu

beschleunigen, muss der Seitenkanalverdichter einen bestimmten Druck liefern. Dieser

Druck wird über die Bernoulli-Formel berechnet. Für die hier herrschenden geringen

min/³2,15 mntbvAvV DüsenSchlitzDüseStrömAusStröm =⋅⋅⋅=⋅=

83 | 208

Druckdifferenzen kann Luft als ideales, inkompressibles Gas angenommen werden. Auch

der Einfluss von Temperatur und Höhe wird für diese Rechnung vernachlässigt. So ergibt

sich die stark vereinfachte Bernoulli-Gleichung:

(13)

mit: Strömungsgeschwindigkeit: vStröm = 40 m/s

Luftdichte: ρLuft = 1,1885 kg/m³

Auf dieser Basis wurde der Seitenkanalverdichter SD120 von Elektror ausgewählt.

3.4.6 Konstruktion und Montage

Das folgende Kapitel dokumentiert die Konstruktion eines Prozessmoduls der zu

entwickelnden Bandgalvanikanlage sowie dessen Aufbau und Montage. Das Modul wurde

entsprechend der zuvor ermittelten Parameter in einem CAD-Modell entworfen und

ausgearbeitet. Die einzelnen Komponenten sind nach Vorgabe der aus dem CAD-Model

entwickelten Zeichnungen gefertigt worden. Anschließend erfolgte die Montage.

Die P³T-Anlage ist nach der bei OTA üblichen Bauweise für Bandgalvanikanlagen

konstruiert. Tank und Zelle sind zwei separate, übereinander angeordnete Baugruppen. Dies

gilt sowohl für die Beschichtungs- als auch für die Spüleinheit.

2² LuftStrömv

pρ⋅

=∆

mbarmkgsmp 5,92

³/1885,1)²/40(=

⋅=∆

84 | 208

Abbildung 46. Modulbaugruppen

Bei der Spüle befindet sich der Kaskadenspültank räumlich getrennt unterhalb der

eigentlichen Spülzelle. Die Pumpen versorgen das Spritzspülsystem in der Zelle mit Wasser

aus dem Tank, welches anschließend wieder in die entsprechenden Kammern des Tanks

abläuft. Bei dem Beschichtungssystem bilden Zelle und Tank nach dem Zusammenbau eine

Einheit. Da es sich hierbei gewissermaßen um eine Tauchgalvanik handelt, findet die

eigentliche Beschichtung im Tank statt. Die darüber liegende Zelle dient lediglich der

Aufnahme der Förderwalzen, der Abblasdüsen und der Befestigung für die Umlenkeinheit.

Alle Einzelbaugruppen sind durch das Gestell miteinander verbunden und zueinander

ausgerichtet.

Antrieb Besch.- zelle

Spül- zelle

Spül- tank

Besch.- tank

85 | 208

Abbildung 47. Skizze Galvanikmodul Gestell

Die Gestellkonstruktion ist als eine Schweißbaugruppe aus Vierkant-Edelstahlprofilen

ausgelegt. Es wurden 40 × 40 mm Hohlprofilstangen als Grundmaterial ausgewählt. Für den

Dauerbetrieb ist es aufgrund der im Prozess verwendeten aggressiven Chemikalien

notwendig Edelstahl zu verwenden. Für den Prototypen wurde allerdings auf item®-Profile

aus Aluminium zurückgegriffen. Da der Prototyp vorrangig für Tests und nicht für den

Dauerbetrieb verwendet werden soll, war hier die Flexibilität der entscheidende Faktor:

Verschraubte Profilleisten lassen sich auch nachträglich noch anpassen, bearbeiten oder

verschieben. Dadurch ist man in der Lage, auf eventuelle nachträgliche Änderungen

reagieren zu können.

Auf Grund der Erfahrungswerte der OTA kann hier auf eine Festigkeitsrechnung verzichtet

werden. Die Gestellkonstruktion ist – sowohl in der Schweißausführung als auch in der item-

Ausführung – durch die vielfachen Verstrebungen so sicher dimensioniert, dass eine

Gefährdung im regulären Betrieb auszuschließen ist.

86 | 208

Beschichtungstank

Für die Konstruktion des Beschichtungstanks gelten die zuvor festgelegten speziellen

Vorgaben, die sich aus den besonderen Prozessanforderungen ergeben. Der

Elektrolytbehälter sollte mit möglichst wenig Ecken und Kanten konstruiert werden, um

etwaige Verschmutzungen zu minimieren und die Reinigung zu erleichtern. Zudem sollte

sichergestellt werden, dass die Prozessflüssigkeit rückstandslos ablaufen kann. Zusätzlich

wurde festgelegt, den Beschichtungsbehälter über die Wandungen zu beheizen. Deshalb

sind aus fertigungs- und montagetechnischen Gründen der innere Beschichtungstank und

der äußere Heiztank als separate Einheiten konstruiert, die später zusammengesetzt

werden.

Abbildung 48. Außentank Abbildung 49. Innentank

Das Design des Beschichtungstanks ist ein Kompromiss aus den o. g. Vorgaben und den

fertigungstechnischen Möglichkeiten. Der Behälter hat ein U-förmiges Profil mit einem rund

gebogenen Boden, an dessen Scheitelpunkt der untere Auslass angeordnet ist. Drei U-

förmige Stützen stabilisieren den Tank von außen und gleichen den runden Boden aus, so

dass der Behälter im Heiztank stehen kann. Zusätzlich sorgen horizontal und vertikal an der

Außenseite angeschweißte Rippen für die nötige Stabilität. An der Oberkante befindet sich

87 | 208

ein rechteckiger Flansch mit einer Umlaufnut für eine O-Ring-Dichtung. Dieser Flansch ist

das Verbindungsstück zwischen Tank und Zelle.

Der Heizbehälter ist ein modifizierter Standardtank der OTA. In dieser Form werden viele

doppelwandige OTA-Anlagenbehälter für verschiedene Anwendungen gefertigt. Die Vorlage

wurde auf die nötigen Abmaße angepasst und mit einem Auslass am Boden sowie einer

Öffnung für den Auslass des Innentanks versehen. In der Isolationsschicht befinden sich

waagerecht angeordnete, verschraubte Verstrebungen aus Vierkant-Edelstahlprofilen, die

durch senkrecht angeschweißte PP-Rippen gehalten werden. Dies gewährleistet die

Stabilität des Tanks.

Eine besondere Problematik stellt der Auslass des Innentanks dar. Die abfließende

Prozessflüssigkeit muss durch die mit Wasser gefüllte Heizschicht nach außen geleitet

werden. Dies erfordert zwei Abdichtungen an einem Bauteil: Die Prozessflüssigkeit darf nicht

in das Heizwasser gelangen und der Heiztank muss nach außen zuverlässig dicht sein.

Gleichzeitig sollte das System aber noch demontierbar sein. Zu diesem Zweck wurde ein

spezieller Abflussstutzen konstruiert, bei dem eine Radialdichtung und eine Axialdichtung

kombiniert werden. Eine doppelte Radialdichtung trennt Heizwasser und Elektrolyt

voneinander. Die Axialdichtung am Austrittsflansch dichtet den Heiztank nach außen hin ab.

Abbildung 50. Abflussstutzen

Beim Aufbau des Prototyps musste nach ersten Wassertests der Dichtring an der

Axialdichtung gegen einen dickeren ausgetauscht werden. Danach funktionierte das System

zuverlässig.

Axialdichtung

doppelte Radialdichtung

88 | 208

Abblasdüsen

Das Design der Abblasdüsen wurde prinzipiell angelehnt an bereits bei OTA verwendete

Druckluft-Messerdüsen. Die Dimensionen wurden für den Einsatz in der P³T-Anlage

angepasst. Übernommen wurde vor allem das Funktionsprinzip, die Schlitzdicke der

Flachstrahldüse über eine eingespannte Folie zu definieren.

Abbildung 51.Explosionsansicht Abblasdüse

Die Folie wird zwischen die beiden Düsenkörper geklemmt und erzeugt so einen bestimmten

Abstand zwischen den Düsenkörpern. Durch eine Aussparung in der Folie entsteht eine

schlitzförmige Öffnung, durch die die Luft über einen definierten Querschnitt entweicht. Die

Düsen für diesen Anwendungsfall müssen wegen der Chemikalienverträglichkeit auch aus

PP-natur gefertigt sein. Deshalb ist in diesem Fall die Folientechnik besonders vorteilhaft.

Da die Abblasung mittels Seitenkanalverdichter versorgt wird, mussten die Düsen im

Innenraum für einen großen Volumenstrom mit wenig Druck ausgelegt werden. Der

vergrößerte Düsenkörper verfügt über eine möglichst große, abgerundet gefräste

Luftverteilungskammer, um eine möglichst optimale, gleichmäßige Verteilung der Luft zu

erzeugen und Strömungseinflüsse zu minimieren. Diese Kammer wird über ein ø32 mm-PP-

Rohr gefüttert. Auch die Folie musste entsprechend der vorherrschenden Druckverhältnisse

ausgewählt werden. Nach Ausprobieren verschiedener Varianten wurde eine 360 μm PP-

Folie ausgewählt.

Da der Seitenkanalverdichter für den Betrieb der geplanten Gesamtanlage mit 44 Düsen

ausgelegt wurde, musste der Luftstrom für den Testbetrieb am Prototyp gedrosselt werden,

um eine zu starke Belastung der Folie und eine Verwirbelung des abgeblasenen

89 | 208

Spülwassers zu vermeiden. Eine elektrische Regelung des Lüfters ist nicht vorgesehen.

Daher wurde ein zusätzliches Ablassventil an die zentrale Luftversorgung angebaut, um den

überschüssigen Volumenstrom abzulassen. Hierdurch konnte die Abblasleistung der

Luftdüsen um bis zu 60% reduziert werden. Ein aufgesteckter Schaumstoffschlauch dient als

Schalldämpfer am Ablassventil.

Umlenkeinheit

Für die Umlenkeinheit konnte prinzipiell die im

Versuchstand verwendete Konstruktion übernommen und

modifiziert werden. Die Tauchtiefe wurde an die

vorgegebenen Eintauchzeiten angepasst und die

Arbeitsbreite des Umlenkrohrs von den für die Testfolie

erforderlichen 300 mm auf die vorgegebenen 400 mm

erhöht. Um eine Reinigung zu ermöglichen, ist das

Umlenkrohr an den Enden mit abschraubbaren Deckeln

versehen. Durch ein zwischen der Grundverrohrung

liegendes dünneres Rohrsystem erfolgt zusätzlich die

geforderte Lufteinblasung in den Elektrolyten. So ist

sichergestellt, dass die Luft genau dort strömt, wo der

Beschichtungsprozess stattfindet und somit auch der

auszutragende Wasserstoff entsteht. Als Nebeneffekt

erzeugen die eingefügten Luftrohre eine zusätzliche

Stabilität, sodass eine weitere Versteifung der Konstruktion

nicht erforderlich ist.

Die gesamte Einheit wird von oben in den Beschichtungsbehälter eingehängt. Bei ersten

Wassertests konnte das Funktionieren dieses Systems verifiziert werden. Dazu wurde eine

Testfolie ähnlich wie bei Versuch 1 in die Anlage eingespannt und die Pumpe zugeschaltet,

um das Verhalten der Folie zu beobachten. Des Weiteren wurde die Folienoberfläche mit

mäßig haftfester Farbe beschichtet und dann unter realen Betriebsbedingungen durch die

Anlage gezogen, um eventuelle Kratzer oder Ablösungen zu beobachten. Alle Tests

bestätigten die reibungslose Funktion des Systems.

Abbildung 52. Umlenkeinheit

90 | 208

Spritzspülsystem

In der Kaskadenspüle muss sichergestellt werden, dass die gesamte Folienoberfläche mit

Spülwasser benetzt wird, sodass sämtliche Elektrolytrückstände gelöst und abgewaschen

werden. Hierfür wurden spezielle Zungendüsen aus PVDF ausgewählt. Durch ihre einfach

geformte, relativ große (ø 1 mm) Austrittsöffnung reduziert sich die Verstopfungsgefahr.

Gleichzeitig erzeugen diese Düsen einen breiten, fächerförmigen und präzisen Flachstrahl,

der optimal für das Absprühen großer Oberflächen geeignet ist.

Abbildung 53. Schnittansicht Spülmodul Abbildung 54. Düsenstock mit Zungendüsen

Um eine komplette Benetzung der Oberfläche gewährleisten zu können, sind die Düsen

versetzt voneinander am Verteilerrohr angebracht, sodass sich die Wasserstrahlen

überlappen und die Folie pro Spülstufe durch zwei Wasservorhänge geleitet wird.

Es ist jeweils ein Düsenstock ober- und unterhalb der Folie angeordnet, damit Ober- und

Unterseite gleichmäßig benetzt werden. Die Abblasdüsen vor und hinter jeder Spülkammer

verhindern eine Vermischung des Spülwassers der einzelnen Spülstufen. Das abgeblasene

Spülwasser läuft durch die vorgesehenen Ablaufrohre zurück in die jeweilige Kammer des

Kaskadentanks.

Auch für diese Anwendung wurde eine zufriedenstellende Funktion des Systems durch Tests

mit verschiedenen Folienproben nachgewiesen.

91 | 208

Umbau und Modifikation des Prototyps In der Montage- und Testphase des Prototyps war es an verschiedenen Stellen notwendig,

im CAD-Modell nicht vorgesehene Bauteile hinzuzufügen bzw. auszutauschen.

Am Beschichtungstank wurden beide Pumpentypen parallel zueinander angeschlossen, um

mit beiden Tests durchführen zu können. Dafür wurde bei diesem Testmodul auf den

zusätzlichen Filterkreislauf verzichtet, da die Filtration nur im Dauerbetrieb notwendig und für

kurze Testphasen irrelevant ist.

Nach Testläufen für den Antrieb stellte sich heraus, dass die vorgesehenen

Kunststoffgleitlager für den Betrieb mit PP-Walzen nicht geeignet sind. Schon nach wenigen

Betriebsminuten versagte die Lagerung, wodurch die Sicherheitskupplung zwischen Motor

und Antriebswelle zerstört wurde. Daher wurden alternativ Kugellager mit Glaskugeln bestellt

und verbaut. Hierdurch konnte die Funktionstüchtigkeit des Antriebs einwandfrei

wiederhergestellt werden.

Für die abschließenden Anwendungstestläufe mussten zusätzlich Deckel für die Zellen

gebaut werden und die Beschichtungszelle wurde an die firmeninterne Absaugung

angeschlossen.

Abbildung 55: Prototyp fertiggestellt

92 | 208

3.4.7 Betriebsversuch

OTA erstellte in Zusammenarbeit mit dem Fraunhofer IST ein detailliertes Anlagenkonzept.

Dieses sieht ein dreistufiges Modulkonzept vor, das aus dem Aktivierungs-, Reduktions- und

dem Beschichtungsmodul besteht, wobei jedes Modul aus einem Aktivbad mit

nachgelagertem Spülabteil besteht. In diesem Projekt wurde eines der Module am Standort

des Partners OTA in Berlin realisiert. Das Modul bestand aus einem Aktivbad mit Beheizung,

Filtration und meanderförmiger Luftabblasung und den Vorlagebehältern in Kaskadenform.

Weiterhin war ein Transportsystem zur Foliendurchführung installiert. Das für die Aufnahme

von bis zu 200 l Aktivbad ausgelegte Modul zeigt Abbildung 56 Die beiden Bilder in

Abbildung 57 zeigen einen Blick von oben in das Beschichtungs- und Spülabteil.

Abbildung 56. Gesamtansicht des für den Betriebsversuch zur kontinuierlichem Kupfermetallisierung verwendeten Moduls in den Räumlichkeiten von OTA

Abbildung 57. Blick von oben in das Aktivbad (links) und das Spülbad (rechts) des Moduls zur kontinuierlichen Kupfermetallisierung

Beschichtungsabteil

Spülabteil

Foliendurchlauf

Beschichtungabteil

Spülabteil mit Besprühung und Abblasung

93 | 208

Der Betriebsversuch sollte klären, ob die Metallisierungsergebnisse aus den

Technikumsversuchen am IST mit dem Beschichtungsmodul reproduziert werden können.

Es wurde zunächst nicht ausgeschlossen, dass die Oberflächenfunktionalisierung der Folie

als Folge mechanischer Belastung durch das Rollensystem oder durch die eingesetzte

Spültechnik zumindest teilweise verloren geht. Zur Durchführung der

Metallisierungsversuche wurden am IST plasmaaktiverte Folienabschnitte verwendet, die bei

OTA unmittelbar vor der Metallisierung im Modul im Becherglas bekeimt wurden. Zu den im

Versuch variierten Parametern oder Bedingungen zählte die in % der maximal möglichen

Gebläseleistung angegebene Intensität der Lufteinblasung, die Spülprozedur, der

Stabilisatorgehalt, die Zahl der bei der Folienführung eingesetzten Umlenkrollen, sowie die

Durchlaufgeschwindigkeit und damit auch die Verweilzeit im Kupferbad. Einen Überblick

über die durchgeführten Versuche und die dabei erhaltenen Ergebnisse gibt die Tabelle 8.

94 | 208

Tabelle 8. Betriebsversuch zur Kupfermetallisierung – Prozessbedingungen und Ergebnisse

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95 | 208

Für den Betriebsversuch wurden die Folien einzeln auf eine Transportfolie appliziert und

durch das Modul geführt.

Die Ergebnisse des Betriebsversuches können wie folgt zusammengefasst werden: Die Folienabschnitte wurden ortsselektiv, wenn auch mit den vom Becherglas her bekannten

Fehlerbildern wie Fehlmetallisierungen und Wildabscheidungen, metallisiert. Ein Unterschied

zwischen den Metallisierungsresultaten aus dem Beschichtungsmodul und aus dem

Becherglas / Technikum wurde nicht festgestellt. Danach scheint auch die bekeimte

Oberfläche stabil gegenüber der mechanischen Beanspruchung durch die zur Folienführung

verwendeten Umlenkrollen sowie gegenüber den angewendeten Spülprozessen zu sein. Die

Abbildung 58 zeigt ein typisches Metallisierungsergebnis aus dem Betriebsversuch:

Abbildung 58. Beim Betriebsversuch zur Kupfermetallisierung hergestellte metallisierte Folien

Der Transport der Folienbahn durch das Modul funktionierte problemlos ebenso wie die

Anpassung der Durchlaufgeschwindigkeit an die Vorgaben. Damit kann resümiert werden,

dass das Ziel des Betriebsversuches erreicht wurde.

OTA entwickelte und konstruierte ein funktionstüchtiges und für den technischen Einsatz

geeignetes Galvanikmodul zur Beschichtung von Folienbahnen im Durchlauf durch ein

Beschichtungsabteil mit nachgeschaltetem Spülabteil.

96 | 208

4 Anlagenmodul Aufbau- und Verbindungstechnik

4.1 Aufgabenstellung Aufbau- und Verbindungstechnik

Die Hauptaufgabe des Lehrstuhls FAPS war, die Aufbau- und Verbindungstechnik für das

Substratmaterial mit den Industriepartnern zu realisieren, um die Anforderungen für die

Fertigung einer funktionsfähigen Baugruppe auf durchgängiger Folie zu erfüllen. Hierzu

wurde vom Lehrstuhl vor allem das Fehlerhandling, also die Reaktion der Prozesse in

Abhängigkeit von der Substratqualität, erarbeitet, um die Materialeffizienz zu steigern.

Schwerpunkte waren hier die Auswahl und Qualifizierung einer geeigneten Sensorik, um die

Qualitätsmerkmale des Folienmaterials spezifizieren zu können, außerdem muss während

des Messens die Folie durch eine geeignete Handhabung transportiert werden, ohne dass

hierdurch Einflüsse auf die Erfassung der Folienmerkmale entstehen. Durch die Auswertung

der Merkmale ist eine gezielte Rückmeldung auf die vorherigen Prozessschritte möglich, so

dass dort entsprechende Maßnahmen eingeleitet werden können und im Bereich der

Aufbau- und Verbindungstechnik nur fehlerfreie Substrate bearbeitet werden.

Die Hauptzielsetzung war der Aufbau eines prototypischen Bestückungsmoduls mit

angepasstem Transportsystem für die fortlaufende Folienförderung. Für den Aufbau des

angepassten Transportsystems musste eine entsprechende Sensorik ausgewählt und

qualifiziert werden. Die Auswertung dieser Sensorik erlaubt eine entsprechende Anpassung

des Bestückungsverhaltens, um eine optimale Bestückungsgenauigkeit zu erreichen. Die

aufgrund der Zielkorrekturvereinbarung festgelegten technischen Ziele für die Fritsch GmbH

sind:

• Bandbreite 250 mm prozessierbar an den jeweiligen Einzelmodulen mit mind.

0,5 m/min

• Bestückungstoleranz < 150 µm

Folgende wirtschaftliche Ziele für Fritsch wurden festgelegt:

• Das Einzelmodul wird auf Basis von Testmaterial von Mektec (metallisierte Folien mit

250 mm Breite) evaluiert und optimiert.

• Über die Bereitstellung entsprechender Übergabeparameter wird die prinzipielle

Funktionsfähigkeit des Einzelmoduls nachgewiesen.

• Verwertungsplanung für Rolle-zu-Rolle auf Basis des Einzelmoduls mit Bandbreite

250 mm.

97 | 208

Die zentrale Aufgabe des Unternehmens SEHO innerhalb der Projektaufgaben bestand in

der Entwicklung und Herstellung einer verbindungstechnischen Einrichtung, die in der Lage

ist, eine im Fertigungsfluss befindliche Flachbaugruppenfolie so zu bearbeiten, dass die

thermisch sensitiven Baugruppen durch die Problematik der heterogenen Bestückstrukturen

keinen Temperaturschock erleiden, bzw. überhitzt werden und somit ausfallen. Hierbei

musste beachtet werden, dass die Prozessführung einen produktbezogenen und im Hinblick

auf die Energieeffizienz möglichst geringen Energieeintrag realisiert.

4.2 Ergebnisse des FAPS

Der Lehrstuhl FAPS übernahm maßgeblich die Begleitung der Industriepartner und die

Bearbeitung von Arbeitspaketen des AP4 »Anlagenmodul Aufbau- und Verbindungstechnik«.

Für den AP1.1 »Erstellung von Pflichtenheften und Testlayouts« wurde u. a. zur Anwendung

im AP4 eine Teststruktur entworfen (siehe Abbildung 59). Diese Teststruktur beinhaltete

sowohl unterschiedliche Marken zur Detektion von Positionen, Teststreifen / Testpunkte zur

Ermittlung der Metallisierungshaftung (AP3.2), sowie Strukturen zur Ermittlung von Verzug

der Folie.

Abbildung 59.Teststrukturen für die Beurteilung der Folienqualität

Zum Transport der Folie für die Fehlerdetektion wurde ein Transportsystem modelliert und

aufgebaut, mit dem es möglich ist, die Folie in unterschiedlichen Geschwindigkeiten und

unter einstellbarer Zugspannung zu transportieren. Zur Erstellung des Fehlerhandling-

konzeptes wurde in Zusammenarbeit mit den Industriepartnern eine Schnittstelle erarbeitet,

98 | 208

welche die erfassten Fehlerdaten weitergeben kann, um eine adaptive Weiterverarbeitung in

den Prozessschritten Medienauftrag / Bestücken / Löten zu ermöglichen. Das System basiert

auf einfacher Kommunikation über die RS232-Schnittstelle, bei denen die Maschinen durch

einen zentralen Rechner mit den notwendigen Informationen (Geometrie, Geschwindigkeit,

Bearbeitungsdaten, Fehlerdaten, etc.) versorgt werden. Je nach Fehlerfall (fehlerhafte

Substrate, Maschinenfehler) wird zur Minimierung von Folgeschäden eine Aktion veranlasst.

Für das Arbeitspaket »Untersuchungen der Metallisierungen und ihrer Haftung« wurden vom

IST bereitgestellte Folien optisch untersucht und vermessen. Eine beispielhafte Messung ist

in Abbildung 60 dargestellt. Hieraus können die Metallisierungsdicke, sowie weitere

Eigenschaften der Kupferoberfläche ermittelt werden.

Abbildung 60. Untersuchung zu Schichtdicke und Oberflächenstruktur

Das aufgebaute Inspektionsmodul zur Erkennung von Layoutfehlern (AP4.4) wird in

Abbildung 61 dargestellt. Der Messtaster erkennt das Höhenprofil der Folie und kann somit

die Kupferdicke bestimmen, die Zeilenkamera dient zur Erfassung von Fehlstellen oder

Fremdkupferabscheidungen.

99 | 208

Abbildung 61. Inspektionsmodul mit Zeilenkamera und Messtaster Die Aufnahme des Bildmaterials und die Auswertung erfolgt über eine spezielle Software,

deren Programmierung den größten Aufwand im Projekt darstellte. Ein Screenshot der

Auswertung ist in Abbildung 62 dargestellt. Zunächst erfolgte ein Vergleich der

aufgenommenen Strukturen mit fehlerfreien Mustern. Aufgrund einer Grenzwertvorgabe

(Fehlerfläche) wird ein Folienabschnitt als Gut- oder Schlechtteil ausgewiesen.

Abbildung 62. Auswertesoftware zur Ermittlung der Folienqualität

100 | 208

Aufgrund der Ergebnisse dieser grundlegenden Verarbeitung zur Fehlererkennung mussten

Strategien zur besseren Synchronisation der Bilderfassung (hochgenauer Drehgeber),

Erhöhung der Auswertegeschwindigkeit (schwarz/weiß-Verarbeitung) erarbeitet werden und

Vorgabe von Toleranzgrenzen (erlaubte Abweichung von Sollstruktur) umgesetzt werden.

Auch kann nicht auf einen reinen Vergleich von Gut/Schlecht-Mustern zurückgegriffen

werden, da insbesondere in der Anlaufphase eines neuen Layouts noch keine manuell

geprüften Gut-Muster vorliegen und gerade in dieser kritischen Phase eine automatische

Fehlererkennung nicht möglich wäre.

Zur Erzeugung von Toleranzvorgaben wurde deshalb ein Verfahren ermittelt, bei dem die

Konturen der Leiterbahnen des Soll-Layouts (das Layout, mit dem die Druckwalze hergestellt

wurde) reduziert / erweitert werden, um Bereiche zu schaffen, die nicht in die

Fehlerbetrachtung mit einbezogen werden. Für die Ermittlung von fehlendem Kupfer wird

das reduzierte Layout verwendet, so dass geringfügige Querschnittsverengungen keinen

Fehler erzeugen. Für die Ermittlung von Brücken zwischen Leiterbahnen und

Fremdabscheidungen wird das erweiterte Layout verwendet, um hier auch erlaubte

Fertigungstoleranzen ausgleichen zu können. Die notwendigen Konturen können ausgehend

vom Soll-Layout automatisiert erstellt werden, wobei mit einer Platzierung von Kreisen mit

Radius gleich der Toleranzvorgabe auf alle Pixel des Soll-Layouts (bzw. dem negativ davon

zur Erstellung des reduzierten Layouts) – im Gegensatz zu anderen Algorithmen zur

Bearbeitung von Konturen – die besten Ergebnisse erzielt werden konnten. Das Ergebnis

kann Abbildung 63 entnommen werden. Es wird ein vom Benutzer einstellbares

Toleranzband um die Strukturen erzeugt, in welchem Abweichungen der erfassten Struktur

vom Soll-Layout zulässig sind.

Abbildung 63. Soll-Layout (links, schwarz) und erzeugtes Toleranzband (rechts, weiß)

101 | 208

Die weitere Verarbeitung der Daten zur Ermittlung von Fehlern besteht für den vollständigen

Prozess damit im Wesentlichen aus einer Erfassung der Bilddaten, geeignete Konvertierung

in ein schwarz/weiß Bild, Ausrichtung zur Eliminierung von Verzug und letztlich Erzeugung

von Differenzdaten zwischen Soll-Layout (unter Berücksichtigung des Toleranzbandes) und

aufgenommenem Layout.

