Schlussbericht - hahn-schickard.de · Litzen konnten geeignete Parameter zur Kompaktierung erarbeitet werden. Mit diesen kompaktierten Litzen und FFCs konnten erfolgreich Schweißversuche

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Schlussbericht

der Forschungsstelle(n)

Hahn-Schickard-Institut für Mikroaufbautechnik HSG-IMAT

zu dem über die

im Rahmen des Programms zur Förderung der Industriellen Gemeinschaftsforschung und -entwicklung (IGF)

vom Bundesministerium für Wirtschaft und Technologie aufgrund eines Beschlusses des Deutschen Bundestages

geförderten Vorhaben 16852 N

Untersuchungen zur Kontaktierung von MID mittels Widerstandsschweißen

(Bewilligungszeitraum: 01.08.2011 - 31.07.2013)

der AiF-Forschungsvereinigung

Hahn-Schickard-Gesellschaft

Stuttgart, 31.07.13

Peter Buckmüller

Ort, Datum Name und Unterschrift des/der Projektleiter(s) an der/den Forschungsstelle(n)

IGF Vorhaben Nr.16852 N

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Inhaltsverzeichnis

Inhaltsverzeichnis..................................................................................................... 2

1. Zusammenfassung .................................................................................. 4

2. Einleitung ................................................................................................. 6

3. Grundlagen zum Widerstandsschweißen ................................................ 7

4. Experimentelles Vorgehen ..................................................................... 10

4.1. Auswahl der Fügepartner ....................................................................... 10

4.1.1. Substratseitige Fügepartner .................................................................. 10

4.1.2. Anschlussseitige Fügepartner ............................................................... 11

4.2. Versuchsaufbau und Versuchsdurchführung .......................................... 12

4.3. Charakterisierung von Widerstandsschweißverbindungen ..................... 15

4.3.1. Bestimmung der Scherkraft ................................................................... 15

4.3.2. Definition der Ausfallart.......................................................................... 15

4.3.3. Bestimmung des Einsinkweges der Elektroden ..................................... 17

4.4. Statistische Versuchsplanung ................................................................. 18

4.5. Zuverlässigkeitsuntersuchungen ............................................................ 19

4.5.1. Beschleunigte Umwelttests .................................................................... 19

4.5.2. Vibrationstests ....................................................................................... 20

5. Ergebnisse zum Widerstandsschweißen von MID ................................. 21

5.1. Kompaktieren von Kupferlitzen ............................................................... 21

5.2. Untersuchung zum Widerstandsspaltschweißen mit Litzen zur

Bestimmung der relevanten Schweißparameter ..................................... 25

5.2.1. Untersuchung zum Einfluss der Litzenposition auf die

Schweißverbindung ............................................................................... 25

5.2.2. Betrachtung der Wegabschaltung als Regelparameter für den

Schweißvorgang .................................................................................... 27

5.2.3. Korrelation zwischen Einsinkweg und Scherkraft .................................. 28

5.2.4. Bestimmung des elektrischen Durchgangswiderstandes von

Schweißverbindungen ........................................................................... 29

5.2.5. Untersuchungen zum Schweißen auf verunreinigten Substraten .......... 29

5.2.6. Erste Untersuchungen zum Prozessfenster .......................................... 30

5.2.7. Untersuchungen zur Prozessstabilität ................................................... 33

5.2.8. Widerstandsspaltschweißen von FFC ................................................... 37


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5.3. Optimierung des Widerstandsschweißprozesses ................................... 40

5.3.1. Lösungansätze ...................................................................................... 40

5.3.2. Widerstandsspaltschweißen mit Piezoaktor .......................................... 41

5.3.3. Untersuchungen zur möglichen Schädigung des Interface Leiterbahn -

Kunststoffsubstrat .................................................................................. 47

5.3.4. Untersuchung zum Prozessfenster mit Lösungsansatz 2 ...................... 52

5.3.5. Untersuchung zur Zuverlässigkeit mit optimierten Schweißparametern 55

6. Literatur ................................................................................................. 58

7. Ergebnistransfer .................................................................................... 59

8. Danksagung .......................................................................................... 60


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1. Zusammenfassung

Das Forschungsziel dieses Vorhabens war die Entwicklung einer zuverlässigen

Kontaktierung von MID mittels Widerstandsschweißen. Hierfür kamen als

substratseitige Fügepartner laserdirektstrukturierte und heißgeprägte MIDs sowie als

Referenz Leiterplatten zum Einsatz. Als anschlussseitige Fügepartner dienten

Drahtlitzen mit Sn- bzw Ag-Endschicht sowie FFCs.

Um einen zuverlässigen Schweißprozess sicher zu stellen und eine Besenbildung zu

vermeiden mussten zunächst die Drahtlitzen kompaktiert werden. Hierfür wurden

geeignete Verfahren entwickelt um die Güte der Kompaktierung zu prüfen. Für die

Litzen konnten geeignete Parameter zur Kompaktierung erarbeitet werden.

Mit diesen kompaktierten Litzen und FFCs konnten erfolgreich Schweißversuche

durchgeführt werden, um relevante Prozessparameter wie die Schweißspannung und

die Schweißzeit zu ermitteln. Dabei wurden die Schweißverbindungen anhand von

drei Kriterien charakterisiert: dem Einsinkweg der Leiterbahn, der Kraft im 0°-

Scherzugversuch und der Ausfallart beim Scherzugversuch. Es erfolgte eine

Optimierung der Schweißparameter. Ziel dieser Optimierung war das Erreichen einer

hohen Zugscherkraft sowie eines geringen Einsinkweges, da dies eine Schädigung

der Leiterbahn bzw. des Kunststoffsubstrats zur Folge haben kann. Es zeigte sich,

dass hohe Zugscherkräfte nur mit tiefen Einsinkwegen zu erreichen sind, wobei der

Einsinkvorgang erst nach dem Schweißprozess bis zum Erkalten des Kunststoffes

stattfindet.

Beim Widerstandsspaltschweißen von FFC zeigte sich, dass hier im

Scherzugversuch nur Kräfte bis maximal 8 N erreicht werden können, da es darüber

hinaus zu einem Abreißen des FFC kommt. Die eingebrachte Schweißenergie darf

nicht zu hoch sein, da es schnell zu einem Durchbrennen des FFC und der

Leiterbahn kommen kann. Derartige Zugscherfestigkeit konnten bei Einsinkwegen

unter 7 µm erreicht werden.

Beim Widerstandsschweißen von kompaktierten Litzen zeigten sich höhere

Einsinkwege. Daher wurde untersucht, ob sich durch eine rasche Wegnahme der

Schweißkraft der Einsinkweg verringern lässt. Dies wurde realisiert mittels eines

Piezohubtisches, der die Fügepartner schnell von den Elektroden wegführen konnte.


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Es zeigte sich, dass dies zu einer Rissbildung in der Leiterbahnmetallisierung führte.

Weiterhin zeigte sich, dass die Rissbildung nur mit einer Nachhaltezeit bis zum

Abkühlen Kunststoffes vermieden werden kann.

Aufgrund dieser Erkenntnisse wurde untersucht ab wann eine Schädigung der

Leiterbahn in Form von Rissen auftritt und der maximal zulässige Einsinkweg

definiert. Unter diesen Bedingungen konnten geeignete Schweißparameter ermittelt

werden mit denen Zuverlässigkeitsuntersuchungen in Form von Temperaturschock-

tests und Vibrationstest durchgeführt wurden. Es zeigten sich keine Ausfälle bei

diesen Tests.

Das Ziel des Vorhabens wurde erreicht.


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2. Einleitung

Obwohl die MID-Technik (Moulded Interconnect Devices) mittlerweile in vielen

Anwendungsbereichen eingesetzt wird, stellt die elektrische Kontaktierung von MID-

Baugruppen mit dem peripheren System immer noch eine Herausforderung dar. Zum

einen weil bisher keine Standards bestehen und somit ein großer Aufwand bei jeder

Neuentwicklung entsteht und zum anderen weil die Kosten und Zuverlässigkeit der

kompletten Systeme wesentlich durch diese Schnittstelle bestimmt werden. Weiterhin

werden immer höhere Anforderungen an die periphere Kontaktierung gestellt. Die

Kontaktstellen sollen einen geringen elektrischen Widerstand, hohe

Temperaturbelastbarkeit insbesondere für Hochtemperaturanwendungen, hohe

mechanische Festigkeit und gute Korrosionsbeständigkeit aufweisen. Diese

Eigenschaften müssen über die gesamte Produktlebensdauer erhalten bleiben. Was

zur Nachfrage nach kostengünstigen und zuverlässigen Kontaktierungsverfahren

führt.

Das Widerstandsschweißen wurde aus folgenden Gründen als

Kontaktierungsverfahren für MID ausgewählt. Das Widerstandsschweißen wird seit

langer Zeit erfolgreich zur Verbindung von Metallen mit verschiedenen Oberflächen

eingesetzt. Die Vorteile des Widerstandsschweißens liegen in einem schnellen,

selektiven Verbindungsprozess, der hochfeste und hochtemperaturbeständige

Verbindungen mit einem geringen elektrischen Widerstand ermöglicht. Neben diesen

Vorteilen bietet das Widerstandsschweißen das Potential einer Kostenreduzierung

von MID-Baugruppen durch einen einfachen Verbindungsprozess ohne

Zusatzwerkstoffe wie Lote oder zusätzliche Bauteile wie Kontaktstifte.

Ziel des Vorhabens war die Entwicklung einer zuverlässigen Kontaktierung von MID

mittels Widerstandsschweißen. Im Vorhaben wurden Prozessparameter zur

Realisierung von Widerstandsschweißungen auf unterschiedlichen MID-

Metallisierungen bei gleichzeitig minimaler Schädigung des Kunststoff-

Metallverbundes erarbeitet. Zur Charakterisierung von widerstandsgeschweißten

Kontaktierungen wurden geeignete Verfahren untersucht. Für

Zuverlässigkeitsuntersuchungen wurden beschleunigte Umwelttests sowie

Vibrationstests durchgeführt.


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3. Grundlagen zum Widerstandsschweißen

In der Elektronik und Feinwerktechnik können Verbindungen durch folgende Wider-

standspressschweißverfahren erzielt werden: Punktschweißen, Buckelschweißen,

Rollnahtschweißen, Spaltschweißen, Pressstumpfschweißen und besondere

Verfahren zum Schweißen, wozu beispielsweise das Thermodenschweißen von

Kupferlackdrähten zählt [1]. Das Punktschweißen, bei dem zwei koaxial zueinander

angeordnete Elektroden verwendet werden, stellt dabei das dominierende Verfahren

zum Verbinden von Blechen miteinander dar [2]. Weitere Anwendung findet es

beispielsweise zur Kontaktierung von flexiblen Flachbandkabeln [3]. Beim Spalt-

schweißen werden die zu verbindenden Teile, von denen im allgemeinen das eine

draht- oder bandförmig, das andere als Leiterbahn auf einer isolierenden Unterlage

ausgebildet ist, durch die Kraft der parallel angeordneten Spaltschweißelektroden

aufeinandergedrückt. Nach Erreichen der Schweißtemperatur verschweißen beide

Teile in ihrer Berührungszone zwischen den beiden Elektrodenspitzen [1]. Somit

können elektrisch isolierende Substrate mit Leiterbahnen, wie z.B. Leiterplatten oder

MID-Substrate nur mit der Methode des Spaltschweißens kontaktiert werden (siehe

Abbildung 3-1).

Beim Widerstandsspaltschweißen handelt es sich um ein elektrisches

Schweißverfahren, bei dem die zum Schweißen benötigte Wärmeenergie durch

einen elektrischen Strom erzeugt wird, der über zwei Schweißelektroden durch die

leitenden Schweißpartner geführt wird. Die Schweißwärme entsteht dabei

hauptsächlich an den Kontaktstellen der Fügepartner, da hier der höchste elektrische

Widerstand des geschlossenen Stromkreises vorliegt. Dieser setzt sich zusammen

aus Materialwiderstand und Engewiderstand und führt bei einer ausreichend großen

Stromstärke zu einem Verschweißen der Werkstoffe an der Fügestelle. Um zu

Abbildung 3-1: Schema zum Widerstandsspaltschweißen von MID-Substraten


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gewährleisten, dass die Fügepartner beim Schweißen in Kontakt sind, werden sie mit

einer definierten Kraft zusammengepresst. Der Widerstand beim Schweißen wird von

den beteiligten Fügepartnern und den verwendeten Schweißelektroden bestimmt.

