IGF-Projekt - 335 ZBG - 2K-Mikro-MID - Mikroaufbautechnik am HSG ...

0910
Schlussbericht
der Forschungsstelle(n)
Hahn-Schickard-Institut für Mikroaufbautechnik HSG-IMAT und Kunststoff-Zentrum in Leipzig
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 335 ZBG
Wirtschaftliche Herstellung von miniaturisierten Moulded Interconnect Devices (MID) mit
Zweikomponenten-Mikrospritzguss (2K-Mikro-MID)
Stuttgart, 29.11.12
Leipzig, 29.11.12
(Bewilligungszeitraum: 01.11.2009 - 31.07.2012)
der AiF-Forschungsvereinigung
Hahn-Schickard-Gesellschaft
W. Eberhardt
G. Jüttner
Ort, Datum Name und Unterschrift des/der Projektleiter(s)
an der/den Forschungsstelle(n)

Inhaltsverzeichnis
1 Zusammenfassung .......................................................................................................... 3
2 Einleitung ......................................................................................................................... 4
1
2.1 Mikroformteilspritzgießen ..........................................................................................4
2.2 Zweikomponenten(2K)-Spritzgießtechnik .................................................................4
2.3 Umsetz-Indexverfahren für 2K-Mikroformteile ...........................................................4
2.4 2K-MID-Technologie .................................................................................................5
3 Aufgabenstellung und Projektstruktur .............................................................................. 7
4 Spezifikation Testbauteil 1 ............................................................................................... 8
4.1 Entwicklungsziele .....................................................................................................8
4.2 Formteilbeschreibung ...............................................................................................8
5 Vorbereitende Untersuchungen zum Spritzguss des Testbauteils ................................... 9
5.1 Voruntersuchungen zu Fließeigenschaften mit 1K-Mikrofließstabwerkzeug ..............9
5.2 Simulation Testbauteil ............................................................................................ 12
5.2.1 Theoretischer Vergleich der Funktionsweise der 2K-Simulation ................12
5.2.2 Theoretischer Softwarevergleich anhand des Testbauteils 1 .....................15
5.2.3 Vergleich der Simulation mit den Ergebnissen der Spritzgießversuche am
KuZ ...........................................................................................................16
5.2.4 Simulation der Spritzgießversuche mit SIGMASOFT® am HSG-IMAT ......18
5.3 Werkzeugkonzept und Formeinsätze für Mikrospritzgießanlage Battenfeld ............ 20
5.4 Werkzeugkonzept und Formeinsätze für 2K-Mikrospritzgießanlage formicaPlast ... 23
6 Technologische Untersuchungen zum Einfluss von Spritzparametern und Granulat ......24
6.1 Spritzgießversuche auf 2K-Mikrospritzgießanlage formicaPlast .............................. 24
6.1.1 Versuchsserien mit LCP Vectra E820i Pd / LCP Vectra E130i ..................24
6.1.2 Versuchsserien mit alternativen Formmassen ...........................................30
6.2 Spritzgießversuche auf Mikrospritzgießanlage Battenfeld ....................................... 33
7 Technologische Untersuchungen zum Einfluss von Spritzgießparametern und Granulat
auf die Metallbeschichtung und Drahtbonden .................................................................38
7.1 Vorversuche zur Optimierung der Vorbehandlung .................................................. 38
7.2 Untersuchungen zum Einfluss der Spritzgießparameter auf die Metallisierung
(Testbauteile HSG-IMAT) .................................................................................. 42
7.3 Untersuchungen zum Einfluss der Spritzgießparameter auf die Metallisierung
(Testbauteile KuZ) ............................................................................................ 45

8 Testbauteil 2 ...................................................................................................................58
9 Konzeption Musterbauteil ...............................................................................................62
2
9.1 Formteilfunktionen und –entwurf ............................................................................. 62
9.2 Formteilbeschreibung ............................................................................................. 63
10 Vorbereitende Untersuchungen zum Spritzguss der Musterbauteile ...............................65
10.1 Simulation des Musterbauteils ................................................................................ 65
10.2 Werkzeugkonzept und –fertigung ........................................................................... 67
10.3 Erprobung und Werkzeugänderungen .................................................................... 68
11 Untersuchungen zum Spritzguss des Musterbauteils......................................................70
12 Untersuchungen zur Metallbeschichtung und zum Drahtbonden der Musterbauteile ......73
13 Untersuchungen zur Zuverlässigkeit ...............................................................................78
14 Einfaches Kostenmodell .................................................................................................80
14.1 Kalkulationsbeispiel für Mikro-MID .......................................................................... 80
14.1.1 Einleitung ..................................................................................................80
14.1.2 Annahmen ................................................................................................80
14.1.3 Ergebnisse ................................................................................................82
14.1.4 Vergleich Laserdirektstrukturierung ...........................................................82
15 Leitfaden zu Möglichkeiten und Grenzen der Formteilgestaltung ....................................84
16 Ergebnistransfer .............................................................................................................87
17 Literatur ..........................................................................................................................88
18 Danksagung ...................................................................................................................89

1 Zusammenfassung
Im Vorhaben wurde untersucht, wie die neuen Möglichkeiten von Mikrospritzgießmaschinen
für die Herstellung von miniaturisierten 2K-MID genutzt werden können. Dabei wurde zum
einen auf das Index-Umsetzverfahren in Verbindung mit der schussgewichtsoptimierten 2K-
Mikrospritzgießmaschine formicaPlast und zum anderen auf das spezifische Umsetzverfahren
einer Mikrospritzgießmaschine Microsystems 50 von Battenfeld zurückgegriffen.
Für erste technologische Untersuchungen zum Spritzgießprozess wurden geeignete Testbauteile
mit Leiter- und Isolationsbreiten bis 200 µm entworfen. Bei der Werkzeugauslegung
für beide Spritzgießanlagen wurde darauf geachtet, dass die jeweiligen Formeinsätze sowohl
auf der formicaPlast 2K-Mikrospritzgießanlage am KuZ als auch auf der 1K- Mikrospritzgießanlage
am HSG-IMAT verwendet werden können. Für die Auslegung von Formteil und
Werkzeug wurden begleitende Füllsimulationen durchgeführt. Im Vorfeld wurde das Formfüllverhalten
von relevanten Thermoplasten mit einem 1K-Mikrofließstabwerkzeug untersucht.
Nach der Anfertigung der jeweiligen Spritzgießwerkzeuge für die Testbauteilfamilie
wurden umfangreiche technologische Untersuchungen zum Spritzgießprozess auf beiden
Mikrospritzgießanlagen durchgeführt. Die Spritzgießparameter wurden variiert, weiterhin
wurden unterschiedliche Granulatchargen der metallisierbaren Komponente untersucht. Neben
der bisher oft verwendeten Materialkombination LCP/LCP wurden auch alternative
Formmassen für die nicht metallisierbare Komponente getestet. Am vielversprechendsten
hat sich dabei die Materialkombination LCP/PPA gezeigt. Die spritzgegossenen Testbauteile
wurden dann umfangreichen technologischen Untersuchungen zur selektiven außenstromlosen
Metallisierung mit dem Schichtsystem Kupfer/Nickel/Gold zugeführt und anschließend
charakterisiert, wobei mikroskopische Verfahren wie Rasterelektronenmikroskopie und
Lichtmikroskopie sowie Querschliffe eingesetzt wurden. Weiterhin wurde die Haftfestigkeit
und Rauheit der abgeschiedenen Metallschichten charakterisiert. Es hat sich gezeigt, dass
die untersuchten Spritzgießparameter beider Mikrospritzgießanlagen sowie die untersuchten
verschiedenen Granulatchargen der metallisierbaren Komponente keine signifikanten Einflüsse
auf das Ergebnis der Metallbeschichtung haben. Nach Optimierung der Vorbehandlung
konnte auf allen Leiterbahnstrukturen eine homogene Metallbeschichtung erzielt werden.
Aufbauend auf den Erkenntnissen zum Spritzguss- und Metallisierungsprozess der Testbauteile
wurde gemeinsam mit dem projektbegleitenden Ausschuss ein anwendungsnahes Musterbauteil
entworfen. Bei der Auslegung des Musterbauteils wurde auf Füllsimulationen zurückgegriffen
und entsprechende Formeinsätze angefertigt. Anschließend wurden wiederum
umfangreiche technologische Untersuchungen zum Spritzguss- und Metallisierungsprozess
der Musterbauteile durchgeführt. Versuche zum Drahtbonden haben gezeigt, dass der Vorbehandlungsprozess
derart angepasst werden muss, so dass eine möglichst geringe Rauheit
bei noch akzeptabler Haftfestigkeit erreicht wird. Ein zu intensiver Ätzprozess führt zu
Oberflächentopographien mit Vertiefungen, die für den Drahtbondprozess kritisch sind. Weiterhin
wurden die Musterbauteile im Hinblick einer ersten Zuverlässigkeitsuntersuchung einem
Temperaturschocktest mit einer Online-Widerstandsmessung unterzogen, wobei keine
Bauteilausfälle zu verzeichnen waren. Abschließend wurden die Ergebnisse in einem Leitfaden
zusammengefasst.
Das Ziel des Vorhabens wurde erreicht.
3