Zur Erfassung der Bilddaten wird die Zeilenkamera zum Drehgeber, der die

Foliengeschwindigkeit erfasst, synchronisiert, so dass bei jeder Bewegung der Folie um

10,6 µm eine neue Zeile erfasst wird.

Der Parameter für die Konvertierung in ein schwarz/weiß-Bild zur Erhöhung der

Verarbeitungsgeschwindigkeit ist stark materialabhängig und muss für jedes Substrat

ermittelt werden. Beispielhaft ist eine Aufnahme von Sensorstrukturen mit unterschiedlichen

Grenzwerten in Abbildung 64 dargestellt. Während im mittleren Bild alle Strukturen

verbunden sind – was bei einer Betrachtung des originalen Graustufenbildes links jedoch

nicht der Fall ist – sind mit einem besseren Parameter für den Schwellenwert rechts die

Strukturen ohne wesentlichen Informationsverlust wiedergegeben.

Abbildung 64. Schwarz-Weiß-Konvertierung mit unterschiedlichen Grenzwerten Zur Ausrichtung des aufgenommenen Bildes (Winkel und Verzug) kann eine vorhandene

Funktion der Auswertesoftware genutzt werden. Vorher festgelegte Stellen des

Ausgangsbildes werden im aufgenommenen Bild erkannt und die Bilddaten hinsichtlich

Verzug/Verdrehung aufgearbeitet. Im letzten Schritt werden vom erfassten Layout und den

erzeugten Toleranzbildern (erweiterte / reduzierte Strukturen) zwei Differenzbilder erstellt, so

dass in den beiden Ergebnisbildern nur noch die fehlenden bzw. überzähligen

102 | 208

Metallisierungsflächen abgebildet sind. Diese Bilder können dann noch nach vom Benutzer

festzulegenden Fehlerkriterien verarbeitet werden. Bei einem einwandfreien Prozess

müssten beide Bilder leer, d.h. ohne Fehlerstellen sein, da nur so Brückenbildung / offene

Leiterbahnen ausgeschlossen werden können. Besteht das aufgenommene Bild aus

verschiedenen gleichen Nutzen (vgl. Abbildung 64), können Fehlerstellen in den

Differenzbildern den einzelnen Positionen zugeordnet werden, so dass bei einer

Bestückung / Verlötung die jeweilige Position ausgelassen wird. Diese Information wird mit

den entwickelten Übergabeparametern entsprechend kommuniziert. Zur Ermittlung der Metallisierungsdicke wurde ein induktiver Messtaster in den Aufbau

integriert. Die beim Durchlaufen der Folie wechselnden Messwerte zwischen metallisierten

und unmetallisierten Bereichen können so gefiltert werden, dass die Metallisierungsdicke –

also der Sprung des Messwertes beim Übergang von einem Bereich zum anderen –

ausgegeben wird. Durch eine Anknüpfung an die Galvanik können dort dann Vorkehrungen

getroffen werden um die Soll-Dicke der Metallisierung zu erreichen (z. B. Anpassung der

Foliengeschwindigkeit oder Änderung der Beckentemperatur). Durch die verbauten Komponenten und die Programmierung ist damit das System in der

Lage, eine beliebig strukturierte Folie mit dem vom Benutzer vorgegebene Solldaten (Layout

und Metallisierungsdicke mit den geforderten Toleranzen) zu verifizieren und an die AVT-

Prozesse die Bereiche auszugeben, die aufgrund der Vorgaben fehlerhaft sind und

entsprechend nicht weiterverarbeitet werden sollen. An den Galvanikprozess kann zusätzlich

die Metallisierungsdicke als Regelgröße weitergegeben werden. Die erzielten Ergebnisse bei der Umsetzung des Fehlerhandlingkonzeptes mit den

beschafften Messsystemen lassen sich auch auf weitere Anwendungsfelder übertragen, so

dass insbesondere auch durch die Einbeziehung der Thematik in die Lehre und durch

studentische Arbeiten ein Transfer in andere Fachgebiete und Nachhaltigkeit des

geschafften Wissens gegeben ist. Durch Veröffentlichungen auf Kongressen und Messen

werden Industriepartner angesprochen, wodurch eine weitere Zielgruppe erreicht wird.

Gerade durch die vielen Faktoren, die bei der Metallisierung eine Rolle spielen, ist die

Identifikation von Fehlern vor der weiteren Prozessierung unumgänglich.

103 | 208

4.3 Ergebnisse der Fritsch GmbH

Im Rahmen des Projektes wurde ein prototypisches Bestückungssystem für die

kontinuierliche Fertigung von flexiblen Schaltungsträgern von Rolle zu Rolle entwickelt.

4.3.1 Mechanischer Aufbau

Das entwickelte Bestückungssystem basiert auf einer Standardmaschine, welche

entsprechend den Erfordernissen angepasst wurde, um ein Transportsystem für Rolle zu

Rolle zu integrieren. Die Basismaschine verfügt über einen Dosierkopf für die Aufbringung

von Lötpaste sowie einen Bestückungskopf für die Platzierung der Bauteile. Um die

Bestückungsleistung zu vergrößern, kann der Automat noch mit weiteren Köpfen

ausgestattet werden.

Das Transportsystem für den Schaltungsträger besteht aus zwei zueinander beweglichen

Vakuumtischen welche komplett unabhängig voneinander bewegt werden können. Dies wird

dadurch erreicht, dass der eine Tisch links und der andere Tisch rechts innerhalb der

Maschine an den jeweiligen Führungen befestigt wurden. Zusätzlich verfügen die Tische

noch über eine Hubeinheit, welche die Tische auf und abfahren kann. Dadurch wird eine

kontinuierliche Bewegung ermöglicht, welche es erlaubt die Tische fortlaufend »im Kreis« zu

bewegen (Paternosterprinzip).

Beide Tische verfügen über getrennt ansteuerbare Vakuumerzeuger, welche abwechselnd

aktiviert werden, um die Folie am Tisch zu fixieren. Dadurch wird es möglich, dass immer ein

Tisch mit aktiviertem Vakuum die Folie transportiert, während der zweite Tisch im Eilgang

wieder auf die Ausgangsposition fährt, um dort im Laufe des Transportes seinerseits wieder

die Folie mittels Vakuum aufzunehmen.

Abbildung 65. CAD-Modell der Transporteinheit mit den beiden Vakuumtischen

104 | 208

Abbildung 66. Transportsystem mit flexiblem Schaltungsträger

Die Verwendung von unterschiedlichen Geschwindigkeiten erlaubt es, dass die Folie

kontinuierlich durch die Bestückungsmaschine transportiert wird.

4.3.2 Ablauf des kontinuierlichen Folientransportes

Der Transport der Folie durch die Anlage erfolgt durch ein System, welches die Folie nach

dem Paternosterprinzip durch die Maschine befördert.

Schritt 1 Tisch GRÜN fährt unterhalb von Tisch ROT mit mehrfacher Transportgeschwindigkeit nach

vorne.

Das Vakuum in Tisch ROT ist aktiviert, um die Folie zu fixieren.

Das Vakuum in Tisch GRÜN ist nicht aktiv.

Eine Bestückung ist auf Tisch ROT möglich.

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Abbildung 67. Schritt 2 Tisch GRÜN fährt zur »Dockingposition« nach vorne, während Tisch ROT in Transportgeschwindigkeit nach hinten fährt.

Abbildung 68. Schritt 3 Tisch GRÜN hat die vordere Position erreicht und wird zum Docken hochgefahren.

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Abbildung 69. Schritt 4 Tisch GRÜN hat die Bestückungsebene erreicht und dockt an Tisch ROT an.

Abbildung 70. Schritt 5 Tisch GRÜN hat angedockt. Vakuum Tisch GRÜN wird aktiviert, um die Folie zu fixieren. Bestückung auf beiden Tischen möglich, bis Tisch ROT die hintere Endposition erreicht hat. Dann wird das Vakuum Tisch ROT deaktiviert und Tisch ROT fährt nach vorne. (Start wieder bei Schritt 1 mit vertauschten Tischen)

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Abbildung 71. Schritt 5 4.3.3 Prozessanpassungen am Automaten

Um die genaue Position des Schaltungsträgers zu ermitteln, verfügen beide Tische über

hochgenaue, lineare Messsysteme, welche kontinuierlich die aktuelle Position der einzelnen

Vakuumtische an das Bestückungssystem melden.

Da der Transport der Folie annähernd mit konstanter Geschwindigkeit erfolgt, kann die

aktuelle Bestückungsposition für das nächste Bauteil vorausberechnet werden, um die

exakte Platzierung zu ermöglichen. Zusätzlich wird die aktuelle Position der

Bestückungstische regelmäßig noch direkt in den Fertigungsablauf einbezogen, um die

Genauigkeit zu erhöhen.

Ein ähnliches Verfahren wird auch bei der Referenzierung (Einlesen der Referenzmarken auf

dem Schaltungsträger) per Kopfkamera zur Bestimmung der exakten Lage der Schaltung

verwendet.

Zusätzlich zu den Anpassungen des Bestückungsvorgangs wurden noch weitere

Optimierungen wie zum Beispiel die Verkürzung der Schaltzeiten beim Bauteilvakuum

implementiert.

108 | 208

Genereller Bestückungsablauf

Die Bestückung eines Schaltungsträgers gliedert sich prinzipiell in mehrere Abschnitte.

Zuerst müssen die Referenzpunkte auf dem Schaltungsträger eingelesen werden, um die

korrekte Position des Schaltungsträgers auf dem Bestückungstisch zu erfassen. Auf Basis

dieser Informationen werden sämtliche Bestückungspositionen der Bauteile sowohl in der

XY-Ebene als auch in der Rotation korrigiert. Bei Verwendung von zwei oder drei

Referenzpunkten können zusätzlich noch Informationen für weiterführende Korrekturen wie

z. B. zur Berechnung eines Verzerrungsfaktors des Leiterblattenbildes gewonnen werden.

Diese sogenannte Referenzierung des Leiterplattenbildes erfolgt einmalig pro zu

bestückenden Schaltungsträger.

Der eigentliche Bestückungsvorgang erfolgt aus einer Wiederholung der Entnahme von

Bauteilen aus entsprechenden Zubringern und dem Platzieren der Bauteile auf dem

Schaltungsträger auf der Bestückungsposition.

Das Entnehmen von Bauteilen aus den Bauteilzubringern erfolgt je nach Bauform die

platziert werden soll mit unterschiedlichen Bestückungswerkzeugen. Diese Werkzeuge

saugen das Bauteil mit Vakuum an. Zusätzlich werden auch noch weitere Parameter wie

etwa die Geschwindigkeiten des Bestückungskopfes und die Wartezeiten für den

Vakuumaufbau angepasst. Diese Informationen werden in einer sogenannten

Bauformbibliothek hinterlegt und je nach verwendetem Bestückungsprogramm entsprechend

während des Entnahmeprozesses für jedes Bauteil eingestellt.

Die Platzierung eines Bauteils erfolgt mittels eines XY Portals, welches auf die

vorberechnete Bestückungsposition fährt. Für eine exakte Platzierung müssen die Bauteile

vor der Bestückung jedoch noch vermessen werden.

Die Informationen, welche Bauform bestückt wird, sind in den Bestückungsdaten hinterlegt,

so dass während eines Fertigungsvorganges automatisch die beste Zentrierart für das zu

bestückende Bauteil ausgewählt wird. Prinzipiell stehen zwei verschiedene Arten der

Zentrierung zur Verfügung. Eine Zentrierung die direkt am Bestückungskopf mitgeführt wird,

welche für Standardbauteile wie z. B. Chipgehäuse oder SOIC‘s verwendet werden kann und

sich dadurch kennzeichnet, dass die Zentrierung entsprechend schnell vonstattengeht,

jedoch nur eine begrenzte Genauigkeit zur Verfügung stellt. Des Weiteren besteht die

109 | 208

Möglichkeit, Bauteile über ein stationäres Vision System zu zentrieren. Dieses stationäre

Vision System ist an einer Position innerhalb der Maschine fix befestigt, sodass eine

entsprechende Genauigkeit erreicht werden kann. Allerdings bedeutet eine fixe Position

einen Verlust bei der Bestückungsgeschwindigkeit, da für jedes einzelne Bauteil zuerst über

das Vision System gefahren werden muss, um den Korrekturvektor für das Bauteil zu

bestimmen.

Auf flexiblen Schaltungsträgern kommen hauptsächlich Bauteile mit wenigen Anschlüssen in

Frage. Deshalb wurden für die prototypische Anlage die meisten Veränderungen für die

Laserzentrierung vorgenommen.

Zentrierung mittels Laser

Die Laserzentrierung ist direkt am Bestückungskopf montiert. Je nach Anzahl der

Bestückungsköpfe wird auch die entsprechende Anzahl an Laserzentrierungen benötigt.

Dies ermöglicht eine autarke Vermessung der Bauteile und somit eine Skalierung der

Bestückungsleistung über die Anzahl der Bestückungsköpfe.

Abbildung 72. Laserzentrierung am Bestückungskopf

Mit der Laserzentrierung wird durch Drehen des zu zentrierenden Bausteins der Schatten auf

der gegenüberliegenden Seite des Laserstrahls ausgewertet. Somit findet eine

berührungslose schnelle Zentrierung On-The-Fly während der Fahrt zur Bestückungsposition

statt.

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Abbildung 73. Schematische Darstellung der Vermessung im Laser

Das Bauteilspektrum reicht von Bauformen der Größe 0,6 mm x 0,3 mm bis zu Bauteilen mit

Abmessungen von ca. 20 mm × 20 mm. Die Genauigkeit der Laserzentrierung ist

ausreichend für Bauteile bis zu einem Rastermaß von 0,5 mm. Auch BGA‘s können auf

diese Art und Weise einfach zentriert werden.

Die Laserzentrierung kann außerdem für die Vermessung der Bauteilabmessungen

eingesetzt werden. Dadurch wird komfortabel ermöglicht, die Länge, Breite und Höhe einer

Bauform zu erfassen. Die Dimensionen einer Bauform müssen möglichst exakt eingemessen

werden, um eine genaue Zentrierung innerhalb des Bestückungsautomaten zu

gewährleisten. Differenzen zwischen den theoretischen und den praktischen Dimensionen

eines Bauteils gehen direkt in die Bestückungsgenauigkeit ein. Deshalb muss während des

Einrichtvorganges schon eine möglichst exakte Vermessung der Bausteine stattfinden.

Anpassungen für eine kontinuierliche Fertigung

Für die Bestückung auf einen feststehenden Schaltungsträger werden anfänglich die

Referenzpositionen vermessen, um so die dementsprechende Korrekturmatrix für die

Bestückung zu errechnen. Diese Korrektur erfolgt mit Hilfe der Verschiebung sowie der

Rotation der Bestückungspositionen, welche aus den Bestückungsdaten vorher berechnet

wurden.

Zusätzlich besteht je nach vorhandenen Referenzpunkten die Möglichkeit, Verzerrungen

innerhalb der Leiterplatte einrechnen zu lassen.

111 | 208

Bei der Bestückung auf bewegten Schaltungsträgern wird grundsätzlich dieselbe Art und

Weise der Referenzierung verwendet. Zusätzlich zu den bisherigen Algorithmen wird ein

Korrekturalgorithmus benötigt, welcher die kontinuierliche Bewegung des Schaltungsträgers

innerhalb der Bestückungsmaschine in Bezug auf die Bestückungspositionen mitführt. Da es

sich bei der kontinuierlichen Bewegung größtenteils um einen linearen Prozess handelt,

gestaltet sich die Korrekturrechnung relativ einfach. Über die Formel

x = v * t

kann die aktuelle Bezugsposition einer Leiterplatte zu einem beliebigen Zeitpunkt berechnet

werden. Dieser Korrekturalgorithmus wird im Hintergrund regelmäßig ausgeführt, sodass die

theoretische Position sämtlicher Bestückungspositionen um den Offset korrigiert wird,

welchen der Schaltungsträger zu einem beliebigen Zeitpunkt während der Bestückung

zurückgelegt hat.

Der Bestückungsvorgang im Detail

Um die Bestückung auf einen kontinuierlich bewegten Schaltungsträger zu ermöglichen,

mussten mehrere Anpassungsalgorithmen in die bestehende Software implementiert

werden.

Im Folgenden wird der Bestückungsvorgang für ein Bauteil im Detail beschrieben und auf die

jeweiligen Erweiterungen für die kontinuierliche Fertigung eingegangen.

Die Platzierung eines Bauteils besteht aus folgenden Schritten:

• Entnahme des Bauteils aus dem Zubringer

• Fahrt zur nicht korrigierten Bestückungsposition

• Zentrierung des Bauteils mittels Laserzentrierung direkt am Kopf

• Korrekturfahrt auf die ermittelten Koordinaten

• Absetzen des Bauteils

112 | 208

Entnahme des Bauteils aus dem Zubringer

Für die Entnahme des Bauteils aus dem Zubringer mussten keinerlei Anpassungen

vorgenommen werden. Die Bauteilzubringer sind weiterhin stationär außerhalb des

Bestückungsbereichs angebracht und werden vom Bestückungskopf für jedes einzelne

Bauteil angefahren.

Fahrt zur nicht korrigierten Bestückungsposition

Sobald der Bestückungskopf mit dem entnommenen Bauteil nach oben fährt, wird möglichst

bald die theoretische Bestückungsposition auf der Leiterplatte angefahren.

In der Praxis bedeutet dies, dass die Z-Achse mit dem entnommenen Bauteil ca. 1 – 2 mm

oberhalb des Zubringers fährt und dann die XY-Bewegung gestartet wird. Zu diesem

Zeitpunkt stehen jedoch noch keinerlei Informationen über die endgültige

Bestückungsposition des Bauteils zur Verfügung, da das Bauteil noch nicht vermessen

wurde. Deshalb fährt der Bestückungskopf zuerst auf eine theoretisch berechnete Position.

Da sich der Schaltungsträger kontinuierlich durch die Bestückungsanlage bewegt, wird die

theoretische Bestückungsposition gleich in diesem Augenblick mit Hilfe des linearen

Korrekturalgorithmus um die Position verschoben, welche der Schaltungsträger bis zum

Eintreffen des Bestückungskopfes an seiner theoretischen Position zurückgelegt haben wird.

Der Zeitraum für diese Korrektur wird auf unterschiedliche Art und Weise ermittelt. Je nach

Tätigkeit der Bestückungsmaschine werden die benötigten Zeiten entweder direkt berechnet

oder aber über Korrekturtabellen, die zuvor ermittelt wurden, berücksichtigt.

Zeiten welche direkt berechnet werden sind z. B. Reaktionszeiten von Schnittstellen,

Wartezeiten von externen Komponenten welche im Automaten verwendet werden oder fest

eingestellte Wartezeiten bis sich die unterschiedlichen Achsen an ihren endgültigen

Positionen eingeschwungen haben. Korrekturtabellen wurden für die Fahrtzeiten der

unterschiedlichen Achsen implementiert. Es existieren mehrere Korrekturtabellen für die

einzelnen Achsen.

113 | 208

Aufbau der Korrekturtabellen

Die Korrekturtabellen enthalten gemessene Zeiten für sämtliche Geschwindigkeiten

(einstellbar von 1 – 9) sowie sämtliche Entfernungen, welche von einer Achse verfahren

werden kann, in 1 mm-Schritten. Da die Bestückungspositionen allerdings nicht nur in 1 mm

Schritten angefahren werden, gibt der Korrekturalgorithmus die erwartete Zeit zwischen zwei

Millimeterschritten als linear interpoliertes Ergebnis zurück.

Es ist uns bewusst, dass an dieser Stelle die Korrektur über eine Tabelle keine ideale

Lösung darstellt. Da die Ergebnisse in dieser Tabelle einerseits über die Mechanik und

Elektronik der konkreten Maschinen vorgegeben wird und sich somit auch während der

Betriebszeit einer Maschine ändern wird und andererseits die lineare Interpolation der

Zwischenpositionen direkten Einfluss auf die Bestückungsgenauigkeit hat. Leider waren wir

jedoch nicht in der Lage vom Hersteller des Achs-Controllers eine verwertbare Aussage über

die Art und Weise der Fahrkurvenberechnung seiner Achsen zu erhalten.

Für einen Serieneinsatz stellt sich zusätzlich die Problematik, dass für jede Maschine in

regelmäßigen Abständen diese Korrekturtabellen komplett neu ermittelt werden müssen, um

eine exakte Platzierung zu gewährleisten. Für die Serienumsetzung muss also eine

Möglichkeit gefunden werden den Verfahralgorithmus für die Achsen auf »Formelebene«

nachzubilden.

Vermessung im Laser

Während der Bestückungskopf zur theoretischen Bestückungsposition fährt wird das zu

bestückende Bauteil im Laser vermessen. Durch diese Vermessung stehen ein X und Y

Offset sowie ein Theta-Offset zur Verfügung, welche auf die theoretische

Bestückungsposition addiert werden. Bis zur Erreichung der theoretischen Zielposition

(welche noch nicht korrigiert wurde) verweilt die Software im Bereich des

Vermessungsalgorithmus. Um hier wiederum Zeit für die Bestückung zu sparen, erkennt

dieser Algorithmus automatisch, ob eventuell der Z-Hub zwischen Bauteil und

Bestückungshöhe auf dem Schaltungsträger reduziert werden kann. Als einzige Änderung in

diesem Bereich wurde eine Übergabemöglichkeit an dem nächsten Bestückungsschritt

geschaffen, um eventuell die gesparte Zeit entsprechend bei der Berechnung der

endgültigen Korrekturfahrt mit einzubeziehen.

114 | 208

Endgültige Korrekturfahrt

Nachdem die Vermessung des Bauteils am Bestückungskopf abgeschlossen ist, stehen die

dementsprechenden Korrekturvektoren für die Berechnung der endgültigen Platzierposition

zur Verfügung.

Bei der Bestückung auf fixen Schaltungsträgern werden diese Vektoren einfach auf die

theoretische Position addiert, um die tatsächliche Bestückungsposition zu berechnen. Bei

einer kontinuierlichen Fertigung wird ein weiterer Korrekturvektor benötigt, welche die zu

erwartende Zeit für den eigentlichen Platziervorgang berücksichtigt. Hier wurde wiederum ein

Algorithmus implementiert, welcher in der Lage ist, diese Zeit entsprechend vorher zu

bestimmen. Genauso wie bei der Fahrt zur theoretischen Bestückungsposition werden hier

sowohl direkt berechnete Werte, als auch Zeitwerte aus den Korrekturtabellen als Basis für

die Berechnung des XY-Offsets verwendet.

Direktes Positionsfeedback

Da die Berechnung der theoretischen Position auf einer ziemlich großen Entfernung basiert,

unterliegt diese Berechnung naturgemäß einer entsprechend hohen Abweichung. Um diese

Abweichung zu minimieren, wird die Korrekturfahrt nicht aufgrund der theoretisch

berechneten Position des Schaltungsträgers, sondern der tatsächlichen Position des

Schaltungsträgers berechnet. Für diesen Zweck enthält das Transportsystem zwei lineare

Messsysteme, welche die tatsächliche Position der einzelnen Transporttische ständig an den

Achscontroller melden. Da die linearen Maßstäbe direkt mit den Vakuumtischen verbunden

sind, unterliegen sie äußerst geringen Abweichungen. Diese tatsächliche Position des

Schaltungsträgers wird als Basis für die Berechnung der Korrekturfahrt verwendet. Somit

wird gewährleistet, dass das Bestückungsergebnis innerhalb akzeptabler

Genauigkeitswerten bleibt.

Absetzen des Bauteils

Zum Absetzen des Bauteils wird die Korrekturfahrt, welche im letzten Schritt vorberechnet

wurde, gestartet. Sobald die korrigierte Position erreicht wurde, wird das Bauteil abgesetzt.

Da der Absetzvorgang nur wenige Millisekunden dauert, hat er nur einen geringen Einfluss

115 | 208

auf die Bestückungsgenauigkeit der Bauteile. Außerdem wurden wie nachfolgend ausgeführt

noch weitere Maßnahmen implementiert, um den Absetzvorgang möglichst zu optimieren.

4.3.4 Weitere Optimierungsmaßnahmen

Referenzpunkterkennung

Die Erkennung von Referenzpunkten auf einem flexiblen Schaltungsträger wird dazu

verwendet, die Position des Schaltbildes genauer zu bestimmen. Erst dadurch wird es

ermöglicht die Bauteile exakt auf dem Schaltungsträger zu platzieren. Die

Referenzpunkterkennung erfolgt mittels einer Kamera, welche am Bestückungskopf

positioniert ist. Diese Kopfkamera wird über das XY-Portal des Bestückungskopfes an die

entsprechenden Referenzpositionen auf dem Schaltungsträger gefahren, um die Mitte der

aufgebrachten Referenzmarken zu erkennen. Als mögliche Referenzmarken stehen z. B.

Kreise, Kreuze und Rauten zur Verfügung. Im Rahmen des Projektes wurden ausschließlich

Kreise als Referenzmarken verwendet.

Bei der Implementierung des kontinuierlichen Transports ist aufgefallen, dass sich die Maße

ein und desselben Referenzpunktes mehr als bei fester Leiterplattenaufnahme verändert

haben. Nach diversen Untersuchungen wurde festgestellt, dass aufgrund der zeilenweisen

Abtastung des Videobildes in der Kamera (Rolling-Shutter) sich das Bild des Kreises

während einer Aufnahme verzerrt. Erste Versuche die Referenzpunktaufnahme auch

während einer Bewegung entlang der Förderrichtung durchzuführen, erwiesen sich als in der

Praxis nicht umsetzbar. Diverse Ungenauigkeiten die hauptsächlich aufgrund von

Latenzzeiten bei der Synchronisierung zwischen den beiden Achssystemen aufgetreten sind,

konnten nicht so verbessert werden, dass das Ergebnis zufriedenstellend war.

Als Lösungsansatz kommt für die Umsetzung in Serie eine Kamera mit Global-Shutter in

Frage. Im Vergleich zur aktuell verwendeten Kamera mit Rolling-Shutter wird bei diesem

Kameratyp das gesamte Bild auf einmal aufgenommen. Somit unterliegt das Bild der

Referenzmarke nur einer geringeren Verzerrung durch den kontinuierlichen Transport.

116 | 208

Abbildung 74. Schematische Darstellung der Verzerrung durch kontinuierlichen Transport

Als zweiten Ansatz wurden die Erkennungsalgorithmen für den Referenzmarkentyp »Kreis«

angepasst. Die Anpassungen bezogen sich darauf, dass der bisherige

Erkennungsalgorithmus immer von einem perfekten Kreis ausgegangen ist. Dadurch hat der

Algorithmus versucht, einen perfekten Kreis möglichst optimal in eine Ellipse einzupassen.

Dies hatte zur Folge, dass die Referenzmarke entweder in der einen oder in der anderen

Seite der Ellipse erkannt wurde. Der abgeänderte Referenzmarkenalgorithmus ist nun in der

Lage, auch Ellipsen sauber zu erkennen. Dies führt dazu, dass der Erkennungsfehler

aufgrund des Algorithmus verringert wird.

Rundlaufkorrektur Bestückungswerkzeuge

Die Bestückungswerkzeuge für die Platzierung von Bauteilen werden hochpräzise gefertigt.

Andererseits unterliegen diese Bestückungswerkzeuge als Verschleißteil einem gewissen

Preisdruck. Dadurch muss ein gewisser Kompromiss in Sachen Genauigkeit während der

Fertigung der Bestückungswerkzeuge eingegangen werden. Wie in nachfolgender Abbildung

zu sehen, unterliegen die Bestückungswerkzeuge – exemplarisch für die Bauform 0603

gezeigt – einer Abweichung von ca. ± 30 µm. Da Bauteile in einem beliebigen Winkel auf

dem Schaltungsträger platziert werden können, geht diese Ungenauigkeit direkt in die

Bestückungsgenauigkeit ein.