Insbesondere sind die Werkstoffe der Schweißpartner und der Elektroden zu

erwähnen. Aber auch die Geometrie und der Oberflächenzustand wie z.B. Rauheit

und Oxidschichten der Fügepartner und der Elektroden tragen zur Qualität der

Schweißung bei. Allgemein gilt, dass schlechte Kontakte zwischen den Fügepartnern

selbst sowie zwischen Elektroden und Fügepartnern z.B. aufgrund von

verschlissenen Elektroden, unebenen Fügepartnern und Anlaufschichten zu hohen

Engewiderständen führen. An der Stelle des größten Widerstands entsteht beim

Schweißen der größte Wärmeeintrag. Dieser lässt sich über die Formel (3.1) für die

Joule’sche Wärme mit der Wärme Q, dem elektrischen Widerstand R, der

Stromstärke I und der Zeit t berechnen. [4]

(3.1)

Die generierte Wärmemenge hängt dabei von Prozessparametern und den

Eigenschaften der Fügepartner ab. Bei der Erzeugung der Wärme dominiert zu

Beginn des Schweißvorganges der Übergangswiderstand, der sich im Verlauf des

Schweißvorganges deutlich reduziert. Im weiteren Verlauf des Schweißvorganges

gewinnt der Materialwiderstand immer mehr an Bedeutung. Somit kann eine

Optimierung der Schweißverbindung über die Variation der Schichtdicke der

Oberflächenschicht erfolgen, die den Materialwiderstand beeinflusst [4]. Die

Verbindungsbildung beim Widerstandsschweißen beruht auf dem Verschmelzen

bzw. der Diffusion der zu fügenden Werkstoffe (siehe Abbildung 3-2). Ein

Verschmelzen tritt ein, wenn die Temperatur hoch genug ist, um beide Werkstoffe an

der Fügestelle zu verflüssigen. Der aufgeschmolzene Bereich ist von festem Material

eingeschlossen und erstarrt beim Abkühlen in Form einer Linse, die die Einzelteile

miteinander verbindet. Werkstoffe wie Eisen, Nickel und deren Legierungen können

diese Verbindungsart aufweisen. Ein Verbinden von festen Phasen, hier spricht man

von Diffusionsschweißen, findet statt, wenn die Temperatur für ein Aufschmelzen

nicht hoch genug ist, wohl aber für ein plastisches Verformen der Werkstoffe. Die

Werkstoffe werden durch die Elektrodenkraft in enge Berührung gebracht, die dabei

entstehende Relativbewegung der Fügepartner zueinander führt zu einem Aufreiben


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der Oxidschichten. Die saubere Oberfläche und die geringen Atomabstände der

Metalle an der Fügestelle bewirken die Verbindung der Einzelteile im festen Zustand

ohne Linsenbildung. Schweißungen durch Verschmelzen der Fügepartner haben

eine höhere Festigkeit und sind daher eher anzustreben, allerdings bietet das

Diffusionsschweißen die einzigartige Möglichkeit, eine hochwertige metallurgische

Verbindung bei Temperaturen von etwa 50 – 80% der Schmelztemperatur der

Fügepartner zur erzielen [5]. In der Elektronik und Feinwerktechnik eingesetzte

Werkstoffe, wie beispielweise Kupfer, Kupferlegierungen, Edelmetalle und

vergleichbare Werkstoffe, bilden aufgrund ihrer hohen thermischen und elektrischen

Leitfähigkeit bevorzugt eine Diffusionsschweißverbindung aus, da es schwierig ist,

die Schweißwärme an der Fügestelle zu konzentrieren [6].

Heutige Geräte zum Widerstandsschweißen bieten standardmäßig eine Prozess-

regelung während des Schweißvorganges mit einer statistischen Prozesskontrolle

an, um auf Prozessschwankungen frühzeitig reagieren zu können. Der Einsatz von

Elektroden zur Einleitung des Schweißstromes und zum Aufbringen der Schweißkraft

führt einerseits zu einem gewissen Verschleiß der Elektroden, gleicht aber

andererseits Toleranzen der zu fügenden Verbindungspartner aus und sorgt bei

entsprechender Wartung für einen sicheren Schweißprozess.

Abbildung 3-2: Schematische Darstellung einer Diffusions- (links) und einer

Schmelzschweißverbindung (rechts)


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4. Experimentelles Vorgehen

4.1. Auswahl der Fügepartner

4.1.1. Substratseitige Fügepartner

Im Rahmen des Vorhabens wurden als substratseitige MID-Fügepartner Substrate,

die mit dem LPKF-LDS®-, dem Heißpräge- und dem Flamecon®-Verfahren

angefertigt wurden, untersucht.

Als Substratmaterial für das LPKF-LDS®-Verfahren (LDS) wurden im Rahmen des

projektbegleitenden Ausschusses thermoplastische Substrate aus Polyphthalamid

(PPA) mit der Bezeichnung Vestamid HTplus TGP3586 (MT1000) und Liquid-Crystal

Polymer (LCP) mit der Bezeichnung Vectra E840i LDS verwendet. Die

Formbeständigkeitstemperatur für eine Festigkeit von 1,8 MPa beträgt bei PPA

126°C und bei LCP 227°C [7,8]. Die außenstromlose Metallisierung der Substrate

besteht aus einer 5 µm Kupfer-, einer 5 µm Nickel-Phosphor- und einer 0,1 µm

Tauchgoldschicht.

Beim Heißprägeverfahren wird aus einer Heißprägefolie mittels eines

Heißprägestempels eine Leiterbahnstruktur in ein Kunststoffsubstrat geprägt. Im

Rahmen des projektbegleitenden Ausschusses wurde Grivory HT2V-3H (PA6T/66)

als Substratmaterial für das Heißprägeverfahren ausgewählt. Die Formbeständig-

keitstemperatur für eine Festigkeit von 1,8 MPa beträgt 280°C. [9]. Für das

Heißprägeverfahren wurden eine verzinnte ED-Folie von der Firma Bolta mit 35 µm

Kupferschichtdicke und eine Walzfolie mit einer Chromatschicht, d.h. einer

anorganisch Passivierungsschicht von der Firma Carl Schlenk AG mit einer

Kupferschichtdicke von 25 µm, mit der Bezeichnung SE-Cu58 walzhart einsetzt. Die

Bruchdehnung der ED-Folie beträgt ~ 3,5 % und die Bruchdehnung der Walzfolie

beträgt 1%.

Beim Flamecon®-Verfahren wird das aufzutragende Metall geschmolzen und durch

Druck auf die Oberfläche aufgespritzt. Für die Testsubstrate wurde LCP und

PA6T/66 eingesetzt. Für die Leiterbahnmetallisierung wurde Kupfer eingesetzt. Erste

Schweißversuche auf der Kupferleiterbahn zeigten keine Schweißbarkeit. Deshalb

wurden Versuche zur außenstromlosen Beschichtung mit Zinn durchgeführt. Es


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zeigte sich nach der außenstromlosen Metallisierung mit Zinn, dass diese Art der

Leiterbahnmetallisierung keine ausreichende Haftfestigkeit auf den

Kunststoffsubstraten aufwies, um Schweißversuche durchführen zu können.

Aus den ausgewählten Materialien wurden Testsubstrate mit 37 x 37 x 1,5 mm²

spritzgegossen. An zwei diagonal zu einander liegenden Ecken wurden Löcher mit

2 mm Durchmesser gestanzt, um die Testsubstrate in der

Widerstandsschweißanlage zu positionieren. Die Leiterbahnbreiten auf den

Testsubstraten wurden von 0,55 – 3 mm variiert. Tabelle 4-1 zeigt die Übersicht der

aufgebauten Testsubstrate.

4.1.2. Anschlussseitige Fügepartner

Im Hinblick auf die periphere Kontaktierung wurde im Rahmen des

projektbegleitenden Ausschusses Anschlusskabel mit verzinnten und versilberten

Oberflächen mit einem Querschnitt von 0,128 mm² bzw. AWG26 und eine verzinnte

Litze mit einem Querschnitt von 0,22 mm² bzw. AWG24 ausgewählt. Weiterhin

wurden FFC (Flat Flexible Cable) mit einem Querschnitt von 0,7 x 0,05 mm²

untersucht, siehe Tabelle 4-2.

Tabelle 4-1: Übersicht der substratseitigen Fügepartner


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4.2. Versuchsaufbau und Versuchsdurchführung

Das Kompaktieren der Litzen wurde an einer Kompaktiervorrichtung vom Typ C16

von der Firma Miyachi Europe GmbH durchgeführt, siehe Abbildung 4-1. Die Litzen

wurden mit einer Kompaktierbreite von 0,5 mm kompaktiert.

Die Spaltschweißversuche wurden an einer Spaltschweißanlage vom Typ F120-S

von der Firma Miyachi Europe GmbH durchgeführt. Bei diesem Anlagentyp wird der

Schweißkopf durch die Bedienung eines Fußpedals pneumatisch zugestellt. Die

Schweißkraft wird durch eine vorgespannte Druckfeder passiv aufgebaut. Der

Federweg wird über einen einstellbaren Anschlag gemäß Herstellerangaben auf

1,3 mm eingestellt, um die gewünschte Schweißkraft zu erzielen. In Abbildung 4-2 ist

Abbildung 4-1: Kompaktiervorrichtung C16

Tabelle 4-2: Übersicht der eingesetzten anschlussseitigen Fügepartner


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der Aufbau der Spaltschweißanlage schematisch dargestellt. Der Spannungsabgriff

erfolgt 55 mm entfernt von der Spitze der Schweißelektroden.

Bei der Ermittlung der optimalen Schweißkraft wird empfohlen, mit hoher Kraft zu

starten. Je höher die Schweißkraft, desto geringer sind die Übergangswiderstände

zwischen den Bauteilen und desto schwächer ausgeprägt ist die Schweißung. Als

Indikator gilt, dass bei richtig eingestellter Schweißkraft das Schweißgut während des

Schweißprozesses nicht spritzt.

Der zeitliche Ablauf des Schweißvorgangs lässt sich in Schließzeit, Vorhaltezeit,

Schweißzeit und Nachhaltezeit untergliedern. In der Schließzeit befördert der

Pneumatikzylinder den Schweißkopf nach unten, die Elektroden treffen auf die

Fügepartner und die Schweißkraft wird aufgebaut. Die Vorhaltezeit dient dazu, dass

Schwingungen abgebaut werden können, die durch den Aufprall der Elektroden auf

den Fügepartnern entstehen. Dies ist wichtig für eine korrekte Messung des

Einsinkwegs. In der Schweißzeit wird der Schweißstrom ausgelöst und das

Schweißprogramm läuft ab. An der Berührungsstelle der Fügepartner, also an der

Stelle des höchsten Widerstands, entsteht, bedingt durch eine hohe Stromdichte,

sehr viel Wärme. Nach Ablauf des Schweißprogramms wird der Strom abgeschaltet

und die Nachhaltezeit beginnt. Die Elektroden bleiben auf den Fügepartnern und die

Kraft wird aufrechterhalten. Die Fügepartner kühlen ab, wobei die Elektroden zur

Abbildung 4-2: Schematischer Aufbau der Spaltschweißanlage


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Ableitung der Wärme dienen. Nach 800 ms öffnet der Pneumatikzylinder und

befördert die Schweißelektroden nach oben.