2 Einleitung
Der Einsatz von Moulded Interconnect Devices (MID) als Systemträger für mikrosystemtechnische
und mechatronische Baugruppen gewinnt zunehmend an Bedeutung. Bereits einige
Zeit vor der Laser-MID-Technik war die Zweikomponenten-Spritzguss-MID-Technik (2K-MID-
Technik) bekannt. Die Vorteile der 2K-MID-Technik liegen in der höheren Gestaltungsfreiheit
der Bauteilgeometrie und in der noch kürzeren Prozesskette, wo nach dem Spritzgießen
direkt die Metallbeschichtung erfolgen kann. Es gibt allerdings auch Einschränkungen hinsichtlich
Kosten, Werkstoffauswahl, Werkzeugtechnik und durch konsequente Auslegung der
Prozesskette auf miniaturisierte MID kann die Fertigung kosteneffizienter und losgrößenflexibler
werden und zusätzlich feinere Leiterbahnstrukturen ermöglicht werden.
2.1 Mikroformteilspritzgießen
Die zentrale Herausforderung des Mikroformteilspritzgießens ist die kontrollierte und sehr
dynamische Füllung von Formteilvolumina deutlich unter 100 mm³. Im Kunststoff-Zentrum in
Leipzig (KuZ) wurde die Zweistufen-Kolbenspritzgießmaschine „formicaPlast“ mit dem Ziel
entwickelt, kleinste Schmelzemengen aufzubereiten und präzise einzuspritzen [1, 2, 3]. Dadurch
ist es möglich, das Schussvolumen gegenüber den bisher verfügbaren kommerziellen
Mikrospritzgießmaschinen um mindestens eine Größenordnung auf unter 10 mm³ zu reduzieren.
So können Mikroformteile, welche nur wenige mm³ Volumen haben, mit ausgewogenem
Anguss-Formteil-Verhältnis realisiert werden [1, 2]. Daraus ergeben sich direkte verfahrenstechnische
und ökonomische Vorteile.
2.2 Zweikomponenten(2K)-Spritzgießtechnik
Beim 2K-Spritzguss müssen Bereiche der Werkzeugkavität zwischen den beiden Spritzvorgängen
für die zweite Komponente freigemacht werden [4]. Dazu werden diverse Drehmechanismen
oder bewegliche Kerne angewandt. Alternativ kann das Formteil zwischen den
beiden Spritzvorgängen im Werkzeug oder zwischen zwei Maschinen umgesetzt werden.
Bezogen auf Mikroformteile ist es sinnvoll, ein ausgewogenes Anguss-Formteil-Verhältnis zu
wahren. Dies führt zu geringen Schussgewichten, welche wiederum kurze Angüsse von wenigen
Millimetern erfordern. Die klassische Anordnung mehrerer Spritzeinheiten um das
Werkzeug herum stellt für das 2K-Mikrospritzgießen keine optimale Lösung dar, weil eine
zusätzliche zweite Spritzeinheit nicht nah genug an das Formnest geführt werden kann. Der
Transfer zwischen zwei Maschinen ist wiederum bei den langen Wegen u. a. mit Positionierungsproblemen
verbunden [5].
2.3 Umsetz-Indexverfahren für 2K-Mikroformteile
Im KuZ wurde auf Basis der „formicaPlast“ ein Mikrospritzgießkonzept für Zweikomponententeile
(2K-Teile) entwickelt, welche die Vorteile des 2K-Spritzgießens mit relativ geringem
Aufwand für Mikroformteile zugänglich macht [6]. Die Lösung stellt eine Mischung aus der
bekannten Indextechnik mit rotierenden Werkzeugteilen und aus der Transfertechnik mit
parallel nebeneinander angeordneten Maschinen dar. Diese Maschinenanordnung ist nur bei
konsequent miniaturisierten Baugruppen, wie die formicaPlast sie besitzt, möglich. Diese
bietet wesentliche Vorteile beim 2K-Mikrospritzgießen, wie eine große Variantenvielfalt und
hohe Designfreiheit, kurze Zykluszeiten durch gleichzeitiges Spritzen von Vor- und Fertigspritzling,
verbunden mit einem ausgewogenen Anguss-Formteil-Verhältnis.
4

Am Formteil „Lichtleiter“ konnte die Funktionalität durch ein wohl bis dahin unerreichtes Gesamtschussgewicht
von 19 mg für ein 2K-Formteil demonstriert werden [6]. Weitere bereits
publizierte Formteile sind ein Optogehäuse für die Sensortechnik und ein Lupenchip für die
Blutanalyse [7] sowie ein 2K-Mikroprüfkörper [8]. Inzwischen ist die Lösung durch
Desma Tec, Achim unter der Bezeichnung „formicaPlast 2K“ in die Serie überführt worden.
2.4 2K-MID-Technologie
Bei der 2K-MID-Technologie werden in der Regel Kunststoffkombinationen eingesetzt, bei
denen eine Komponente kernkatalytisch ist und somit in einem außenstromlosen Metallisierungsprozess
selektiv und haftfest metallisiert werden kann, d.h. eine Komponente weist
unterschiedliches Verhalten gegenüber dem Vorbehandlungs- und Metallisierungsprozess
auf [9]. Durch eine geeignete chemische Vorbehandlung wird die Oberfläche der kernkatalytischen
Komponente selektiv aufgeraut und modifiziert. Die Aufrauung entsteht durch
Herauslösen der oberflächennahen Füllstoffe in der Kunststoffoberfläche, wodurch Kavernen
unterschiedlicher Geometrie erzeugt werden, welche eine gute mechanische Verankerung
der abzuscheidenden Metallschicht ermöglichen. Weiterhin werden dadurch Katalysatorkeime
für die außenstromlose Metallabscheidung freigelegt. Beim Einsatz des kernkatalytischen
Thermoplasten LCP Vectra E820i Pd als metallisierbare Komponente erfolgt die Vorbehandlung
durch Anätzen mit heißer Kalilauge. Danach werden in einem Neutralisations- und
Spülschritt Laugenreste sowie angelöste Kunststoffpartikel entfernt. Der Metallisierungsprozess
beginnt dann mit der außenstromlosen Abscheidung einer Kupferschicht. Aufbauend
darauf wird als Diffusionsbarriere chemisch Nickel und als Endschicht Tauchgold abgeschieden
[10,11].
Im Hinblick auf die Realisierung von MID-Komponenten im 2K-Spritzguss gibt es im Wesentlichen
zwei Möglichkeiten (Abb. 1). Zum einen (Methode 1) stehen die Leiterbahnen erhaben
auf dem Vorspritzling aus metallisierbarem Kunststoff und werden durch die zweite Komponente
durch Auffüllen der Zwischenräume aus nicht metallisierbarem Kunststoff (Isolierschicht)
voneinander getrennt. Zum anderen (Methode 2) enthält der Vorspritzling aus nicht
metallisierbarem Kunststoff die späteren Leiterbahnen in Form von Gräben, die in dem zweiten
Spritzvorgang mit metallisierbarem Kunststoff gefüllt werden.
Speziell für das Mikrospritzgießen, auch unter Einbeziehung der Erfahrungen dieses Projektes
können die charakteristischen Merkmale der beiden Methoden wie folgt zusammengefasst
werden: In der Praxis kommt die erste Methode wegen der höheren Flexibilität bei der
Leiterbahngestaltung häufiger zum Einsatz. Da die Leiterbahnen sich auf einem gemeinsamen
Grundkörper befinden, kann es bei dieser Methode bei unvollständigem Formschluss
beider Komponenten zu Unterwanderungseffekten im Metallisierungsprozess und somit zu
möglichen Kurzschlüssen kommen. Eine Unterwanderung ist hauptsächlich an den Grenzflächen
zwischen den beiden Komponenten und in den Bindenahtbereichen zu erwarten.
Aus Sicht der Spritzgießtechnologie ist die komplexe Strömungssituation mit vielfach aufgeteilten
Schmelzeströmen und entsprechend vielen Bindenähten in der Isolierschicht zu beachten.
Da die Fließquerschnitte im Vergleich zur Methode 2 i. d. R. groß sind, ist ein leichteres
Füllen bei geringeren Drücken möglich. Die Leiterbahnen werden als Gräben im Werkzeugeinsatz
strukturiert, sodass die für die Werkzeugeinsätze verfügbaren Mikrostrukturierungsverfahren
der Layoutgestaltung eine Grenze setzen. Die aktuell angestrebten Strukturbreiten
sind durch Mikrofräsen aber noch gut herstellbar.
5

Abb. 1: Varianten für die metallisierbare „Leiterbahnkomponente“
Bei der Methode 2 haben die Bahnen wegen des fehlenden gemeinsamen Untergrundes
keine Verbindungsstellen zueinander. So besteht nicht die Gefahr eines Kurzschlusses
durch Unterwanderungen beim Metallisierungsprozess. Die einzelnen Bahnen müssen aber
individuell verankert und angespritzt werden. Letzteres grenzt die Möglichkeiten beim Leiterbahnlayout
stark ein. Elemente zur Durchkontaktierung zweier Funktionsebenen mit beidseitig
offenen Bahnen sind aber gut machbar. Bei der Mikrostrukturierung der Formeinsätze
sind sehr geringe Leiterbahnbreiten, allerdings bei nach unten begrenztem Bahnabstand
realisierbar, da die Strukturen im Werkzeug erhaben sind. Als Folge der direkten Füllung der
filigranen Leiterbahnenquerschnitte ergeben sich bei dieser Methode beim Spritzgießen hohe
Drücke. Diese führen häufig zur Gratbildung an der zweiten Komponente und zur Deformation
der Grundkomponente.
6

3 Aufgabenstellung und Projektstruktur
Das Ziel des Vorhabens ist die Untersuchung der Mikrospritzgießtechnik für die Herstellung
von 2K-Mikro-MID. Dabei sollen die wichtigsten Aspekte der gesamten Produktionskette betrachtet
werden. Im Einzelnen werden vier Teilziele verfolgt:
7
• Untersuchung der Grenzen des Mikrospritzgusses für die Herstellung von 2K-Mikro-MID
• Untersuchung der Wechselwirkungen zwischen Spritzgießparametern, Materialchargen
des Kunststoffgranulats der metallisierbaren Komponente und selektiver chemischer
Metallbeschichtung der Leiterbahnen.
• Untersuchungen zur Zuverlässigkeit sowie zur Eignung der 2K-Mikro-MID für das
Drahtbonden
• Erarbeitung eines Leitfadens realisiert
Die Projektstruktur des Vorhabens ist in Abb. 2 schematisch dargestellt.
Testbauteile
- Leiterbahnbreite
- Leiterbahnabstand
- Leiterbahnen
angussnah/fern
Simulation
Formeinsätze
Abb. 2: Projektstruktur
Spritzgießen
- formicaPlast ↔ Battenfeld
- Granulatcharge
- Spritzparameter
- Charakterisierung
Formeinsätze
Musterbauteil
Spritzgießen
formicaPlast
Metallisierung
- Vorbehandlung
- Rauheit
- Haftfestigkeit
- Selektivität und Homogenität
Metallisierung und Charakterisierung
Drahtbonden und Zuverlässigkeit
Simulation