Um die Bestückungsgenauigkeit zu verbessern, wurden Korrekturtabellen für die einzelnen

Werkzeuge eingeführt. Zusätzlich erhielten die Werkzeuge einen Verdrehschutz, welcher

117 | 208

gewährleistet, dass die Werkzeuge immer im selben Winkel aufgenommen werden. Mit Hilfe

des Lasers, welcher direkt am Bestückungskopf implementiert ist, ist es nun möglich, jedes

einzelne Bestückungswerkzeug zu vermessen und die Korrekturtabelle zu erstellen. Je nach

Bestückungs- und Entnahmewinkel wird nun der entsprechende Korrekturvektor der Tabelle

entnommen und auf die XY-Koordinaten des Bestückungskopfes gerechnet.

Abbildung 75. Unwucht einer Bestückungsnozzle für Bauteile 0603

Optimierung der Vakuumschaltzeiten

Da der Bestückungskopf während des Absetzens eines Bauteils bisher nicht verfahren wird,

muss die untere Verweildauer der Z-Achse sowie die benötigte Ausschaltzeit für das

Vakuum möglichst kurz gehalten werden, um ein Verschieben des Bauteils aufgrund des

bewegten Schaltungsträgers zu vermeiden. Ein typischer Platziervorgang in der unteren

Position des Bestückungskopfes dauert je nach Bauteil und Bestückungswerkzeug zwischen

30 und 50 ms.

Dieser Zeitraum bezieht sich ausschließlich auf den Bereich in welchem das Bauteil mit

118 | 208

aktiviertem Vakuum bzw. berührendem Bestückungswerkzeug auf dem bewegten

Schaltungsträger liegt. Da die verwendeten Bestückungswerkzeuge gefedert sind, wird das

Bauteil bei der Bestückung für einige Millisekunden in die Paste gedrückt, bevor der

Bestückungskopf sich wieder zurückzieht und das Vakuum deaktiviert.

Das eigentliche Verfahrverhalten der Z-Achse konnte an dieser Stelle nicht optimiert werden.

Jedoch konnte die Schaltzeit des Vakuumventils verbessert werden. Für die Verbesserung

der Schaltzeiten wurden zwei Maßnahmen in die Firmware der Automatensteuerung

implementiert.

Einerseits wird kurz vor Abschalten des Vakuumventils der Ventiltreiber nur noch zu 50%

mittels PWM-Signal angesteuert. Dies führt dazu, dass im Augenblick des Ausschaltens die

Reaktion des Vakuumventils wesentlich schneller auftritt, da die Schaltverzögerung des

Magnets im Ventil verkürzt wird.

Andererseits wurde ein vorausplanender Algorithmus in die Software implementiert, welcher

in Abhängigkeit der Bestückungsgeschwindigkeit des Bauteils, welches am Bestückungskopf

vorhanden ist und des Bestückungswerkzeugs das Vakuum per Software deaktiviert bevor

die exakte Platzierhöhe erreicht wurde.

Durch diese beiden Maßnahmen wurde die Schaltverzögerung des Vakuumventils um ca. 10

Millisekunden verkürzt.

119 | 208

Abbildung 76. Schaltverzögerung eines typischen Vakuumventils

Im folgendem werden kurz die erzielten Ergebnisse zusammengefasst:

Kontinuierlicher Folientransport Der entwickelte prototypische Bestückungsautomat ist in der Lage, die zu verarbeitende

Folie »von Rolle zu Rolle« zu fördern und zu bestücken. Dabei wurden

Fördergeschwindigkeiten der Folie von maximal 1 m/min erreicht bzw. getestet. Die geplante

Zielgeschwindigkeit von mind. 0,5 m/min wurde somit mit ausreichender Reserve erreicht.

Eine weitere Erhöhung der Geschwindigkeit scheint zwar möglich, da die verwendeten

Achsen auch höhere Geschwindigkeiten zulassen. Allerdings werden in der Praxis höhere

Fördergeschwindigkeiten nicht angewendet, da zum Beispiel nachfolgende

Fertigungskomponenten die Fördergeschwindigkeit limitieren. Außerdem verschlechtert sich

die Bestückungstoleranz erheblich mit steigender Geschwindigkeit.

120 | 208

Getakteter Folientransport

Zusätzlich zu den Zielen im Rahmen des Projektes wurde die Einrichtung zum

Folientransport so ausgelegt, dass ein getakteter Betrieb möglich ist.

Diese Betriebsart ermöglicht bei einer späteren Verwertung der Transporteinrichtung eine

einfachere Trennung der einzelnen Prozessschritte, da die Fertigungsschritte dann nicht

mechanisch gekoppelt und synchronisiert werden müssen. Dies führt zu einer wesentlichen

Vereinfachung der Schnittstellen zwischen den einzelnen Prozessen. Je nach

Anwendungsfall kann dies zu einer Kostenoptimierung bei der Investition führen.

Bandbreite

Die Transporteinrichtung ist so ausgelegt, dass eine Folienbreite von maximal 400 mm

möglich ist. Im Rahmen des Projektes stand eine Folie mit einer Breite von 250 mm zur

Verfügung. Auf dieser Folie wurden die Bestückungstests durchgeführt. Als minimale

Folienbreite wurde in der Transporteinheit eine 50 mm breite Folie positiv getestet.

Bestückungsgenauigkeit

Testbestückungen auf Basis von Testmaterial von Mektec (metallisierte Folien mit 250 mm

Breite) ergaben eine Bestückungstoleranz von 140 – 150 µm. Für die Tests wurden

keramische Testbauformen der Größe 0805 bzw. 1206 verwendet. Die Auswertung der

Bestückungstoleranzen erfolgte – wie auch bei starren Leiterplatten üblich – relativ zu den

verwendeten Fiducials im Schaltungsträger.

Schnittstellen zu anderen Prozessschritten

Zur späteren Integration des Einzelmoduls in eine komplette Fertigungslinie steht eine

Schnittstelle zur Verfügung, um verschiedene Parameter für die kontinuierliche Fertigung

bidirektional übergeben zu können. Im Rahmen des Projektes ist die Anbindung per RS232

Schnittstelle an einen Linienrechner vorgesehen. Das verwendete Protokoll lehnt sich an den

gemeinsamen Protokollentwurf der AVT-Gruppe an. Beispielsweise können die

Transportgeschwindigkeit geändert oder einzelne Nutzen im Schaltungsträger für die

Bestückung ausgeblendet werden. Auch die Übergabe von Status- und Fehlermeldungen ist

über diese Schnittstelle möglich.

121 | 208

Die Tätigkeiten im Rahmen des Forschungsprojektes haben bei der Firma Fritsch dazu

geführt, dass ein prototypischer Bestückungsautomat für die kontinuierliche Fertigung auf

Folie im »Rolle zu Rolle Verfahren« entwickelt wurde. Diese Möglichkeit eröffnet uns weitere

Anwendungsfelder für die zukünftige Vermarktung unserer Produkte.

Abbildung 77. Prototypischer Bestückungsautomat mit Transporteinheit

Als weitere Möglichkeit der Verwertung des Transportsystems besteht die Option das

Transportsystem nicht nur kontinuierlich sondern auch getaktet einzusetzen.

Dadurch ergibt sich nicht nur die Chance auf Neukunden im Bereich der kontinuierlichen

Fertigung, sondern es können damit auch Kunden bedient werden, welche schon

bestehende Anlagen besitzen und lediglich einen Austausch oder eine Modernisierung der

Bestückungsanlage benötigen.

Als Planziel für die Fertigstellung eines endgültigen Produktes auf Basis der Ergebnisse des

Projektes sehen wir Anfang 2014 als möglich.

123 | 208

4.4 Ergebnisse der Seho Systems GmbH

4.4.1 Vorbetrachtungen

Auf den zu lötenden Leiterplatten, Platinen oder Folien sind Bauteile mit unterschiedlichen

Eigenschaften aufgebracht. Nicht nur die Größe, sondern auch die Form und die

physikalischen Eigenschaften der Bauteile machen es sehr schwierig, einen solchen

Bauteilmix zu löten.

Beim Reflowlöten richtet sich der Energiebedarf nach den Bauteilen mit dem höchsten

Energiebedarf. Dies führt dazu, dass Bauteile mit einem sehr niedrigeren Energiebedarf thermisch wesentlich höher belastet werden, als für die Ausbildung zuverlässiger

Lötverbindungen erforderlich ist. Durch die Einführung der bleifreien Lote, hat sich diese

Situation noch verschärft, da die Löttemperatur um ca. 20°C bis 30 °C gegenüber dem

eutektischen Zinn-/Bleilot angehoben wurde. Dies führt zwangsläufig zu einer gravierenden

Verkleinerung des Prozessfensters.

Auch unter dem immer wichtiger werdenden Gesichtspunkt des Energieverbrauches ist hier

eine andere Lösung die zu einem verringertem Energieverbrauch führen würde

wünschenswert.

Zur Lösung dieser Aufgabenstellung wurde eine selektive Heizung entwickelt und getestet.

Mit Hilfe dieser neuen selektiven Heizung kann Energie an den Stellen gezielt zugeführt

werden wo sie benötigt wird. Bauteile mit nur geringem Energiebedarf werden nur wenig

oder überhaupt nicht von der selektiven Heizung beaufschlagt. Dies führt zwangsläufig zu

einer Reduzierung des Gesamtenergieverbrauchs. Bauteile mit geringem Energiebedarf

werden thermisch geschont. Nachfolgende Darstellung verdeutlicht dies:

124 | 208

Abbildung 78. Temperaturkurven von 2 unterschiedlichen Bauteilen

Die durchgezogene rote Linie in Abbildung 78 zeigt den Temperaturverlauf eines kleinen

Bauteiles mit nur geringem Energiebedarf. Im Vergleich dazu die blaue Linie eines Bauteils

mit hohem Energiebedarf. Dem kleinen Bauteil wird unnötig viel Energie zugeführt (ΔTmax).

Um dies zu kompensieren, müsste das große Bauteil vorgeheizt werden (selektive Heizung),

um mit einem höheren Temperaturlevel (ΔT0) zu starten. Die grüne Linie verdeutlicht den

Temperaturverlauf des großen Bauteils mit vorgeschalteter selektiver Heizung. Analog dazu

der Temperaturverlauf des kleines Bauteiles, welches durch die rote gestrichelte Linie (die

sich im Aufheizen mit der durchgezogenen roten Linie überdeckt) in Abbildung 78 dargestellt

ist.

Die Frage die untersucht werden soll ist, ob eine der Reflowanlage vorgeschaltete selektive

Heizung große Bauteile gezielt so erwärmen kann, dass Temperaturdifferenzen in der

Peakzone minimiert oder sogar homogenisiert werden?

4.4.2 Versuchsaufbau selektive Heizung vor der Lötanlage

Die Leiterplatte läuft in die Anlage ein. Am Beginn der Anlage ist ein Sensor montiert (siehe

Abbildung 79), der den Anfang der Leiterplatte erkennt.

125 | 208

Abbildung 79. Schematische Darstellung der Lötanlage mit vorgestellter selektiver Heizung

Anschließend wird die Leiterplatte mit Hilfe der selektiven Heizung genau an den Stellen

erwärmt, wo ein erhöhter Energiebedarf nötig ist. Danach fährt die Leiterplatte durch die

SEHO Reflow-Lötanlage.

4.4.3 Aufbau selektive Heizung vor der Lötanlage

Die selektive Heizung besteht aus insgesamt 38 Elementen. Es sind 20 W Spiegellampen

der Fa. Osram (siehe Abbildung 80). Die Heizlampen sind in drei Reihen nebeneinander

angeordnet. Die mittlere Reihe besteht aus 12 Heizlampen, die beiden äußeren Reihen aus

jeweils 13 Heizlampen. Dabei sind die jeweiligen Reihen zueinander versetzt angebracht

(siehe Abbildung 80). Durch diese versetzte Anordnung der Lampen wird eine optimale

Flexibilität erreicht.

Die Spiegellampen haben einen Durchmesser von ca. 18 mm und einen Fokus von ebenfalls

ca. 18 mm. Der Abstand zur Leiterplatte beträgt 20 mm. Die gesamte Länge der selektiven

Heizung ist 500 mm. Die selektive Heizung wurde mit einer SPS Steuerung der Fa. B&R

betrieben. Es wurde eine sogenannte »Lauflichtsteuerung« programmiert, d.h. die

Heizlampen sind in der Lage wie ein Lauflicht dem einzelnen Bauteil zu folgen. Dabei kann

die Leistung der Spiegellampen in 10-er Schritten von 0% bis 100% eingestellt werden. Die

Eingabe des Ablaufprogramms für die einzelnen Lampen der »Lauflichtsteuerung« erfolgt

über ein Display der B&R Steuerung.

Vorerst wurden lediglich 3 Lampenreihen installiert und im Programm auf der SPS Steuerung

integriert, da dies für erste Tests vollkommen ausreicht.

126 | 208

Abbildung 80.Spiegellampe Abbildung 81. Anordnung der Heizlampen

Versuchsplatine

In der nachfolgenden Abbildung 82 ist die Versuchsplatine dargestellt, mit der die Versuche

mit der selektiven Heizung gefahren wurden. Es handelt sich dabei um eine FR 4 Platine im

Europakartenfomat mit einer Mischbestückung bestehend aus 6 großen QFP 208 Bauteilen

2 kleineren IC’s der Bauform PLCC 32. An diesen beiden Bauteiltypen wurden an insgesamt

6 Stellen Messfühler angebracht. Messfühler 1 und 2 sind am kleinen IC befestigt, wobei

Messfühler 1 auf der Oberfläche des Bauteils und Messfühler 2 an den Bauteilpins

angebracht wurde. Messfühler 3 bis 5 wurden am großen Bauteil QFP 208 befestigt.

Messfühler 4 auf den Bauteiloberfläche und die Messfühler 3 und 4 an den Bauteilpins. Der

letzte Messfühler 6 wurde direkt am Ende auf der Platine befestigt.

Abbildung 82. Versuchsplatine

Als Messfühler wurden Thermoelemente (Typ J, 0.2 mm Durchmesser) verwendet, welche

mit Hilfe von Wärmeleitkleber auf den Bauteilekörpern und Bauteilanschlüssen fixiert

wurden.

Lötrichtung

6 5 3 2 1 4

127 | 208

4.4.4 Vorversuch mit selektiver Heizung vor der Lötanlage

In einem Vorversuch soll geklärt werden, ob die selektive Heizung überhaupt in der Lage ist,

die Bauteile auf der Testplatine zu erwärmen und wenn ja, in welchem Maße.

Zu diesem Zwecke wurde die Testplatine unter der selektiven Heizung (Abstand ca. 20 mm)

mit einer Geschwindigkeit von 40 cm/min transportiert. Die Lampenheizleistung war auf 50%

eingestellt. Die Heizmodule der Reflow-Lötanlage waren alle abgeschaltet und es herrschte

Raumtemperatur innerhalb und außerhalb der Maschine. Das Ergebnis ist in der

nachfolgenden Abbildung 83 dargestellt:

Abbildung 83. Temperaturmessung selektive Heizung Wie aus Abbildung 83 ersichtlich ist, konnte ein Temperaturanstieg von ca. 85°C bis 110°C

festgestellt werden. Den höchsten Temperaturanstieg konnten erwartungsgemäß die

Oberflächen des großen und des kleinen Bauteiles erfahren. Hier konnte eine Erwärmung

auf ca. 110°C gemessen werden (Messfühler 1 und 4 bzw. channel 0 und channel 3 aus

Abbildung 83). Bei den drei Messfühlern, welche sich auf den Bauteilpins befinden

(Messfühler 2, 3 und 5 bzw. channel 1, channel 2 und channel 4 aus Abbildung 83), konnte

ein gleichmäßiger Temperaturanstieg von ca. 100°C festgestellt werden.

Über den Messfühler 6 (channel 5 aus Abbildung 83), welcher direkt auf der Leiterplatte

postiert war, wurde eine Erwärmung auf 85°C gemessen.

Somit kann festgestellt werden, dass die selektive Heizung in der Lage ist, positionsorientiert

Wärmeeinkopplung zu realisieren und somit den jeweiligen Bauteilen auf einer

128 | 208

Flachbaugruppe, ihre bedarfsbezogene Wärmemenge zur Erreichung einer homogenen

Lötverbindung zu ermöglichen.

4.4.5 Versuche mit selektiver Heizung vor der Lötanlage

Für die nachfolgenden Versuche mit und ohne selektive Heizung wurden folgende

Einstellungen an der SEHO Reflow-Lötanlage vorgenommen:

Transportgeschwindigkeit: 85 cm/min

Heiz-Zone 1 Heiz-Zone 2 Heiz-Zone 3 Heiz-Zone 4 Heiz-Zone 4

160°C 180°C 200°C 220°C 350°C

Tabelle 9.

Abbildung 84. Referenz-Standardtemperaturprofil

Diese Einstellwerte sind aus einem Standard-Profil zum Löten übernommen worden. In

Abkühlung durch Maschinenlüfter

Tmax 197°C 188°C 192°C 194°C 184°C 182°C

129 | 208

Abbildung 84 ist dieses Temperaturprofil ohne Aktivierung der selektiven Heizung dargestellt.

Anhand der Temperaturkurven kann man die einzelnen Heiz-Zonen sowie ihre einzelnen

Heizdüsen klar erkennen. Die Platine wird langsam und stetig auf eine Temperatur von

140°C gebracht und anschließend in der fünften und damit letzten Heiz-Zone mit einem

Temperaturpeak auf hier ca. 190°C erwärmt. Der Temperatureinbruch am Ende der

Messung ist auf eine in der Maschine installierte Kühleinheit zurückzuführen.

Um den Unterschied zwischen einem Temperaturprofil mit und ohne selektive Heizung

darzustellen, wurden Vergleichsmessungen mit und ohne selektive Heizung durchgeführt.

Die oben benannten Einstellwerte (Transportgeschwindigkeit und Heiz-Zonentemperaturen)

wurden für alle Versuche so beibehalten. In den nachfolgenden Abbildungen sind jeweils

zwei Kurven eines Messfühlers mit und ohne selektive Heizung überlagert dargestellt. So

kann sehr einfach der Unterschied zwischen normalem Durchlauf (ohne selektive Heizung)

und Durchlauf mit selektiver Heizung bewertet werden.

Abbildung 85. Sensor 4 – Vergleich mit und ohne selektive Heizung

Sensor 4 liegt in der Mitte des großen QFP 208 Bauteils. Durch die selektive Heizung am

Anfang der Temperaturkurve konnte eine Temperaturerhöhung von ca. 30°C auf ca. 75°C

erreicht werden. Dies bedeutet ein Delta T von 45°C. Im weiteren Verlauf der

Temperaturkurve nähert sich jedoch die blaue Temperaturkurve (mit selektiver Heizung) der

lila Temperaturkurve (ohne selektive Heizung) an. Im Peakbereich ist in der Kurve mit

selektiver Heizung eine Spitzentemperatur von 200°C messbar, in der Vergleichskurve ohne

selektive Heizung sind es 195°C. Dies bedeutet ein Delta T von lediglich 5°C im Vergleich zu

∆ T = 45 oC

∆ T = 5 oC

Förderrichtung

130 | 208

45°C nach dem Aufheizen mit Hilfe der selektiven Heizung. Auch zeigt Sensor 4 eine sehr

stark abfallende Abkühlkurve.

Abbildung 86. Sensor 3 – Vergleich mit und ohne selektive Heizung

Sensor 3 liegt an den Bauteilpins zwischen dem ersten und zweiten großen QFP 208

Bauteil. Durch die selektive Heizung am Anfang der Temperaturkurve konnte eine

Temperaturerhöhung von ca. 30°C auf ca. 65°C erreicht werden. Dies bedeutet ein Delta T

von 35°C, das um 10°C niedriger ist als im vorhergehenden Versuch (vgl. Abbildung 85).

Auch hier kann im weiteren Verlauf der Temperaturkurve eine Annäherung der blauen

Temperaturkurve (mit selektiver Heizung) mit der lila Temperaturkurve (ohne selektiver

Heizung) festgestellt werden. Im Peakbereich ist in der Kurve mit selektiver Heizung eine

Spitzentemperatur von 196°C messbar. Im Vergleich zu der Temperaturkurve ohne selektive

Heizung (max.Temperatur. ca. 191°C) ergibt sich ein Delta T von 5°C. Dies ist identisch mit

dem Wert aus dem Versuch zuvor.

In Abbildung 87 ist der Temperaturverlauf von Sensor 1 dargestellt, welcher sich in der Mitte

der Bauteiloberfläche des kleinen ICs befindet. Mit einem Delta T von lediglich 25°C zeigt

dieser Messpunkt die geringste Aufwärmung durch die selektive Heizung. Mögliche

Ursachen dafür könnten der Wärmefluss im Bauteil und die kleine Oberfläche des ICs sein.

Im weiteren Verlauf der Temperaturkurve nähert sich, wie bei allen Versuchen, die blaue

Temperaturkurve (mit selektiver Heizung) der lila Temperaturkurve (ohne selektiver Heizung)

an. Hier überdeckt sie sich bereits vor dem Eintritt in den Peakbereich vollständig. Dies

bedeutet, dass die Wirkung der selektiven Heizung für dieses Bauteil bis zum Erreichen der

∆ T = 5 oC

∆ T = 35 oC Förderrichtung

131 | 208

Peakzone vollkommen verpufft. In der Peakzone wird eine Maximaltemperatur von ca. 197°C

erreicht.

Abbildung 87. Sensor 1 – Vergleich mit und ohne selektive Heizung

Die anderen Versuche, Diagramme und Auswertungen für die Messstellen 2, 5 und 6 liegen

mit ihren Werten zwischen den zuvor dargestellten Auswertungen. Sie zeigen dieselben

Ergebnisse wie die Versuche zuvor und werden an dieser Stelle deshalb nicht ausführlich

dargestellt.

4.4.6 Schlussfolgerungen aus Kap. 4.4.5

Auf Grund der Versuche kann festgestellt werden, dass durch eine Matrix aus 20 W

Spiegellampen die gezielte selektive Heizung von Bauteilen auf der Leiterplatte möglich ist.

Massereiche Bauteile mit erhöhtem Energiebedarf können gezielt vorgewärmt werden.

Massearme Bauteile mit niedrigem Energiebedarf werden thermisch geschont.

Aufgrund der langen Ofenstrecke ist der Einfluss der selektiven Heizung leider nur sehr

gering. Die vor der Reflowlötanlage erzielte Aufheizung durch die selektive Heizung der Pins

und Bauteile nivelliert sich auf dem Weg zur Peakzone, da innerhalb der Anlage eine

integrale Erwärmung erfolgt.

0

20

40

60

80

100

120

140

160

180

200

220

240

00:00 00:30 01:00 01:30 02:00 02:30 03:00 03:30 04:00 04:30 05:00 05:30

T in

°C

t in mm:ss

Sensor 1 - Vergleich bei 85cm/min mit und ohne Vorheizung mit Vorheizung

∆ T = 0 oC

F d i ht ∆ T = 25 oC

132 | 208

Für die auf hohen Durchsatz ausgelegten industriellen Reflowlötanlagen erscheint deshalb

eine in die Anlage integrierte selektive Heizung sinnvoller. Entscheidend dabei ist der

Einbauort der selektiven Heizung. Je näher dies an der Peakzone liegt, umso besser.

Wird die selektive Heizung vor / im Peakbereich platziert, ergeben sich dadurch weitere

Anforderungen. Aufgrund von wesentlich höheren Temperaturen in diesem Bereich reichen

die 20 W Spiegellampen nicht aus, um eine selektive Erhöhung der Temperatur der Bauteile

zu erreichen. Deshalb wurde die Untersuchung alternativer Energiequellen für die selektive

Heizung in Angriff genommen. Konstruktiv muss die selektive Heizung in das modulare

Maschinenkonzept integriert werden. Die Steuerungstechnik muss angepasst und

überarbeitet werden, um auch unter diesen erschwerten Bedingungen sichere und

reproduzierbare Ergebnisse zu ermöglichen.

4.4.7 Theoretische Überlegungen

Für die Untersuchung alternativer Energiequellen für die selektive Vorheizung stellt sich die

Frage, welche Energiemenge bzw. Leistung benötigt wird, Bauteile in einer bestimmten Zeit

auf eine bestimmte Temperatur zu bringen.

a) Zeit

Die in der Anlage vorgesehene selektive Vorheizung hat eine Länge von ca. 250 mm. Die

Leiterplatte bzw. Folie bewegt sich mit einer Geschwindigkeit von 100 cm/min unter dieser

selektiven Vorheizung hinweg.

b) Abschätzung

Erwärme ein Volumen Zinn um 40 K = T2 – T1 = ΔT0

Mit T1 < TL < T2, Löttemperatur TL = 232°C

Fläche des Zinns = 1 cm2 = A

Dicke des Zinns = 0,125 mm = 125 μm = d

Dichte = 7,3 • 103 kg/m3 = ξ

Schmelzwärme = 7,0 • 103 J/mol Molmasse = 1 mol = 119 g = 0,119 kg

smm

mmtZeit 15min25,0min/_1000

_250===

133 | 208

Massenbezogene Schmelzwärme qs = = 58,8 ·103 J/kg

Wärmekapazität cp = 0,23 = 230

c) Aufzuwendende Energiemenge Energiemenge Q = sensible Wärme + latente Wärme

(Erwärmung) (Schmelzen)

Q = m • cp • ΔT0 + qs , mit m = A • d • ξ

= A • d • ξ • cp • ΔT0 + qs

= 1•10-4 m2 • 1,25•10-4 m • 7,3•103 kg/m3 • 230 • 40 K + 58,8•103

= 9,13•10-5 kg • 9200 + 58800

= 0,84 J + 5,37 J = 6.2 J

d) Leistung Berechnung der Leistung, wenn das Ganze in 15 Sekunden passieren soll.

P = = 0,4 W e) Flächenleistungsdichte Flächenleistungsdichte PA = = 0,4 W / cm2

4.4.8 Testaufbau für neues Heizelement

Die Suche nach einer geeigneten Energiequelle, welche den zuvor beschriebenen

Anforderungen genügt war sehr umfangreich und gestaltete sich sehr schwierig. Die

Umgebungsbedingungen (T > 200°C), der elektrische und steuerungstechnische Aufwand

sowie die Größe der heizbaren Flächen (möglichst kleine Flächenauflösung) waren die

Hauptmerkmale, auf die zu achten war. Letztendlich wurden wir bei der Fa. USHIO fündig.

Als Heizelement wurde die in Abbildung 88 dargestellte Heizlampe verwendet.

KkgJ⋅

KkgJ⋅ kg

J

kgJ

kgJ

t

Qsec152,6 J

AP

KkgJ⋅

134 | 208

Abbildung 88. Heizlampe der Fa. USHIO

Es handelt sich dabei um einen Stiftsockelstrahler mit einer Ansteuerung von 46 Volt bei

einer maximalen Leistung von bis zu 100 Watt. Die Farbtemperatur ist 2450 K und die

mittlere Lebensdauer beträgt 1000 h. Der Stiftsockelstrahler ist weiterhin mit einer diffusen

Reflektorschicht ausgestattet, welche es uns ermöglicht, die Wärme gezielt auf einen kleinen

Bereich zu übertragen. Bei der Fassung wurde eine Standard Rundfassung GY 6.35

verwendet. Die Bemessungstemperatur beträgt maximal 350°C.

Zur Ansteuerung der Heizlampen wurden CAN-Bus-Module mit jeweils 4 Kanälen für die

SEHO Mikroprozessorsteuerung entwickelt. Damit ist eine stufenlose Ansteuerung jeder

einzelnen Heizlampe über PWM im Bereich von 0% bis 100% möglich. Eine

Stromüberwachung jeder Heizlampe ist direkt auf den CAN-Bus-Modulen implementiert. Ein

Ausfall einer Heizlampe kann somit sofort festgestellt werden, was aus

Prozesssicherheitsgründen sehr wichtig ist.