Weitere für den Schweißvorgang wichtige Parameter sind der Abstand zwischen den

beiden Schweißelektroden sowie die Position, an der die Elektroden beim Schweißen

auf der Litze aufsetzen. Dieser Litzenabstand beschreibt die Distanz vom Mittelpunkt

zwischen beiden Elektroden bis zum Ende des kompaktierten Bereichs der Litze.

Für die Positionierung der Fügepartner mittels Mikrometerschrauben wurde ein xyz-

Tisch für die Litzen und ein xy-Tisch für die Testsubstrate konstruiert und angefertigt

(Abbildung 4-3). Die Litzen werden mittels eines verstellbaren mechanischen

Anschlags für die Abisolierung relativ zum Testsubstrat positioniert. Die

Testsubstrate werden über zwei diagonal angeordnete Stifte positioniert.

Abbildung 4-3: Vorrichtung zur Positionierung der Fügepartner


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4.3. Charakterisierung von Widerstandsschweißverbindungen

4.3.1. Bestimmung der Scherkraft

Zur Charakterisierung der Schweißverbindungen wurde mit dem 0°-Scherzugversuch

gemäß DVS Merkblatt 2801 gearbeitet. Die Abzugsversuche wurden an einer Zug-

prüfmaschine der Firma Zwick GmbH & Co. KG mit einer Prüfgeschwindigkeit von

10 mm/min durchgeführt. Bei diesem Zugversuch wird das Substrat eingespannt und

die Litzen in einem Winkel von 0° parallel zur Fügeebene mit einer Zugkraft bis zum

Versagen belastet (Abbildung 4-4).

Abbildung 4-4: Schematische Darstellung 0° Scherzugversuch

Die maximale Kraft, die nötig ist um die Litze vom MID-Substrat abzulösen, wird im

Folgenden als Scherkraft bezeichnet.

4.3.2. Definition der Ausfallart

Beim 0°-Scherzugversuch treten unterschiedliche Ausfallarten auf, welche in

Abbildung 4-5 exemplarisch dargestellt sind. Bei Ausfallart 1 löst sich die Litze von

der Leiterbahn ab, ohne dass die Leiterbahnmetallisierung beschädigt wird oder sich

vom Kunststoff ablöst. In diesem Fall stellt also die Schweißverbindung zwischen

Litze und Leiterbahn die schwächste Stelle der Verbindung dar. Daraus leitet man

ab, dass keine ausreichende Schweißverbindung erzielt wurde. Ausfallart 2 liegt vor,

wenn in einem Teilbereich der Schweißstelle bzw. über die komplette Schweißstelle

die Leiterbahn mitsamt Litze vom Kunststoffsubstrat abgezogen wird. Bei Ausfallart 3

ist die Schweißverbindung und die Haftung zwischen Leiterbahn und Trägersubstrat

sind so hoch, dass ein Versagen im Litzenquerschnitt auftritt und diese reißt.


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Die zu erzielende Ausfallart ist abhängig von den Fügepartnern und

Schweißparametern. So ergeben sich bei den Testsubstraten bzw. bei den Litzen

unterschiedliche Werte für die benötigte Kraft, ab denen Ausfallart 2 bzw. 3 erreicht

werden kann. Diese sind in Tabelle 4-3 dargestellt.

Für die folgenden Versuche wurde ein Ausfall nach Ausfallart 2 angestrebt, da hier

davon ausgegangen werden kann, dass die Festigkeit der Schweißverbindung

größer ist als die Haftfestigkeit der Leiterbahn. Als Scherfestigkeiten wurden Kräfte

von > 10 N angepeilt.

Abbildung 4-5: Ausfallarten beim 0°-Scherzugversuch

Ausfallart 1: Am Beispiel der Fügepartner AWG26 AG und LDS-LCP

Ausfallart 2: Am Beispiel der Fügepartner AWG26 AG und LDS-LCP

Ausfallart 3: Am Beispiel der Fügepartner AWG26 AG und FR4

Ausfallart 2

Strukturierungs- verfahren

Laserdirektstrukturierung

(LDS-LPKF®

)

Leiterplatten- technik

Heißprägen Walzfolie

Substratmaterial LCP PPA FR4 PA6T/66

Bruchkraft 10-18 N 20-26 N > 30 N > 30 N Ausfallart 3

Litze AWG26 Sn AWG26 Ag FFC 0,7 x 0,05 mm²

Bruchkraft 45 N 32 N 14 N

Tabelle 4-3: Benötigte Kraft zum erzielen von Ausfallart 2 bzw. 3


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4.3.3. Bestimmung des Einsinkweges der Elektroden

Ein weiteres Charakterisierungsmerkmal ist der Einsinkweg. Er beschreibt den Weg,

den die Fügepartner, d.h. die Litze mitsamt Leiterbahn, in das Testsubstrat

eindringen (Abbildung 4-6).

Die Bestimmung des Einsinkweges der Elektroden erfolgt über das Wegmesssystem

der Schweißanlage und wurde z.T. anhand von Schliffen verifiziert. Bei hohen

Einsinkwegen wir der Kunststoff unterhalb der Leiterbahn im Bereich der

Schweißverbindung verdrängt. Eine Verdrängung des Kunststoffes in Richtung der

Leiterbahnränder führt dazu, dass diese nach oben hin weggebogen werden. Im

Bereich der Knickstelle, an der die Leiterbahn nach oben gebogen wird, können

aufgrund der hohen Verformung der Leiterbahn Risse in der Metallisierung auftreten.

Desweiteren kann der Kunststoff bei einer nicht planen Kompaktierung der Litze

unterhalb der Leiterbahn direkt nach oben verdrängt werden. Dabei durchstößt er die

Leiterbahnmetallisierung und quillt zwischen den Hohlräumen in der Litze nach oben.

In Abbildung 4-7 sind diese Defekte exemplarisch dargestellt. Deshalb ist der

Einsinkweg zu minimieren.

Abbildung 4-6: Mikroskopische Aufnahme eines Schliffes zur Bestimmung des

Einsinkwegs

Kompaktierter Litze

Einsinkweg s

Substrat


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4.4. Statistische Versuchsplanung

Um die Wirkung der Faktoren (Versuchsparameter) auf die Schweißverbindung zu

identifizieren und zu quantifizieren wurde die statistische Versuchsplanung

herangezogen. Hierbei liegt der Schwerpunkt darauf, kritische Faktoren zu erkennen

und die optimale Einstellung für den Schweißprozess zu ermitteln. Hierbei kam die

Software Minitab 16 zum Einsatz.

Bei Widerstandsspaltschweißen von FFC wurde ein vollfaktorieller Versuchsplan,

also ein Versuchsplan bei dem keine Faktorkombinationen ausgelassen werden,

verwendet. Durch Vorversuche wurden für jeden Faktor 2 Faktorstufen

(Einstellungen) definiert, die dann in einem vollfaktoriellen Versuchsplan in allen

möglichen Kombinationen zueinander getestet wurden. Aus Gleichung (4.1) ergibt

sich die Versuchsanzahl N bei 4 Faktoren f (Spaltbreite, Schweißkraft,

Schweißspannung, Schweißzeit) auf jeweils 2 Faktorstufen S mit 3 Replikationen r

(Wiederholungen) zu 48 Versuchen. Bei einem 2-stufigen Versuchsplan wird davon

ausgegangen, dass die Effekte ein lineares Verhalten aufweisen. Dies ergibt sich

daraus, dass mit 2 Messpunkten nur ein lineares Verhalten beschrieben werden

kann. Die 3 Replikationen dienen dazu eine Standardabweichung zu berechnen.

N = r · Sf = 3 · 42 = 48 (4.1)

Abbildung 4-7: Defekte durch hohe Einsinkwege

(oben: AWG26 Ag +LDS-LCP; unten: AWG26 Ag +LDS-PPA)

Gerissene Leiterbahn

In die Litze eindringender Kunststoff

Hochgeknickte Leiterbahn


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Zielgrößen beschreiben die Qualitätsmerkmale für die Optimierung der Faktoren

eines Prozesses. Es wurden die 2 Zielgrößen minimale Einsinktiefe bei maximaler

Scherkraft gewählt.

Bei Widerstandsspaltschweißen von Litzen wurde zunächst ein vollfaktorieller

2-stufiger Versuchsplan mit Zwischenpunkten/Zentralpunkt/Stützpunkt erprobt.

Aufgrund der vielen Fügepartnerkombinationen, wurden als Faktoren nur

Schweißspannung und Schweißzeit verwendet. Es zeigt sich allerdings schnell, dass

die nicht alle Eckpunkte des Versuchsraums messbar bzw. durchführbar sind (siehe

Abbildung 4-8), da hier entweder keine Schweißverbindung erzielt wurde oder die

Litze verdampfte.

Aus diesem Grunde wurde dazu übergegangen ein Parameterfeld zu untersuchen

und daraus eine Wirkungsfläche zu erzeugen.

4.5. Zuverlässigkeitsuntersuchungen

4.5.1. Beschleunigte Umwelttests

Zur experimentellen Bestimmung der Zuverlässigkeit der Widerstandsschweiß-

verbindung wurden Litzen unter Verwendung optimierter Schweißparameter auf

Testsubstrate geschweißt und durch beschleunigte Umwelttests gezielt

thermomechanisch belastet. Hierzu wurden Temperaturschocktests (TST) nach

DIN 60068-2-14 in einem Zweikammerschockschrank bei -40°C und +150°C

Abbildung 4-8: Schematische Darstellung des Versuchsraumes

Prozessfenster

Nicht ermittelbare Eckpunkte


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durchgeführt. Die Haltezeit je Kammer betrug 7 min, die Dauer des

Temperaturwechsels war kleiner als 10 s.

Vor den Tests, nach 500 Zyklen und 1000 Zyklen erfolgten jeweils eine elektrische

Prüfung der Schweißverbindung sowie eine Messung der Scherkraft der Proben.

Dabei wurden je Fügepartnerkombination und Zyklenzahl 24 Proben untersucht.

4.5.2. Vibrationstests

Im Rahmen des Projektes wurden an Schweißverbindungen Vibrationstests nach

DIN IEC 68 T.2-6 durchgeführt. Hierzu wurden Testsubstrate mit Litzen unter

Verwendung optimierter Schweißparameter angefertigt. Jeweils ein Drittel dieser

Testsubstrate wurden mit einem Glob Top auf der Litzen bzw. einen Glob Top auf der

Isolierung versehen, um die Wirkung einer Entlastung der Schweißverbindung bei

den Vibrationstests zu untersuchen (siehe Abbildung 4-9). Das letzte Drittel wurde

ohne zusätzliche Fixierung der Litze bzw. des Kabels geprüft. Diese Proben wurden

mit dem Schärfegrad Weg s = 6,2 mm und der Beschleunigung a = 20 g je

Raumachse 24 h einem Sinusschütteln in einem Frequenzbereich von 15 Hz –

500 Hz bei einer Durchlaufgeschwindigkeit von 1. Oktave/min ausgesetzt. Im

Anschluss daran erfolgten auch hier eine elektrische Prüfung der Schweißverbindung

sowie eine Messung der Scherkraft.

Abbildung 4-9: Testsubstrat mit und ohne Glop Top auf den verschweißten Litzen

(links); Versuchsaufbau des Vibrationstests (rechts)


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5. Ergebnisse zum Widerstandsschweißen von MID

5.1. Kompaktieren von Kupferlitzen

Als Litzenmaterial wurden die in Tabelle 4-2 aufgeführten Kupferlitzen mit verzinnter

oder versilberter Endschicht eingesetzt. Diese wurden vor dem Widerstands-

spaltschweißen kompaktiert. Beim Kompaktieren handelt es sich um einen separaten

Schweißprozess, bei dem die Einzeldrähte der Litze miteinander verschweißt werden

und der Litzenquerschnitt unter Krafteinwirkung in eine definierte rechteckige Form

gepresst wird (Abbildung 5-1).