4 Spezifikation Testbauteil 1
4.1 Entwicklungsziele
Das Formteil für die Grundlagenuntersuchungen soll folgende Fragen in Bezug auf miniaturisierte
MIDs klären:
8
• Ausnutzung der Möglichkeiten des schussgewichtoptimierten Spritzgießens mit dem
formicaPlast-Prinzip
• Nutzung der Indextechnik für eine beidseitige Strukturierung
• Eignung für 2K-Mikrospritzgießanlage formicaPlast sowie für 1K-Mikrospritzgießanlage
Battenfeld
• Der Grundaufbau soll die Erprobung verschiedener Methoden zur Leiterbahnbildung
(Methode 1 und 2 aus dem vorigen Abschnitt) ermöglichen (s. später „Testbauteil 2“)
• Miniaturisierbarkeit der Strukturen (mögliche Leiterbahnbreite und -abstand (Pitch),
Durchmesser freistehender Kontaktstellen, Gestaltung von Durchbrüchen)
• Möglichkeiten zur Haftfestigkeitsprüfung der Metallisierung
• Eignung für verschiedene Formmassen
4.2 Formteilbeschreibung
Die Versuchsgeometrie ist mit zwei Formnestern (2-fach-Werkzeug) konzipiert, wobei nur ein
Nest für das 2K-Spritzgießen verwendet wird. Das zweite Nest dient zur Demonstration der
Skalierbarkeit des Verfahrens und zur Untersuchung der Abformung von Durchbrüchen.
Die beiden Formteile für die Grundlagenuntersuchungen „Testbauteil 1“ und „Testbauteil 2“
(Abb. 3) haben einen gemeinsamen Grundkörper mit zwei gegenüber liegenden ebenen Flächen
(8 x 5 mm²). Davon ist auf der Frontseite eine rechteckige Fläche von 4,2 x 7,2 mm²,
auf der Rückseite eine beschnittene Kreisfläche von Ø6 mm strukturierbar.
Abb. 3: Das Formteil „Testbauteil 1“ für die Voruntersuchungen. Links sind jeweils die
Komponenten getrennt dargestellt, rechts Front- und Rückseite mit charakteristischen
Maßen
Die Strukturen des Formteils „Testbauteil 1“ (Abb. 3) dienen zur Untersuchung der Strukturierungsmöglichkeiten
für die „Methode 1“ (erhabene Leiterbahnen in Verbindung mit einer
Isolierschicht). Dazu sind auf der Frontseite Leiterbahnstrukturen mit Breiten von 0,2, 0,25
und 0,3 mm verschiedener Länge sowie Kontaktstellen in Form von Kreiszylindern zwischen

Ø0,2 und Ø0,6 mm untergebracht. Auf der Rückseite dominiert eine Kreisfläche mit Ø3 mm
für die Haftungsuntersuchung der Metallschicht mittels Stirnabzugtest.
Die Grundkörper der Formteile werden durch einen Tunnelanschnitt angespritzt (Abb. 4,
links). Somit wird der Anguss nach dem ersten Spritzvorgang bei dem Öffnen des Werkzeuges
abgetrennt und ausgeworfen. Die zweite Komponente hat eine rechteckige Direktanbindung
an der frontseitigen Strukturfläche (Abb. 4, rechts) und verbleibt nach der Entformung
am Formteil. Über Durchbrüche im Grundkörper gelangt die Schmelze auf die Rückseite des
Formteils. Dadurch ist eine mechanische Verankerung der zweiten Komponente immer gegeben.
Abb. 4: Spritzreihenfolge am Beispiel des Formteils „Testbauteil 1“ mit Angabe der Formteil-
und Angussvolumina
5 Vorbereitende Untersuchungen zum Spritzguss des Testbauteils
5.1 Voruntersuchungen zu Fließeigenschaften mit 1K-Mikrofließstabwerkzeug
Mit Hilfe eines Mikrofließstabes werden die Fließeigenschaften der Formmassen unter den
instationären Bedingungen des Spritzgießprozesses an der Mikrospritzgießmaschine
formicaPlast am KuZ untersucht. Dabei soll erstens geklärt werden, welcher Einfluss der
Füllstoff (LCP Vectra E130i vs. LCP Vectra E820i Pd) und zweitens der Herstellprozess (verschiedene
Chargen der LCP Vectra E820i Pd) zeigt. Dazu werden Massetemperatur TM
(330°C, 340°C), Werkzeugtemperatur TWz (80°C, 120°C) und Wanddicke des Fließstabes d
(0,2 mm, 0,3 mm) praxisgerecht variiert. Die verwendete Modellgeometrie besitzt eine Fließweglänge
von 47 mm und eine Kanalbreite von 1,5 mm (Abb. 5).
Anhand der Darstellung in Abb. 5 wird die Genauigkeit deutlich, die der folgenden Auswertung
zu Grunde gelegt werden kann. Sie zeigt den Werkzeuginnendruckverlauf einer kompletten
Formfüllstudie für den Mikrofließstab mit 6 Versuchspunkten, die durch die Variation
des Einspritzweges entstehen. Da für jeden Versuchspunkt jeweils fünf aufeinander folgende
Spritzzyklen realisiert werden, wird für eine anschauliche Darstellung jeweils eine geglättete
Mittelwertskurve (Abb. 5 links) anstatt der fünf separaten Kurven abgebildet (Abb. 5 rechts).
Die Druckkurven jeder Versuchsreihe sind bis auf den jeweils letzten Abschnitt in der Ab-
9

kühlphase nahezu identisch. Außerdem liegen die Spitzenwerte aller Druckkurven eindeutig
auf einer gemeinsamen, aufsteigenden Kurve.
Abb. 5: Links: Werkzeuginnendruckverläufe für 6 verschiedene Umschaltpunkte sU
(� Fließweglängen) einer kompletten Versuchsreihe, rechts oben: Mikrofließstabgeometrie,
rechts unten: blaue Mittelwertkurve aus den fünf grauen Kurven
der Versuchsreihe mit sU = 20,0 mm
Zur Untersuchung der Fließeigenschaften mit dem Fließstab werden zwei Vorgehensweisen
praktiziert. Bei der ersten Untersuchungsmethode werden mit vorgegebenen Einspritzgeschwindigkeiten
(zwischen 20 und 200 mm/s) und bei einer festen Druckbegrenzung Fließstäbe
gespritzt. Längere Fließstäbe als Ergebnis deuten auf bessere Fließeigenschaften hin
(Abb. 6).
Bei der zweiten Methode werden durch Verstellung des Umschaltpunktes verschiedene Füllgrade
realisiert und dabei im Angussbereich der Werkzeuginnendruck gemessen. In diesem
Fall ist ein geringerer Druckbedarf bei gleichem Füllgrad mit besseren Fließeigenschaften
gleichbedeutend. Der Versuchspunkt mit den hohen Schmelze- und Werkzeugtemperaturen
kann mit dem VectraE820i Pd nicht durchgeführt werden, da hier das Formteil düsenseitig
stecken bleibt und beim anschließenden manuellen Entformen zerstört wird.
10

Abb. 6: Geschwindigkeitsabhängige Fließweglänge
Abb. 7: Fließwegabhängiger Druckbedarf
11

Abb. 8: Untersuchung des Einflusses der Chargenschwankungen von VectraE820i Pd
Beide Untersuchungsmethoden (Abb. 6, Abb. 7) weisen nach, dass die Formmasse LCP
Vectra E130i bessere Fließeigenschaften im gesamten untersuchten Verarbeitungsfenster
besitzt.
Wie schon vermutet, zeigt sich bei beiden Kunststoffen für die Versuchspunkte mit Wanddicke
von 0,2 mm ein höherer Druckbedarf für die Formfüllung als bei 0,3 mm Wanddicke. Der
durch die geringere Wanddicke kleiner werdende Fließquerschnitt der Schmelze führt zur
schnelleren Erstarrung. Das Erstarren der Fließfront zeigt sich am Fließstab in Form eines
angussnahen Grates.
Eine Veränderung der Fließeigenschaften durch Chargenschwankungen, die durch unterschiedliche
Granulatkorngrößen mit entsprechender Verteilung des Füllstoffes charakterisiert
sind, konnte dagegen mit keiner der beiden Methoden gefunden werden (Abb. 8).
5.2 Simulation Testbauteil
5.2.1 Theoretischer Vergleich der Funktionsweise der 2K-Simulation
Zur Darstellung wie praxisnah sich die Formfüllung beim Mehrkomponenten-Spritzgießen
simulieren lässt, wurde eine 2K-Testgeometrie (Abb. 9, oben links) generiert. Für beide
Komponenten kommt das LCP VectraE130i zum Einsatz. Nach Implementierung der wichtigsten
maschinentypischen Parameter erfolgt die Simulation der Formfüllung mit den beiden
Simulationsprogrammen Autodesk Moldflow 2012 und Cadmould im KuZ.
Die erste Komponente bei der in Abb. 9 dargestellten 2K-Testgeometrie ist grau schattiert.
Für die zweite Komponente ist die Formfüllung mit fortschreitender Fließfront in Form von
farblich veränderten Fließlinien visualisiert. Der schwarze Punkt beschreibt die Position über
12

die Dicke, an der die zur Auswertung benötigten Daten wie Temperatur, Geschwindigkeit
und Scherrate über die Formteildicke entnommen werden.
Abb. 9 zeigt ebenfalls die Simulationsergebnisse beider Simulationsprogramme in der
1K(Stahl/Stahl)- und 2K(Kunststoff/Stahl)- Grenzfläche. Bei beiden Programmen lässt sich
für die 2K-Variante die isolierende Wirkung der 1. Komponente erkennen. Durch den Kontakt
mit dem Kunststoff kann die Schmelze immer noch fließen, was sich ganz deutlich an der
noch vorhandenen Fließgeschwindigkeit der Schmelze im Randbereich des Formteiles gegen
Ende des Einspritzens deutlich macht. Indessen ist bei der 1K-Variante ein typisches
Geschwindigkeitsprofil während des Formfüllvorganges vorzufinden.
Abb. 9: Darstellung der berechneten Geschwindigkeit über die Dicke der zweiten Komponente
der 2K-Testgeometrie unter Verwendung von Cadmould und Autodesk
Moldflow 2012
13