135 | 208

Die Abbildung 89 stellt den grundsätzlichen Testaufbau mit den neuen Komponenten dar:

Abbildung 89. Testaufbau Ein geregeltes Schaltnetzteil liefert die Spannung für bis zu 6 Heizlampen. Für die modulare

Mikroprozessorsteuerung entwickelten wir eine Software mit CodeSys IEC 61131-3 zur

Ansteuerung der Heizlampen.

Auf einer Testleiterplatte wurde ein Messfühler mit SMD-Kleber befestigt um

Temperaturmessungen vorzunehmen.

Exemplarisch nachfolgend zwei Messungen mit nur einer Heizlampe mit unterschiedlichen

Abständen im Diagramm dargestellt (Abbildung 90):

Abbildung 90. Temperaturmessungen mit 16 mm und 6 mm Abstand

Modulare Steuerung: CAN-Bus-Module mit jeweils 4

Kanälen

Geregeltes Schaltnetzteil: 230V 46 V

Gleichspannung

• 6 Heizlampen 46 Volt / 100 Watt

• Bemess.temp. bis 350°C • 700 mm Silikonleitung

136 | 208

In der nachfolgenden Tabelle 10 sind die einzelnen Messergebnisse gelistet:

Abstand Heizlampe zu Messfühler

16 mm 16 mm 16 mm 6 mm 6 mm 6 mm

Leistung der Heizlampe

50% 75% 100% 50% 75% 100%

Gradient bis Spitze (°C/sec)

0,39 0,55 0,68 0,51 0,80 1,03

Höchsttemperatur (°C)

79,3 102,2 123,3 102,0 144,4 180,4

Tabelle 10. Messergebnisse für verschiedene Abstände und Heizleistungen. Es ist deutlich zu erkennen, dass es grundsätzlich möglich ist, eine sehr hohe Wärmeenergie

von der Heizlampe auf den Messfühler zu übertragen. Dabei wird die Heizlampe durch die

niedrige Umgebungstemperatur (Raumtemperatur) ständig gekühlt. Für die selektive

Heizung innerhalb der Lötanlage sind aufgrund der höheren Umgebungstemperatur noch

bessere Temperaturwerte zu erwarten.

4.4.9 Testaufbau selektive Heizung innerhalb der Lötanlage

Für die selektive Heizung innerhalb der Lötanlage (in der Peakzone) werden insgesamt 72

Heizlampen verwendet. Diese Heizlampen sind wie in Abbildung 91 zu sehen ist

matrixförmig angeordnet. Die selektive Heizung besteht aus 13 Reihen. 7 Reihen mit 6

Heizlampen und 6 Reihen mit 5 Heizlampen (insgesamt 72 Heizlampen). Die einzelnen

Reihen sind versetzt zueinander angebracht, um eine möglichst gute Flächenabdeckung zu

erreichen.

Zur Ansteuerung der einzelnen Heizlampen sind 18 CAN-Bus-Module mit jeweils 4 Kanälen

für die SEHO Mikroprozessorsteuerung nötig. Weiterhin werden 12 Schaltnetzteile benötigt

um die Heizlampen mit Spannung zu versorgen.

Die Heizlampen werden als Lauflicht angesteuert, so dass ein Bauteil über die gesamte

Länge der selektiven Heizung mit Energie versorgt wird.

Die selektive Heizung wurde in die SEHO Reflow Lötanlage am Anfang der Peakzone

eingebaut (siehe Abbildung 92). Sie wurde als eigenständiges Modul konstruiert. Dadurch ist

137 | 208

man in der Lage, das Modul »selektive Heizung« flexibel an einer beliebigen Stelle innerhalb

der SEHO Lötanlage zu verwenden.

Abbildung 91: Testaufbau

In der Mitte der Transportbreite direkt vor der selektiven Heizung wurde ein hitzebeständiger

Sensor installiert. Dieser Sensor erkennt den Anfang einer Leiterplatte oder den Beginn

eines Nutzens auf einer Folie und bestimmt somit den Startpunkt für das Abarbeiten des

Programmes der selektiven Vorheizung.

Abbildung 92. Selektive Heizung im Peakbereich der Testeinrichtung

Laufrichtung

138 | 208

4.4.10 Vorversuche mit der selektiven Heizung in der Lötanlage

Tests mit Folie Von einer Rolle mit kupferkaschierter Folie, 250 mm breit, wurde ein Folienabschnitt in

Maschinenlänge abgeschnitten und auf diesen 6 Kaptonband Fühler aufgeklebt. 1 bis 3 vorn

quer, nach 715 mm mittig, nach 1375 mm mittig und nach 1675 mm mittig. Anschließend

wurde ein Referenzprofil erstellt, welches für die weiteren Tests Verwendung findet.

Wichtig war dabei die Einstellung der Lüftergruppen. Die oberen Lüfter wurden mit 80% und

die unteren Lüfter mit 30% Leistung betrieben. Dies ist nötig, um die Folie auf dem

Transportgitter zu halten. Somit waren zum Transport der Folie keine zusätzlichen

Führungen oder andere Vorrichtungen notwendig. Der Gliedergurttransport liegt ca. 10 mm

über den unteren Düsen.

Bei den Durchläufen der Folie mit dem Referenzprofil und voll eingeschalteter selektiver

Heizung (alle Heizlampen 100%) waren keine Verformungen an der Folie festzustellen.

Tests mit SEHO-Messplatine

Abbildung 93. SEHO-Messplatine

Das in Abbildung 94 dargestellte Temperaturprofil wurde mit der SEHO-Messplatine

durchgeführt. Auf dieser in Abbildung 93 dargestellten Platine sind 5 Messfühler angebracht.

Die ersten drei Messfühler wurden in Laufrichtung vorne links, mittig und rechts auf der

Platine befestigt. Messfühler Nr. 4 ist auf einem sehr massereichen Bauteil platziert. Mit dem

Messfühler Nr. 5 wird eine sphärische Messung durchgeführt.

1

2

3

4 5

139 | 208

In Abbildung 94 ist zu erkennen, dass die Messpunkte 1 bis 3 annähernd den gleichen

Temperaturverlauf haben. Messfühler Nr. 4 auf dem massereichen Bauteil (hellblaue Kurve)

liegt ca. 20°C bis 30°C tiefer als die Messfühler 1 bis 3.

Abbildung 94. Temperaturprofil mit SEHO-Messplatine

Die sphärische Messung (Messfühler Nr. 5) weist erwartungsgemäß die höchsten

Temperaturen auf. In den einzelnen Vorheizungszonen sind dabei der Temperaturanstieg

und die einzelnen Düsen der Vorheizungen (obere Teile der Wellenlinie innerhalb eines

Vorheizungsmodules) sehr gut zu erkennen. Bei dieser Messung war die selektive Heizung

(»Heizung 6«) ausgeschaltet.

Temperaturmessungen mit selektiver Heizung Um die Leistungsfähigkeit der selektiven Heizung zu testen, wurden drei Längslinien der

selektiven Heizung mit unterschiedlichen Leistungen beschaltet. Die drei Längslinien

verliefen direkt an den Messstellen 1,2 und 3 der SEHO-Messplatine. Gemessen wurde

jeweils mit 50%, 60%, 70%, 80%, 90% und 100% Leistung auf jeweiligen Heizelementen.

Exemplarisch sind in der nachfolgenden Darstellung (Tabelle 11) die erreichten

Höchsttemperaturen auf der SEHO-Messplatine an den einzelnen Messstellen dargestellt:

140 | 208

Tabelle 11. Höchsttemperaturen mit selektiver Heizung

Dabei kann man feststellen, dass auf der Platine (Messstellen 1 – 4) Temperaturen von über

300°C erreicht wurden. Betrachtet man die Delta-Temperaturen zwischen 60% und 100%, so

beträgt das Delta an den Messstellen 1 bis 3 ca. 50°C. Selbst am Messpunkt 4 (extrem

massereiches Bauteil) kann noch ein Delta von 33°C festgestellt werden.

Um den großen Temperaturunterschied zwischen dem sehr massereichen Bauteil

(Messstelle 4, »Masse«) und dem Rest der Messungen (Messstellen 1 und 3) im Peak-

Bereich der Lötanlage auszugleichen, wurde ein Versuch mit Hilfe der selektiven Heizung

durchgeführt. Dabei wird bei eingeschalteter selektiver Heizung nur das massereiche Bauteil

in der Mitte der SEHO-Testplatine mit Wärme aus der selektiven Heizung versorgt. Wie ein

Laufflicht wird dabei nur das jeweils sich oberhalb befindliche Heizelement über dem sehr

massereichen Bauteil mit 100% Leistung geschaltet.

Das Ergebnis dieses Versuches ist in Abbildung 95 dargestellt. Die selektive Heizung ist als

»Heizung 6« in Abbildung 95 bezeichnet. Die Temperaturkurve (Messstelle 4) des sehr

massereichen Bauteils ist in hellblauer Farbe dargestellt. Der Temperaturverlauf dieser

Kurve ist bis zur Heizung 6 (= selektive Heizung) identisch mit dem Temperaturverlauf aus

Abbildung 95. Beim Eintritt in die selektive Heizung beträgt das Temperaturdelta zwischen

dem massereichem Bauteil und den weniger energiebedürftigen Bauteilen auf Messpunkt 1

und 3 21°C. Dieses Delta von 21°C wird im Verlauf der selektiven Heizung (Heizung 6)

vollständig aufgeholt.

Messfühler Nr. Heizleistung 60% Heizleistung 100% Delta 100% → 60%

1 263 °C 307 °C 44 °C

2 288 °C 342 °C 54 °C

3 277 °C 313 °C 46 °C

4 292 °C 325 °C 33 °C

5 237 °C 258 °C 21 °C

141 | 208

Abbildung 95. Temperaturprofil mit selektiver Energiezufuhr auf ein Bauteil

Das massereiche Bauteil erfährt eine Energiezufuhr von insgesamt 39°C im Verlauf der

selektiven Heizung und wird somit auf das gleiche Temperaturniveau gebracht wie die

weniger energiebedürftigen Bauteile auf Messpunkt 1 und 3 (rote und grüne

Temperaturkurve in Abbildung 96).

142 | 208

In der nachfolgenden Abbildung 96 sind nochmals die Temperaturkurven aus Abbildung 94

und Abbildung 95 übereinander gelegt. Die gestrichelten Kurven (aus Abbildung 96 wurden

mit selektiver Heizung, die durchgezogenen Kurven (aus Abbildung 95) ohne selektive

Heizung durchgeführt:

Abbildung 96. Vergleich Temperaturprofil mit und ohne selektive Heizung.

Man sieht in Abbildung 96 sehr deutlich, dass die gestrichelte hellblaue Temperaturkurve

(massereiches Bauteil) sich im Peakbereich den anderen Temperaturkurven annähert und

schließlich deren Niveau nach dem Verlassen der selektiven Heizung erreicht hat. Die

anderen nicht massereichen Bauteile (Messpunkte) werden von der selektiven Heizung nicht

beeinflusst.

Fazit, selektive Heizung in der Lötanlage

Bei der Forschungs- und Entwicklungsarbeit konnte experimentell bewiesen werden, dass:

• die selektive Heizung auch bei hohen Umgebungstemperaturen (Peakbereich) einen sehr

hohen Wärmeenergieeintrag auf Bauteile übertragen kann

• die selektive Heizung über die variable Einstellung der Leistung in der Lage ist, die

definierte Wärmebedarfsmenge in Bauelemente einzukoppeln.

• die selektive Heizung gezielt (selektiv) Wärme auf Bauteile übertragen kann, ohne

benachbarte Bauteile thermisch zusätzlich zu belasten

143 | 208

4.4.11 PC-Software für die selektive Heizung

Offline Teach Software, selektive Heizung

Um die Eingabe für die selektive Heizung möglichst universell einsetzbar, bedienerfreundlich

und nicht sehr zeitaufwendig zu gestalten, wurde eine »Offline Teach Software« entwickelt.

Mit Hilfe dieser Software wird eine Textdatei erstellt, in der gespeichert ist, wann und mit

welcher Leistung die einzelnen Heizelemente der selektiven Heizung angesteuert werden

sollen.

Für die Programmierung ist lediglich ein Bild (alle gängigen Formate, jpg, bmp …) der

Leiterplatte oder Folie nötig. Der Benutzer wird durch verschieden Schritte des Programmes

sehr einfach geführt. Im ersten Schritt »Get PCB« gibt es zwei verschiedene Möglichkeiten

das Projekt zu starten:

Abbildung 97. Offline Teach Software, Schritt 2: Correct

1. Bild der Leiterplatte oder Folie über die Menüs OPEN PCB oder SCAN PCB von einem

frei wählbaren Datenträger oder Scanner einfügen.

2. Ein bereits vorhandenes Projekt über das Menü OPEN PROJECT öffnen.

Im zweiten Schritt »Correct« wird die Leiterplatte bemaßt und die Lage der Leiterplatte

angepasst. Dies ist in der nachfolgenden Abbildung 97 zu sehen:

Mit Hilfe der vier Linien im Bild und der Leiterplattenabmaße im Arbeitsbereich »Bitmap

correction« wird ein Bezug zwischen Bild und Leiterplatte hergestellt.

144 | 208

Im dritten Schritt »Origin« wird der Nullpunkt festgelegt. Dieser Nullpunkt ist später

der Bezugspunkt von der »Offline Teach Software« zur Lötanlage bzw. selektiven Heizung.

Im vierten Schritt »Panels« können verschiedene Panels (Nutzen) angelegt und bearbeitet

werden. Hier ist für unsere Bedürfnisse lediglich die bereits gespeicherte selektive Heizung

auszuwählen.

Im fünften Schritt »Edit« wird das eigentliche Programm erstellt. Dabei können Bereiche auf

der Leiterplatte markiert werden, welche mit der selektiven Heizung zusätzlich

Wärmeenergie zugeführt werden soll. Ein Beispiel ist in der nachfolgenden Abbildung 98

dargestellt.

Abbildung 98. Offline Teach Software, Schritt 5: Edit

Die blaumarkierten Flächen sollen mit der selektiven Heizung bearbeitet werden.

Im Zusatzfeld »Embedded component« kann für jeden Bereich die Leistung (0%,100%) der

selektiven Heizung festgelegt werden. Weiterhin können hier Kontrast, Helligkeit und Farbe

des Bildes eingestellt werden. Über die Buttons »Zoom Out« und »Zoom In« kann die

Bildschirmdarstellung verkleinert oder vergrößert werden.

145 | 208

Im sechsten und letzten Schritt »Compile« wird das Projekt abgespeichert und die

dazugehörige Textdatei zur Ansteuerung der selektiven Heizung erstellt.

Maschinensoftware, selektive Heizung

Auf dem PC zur Steuerung der Lötanlage wurde ein Fenster entwickelt, das die 72

Heizelemente der selektiven Heizung darstellt (Abbildung 99). Hier kann für jedes

Heizelement der Standby-Wert eingetragen werden. Diese Werte sind aktiv, wenn sich

gerade keine Leiterplatte oder Folie unter der selektiven Heizung befindet. Dadurch wird

erreicht, dass immer eine gewisse Grundwärme im Bereich der selektiven Heizung

vorhanden ist. Weiterhin kann der »Start Offset« eingestellt werden. Dieser »Start Offset« in

mm ist die Wegstrecke vom Erkennen der Leiterplatte/Folie (mittels Sensor) und dem Beginn

bzw. Abarbeiten des Programmes der selektiven Heizung. Somit kann der Startpunkt für die

selektive Heizung flexibel gewählt werden.

Abbildung 99. PC-Software, selektive Heizung

Die Textdatei zur Steuerung der selektiven Heizung besteht aus maximal 72 Zeilen. Die

Daten jeder Zeile sind durch das Zeichen »Tab« voneinander getrennt. Die Zeile beginnt mit

der Nummer des Heizelementes (1…72). Anschließend folgen bis zu maximal 20 Datensätze

mit jeweils 3 Werten. Diese 3 Werte sind Startpunkt und Endpunkt zur Ansteuerung des

Heizelementes sowie die einzustellende Leistung (0% … 100%).

146 | 208

Für Heizelemente die nicht benötigt werden, gibt es auch keinen Eintrag in der Textdatei, so

dass die Anzahl der Zeilen der Textdatei unterschiedlich sein kann. 4.4.12 Fehlerhandling

Treten in der SEHO-Lötanlage Fehler auf, welche ein Weiterverarbeiten der Folie nicht mehr

erlauben, wird die Folie im Einlauf der Lötanlage abgeschnitten. Die Zufuhr von weiterem

Folienmaterial wird gestoppt und die sich noch in der Lötanlage befindliche Folie wird

weiterhin bearbeitet und aus der Maschine ausgefahren.

Abbildung 100. Mitlaufende Abschneidevorrichtung

Zum Abschneiden der Folie im Einlauf der Lötanlage wurde eine Abschneidevorrichtung

konstruiert (siehe Abbildung 100). Diese Abschneidevorrichtung ist beweglich und kann im

Fehlerfall mit der Geschwindigkeit der Folie mitfahren.

Muss die Folie abgeschnitten werden, bewegt sich der Schlitten sehr schnell zum

Abschneidepunkt. Dieser Punkt wird über einen montierten Sensor erkannt, der die

Passermarke zu Beginn jeder Folie sucht. Wurde die Passermarke gefunden, fährt der

Schlitten der Abschneidevorrichtung mit der Geschwindigkeit der Folie mit und das

Abschneidemesser schneidet die Folie gerade, genau zwischen zwei Nutzen ab.

147 | 208

Folgende Arbeitsziele wurden in diesem Teilprojekt erreicht

• Die geforderte Bandbreite von 250 mm wurde erfüllt.

• Die Tests wurden mit einer Bandgeschwindigkeit von 0,75 m/min durchgeführt,was

die Minimalforderung von 0,5 m/min übertrifft. Aufgrund des deutlichen

Temperaturdeltas, kann davon ausgegangen werden, dass auch noch mit höheren

Geschwindigkeiten gefahren werden kann.

• Das geforderte Temperaturdelta von mehr als 10K wurde bei weitem übertroffen.

Selbst ein sehr massereiches Bauteil wie es im Test verwendet wurde und in der

Praxis in dieser Form nicht vorkommt konnte eine Temperaturdifferenz von 21K

erreicht werden.

148 | 208

5 Arbeiten und Ergebnisse der Endanwender

5.1 Aufgabenstellungen der Endanwender Mektec und Senslab

Ziel der Arbeiten des Projektpartners Mektec war die Weiterverarbeitung der Außenstromlos

Kupfer-beschichteten Folien im Rolle-zu-Rolle Prozess und die Anpassung der bei Mektec

vorhandenen Prozesse an die neuen Materialien, um Einsparungen bei den Ressourcen zu

erzielen. Die Zielvorgabe für die Material- und Energieeinsparung lag bei 30%. Außerdem

waren Zielvorgaben für die Metallisierung zu definieren, die die Weiterverarbeitung und die

Spezifikationsanforderungen für verschiedene Anwendungen sicherstellt.

Die internen Arbeiten bei Mektec wie die Erstellung der Anforderungen als Endabnehmer

und die Prozess- und Materialanpassungen an die Erfordernisse der dünn metallisierten

Folien wurden entsprechend dem Rahmenplan durchgeführt. Entgegen dem Rahmenplan

konnten keine metallisierten Folien als Rollenware aus den Vorprozessen zur Verfügung

gestellt werden. Deshalb konnte die Weiterverarbeitung im Serienprozess nicht verifiziert

werden. Aus diesem Grunde verschoben sich die inhaltlichen Schwerpunkte in der

Bearbeitung des Prozesses. Um die Weiterverarbeitung der metallisierten Folien realitätsnah

zu simulieren, wurden Standardmaterialien zunächst auf ca. 5 µm flächig abgeätzt und

strukturiert. Damit stand annähernd das gleiche Material wie im Projekt vorgesehen zur

Verfügung. Lediglich der Einfluss der Verarbeitung auf die metallisierten Folien, wie

beispielsweise der Einfluss auf die Haftung der Metallschicht, konnte nicht untersucht

werden.

5.2 Ergebnisse der Mektec GmbH

5.2.1 Qualifikation der metallisierten Folien für den Serienprozess und die

Spezifikationsanforderungen der Anwendungen

Unmittelbar nach Projektstart wurde ein Layout entworfen, das es ermöglicht die

mechanischen und elektrischen Spezifikationsanforderungen zu überprüfen. Zum

Projektende konnten die ersten Muster als Bogenware erstellt werden, die die

Anforderungen für die Anfangshaftfestigkeit von 0,7 N/mm erfüllten. Durch die

nachgelagerten Fertigungsprozesse mit Temperatur- oder Chemikalieneinfluss, Laminieren

149 | 208

von Deckfolie und Vergolden, änderten sich die Ausgangswerte nicht, so dass sich das

Material prinzipiell für die Weiterverarbeitung eignet.

5.2.2 Optimierung des Vergoldungsprozesses zur Reduktion des Kupferabtrages

Ein weiteres Projektziel ist die drastische Einsparung des benötigten Kupfers durch

Kupferdicken von lediglich 4 µm. Um die Weiterverarbeitung der Schaltungen mit

Standardlötverfahren sicherzustellen, werden die freien Kupfer-Lötpads mit einer chemisch

Ni/Au-Oberfläche versehen. Beim Standardverfahren werden, um die geforderten

Oberflächeneigenschaften zu erzielen, in Vorreinigungsschritten ungefähr 2 – 3 µm Kupfer

abgetragen. Dies ist bei den dünnen Startkupferdicken von 4 µm, wie sie bei P3T vorgesehen

sind, jedoch kein sinnvolles Verfahren. Deshalb wurden zunächst in einer Vorauswahl

verschiedene chemisch Ni/Au-Verfahren untersucht und anschließend ein Verfahren

ausgewählt, dass eine ausreichende Vorreinigung mit einem wesentlich geringeren Abtrag

erlaubt. Es wurde ein Verfahren gefunden, mit dem es möglich ist, den Abtrag bei der

Vorreinigung auf 0,1 µm zu begrenzen. Nach der Basisqualifikation des Prozesses wurden

die weiteren Qualifikationen bis zum Testbetrieb der Anlage durchgeführt. Die Vorreinigung

der Kupferoberfläche hat einen wesentlichen Einfluss auf die Struktur der Nickelabscheidung

und beeinflusst die Ausbildung von Korngrenzen. Die verbesserte Homogenität der

abgeschiedenen Schicht ist beim Vergleich mit dem Vorgängerprozess deutlich zu erkennen.

Abbildung 101. REM-Aufnahme abgeschiedenen Ni-Schicht des Vorgängerprozesses (Korngrenzen

sind deutlich zu erkennen)

150 | 208

Abbildung 102. REM-Aufnahme abgeschiedener Ni-Schicht des neuen Prozesses

(keine Korngrenzen zu erkennen)

Die Prozessfähigkeit bei den abgeschiedenen Schichten konnte verbessert werden und

erhöhte sich von 2,35 beim Vorgängerprozess auf 2,81 beim neu qualifizierten Prozess.

Die durchweg positiven Ergebnisse führten dazu, dass bei Mektec entschieden wurde, den

neuen Prozess im Jahr 2012 einzuführen. Aufgrund der Qualifikationsuntersuchungen gehen

wir davon aus, dass der Anteil von Oberflächenfehlern um ca. 50% oder einen Prozentpunkt

gesenkt werden kann. Damit verbessert sich auch der gesamte Ressourceneinsatz, Material

und Energie, für diese Produkte. Außerdem deuten die Versuchsergebnisse darauf hin, dass

auch kleinere Pads fehlerfrei beschichtet werden können und damit das Produktspektrum

von Mektec ausgeweitet werden kann.

5.2.3 Entwicklung einer Deckfolie mit reduzierter Kleberdicke (25 µm -> 0 µm)

Nach der Bilderstellung, der Herstellung des produktspezifischen Leiterbildes wird auf

flexible Leiterplatten eine Deckfolie laminiert. Diese Deckfolie fungiert als Lötstoppmaske und

sichert gleichzeitig die mechanischen Eigenschaften der flexiblen Leiterplatten wie eine hohe

Biegewechselfestigkeit. Die Deckfolien sind kleberbeschichtete Deckfolien, in unserem Fall

Polyimidfolien, mit einer ungefähr 25 µm dicken Kleberschicht. Da im P3T-Projekt lediglich

Cu-Dicken von ungefähr 4 µm angestrebt werden, ist es möglich geringere Kleberdicken zu

verwenden. Eine Reduktion der Kleberdicke ist allerdings nicht einfach möglich, da mit einer

Reduktion der Kleberdicke die Gefahr von Fehlstellen oder Pinholes drastisch ansteigt. Für

die Weiterverarbeitung müssen allerdings vollständig fehlerfreie Kleberschichten zur

151 | 208

Verfügung stehen. Um nun Deckfolien mit geringerer Kleberdicke herstellen zu können,

wurden während der Entwicklung folgende Ansätze verfolgt:

• Erhöhung des Lösemittelanteils des aufgetragenen Klebersystems, um ein geringeres

Trockengewicht und damit eine geringere Kleberdicke zu erreichen

• Sanfteres Trocknungsprofil, um trotz des hohen Lösemittelanteils Blasenbildung zu

vermeiden

• Modifikation des Rollcoaters, um geringere Auftragsmengen pinholefrei prozesssicher

gewährleisten zu können

• Durch die Kombination der verschiedenen Maßnahmen konnte eine Deckfolie mit einer

Kleberdicke von lediglich 10 µm prozesssicher hergestellt werden.

Abbildung 103. Schliffbild der laminierten Struktur (Kleberdicke 10 µm)

Daraus ergibt sich eine Materialeinsparung für den Kleber von ca. 60% und bezogen auf die

Deckfolie, Polyimidfolie plus Kleber von ca. 30%. Gleichzeitig kann der Energiebedarf bei der

Herstellung der Deckfolie und bei der Weiterverarbeitung der Deckfolie um ca. 5% gesenkt

werden. Damit wurden für die Deckfolie die angestrebten Einsparungen (Projektziel) erreicht.

5.2.4 Ergebnisse von Schältests bei Mektec an metallisierten Mektec-Strukturen

Mektec Europe hat Schälhaftfestigkeitsmessungen unter Anwendung der IPC-TM-650

Testmethode Nr. 2.4.9 an am Fraunhofer IST metallisierten Mektec-Strukturen auf Kapton

vorgenommen. Die Metallisierung bestand aus einer 0,5 µm dicken Außenstromlos

Kupferschicht, die mit einer 17 µm dicken galvanisch Nickelschicht verstärkt war. Die Breite

152 | 208

der abgezogenen Metallschicht betrug 3 mm. Ergebnisse der Prüfung sind in Abbildung 104

gezeigt.

Abbildung 104. Ergebnisse von Schälhaftfestigkeitsmessungen des Partners Mektec an einer Mektec-

Struktur auf Kapton mit einer Metallschicht von 0,5 µm außenstromlos Cu + 17 µm galvanisch Nickel

Daraus ergibt sich eine Schälhaftfestigkeit von ~ 0.8 N/mm. Ein solcher Wert wird für

Elektronikanwendungen sowohl für Mektec als auch in der Fachwelt als ausreichend

betrachtet. Zuvor wurden bereits Schälhaftfestigkeitsmessungen in Schältests an vollflächig

verkupferten Proben in Anlehnung an DIN 53494 durchgeführt. Die in einer Gasatmosphäre

aus Stickstoff und Wasserstoff plasmaaktivierte Kaptonfolie war außenstromlos verkupfert

und anschließend galvanisch auf 40 µm verstärkt. Der Kapton-Streifen riss im Test bei einer

Abzugskraft von 0,8 N/mm.