Durch das Kompaktieren soll ein Aufspreizen der Litze bei Aufsetzten der

Spaltschweißelektroden verhindert werden. Darüber hinaus können bessere

Schweißresultate erzielt werden, da der Schweißprozess eher einem Verschweißen

zweier fester Körper, d.h. von Leiterbahn und kompaktierter Litze entspricht und die

geänderte Querschnittsform zu einer gleichmäßigeren Auflage der Litze auf der

Leiterbahn führt. Die geometrischen Abmessungen der kompaktierten Litzen hängen

von der Elektrodengröße, den Schweißparametern und der Litze ab. Die Länge und

die Breite der Kompaktierung wird von der Auflagefläche der Kompaktierelektroden

auf der Litze bestimmt, die Höhe durch die Schweißparameter und dem

Litzenvolumen im zu kompaktierenden Bereich. Um diese Auflagefläche möglichst

konstant zu halten und einen Litzenüberstand, wie er in Abbildung 5-2 dargestellt ist

zu vermeiden, ist die Positionierung der Litze beim Kompaktieren entscheidend. Ein

Litzenüberstand beim Kompaktieren führt zu einer Aufspreizung am Litzenende, was

Abbildung 5-1: Kompaktierte Litze in Drauf- und Seitenansicht


22

zur Folge hat, dass beim nachfolgenden Widerstandsspaltschweißen kein planes

Aufliegen der Litze auch der Leiterbahn sichergestellt werden kann.

Im Rahmen dieses Vorhabens wurde eine reproduzierbare Positionierung der Litze

durch eine definierte Abisolierlänge von 4,7 mm und durch einen Abstandshalter, wie

er in Abbildung 5-2 schematisch dargestellt ist, sichergestellt.

Die Bewertung der kompaktierten Litzen erfolgte anhand der folgenden Kriterien:

Höhe der Litze nach der Kompaktierung

Festigkeit der Kompaktierung

Gratbildung

Die Höhe der Litze nach der Kompaktierung ist ein Maß dafür wie stark die Litze

kompaktiert wurde. Mit abnehmender Kompaktierungshöhe steigt die Festigkeit der

Kompaktierung und die Abstände zwischen den einzelnen Adern der Litze werden

zunehmend geringer. Bei einer zu starken Kompaktierung kann es zu einer

Gratbildung und einer Abweichung von der rechteckigen Form der Litze kommen

(Abbildung 5-3). Grate an kompaktierten Litzen verhindern, dass diese plan auf der

Leiterbahn aufliegen und erschweren dadurch die Prozessführung beim

Widerstandsspaltschweißen.

Abbildung 5-2: Litzenüberstand und Positionierung der Litze beim Kompaktieren


23

Die Festigkeit der Kompaktierung ist für die nachfolgenden Spaltschweißprozesse

von entscheidender Bedeutung. Die Kompaktierung muss fest genug sein, dass die

einzelnen Adern der Litzen nicht durch die anliegende Schweißkraft der

Spaltschweißelektroden auseinander gehen und es zu einer Besenbildung kommt.

Eine Möglichkeit die Festigkeit zu überprüfen ist der Drucktest. Hierbei wird mittels

eines Stempels eine definierte Kraft auf die kompaktierte Litze ausgeübt und

überprüft ob die Kompaktierung hält. Eine andere Möglichkeit ist der

Biegewechseltest. Hierbei wird überprüft, ob sich beim kompaktierte Bereich nach

einem Hin- und Zurückbiegen um 90° einzelne Adern gelöst haben (Abbildung 5-4).

Der Biegewechseltest stellt das strengere Beurteilungskriterium dar.

Der Grad der Kompaktierung wird durch die geometrischen Parameter

Kompaktierlänge und –breite sowie durch die Schweißparameter Schweißkraft,

Schweißzeit und Schweißstrom bestimmt. Darüber hinaus kann bei der

Kompaktierung auf den Parameter Wegabschaltung geregelt werden. Hierbei kann

der Schweißvorgang nach Erreichen eines definierten Weges beendet werden. Es

Abbildung 5-4: Methoden zur Prüfung der Festigkeit kompaktierter Litzen

Abbildung 5-3: Querschliff und Mikroskopaufnahme einer Litze mit Grat


24

konnte exemplarisch am Litzentyp AWG24 Sn gezeigt werden, dass die Regelung

der Schweißzeit anhand Wegabschaltung nach 80 µm Einsinktiefe der

Kompaktierelektrode die Standardabweichung der Litzenhöhe signifikant reduziert

(Abbildung 5-6). Aufgrund dieses Ergebnisses wurden alle weiteren Litzen für die

folgenden Versuche mit Wegabschaltung kompaktiert.

Um geeignete Schweißparameter zum Kompaktieren von Litzen zu finden wurden

aus diesem Grunde Schweißkraft, Stromstärke und der Abschaltweg variiert.

Abbildung 5-6 zeigt exemplarisch wie sich eine Variation der Parameter auf die

Litzenhöhe und damit auch auf deren Form bzw. Kompaktierungsgrad auswirkt.

Abbildung 5-6: Einfluss der Wegabschaltung beim Kompaktieren auf die Litzenhöhe

Abbildung 5-5: Kompaktierung von je 20 Litzen vom Typ AWG24 Sn mit und ohne

Wegschaltung im Vergleich


25

Anhand des Diagramms und der dargestellten CT-Aufnahmen zeigt sich, dass die

Wegabschaltung den größten Einfluss auf die Kompaktierung hat. Die

Wegabschaltung weist im Bereich von 40 – 100 µm eine lineare Abnahme der

Litzenhöhe auf. Unterhalb dieses Bereiches kommt es zu keiner ausreichenden

Kompaktierung und oberhalb kommt es zur Gratbildung.

Mittels Versuchsreihen wurden geeignete Schweißparameter für das Kompaktieren

von Litzen bestimmt. Hierbei wurde aufgrund der Erkenntnisse der Vorversuche eine

Schweißkraft von 180 N gewählt. Tabelle 5-1 zeigt die ermittelten Schweißparameter

für die verschiedenen Litzentypen.

5.2. Untersuchung zum Widerstandsspaltschweißen mit Litzen

zur Bestimmung der relevanten Schweißparameter

5.2.1. Untersuchung zum Einfluss der Litzenposition auf die

Schweißverbindung

Beim Widerstandsspaltschweißen gibt es eine Vielzahl von möglichen Faktoren, die

einen Einfluss auf das Schweißergebnis haben können. Neben den eigentlichen

Schweißparametern wie der Schweißkraft, Schweißzeit und die Schweißspannung

ergeben sich diese Parameter aus den geometrischen Randbedingungen und der

eingesetzten Fügepartner. Erste Schweißversuche, ohne die Verwendung der in

Tabelle 5-1: Ermittelte Schweißparameter zum Kompaktieren von Litzen

Litze Leiterquer-

schnitt [mm²] Stromstärke Wegab-

schaltung Durchschnittl.

Litzenhöhe

AWG24 Sn 0,22 800 A 80 µm 420 µm

AWG26 Sn 0,128 750 A 40 µm 300 µm

AWG26 Ag 0,128 800 A 20 µm 270 µm


26

Kapitel 4.2 vorgestellten Vorrichtung zur Positionierung der Fügepartner, zeigten eine

hohe Streuung der Einsinkwege und Scherkräfte. Um reproduzierbare Ergebnisse zu

erzielen wurden mittels der Vorrichtung Untersuchungen zur Positionierung der Litze

relativ zu den Schweißelektroden durchgeführt. (Abbildung 5-7).

Für die Untersuchung zum Einfluss der Positionierung auf den Einsinkweg wurden

die einstellbaren Parameter, wie Schweißzeit, Schweißspannung und Schweißkraft

und Spaltbreite konstant gehalten. Die Spaltbreite bezeichnet den Abstand zwischen

den beiden Elektroden. Im Rahmen dieser Untersuchungen wurde eine Spaltbreite

von ca. 400 µm gewählt. Abbildung 5-8 zeigt die Ergebnisse zur Untersuchung des

Einflusses der Litzenposition.

Abbildung 5-8: Einfluss der Litzenposition auf den Einsinkweg am Beispiel von

AWG24 Sn-Litzen auf Heißprägesubstrat mit ED-Folie

Abbildung 5-7: Schematische Darstellung der geometrischen Einstellgrößen


27

Es zeigte sich, dass bei konstanten Schweißparametern der Einsinkweg von ca.

30 µm bei einer Litzenposition von 1000 µm auf einen Einsinkweg von über 90 µm

bei einer Litzenposition von 2250 µm ansteigt. Desweitern nimmt die Standard-

abweichung des Einsinkweges mit zunehmender Litzenposition zu. Für die folgenden

Untersuchungen wurde eine Litzenposition von 1400 µm ausgewählt.

5.2.2. Betrachtung der Wegabschaltung als Regelparameter für den

Schweißvorgang

Aufgrund der Reduzierung der Streuung der Einsinktiefe bei der Kompaktierung

mittels des Regelparameters „Wegabschaltung“ wurde dies ebenfalls für das

Widerstandsspaltschweißen in Betracht gezogen. Dazu wurde der zeitliche Verlauf

der Schweißparameter mittels der Schweißanlage gemessen, aufgezeichnet und

ausgewertet. Abbildung 5-9 zeigt den zeitlichen Verlauf des Widerstandes, des

Einsinkweges, der angelegten Spannung, der Leistung und der resultierenden

Wärmemenge Q in der schraffierten Fläche. Die Schweißkraft wird nicht von der

Schweißanlage gemessen und wurde als konstant in das Diagramm eingetragen.

Anhand dieses exemplarischen Diagrammes zeigt sich, dass der Einsinkvorgang

hauptsächlich nach Abschluss des Schweißvorganges stattfindet. Das Einsinken der

Litze setzt sich durch die kontinuierlich anliegende Schweißkraft solange fort bis

Abbildung 5-9: Zeitlicher Verlauf des Schweißprozesses


28

Leiterbahn und Substratmaterial vollständig abgekühlt sind. Somit konnte die

Wegabschaltung nicht als Regelparameter eingesetzt werden.

5.2.3. Korrelation zwischen Einsinkweg und Scherkraft

Schweißversuche mit der Vorrichtung zur Positionierung der Litze bei konstanter

Spaltbreite von 400 µm, Schweißkraft von 15 N und Schweißzeit von 5 ms sind in

Abbildung 5-10 dargestellt und zeigen den Einfluss der Schweißspannung auf den

Einsinkweg.

Abbildung 5-10: Einfluss der Schweißspannung auf den Einsinkweg von LDS-LCP

(links), PA6T/66 mit heißgeprägter ED-Folie (rechts) jeweils mit

AWG24 Sn, d.h. verzinnter Litze mit 0,22 mm² Querschnitt

Es zeigt sich für beide Fügepartnerkombinationen aus LDS-LCP und PA6T/66 mit

heißgeprägter ED-Folie jeweils mit verzinnter Litze mit einem Querschnitt von

0,22 mm², dass bei zunehmender Schweißspannung der Einsinkweg und die

Scherkraft zunehmen. Dabei zeigt die blaue Kurve den Einsinkweg und die rote

Kurve die Scherkraft. Weiterhin zeigen sich für die LDS-LCP Variante Scherkräfte

von ca. 30 N bei Einsinktiefen im Bereich von ca. 125 µm. Für PA6T/66 mit

heißgeprägter ED-Folie zeigen sich Scherkräfte von ca. 50 N bei Einsinktiefen im

Bereich von ca. 60 µm. Somit werden mit der Heißprägevariante höhere Scherkräfte

bei geringeren Einsinktiefen erzielt. Bei Schliffen mit ED-Folien zeigt sich eine

Rissbildung in der Heißprägemetallisierung bereits bei einer Einsinktiefe von 23 µm.

Aus diesem Grund wurde im Folgenden nur noch die Variante PA6/6T mit verzinnter

Walzfolie weiterverfolgt, da hier gemäß [16] von einer geringeren Neigung zur

Rissbildung ausgegangen wurde.


29

5.2.4. Bestimmung des elektrischen Durchgangswiderstandes von

Schweißverbindungen

Um den elektrischen Widerstand der Schweißverbindungen zu bestimmen wurden

4-Leiter-Messungen mit einem Spitzenmessplatz durchgeführt (Abbildung 5-11).