Abb. 10: Vergleich der Simulationsergebnisse der zwei Versionen Autodesk Moldflow
2011 und 2012 für die Geschwindigkeit der Schmelze während des Formfüllvorganges
über die Wanddicke der zweiten Komponente
Widersprüche zeigen sich zu Beginn der Untersuchung bei der 2K-Simulation mit der Version
Autodesk Moldflow 2011 (Abb. 10). Das Material erstarrt laut Simulation an der Kunststoffwandung
schneller, als an der Werkzeugwand aus Stahl. Theoretisch ist jedoch an der
Stahlwandung eine schnellere Erstarrung infolge geringerer Kontakttemperatur zu erwarten.
Auch die Variation der Wärmeübergangskoeffizienten bringt keine qualitative Änderung. Mit
der Version Autodesk Moldflow 2012 ändern sich die Verhältnisse (Abb. 10) und stimmen
dadurch mit den theoretischen Überlegungen überein.
14

5.2.2 Theoretischer Softwarevergleich anhand des Testbauteils 1
Der Einsatz der Simulation mit dem Formteil „GL1“ dient in diesem Fall nicht der Vorhersage
und wird nicht zur Unterstützung der Formteilauslegung verwendet, sondern soll den Stand
der Simulationstechnik am Beispiel eines komplexen Anwendungsfalles punktuell prüfen. Die
Komplexität ergibt sich aus den kleinen Dimensionen (Kanalquerschnitte und Wandstärken),
der komplexen Strömungssituation mit zahlreichen Fließhindernissen sowie aus dem zweiten
Spritzvorgang, bei dem die Kanalwand teils aus Kunststoff und teils aus Stahl besteht.
Abb. 11: Vergleich der Simulationsergebnisse von Autodesk Moldflow 2012 und
Cadmould über die Entstehung von Bindenähten (KuZ)
Die Simulationsserie, deren wichtigsten Ergebnisse in Abb. 11 zusammengefasst sind, zeigt
einen Vergleich zwischen den Programmen Autodesk Moldflow 2012 und Cadmould. Die
Ergebnisse werden anhand der resultierenden Bindenahtlage beurteilt. So haben die Werkzeugtemperaturen
bei beiden Programmen keinen nennenswerten Einfluss. Der Parameter
Einspritzgeschwindigkeit verschiebt dagegen die Bindenahtlage deutlich, wobei mit Ausnahme
der sehr langsamen Einspritzgeschwindigkeiten die Ergebnisse der beiden Programme
sehr ähnlich ausfallen.
15

5.2.3 Vergleich der Simulation mit den Ergebnissen der Spritzgießversuche am
KuZ
Die zweite Simulationsserie vergleicht die Ergebnisse einer praktischen Füllstudie, bei der
die Füllstufen durch die Veränderung des Umschaltpunktes entstehen, mit den Simulationsergebnissen
von Autodesk Moldflow und Moldex3D.
Abb. 12: Ausschnitt aus dem sequentiellen Vergleich der Simulationsergebnisse von
Autodesk Moldflow (Mitte) und Moldex3D (unten) mit den praktisch durchgeführten
Füllstudien mit einer Einspritzgeschwindigkeit von 20 mm/s
16

Ausgewählte Ergebnisse für 2 verschiedene Einspritzgeschwindigkeiten sind in Abb. 96 und
Abb. 97 dargestellt. Der signifikante Einfluss der Einspritzgeschwindigkeit bei den Simulationsergebnissen
bestätigt sich auch beim Vergleich mit der Füllstudie des Formteiles GL1.
Aufgrund des geringen Einspritzdruckes bei 20 mm/s stagniert die Schmelze schon beim
Erreichen der Leiterbahnen und fließt dann aus dem breiteren Bereich im Inneren des Formteiles
nach außen. Bei höheren Geschwindigkeiten erstarrt die Schmelze in diesen engen
Leiterbahnbereichen nicht. Hier zeigt sich im Widerspruch zu den praktischen Füllstudien die
Besonderheit, dass die äußeren Bahnen langsamer gefüllt werden, betrachtet man nur die
oberen Leiterbahnen in der links dargestellten Draufsicht.
Abb. 13: Ausschnitt aus dem sequentiellen Vergleich der Simulationsergebnisse von
Autodesk Moldflow (Mitte) und Moldex3D (unten) mit den praktisch durchgeführten
Füllstudien mit einer Einspritzgeschwindigkeit von 220 mm/s
17

5.2.4 Simulation der Spritzgießversuche mit SIGMASOFT® am HSG-IMAT
Um Aussagen zum Füllverhalten, der Bildung von Lunkern und Bindenähten sowie der Faserorientierung
über das Testbauteil zu erhalten, wurde am HSG-IMAT eine 2K-Spritzgusssimulation
mit dem Programm SIGMASOFT ® durchgeführt. Die Komponente K1 besteht aus
zwei Formnestern, davon ist ein Formnest für ein Dummy-Formteil ohne Leiterbahnstruktur
und ein Formnest für ein Formteil mit Leiterbahnstruktur ausgeformt. Bei der Komponente K2
wird der Bereich zwischen den Leiterbahnen gefüllt (Abb. 14).
Abb. 14: Komponente K1 (links), Komponente K2 (rechts)
Bei der 2K-Spritzgießsimulation wurden für die Komponente K1 (metallisierbare Komponente)
die Materialdaten des Thermoplasten LCP Vectra E820i Pd und für die Komponente K2
(nicht metallisierbare Komponente) die Materialdaten des Thermoplasten LCP Vectra E130i
verwendet. Für die Spritzgießsimulation wurden jeweils die Massetemperatur der Schmelze
mit 340°C und die Werkzeugtemperatur mit 100°C gemäß Herstellerempfehlung gewählt. Die
Umlagerungszeit der Komponente K1 in die Kavität des Formnests der Komponente K2 wurde
für eine Drehtellervorrichtung mit 2 s gewählt. Beim Füllverhalten von K1 zeigte sich eine
Quellströmung, die zu einer homogenen Füllung der Kavität führt (Abb. 15).
Abb. 15: Füllverhalten von K1
Die Auswertung der 2K-Spritzgusssimulation hinsichtlich der Bindenahtbildung der Komponente
K1 zeigt, dass sich die Bindenähte nicht im Bereich der Leiterbahnen bilden und somit
für die Metallisierung der Testbauteile unkritisch sein sollten (Abb. 16). Die Faserorientierung
18
Dummy-
Bauteil
K1 des
Testbauteils
K2 des
Testbauteils

der Komponente K1 zeigen keine signifikanten Schwachstellen des Materials durch die Bindenähte.
Abb. 16: Darstellung der berechneten Faserorientierung und Bindenähte der Vorder- und
Rückseite von K1
Die Auswertung der 2K-Spritzgusssimulation hinsichtlich der Bindenahtbildung und der Faserorientierung
der Komponente K2 zeigt, dass insbesondere die Bindenähte im rotmarkierten
Bereich (Abb. 17) zu einer Verringerung der mechanischen Festigkeit führen können.
Abb. 17: Darstellung der berechneten Faserorientierung und Bindenähte der Vorder- und
Rückseite von K2
19

5.3 Werkzeugkonzept und Formeinsätze für Mikrospritzgießanlage Battenfeld
Für das Testbauteil 1 wurde ein Werkzeugkonzept für die 1K-Mikrospritzgießanalage am
HSG-IMAT erarbeitet. Bei der Erstellung des Werkzeugkonzeptes wurde darauf geachtet,
dass die Formeinsätze sowohl auf der formicaPlast 2K-Mikrospritzgießanlage am KuZ als
auch auf der 1K- Mikrospritzgießanlage am HSG-IMAT verwendet werden können.
Bei der 1K-Mikrospritzgießanlage am HSG-IMAT handelt es sich um eine Battenfeld
Microsystem 50 (Abb. 18). Die Plastifizierung der Schmelze erfolgt mit einer
Extruderschnecke mit einem Durchmesser von 14 mm und das Einspritzen der Schmelze in
die Kavität erfolgt durch einen Einspritzkolben mit einem Durchmesser von 5 mm. Mit dieser
Plastifizier- und Einspritzeinheit können Schussgewichte von 1 – 1000 mg realisiert werden.
20
Düse
Angußverteiler
Spritzling
Dosierhülse mit Druckmesskolben
Werkzeug Maschine
Extruderschnecke
Η 14mm
Sperrventil
Heizung
EinspritzkolbenΗ
5mm
Abb. 18: Battenfeld Microsystem 50 am HSG-IMAT (links), Darstellung der Plastifizier- und
Einspritzeinheit (rechts)
Die Battenfeld Microsystem 50 ist vom Aufbau her nur für 1K-Spritzguss geeignet. Für die
Herstellung der 2K-Testbauteile muss deshalb auf die Umsetztechnik zurück gegriffen werden.
Bei der Umsetztechnik wird die spritzgegossene 1. Komponente mit Hilfe eines
Handlinggeräts in die Kavität für die 2. Komponente eingelegt und anschließend umspritzt.
Bei der Firma Mikrotechnik Freudenreich wird dies über die Verkopplung von zwei Battenfeld
Microsystem 50 Maschinen durch Drehteller und Handlingsystem realisiert. Im Rahmen des
Projektes wurde am HSG-IMAT folgender Prozessablauf durchgeführt:
- Spritzguss einer ausreichenden Anzahl von Komponente K1
- Werkzeug- und Materialwechsel auf K2
- Einlegen von Komponente K1 in Werkzeug K2
- Umspritzen von Komponente K1 mit K2
Im Vergleich zur 2K-Spritzgusstechnik am KuZ werden die Komponenten chargenweise gefertigt.
Das Einlegen der Komponente K1 in das Werkzeug K2 ist aufwändiger zu realisieren.
Durch die Umsetztechnik wird die bereits erkaltete Komponente K1 in das Spritzgusswerkzeug
eingelegt. Allerdings ist für diesen Prozessablauf nur ein Spritzaggregat erforderlich
und man besitzt eine größere Geometriefreiheit bei der Auslegung der Bauteile.
Die Rahmenbedingungen für das Werkzeugkonzept werden zum einen durch die Verwendbarkeit
der Formeinsätze auf den beiden Spritzgussmaschinen am KuZ und am HSG-IMAT
sowie der spezifischen Anforderungen durch die Battenfeld Microsystem 50 wie folgt gegeben:

21
- Formeinsätze auf der Düsen- und Auswerferseite bei KuZ und HSG-IMAT identisch
- Konstruktion von jeweils einer Aufnahme für die Formeinsätze K1 und K2
- Auswerferpaket maschinenspezifisch
- Änderung des Angusses zur Anbindung der Formeinsätze an Battenfeld
- 3 Platten-Werkzeug zur Abtrennung des Battenfeld spezifischen Angusses
- Pneumatikzylinder für die Bewegung der dritten Platte
Abb. 19 zeigt den 1. und 2. Schuss des 2K-Testbauteils mit dem Battenfeld spezifischen
Anguss, der beim Auswurf durch das 3-Plattenwerkzeug abgetrennt werden soll.
Abb. 19: 1. Schuss des 2K-Testbauteils (links), 2. Schuss des 2K-Testbauteils (rechts)
Die Auslegung des 2K-Testbauteils und die genannten Anforderungen führten zur Konstruktion
eines Stammwerkzeuges für die Battenfeld Microsystem 50 (Abb. 20).
Abb. 20: Konstruktion des 3-Platten Stammwerkzeuges für die Battenfeld Microsystem 50

In Abb. 21 sind die wechselbaren gemeinsamen Formeinsätze der Werkzeuge von KuZ und
HSG-IMAT rot markiert. Die Trennebene des Testbauteils ist identisch wie beim Werkzeug
des KuZ angeordnet. Bedingt durch das 3-Platten Spritzgusswerkzeug dient die zweite
Trennebene dazu den Battenfeld spezifischen Anguss abzutrennen.
Abb. 21: Querschnitt des Stammwerkzeuges für die Battenfeld Microsystem 50
Die Umsetztechnik, d.h. das Einlegen der Komponente K1 in die Form K2, soll über eine
Vorrichtung erfolgen (Abb. 22). Dazu wird die Komponente K1 mittels Vakuum-Ansaugung
auf der Vorrichtung positioniert und in die Form K2 eingelegt. Zur Positionierung der Vorrichtung
in der Form K2 dienen Auffädel-Stifte. Nach dem Spritzgussvorgang wird das
umspritzte Testbauteil mit derselben Vorrichtung entnommen. Dieser Vorgang kann grundsätzlich
manuell oder automatisiert erfolgen.
Abb. 22: Schematische Darstellung zur Umsetzung der 2K-Testbauteile (links), Vorrichtung
zur Umsetzung der 2K-Testbauteile (rechts)
Die Kavitäten für das Testbauteil wurden mittels Mikrofräsen angefertigt (Abb. 23). Das 3-
Plattenwerkzeug für die Battenfeld Microsystem 50 wurde am HSG-IMAT angefertigt und
abgemustert.
22

Abb. 23: Formeinsatz Komponente K1 mit gefräster Mikrostruktur
5.4 Werkzeugkonzept und Formeinsätze für 2K-Mikrospritzgießanlage
formicaPlast
Funktion: Im ersten Spritzvorgang wird der mikrostrukturierte Grundkörper hergestellt. Dieser
Vorspritzling wird gemeinsam mit dem auswerferseitigen Einsatz in die zweite Spritzposition
geschwenkt. Dabei wird das Formteil im Einsatz nur partiell gehalten. So wird es möglich,
neben der üblichen düsenseitigen 2K-Struktur auch eine auswerferseitige 2K-Struktur zu
realisieren. Damit werden für die Formteile die erweiterten Möglichkeiten des Indexprinzips
zur beidseitigen Strukturierung ausgenutzt.
Aufbau: Als Werkzeug-Grundaufbau wird ein formicaPlast-2K-Stammwerkzeug verwendet.
So erfordert das Formteil „Testbauteil 1“ nur folgende formteilspezifische Teile, die neu gefertigt
werden: Werkzeugeinsätze (4 St.), Konturkerne (4 St.), Zwischenplatten (2 St.), Auswerfer-Klemmplatten
(2 St.) und Auswerfer (9 St.). Um das weitere Formteil „GL2“ zu realisieren,
sind darüber hinaus lediglich 2 neue Teile notwendig: ein düsenseitiger Werkzeugeinsatz
und ein auswerferseitiger Konturkern. (Abb. 24)
Abb. 24: Werkzeugkonzept. Links die auswerferseitige Werkzeughälfte mit der Aushub-
und Dreheinheit, rechts die projektspezifischen Komponenten mit dem Indexarm
23

Mikrostrukturbildung: Die frontseitige Strukturierung der jeweils ersten Komponente erfolgt
durch den düsenseitigen Einsatz, die rückseitige durch einen strukturierten Stift im
auswerferseitigen Einsatz. Die Einsätze der zweiten Komponente sind unstrukturiert und
werden bei den Teilen der Grundlagenuntersuchungen nicht getauscht (Abb. 25). Um eine
neue Struktur zu testen, muss lediglich der düsenseitige Einsatz und ein auswerferseitiger
Konturstift getauscht werden (Kap. 8).
Abb. 25: Mikrostrukturierung durch 2K-Spritzguss. Die Elemente der ersten (Mitte) und
zweiten (links) Komponente. Rechts die auswerferseitigen Konturstifte mit Einsatz,
der die Vorspritzlinge in die zweite Spritzposition umsetzt.
Erprobung: Das hier beschriebene Werkzeugkonzept hat sich für die Voruntersuchungen
optimal bewährt. Umsetzmechanismus, Zentrierungen und Konturen zeigen nach mehreren
längeren Serien mit je über 30 000 Schuss keinerlei Verschleißerscheinungen. Formteil- und
Werkzeugkonzept erlauben ein großes Verarbeitungsfenster und eine breite Palette an
Formmassen.
6 Technologische Untersuchungen zum Einfluss von Spritzparametern
und Granulat
6.1 Spritzgießversuche auf 2K-Mikrospritzgießanlage formicaPlast
6.1.1 Versuchsserien mit LCP Vectra E820i Pd / LCP Vectra E130i
6.1.1.1 Ziele
Bei der Musterung werden die Formteile „Testbauteil 1“ und „Testbauteil 2“ zunächst für eine
schnellere visuelle Beurteilung mit LCP Vectra E130i schwarz als nicht metallisierbare Komponente
gefertigt, bevor die für den Metallisierungsprozess gedachten Serien aus LCP
24

Vectra E130i natur hergestellt werden. Die umfangreichen Versuchsserien mit dem Formteil
„Testbauteil 1“ dienen primär der Bereitstellung von unterschiedlich hergestellten Formteilen
für die Metallisierung.
6.1.1.2 Technologische Einstellungen
Die Einstellstrategie für die Temperaturen orientiert sich an den Herstellervorgaben (TM= 335
… 345°°C; TWZ = 80 … 120 °C). Es zeigt sich, dass an dem Vorspritzling schon bei einer
geringeren Massetemperatur von 330 °C alle Mikrostrukturen scharfkantig abformbar sind.
Bei niedrigeren Einspritzgeschwindigkeiten und Werkzeugtemperaturen wird die Anzahl der
Teile mit ungefüllten Mikrostrukturen (Zylinder Ø 0,2 und 0,3) erwartungsgemäß höher.
Abb. 26: Einspritzgeschwindigkeitsprofile für Komponente 1 und 2
Höhere Einspritzgeschwindigkeiten zeigen eine stabilere Mikrostrukturfüllung. Bei zu hohen
Einspritzgeschwindigkeiten ist die Gratbildung bei großer Streuung nicht beherrschbar. Daher
werden für die Versuchserien die Massetemperaturen höher eingestellt und konstant
gehalten (Düse: 350 °C, Spritzzylinder 340°C, Vorplastifizierung 330 °C als TM= 340 °C bezeichnet),
und mit moderaten, aber immer noch hohen Einspritzgeschwindigkeiten (Abb. 26
oben) kombiniert. So steht ein breites Fenster für die Werkzeugtemperatur von 80 – 120 °C
zur Verfügung, welche gekoppelt an die zweite Komponente bei dem Versuchsplan für die
zweite Komponente voll ausgenutzt wird.
Unter der Voraussetzung des Werkzeugtemperaturbereiches von 80 – 120 °C ergibt sich für
die zweite Komponente eine breite Palette von nutzbaren Einspritzprofilen mit Maximalgeschwindigkeiten
zwischen 100 und 240 mm/s (Abb. 26 unten).
Der Versuchsplan für die 2K-Formteile (Abb. 27) kombiniert 4 Materialchargen der ersten
(metallisierbaren) Komponente mit 3 Geschwindigkeitsprofilen für die zweite Komponente
25