153 | 208

5.3 Ergebnisse der Senslab GmbH

Ziel war es, anhand eines mikrofluidischen Einmalgebrauchs-Sensors zur Bestimmung der

Prothrombinzeit die Verwendbarkeit der Technologie des Plasma-Printings mit

anschließender stromloser galvanischer Metallisierung nachzuweisen. Neben der

Untersuchung und Charakterisierung der Grundstrukturierungen war das Nachweissystem

und die Mikrofluidik sowie der Gesamtsensoraufbau zu entwickeln. Da bereits

Einmalgebrauchs-Sensoren für andere Analyten bei Senslab produziert werden, sollte der

Grundaufbau davon abgeleitet werden, um das vorhandene Know How und die technischen

Ressourcen optimal nutzen zu können. Prinzipiell sollte der Sensor aus einem Grundsensor

mit Elektrodenanordnungen, elektrischen Leiterbahnen und Kontaktflächen, einer gedruckten

und laminierten Schicht aus Isolationslack und Klebefilm sowie einer mikrofluidisch

strukturierten Prägefolie bestehen (Abbildung 105). Der Isolationslack und der Klebefilm

sparen den Bereich der Messkammern aus und definieren deren Oberfläche. Auf die

Messkammerfläche wird das Indikationsreagenzgemisch aufgebracht. Zusätzlich soll auf die

Mikrofluidik ein Reagenzgemisch aufgebracht werden, um die Blutgerinnung auszulösen.

Anhand des resultierenden amperometrischen Stromflussses sollte die Prothrombinzeit

ermittelt werden.

Abbildung 105. Prinzipieller Aufbau eines Einmalgebrauchs-Sensors : A) Elektroden B) Grundsensor,

C) Isolationslack, D) Klebefilm, E) Prägefolie, F) Reagenzschicht.

5.3.1 System für den Nachweis der einsetzenden Blutgerinnung

Um das Einsetzen der Gerinnung mittels Einmal-Gebrauchssensor elektrochemisch nach-

weisen zu können, muss eine Vielzahl von Bedingungen erfüllt sein. Zunächst darf die

Gerinnungskaskade nicht beeinflusst werden, der optimale pH-Wert des Nachweissystems

sollte im Bereich des Blut-pH-Wertes liegen und es sind Abhängigkeiten von

Blutbestandteilen (Erythrozyten, interferierende Substanzen) zu vermeiden. Weiterhin sollte

das Produkt der enzymatischen Substratumsetzung elektrokatalytisch aktiv sein und seine

Elektronen direkt auf die Arbeitselektrodenoberfläche einer potentiostatischen

Dreielektrodenanordnung übertragen können. Der Nachweis der einsetzenden Gerinnung

154 | 208

sollte durch die Diffusionsbeschränkung dieses Prozesses stattfinden können. An das

Enzymsubstrat wird der Anspruch gestellt, dass es kommerziell verfügbar, kostengünstig,

stabil, nicht toxisch und elektrochemisch neutral ist.

Festlegung des zu verwendenden Enzym-Substrat-Systems

Basis der Untersuchungen waren zyklovoltammetrische Messungen von Substratlösungen

sowie der elektrochemische Nachweis der Reaktionsprodukte. Getestet wurden neun

verschiedene Enzyme bzw. Enzymgruppen (Phytase, Tannase, Protease, Phosphatase,

Glycosidasen, Arylsulfatase, Glucuronidase, Aminoacylasen sowie Carboxylesterase) sowie

die in Frage kommenden Substrate. Probleme gab es vielfach in der Verfügbarkeit

entsprechender Enzyme, deren Stabilität, deren Sensitivität bzw. dem Ziel-pH-Wert.

Weiterhin waren die Enzymsubstrate oftmals selbst schon elektrochemisch aktiv, zu instabil

oder zu schlecht löslich. Erfolgreich verliefen die ersten Tests für die Esterase und deren

Umsetzung von p-Aminophenylacetat zu p-Aminophenol, jedoch wiesen beide eine ähnliche

elektrochemische Aktivität auf. Schließlich stellte sich p-Aminophenylbutyrat (pAPB) als

geeignet heraus, das durch die ChiroBlock GmbH (Wolfen) im Unterauftrag synthetisiert

wurde. Dieses Substrat wies in Bezug auf das Oxidationspotenzial und die Umsatzrate einen

ausreichend großen Unterschied zu seinem Reaktionsprodukt, dem p-Aminophenol (pAP)

auf (Abbildung 106). Die Esterase setzt das pAPB gemäß folgender Reaktionsgleichung um:

155 | 208

-600 -400 -200 0 200 400 600

0

2

4

6

8

10

12

14

16

18

20

pAP

pAPB

Stro

m /

[µA]

Scanpotential vs. int. RE (C-Elektrode)/ [mV] Abbildung 106. Cyclovoltammogramm, 3 Scans, Scan Rate 100 mV/s, unbeschichtete Einmal-

Gebrauchssensoren aus SensLab-Produktion, Elektroden: Kohlenstoff, 3-Elektrodentechnik. pAPB)

p-Aminophenylbutyrat, gesättigte Lösung, in Phosphatpuffer, 0,05M, pH 6,8, RT, gerührt; pAP)

p-Aminophenylbutyratlösung + Sigma-Esterase (2 mg/ml, Aktivität = 17 U/mg), ca. 10 min Inkubation,

RT, gerührt.

Auswahl einer geeigneten Esterase

Zur Verfügung stand zunächst ein Gemisch aus verschiedenen Esterase-Isomeren aus

Schweineleber, die kommerziell verfügbar waren (Sigma-Aldrich). Um die Substratsensitivität

ggf. zu erhöhen, wurde Kontakt zur Firma Enzymicals AG (Greifswald) aufgenommen, die

eine Reihe von strukturisomeren Esterasen rekombinant aus E. coli isomerenrein herstellen.

Im Rahmen einer Screening-Untersuchung anhand des von uns eingesetzten Substrats

pAPB wurden verschiedene Isomere getestet, wobei sich letztlich drei Esterasen in Bezug

auf Selektivität und Stabilität als geeignet herausstellten. Schließlich wurde die Es03

aufgrund ihrer außerordentlichen Temperaturstabilität für die weiteren Untersuchungen

ausgewählt.

Aktivitätsbestimmung der Esterase

Da sich die Sensitivitäten gegenüber p-Aminophenylbutyrat (pAPB) und p-Nitrophenylbutyrat

(pNPB) in derselben Größenordnung befinden (Untersuchungsergebnis Enzymicals AG),

erfolgte die Aktivitätsbestimmung durch die UV-VIS-spektroskopische Umsetzung von pNPB.

Verwendet wurde eine Kalibrierkurve von p-Nitrophenol (pNP) (Abbildung 107). Anhand

156 | 208

derer kann die Menge des entstandenen pNP aus dem Messwert ∆E/min berechnet werden,

woraus wiederum die Aktivität bestimmt werden kann.

0,00 0,02 0,04 0,06 0,08 0,10 0,12 0,14 0,16 0,18

0,0

0,5

1,0

1,5

2,0

Y = 0,01411 + 13,18962 * X

R = 0,99987

E

c(pNP) in µmol/ml

Abbildung 107. Kalibrierkurve für pNP in Phosphatpuffer (0,05M, pH=7,4, n=2).

5.3.2 Untersuchungen an am Fraunhofer IST hergestellten palladiummetallisierten Proben

Vorversuche

In Vorversuchen wurde an palladiummetallisierten Oberflächen ohne Strukturierung die

prinzipielle Verwendbarkeit der Metallschicht, die im Submikrometerbereich liegen sollte,

getestet. Dazu wurden Steckversuche mit Federkontakt-Sensorsteckverbindern

durchgeführt, mit denen die Haftfestigkeit der Metallschicht und der Kontaktwiderstand

gemessen wurden. Die ersten verfügbaren Beschichtungen zeigten nur eine mäßige

Haftfestigkeit, was aber innerhalb der Projektlaufzeit deutlich verbessert werden konnte. Der

Kontaktwiderstand fiel (mit 420 Ω nach der ersten Steckung) größer aus als für

Vergleichsmessungen an Goldoberflächen (250 Ω) und erhöhte sich erwartungsgemäß mit

der Anzahl der durchgeführten Steckungen. Des Weiteren wurde geprüft, auf welchem

Trägermaterial das beste Ergebnis zu erreichen ist. Hierzu wurden die Folien Melinex

(75 µm, 240 µm), Mylar A (240 µm), PC (125 µm), BOPP (75 µm, 50 µm) sowie Hostaphan

(125 µm) metallisiert und anschließend zyklovoltammetrisch untersucht.

157 | 208

Als Kenngröße wurden erfasst die Lage des Oxidationspotenzials sowie der Quotient (IM/I0)

aus dem Messstrom IM (Messung mit elektrochemisch aktiver Komponente =

Kaliumhexacyanoferrat (II/III) an dessen anodischem Peakpotenzial) und dem Grundstrom I0

(Messung ohne elektrochemisch aktive Komponente bei obigem Peakpotenzial), der als Maß

für die Sensitivität des elektrochemischen Systems diente. Als Referenzsystem dienten

Palladiumbleche (IM/I0 = 175 bzw. 220). Es zeigte sich eine im Vergleich um eine

Zehnerpotenz niedrigere Sensitivität der mittels Plasma Printing hergestellten

Metallschichten (IM/I0 = 3,7 bis 13,1). Ursache hierfür war neben einem niedrigeren

Messstrom ein deutlich höherer Grundstrom. Als mögliche Ursache konnten

Phosphoreinlagerungen in der Metallschicht ausgemacht werden. Phosphor wird während

der Reduktion des Palladiums durch Natriumhypophosphit im Galvanikbad gebildet und

dabei in die Palladiumschicht eingebaut. Nach dem Wechsel von einem

phosphorenthaltenden zu einem phosphorfreien chemisch Palladiumbads sank der

Grundstrom deutlich und die Messwerte stiegen an, so dass Sensitivitäten oberhalb der

Referenzbleche erreicht werden konnten (IM/I0 = 200 – 1600). Die weiteren Versuche wurden

mit der Melinex-Folie durchgeführt, was insbesondere den Vorteil hat, dass sämtliche

Verarbeitungsschritte bei SensLab auf dieses Material ausgelegt sind und das Material für

klinische Zwecke ausgewiesen ist.

Elektrodenlayout

Zunächst wurde dem Projektpartner GRT das Elektrodenlayout für eine 80er

Grundsensorkarte zur Verfügung gestellt, um eine Walze mit SensLab-Strukturen

(Bezeichnung: SL-1) zu gravieren. Nachdem hier erste Erfolge zu verzeichnen waren, wurde

die erste Grundsensorstruktur für den Gerinnungssensor konstruiert (G-1) und ebenfalls als

80er Grundsensorkarte an GRT gesandt. Diese Grundstruktur wurde noch einmal

überarbeitet, nachdem die ersten Mikrofluidikprägungen angefertigt wurden und

Schwierigkeiten bei der Positionierung der Messkammern auftraten (G-2).

Vor dem Hintergrund des Potenzials der Plasma Printing-Technologie Methode zur

Ressourcenschonung wurde die SensLab-Grundstruktur überarbeitet. Nachdem eine

Variante mit minimalen Leiterbahnstrukturen (SL-2) nur ungenügend abgebildet werden

konnte, wurde eine letzte Grundsensorstruktur entworfen (SL-3). Diese ist deutlich

reproduzierbarer herzustellen als SL-2. In Abbildung 108 sind die angefertigten Strukturen

dargestellt.

158 | 208

SL-1

(auf PP)

SL-2

(auf Melinex)

SL-3

(auf Melinex)

G-1

(auf PP)

G-2

(auf Melinex)

Abbildung 108. Übersicht zu hergestellten Sensorstrukturen (Walzenstrukturierung für Plasma-

aktivierungsmaske: GRT, Metallisierung: FH IST

Qualitätsprüfung anhand von Standardverfahren

2011 und 2012 wurden in insgesamt 17 Lieferungen ca. 200 Grundsensorkarten zur

Verfügung gestellt. An diesen Karten wurden verschiedene Untersuchungen zur

Qualitätsprüfung durchgeführt.

Optische Kontrolle der Gesamtstruktur

Optisch erkennbare Fehler wie Kratzer, Metallisierungsfehler oder Verunreinigungen wurden

erfasst und daraus resultierend die funktionsbeeinträchtigten Sensoren markiert. Art und

Anzahl der Fehler wurden für jede Grundsensorkarte erfasst und konnten so statistisch

ausgewertet werden. Auf diese Weise wurde beispielsweise die Qualitätssteigerung der

Karten von anfangs 90% fehlerhafter Sensoren (Lieferung vom 7.3.2012) bis zu 25%

fehlerhafter Sensoren (Lieferung vom 3.9.2012) festgestellt.

Als Hauptprobleme wurden sowohl fehlerhafte Metallisierungen als auch Verwachsungen

zwischen den Strukturen erkannt. Die Auswertungen insbesondere über die letzten Monate

vermittelten Hinweise darauf, dass es sich nicht um ein systematisches Problem handelte.

Vielmehr sind verstreut auftretende Defekte oder Kratzer bzw. Verwachsungen die Ursache

für die Überschreitung der gesetzten Fehlerquote von 15%. Möglicherweise wäre die Arbeit

unter Reinraumbedingungen und die Verwendung geeigneter Handschuhe ein Ansatz, um

die Fehlerquote weiter zu senken.

159 | 208

Abbildung 109 zeigt die am häufigsten aufgetretenen Fehler. Mit der Lieferung vom

11.9.2012 wurde schließlich eine Fehlerquote <15% erreicht.

Fingerabdruck Kratzer Partikel Mikrokurzschlüsse Vakanzen

Abbildung 109. Häufig auftretende Fehler beim Plasma-Printing.

Zyklovoltammetrische Messungen

Um die elektrochemischen Eigenschaften der Sensoren zu untersuchen, wurden die Elek-

troden mit einem definiert ausgeschnittenen doppelseitigem Klebefilm beklebt und damit die

Elektrodenfläche auf eine einheitliche Größe gebracht. Anschließend wurden

zyklovoltammetrische Messungen mit Phosphatpuffer (50 mM, pH=6,8) sowie mit 180 mM

Kaliumhexacyanoferrat(II)-Lösung in Phosphatpuffer mit einer Scangeschwindigkeit von

100 mV/s durchgeführt und die Lage des Oxidationspotenzials sowie der Quotient IM/I0

ermittelt.

Tabelle 12 zeigt einige Ergebnisse der statistischen Auswertung. Die ersten beiden

aufgeführten Lieferungen wurden im Palladium-Tauchbad metallisiert (ohne

Nickelvormetallisierung). Anhand des sinkenden Quotienten IM/I0 werden die eingetretenen

Probleme bei der Metallisierung sichtbar. Das geänderte Metallisierungsverfahren mit

Nickelvormetallisierung wurde bei den letzten vier aufgeführten Grundsensoren angewendet.

Die Ergebnisse sind zufriedenstellend – der Quotient IM/I0 liegt deutlich über den

Anfangswerten. Die Ergebnisse der letzten Lieferungen sind trotz verschiedenem

Elektrodenlayout ähnlich. Auch hier zeigt sich die Qualitätsverbesserung der letzten

Lieferung vom 11.9.2012. Der Fehler der Oxidationspotenziallage Uox (VK) liegt erstmals

unter 3% und die Variationskoeffizienten der anderen aufgenommenen Größen verringern

sich ebenfalls. Auch sind die Werte für das Oxidationspotenzial und den Grundstrom im

Vergleich zu den vorhergehenden Messungen reproduzierbar. Negativ macht sich nach wie

vor der große Fehler bei der Grundstrommessung (I0) bemerkbar, daraus resultiert auch der

160 | 208

größere Fehler des Quotienten IM/I0. Da nicht die Messwerte zweier Grundsensorkarten

zueinander abweichen, sondern die einzelner Sensoren untereinander, zeigt dies eine

Schwankung der Empfindlichkeit der einzelnen Sensoren an.

Lieferung Layout Uox [mV] VK [%] I0 [µA] VK [%] IM/I0 VK [%]

15.07.2011 SL-1 113,3 39,4% 0,20 62,5% 623,6 35,8%

12.03.2012 SL-1 96,4 12,7% 2,77 2,5% 44,42 10,4%

19.04.2012 SL-1 108,7 20,2% 0,71 58,0% 1479,3 33,6%

16.07.2012 SL-2 122,3 5,7% 0,153 30,5% 942,5 32,8%

03.09.2012 SL-3 110,0 5,1% 0,144 34,8% 1072,1 32,9%

11.09.2012 SL-3 107,4 2,4% 0,195 27,2% 758,5 23,4%

Tabelle 12. Ergebnisse der zyklovoltammetrischen Messungen von Palladium-Grundsensoren mit

Phosphatpuffer (I0) bzw. 180mM Hexacyanoferrat(II)-Lösung (IM, dargestellt als Quotient I0/IM) sowie

deren Variationskoeffizienten VK (n = 10-15). Funktionsnachweis für p-Aminophenol (pAP)

Um die Anwendbarkeit für das ausgewählte Nachweissystem zu testen, wurden

hydrodynamische Voltammogramme aufgenommen. Hierfür sind Sensoren hergestellt

worden, indem die Elektrodenflächen mit einem definiert ausgeschnittenen Klebefilm

vereinheitlicht wurden, auf die Elektrodenflächen ein Reagenzgemisch aufgebracht wurde

und nach dem Trocknen eine Prägefolie mit entsprechendem Messkammerausschnitt

aufgesetzt und laminiert wurde. Nun wurden die vereinzelten Sensoren mit verschiedenen

Lösungen bei verschiedenen Potenzialen ausgemessen.

Bis zum Frühjahr 2012 wurden ausschließlich Grundsensoren mit dem fünfpoligen

Standardsensor untersucht. Das vorliegende Drei-Elektroden-System besteht aus einer

Arbeits-, einer Referenz- und einer Gegenelektrode. Das angelegte Potenzial wird über die

Messung der Polarisationsspannung zwischen Referenz- und Arbeitselektrode geregelt. Zur

Messung wurden die Messkammern mit folgenden Lösungen befüllt und die Messung

automatisch gestartet:

• Phosphatpuffer (PP) (50mM, pH=7,4) für Grundstrommessungen

161 | 208

• p-Aminophenylbutyrat (Enzymsubstrat) in PP um zu überprüfen, ob das Substrat auch an

Palladiumoberflächen elektrochemisch inert ist

• p-Aminophenol (elektrochemisch aktives Spaltprodukt) in PP, zur Messung der

Messströme bei vorgegebener Konzentration

Entsprechend erhält man für jedes angelegte Potenzial nach einer Messzeit von 30 s anhand

der Befüllung von drei verschiedenen Sensoren (Einmalgebrauchs-Sensoren) drei

Stromwerte, die in den weiteren Betrachtungen jeweils über die Messzeit integriert und

ausschließlich als Ladungswerte ausgewertet wurden. Die Mess- und Grundladungswerte

wurden wiederum zueinander ins Verhältnis gesetzt. So erhält man auch hier einen

Quotienten QM/Q0, der ein Maß für die Sensitivität des Sensors ist. In Abbildung 110. sind

die Ergebnisse einer solchen Untersuchung graphisch dargestellt.

Abbildung 110. Mittelwerte des hydrodynamischen Voltammogramms der Sensoren der Variante IST

562-1 (), IST-610-4 (), IST-634 () sowie IST-638-20 () gemessen mit Phosphatpuffer (pH=7,4,

50 mM) sowie 0,5 mM pAP-Lösung in Phosphatpuffer

Insgesamt wurden zwölf verschiedene hydrodynamische Voltammogramme aufgenommen,

ausgewählte Ergebnisse im Vergleich zu denen zweier SensLab-Kohlenstoffsensorchargen

sind in Tabelle 13 dargestellt. In keinem Fall konnte ein Anstieg der elektrochemischen

Aktivität bei der Ausmessung der Sensoren mit pAPB-Lösung beobachtet werden. Daher ist

die Verwendung von Palladium-Sensoren für Messungen mit diesem Enzym-Substrat-

System möglich. Die in Tabelle 13 aufgeführten Messwerte zeigen, dass die getesteten

0 50 100 150 200 250 300 350 400 450

0

2

4

6

8

10

12

Q [µ

As]

Potential [mV]

162 | 208

Grundsensoren für elektrochemische Messungen verwendbar sind, wenn auch die

Messwerte deutlich schwanken. Erst die Messwerte der Sensoren der letzten Lieferung

liegen oberhalb der Größenordnung der SensLab-Grundsensoren und weisen somit den

Vorteil der höheren Sensitivität auf. Es kann allerdings keine Aussage über die

Reproduzierbarkeit zwischen verschiedenen Serien und damit der Prozessstabilität getroffen

werden. Der in Abbildung 110. dargestellte Auftrag der Messwerte gegen die angelegten

Polarisationsspannungen zeigt für IST 562-1 und IST 638-20 die Ausbildung eines

Ladungsplateaus ab 100mV, für IST 610-4 ebenso wie für IST 634-4 ab 200mV.

Entsprechend würde für weitere Messungen eine Spannung etwas oberhalb der

angegebenen Werte angelegt werden.

163 | 208

Variante Tauchzeit Q0 QM,pAP QM,pAP/Q0

Ni Pd [µAs] [µAs]

SensLab

313 SL-1(1 0,24 5,77 24,0

342 SL-1(1 0,28 5,22 18,6

IST

564-a2 SL-1(2 8 120 0,123 3,938 32,0

568-2 SL-1(2 9 120 0,504 9,538 18,7

568-8 SL-1(2 7 120 0,37 9,987 27,0

562-1 SL-1(1,2 7 120 0,093 5,342(3 57,4

610-2 SL-2(1 k.A. 120 0,262 6,194(3 23,6

634-4 SL-3(1 k.A. 90 0,357 5,680(3 15,9

638-20 SL-3(1 k.A. 90 0,513 11,018 21,5

Tabelle 13. Ergebnisse der Messungen von 5-poligen Palladium-Grundsensoren mit Phosphatpuffer

(I0) sowie 0,5 mM pAP-Lösung (IM,pAP, dargestellt als Quotient QM/Q0) (150mV, Integrationszeit:

30 s, n = 1-4).

Nachdem sichergestellt war, dass mittels P3T elektrochemisch verwendbare Grundsensoren

hergestellt werden können, wurde das Layout für den 9-poligen Grundsensor überarbeitet

und Grundsensoren mit diesem Layout hergestellt (G-2). Um die elektrochemische

Verwendbarkeit zu prüfen, wurde auch hier die Elektrodenfläche abgeklebt und eine der

beiden Messkammern zur Aufnahme eines hydrodynamischen Voltammogramms kontaktiert

und ausgemessen. Die Ergebnisse sind in Tabelle 14 dargestellt. Im Vergleich zu den in

Tabelle 13 gelisteten Werten der 5-poligen Sensoren des SensLab-Layouts fallen hier der

erhöhte Grundstrom sowie niedrigere Messwerte auf. Daher ist auch der Quotient aus

beiden Werten als Maß für die Sensor-Sensitivität deutlich erniedrigt. Grund hierfür ist

vermutlich eine stärkere Vernickelung der Struktur durch die Startmetallisierung (Tauchzeiten

bis 12 sec). Die Größe der Messkammer sowie deren Beschichtung sind gleich.

164 | 208

Variante Tauchzeit Q0 QM,pAP (0,5 mM) QM,pAP/Q0

Ni Pd [µAs] [µAs]

622-5 G-2 12 120 0,746 5,213 5,988

624-24 G-2 8 120 0,864 5,955 5,896

624-5 G-2 7 120 0,523 4,490 7,594

Tabelle 14. Ergebnisse der Messungen von 9-poligen Palladium-Grundsensoren mit Phosphatpuffer

(I0) sowie pAP-Lösung (QM,pAP, dargestellt als Quotient QM/Q0 (150mV, 30sec, n = 2-4).

Zusammenfassend kann geschlossen werden, dass die Palladiumsensoren prinzipiell für

Messungen mit diesem Nachweissystem verwendet werden können. Da Prozessparameter

wie die Einstellungen der Plasmaaktivierung oder die Tauchzeit im galvanischen Nickel-Bad

erhebliche Einflüsse auf die Ergebnisse haben, ist die Prüfung der Reproduzierbarkeit von

entscheidender Bedeutung. Die abschließend positiven Ergebnisse lassen auf eine

Anwendung des Plasma-Printings für die Sensorherstellung nach weiterer Optimierung des

Prozesses hoffen.

Funktionsnachweis für das Nachweissystem Es03 / p-Aminophenol (pAP)

Aufbauend auf die Untersuchungen mit pAP wurden Sensoren mit dem Grundsensor-Layout

SL-1 hergestellt (IST 556-17), auf denen das Es03-Reagenzgemisch aufgebracht wurde.

Anhand desselben Messprotokolls, wie es für die Additiventwicklung entwickelt wurde, war

zu überprüfen, ob sich die Palladium-Grundsensoren ebenso für elektrochemische

Messungen eignen und wie vergleichbar die gewonnenen Ergebnisse sind. In Abbildung 111

und Tabelle 15 sind die Ergebnisse dargestellt.

In Abbildung 111 ist anschaulich dargestellt, dass die IST-Sensoren sowohl Messwerte in

der gleichen Größenordnung liefern, als auch dass der lineare Zusammenhang zwischen

Messsignal und Konzentration erhalten bleibt. In beiden Fällen ist eine gute Lagerstabilität zu

erkennen. An den Werten in Tabelle 15 fällt auf, dass die Grundströme der IST-Sensoren

deutlich über den Werten der SensLab-Sensoren liegen. Da diese Untersuchung allerdings

bereits im April durchgeführt wurde, demonstriert sie zwar, dass die IST-Sensoren gut

geeignet sind, Messungen unter der Verwendung dieses Messsystems durchzuführen,

zeigen allerdings nicht den Qualitätsstand der Grundsensoren am Ende der

Entwicklungsarbeiten.

165 | 208

Abbildung 111. Ergebnisse der Messungen von 9-poligen Palladium-Grundsensoren mit

Phosphatpuffer (I0) sowie pAP-Lösung (QM,pAP, dargestellt als Quotient QM/Q0 (150mV, 30sec,

n = 2-4).Mittelwerte des hydrodynamischen Voltammogramms der Sensoren der Variante IST 562-1

(), IST-610-4 () sowie IST-634 () gemessen mit Phosphatpuffer (pH=7,4, 50mM) sowie 0,5 bzw.

1mM pAP-Lösung in Phosphatpuffer.

0,0 0,2 0,4 0,6 0,8 1,0-2

0

2

4

6

8

10

12

14

IST 556-17 vor Lagerung IST 556-17 nach Lagerung SL 1262 vor Lagerung SL 1262 nach Lagerung

Q [µ

As]

c(pAPB) [mM]

166 | 208

BAV 0,33 mM Puffer Sensorsensitivität*

[s] VK QM [µAs] VK Q0 [µAs] VK 0,091mM 1mM

Vor Lagerung

SL 1262 0,37 12,4% 3,70 11,7% 0,49 6,5% 5,3 5,27

IST 556 0,56 40,4% 3,26 3,0% 0,24 5,2% 4,73 3,86

Nach Lagerung

SL 1262 10,9 26,1% 3,61 3,9% 1,07 3,8% 2,87 4,68

IST 556 18,7 28,2% 2,85 3,1% 0,30 3,4% 4,07 3,33

*µQ(10sec) [1/1mmol·cm2]:

∆Q =

∆Q (max. linearer Wert)

mmol / cm2 c(max. linearer Wert) · Elektrodenfläche (0,744 cm2)

Tabelle 15. Ergebnisse der Messungen gemäß Messprotokoll an Es03-Sensoren mit den

Grundsensoren SL 1262 sowie IST 556.

5.3.3 Mikrofluidik

Für die Konzeption der Mikrofluidik wurden folgende Eckpunkte festgelegt:

Probeaufnahme in einer hinreichend großen Kammer, um mit deren Inhalt die gesamte

Mikrofluidik füllen zu können.

Gleichmäßige Aufteilung des aufgezogenen Kapillarblutes in zwei Kanäle. Einheitliche

Strukturierung der Kanäle mit Depotkammern bzw. Mäanderstrecken, so dass ein

hinreichend langer Kontakt zu Reagenzien besteht, bzw. genügend Zeit zur Verfügung steht,

um den Prozess der Gerinnung zu starten.