Abbildung 5-11: Schematische Darstellung des 4-Leiter-Messprinzip zur

Bestimmung des Übergangswiderstandes der Schweißstelle

Der Übergangswiderstand wurde für die Fügepartnerkombination LDS-LCP Substrat

und AWG26 Sn an 10 Schweißverbindungen gemessen und liegt im Bereich von 1 –

4 mΩ.

5.2.5. Untersuchungen zum Schweißen auf verunreinigten Substraten

Es sollte untersucht werden, ob Handfett den elektrischen Widerstand der

Schweißstelle verändert und somit Einfluss auf die Scherkraft bzw. Schwerfestigkeit

hat (Abbildung 5-12). Dazu wurden 12 Schweißungen auf verunreinigten Substraten

aus LDS–PPA mit AWG26 Sn Litze durchgeführt und mit Schweißungen auf

Substraten im Ausgangszustand verglichen (Tabelle 5-2).

Abbildung 5-12: Substratoberfläche des LDS-PPA im Ausgangszustand (links) und

nach der Präparation mit Handfett (rechts)


30

Tabelle 5-2: Prozessparameter bei FFC und deren Faktorstufen

Es zeigte sich kein signifikanter Einfluss von Handfett auf den Schweißprozess.

Somit muss für das Handling der Testsubstrate keine besonderen Maßnahmen oder

Reinigungsaufwand betrieben werden.

5.2.6. Erste Untersuchungen zum Prozessfenster

Anhand der gewonnenen Erkenntnisse zum Widerstandsspaltschweißen von Litzen

auf MID-Substraten wurden erste Untersuchungen zum Prozessfenster durchgeführt.

In Anlehnung an EN ISO 14327, d.h. Verfahren zur Bestimmung des Schweiß-

bereichsdiagramms, wurden die folgenden Parameter konstant gehalten:

Litzenposition 1400 µm

Spaltbreite 400 µm

Schweißkraft 15 N

Für das Schweißbereichsdiagramm wurden die Schweißspannung und die

Schweißzeit variiert [15]. Die Variierung der Parameter erfolgt in groben Schritten um

im ersten Schritt ein möglichst großes Prozessfenster zu betrachten. Dazu wurde die

Schweißspannung in 0,1 V Schritten von 1,0 – 2,1 V variiert. Die Schweißzeit wurde

auf 3, 5 und 7 ms eingestellt. Aufgrund von ersten Schliffen konnte gezeigt werden,

dass eine Einsinktiefe von 30 µm keine Risse aufzeigten. Deshalb wurden folgende

Bewertungskriterien gemäß Abbildung 5-13 festgelegt. Hierbei lag der Schwerpunkt

auf einer möglichst geringen Einsinktiefe bei einer Scherkraft von größer 10 N.

Es zeigen sich nur vereinzelte Messpunkte mit einer guten (gelb) oder sehr guten

Bewertung (grün). Für den Bereich mit der sehr guten Bewertung wurde ein


31

vollfaktorieller Versuchsplan mit Zentralpunkt und 3 Replikationen durchgeführt. Die

Versuche wurden randomisiert und anschließend ausgewertet (Abbildung 5-14).

Abbildung 5-13: Auswertung des Grobparameterscan für LDS-PPA mit AWG26 Ag

(links) und die Bewertungskriterien (rechts)

Das eingesetzte Programm Minitab 16 kann keine Zielgrößenoptimierung mit

Zentralpunkten bei faktoriellen Versuchsplänen durchführen. Deshalb wurden für die

faktorielle Zielgrößenoptimierung der Zentralpunkt weggelassen. Weiterhin konnten

mittels der Auswertung mit dem Wirkungsflächenversuchsplan die Zentralpunkte

berücksichtigt werden (Abbildung 5-14). Bei der Zielgrößenoptimierung wurde auf

zwei Optimierungsziele hin optimiert. Für die Einsinktiefe wurde der minimale Wert

bei gleichzeitigt maximaler Scherkraft gefordert.

Abbildung 5-14: Optimierungsdiagram Wirkfläche (links) und faktoriell (rechts) für

LDS-PPA mit AWG26 Ag

Gemäß Auswertung zeigt sich für die Wirkfläche bei 1,36 V und 5 ms eine

Einsinktiefe von 15 µm bei einer Scherkraft von 12 N. Bei der faktoriellen Auswertung

zeigt sich bei 1,4 V und 5,6 ms eine Einsinktiefe von 14,5 µm und eine Scherkraft


32

von 15 N. Abbildung 5-15 und 5-16 zeigen die Übersicht der Ergebnisse der

Schweißversuche für die Fügepartnerkombinationen LDS-LCP und LDS-PPA mit

AWG26 Sn und AWG26 Ag.

Abbildung 5-15: Übersicht der Ergebnisse bei LDS-LCP und AWG26 Ag und

AWG26 Sn

Abbildung 5-16: Übersicht der Ergebnisse bei LDS-PPA und AWG26 Ag und

AWG26 Sn


33

Bei den Untersuchungen zum Prozessfenster zeigt sich, wie in Abbildung 4-8

schematisch dargestellt, ein längliches diagonal verlaufendes Prozessfenster bei der

Variation von Schweißzeit und Schweißspannung.

5.2.7. Untersuchungen zur Prozessstabilität

Zur Untersuchung der Prozessstabilität wurden 100 verzinnte Litzen mit einem

Querschnitt von 0,128 mm² (AWG 26 Sn) in Serie unter gleichen Bedingungen auf

PPA-Substrate geschweißt (Schweißparameter: 1,75 V / 3,6 ms / 15 N) und hierbei

der Einsinkweg aufgezeichnet sowie im Anschluss an die Schweißungen die

Scherkraft bestimmt. Abbildung 5-17 zeigt den Zusammenhang zwischen Einsinkweg

und Scherkraft bei diesen Schweißversuchen sowie die entsprechenden

Histogramme dazu.

Es zeigt, dass ein Großteil der Schweißungen im einem Bereich, was den

Einsinkweg betrifft zwischen ca. 10 – 25 µm, die Schwerkraft betreffend zwischen ca.

Abbildung 5-17: Abhängigkeit von Einsinkweg und Scherkraft


34

12 – 28 N liegen. Gleichzeitig treten jedoch vereinzelt Ausreißer hin zu kleinen

Scherkräften auf, welche in einer industriellen Fertigung nicht akzeptabel wären. So

könnten z.B. Ausreißer bei denen eine geringe Scherkraft aufgrund eines niedrigen

Einsinkweges vorliegt problemlos von der Prozessdatenerfassung erkannt und im

Anschluss aussortiert werden. Liegt allerdings eine niedrige Scherkraft bei einem

hohen Einsinkweg vor, so kann dies nicht erkannt werden und ein defektes Bauteil

kommt in den Umlauf. Um derartige Defekte auszuschließen ist eine Erhöhung der

Scherkraft eine mögliche Maßnahme. Um dies zu erreichen wurden die in Abschnitt

5.3.1 aufgeführten Lösungswege untersucht.

Mit den in Abschnitt 5.3.4 optimierten Schweißparametern wurde exemplarisch an

Sn-Litzen unter gleichen Bedingungen auf PPA-Substrate geschweißt. Anhand von

Abbildung 5-18: 200 Schweißungen in Serie mit einem Reinigungsschritt der

Elektrode nach 100 Schweißungen


35

100 Schweißungen in Serie wurde untersucht wie sich die Zielgrößen des

Schweißprozesses, Scherkraft und Einsinkweg, verhalten (siehe Abbildung 5-18).

Die Schweißelektroden wurden vor den Versuchen durch Überschleifen gereinigt und

am Anfang, nach 100 und nach 200 Schweißungen begutachtet.

Es zeigte sich, dass mit einer zunehmenden Anzahl an Schweißungen auch

Einsinkweg und Scherkraft, zunehmen. Um dieses Verhalten nachzuvollziehen

wurden die Elektroden jeweils vor und nach den 100 Schweißungen untersucht.

Anhand der in Abbildung 5-19 dargestellten Mikroskopaufnahmen ist ersichtlich, dass

eine Verschmutzung der Schweißelektroden für dieses Verhalten verantwortlich ist.

Zur Reproduzierbarkeit wurde nach diesen 100 Schweißungen in Serie eine

Reinigung der Elektronen mittels Überschleifen durchgeführt und weitere 100

Serienschweißungen durchgeführt. Abbildung 5-18 zeigt für die Schweißungen

Nummer 101 bis 200 ein vergleichbares Verhalten auftrat. Durch eine fortschreitende

Verunreinigung der Elektronen steigen der Einsingweg und damit die ermittelte

Scherkraft an.

Abbildung 5-19: Schweißelektroden vor und nach den Serienschweißungen

Vor dem Schweißen nach 100 Schweißungen

nach 100 Schweißungen und Reinigung

nach 200 Schweißungen


36

Mit den in Abschnitt 5.3.4 optimierten Schweißparametern wurde der Einfluss der

Endschicht von Sn-Litzen und Ag-Litzen auf die Prozessstabilität untersucht. Dazu

wurden je 100 Schweißungen unter gleichen Bedingungen auf laserdirekt-

strukturierten und metallisierten LCP-Substrate geschweißt. Abbildung 5-20 zeigt 100

Schweißungen mit AWG26 Ag (Schweißparameter 2,1 V / 3,2 ms / 15 N) und

Abbildung 5-21 zeigt 100 Schweißungen mit AWG26 Sn (Schweißparameter 2,16 V /

3,2 ms / 15 N) jeweils mit einem Querschnitt von 0,128 mm² (AWG26).

Abbildung 5-20: 100 Schweißungen mit AWG26 Ag auf LDS-LCP

Abbildung 5-21: 100 Schweißungen mit AWG26 Sn auf LDS-LCP


37

Es zeigt sich, dass Einsinkweg und Scherkraft korrelieren. Weiterhin zeigt sich bei

den 100 Schweißungen mit verzinnter Litze eine Zunahme von Einsinkweg und

Scherkraft mit zunehmender Schweißzahl. Im Gegensatz dazu zeigt sich für die

versilberten Litzen eine Abnahme von Einsinkweg und Scherkraft mit zunehmender

Schweißzahl. Es wird angenommen, dass die Verschmutzung bzw. das Anhaften des

Zinns zu einer Erhöhung des Widerstandes führt, das Anhaften von Silber hingegen

zu einer Verringerung. Dies kann dadurch begründet werden, dass Silber ein

besserer elektrischer Leiter als Zinn ist. Die Verringerung des Widerstandes würde

zu einer Verringerung der eingebrachten Wärmemenge führen, was wider rum zu

einer Verringerung der Einsinktiefe führen würde. Im direkten Vergleich zeigt sich für

die gewählten Schweißparameter ein mittlerer Einsinkweg von 60 – 65 µm für

AWG26 Sn und AWG26 Ag. Die erzielte Scherkraft liegt für AWG26 Sn mit 27 – 30 N

höher als bei AWG26 Ag mit 20 – 22 N.

5.2.8. Widerstandsspaltschweißen von FFC

Beim Widerstandsspaltschweißen von FFC ergeben sich insbesondere aufgrund der

geometrischen Abmessungen, v.a. der geringen Höhe von 50 µm, deutliche

Unterschiede im Vergleich zum Schweißen mit Litzen. Dies spiegelt sich auch bei der

Charakterisierung der Schweißverbindung wieder. Bei FFC sind die gemessenen

Scherkräfte sowie die Einsinkwege deutlich kleiner, da aufgrund der geringen Dicken

hier viel weniger Wärmeenergie eingebracht werden darf. Betrachtet man die

Ausfallarten von FFC so gibt es im Vergleich zu Litzen Unterschiede. Bei Ausfallart 1

löst sich beim 0°-Scherzugversuch das FFC von der Leiterbahn, ohne dass das FFC

oder die Leiterbahn zerstört werden. Diese Verbindung wird als unzureichend

gewertet, da noch keine unlösbare Verbindung der Fügepartner stattgefunden hat.