und mit 3 gemeinsamen Werkzeugtemperaturen der ersten und zweiten Komponente. Das
Geschwindigkeitsprofil für die erste Komponente und die Massetemperaturen für beide
Komponenten werden nicht variiert. Die Teile werden bei vollautomatischem Zyklus nach
einer ausreichenden Einlaufphase entnommen.
Abb. 27: Versuchsplan für die 2K-Formteile
6.1.1.3 Ergebnisse
Es zeigt sich schon in den Vorversuchen für die Versuchsplanung, dass mit der Materialkombination
LCP Vectra E 820i Pd / LCP Vectra E130i ein sehr breites Verarbeitungsfenster
realisierbar ist. Es zeigt sich aber auch, dass trotz der Breite des Verarbeitungsfensters die
Morphologie – hier speziell der Faseranteil in der Randschicht der ersten Komponente –
nicht beeinflusst werden kann. Ein signifikanter Einfluss unterschiedlicher Materialchargen
lässt sich weder an den Prozessgrößen noch an den Formteileigenschaften erkennen.
An der Topografie der Oberflächen sind dagegen die Einflüsse der Spritzgießtechnologie
festzustellen. Die Oberflächen werden durch einen Linienscan berührungslos (FRT Mikro-
Prof, mit chromatischem Weißlichtsensor, max. z-Auflösung 3 nm, lat. Auflösung 2 µm, z-
Messbereich 0,3 mm) charakterisiert. In Abb. 28 sind die Messstelle und ein beispielhaftes
Messergebnis dargestellt. Im Diagramm ist neben der gemessenen Höheninformation auch
die Soll-Struktur der ersten Komponente symbolisch (d. h. nur die Grenzmarkierungen zwischen
den beiden Komponenten sind relevant) zu sehen. Die Höhenprofile werden auf die
Randbereiche der Proben ausgerichtet. Sie charakterisieren zuverlässig die Einfallstellen
und Unebenheiten, die Rauheit (hochfrequente Schwingung) ist dagegen nur tendenziell
auswertbar. An den Höhenprofilen sind auch die Grenzen zwischen den beiden Kunststoffkomponenten
als Gräben erkennbar. Da die Messmethode steile Flanken nicht zuverlässig
26

messen kann, kann nur der Ort, nicht aber die Tiefe und Breite der Gräben ausgewertet werden.
Abb. 28: Profilschnitt mit Messstelle (links) und Ergebnis (rechts) der Topografiemessung
Die Ergebnisse zeigen, dass die Einspritzgeschwindigkeit die Ausbildung der Einfallstellen
und Stufungen der Oberfläche nicht beeinflusst (s. Abb. 29 für die TWz = 100°C und Charge
Nr. 1). Für die Charge Nr. 4 ist keine Änderung gegenüber Charge 1 erkennbar (ohne Abb.).
Auch die Werkzeugtemperatur zeigt in Verbindung mit hohen Einspritzgeschwindigkeiten
keinen signifikanten Einfluss auf die Einfallstellen und Stufung der Oberfläche (Abb. 30). Es
deutet sich bloß eine leichte Tendenz zu größeren Einfallstellen bei hohen Werkzeugtemperaturen
an. Auch in diesem Fall ist kein Chargeneinfluss erkennbar (gemessen Ch1 und 4,
ohne Abbildung). Bei niedrigen Einspritzgeschwindigkeiten kann für zwei untersuchten Chargen
ein Einfluss der Werkzeugtemperatur detektiert werden: Die Einfallstelle in der Mitte wird
mit zunehmender Werkzeugtemperatur tiefer (Abb. 31: Charge 1 und Abb. 32: Charge 4).
27

Abb. 29: Oberfläche des Formteils „Testbauteil 1“ in Abhängigkeit von der Einspritzgeschwindigkeit
(Profilschnitte von je 3 Formteilen)
Abb. 30: Oberfläche des Formteils „Testbauteil 1“ in Abhängigkeit von der Werkzeugtemperatur
bei hohen Einspritzgeschwindigkeiten (Profilschnitte von je 3 Formteilen)
28

Abb. 31: Oberfläche des Formteils „Testbauteil 1“ in Abhängigkeit von der Werkzeugtemperatur
bei niedrigen Einspritzgeschwindigkeiten für die Materialcharge 1 (Profilschnitte
von je 3 Formteilen)
Abb. 32: Oberfläche des Formteils „Testbauteil 1“ in Abhängigkeit von der Werkzeugtemperatur
bei niedrigen Einspritzgeschwindigkeiten für die Materialcharge 4 (Profilschnitte
von je 3 Formteilen)
29

6.1.2 Versuchsserien mit alternativen Formmassen
6.1.2.1 Materialpalette und Spritzgießpraxis
Eine Versuchsserie mit alternativen Formmassen für die 2. Komponente zeigt sehr vielversprechende
Resultate (Abb. 33). Dabei kommen nur für Reflow-Löten geeignete Hochtemperaturwerkstoffe
zum Einsatz. Die Materialien PPA Grivory HTV-4X1-natur, PPA Grivory HTM-
4H1-schwarz und PPE Noryl GFN 1720 Resin zeigen eine noch bessere Verarbeitbarkeit,
als die an sich schon sehr gut geeigneten LCP Vectra E-Typen. Lediglich die Formmasse
PPS Fortron erscheint wegen des engen Verarbeitungsfensters und des hohen Druckbedarfs
weniger für die gewählte Anwendung geeignet zu sein.
Alle gefertigten Formteile werden dem Metallisierungsprozess zugeführt, um – unter anderem
– Rückschlüsse zur Spritzgießtechnologie zu ziehen.
Abb. 33: „Testbauteil 1“ mit verschiedenen Formmassen für die 2. Komponente. Von Links
nach rechts: ohne, E130i schwarz, E130i natur, PPA Grivory natur, PPA Grivory
schwarz, PPE Noryl und PPS Fortron
6.1.2.2 Topografie der Leiterbahnstruktur
Die Diagramme in diesem Abschnitt, teilweise untermauert mit REM-Aufnahmen, zeigen
ausgewählte Phänomene im Zusammenhang mit verschiedenen Materialkombinationen. Die
Oberflächen werden analog zu Ergebnissen in Kap 6.1.1.3 charakterisiert (FRT MikroProf, z-
Messbereich 0,3 mm). Abb. 34 zeigt typische Effekte, die bei LCP beobachtet werden. Stabile,
geschlossene Strukturen sind bei der Materialkombination LCP E820i Pd / LCP E820i
natur zu beobachten. Ausbildung von Gräben tritt häufiger bei der Materialkombination LCP
E820i Pd / LCP E130i natur auf, wobei der hier dargestellte Scan für V3 besonders ausgeprägt
ist (s. auch REM-Bild in Abb. 35 Mitte). Die zweite Komponente kann im Vergleich zu
ersten Komponente sowohl leicht einfallen (Abb. 34, LCP E840 LDS / LCP E130i nat), oder
sich erhaben zeigen (Abb. 34, LCP E130i nat / LCP E130i sw). Ersteres ist visuell nicht
wahrnehmbar (ohne Bild), letzteres ist an den verengten Leiterbahnen gut erkennbar (Abb.
35, oben).
Die Oberflächenscans für die Alternativmaterialien bestätigen die oben geschilderten Erfahrungen.
Die PPA- und PPE-Typen haben geringe Einfallstellen und sehr gut bis exzellent
geschlossene Oberflächen (Abb. 36 und Abb. 35 unten). Die schwere Verarbeitbarkeit von
PPS wird ebenfalls bestätigt, die Kurven sind aber ohne Kenntnis über die visuelle Erscheinung
schwer zu deuten.
30

Abb. 34: Oberfläche des Formteils „Testbauteil 1“ für ausgewählte Versuchspunkte mit
verschiedenen LCP-Kombinationen
31

LCP Vectra 130i natur / LCP Vectra 130i schwarz
LCP Vectra 820i Pd / LCP Vectra 130i natur
LCP Vectra 820i Pd / PPA Grivory HTM 4H1
Abb. 35: REM-Aufnahmen der Oberflächenstrukturen verschiedener Materialkombinationen
bei ausgewählten Verarbeitungsparametern. Links Übersicht über 3 Bahnen,
rechts die Grenzfläche zwischen Isolationsschicht (jeweils rechte Seite) und
metallisierbare Komponente
32

Abb. 36: Oberfläche des Formteils „Testbauteil 1“ für ausgewählte Versuchspunkte mit
verschiedenen LCP-Alternativen als zweite Komponente
6.2 Spritzgießversuche auf Mikrospritzgießanlage Battenfeld
Aufgrund des Einsatzes der Umsetztechnik am HSG-IMAT wurde zuerst die erste Komponente
von Testbauteil 1 untersucht. Dazu erfolgte die Abmusterung der ersten Komponente
des Testbauteils 1 mit LCP Vectra E820i Pd (Abb. 37). Um den Einfluss der Werkzeugtemperatur
sowie unterschiedlicher Granulatchargen auf die nachfolgende Metallisierung (s.
Kap. 7.2) zu untersuchen, wurden diese variiert. Dazu wurden Testbauteile aus zwei verschiedenen
Granulatchargen mit jeweils zwei verschiedenen Werkzeugtemperaturen von
90°C und 140°C angefertigt (Abb. 38).
33

Abb. 37: Erste Komponente von Testbauteil 1 mit Anguss und Angussverteiler aus
LCP Vectra E820i Pd
Abb. 38: Untersuchte Granulatchargen mit den entsprechenden Spritzgießparametern für
Komponente K1
Zum Vergleich der Füllsimulation mit dem realen Spritzgussprozess der Komponente K1
wurde eine Füllstudie angefertigt. Die Füllsimulation zeigt mit der praktischen Füllstudie eine
gute Übereinstimmung (Abb. 39).
34