Befüllung je einer Messkammer gleicher Größe gleichmäßig und vollständig.

Ein erstes Werkzeug enthielt zwei Kanäle mit je zwei verschiedenen Laufstrecken, eine

Laufstrecke mit Depots, die zweite ausschließlich mit Mäandern. Diese Kanäle sind zunächst

durch ebenfalls geprägte Stege verschlossen, die zum Öffnen abgetragen wurden. Anhand

167 | 208

der ersten Prägestrukturen konnten Versuche zum Aufziehverhalten und zum Abdichten der

Struktur gemacht werden. Schließlich wurde das Werkzeug so überarbeitet, das die beiden

Kanäle mit Depots, ohne Stege abgebildet wurden, wobei ein Kanal mit einer Dichtnut

umrandet wurde, um die Dichtheit auf der Klebefolie zu verbessern. Zur Verbesserung des

Füllverhaltens der Messkammern, wurden hier Stege als Füllhilfe eingearbeitet. Eine

schematische Abbildung der Struktur zeigt Abbildung 112.

Die Mikrostrukturen des Werkzeuges konnten ohne Qualitätsverlust in 0,5 mm starken

Polycarbonatfolien abgeprägt werden. Es folgte eine Vielzahl an Versuchen, in denen sowohl

die Reagenzbeschichtung als auch das Aufkleben optimiert wurden. Problematisch war

insbesondere die Abdichtung entlang der Fließstrecke. Durch eine spezielle doppelseitige

Klebefolie und einen entsprechend hohen Andruck während des Laminierens konnte

schließlich die Struktur flüssigkeitsdicht aufgebracht werden.

Abbildung 112. Schematische Abbildung der Mikrofluidik. (Die Messkammern sind nach den jeweiligen

Anschlusskontakten der Elektroden bezeichnet), Aufsicht auf fertig verarbeiteten Sensor.

Weiterer Optimierungsbedarf besteht jedoch in einer gleichmäßigen Befüllung der

Messkammern. Sowohl das Reagenzgemisch als auch die Übergangsgeometrie zwischen

Verbindungskanal und Messkammer sind vermutlich Ursache für die zu langsame und nicht

reproduzierbare Befüllbarkeit der Messkammern. Die Beschichtung konnte aus Zeitgründen

nicht mehr soweit vereinheitlicht werden, um besser reproduzierbare Aufziehzeiten zu

erhalten. In Abbildung 113 ist eine mit Kapillarblut befüllte Mikrofluidikstruktur dargestellt, bei

der jedoch die Messkammerbefüllung zunächst jeweils seitlich erfolgte, so dass sich

Lufteinschlüsse bildeten.

168 | 208

Abbildung 113. Vollständig mit Kapillarblut befüllte Mikrofluidik.

Funktionsnachweis für den SensLab-Laktat-Sensor

Um die Verwendbarkeit der Grundsensoren bewerten zu können, sollten diese zur

Herstellung von SensLab-Laktat-Sensoren verwendet werden. Diese Sensoren werden bei

Senslab standardmäßig unter Verwendung von siebgedruckten Kohlenstoffgrundsensoren

hergestellt und sind gut charakterisiert.

Vom Fraunhofer IST konnten nach Projektende noch zehn Grundsensorkarten mit einer

Fehlerquote von weniger als 15% für den Verwendungsnachweis bereitgestellt werden.

Diese wurden mit einem Isolationsdruck bedruckt, mit dem Laktat-Nachweisreagenz

beschichtet und weiterverarbeitet. Zur Ermittlung der erforderlichen Polarisationsspannung

wurde mit Sensoren aus einer der Grundsensorkarten ein hydrodynamisches

Voltammogramm aufgenommen (vergleichbar Abbildung 110. unter Verwendung von 10mM

Laktat-Lösung). Als Polarisationsspannung haben sich 175 mV vs. interner

Referenzelektrode als ausreichend herausgestellt. Schließlich wurden 400 Sensoren in

Bezug auf Reproduzierbarkeit mit einer Modelllösung von 10 mM Laktat ausgemessen. Die

Ergebnisse sind in Tabelle 16 zusammengestellt.

169 | 208

10 mM Puffer

QM [µAs] VK Q0 [µAs] VK

638-1 19,579 2,94% 0,531 8,13%

638-16 21,004 3,17% 0,566 1,88%

638-31 20,054 3,97% 0,533 6,51%

638-6a 21,446 3,96% 0,593 2,98%

638-6b 21,108 3,57% 0,635 5,79%

638-8a 21,104 4,19% 0,492 9,35%

638-8b 20,828 2,88% 0,536 1,06%

640-3 20,395 3,20% 0,558 7,48%

Mittelwerte über die Kartenmittelwerte

20,690 3,485% 0,555 5,397%

Mittelwerte über alle Sensoren

20,681 4,49% 0,555 8,77%

Tabelle 16. Ergebnisse der Messungen mit 10 mM Laktat-Lösung (n=35) sowie Phosphatpuffer (n=2)

an Laktat-Sensoren, hergestellt mit IST-Grundsensoren (Upol: 175mV, Messzeit: 3 sec).

Prinzipiell sind die Grundsensoren für die Anwendung als Laktat-Sensoren geeignet: Es

werden vergleichbare Grundladungswerte erhalten (Laktat-Sensoren: 0,5 µAs) und

Ladungswerte, die mit ca. 20 µAs um 33 % größer sind als die Vergleichswerte der Sensoren

auf Kohlenstoffbasis. Betrachtet man die Ergebnisse für jede Grundsensorkarte einzeln,

liegen die Variationskoeffizienten zwischen 2,8 % und 4,2 %. Die Hälfte der Karten liegt

damit in einem guten Bereich (< 3,5 %). Der Variationskoeffizient über die Gesamtzahl der

Messungen beträgt 4,49%, was (gerade noch) akzeptabel ist.

5.3.4 Entwicklung der Reagenzgemische

Die Entwicklung der Reagenzgemische fand zunächst an voltammetrischen Dreielektroden-

Einmal-Gebrauchssensoren statt. Hierfür wurden SensLab-Grundsensoren verwendet. Das

170 | 208

Reagenzgemisch, bestehend aus dem Enzym und verschiedenen in destilliertem Wasser

gelösten Hilfsstoffen, wird auf die Dreielektrodenanordnungen aufgebracht und unter

definierten Bedingungen getrocknet. Anschließend wird eine doppelseitige Klebefolie sowie

eine Prägefolie mit eingeprägter Mikrofluidik aufgebracht und laminiert. Nach der

Vereinzelung der Karten können die Sensoren zur Messung verwendet werden.

Die allgemeinen Anforderungen an ein Reagenzgemisch für das Nachweissystem sind:

• keine Beeinträchtigung der Gerinnung

• hinreichende Sensitivität

• Sicherung der Enzymaktivität (Langzeitstabilität)

• gute Reproduzierbarkeit

• Blutaufziehzeit < 0,5 s (gute Benetzbarkeit)

• Wiederauflösbarkeit.

Zunächst wurde das Enzym-Substrat-System isoliert voneinander optimiert, was bedeutet,

dass das Enzym auf dem Sensor in beschriebener Weise aufgebracht wird und durch

Aufziehen substrathaltiger Lösung die voltammetrische Messung ausgelöst wird.

Parallel dazu wurden die gerätespezifischen Parameter optimiert. Die Messungen erfolgten

bei einer Polarisationsspannung von 250 mV vs. Int. RE. Die Messdauer betrug 30 s. Die

Substratkonzentrationen sollten 1mmol/l nicht überschreiten. Die Reproduzierbarkeits-

messungen wurden mit einer Konzentration von 0,33 mM pAPB durchgeführt.

Die Einflüsse verschiedener Detergenzien auf die Enzymaktivität bzw. -stabilität der

Esterasen wurden auf der Basis eines photometrischen Küvettentests untersucht. Hierzu

wurde das Enzym in ca. 0,5%ige Lösungen verschiedener Substanzen gegeben. Verfolgt

wurde die Umsetzung von pNPB direkt nach Zugabe des Enzyms sowie nach 24 Stunden.

Dabei zeigte sich, dass einige Verbindungen nicht für die Entwicklung des Additivgemisches

in Frage kommen, da eine Abnahme der Enzymaktivität zu verzeichnen ist (Abbildung 114).

Festlegung des Prüfprotokolls

Um Änderungen an der Reagenzzusammensetzung (Additive, Enzym und –konzentrationen)

bewerten zu können, wurde ein Protokoll erarbeitet, nach dem für jeden Versuch

vorgegangen wurde. Es umfasst die Parameter Blutaufziehzeit (BAV in s), die

Reproduzierbarkeit der Grundstrommessungen bzw. 0,33 mM pAPB sowie die

171 | 208

Konzentrationsabhängigkeit des Messsignals über den Konzentrationsbereich 0,09 bis

1,0 mM pAPB. Bewertet werden hierbei der lineare Verlauf sowie die Sensorsensitivität als

Quotient aus Ladungsdichte und Konzentration. Ein Teil der hergestellten Sensoren wurde

sieben Tage bei 50°C gelagert und nachfolgend alle Messungen des Prüfprotokolls erneut

durchgeführt. So wurden Aussagen zu Stabilität des Enzyms im verwendeten

Reagenzgemisch erhalten (Abbildung 110).

Integration der Anforderungen des Gerinnungssystems

Um die späteren Messwerte der Gerinnungszeit mittels Einmal-Sensor auf ein

Standardverfahren beziehen zu können, wurde ein Kugelkoagulometer als Referenzsystem

verwendet. Dieses Gerät misst den Zeitpunkt der einsetzenden Gerinnung, indem eine

Metallkugel, die sich in der Reagenzmischung (Standardplasma und Prothrombinlösung)

befindet, durch den gebildeten Thrombus mitgerissen wird und deren Lageveränderung

detektiert wird. Es ist ein Standardverfahren in der medizinischen Labordiagnostik. Zunächst

wurde das Gerät genutzt, um den Einfluss der verschiedenen Substanzen auf den

Gerinnungsprozess zu überprüfen. Die verschiedenen Esterasen beeinflussen den

Gerinnungsprozess nicht; eine 1mM pAPB-Lösung verlängert die Gerinnungszeit etwas, stört

aber nicht die Thrombusbildung. Leider stört eine Vielzahl der bewährten Hilfsstoffe

(Detergenzien) den Gerinnungsprozess. Entweder wird die Zeit bis zum Eintritt der

Gerinnung verlängert oder die Thrombusbildung wird gänzlich gestört. In Kombination mit

der Überprüfung des Einflusses der Detergenzien auf die Enzymaktivität verbleibt nur eine

vergleichsweise geringe Auswahl an Zusätzen um ein wirksames Reagenzsystem zur

Optimierung des Aufzieh- und Löseverhaltens zu entwickeln (Abbildung 115)

172 | 208

0,00

0,02

0,04

0,06

0,08

0,10

0,12

0,14

0,16

0,18

0,20

Es03PP M2 M3 M5

Es01PP M2 M3 M5

SigmaPP M2 M3 M5

∆E /

min

5 min 24 h

Abbildung 114. Photometrischer Nachweis der Detergenzientoleranz der Esterasen. Detektiert wird

die Bildung von p-Nitrophenol (gelb) durch die Umsetzung von p-Nitrophenylbutyrat. Verglichen

werden die Messwerte eines Enzyms gegenüber seinem Wert in Phosphatpuffer (PP); 5 Minuten und

24 Stunden nach der Zugabe der Enzyme zur Detergenzlösung. Die Extinktion wird einer Wellenlänge

von 400 nm über 100 s gemessen.

A.d. PPSigm

aEs0

3pA

PB CM TW BJ DY SF CH DP08

10

12

14

16

Prot

hrom

binz

eit i

n se

c

Abbildung 115. Prothrombinzeiten ausgewählter Detergenzien, ermittelt mit einem Kugelkoagulometer

(MC1, Fa. Greiner BioChemica), 0,1 ml Probe temperiert, Start der Messung gleichzeitig mit der

Zugabe von 0,2 ml temperierten prothrombinhaltigen Reagenzes (Dade® Innovin®, Siemens). Probe

= mit Detergenz verdünntes Standardplasmas (normal reference plasma Fa. CryocheckTM) im

Vergleich zu dest. Wasser (A.d.).

173 | 208

Optimierung der Reagenzgemische anhand des Standardverfahrens

Angefertigt wurden 337 verschiedene Additive für das Enzym Es03, sowie 58 für pAPB.

Zunächst wurden die Gerinnungsfähigkeit, die Filmbildung, das Kristallisationsverhalten

sowie die Viskosität getestet. Grundsätzlich geeignete Gemische wurden mit gelöstem

Enzym auf SensLab-Kohlenstoff-Grundsensoren aufgebracht und weiterverarbeitet. An den

fertigen Sensoren wurde das Testprotokoll mit gelöstem pAPB durchgeführt und die

Ergebnisse bzgl. Sensitivität und Reproduzierbarkeit bewertet. Dieser Test wurde direkt nach

Herstellung und nach einer Woche Lagerung bei 50°C durchgeführt. Schließlich gelang die

Zusammenstellung des Reagenzgemisches E300, das unter Verwendung des Enzyms Es03

auf den damit präparierten Sensoren zufriedenstellende Ergebnisse zeigte.

Erstaunlicherweise wurden auch mit Sensoren, deren Messkammer mit 10mM pAPB in E300

beschichtet wurde, und die zur Messung mit Esterase-Lösung befüllt wurden, die besten

Ergebnisse in den Untersuchungen erreicht. Beide Sensoren lassen sich mit der Blutprobe

innerhalb von 0,45 s befüllen, ohne dass ein Luftblaseneinschluss oder

Flüssigkeitsdurchbruch am Entlüftungskanal auftritt. Weiterhin wurden eine hinreichende

Sensitivität sowie eine gute Reproduzierbarkeit (VK ca. 2%) bestimmt. Die Esterase-

Sensoren zeigen eine akzeptable Lagerstabilität. Der Sensitivitätsverlust nach einer Woche

Lagerung bei 50°C betrug ca. 10% (Abbildung 116).

0,0 0,2 0,4 0,6 0,8 1,0-2

0

2

4

6

8

10

12

14

Es03 in E300 vor Lagerung Es03 in E300 nach Lagerung

Q [µ

As]

c(pAPB) [mmol/l] Abbildung 116. Linearitätsuntersuchung an Sensoren von Es03 in E300 vor und nach der Lagerung

bei 50°C für 7 Tage, gemessen mit Verdünnungen von pAPB in Phosphatpuffer von 0,1 bis 1mM

(n=3-5, Polarisationsspannung vs. int. RE: 250 mV, Messzeit: 30 s).

174 | 208

Die Lagerstabilität der pAPB-haltigen Sensoren bei 50°C war sehr schlecht. Aus diesem

Grund wurde lange Zeit nach einem alternativen Reagenzgemisch gesucht, welches aber

nicht gefunden werden konnte. Die Untersuchungen zur Lagerstabilität bei verschiedenen

Temperaturen erbrachten aber, dass der Aktivitätsverlust nur bei erhöhter Temperatur

auftritt. Bei Raumtemperaturlagerungen und Lagerungen im Kühlschrank blieb die Aktivität

nahezu vollständig erhalten (Tabelle 17).

Damit eignet sich das Additivgemisch E300 sowohl für die Herstellung des Enzym (Es03)-

Reagenzgemisches, als auch für das Substrat (pAPB)-Reagenzgemisch.

Q0 [µAs]

PP

QM [µAs]

Es03

VK QM/Q0 BAV [s]

Vor Lagerung

1,41 10,9 27,2% 7,75 0,61

Nach Lagerung bei

RT 1,15 12,55 12,5% 10,92 0,80

50°C 0,85 1,15 7,5% 1,35 0,99

KS 1,35 13,58 7,7% 10,54 0,63

TKS 1,35 14,2 12,7% 10,54 1,09

Tabelle 17: Messwerte pAPB-haltiger Sensoren der Variante V-02-36iv vor und nach

Lagerung, ausgemessen mit Es03-Lösung in Phosphatpuffer (pH=7,4, 50 mM) (4 U/ml) (n=3-6).

Optimierung von Konzentrationen anhand des Sensors mit doppelter Messkammerlänge

Aus Verfügbarkeitsgründen sollte an dem Modellsystem eines Kohlenstoffsensors mit

doppelter Messkammerlänge die Kombination beider Reagenzgemische getestet werden,

bevor die Applikation auf dem Mikrofluidiksensor erfolgte. Die Verlängerung der

Reaktionskammer dient der Simulation einer längeren Fließstrecke und damit einer

Verlängerung der Reaktionszeiten bis zur Auslösung des Messvorgangs. Es wurden

175 | 208

verschiedene Versuche durchgeführt, bei denen die Reagenzgemische getrennt voneinander

innerhalb der Messkammer gegenüberliegend aufgebracht werden (Abbildung 117).

So ergaben erste Versuche, dass sich das pAPB-Detergenz nach Trocknung in der

mikrofluidischen Struktur (Prägefolie) nicht wieder löst bzw. keine nennenswerten Ströme

messbar sind. Es wurden insgesamt 38 verschiedene Testreihen zur Optimierung der

Konzentration von Es03 sowie der verwendeten Reagenzgemische durchgeführt. Befüllt

wurden diese Sensoren mit Phosphatpuffer bzw. Kapillarblut. Es zeigte sich, dass auch hier

mit der Kombination beider E300-Reagenzgemische das beste Sensitivitäts-/

Variationskoeffizienz-Verhältnis erhalten wurde. Als optimale Konzentration von Es03 für die

Umsetzung des 10mM pAPB-Reagenz wurden 2 mg/45 µl E300 ermittelt.

Abbildung 117. Beschichtungsprinzip eines Sensors mit doppelter Messkammerlänge:

A) p-APB-Reagenzgemisch B) Es03-Reagenzgemisch.

Der elektrochemische Nachweis der Gerinnung

Das Additivgemisch E300 wurde ebenfalls verwendet, um Innovin® als

gerinnungsauslösendes Reagenz zu lösen. Für die Beschichtungsuntersuchungen wurden

wiederum SensLab-Kohlenstoffsensoren verwendet. Es wurden zunächst verschiedene

Kombinationen ausgetestet. Es stellte sich heraus, dass pAPB auch durch das Innovin®-

Reagenzgemisch angegriffen wird, so dass lediglich die Kombination des Innovins® mit der

Es03 in Frage kam. Nachfolgend wurde versucht, ein Modellsystem zu finden, an dem

elektrochemisch die Gerinnung verfolgt werden kann. Prinzipiell sollte Kapillarblut beide

Reagenzschichten auflösen, das Enzym-Substrat-System damit in Kontakt zueinander

bringen, so dass pAPB zu pAP umgesetzt wird und ein Strom fließen kann. Bei einsetzender

Gerinnung sollte der fließende Strom abnehmen. Mit sinkender Gerinnungsfähigkeit sollte

dieser Effekt kleiner werden, also der resultierende Strom größer. Die Sensoren bestanden

176 | 208

zunächst aus Kohlenstoffsensoren, die mit einem Reagenz aus Innovin® und Es03 in E300

beschichtet und weiterverarbeitet wurden. Folgende Proben wurden anfangs getestet:

• Referenz-Plasma, tiefgefroren, aufgetaut, verdünnt mit dest. Wasser

• Referenz-Plasma, lyophilisiert, wiederaufgelöst, verdünnt mit dest. Wasser

• Referenz-Plasma, lyophilisiert, wiederaufgelöst, verdünnt mit isotonischer NaCl-Lösung

Zu 1 ml verdünntem Plasma wurden je 10 µl pAPB-Stammlösung zugegeben. Die Messung

erfolgte für 120 s – 180 s mit einer Polarisationsspannung von 250mV vs. int RE. In allen

Fällen wurde ein direkter Zusammenhang zu den einzelnen Verdünnungsstufen mit sehr

schlechter Reproduzierbarkeit nachgewiesen – allerdings indirekt proportional zum

erwarteten Zusammenhang (Abbildung 118). In weiteren Untersuchungen stellte sich heraus,

dass Plasma ebenfalls in der Lage ist, pAPB zu pAP umzusetzen. Daher wurde der Versuch

abgewandelt und zu 100 µl Plasma je 1 µl pAPB-Stammlösung zugegeben und nach

definierten 10 s das Gemisch auf einen Sensor gegeben. Die Messung erfolgte wieder

zwischen 120 und 180 s bei einer Polarisationsspannung von 250 mV. Es konnte kein

fehlerfreier direkter Zusammenhang zur Gerinnung mehr festgestellt werden. Daraufhin

wurde vom Ansatz der Plasmaverdünnung Abstand genommen und Tests durchgeführt, bei

denen Citratblut verwendet wurde, das mit verschiedenen Mengen von Heparin versetzt

wurde. Die Messungen am Kugelkoagulometer ergaben, dass der Zusatz von 4,2 U Heparin

bzw. 10,5 U Heparin zum Citratblut ausreicht, um drei grundsätzlich verschiedene

Gerinnungszeiten zu erhalten (Tabelle 18).

177 | 208

-5 0 5 10 15 20 25 30 35 40 45 50 55 60 65

0

2

4

6

8

10

12

14

16

18

20

Zeit [sec]

Q [µ

As]

25%

33%

50%

75%

100%

0%

V-04-01

Plasma o. pAPB PP mit 1mM pAPB 100 % Plasma m. 1mM pAPB 100% Plasma m. 1mM pAPB 75% Plasma m. 1mM pAPB 75% Plasma m. 1mM pAPB 50% Plasma m. 1mM pAPB 50% Plasma m. 1mM pAPB 33% Plasma m. 1mM pAPB 33% Plasma m. 1mM pAPB 25% Plasma m. 1mM pAPB 25% Plasma m. 1mM pAPB

Abbildung 118. Testreihe zum Gerinnungsnachweis mit externem Gerinnungsstart, pAPB-haltiges

Plasma, verdünnt mit dest. Wasser, V-04-01 (Upol: 250 mV, Messzeit 120 s).

Es konnten noch drei Versuchsreihen durchgeführt werden, innerhalb derer vier

Sensorvarianten mit doppelter Messkammerlänge untersucht wurden. Davon erbrachte die

Variante DS-31 einen direkten Zusammenhang zur Gerinnungszeit. Leider ist die

Reproduzierbarkeit schlecht. Tabelle 19 stellt die Mittelwerte der Ladungsmenge nach 60 s

für zwei Versuchsreihen DS-31i,ii zusammen, Abbildung 119 zeigt die einzelnen Messwerte.

Es wird davon ausgegangen, dass sich der beobachtete Effekt bei Verwendung des

Mikrofluidik-Sensors aufgrund der längeren Fließstrecke verstärkt.

178 | 208

Probe PT-Zeit [s]

Reihe 1 Reihe 2

Blut Blut aus Citratröhrchen ohne Zusatz 11,2 10,4

Heparin 1 1ml Blut aus Citratröhrchen +

20 µl Heparin-Stammlösung* (4,2 U/ml)

19,4 17,5

Heparin 2 1ml Blut aus Citratröhrchen +

50 µl Heparin-Stammlösung* (10,5 U/ml)

66,7 57,4

*Heparin-Stammlösung 1mg / 1ml isotonischer NaCl-Lösung (210 U/ml)

Tabelle 18. Heparinisierte Blutproben und die dazugehörigen PT-Zeiten.

Variante BAV Messwert Q Blut

[µAs]

Messwert Q Blut mit Heparin 1

[µAs]

Messwert Q Blut mit Heparin 2

[µAs]

∆ Q(Hep2)-

Q(Blut)

DS-31 0,97 10,79 12,10 12,48 1,69

2,37% 8,02% 6,43% 11,73%

DS-31ii 0,93 13,06 13,11 14,46 1,40

21,6% 3,49% 7,37% 2,98%

Tabelle 19. Ladungen der Messungen von Sensoren mit doppelter Messkammerlänge der Varianten

DS31 ausgemessen mit PP, Blut sowie heparinisiertem Blut (1: 4,2 U/ml, 2: 10,5 U/ml) (n=5, Upol:

250mV, 0,5-60 s integriert).

179 | 208

Abbildung 119. Abhängigkeit der Ladung nach 60 s Integrationszeit von der Prothrombin-(PT)-Zeit,

DS-31i,ii, Messungen mit heparinisiertem Citratblut, PT-Zeiten entsprechend

Tabelle 18 (Upol: 250mV vs. int. RE, 60-120 sec).

5.3.5 Zusammenführung zum Mikrofluidiksensor

Nach der Optimierung der Mikrofluidik und der erfolgreichen Untersuchung der

Grundsensorstrukturen mit dem Layout G-2 wurde der Gerinnungssensor zusammengeführt.

Mit den auf diese Weise erhaltenen Sensoren wurden folgende Nachweise geführt:

• Funktionsnachweis anhand Phosphatpuffer (PP)

• Funktionsnachweis anhand Blut

• Funktionsnachweis anhand Blut mit pAPB und Es03

• Funktionsnachweis anhand Blut und Innovin.

Die Messungen wurden durchgeführt, indem der Sensor über einen Adapter mit einer

hausinternen (SensLab) Monitor-Hard- und Software betrieben wurde.

10 20 30 40 50 60

6

8

10

12

14

16

1810,5 units Heparin /mL Blut

4,2 units Heparin /mL Blut

Citratblut

DS31i DS31ii

PT-Zeit [s]

Q [µ

As]

180 | 208

Funktionsnachweis mit Modelllösung (PP)

Zur besseren Verfolgung der Phosphatpufferverteilung wurde dieser mit einer Coomassie-

Lösung angefärbt. Abbildung 120 zeigt eine vollständig mit Phosphatpuffer gefüllte

Mikrofluidik, Tabelle 20 sind die Ergebnisse dreier miteinander vergleichbarer Sensoren

zusammengestellt. Die Messwerte liegen zwar in der Größenordnung der Vorversuche (IST-

624-24 I0=0,86 µAs). Jedoch ist die Streuung der Ladungswerte viel zu hoch.

Abbildung 120. Vollständig mit angefärbtem Phosphatpuffer befüllte Mikrofluidik.

Variante Messwert QM,PP [µAs]

M-02-05iv 0,884

M-02-08iii 1,367

M-02-11iii 0,316

Tabelle 20. Messwerte der elektrochemischen Messungen an drei Mikrofluidik-Sensoren befüllt mit

Phosphatpuffer (Upol: 150 mV, 30 s).

Funktionsnachweis mit Kapillarblut

Es wurden mehrere miteinander vergleichbare Sensoren hergestellt und die Mikrofluidik mit

Kapillarblut befüllt. Zwei nacheinander durchgeführte Messungen waren erfolgreich und

können miteinander verglichen werden. Aus der Auswertung der Messungen (vergl. Tabelle

21) ist ersichtlich, dass die Messwerte etwas größer als die der Messungen mit

Phosphatpuffer (Tabelle 20) sind, sie liegen aber noch im Grundladungsbereich. Die

Differenz beider Messungen beträgt noch 8%, ist aber deutlich niedriger als die der

Phosphatpufferuntersuchungen.

181 | 208

Variante Messwert QM,Blut [µAs]

M-02-05ii 1,966

M-02-08ii 1,814

Tabelle 21. Messwerte der elektrochemischen Messungen an zwei Mikrofluidik-Sensoren mit

Kapillarblut (Upol: 150mV, 30s).

Funktionsnachweis mit Kapillarblut und bei Anwesenheit von pAPB und Es03

In einem Versuch wurde 10mM pAPB-Lösung auf die Messfensteroberfläche dispensiert und

das Es03-Reagenzgemisch auf die Messkammerseite der Prägefolie. Nun wurde die

Mikrofluidik mit Blut befüllt, die Messung wurde nach vollständiger Befüllung der

Messkammer gestartet. Am Strom- bzw. Ladungsverlauf (Abbildung 121) ist zu erkennen,

dass das Nachweissystem auch auf dem Mikrofluidik-Sensor funktioniert.