Ausfallart 2 beschreibt dem Abriss des FFC. Aufgrund des geringen Querschnitts

kommt es schon ab einer Scherkraft von über 8 N zu einem Abriss des FFC. Ein

Herausreißen der Leiterbahnmetallisierung aus dem Kunststoff, wie es bei Litzen

möglich ist, ist hier aufgrund der geringen Festigkeit des FFC nicht möglich.

Ausfallart 3 tritt auf wenn die Erwärmung der Fügepartner so hoch ist, dass das FFC

und die darunter liegende Leiterbahn durchschmelzen und zerstört werden. Ausfallart

3 ist aufgrund des erhöhten Verschleißes und möglicher Beschädigung der


38

Elektroden zu vermeiden. Abbildung 5-22 zeigt die verschiedenen Ausfallarten bei

FFC exemplarisch.

Die Widerstandsschweißverbindungen von FFC auf MID-Substrate wurden mittels

statistischer Versuchsplanung optimiert. Die Zielgrößen waren hierbei das Erreichen

einer hohen Scherkraft bei einem geringen Einsinkweg sowie das Erzielen der

Ausfallart 2. Für die Durchführung der Versuchsplanung wurden die in Tabelle 5-3

aufgeführten Prozessparameter (Faktoren) und Faktorstufen verwendet.

Abbildung 5-22: Mögliche Ausfallarten bei FFC

Ausfallart 1: Ablösen des FFC von der Leiterbahn

nach 100 Schweißungen

Ausfallart 2: Abriss des FFC

Ausfallart 3: Durchbrennen des FFC und der Leiterbahn


39

Substratseitiger Fügepartner LDS

LCP ED-Folie Walzfolie

Spaltbreite s [µm] 300 / 400 300 / 400 300 / 400

Schweißspannung U [V] 0,63 / 0,64 0,65 / 0,70 0,65 / 0,70

Schweißzeit t [ms] 6,8 / 7 10 / 10,4 10 / 10,4

Schweißkraft F [N] 12 / 15 15 / 20 15 / 20

Tabelle 5-3: Prozessparameter bei FFC und deren Faktorstufen

Anhand dieser Faktorstufen wurde ein vollfaktorieller randomisierter Versuchsplan

mit 3 Replikationen generiert und durchgeführt. Zielgrößen für die Optimierung der

Prozessparameter waren für die Einsinktiefe ein Sollwert von 2 µm und eine

Obergrenze von 5 µm, für die Scherkraft ein Sollwert 8 N und eine Untergrenze von

7,5 N. Hieraus ergaben sich die in Tabelle 5-4 dargestellten optimierten

Prozessparameter.

Kunststoff -substrat

Leiterbahn Spaltbreite

[µm] Spannung

[V] Schweißzeit

[ms] Schweißkraft

[N]

LCP LDS

(Cu/NiP/Ag) 300 0,63 6,8 12

PA6T/66 ED-Folie

Cu/Sn 300 0,66 10,4 15

PA6T/66 Walzfolie

Cu/Sn 400 0,65 10 15,4

Tabelle 5-4: Optimierte Prozessparameter zum Schweißen von FFC

Anhand von 48 Schweißungen je Versuchsreihe wurden die optimierten

Schweißparameter verifiziert. Darauf ergaben sie die in Tabelle 5-5 dargestellten

Mittelwerte und Standardabweichungen für den Einsinkweg und die Scherkraft.


40

Kunststoff -substrat

Leiterbahn Einsinkweg [µm] Scherkraft [N]

Mittel Stabw Mittel Stab

LCP LDS

(Cu/NiP/Ag) 4,04 2,03 8,10 0,27

PA6T/66 ED-Folie

Cu/Sn 3,69 2,35 6,92 2,48

PA6T/66 Walzfolie

Cu/Sn 4,13 2,93 8,37 0,27

Tabelle 5-5: Erzielte Einsinkwege und Scherkräfte bei Widerstandsspaltschweißen

von FFC

5.3. Optimierung des Widerstandsschweißprozesses

5.3.1. Lösungansätze

Aufgrund der Korrelation von Einsinkweg und Scherkraft kann ein geringer

Einsinkweg bei einer hohen Scherfestigkeit der Litze nicht erreicht werden.

Lösungsansatz 1: Reduzierung der Einsinktiefe bei gleichzeitiger Erhöhung

der Scherkraft durch Piezoansteuerung zur Reduzierung der

Schweißkraft.

Es zeigte sich, dass der Großteil des Einsinkvorgangs zeitlich nach dem eigentlichen

Schweißvorgang abläuft, wie es in Abbildung 5-9 dargestellt ist. Das Einsinken der

Litze setzt sich durch die kontinuierlich anliegende Schweißkraft solange fort bis

Leiterbahn und Substratmaterial vollständig abgekühlt sind. Aus diesem Grund wurde

der Ansatz verfolgt die Schweißkraft unmittelbar nach dem Schweißvorgang, also im

dargestellten Beispiel nach 6 ms, vollständig abzubauen und auf die Nachhalte- und

Abkühlzeit zu verzichten.

Eine derart rasche Wegnahme der Schweißkraft war mit der vorhandenen

Schweißanlage nicht möglich. Wie in Abschnitt 4.2 beschrieben wird bei dieser

Anlage die Schweißkraft über eine pneumatisch vorgespannte Feder sowie eine


41

vorgespannte Blattfeder aufgebracht. Da der Pneumatikzylinder nicht schnell genug

angesteuert und verfahren werden kann, war mit diesem Aufbau die schnelle

Reduzierung der Schweißkraft nicht möglich. Um derart schnell verfahren zu können

bot sich der Einsatz eines Piezoaktors an.

Lösungsansatz 2: Erhöhung der Einsinktiefe um die Scherkraft zu erhöhen.

Da ohne einen gewissen Einsinkweg keine ausreichend hohen Scherkräfte bzw. die

Ausfallart 2 sichergestellt werden können, wird bei diesem Lösungsansatz ein hoher

Einsinkweg toleriert, so lange dabei keine Schädigung der Leiterbahn bzw. des

Interface zwischen Leiterbahn und Kunststoffsubstrat vorliegt. Zunächst wurde

deshalb untersucht, ab welchem Einsinkweg auf dem jeweiligen Testsubstrat eine

Schädigung der Leiterbahn auftritt. Im nächsten Schritt wurde dies als oberste

Grenze für den Einsinkweg definiert und unter dieser Bedingung eine Optimierung

der Schweißparameter durchgeführt.

5.3.2. Widerstandsspaltschweißen mit Piezoaktor

Für die Widerstandsspaltschweißversuche mit Piezoaktor musste die bestehende

Schweißanlage modifiziert werden. Maßgebend für die konstruktive Umsetzung war,

über welches mechanische Zusammenspiel zwischen Piezoaktor und

Schweißsystem die Kraft in der geforderten Zeit genullt werden kann, ohne dass der

Aktor unsachgemäß belastet wird bzw. ohne dass die Schweißkinematik verändert

wird. Dazu wurden verschiedene Möglichkeiten bezüglich des Kraftangriffspunkts

bzw. der Positionierungen des Aktors im Schweißsystem in Betracht gezogen. Die

Variante, den Piezoaktor unterhalb des Substrats zu positionieren schien am

geeignetsten. Hierbei befördert der Aktor das Schweißgut nach unten von den

Schweißelektroden weg, sodass von den Schweißelektroden keine Kraft mehr auf

die Schweißstelle ausgeübt wird. Dies wurde realisiert durch das Herunterfahren des

Substrattisches. Abbildung 5-23 zeigt die Schweißanlage vor den

Umbaumaßnahmen, sowie den umgebauten XY-Tisch sowohl bildlich als auch

schematisch.


42

Die Vorteile dieser konstruktiven Lösung waren, zum einem der geringe

Umbauaufwand, zum anderen bleib die bestehende Schweißkinematik

weitestgehend unverändert. Lediglich die Druckfeder des Schweißkopfes sowie die

Blattfedern mussten begrenzt bzw. versteift werden (Abbildung 5-24) um

Nachsetzstöße auf die Fügepartner und den Aktor zu vermeiden.

Abbildung 5-24: Anpassung der federnden Elemente des Schweißkopfes

Blockierblättchen für Druckfeder

Steiferer Blattfedern

Abbildung 5-23: Schweißanlage vor (links) und nach (rechts) den Umbaumaßnahmen;

schematische Darstellung des Piezohubtisches (unten)

Substrathalterung Substrat

Führungssäulen

Anschlag, an Grundplatte fixiert

Piezoaktor

Substrathalterung

XY-Tisch

Führungssäule

Anschlag

Piezoaktor


43

Die Anforderungen an den Aktor waren ein großer verfügbarer Stellweg, ein

schnelles Ansprechen und Bewältigen des maximalen Piezohubs. Ziel war es, die

Kraft zwischen den Fügepartnern und Schweißelektroden zu einem bestimmten

Zeitpunkt in hoher Geschwindigkeit abzubauen. Der Stellweg des Aktors musste

größer sein als die Summe der verbleibenden Federwege von Schweißdruckfeder

und Blattfedern, also größer 1,3 mm. Aktoren mit großem Stellweg beinhalten jedoch

immer Übersetzungsmechanismen, die die Steifigkeit, und somit die

Schaltgeschwindigkeit, deutlich reduzieren. Die hohen Anforderungen an den

Stellweg ließen sich also nicht mit maximal schnellen Stellgeschwindigkeiten

vereinbaren und erforderten Kompromisse. Es wurde für diese Aufgabe der

Piezoaktor der Serie P-602 PiezoMove® von der Firma Physik Instrumente (PI)

GmbH & Co. KG ausgewählt der über einen Stellweg von bis zu 1 mm mit dennoch

relativ großer Steifigkeit sowie kurzen Ansprechzeiten verfügt. Die geringsten

Ansprechzeiten werden im ungeregelten Betrieb erzielt. Im ungeregelten Betrieb

reduziert sich der Stellweg jedoch auf 0,8 mm. Da der Nachfederweg größer als der

Piezohub ist, musste dieser begrenzt werden. Dies geschah durch eine Blockierung

mittels eines neuen Endanschlages in Form eines Abstandhalteplättchens. Die

Bestimmung der Dicke des Endanschlags erfolge experimentell (Abbildung 5-25).

Dabei wurde der Weg der Elektroden mit dem in der Schweißanlage vorhanden

Wegmesssystem ausgewertet. Es zeigten sich Schwingungen beim Aufprall der

Elektroden auf die Litze, da der Weg des Piezoaktor kleiner als der Nachfederweg

der Schweißanlage war.

Abbildung 5-25: Experimentelle Bestimmung der Dicke des Endanschlags


44

Abbildung 5-25 zeigt, dass ab einer Endanschlagdicke von größer 1 mm kein Aufprall

der Elektroden auf den Fügepartner stattfindet. Für die weiteren Versuche wurde ein

Endanschlag mit einer Dicke von 1,2 mm verwendet.

Das Zurückfahren des Piezohubtisches erfolgte mittels Triggerung mit Abgriff des

Stromsignals beim Schweißen. Wie in Abbildung 5-26 dargestellt ist, ist die zeitliche

Verzögerung des Stromsignals von der Schweißanlage zwar gering, weist aber eine

hohe Streuung auf. Aus diesem Grund erfolgte der Abgriff am Digitalmessgerät der

Schweißanlage. Hier ergab sich eine signifikante Reduzierung der Streuung sowie

eine zeitliche Verzögerung zwischen Triggerung und Verfahren des Piezotisches von

ca. 5 ms, somit beträgt die kürzeste Ansteuerzeit des Piezotisches 5 ms.

Um zu untersuchen wie sich die Schweißungen mit Piezoaktor vom konventionellen

Schweißen ohne Aktor unterscheiden wurden zunächst Versuche mit den

Parametern durchgeführt, die sich für das Schweißen ohne Piezoaktor bewährt

haben. Hierbei kamen LCP- sowie PPA-Substrate und Litzen des Typ AWG 24 Sn

zum Einsatz. Die Schweißverbindungen sollten durch eine Variation der Schweiß-

und Triggerparameter optimiert werden.