Abb. 39: Vergleich Füllstudie und Füllsimulation der ersten Komponente von Testbauteil 1
Nach der Anfertigung der ersten Komponente von Testbauteil 1 wurden diese Bauteile mit
der Vorrichtung zur Umlagerung in die Kavität des Formeinsatzes der Komponente K2 eingelegt
und umspritzt. Die Komponente K2 des Testbauteils wurde aus Ticona LCP Vectra
E130i angefertigt (Abb. 40). Um Überspritzungen im Bereich der Leiterbahnen besser sichtbar
machen zu können, wurde zunächst schwarz eingefärbtes Material verwendet.
Abb. 40: Zweite Komponente von Testbauteil 1 mit Anguss aus LCP Vectra E130i schwarz
Wie für Komponente K1 wurde für den Vergleich mit der Spritzgießsimulation eine praktische
Füllstudie durchgeführt. Die Füllsimulation zeigt auch hier eine gute Übereinstimmung mit
der Füllstudie (Abb. 41).
35

Abb. 41: Vergleich Füllstudie und Füllsimulation der zweiten Komponente von Testbauteil
1
Zur Beurteilung der Stufenhöhe des Testbauteils wurden Profilometermessungen mit einem
FRT Micro Glider durchgeführt. Abb. 42 zeigt den Messausschnitt im Bereich der Leiterbahnen
sowie die gemessenen Höhenprofillinien entlang der roten, blauen und grünen Messlinien.
Die gemessenen Stufenhöhen sind kleiner als ± 10 µm.
Abb. 42: Profilometermessungen von Testbauteil 1 im Bereich der Leiterbahnen (links),
gemessenes Höhenprofil (rechts)
Die Breiten der Leiterbahnen des Testbauteils wurden im Lichtmikroskop vermessen. Bei
einer Soll-Leiterbahnbreite von 300 µm wurde eine Ist-Leiterbahnbreite von ca. 270 µm gemessen
(Abb. 43). Generell zeigte sich eine Abweichung von der Soll-Leiterbahnbreite zur
Ist-Leiterbahnbreite von ca. 10 %, die auf leichte Überspritzungen zurückzuführen ist.
36

Abb. 43: Lichtmikroskopaufnahmen Testbauteil 1 im Bereich der Leiterbahnen
In einer weiteren Versuchsreihe wurden Variationen der Spritzgussparameter von Komponente
K2 durchgeführt, wobei hier LCP Vectra E130i natur eingesetzt wurde. Die Spritzgussparameter
für Komponente K1 waren fest (s. Abb. 38; Versuch 4). Hintergrund dieser Versuchsreihe
ist die Untersuchung des Einflusses der Spritzgussparameter auf die Selektivität
der Metallisierung (s. Kap. 7.2).
Abb.44: Übersicht der untersuchten Spritzgießparameter für Komponente K2
37

7 Technologische Untersuchungen zum Einfluss von Spritzgießparametern
und Granulat auf die Metallbeschichtung und Drahtbonden
7.1 Vorversuche zur Optimierung der Vorbehandlung
Die Vorbehandlung von 2K-MID-Substraten durch einen Ätzprozess mit einer wässrigen
stark alkalischen Lösung hat einen entscheidenden Einfluss auf das Ergebnis der Metallbeschichtung
hinsichtlich Fremdmetallisierung sowie Rauheit und Haftfestigkeit der Metallschicht.
Aus diesem Grund wurden in einer ersten Versuchsreihe Voruntersuchungen zum
Einfluss der Ätzzeit (6 min, 7.5 min, 10 min) durchgeführt. Der Prozessablauf zur Metallisierung
der 2K-Bauteile sieht folgendermaßen aus:
1. Vorbehandlung Ätzen
2. Spülen
3. Chemisch Kupfer
4. Spülen
5. Mikroätzen
6. Spülen
7. Konditionieren
8. Aktivieren
9. Spülen
10. Chemisch Nickel
11. Spülen
12. Tauchgold
13. Spülen
14. Heißspülen
15. Trocknen
Im Anschluss an die Metallbeschichtung erfolgte die Charakterisierung der Testbauteile mittels
Lichtmikroskopie, REM, Querschliffen sowie hinsichtlich Rauheit (Tastschnitt) und Haftfestigkeit
(Stirnabzugtest) (Abb. 45).
38

Abb. 45: Charakterisierungsmethoden Testbauteil 1
Im Folgenden werden die Ergebnisse der Charakterisierung dargestellt. In Abb. 46 ist zu
erkennen, dass mit steigender Ätzzeit eine stärkere Aufrauhung der Oberfläche von Komponente
K1 stattfindet.
Abb. 46: REM-Aufnahmen Komponente K1 nach Ätzen
39

Jedoch wird mit steigender Ätzzeit auch die zweite Komponente stärker angegriffen, wie in
Abb. 47 dargestellt, was im folgenden Metallisierungsprozess zu unerwünschter Fremdmetallisierung
führen kann.
Abb. 47: REM-Aufnahmen Komponente K2 nach Ätzen (oben) und lichtmikroskopische
Aufnahmen Komponente K2 nach Cu/Ni/Au (unten)
In Abb. 48 und Abb. 49 sind die Ergebnisse der Haftfestigkeitsbestimmung (Stirnabzugstest)
sowie der Rauheitsmessung (Tastschnitt) der Metallschicht dargestellt.
Abb. 48: Charakterisierung Haftfestigkeit (Stirnabzugstest, Mittelwerte aus je 14 Einzelwerten)
nach Cu/Ni/Au
40

Abb. 49: Charakterisierung Rauheit (Mittelwerte aus je 6 Einzelwerten) nach Cu/Ni/Au
Abb. 50 zeigt Querschliffe von Proben, die mit unterschiedlichen Ätzzeiten prozessiert wurden.
Proben, welche 10 min geätzt wurden, zeigen tendenziell eine etwas knollige Metallschicht.
In Abb. 51 sind die Ergebnisse der Versuchsreihe zur Vorbehandlung zusammengefasst.
Abb. 50: Querschliffe nach Cu/Ni/Au
41
Ätzzeit 6 min Ätzzeit 7,5 min Ätzzeit 10 min
Ätzangriff K1 ungleichmäßig gleichmäßig gleichmäßig
Ätzangriff K2 gering
vereinzelt herausgelöste
Glasfasern
Metallisierung homogen homogen knollig
viele
herausgelöste
Glasfasern
Haftfestigkeit 6,6 ± 2,9 /mm 2 7,3 ± 2,8 N/mm 2 6,9 ± 1,4 N/mm 2
Rauheit Rz 11,3 ± 0,4 µm 12,9 ± 1,3 µm 16,2 ± 0,3 µm
Abb. 51: Zusammenfassung der Versuchsreihe zur Vorbehandlung

7.2 Untersuchungen zum Einfluss der Spritzgießparameter auf die Metallisierung
(Testbauteile HSG-IMAT)
In einer weiteren Versuchsreihe wurden Untersuchungen zum Einfluss der Spritzgussparameter
von Komponente K2 auf die Selektivität der Metallisierung durchgeführt (Abb. 52). Die
Versuche wurden mit Testbauteilen durchgeführt, welche am HSG-IMAT spritzgegossen
wurden. Die Spritzgießparameter der Komponente K1 wurden dabei nicht variiert. Die unterschiedlichen
Parametervarianten der Testbauteile wurden im gleichen Metallisierungslos
prozessiert und anschließend charakterisiert (Abb. 53).
Abb. 52: Übersicht der untersuchten Spritzgießparameter für Komponente K2
(Testbauteil 1 HSG-IMAT)
Abb. 53: Charakterisierungsmethoden Testbauteil 1
42

Wie in Abb. 54 bis Abb. 56 zu sehen ist, wurden bei den unterschiedlichen Spritzgießparametern
der Testbauteile keine signifikanten Unterschiede hinsichtlich des Metallisierungsergebnisses
festgestellt.
Abb. 54: REM-Aufnahmen Komponente K2 (angussnah) nach Ätzen (7,5 min)
Abb. 55: REM-Aufnahmen Komponente K2 (angussfern) nach Ätzen (7,5 min)
43

Abb. 56: Lichtmikroskopische Aufnahmen nach Cu/Ni/Au
Im Anschluss wurden Testbauteile mit unterschiedlichen Werkzeugtemperaturen und
Granulatchargen für Komponente K1 und der Spritzgießparametervariation TB-IMAT-4 für
Komponente K2 spritzgegossen (Abb. 57). Danach erfolgte die Untersuchung hinsichtlich
Haftfestigkeit. Um den Einfluss von Werkzeugtemperatur und Granulatcharge bei Komponente
K1 auf die Haftfestigkeit ermitteln zu können, wurden die Testbauteile in einem Los
geätzt (7,5 min) und anschließend metallisiert. Die in Abb. 58 dargestellten Ergebnisse zeigen,
dass es zwischen den verschiedenen Bauteilen keine signifikanten Unterschiede bezüglich
der Haftfestigkeiten gibt.
Abb. 57: Variation Werkzeugtemperatur und Granulatcharge für Komponente K1
Abb. 58: Charakterisierung Haftfestigkeit (Strinabzugtest, Mittelwerte aus je 10 Einzelwerten)
nach Cu/Ni/Au
44

7.3 Untersuchungen zum Einfluss der Spritzgießparameter auf die Metallisierung
(Testbauteile KuZ)
Um den Einfluss der Granulatcharge der ersten Komponente sowie der Spritzgießparameter
(Werkzeugtemperatur und Einspritzprofil) der zweiten Komponente zu ermitteln, wurden die
in Abb. 59 aufgeführten Spritzvarianten in Hinsicht auf selektive Metallisierbarkeit untersucht.
45
Variante Charge K1 Werkzeugtemperatur [°C] Einspritzprofil
2K-V1 GL 80109004 100 P20 (v↑)
2K-V3 GL 80109004 100 P23 (v↓)
2K-V4 GL 80109004 120 P20 (v↑)
2K-V6 GL 80109004 80 P20 (v↑)
2K-V8 GL 40723029 100 P20 (v↑)
2K-V9 GL 40723029 100 P23 (v↓)
2K-V10 GL 00112009 100 P23 (v↓)
2K-V11 GL 00112009 100 P20 (v↑)
2K-V12 GL 00308024 100 P20 (v↑)
2K-V14 GL 00308024 100 P23 (v↓)
2K-V16 GL 00308024 120 P20 (v↑)
2K-V17 GL 00308024 80 P20 (v↑)
Abb. 59: Übersicht der untersuchten Spritzgießparameter (Testbauteil 1 KuZ)
Die Vorbehandlung und Metallisierung aller Varianten erfolgte in einem Los. Anschließend
wurden die Testbauteile charakterisiert (Abb. 60). In Abb. 61 bis Abb. 65 sind exemplarische
REM- und Schliffbilder der prozessierten Testbauteile zu sehen.