-20 0 20 40 60 80 100 120 140 160 180 200-2

0

2

4

6

8

10

12

14

16

0,0

0,2

0,4

0,6

0,8

I [µA

]

Q [µ

As]

Zeit [sec]

M-02-07 Messung mit 150mV, 180 sec, Trigger 10/50nA

Geräteeinstellung: Imax=0,8µA, Auflösung 0,2µA

Abbildung 121. Strom- und Ladungsverlauf der Messung eines 9-poligen Sensors (Pd-beschichtet,

IST) mit aufgeklebter Mikrofluidik unter Verwendung des Nachweissystems pAPB/Es03 (Upol: 150

mV, 180 sec). Start der Messung nach Befüllung der Messkammer.

182 | 208

Funktionsnachweis mit Blut und Innovin

Es wurde ein Versuch durchgeführt, in dem ein Reagenzgemisch mit Innovin® im E300 –

Ansatz auf die Messkammer eines Kanals dispensiert wurde. Die dispensierte Lösung

verteilte sich über die Mäanderstrecke bis in die erste Depotkammer hinein. Während die

Kontrollstrecke nach Befüllung der Probeaufnahmekammer problemlos befüllt wurde, zog

das Blut in der Messstrecke nur bis zum Beginn der Messkammer auf (Abbildung 122).

Nach der Befüllung der Mikrofluidik wurde die Prägefolie entlaminiert und die Konsistenz des

Blutes im Kanal mit dem Gerinnungsreagenz überprüft. Es hatte sich ein Thrombus gebildet,

der fest in der Mikrofluidik haftete und weder durch Ausspülen noch Auskratzen vollständig

entfernt werden konnte. Diese Eigenschaft wurde bisher in keinem anderen Fall beobachtet.

Demnach ist die Gerinnbarkeit des Kapillarblutes unter den vorliegenden Bedingungen

gegeben und wird durch keinen Parameter gestört. Trotzdem bleibt die Aufgabe, das

mikrofluidische Verhalten der Probe durch Änderung der Reagenzzusammensetzung so zu

gestalten, dass die Messkammer trotz einsetzender Gerinnung schnell und gleichmäßig

befüllt wird.

Abbildung 122. Mit Kapillarblut befüllte Mikrofluidik, der obere Kanal ist durch einen Thrombus

verschlossen. Die Gerinnung wurde durch das aufgetragene Innovin®-Reagenzgemisch ausgelöst.

183 | 208

6 Zusammenfassung

6.1 Anlagenmodul Plasmatechnik (GRT, Fraunhofer IST)

Druckformen

• Von den zur Herstellung der Druckform untersuchten Techniken mechanische Gravur,

mechanische Xtreme Gravur, High Resolution Laser und Direktlaser sind die letzten drei

gut für die Strukturierung einsetzbar.

• Während des Projektes konnten alle oben genannten Verfahren den Anforderungen des

Plasma Printings angepasst und entsprechend optimiert werden.

• In fast allen Fällen mussten Prozesse für das jeweilige Verfahren definiert werden, welche

eine optimale Gestaltung der Strukturen bzgl. Rasterung und Gravurtiefe ermöglicht.

• Insgesamt wurden 95 Druckformen während des Projekt-Zeitraumes und der sich

anschließenden Monate mit den unterschiedlichen dargestellten Techniken belichtet.

Ausgeliefert an das IST wurden gut zwanzig Druckformen, welche unterschiedliche

Strukturen der Endanwender zeigten und mit unterschiedlichen Techniken / Parameter

versehen waren.

• Bezüglich der Datenaufbereitung konnte auf das bei GRT vorhandene Software System

zurückgegriffen werden. In der Aufbereitung der Strukturdaten mussten einige leichte

Änderungen durchgeführt werden, um eine optimale Gestaltung der Außenlinie speziell

für P3T Strukturen zu erzielen.

• In erster Linie wurde das in der Lasertechnik verwendbare Outlining in seiner Breite den

technischen Anforderungen des Plasma-Printings angepasst. Breiten des Outlinings

bewegten sich im Bereich von 10 µm bis mehreren hundert µm.

184 | 208

Anlagentechnik Im Bereich der Anlagentechnik konnte im Rahmen dieses Projektes ein neues RzR-

Plasmamodul fertiggestellt und zur Durchführung von Optimierungsversuchen mit

unterschiedlichen Prozessparametern, Elektrodendesigns und Prozessgaszuführungen

eingesetzt werden. Mit diesem Modul wurden folgende Ziele erreicht:

• Mit einer optimierten Elektrodenanordnung ließ sich eine ortsselektive und haftfeste

Metallisierung (Tapetest) nach Plasmaaktivierungen bei Generatorleistungen von

40 – 80 W erreichen, d. h. bei 35 – 50 % weniger Leistung als bei Versuchen ohne

Optimierung (Meilenstein Energieeffizienz).

• Erstellung von Konzepten zur Aufskalierung und Umsetzung für ein für

Produktionsumgebungen geeignetes Elektrodensystem und Gaszuführungssystems.

• Durch die Optimierung der Elektrodenanordnung und die Anpassung des Generators

konnte eine Reduzierung der Plasmaleistung von 80 – 120 W in den Bereich 40 – 80 W

erreicht werden, so dass hier eine verbesserte Energieeffizienz um 35 bis 50 % gezeigt

wurde.

6.2 Anlagenmodul Galvanik (Enthone bzw. Atotech, OTA, Fraunhofer IST)

Kupfermetallisierung

• Aufbau und Inbetriebnahme der Prozessstrecke zur Kupfermetallisierung in einer

Technikumsanlage im 20l-Maßstab

• Herstellung von metallisierten Proben für anwendungsorientierte Tests für alle drei

Endanwender Mektec, TagStar Systems (später: Identive Systems) und Senslab

• Strukturauflösung von 150 µm bei 5 µm Schichtdicke für Kupfer auf Kapton wurde erzielt

• Für Elektronikanwendungen ausreichende Schälhaftfestigkeiten laut DIN 53494 und IPC-

TM-650 Testmethode Nr. 2.4.9 von Kupferschichten auf Kapton von 0,8 N/mm wurden

erreicht

185 | 208

• Eine auftretende Wildabscheidung bei der Kupferabscheidung konnte durch geeignete

Dosierung des Stabilisators verringert oder unterdrückt werden

• Reproduzierbarkeit der Metallisierungsergebnisse ist für einen Einsatz in der Produktion

noch nicht ausreichend

• Standzeiten bei den Kupferbädern lagen bei etwa 20 Folienproben trotz Badwartung und

-filtration bei nicht zufriedenstellenden 2 – 3 Tagen, möglicherweise war die Filtration zur

Entfernung von (den autokatalytischen Badzerfall bewirkenden) Kupferpartikeln/-flittern

aus dem Bad noch nicht wirksam genug

• Planung des Aufbaus einer Bandgalvanikanlage, zusammen mit OTA, unter Einbeziehung

der am IST mit Beratung von Atotech definierten Prozessbedingungen

• Durchführung eines Betriebsversuches zur kontinuierlichen Kupfermetallisierung von

Polyimid auf dem bei OTA aufgebauten und aufgestellten Anlagenmodul; mit diesem

Modul war eine ortsselektive Metallisierung von Folien möglich, hinsichtlich der

Metallisierungsqualität gab es keine Überraschungen gegenüber den

Technikumsversuchen am IST

• Auf HSPL 20-Folie gelang die ortsselektive Kupferabscheidung, jedoch wurden keine für

den Endanwender TagStar Systems zufriedenstellenden Haftfestigkeiten erreicht

6.2.1 Kostenkalkulation kontinuierliche Verkupferung

Zur Betrachtung der Kostenkalkulation für einen Rolle-zu-Rolle-Prozess ergibt sich aus der

zu beschichtenden Fläche und der aufgebrachten Schichtdicke von 4 µm eine Kupfermenge

von ca. 80 mg. Auf Grundlage der Elektrolytkosten können daraus für eine Struktur, wie sie

im Falle des Partners Mektec hergestellt wird, reine Chemiekosten in Höhe von etwa

2,2 €ct./Struktur kalkuliert werden (exklusive Kosten für Neuansätze und Entsorgung!).

Bei einer Annahme der Prozessbreite von 400 mm bedeutet dies 8 nebeneinander stehende

Strukturen und einer Durchlaufgeschwindigkeit der Folie durch die RzR-Anlage von

0,5 m/min können ca. 2.000 Strukturen pro 8 h Tag produziert werden, was bei 220

Fertigungstagen pro Jahr gut 3,7 Millionen Strukturen entspricht. Bei Einberechnung von

186 | 208

Strom- und Personalkosten kommt man dann auf ca. 2,9 €ct pro Struktur. Bei geschätzten

Anlagenkosten von 500 T€ und einer Abschreibung von 5 Jahren würden die Kosten 5,7 €ct

pro Struktur betragen.

Für die Plasmaaktivierung käme man inkl. Personal, Strom und Gasverbrauch auf ca.

1,2 €ct. pro Struktur. Bei Investitionskosten in Höhe von ca. 200 T Euro und der

Abschreibung von 5 Jahren käme man hier auf 2,3 €ct pro Struktur.

Dies bedeutet in Summe, dass die Mektec-Struktur in der Produktion 4,1 €ct pro Struktur

ohne Abschreibung und 8,0 €ct pro Struktur mit Abschreibung kosten würden. Bei maximaler

Auslastung dieser Anlage im Drei-Schicht-Betrieb könnten so 11 Mio. Strukturen der Größe

120 × 60 mm produziert werden.

Palladiummetallisierung

• Es wurden für den Endanwender Senslab ausreichend haftfeste Palladiumschichten auf

Melinex abgeschieden.

• Die Palladiummetallisierung gelang auf 250 µm dicker Melinex und 350 µm dicker

Polypropylen-Folie zuverlässig nach einer vorhergehenden Anschlag-Vernickelung.

• Mit einer Prozessgeschwindigkeit der Folie im RzR-Plasma Printing-Prozess bis zu

5 m/min konnte eine sehr gute Ortsselektivität der Metallabscheidung von Ni/Pd auf

Melinex erreicht werden.

• Bei einer Probenanzahl von etwa 50 Stück pro Woche und bei Kontrolle des pH-Wertes

des Bades sowie sporadischer Ergänzung von Badkonzentrat gelang die Abscheidung

aus dem Palladiumelektrolyt für mindestens 1 Woche – möglicherweise haben sich die

nur kurzen Eintauchzeiten günstig auf die Standzeit ausgewirkt.

• Strukturauflösungen von unter 200 µm bei Schichtdicken der Metallisierung zwischen 50

und 180 nm, wie sie vom Endanwender Senslab gewünscht wurden, wurden erreicht.

• Auf breiten Strukturteilen sprang die Metallisierung deutlich zuverlässiger an als auf

schmalen, Druckwalzen mit höherer Gravurtiefe für schmale als für breite Strukturteile

brachten keine Verbesserung

187 | 208

• Bei Senslab durchgeführte anwendungsorientierte cyclovoltammetrische Untersuchungen

zeigten eine ausreichende Empfindlichkeit der Sensoren, allerdings schwankte die

Empfindlichkeit der Sensoren von Sensorkarte zu Sensorkarte noch zu stark.

• Der statistische Fehler der letzten Karten lag im Bereich von 4 % und damit im Rahmen

der von Senslab geforderten Reproduzierbarkeit. Eine Verbesserung dieses Wertes soll

zukünftig über Schichtdickenkontrolle mittels RFA erfolgen. Der Ausschuss von zurzeit bis

zu 15 % kann durch die Verwendung von Reinraumbedingungen für die

Plasmabehandlung deutlich verbessert werden.

6.2.2 Kostenkalkulation kontinuierliche Nickel/Palladiummetallisierung

Auf Basis eines Metallisierungsprozesses mit der Nickel-Startschicht wurden erste

Kostenkalkulationen für die nasschemische Metallisierung der Sensorstrukturen im

Produktionsmaßstab angestellt. Dabei flossen die auf den Sensorkarten zu metallisierende

Fläche sowie die Schichtdicke der Metallisierung ein, die Kosten für Ansatz und

Regeneration der Metallisierungsbäder sowie eine Annahme bezüglich der Standzeit der

Metallisierungsbäder ein. Bei optimaler Ausnutzung der Bäder ergaben sich Kosten von

0,50 € pro metallisierte Karte (160 mm × 160 mm) mit 80 Sensoren oder 0,6 €ct pro Sensor.

Da die Menge an Sensoren deutlich geringer ist, wurde hier eine Kostenkalkulation für den

Personalaufwand beim Tauchverfahren am Fraunhofer IST durchgeführt. Dabei wurde davon

ausgegangen, dass pro Karte ein Aufwand eines Technikers von 5 bis 10 min entsteht. Dies

ergibt Personalkosten von 6 – 12 € pro Karte, d. h. 8 – 16 €ct pro Sensor. An einem 8 h

Arbeitstag könnten so von 2 Technikern ca. 16.000 Sensoren hergestellt werden.

Die Anzahl der Sensoren könnte an dem vorhandenen Plasmamodul mit 0,08 €ct pro Sensor

produziert werden. Eine Tagesproduktion für die Galvanik würde ca. 30 min dauern.

Dies bedeutet, dass die Produktionskosten für den Sensor von den Personalkosten bestimmt

werden aber selbst hier noch im 10 €ct-Bereich liegen.

Bei einer Umsetzung auf Rolle-zu-Rolle kann man bei einer identischen Auslastung (8h pro

Tag, 220 Tage pro Jahr) fast 53 Mio. Sensoren herstellen. Geht man von gleichen

Investitions-, Sach- und Personalkosten wie bei der Kupfermetalliserung aus, ergibt sich

188 | 208

ohne Abschreibung Kosten von 0,7 €ct. pro Sensor und mit Abschreibung von 1,0 €ct. pro

Sensor.

Interessant in Bezug auf die optimale Ausnutzung der Bäder dürfte ein Anlagenkonzept sein,

dass

• die Auskleidung der Nickel- und Palladiummodule mit einem »Inliner« aus Glas zur

Vermeidung von Metallverlusten durch das sogenannte Ausplaten an den

Behälterwänden und

• den Einsatz möglichst geringer Badvolumina beinhaltet. Letzteres könnte z. B. durch die

Durchführung der Metallisierung in flachen Behältern, in die die Proben senkrecht

eingeführt werden können, realisiert werden.

6.3 Aufbau- und Verbindungstechnik (Fritsch, Seho, FAPS)

6.3.1 Bestückung (Fritsch)

• Der entwickelte prototypische Bestückungsautomat ist in der Lage, die zu verarbeitende

Folie »von Rolle zu Rolle« zu fördern und zu bestücken. Dabei wurden

Fördergeschwindigkeiten der Folie von maximal 1 m/min erreicht bzw. getestet. Die

geplante Zielgeschwindigkeit von mind. 0,5 m/min wurde somit mit ausreichender

Reserve erreicht. Eine weitere Erhöhung der Geschwindigkeit scheint zwar möglich, da

die verwendeten Achsen auch höhere Geschwindigkeiten zulassen. Allerdings werden in

der Praxis höhere Fördergeschwindigkeiten nicht angewendet, da zum Beispiel

nachfolgende Fertigungskomponenten die Fördergeschwindigkeit limitieren. Außerdem

verschlechtert sich die Bestückungstoleranz erheblich mit steigender Geschwindigkeit.

• Zusätzlich zu den Zielen im Rahmen des Projektes wurde die Einrichtung zum

Folientransport so ausgelegt, dass ein getakteter Betrieb möglich ist. Diese Betriebsart

ermöglicht bei einer späteren Verwertung der Transporteinrichtung eine einfachere

Trennung der einzelnen Prozessschritte, da die Fertigungsschritte dann nicht mechanisch

gekoppelt und synchronisiert werden müssen. Dies führt zu einer wesentlichen

Vereinfachung der Schnittstellen zwischen den einzelnen Prozessen. Je nach

Anwendungsfall kann dies zu einer Kostenoptimierung bei der Investition führen.

189 | 208

• Die Transporteinrichtung ist so ausgelegt, dass eine Folienbreite von maximal 400 mm

möglich ist. Im Rahmen des Projektes stand eine Folie mit einer Breite von 250 mm zur

Verfügung. Auf dieser Folie wurden die Bestückungstests durchgeführt. Als minimale

Folienbreite wurde in der Transporteinheit eine 50 mm breite Folie positiv getestet.

• Testbestückungen auf Basis von Testmaterial von Mektec (metallisierte Folien mit

250 mm Breite) ergaben eine Bestückungstoleranz von 140 – 150 µm. Für die Tests

wurden keramische Testbauformen der Größe 0805 bzw. 1206 verwendet. Die

Auswertung der Bestückungstoleranzen erfolgte – wie auch bei starren Leiterplatten

üblich – relativ zu den verwendeten Fiducials im Schaltungsträger.

• Zur späteren Integration des Einzelmoduls in eine komplette Fertigungslinie steht eine

Schnittstelle zur Verfügung, um verschiedene Parameter für die kontinuierliche Fertigung

bidirektional übergeben zu können. Im Rahmen des Projektes ist die Anbindung per

RS232 Schnittstelle an einen Linienrechner vorgesehen. Das verwendete Protokoll lehnt

sich an den gemeinsamen Protokollentwurf der AVT-Gruppe an. Beispielsweise können

die Transportgeschwindigkeit geändert oder einzelne Nutzen im Schaltungsträger für die

Bestückung ausgeblendet werden. Auch die Übergabe von Status- und Fehlermeldungen

ist über diese Schnittstelle möglich.

6.3.2 Löten (Seho)

Seho hat in diesem Projekt im Rahmen seiner Forschungs- und Entwicklungsarbeiten eine

Löteinrichtung entwickelt, die den Vorgaben und der im Verlauf des Projektes modifizierten

Zielstellung in voller Form und Funktion entspricht:

• Die Zielsetzung: Entwicklung eines modularen prototypischen Lötanlagenkonzeptes zur

kontinuierlichen ressourcenschonenden und kosteneffizienten Fertigung von strukturierten

Metallisierungen für Elektronikkomponenten und Biosensoren erscheint nach unserer

Betrachtung erreicht.

• Die im Rahmen des Forschungsprojekts entwickelte Einrichtung kann die

lötprozesstechnischen Merkmale zur Herstellung von temperatursensitiven

Schaltungsträgern voll erfüllen.

190 | 208

• Die entwickelte Gesamteinheit mit wärmetechnisch angepassten Heizmodulen, eine auf

die Förderung von Folien abgestimmte Tarnsporteinheit und insbesondere das speziell für

die Folienschaltungsträger neue entwickelte Wärmemanagement bietet eine sichere Basis

für die Aufbauentwicklung zu einer Fertigungsanlage.

• Ein Linientest konnte wegen der nicht möglichen Beistellung der peripheren Einrichtung

durch die Projektpartner nicht realisiert werden.

6.3.3 Fehlerhandlingsystem (Lehrstuhl FAPS)

• Inspektionstool ist aufgebaut und an die Voraussetzungen für das P3T-Projekt angepasst

• Fehlerhandlingkonzept wurde für die AVT-Prozessierung (Inspektion, Bestücken, Löten)

erstellt

6.4 Endanwender (Mektec, Senslab)

6.4.1 Mektec

• Da das Vorprodukt – die metallisierte Folie als Rollenmaterial – nicht zur Verfügung

stand, war es nicht möglich, die ursprünglichen Verwertungsziele vollständig

umzusetzen oder zu erreichen.

• Die Entwicklungen im Rahmen des Projektes wurden zur Optimierung zweier Prozesse

der Prozesskette zur Herstellung flexibler Leiterplatten intern bei Mektec ausgenutzt

ENIG (Electroless Nickel Gold)

• Die Einführung des neuen Goldprozesses reduzierte den Ausschuss der beim Vergolden

anfällt und die damit verbundenen Kosten deutlich. Die einheitliche Oberfläche des neuen

Goldprozesses reduziert den Kontrollaufwand bei den Schaltungen und ermöglicht das

Vergolden von feineren Strukturen die beim Bestücken mit kleineren Bauteilen notwendig

sind. Damit wird die Wettbewerbsfähigkeit von Mektec gestärkt und die potenziellen

Anwendungsmöglichkeiten haben sich erweitert.

191 | 208

Reduzierte Kleberschichten

• Die reduzierten Dicken der Kleberschichten für Deckfolien wurden auf die

Basismaterialerstellung übertragen und intern erfolgreich qualifiziert. Die Qualifikation

dieser Materialien wird im Jahr 2013 mit den Kunden gestartet, so dass davon

auszugehen ist, dass diese Materialien ab dem Jahr 2014 in Serie eingesetzt werden.

6.4.2 Senslab

• Anhand verschiedener elektrochemischer Messungen an vom Fraunhofer IST

hergestellten Grundsensorkarten konnte deren prinzipielle Eignung bestätigt werden.

• Die statistische Untersuchung der Messergebnisse von Laktat-Sensoren, die mit

mehreren der metallisierten Grundsensorkarten hergestellt wurden, ergab gute

Reproduzierbarkeitswerte innerhalb einer Sensorkarte und noch akzeptable

Schwankungen der Messergebnisse von Karte zu Karte. Damit konnte zum Ende der

Projektlaufzeit gezeigt werden, dass das »P3T-Verfahren« für die Herstellung von

Grundsensorstrukturen, die zur Fertigung von Biosensoren dienen, geeignet ist.

• Sichergestellt werden muss in der weiteren Entwicklung eine gute Prozessstabilität und

eine gute Reproduzierbarkeit von Charge zu Charge.

• Für den Nachweis der Blutgerinnung wurde ein Nachweissystem entwickelt, welches

weder ein bestehendes Patent verletzt, noch Stand der Technik ist. Durch externe

Kooperationen wurde eine optimale Enzymvariante ebenso wie ein besonders geeignetes

Substrat bereitgestellt.

• Anhand der Behinderung der Enzym-Substrat-Reaktion sowie der anschließenden

elektrochemischen Umsetzung des Spaltproduktes an der Elektrodenoberfläche sollte die

einsetzende Blutgerinnung verfolgt werden können. Es wurden Verfahren zur Optimierung

der Sensoreigenschaften erarbeitet und erfolgreich angewendet. Es konnte ein

Reagenzgemisch entwickelt werden, in dem sowohl das Enzym als auch das Substrat

stabil vorliegen. Das Reagenzgemisch ist schnell wiederauflösbar und lieferte eine

akzeptable Sensorsensitivität, ohne dabei den Prozess der Gerinnung zu stören.

192 | 208

• Die Entwicklung des Gerinnungssensors konnte nicht abgeschlossen werden. Um das

entwickelte Nachweisverfahren auf dem Mikrofluidiksensor zu optimieren, fehlte vor allem

die rechtzeitige Bereitstellung verwendbarer Grundsensoren. Die Entwicklungen wurden

an einem Modellsystem so weit vorangetrieben, dass die Reagenzzusammensetzung

inklusive der Konzentration des Nachweissystems optimiert vorlag. Die Konzentration des

gerinnungsauslösenden Reagenz kann nur durch Untersuchungen am Mikrofluidiksensor

optimiert werden. Die prinzipielle Funktionsweise des Mikrofluidik-Sensors konnte

nachgewiesen werden.

193 | 208

7 Vorträge, Poster und Veröffentlichungen

E.-R. Weidlich, Möbius, A., Borris, J., Vorstellung des Vorhabens P3T auf der

»Effizienzfabrik- Innovationsplattform Ressourceneffizienz in der Produktion«, 27.01.2010,

Berlin.

Borris, J.: Ressourceneffiziente Produktion von flexiblen Leiterplatten - Plasma-Printing plus

Galvanotechnik, JOT 3 (2010) 48.

Borris, J.: Oberflächenstrukturierung mittels Plasma-Printing bei Atmosphärendruck, Plasma

+ Oberfläche 1 (2010) 8.

Borris, J., Thomas, M., Dohse, A., Klages, C.-P., Möbius, A., Elbick, D., Prinz, U., Wandner,

K.-H., Weidlich, E.-R.: P3T – a new technology for the cost and resource efficient inline

production of flexible printed circuits, RFID antennas and biosensors, 36 (2010) 18.

Reinhardt, A., Franke, J., Pfeffer, M., Modulares Anlagenkonzept zur Montage von

Bauelementen auf Foliensubstraten zur kontinuierlichen, kostengünstigen Fertigung von

elektronischen Baugruppen, Vortrag, 5. DVS/GMM-Fachtagung »Elektronische Baugruppen

und Leiterplatten, EBL 2010« 24.-25. Februar 2010, Fellbach.

Thomas, M., Weidlich, E.-R.: P3T – neuartiger Ansatz zur Herstellung flexibler Elektronik in

»Rolle-zu-Rolle«, Posterpräsentation, Aussteller 10. Karlsruher Arbeitsgespräche

Produktionsforschung, 09. – 10. März 2010.

Thomas, M., Borris, J., Dohse, A., Weidlich, E.-R., Elbick, D. Klages, C.-P.: Plasma-Printing:

Strukturierte Oberflächenfunktionalisierung und selektive nasschemische Metallisierung,

Tagungsband 32. Ulmer Gespräche, 29. / 30. April 2010, Neu-Ulm.

Thomas, M., Borris, J., Eichler, M., Klages, C.-P.: Micropatterning using atmospheric

pressure plasma processes, Proc. 8th International Conference on Coatings on Glass and

Plastics (ICCG), 13. – 17. Juni 2010, Braunschweig.

Borris, J., Thomas, M., Dohse, A., Klages, C.-P.: Plasma-Printing für flexible Elektronik,

Vortrag, OTTI-Seminar, 4. Fachtagung »Transparent leitfähige Schichten«,

9. – 11. November 2010, Neu-Ulm.

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Projektpartner des P3T-Projektes (Fraunhofer IST vertreten durch Borris, J.), Vorstellung des

P3T-Projektes auf der SMT-Messe 2010, Nürnberg, 08.-10.06.2010.

Projektpartner des P3T-Projektes, 9. Internationaler Kongress Molded Interconnect Devices,

29. – 30. September 2010, Fürth.

Borris, J., Thomas, M., Dohse, A., Weidlich, E.-R., Klages, C.-P.: P3T – neuartiger Ansatz zur

Herstellung flexibler Elektronik im »Rolle-zu-Rolle«-Verfahren (Vortrag), Tagungsband 18.

Neues Dresdner Vakuumtechnisches Kolloquium, 21. – 22.10.2010, Dresden.

Thomas, M., Dohse, A., Borris, J., E.-R. Weidlich, Vorstellung von P3T auf dem Fraunhofer-

Gemeinschaftsstand auf der Kunststoffmesse K 2010, 27.10. – 03.11.2010, Düsseldorf.

Borris, J., Thomas, M., Dohse, A., Lachmann, K., Klages, C.-P., Kostengünstige und

ressourceneffiziente Herstellung metallischer Leiterbahnen auf Kunststoffen durch

Kombination von Atmosphärendruckplasmaverfahren und außenstromloser Metallisierung,

Vortrag, Berliner Fachseminar der DGO »Kombinationsschichten«, 27. Januar 2011, Berlin.

Klages, C.-P., Hinze, A., Michel, B., Borris, J., Eichler, M., Lachmann, K., Thomas, M. Neue

Anwendungen von DBDs in der Oberflächentechnik, Vortrag, 15. Fachtagung für

Plasmatechnologie – PT15, 28.02.-02.03.2011, Stuttgart.

Thomas, M., Dohse, A., Borris, J., Klages, C.-P., DBD-type cavity microplasmas for

patterned surface treatment in electronics, biomedical, and textile applications, Vortrag,

International Workshop on Microplasmas, 3. – 6. April 2011, Paris, Frankreich.

Projektpartner des P3T-Projektes, Messe Sensor + Test 2011, 7.-9. Juni, 2011, Nürnberg.

Thomas, M., P3T – Plasma Printing & Packaging-Technologie Modulares Anlagenkonzept

zur kontinuierlichen Fertigung von flexiblen Leiterplatten, RFID-Antennen und Biosensoren,

Vortrag, Effizienzfabrik-Treff: »Ressourceneffiziente Oberflächentechnik«, 15. November

2011, Frankfurt am Main.