Erste Schweißversuche zeigten, dass das Piezoschweißen mit Triggerzeiten im

Bereich der Schweißzeiten bei nahezu allen Proben zu einer starken Rissbildung in

den Leiterbahnen sowie z.T. zu einem Abheben der Leiterbahn führte (siehe

Abbildung 5-27). Gleichzeitig war auch die Scherkraft deutlich geringer.

Abbildung 5-26: Zeitliche Verzögerung des Triggersignals bei Signalabgriff an der

Schweißanlage (links) bzw. am Digitalmessgerät (rechts)


45

Eine mögliche Erklärung hierfür ist, dass der durch den Schweißprozess

aufgeschmolzene Kunststoff unterhalb der Leiterbahn zum Zeitpunkt der Wegnahme

der Schweißkraft noch nicht wieder erkaltet ist. Aufgrund der raschen Wegnahme der

Schweißkraft kommt es durch die Hebelwirkung und die Massenträgheit, die von der

Litze ausgeht, zur Rissbildung oder zum Abheben der mit der Litze verschweißten

Leiterbahn. Mögliche Lösungsansätze um dies zu verhindern wären die Reduzierung

der Hebelwirkung und der Massenträgheit der Litze oder das Anpressen der Litze bis

der Kunststoff erkaltet ist. Um ersteres zu Untersuchen wurde an Litzen der

überstehende Bereich entfernt und geschweißt. Abbildung 5-28 zeigt, dass hier

weiterhin Risse in der Leiterbahnmetallisierung entstehen, sodass dieser

Lösungsweg ausgeschlossen wurde.

Um den zweiten Ansatz zu Untersuchen wurden Litzen bei verschiedenen

Nachhaltezeiten auf Kunststoffsubstrate geschweißt. Die Steuerung der

Abbildung 5-28: Schweißversuch mit gekürzter Litze

Gekürzte Litze zur Verringerung der Massenträgheit

Abbildung 5-27: Schweißergebnisse nach einer Triggerzeit von 10 ms

Abheben der kompletten Leiterbahn vom Substrat

Durchgehender Riss am rechten Elektrodenabdruck

0

5

10

15

20

25

30

35

LCP PPA

Sc

he

rkra

ft [N

]

ohne Piezo

10 ms

Rissbildung bleibt bestehen


46

Nachhaltezeit erfolget über die Triggerzeit des Piezos. Abbildung 5-29 zeigt die

Schweißergebnisse nach verschiedenen Triggerzeiten.

Es zeigt sich, dass mit zunehmender Triggerzeit die Rissbildung reduziert wird. Ab

einer Nachhaltezeit von größer 50 ms zeigt sich keine Rissbildung mehr. Es zeigte

sich allerdings, dass die Einsinkwege von Schweißungen mittels Piezoaktor bei einer

Nachhaltezeit von 50 ms mit den von Schweißungen ohne Piezoaktor vergleichbar

sind. Somit konnten durch das Schweißen mit Piezoaktor keine signifikanten Vorteile

erzielt werden, sodass dieser Lösungsweg nicht weiter verfolgt wurde.

Abbildung 5-29: Schweißversuche mit unterschiedlicher Nachhaltezeit

Triggerzeit 2 ms

Triggerzeit 50 ms Triggerzeit 40 ms

Triggerzeit 30 ms Triggerzeit 20 ms

Triggerzeit 10 ms


47

5.3.3. Untersuchungen zur möglichen Schädigung des Interface

Leiterbahn - Kunststoffsubstrat

Um die Rahmenbedingungen für die Optimierung der Schweißparameter festzulegen

musste zunächst untersucht werden, welche Einsinktiefen keine Rissbildung in der

Leiterbahnmetallisierung aufweisen. Um dies zu untersuchen wurden Schweißungen

mit verschiedenen Einsinktiefen hergestellt und davon Schliffbilder angefertigt.

Abbildung 5-30, 5-31 und 5-32 zeigen exemplarisch ab wann eine Schädigung der

Leiterbahnmetallisierung auftritt.

Abbildung 5-30: Einfluss des Einsinkweges auf die Leiterbahn bei LDS-LCP

Einsinkweg 34 µm Einsinkweg 66 µm

Einsinkweg 97 µm


48


Einsinkweg 106 µm

Abbildung 5-32:Einfluss des Einsinkweges auf die Leiterbahn bei

PA6T/66 mit heißgeprägter Walzfolie


Einsinkweg 53 µm

Abbildung 5-31:Einfluss des Einsinkweges auf die Leiterbahn bei

LDS-PPA


49

Anhand der untersuchten Schliffe konnten für die verschiebenden Testsubstrate

maximale Einsinkwege definiert werden. Diese sind in Tabelle 5-6 aufgeführt.

Kunststoff Leiterbahn Schichtdicke [µm] kritische Einsinktiefe

LCP Cu/NiP/Au (LDS) 10±3 / 5±2 / 0,1 > 90 µm

PPA Cu/NiP/Au (LDS) 10±3 / 5±2 / 0,1 > 50 µm

PA6T/66

Cu/Sn (gewalzte Heißprägefolie)

25 / 1 nicht erzielbar

Cu/Sn (ED Heißprägefolie)

35 / 1 > 20 µm

Tabelle 5-6: Übersicht des maximal zulässigen Einsinkweges bei verschiedenen

Substraten

Für die Variante PA6T/66 konnte selbst mit Einsinkwegen von 106 µm keine

Rissbildung erzielt werden. Für die LDS-LCP Variante konnten hohe Einsinkwege <

90 µm ohne Rissbildung erzielt werden. Eine mögliche Erklärung für die Tatsache,

dass derart dünne Leiterbahnen mit einer Bruchdehnung von < 2 % sich so gut

verformen lassen, ohne dass dabei eine Schädigung auftritt, liefert die Temperatur

bei dem die Verformung stattfindet. Beim Auftreten einer haftfesten

Schweißverbindung, wie es bei Ausfallart 2 und 3 der Fall ist, kann von einer

Diffusionsschweißverbindung ausgegangen werden. Diffusionsschweißverbindungen

können bei Temperaturen von etwa 50 – 80 % der Schmelztemperatur der

Fügepartner erzielt werden [5].

Tabelle 5-7: Übersicht der Materialeigenschaften der Leiterbahnmetallisierung


50

Tabelle 5-7 zeigt eine Übersicht der Materialeigenschaften der

Leiterbahnmetallisierung. Für reines Kupfer mit einer Schmelztemperatur von 1083°C

wird eine Warmumformtemperatur von 750°C – 950°C angegeben [10]. Die

Schmelztemperatur von Rein Nickel mit 1455°C und die Warmumformtemperatur mit

850 – 1250°C [11]. Somit wird eine Temperatur von > 500°C für die

Diffuissionsschweißverbindungen erwartet. Chemisch Nickel hat mit 860 – 890°C im

Vergleich zu Rein Nickel eine signifikant geringere Schmelztemperatur [12]. Die

Rekristallisationstemperatur von Kupfer liegt bei ca. 180°C und Nickel bei 450°C [13].

Die Warmumformung von Metallen wird generell bei Temperaturen oberhalb der

Rekristallisationstemperatur durchgeführt. Somit kann man annehmen, dass sich die

gute Verformbarkeit der Leiterbahnmetallisierung durch die Warmumformung

erklären könnte.

Abbildung 5-33:Untersuchung der Schliffbilder von LDS-PPA mit Einsinkweg 53 µm

(oben), und Detailaufnahmen mit Einsinkweg 55 µm (unten)

Aufgrund der hohen Temperaturen die oberhalb der zulässigen Temperaturen für die

eingesetzten Kunststoff liegen wurden Schliffe der Schweißverbindungen angefertigt,

um die Kunststoffsubstrate hinsichtlich von Degradationserscheinungen mittels


51

Rasterelektronenmikroskopie an LDS-LCP und LDS-PPA zu untersuchen (Abbildung

5-33 und 5-34).

Abbildung 5-34:Untersuchung der Schliffbilder von LDS-LCP mit Einsinkweg 97 µm

(oben), und Detailaufnahmen mit Einsinkweg 83 µm (unten)

Gemäß [14] führt eine thermische Zersetzung des Kunststoffes zu Ausgasungen und

somit Lunkerbildung. Aufgrund der hohen Temperaturen würde man eine thermische

Zersetzung unterhalb der Leiterbahn erwarten. Anhand der Schliffbilder konnte

jedoch gezeigt werden, dass sich keine Lunker unterhalb der Litze und Leiterbahn

befinden. Es zeigen sich jedoch Lunker im Bereich des verdrängten Kunststoffes

unterhalb der abgehobenen Leiterbahnränder. Es wird angenommen, dass während

des Schweißprozesses der Kunststoff bis zum schmelzflüssigen Zustand erwärmt

wird. Der schmelzflüssige und thermisch geschädigte Kunststoff wird durch die

anliegende Schweißkraft verdrängt und erstarrt im Bereich der angehobenen

Leiterbahnränder. Somit befindet sich nach dem Schweißvorgang kein thermisch

geschädigter Kunststoff unter der Litze und Leiterbahn.


52

5.3.4. Untersuchung zum Prozessfenster mit Lösungsansatz 2

Aufbauend auf diesen Erkenntnissen und unter der in Tabelle 5-6 aufgeführten

Bedingungen für den maximalen Einsinkweg wurden Schweißversuche durchgeführt.

Ziel war es die höchstmögliche Scherkraft bei Ausfallart 2 oder 3 ohne Rissbildung zu

erreichen. Hierfür wurde die Schweißspannung in Schritten von 0,1 V, die

Schweißzeit in Schritten von 0,5 ms variiert. Je Schweißparametersatz wurden 5

Schweißungen untersucht. Die Ergebnisse der Schweißversuche wurden zum einen

manuell in tabellarischer Form, zum anderen mittels DOE anhand von

Wirkungsflächen ausgewertet.

Auf LDS-Testsubstraten aus LCP zeigte sich, dass hier aufgrund der Haftfestigkeit

der Leiterbahnmetallisierung lediglich Ausfallart 2 erreicht werden kann. Da dies auch

Abbildung 5-35:Optimierung der Schweißparameter auf LDS-LCP

Tabellarische Auswertung DOE Litze: AWG 26 Sn

Litze: AWG 26 AG


53

möglich war ohne den maximal mögliche Einsinkweg auszunutzen, wurde hier das

Kriterium für den Einsinkweg auf < 70 µm verschärft. Abbildung 5-35 zeigt die

Ergebnisse der Untersuchungen für die Fügepartnerkombination aus LDS-

Testsubstraten aus LCP und AWG26 Sn und AWG26 Ag Litzen. Das Prozessfenster

mit Sn-Litzen ist hier deutlich größer als bei Ag-Litzen. Abbildung 5-36 stellt die

Ergebnisse der Untersuchungen für die Fügepartnerkombination aus LDS-

Testsubstraten aus PPA und AWG26 Sn und AWG26 Ag Litzen dar. Hier zeigte sich

ebenfalls, dass das Prozessfenster mit Sn-Litzen größer als bei Ag-Litzen ist.

In Abbildung 5-37 sind die Ergebnisse der Untersuchungen für die

Fügepartnerkombination aus PA6/6T mit Walzfolie und AWG26 Sn Litzen dargestellt.

Es zeigt sich ein wesentlich größeres Prozessfenster als bei den LDS-Varianten.

Abbildung 5-36:Optimierung der Schweißparameter auf LDS-PPA

Tabellarische Auswertung DOE

Litze: AWG 26 Sn

Litze: AWG 26 AG


54

Anhand der Auswertung der Wirkflächendiagramme mittels statistischer

Versuchsplanung ergaben sich die in Tabelle 5-8 aufgeführten optimierten

Schweißparameter.

Kunststoffsubstrat Leiterbahn Litze Spannung [V] Schweißzeit [ms]

LCP

LDS (Cu/NiP/Ag)

AWG26 Sn 2,16 3,2

LCP AWG26 Ag 2,1 3,2

PPA AWG26 Sn 1,83 4,3

PPA AWG26 Ag 2,05 3,4

PA6T/66 Cu/Sn-

Walzfolie AWG26 Sn 2,2 3,9

Tabelle 5-8: Optimierte Schweißparameter

Auf eine weitere Optimierung der Prozessparameter auf FR4 wurde verzichtet, da

hier bereits ein sehr großes Prozessfenster erzielt wurde, ohne dass dabei hohe

Einsinkwege auftraten (siehe Abbildung 5-38).

Abbildung 5-37:Optimierung der Schweißparameter auf PA6T/66, heißgeprägt mit

Walzfolie

Tabellarische Auswertung DOE

Litze: AWG 26 Sn


55

5.3.5. Untersuchung zur Zuverlässigkeit mit optimierten

Schweißparametern

Mit den in Abschnitt 5.2.6 mittels DOE bestimmten optimierten Schweißparametern

wurden jeweils 100 Schweißungen in Serie durchgeführt um eine Aussage über die

Zuverlässigkeit des Schweißprozesses im Hinblick auf das Schweißergebnis treffen

zu können. Die Ergebnisse dieser Untersuchungen sind in Form von Diagrammen,

welche die Scherkraft in Abhängigkeit des Einsinkweges zeigen, dargestellt. Darüber

hinaus wurde auch die Häufigkeit der Ausfallart bestimmt. Abbildung 5-39 zeigt

zunächst exemplarisch die Auswirkungen der optimierten Versuchsparameter im

Vergleich zu den in Abschnitt 5.3.4 ermittelten Schweißparametern.

Im linken Diagramm, bei dem mit den Schweißbedingungen gemäß Abschnitt 5.2.6

geschweißt wurde, sind zwar die Einsinkwege sehr gering und liegen größtenteils im

Bereich unter 30 µm, die Scherkräfte hierbei sind sehr niedrig. Außerdem gibt es

Ausreißer mit zu geringen Scherfestigkeiten von kleiner 10 N. Es liegt zu 75 % die

Ausfallart 1 vor. Das rechte Diagramm zeigt die Schweißergebnisse nach der

Optimierung der Schweißparameter. Hier liegen sämtliche Scherkräfte oberhalb von

15 N und es herrscht die Ausfallart 2 mit 95 % vor. Tabelle 5-9 zeigt die Übersicht der

Ergebnisse für die untersuchten Fügepartnerkombinationen.

Abbildung 5-38: Tabellarische Auswertung der Schweißversuche auf FR4

Litze: AWG 26 Ag


56

Substrat Litze Prognostizierte Wert

Einsinkweg [µm]

Scherkraft [N]

Ausfallart Einsinkweg

[µm] Scherkraft

[N] Mittel Stabw Mittel Stabw

LCP Ag 63 19,0 64,9 13,2 20,6 3,1 1: 0 % 2: 99 % 3: 1%

LCP Sn 53 20,1 63,9 12,9 27,9 4,4 1: 1 % 2: 99 % 3: 0 %

PPA Ag 42 19,8 49,7 17,1 24,2 4,2 1: 0 % 2: 95 % 3: 5 %

PPA Sn 47 29,9 42,0 9,1 29,8 3,9 1: 1 % 2: 95 % 3: 4 %

PA6T/66 Walzfolie

Sn 48 38 51,9 9,4 33,2 3,1 1: 0 % 2: 36 % 3: 64 %

Tabelle 5-9: Ergebnisse zur Untersuchung der Prozessstabilität verschiedener

Fügepartnerkombinationen bei optimierten Schweißbedingungen

Abbildung 5-39:Optimierung der Schweißparameter auf PA6T/66, heißgeprägt mit

Walzfolie

Schweißparameter: 1,75 V / 3,6 ms Schweißparameter: 1,83 V / 4,3 ms

Ausfallart 1: 75 % 2: 25 % 3: 0 %

Ausfallart 1: 1 % 2: 95 % 3: 4 %


57

Es zeigte sich, dass die prognostizierten Werte aus der DOE sich relativ gut mit den

Ergebnissen aus dem Versuchen decken. Außerdem ist ersichtlich, dass bei allen

Fügepartnerkombinationen die Ausfallart 2 erreicht werden konnte und dass selbst

Ausreißer eine hohe Haftung aufweisen.

Mit diesen optimierten Schweißparametern wurden Testsubstrate für

Zuverlässigkeitstests hergestellt. Hierbei wurden als Fügepartnerkombination nur

LDS-Substrate mit Litzen des Typs AWG26 Sn bzw. Ag untersucht Bei den

Temperaturschocktests, wie sie in Abschnitt 4.5.1 beschrieben werden, gab es keine

Ausfälle bei der eklektischen Prüfung. Die an den Testsubstraten durchgeführten

Scherzugversuche nach den Temperaturschocktests zeigten, keine

Verschlechterung der Haftfestigkeit. In Abbildung 5-40 sind die gemittelten

Scherkraftwerte nach verschiedenen Zyklenzahlen zu sehen. Aufgrund dessen kann

davon ausgegangen werden, dass durch die Temperaturwechselzyklen keine

Schädigung der Schweißverbindung stand fand.

Bei den Vibrationstests wurde je Fügepartnerkombination und Schweißverbindung

die Varianten ohne Glob Top, mit Glob Top über der Litze und mit Glob Top über der

Isolierung untersucht. Diese wurden je Raumachsrichtung 24 h geprüft. Es zeigte

sich nach Ende der Tests, dass bei allen Varianten mit bzw. ohne

Vibrationsentlastung und allen untersuchten Fügepartnerkombinationen es zu

keinem Ablösen von Litzen kam. Auch bei einer elektrischen Durchgangsprüfung

konnten keine Auffälligkeiten festgestellt werden.

Abbildung 5-40:Zugscherfestigkeitswerte vor und nach Temperaturwechselzyklen


58

6. Literatur

1 DVS – Deutscher Verband für Schweißen und verwandte Verfahren e.V.: „Widerstandschweißen in Elektronik und Feinwerktechnik – Übersicht und Grundlagen“, DVS Merkblatt 2801 Teil 1, 1996

2 Ostermann, F.: „Anwendungstechnologie Aluminium“, Springer Berlin Heidelberg, 2007

3 Adrian, J.: „Automatisiertes, stoffschlüssiges Fügen folienisolierter Flachleiter mit Oberflächenkontamination“, Jost Jetter Verlag Heimsheim, 2005

4 Raiser, E. C.: „Untersuchungen zum Prozessablauf und der Verbindungsbildung beim Widerstandspunktschweißen von metallisch überzogenen Kupferlegierungen“, DVS-Berichte Band 210, DVS-Verlag, Düsseldorf, 2000

5 Spur, G., Stöferle, T.: „Handbuch der Fertigungstechnik“, Carl Hanser Verlag München Wien, 1986

6 DVS – Deutscher Verband für Schweißen und verwandte Verfahren e.V.: „Prüfen von widerstandsgeschweißten Verbindungen in der Elektronik und Feinwerktechnik – Zerstörende und zerstörungsfreie Prüfungen“, DVS Merkblatt 2812, 2002

7 Datenblatt LCP Vectra E840i LDS, http://www.resinex.de

8 Datenblatt Vestamid HTPlus 3586 (MT1000), http://www.vestamid.com

9 Datenblatt Grivory HT2V-3H, http://www.emsgrivory.com

10 Deutsches Kupferinstitut, http://www.kupferinstitut.de

11 Möller, U.; Nassar, J.: „Schmierstoffe im Betrieb“, Springer Berlin Heidelberg New York, 2. Auflage, 2002

12 Technische Information II, „BC-NIP Chemisch Nickel“; http://www.betz-chrom.de/pdf/TechInfo_II_Nickel.pdf

13 Gottstein, G.: „Physikalische Grundlagen der Materialkunde“, Springer Berlin Heidelberg New York, 3. Auflage, 2007

14 Kurr, F.: „Praxishandbuch der Qualitäts- und Schadensanalyse für Kunststoffe“, Carl Hanser Verlag, München 2011

15 EN ISO 14327:2004: Widerstandsschweißen – Verfahren für das Bestimmen des Schweißbereichsdiagramms für das Widerstandspunkt-, Buckel- und Rollennachtschweißen

16 Lapper, S.: „Ein Beitrag zum Aufbau spritzgegossener Schaltungsträger mittels Heißprägetechnik“, Verlag Dr. Hut, München, 2013


59

7. Ergebnistransfer

Maßnahme Ziel und Rahmen Datum/ Zeitraum

Projektbegleitender

Ausschuss (PA)

1: Vorstellung des geplanten Projektes und Diskussion der geplanten Arbeiten

09.12.2011

2: Vorstellung der ersten erzielten Ergebnisse und Diskussion weiteres Vorgehen

03.07.2012

3: Vorstellung der erzielten Ergebnisse und Diskussion 23.01.2013

4: Abschlusspräsentation und Diskussion der erzielten Ergebnisse

31.07.2013

Transfer der

Projektergebnisse

1: Vorstellung der Ergebnisse: Mitgliederversammlung Mitgliederversammlung HSG

2012/2013

2: Präsentation der Ergebnisse auf dem Stand des HSG-IMAT im Rahmen der Industrieausstellung beim Internationalen MID Kongress in Fürth

19.-20.9.2012

3: Präsentation erster Ergebnisse auf Fachmesse SMT auf Gemeinschaftsstand 3D-MID

16.-18.04.2013

4: Präsentation der Ergebnisse auf dem Stand des HSG-IMAT auf dem MST-Kongress in Darmstadt

14.-16.10.2013

5: Präsentation der Ergebnisse im Rahmen der Akquisition bei der Institutsvorstellung von HSG-IMAT

laufend

6: Durchführung eines Industrieprojektes basierend auf Projektergebnissen mit einer Firma die nicht im PA war.

1.11.13 – 31.01.14

Veröffentlichung der

Projektergebnisse

1: Präsentation der Zwischenergebnisse im Jahresbericht HSG-IMAT 2012

2012

2: Publikation der Forschungsergebnisse in Abschlussbericht und Veröffentlichung auf den Internetseiten unter http://www.imat.hsg-imit.de/downloads/

2013

3: Publikation der Forschungsergebnisse in Fachzeitschrift Geplant 2014

4: Präsentation der Ergebnisse im Jahresbericht HSG-IMAT

2013 Geplant 2014

Aufnahme der Ergebnisse

in die Lehre bzw.

Durchführung von Diplom-

und Studienarbeiten

1: Ausbildung der Studenten an der Universität Stuttgart 2013


60

8. Danksagung

Das IGF-Vorhaben 16852 N der Forschungsvereinigung Hahn-Schickard-

Gesellschaft für angewandte Forschung e. V. – HSG, Wilhelm-Schickard-Straße 10,

78052 Villingen-Schwenningen wurde über die AiF im Rahmen des Programms zur

Förderung der industriellen Gemeinschaftsforschung und –entwicklung (IGF) vom

Bundesministerium für Wirtschaft und Technologie aufgrund eines Beschlusses des

Deutschen Bundestages gefördert. Für diese Förderung sei gedankt.

Dem projektbegleitenden Ausschuss sei für die Unterstützung und die Hinweise aus

den zahlreichen Diskussionen gedankt. Namentlich sind dies:

2E mechatronic GmbH & Co. KG

Robert Bosch GmbH

Evonik Degussa GmbH

Greitmann Consulting

Harting AG

LEONI Bordnetz-Systeme GmbH

LPKF Laser & Electronics AG

Miyachi Europe Corporation

Möller GmbH

Robert Seuffer GmbH & CO. KG

Wiesauplast Kunststoff und Formenbau GmbH & Co. KG

WWS Technik in Form und Kunststoff GmbH

Documents

Schlussbericht - hahn-schickard.de · Litzen konnten geeignete Parameter zur Kompaktierung erarbeitet werden. Mit diesen kompaktierten Litzen und FFCs konnten erfolgreich Schweißversuche