195 | 208

Borris, J., Thomas, M., Dohse, A., Lachmann, K., Hochsattel, T., Weidlich, E.-R., Klages, C.-

P., Kostengünstige und ressourceneffiziente Herstellung flexibler Leiterplatten, RFID-

Antennen und Biosensoren mittels Plasma Printing & Packaging Technologie,

Mikrosystemtechnik-Kongress, 10. – 12. Oktober 2011, Darmstadt.

Effizienzfabrik, 14.11.2011 Präsentation.

Borris, J., Thomas, M., Dohse, A., Lachmann, K., Hochsattel, T., Hinze, A., Weidlich, E.-R.,

Klages, C.-P., Atmospheric pressure plasma activation of polymers for their subsequent wet-

chemical metallization, Vortrag, The 4th International Symposium of Plasma Center for

Industrial Applications (PLACIA) & Plasma Application Monodzukuri (PLAM) on Reactivation

of Manufacturing in Japan by Plasma-Nano Technology, 1. Dezember 2011, Nagoya, Japan.

Eichler, M., Borris, J., Hinze, A., Thomas, M. Klages, C.-P., Recent Developments of DBD-

type Microplasmas in Surface Technology, Vortrag, Eighth Asian-European International

Conference on Plasma Surface Engineering & Industrial Exhibition, 19.-22. September 2011,

Dalian, China.

Projektpartner des P3T-Projektes, Vorstellung des P3T-Projektes auf der SMT-Messe 2010,

Nürnberg, 08.-10.05.2012.

J. Borris, K. Lachmann, A. Dohse, K. Nagel, T. Hochsattel, M. Thomas, C.-P. Klages, R2R

plasma printing for the cost and resource efficient production of flexible printed circuits, RFID

antennas and biosensors, Vortrag, 13th International Conference on Plasma Surface

Engineering, September 10 – 14, 2012, Garmisch-Partenkirchen.

M. Hanner, E.-R. Weidlich, J. Borris, Novel Pattern Structuring of Metallic Thin Film Layers at

Polymers for Biosensor Applications using Plasma activated Plating, Vortrag, COMPAMED

2012, 14. – 16. November 2012, Düsseldorf.

M. Thomas, J. Borris, A. Dohse, M. Eichler, A. Hinze, K. Lachmann, K. Nagel, C.-P. Klages,

Plasma printing and related techniques – patterning of surfaces using microplasmas at

atmospheric pressure, Plasma Process. Polym. 2012, 11 – 12, 1086.

»Strukturen schaffen«, VDMA Nachrichten 2013, 1, 47.

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8 Verzeichnis der Abbildungen

Abbildung 1. Schema des Rolle-zu-Rolle-Aufbaus zur Durchführung des Plasma-Printings.

Abbildung 2. Blick auf die Anlage am Fraunhofer IST zur Durchführung des Plasma Printings

von Rolle zu Rolle (hier ohne die Umlauffolie).

Abbildung 3. CAD-Modell des ausgewählten Konzeptes für das RzR-Plasmamoduls.

Abbildung 4. Ansicht des neuen RzR-Plasmamoduls nach seiner Inbetriebnahme

Abbildung 5. Keramikstab zum Aufbau eines stabilen Elektrodensystems für das RzR-Modul

Abbildung 6. Chemisorption von Palladium in Form von Pd2+ und in Form des

Tetrachlorokomplexes auf plasmaaminierten Oberflächen (M. Charbonnier et al., J.

Electrochem. Soc. 143 (1996) 472 und D. Bhusari et. Al., J. Electrochem. Soc. 152

(2005) F162 und Baba et al., Bull. Chem. Soc. Jpn. 66 (1993) 2915.)

Abbildung 7. »Rahmen«-Metallisierung der Senslab-Strukturen (Kaptonfolie).

Abbildung 8: Skizze zum Aufwerfen der Folie an den Strukturrändern während des RzR-

Plasma-Printings

Abbildung 9. Zuwachsen von »T-Dot«-Strukturen bei der außenstromlosen Verkupferung von

mittels Plasma Printing aktivierten Folien

Abbildung 10. Mit dem Bad ENPLATE LDS CU 400 IMPROVED kupfermetallisierte Mektec-

Struktur auf Kapton: Bei einer 5 minütigen Metallisierungzeit wurden oft bereits

Überwachsungen beobachtet.

Abbildung 11. Mit dem Bad ENPLATE LDS CU 400 IMPROVED kupfermetallisierte Mektec-

Struktur auf Kapton: Bei einer 75 minütigen Metallisierungzeit traten deutliche

Überwachsungen als auch Delamination (Bläschen) auf.

Abbildung 12. HSP/L 20: 1 min salzsaure Spüle zwischen ionogenem Pd-Bad und

Reduktion, 1,5 h LDS 400 bei 43°C. Schichtdicke: ca. 2 µm.

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Abbildung 13. Effekt eines salzsauren Spülbades zwischen Palladiumaktivierung und

Hypophosphitbad bei der Kupfermetallisierung einer HSP/L20-Folie mit dem Bad LDS

400, links 3 min Kupferbad ohne salzsaure Spülung, rechts 30 min mit salzsaurer

Spülung.

Abbildung 14. Mektec-Struktur mit einer Kupferschichtdicke von wenigen hundert Nanometer

auf BOPP

Abbildung 15. Palladiumbelegung auf bekeimten Polyimidproben nach Plasmaaktivierung in

Formiergas mit unterschiedlichen Sauerstoffgehalten und Korrelation der

Palladiumbelegung mit Metallisierungsergebnis (Kupferbad), Ref. = Nicht-

plasmabehandelte Probe

Abbildung 16. Palladiumbelegung auf bekeimten Polyimidproben nach Plasmaaktivierung in

Formiergas mit unterschiedlichen Sauerstoffgehalten und Metallisierungsergebnis (Cu-

Bad)

Abbildung 17. Palladiumbelegung laut XPS-Untersuchungen auf strukturiert

plasmabehandelten und bekeimten Polyimidfolien sowie Metallisierungsergebnis

(Kupferbad)

Abbildung 18. Anteile der beiden Palladiumspezies Pd2+ und Pd0 auf der Kaptonoberfläche

in Abhängigkeit von der Tauchzeit im ionogenen Palladiumbad und im Hypophosphitbad

Abbildung 19. Gemessene Anspringzeiten (Zahlen in rot über den Säulen) im Kupferbad in

Abhängigkeit vom Mengenverhältnis der beiden Palladiumspezies Pd2+ und Pd0 für die

unterschiedlich bekeimten Proben in Abbildung 18.

Abbildung 20. Technikumsgalvanik am Fraunhofer IST mit den Modulen zur Durchführung

der Metallisierung im 20 l-Maßstab

Abbildung 21. Aufbau der Module zur Durchführung der Metallisierung im 20 l-Maßstab

Abbildung 22. Am Fraunhofer IST gebaute Probenhalter aus Polypropylen für die

Metallisierung von Folienproben bis zur Fläche von 160 mm x 160 mm

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Abbildung 23. Ergänzung verbrauchter Badkomponenten (Alkali, Reduktor) mit zunehmender

Betriebszeit des außenstromlos abscheidenden Kupferbades Printoganth P Plus bei

einer Badbelastungen wie sie typischerweise im Rahmen der Versuchsreihen zur

Kupfermetallisierung auftrat.

Abbildung 24. Beispiel für eine kupfermetallisierte Mektec-Struktur auf Polyimidfolie mit

starker Wildabscheidung (links, 5 min Tauchzeit) und mit wenig Wildabscheidung

(rechts, 30 min Tauchzeit)

Abbildung 25. Metallisierungsergebnis auf Kaptonfolie mit dem außenstromlos

abscheidenden Nickelbad Adhemax Ni LFS nach Zugabe unterschiedlich großer

Mengen an Natriumhypophosphit

Abbildung 26. Lichtmikroskop-Aufnahme von kupfermetallisierten hantelförmigen Strukturen,

die sich etwa in der Mitte der Mektec-Teststruktur (s. Abb. 9) befinden und die bei einer

Kupferschichtdicke von 2 µm eine Verbreiterung gegenüber der Kontur der

entsprechenden Struktur auf der Druckwalze aufweisen.

Abbildung 27. Links: Lichtmikroskop-Aufnahme von kupfermetallisierten

Leiterbahnstrukturen, die eine »Rand«-Metallisierung aufweisen, auf Polyimidfolie;

rechts: Schematische Darstellung zur Lage und Breite der Metallisierung (blau) auf der

Folie (rot) in Bezug auf die zur Plasmaaktivierung verwendete Kavität (in Grau

dargestellt) der Druckwalze

Abbildung 28. Einfluss der Dicke des im Aufbau der Hochspannungselektrode verwendeten

Dielektrikums auf das Auftreten der Randmetallisierung bei einer Polyimidfolie

Abbildung 29. Lichtmikroskop-Aufnahme von kupfermetallisierten Leiterbahnstrukturen auf

der HSP/L 20-Folie ; rechts: Schematische Darstellung zur Lage und Breite der

Metallisierung (blau) auf der Folie (rot) in Bezug auf die zur Plasmaaktivierung

verwendete Kavität (in Grau dargestellt) der Druckwalze

Abbildung 30. Rauheiten mittels Plasma Printing plasmaaktivierter Kaptonfolien

Abbildung 31. Die Bilder zeigen rasterelektronenmikroskopische Aufnahmen auf Polyimid

abgeschiedener Kupferschicht 2, 3, 4 und 6 s nach dem Eintauchen in eines der

Standardkupferbäder.

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Abbildung 32. Prozessschema Bandgalvanikmodul

Abbildung 33. Schematische Darstellung eines Prozessmoduls

Abbildung 34. Strukturskizze

Abbildung 35. Versuchsstand

Abbildung 36: Leistungskurve Versuchspumpe

Abbildung 37: Foto Versuch 1

Abbildung 38. Skizze Versuch 1

Abbildung 39. Foto Versuch 1

Abbildung 40:. Skizze Versuch 2

Abbildung 41. Foto zu Versuch 2

Abbildung 42. Foto Abblasungsversuch

Abbildung 43. Düsenausrichtung der Fächerdüsen

Abbildung 44. Heizung

Abbildung 45. Kennlinie Kreiselpumpe M10

Abbildung 46. Modulbaugruppen

Abbildung 47. Skizze Galvanikmodul

Abbildung 48. Außentank

Abbildung 49. Innentank

Abbildung 50. Abflussstutzen

Abbildung 51.Explosionsansicht Abblasdüse

Abbildung 52. Umlenkeinheit

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Abbildung 53. Schnittansicht Spülmodul

Abbildung 54. Düsenstock mit Zungendüsen

Abbildung 55: Prototyp fertiggestellt

Abbildung 56. Gesamtansicht des für den Betriebsversuch zur kontinuierlichem

Kupfermetallisierung verwendeten Moduls in den Räumlichkeiten von OTA

Abbildung 57. Blick von oben in das Aktivbad (links) und das Spülbad (rechts) des Moduls

zur kontinuierlichen Kupfermetallisierung

Abbildung 58. Beim Betriebsversuch zur Kupfermetallisierung hergestellte metallisierte

Folien

Abbildung 59.Teststrukturen für die Beurteilung der Folienqualität

Abbildung 60. Untersuchung zu Schichtdicke und Oberflächenstruktur

Abbildung 61. Inspektionsmodul mit Zeilenkamera und Messtaster

Abbildung 62. Auswertesoftware zur Ermittlung der Folienqualität

Abbildung 63. Soll-Layout (links, schwarz) und erzeugtes Toleranzband (rechts, weiß)

Abbildung 64. Schwarz-Weiß-Konvertierung mit unterschiedlichen Grenzwerten

Abbildung 65. CAD-Modell der Transporteinheit mit den beiden Vakuumtischen

Abbildung 66. Transportsystem mit flexiblem Schaltungsträger

Abbildung 67. Schritt 2 Tisch GRÜN fährt zur »Dockingposition« nach vorne, während Tisch

ROT in Transportgeschwindigkeit nach hinten fährt.

Abbildung 68. Schritt 3 Tisch GRÜN hat die vordere Position erreicht und wird zum Docken

hochgefahren.

Abbildung 69. Schritt 4

Abbildung 70. Schritt 5

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Abbildung 71. Schritt 5

Abbildung 72. Laserzentrierung am Bestückungskopf

Abbildung 73. Schematische Darstellung der Vermessung im Laser

Abbildung 74. Schematische Darstellung der Verzerrung durch kontinuierlichen Transport

Abbildung 75. Unwucht einer Bestückungsnozzle für Bauteile 0603

Abbildung 76. Schaltverzögerung eines typischen Vakuumventils

Abbildung 77. Prototypischer Bestückungsautomat mit Transporteinheit

Abbildung 78. Temperaturkurven von 2 unterschiedlichen Bauteilen

Abbildung 79. Schematische Darstellung der Lötanlage mit vorgestellter selektiver Heizung

Abbildung 80.Spiegellampe

Abbildung 81. Anordnung der Heizlampen

Abbildung 82. Versuchsplatine

Abbildung 83. Temperaturmessung selektive Heizung

Abbildung 84. Referenz-Standardtemperaturprofil

Abbildung 85. Sensor 4 – Vergleich mit und ohne selektive Heizung

Abbildung 86. Sensor 3 – Vergleich mit und ohne selektive Heizung

Abbildung 87. Sensor 1 – Vergleich mit und ohne selektiver Heizung

Abbildung 88. Heizlampe der Fa. USHIO

Abbildung 89. Testaufbau

Abbildung 90. Temperaturmessungen mit 16 mm und 6 mm Abstand

Abbildung 91. Testaufbau

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Abbildung 92. Selektive Heizung im Peakbereich der Testeinrichtung

Abbildung 93. SEHO-Messplatine

Abbildung 94. Temperaturprofil mit SEHO-Messplatine

Abbildung 95. Temperaturprofil mit selektiver Energiezufuhr auf ein Bauteil

Abbildung 96. Vergleich Temperaturprofil mit und ohne selektive Heizung.

Abbildung 97. Offline Teach Software, Schritt 2: Correct

Abbildung 98. Offline Teach Software, Schritt 5: Edit

Abbildung 99. PC-Software, selektive Heizung

Abbildung 100. Mitlaufende Abschneidevorrichtung

Abbildung 101. REM-Aufnahme abgeschiedenen Ni-Schicht des Vorgängerprozesses

(Korngrenzen sind deutlich zu erkennen)

Abbildung 102. REM-Aufnahme abgeschiedener Ni-Schicht des neuen Prozesses

Abbildung 103. Schliffbild der laminierten Struktur (Kleberdicke 10 µm)

Abbildung 104. Ergebnisse von Schälhaftfestigkeitsmessungen des Partners Mektec an

einer Mektec-Struktur auf Kapton mit einer Metallschicht von 0,5 µm außenstromlos Cu

+ 17 µm galvanisch Nickel

Abbildung 105. Prinzipieller Aufbau eines Einmalgebrauchs-Sensors : A) Elektroden B)

Grundsensor, C) Isolationslack, D) Klebefilm, E) Prägefolie, F) Reagenzschicht.

Abbildung 106. Cyclovoltammogramm, 3 Scans, Scan Rate 100 mV/s, unbeschichtete

Einmal-Gebrauchssensoren aus SensLab-Produktion, Elektroden: Kohlenstoff, 3-

Elektrodentechnik. pAPB) p-Aminophenylbutyrat, gesättigte Lösung, in Phosphatpuffer,

0,05M, pH 6,8, RT, gerührt; pAP) p-Aminophenylbutyratlösung + Sigma-Esterase

(2 mg/ml, Aktivität = 17 U/mg), ca. 10 min Inkubation, RT, gerührt.

Abbildung 107. Kalibrierkurve für pNP in Phosphatpuffer (0,05M, pH=7,4, n=2).

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Abbildung 108. Übersicht zu hergestellten Sensorstrukturen (Walzenstrukturierung für

Plasmaaktivierungsmaske: GRT, Metallisierung: FH IST

Abbildung 109. Häufig auftretende Fehler beim Plasma-Printing.

Abbildung 110. Mittelwerte des hydrodynamischen Voltammogramms der Sensoren der

Variante IST 562-1 (), IST-610-4 (), IST-634 () sowie IST-638-20 () gemessen mit

Phosphatpuffer (pH=7,4, 50 mM) sowie 0,5 mM pAP-Lösung in Phosphatpuffer

Abbildung 111. Ergebnisse der Messungen von 9-poligen Palladium-Grundsensoren mit

Phosphatpuffer (I0) sowie pAP-Lösung (QM,pAP, dargestellt als Quotient QM/Q0

(150mV, 30sec, n = 2-4).Mittelwerte des hydrodynamischen Voltammogramms der

Sensoren der Variante IST 562-1 (), IST-610-4 () sowie IST-634 () gemessen mit

Phosphatpuffer (pH=7,4, 50mM) sowie 0,5 bzw. 1mM pAP-Lösung in Phosphatpuffer.

Abbildung 112. Schematische Abbildung der Mikrofluidik. (Die Messkammern sind nach den

jeweiligen Anschlusskontakten der Elektroden bezeichnet), Aufsicht auf fertig

verarbeiteten Sensor.

Abbildung 113. Vollständig mit Kapillarblut befüllte Mikrofluidik.

Abbildung 114. Photometrischer Nachweis der Detergenzientoleranz der Esterasen.

Detektiert wird die Bildung von p-Nitrophenol (gelb) durch die Umsetzung von p-

Nitrophenylbutyrat. Verglichen werden die Messwerte eines Enzyms gegenüber seinem

Wert in Phosphatpuffer (PP); 5 Minuten und 24 Stunden nach der Zugabe der Enzyme

zur Detergenzlösung. Die Extinktion wird einer Wellenlänge von 400 nm über 100 s

gemessen.

Abbildung 115. Prothrombinzeiten ausgewählter Detergenzien, ermittelt mit einem

Kugelkoagulometer (MC1, Fa. Greiner BioChemica), 0,1 ml Probe temperiert, Start der

Messung gleichzeitig mit der Zugabe von 0,2 ml temperierten prothrombinhaltigen

Reagenzes (Dade® Innovin®, Siemens). Probe = mit Detergenz verdünntes

Standardplasmas (normal reference plasma Fa. CryocheckTM) im Vergleich zu dest.

Wasser (A.d.).

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Abbildung 116. Linearitätsuntersuchung an Sensoren von Es03 in E300 vor und nach der

Lagerung bei 50°C für 7 Tage, gemessen mit Verdünnungen von pAPB in

Phosphatpuffer von 0,1 bis 1mM (n=3-5, Polarisationsspannung vs. int. RE: 250 mV,

Messzeit: 30 s).

Abbildung 117. Beschichtungsprinzip eines Sensors mit doppelter Messkammerlänge: A) p-

APB-Reagenzgemisch B) Es03-Reagenzgemisch.

Abbildung 118. Testreihe zum Gerinnungsnachweis mit externem Gerinnungsstart, pAPB-

haltiges Plasma, verdünnt mit dest. Wasser, V-04-01 (Upol: 250 mV, Messzeit 120 s).

Abbildung 119. Abhängigkeit der Ladung nach 60 s Integrationszeit von der Prothrombin-

(PT)-Zeit, DS-31i,ii, Messungen mit heparinisiertem Citratblut, PT-Zeiten entsprechend

Abbildung 120. Vollständig mit angefärbtem Phosphatpuffer befüllte Mikrofluidik.

Abbildung 121. Strom- und Ladungsverlauf der Messung eines 9-poligen Sensors (Pd-

beschichtet, IST) mit aufgeklebter Mikrofluidik unter Verwendung des Nachweissystems

pAPB/Es03 (Upol: 150 mV, 180 sec). Start der Messung nach Befüllung der

Messkammer.

Abbildung 122. Mit Kapillarblut befüllte Mikrofluidik, der obere Kanal ist durch einen

Thrombus verschlossen. Die Gerinnung wurde durch das aufgetragene Innovin®-

Reagenzgemisch ausgelöst.

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9 Verzeichnis der Tabellen

Tabelle 1. Zuordnung der Strukturen zu den Endanwendern.

Tabelle 2. Überblick über die Standardprozeduren bei der Kupfer- und der (weiter oben

behandelten) Palladiummetallisierung

Tabelle 3. Leitfähigkeit der Kupfermetallisierung von Mektec-Strukturen über eine

Vierpunktwiderstandsmessung

Tabelle 4. Folienmaterial

Tabelle 5. Eintauchzeiten

Tabelle 6. Auswertung Versuch 1

Tabelle 7. Auswertung Versuch 2

Tabelle 8. Betriebsversuch zur Kupfermetallisierung – Prozessbedingungen und Ergebnisse

Tabelle 9.

Tabelle 10. Messergebnisse für verschiedene Abstände und Heizleistungen.

Tabelle 11. Höchsttemperaturen mit selektiver Heizung

Tabelle 12. Ergebnisse der zyklovoltammetrischen Messungen von Palladium-

Grundsensoren mit Phosphatpuffer (I0) bzw. 180mM Hexacyanoferrat(II)-Lösung (IM,

dargestellt als Quotient I0/IM) sowie deren Variationskoeffizienten VK (n = 10-15).

Tabelle 13. Ergebnisse der Messungen von 5-poligen Palladium-Grundsensoren mit

Phosphatpuffer (I0) sowie 0,5 mM pAP-Lösung (IM,pAP, dargestellt als Quotient

QM/Q0) (150mV, Integrationszeit: 30 s, n = 1-4).

Tabelle 14. Ergebnisse der Messungen von 9-poligen Palladium-Grundsensoren mit

Phosphatpuffer (I0) sowie pAP-Lösung (QM,pAP, dargestellt als Quotient QM/Q0

(150mV, 30sec, n = 2-4).

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Tabelle 15. Ergebnisse der Messungen gemäß Messprotokoll an Es03-Sensoren mit den

Grundsensoren SL 1262 sowie IST 556.

Tabelle 16. Ergebnisse der Messungen mit 10 mM Laktat-Lösung (n=35) sowie

Phosphatpuffer (n=2) an Laktat-Sensoren, hergestellt mit IST-Grundsensoren (Upol:

175mV, Messzeit: 3 sec).

Tabelle 17: Messwerte pAPB-haltiger Sensoren der Variante V-02-36iv vor und nach

Lagerung, ausgemessen mit Es03-Lösung in Phosphatpuffer (pH=7,4, 50 mM) (4 U/ml)

(n=3-6).

Tabelle 18. Heparinisierte Blutproben und die dazugehörigen PT-Zeiten.

Tabelle 19. Ladungen der Messungen von Sensoren mit doppelter Messkammerlänge der

Varianten DS31 ausgemessen mit PP, Blut sowie heparinisiertem Blut (1: 4,2 U/ml, 2:

10,5 U/ml) (n=5, Upol: 250mV, 0,5-60 s integriert).

Tabelle 20. Messwerte der elektrochemischen Messungen an drei Mikrofluidik-Sensoren

befüllt mit Phosphatpuffer (Upol: 150 mV, 30 s).

Tabelle 21. Messwerte der elektrochemischen Messungen an zwei Mikrofluidik-Sensoren mit

Kapillarblut (Upol: 150mV, 30s).

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DANKSAGUNG

Allen Projekt-Partnern und Beteiligten an diesem Projekt sage ich herzlichen Dank für Ihren

Einsatz und das offene und kooperative Wirken zur Erreichung der gesetzten Ziele. Uns

verband eine angenehme und kreative Zusammenarbeit über alle Projektphasen hinweg.

Im Namen des gesamten P3T-Konsortiums möchte ich mich beim Bundesministerium für

Bildung und Forschung (BMBF) und beim Projektträger Karlsruhe Produktion und

Fertigungstechnologien (PTKA-PFT), insbesondere bei Frau Mesow und Frau Kadner von

der Außenstelle Dresden, bedanken.

Auf Grund der Wechsel der Projektpartner ergaben sich während des Projektes nicht

vorhersehbare Schwierigkeiten, welche insbesondere auf Grund der Flexibilität auf Seiten

und durch die kollegiale und vorausschauende Begleitung des Projektträgers gemeistert

werden konnten. Auch die Weitsicht des Projektträgers in einigen zentralen Fragen

ermöglichte die Fortführung des Projektes P3T.

Dr. Ernst-Rudolf Weidlich, Projektkoordinator

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Die Arbeiten im Verbundprojekt »P3T« wurden maßgeblich durch die Beiträge folgender Mitarbeiter in den jeweiligen Firmen / Instituten unterstützt:

Fritsch GmbH Herr Andreas Eichinger, Herr Markus Fritsch, Herr Manuel Fromm, Herr Peter Ibler, Herr Michael

Lang, Herr Rudolf Lorenz, Herr Tobias Schaller

GRT GmbH & Co. KG Herr Markus Funk, Herr Nils Hauschild, Herr Christian Rehkämper, Herr Jan Schurink, Herr

Dr.Ernst-Rudolf Weidlich

Mektec Herr Oliver Gropp, Frau Friederike Höcklin, Herr Dr. Harald Schenk

OTA Oberflächentechnik Anlagenbau GmbH Herr Henry Beyer, Herr Johannes Bracht, Herr Dr. Thomas Hofmann, Herr Matthias Seidel

Seho Systems GmbH Herr Heiko Diehm, Herr Jürgen Diehm, Herr Rolf Diehm, Herr Werner Gatzka, Herr Thomas

Herz, Herr Dr. Ronald Horn, Herr Udo Kempf, Herr Ralf Köhler, Herr Joachim Müller, Herr

Thomas Schlembach, Herr Raimund Steinhäuser, Herr Reiner Zoch

Gesellschaft zur Entwicklung und Herstellung Bioelektrochemischer Sensoren Mbh Frau Dr. Martina Hanner, Herr Dr. Bernd Gründig,

Atotech Deutschland GmbH (Assoziierter Partner) Herr Dr. Marco Haryono, Herr Dr. Hans-Jürgen Schreier

Lehrstuhl für Fertigungsautomatisierung und Produktionssystematik der Universität Erlangen (Faps) Herr Gerald Gion, Herr Denis Kozic, Herr Siegfried Maly, Herr Michael Pfeffer, Herr Florian

Schüßler

Fraunhofer-Institut für Schicht- und Oberflächentechnik IST Herr Tobias Behrend, Herr Dr. Jochen Borris, Frau Antje Dohse, Herr Dr. Marko Eichler, Herr

Torsten Hochsattel, Frau Mareike Jänsch, Frau Kristina Lachmann, Herr Krees Nagel, Herr Dr.

Michael Thomas

Das Ziel des Verbundprojektes P3T war die Entwicklung eines modularen prototy-pischen Anlagenkonzeptes zur ressourcenschonenden und kosteneffizienten Ferti-gung von strukturierten Metallisierungen für flexible Leiterplatten und Biosensoren von Rolle zu Rolle. Das Konzept beinhaltet drei Fertigungsmodule, die strukturierte Aktivierung der Folien mittels Atmosphärendruckplasma, ihre selektive nasschemi-sche Metallisierung und die Aufbau- und Verbindungstechnik (AVT) mit einer bislang noch nicht demonstrierten Fertigungsbreite von 400 mm.

Es wurde erstmalig demonstriert, dass eine Herstellung kupfer- oder palladiumme-tallisierter Strukturen bei einer Dicke von 50 nm bis 5 μm und Strukturbreiten bis hinunter zu 20 μm auf Folien in einer wirtschaftlichen und ressourcenschonenden Massenfertigung möglich ist. Wesentliche Entwicklungen neben dem Plasmamo-dul beinhalten einen Bestückungsautomaten, mit dem Fördergeschwindigkeiten der Folie von bis zu 1 m/min und ein getakteter Betrieb realisiert werden können, eine neuartige selektive Heizung zur energie- und materialschonenden Durchführung des Lötprozesses sowie ein Inspektionstool und ein Fehlerhandlingkonzept für die AVT-Prozessierung.

ISBN 978-3-8396-0562-2

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