Abb. 60: Charakterisierungsmethoden Testbauteil 1
Abb. 61: REM-Aufnahmen Komponente K1 (angussfern) nach Cu/Ni/Au
46

Abb. 62: REM-Aufnahmen Komponente K1 (angussnah) nach Cu/Ni/Au
Abb. 63: REM-Aufnahmen Komponente K2 (angussnah) nach Cu/Ni/Au
47

Abb. 64: REM-Aufnahmen Komponente K2 (angussnah) nach Cu/Ni/Au
Abb. 65: Querschliffe nach Cu/Ni/Au
In den REM- sowie Schliffbildern sind zwischen den unterschiedlichen untersuchten Spritzgussparametern
keine signifikanten Unterschiede ersichtlich.
Die Ergebnisse der Untersuchungen zur Haftfestigkeit sind in Abb. 66 dargestellt. Die Haftfestigkeiten
schwanken zwischen 5-9 N/mm², wobei kein Einfluss der Spitzgießparameter
erkennbar ist. In Abb. 67 sind exemplarische Bruchbilder zweier unterschiedlicher Proben
nach Durchführung des Stirnabzugtests zu sehen. Auffällig ist, dass bei der Probe mit höhe-
48

er Haftfestigkeit (9N/mm 2 ) mehr Kunststoff auf dem Abzugspin zu sehen ist, was auf eine
sehr gute Haftung der Metallschicht auf dem Substrat zurückzuführen ist.
Abb. 66: Charakterisierung Haftfestigkeit (Stirnabzugtest, Mittelwerte aus je 4-6
Einzelwerten) nach Cu/Ni/Au
Abb. 67: Bruchbilder nach Stirnabzugtest
Bei der Betrachtung der Rauigkeit (Abb. 68) sowie der Kupferschichtdicke (Abb. 69) sind
zwischen den unterschiedlichen untersuchten Spritzgussparametern keine signifikanten Unterschiede
erkennbar.
49

Abb. 68: Charakterisierung Rauheit (Mittelwerte aus je 6 Einzelwerten) nach Cu/Ni/Au
Abb. 69: Schichtdickenmessung (Röntgenfluoreszenz) nach Cu
Die lichtmikroskopische Charakterisierung der metallisierten Vias auf dem entsprechenden
Testbauteil hat gezeigt, dass auch die Vias mit dem kleinsten Durchmesser von 200 µm
metallisiert werden konnten (Abb. 70).
50
Ra [µm]
Rz [µm]

Abb. 70: Lichtmikroskopische Aufnahmen der Vias
In einer weiteren Versuchsreihe wurden Testbauteile untersucht, bei denen die nicht
metallisierbare Komponente K2 variiert wurde:
51
• PPA Grivory HTV-4x1 schwarz (PPA sw)
• PPA Grivory HTV-4x1 transparent (PPA tr)
• PPE Noryl GFN 1720 (PPE)
• PPS Forton 1140L6 (PPS)
• LCP Vectra E130i (LCP E130i)
• LCP Vectra E820i (LCP E820i)
Da die Testbauteile nach der Cu-Beschichtung teilweise noch Fehlstellen aufwiesen (Abb.
71), wurde die Vorbehandlung intensiviert, das heißt, die Ätzzeit wurde erhöht. Die unterschiedlichen
Varianten der Testbauteile wurden anschließend in einem Metallisierungslos
beschichtet.
Abb. 71: Fehlstellen nach der Cu-Beschichtung

Im Anschluss an die Metallbeschichtung erfolgte die Charakterisierung der Testbauteile mittels
Lichtmikroskopie, REM, Querschliffen sowie hinsichtlich Rauheit (Tastschnitt) und Haftfestigkeit
(Stirnabzugtest) (Abb. 72).
Abb. 72: Charakterisierungsmethoden Testbauteil 1
In Abb. 73 sind exemplarische REM-Aufnahmen des Angussbereichs der metallisierbaren
Komponente K1 nach dem Ätzen eines Bauteils aus LCP / PPA sw zu sehen. Zwischen den
untersuchten Werkstoffkombinationen gab es keine signifikanten Unterschiede.
Abb. 73: REM Aufnahme Komponente K1 eines Testbauteils aus LCP / PPA sw nach Ätzen
(Angussbereich)
52

Bei der anschließenden Cu-Beschichtung kam es wie in Abb. 74 ersichtlich im Angussbereich
von Komponente K1 teilweise zu einer ungleichmäßigen Kupferabscheidung. Die Beschichtung
außerhalb des Angussbereichs war jedoch sehr homogen. Zwischen den unterschiedlichen
Ätzzeiten sowie den verschiedenen Materialkombinationen wurden keine signifikanten
Unterschiede beobachtet.
Abb. 74: Lichtmikroskopische Aufnahmen Komponente K1 nach Cu
In Abb. 75 bis Abb. 79 sind lichtmikroskopische Aufnahmen der verschiedenen untersuchten
Materialkombinationen nach der Metallisierung zu sehen.
Abb. 75: Lichtmikroskopische Aufnahmen Testbauteil 1 (LCP/PPA sw) nach Cu (links) und
nach Cu/Ni/Au (rechts)
53

Abb. 76: Lichtmikroskopische Aufnahmen Testbauteil 1 (LCP/PPA tr) nach Cu (links) und
nach Cu/Ni/Au (rechts)
Abb. 77: Lichtmikroskopische Aufnahmen Testbauteil 1 (LCP/PPS) nach Cu (links) und
nach Cu/Ni/Au (rechts)
54

Abb. 78: Lichtmikroskopische Aufnahmen Testbauteil 1 (LCP/PPE) nach Cu (links) und
nach Cu/Ni/Au (rechts)
Abb. 79: Lichtmikroskopische Aufnahmen Testbauteil 1 (LCP/LCP E130i) nach Cu (links)
und nach Cu/Ni/Au (rechts)
Aus den Aufnahmen wird ersichtlich, dass PPA als nicht metallisierbare Komponente eine
sehr gute Alternative zum LCP E130i darstellt, wobei der Typ „schwarz“ tendenziell besser
als der Typ „transparent“ ist. Die Verwendung von PPS als nicht metallisierbare Komponente
führte zu starken Überspritzungen der zu metallisierenden Strukturen, so dass dieser Werkstoff
keine gute Alternative zum LCP E130i darstellt. PPE als nicht metallisierbare Komponente
neigt etwas zu „ausgefransten“ Leiterstrukturen. Abb. 80 zeigt Querschliffe von Testbauteilen
aus unterschiedlichen Werkstoffkombinationen.
55

Abb. 80: Querschliffe nach Cu/Ni/Au
In Abb. 81 sind die Ergebnisse der Rauheitsmessungen (Tastschnitt) dargestellt. Man erkennt
keine signifikanten Unterschiede zwischen den unterschiedlichen untersuchten Werkstoffkombinationen.
Abb. 81: Charakterisierung Rauheit (Mittelwerte aus je 3 Einzelwerten) nach Cu/Ni/Au
Da bei den bisherigen Untersuchungen zur Haftfestigkeit mittels Stirnabzugtest auf 2K-
Substraten sehr starke Streuungen auftraten, sollten die ermittelten Haftfestigkeiten mit denen
von laserdirektstrukturierten Substraten verglichen werden. Um einen Einfluss von Bauteilgeometrie
und Bauteilaufnahme zu vermeiden, wurden für diese Untersuchungen Testbauteile
mit der Werkstoffkombination LCP E840i LDS / LCP E130i spritzgegossen (Abb.
82). Anschließend wurde der für den Stirnabzugtest vorgesehene Bereich laserdirektstrukturiert.
56

Abb. 82: Lichtmikroskopische Aufnahme Testbauteil 1 (LCP E840i LDS / LCP E130i) nach
Laserdirektstrukturierung und Cu/Ni/Au
Die Ergebnisse des Stirnabzugtests sind in Abb. 83 dargestellt. Man erkennt, dass die Haftfestigkeit
nach dem 2K-Prozess höher als nach dem LDS-Prozess ist. Die Streuungen der
Messwerte unterscheiden sich bei beiden Technologien aber kaum voneinander.
Abb. 83: Charakterisierung Haftfestigkeit (Stirnabzugtest, Mittelwerte aus je 9 Einzelwerten)
nach Cu/Ni/Au
Bei der Verwendung des glasfasergefüllten LCP Vectra E130i als nicht metallisierbare Komponente
kann vor allem bei einer zu intensiven Vorbehandlung eine Fremdmetallisierung
bevorzugt auf den Glasfasern auftreten (Abb. 84 links). Aus diesem Grund wurde untersucht,
ob der Ersatz des glasfasergefüllten LCP Vectra E130i durch das mineralgefüllte LCP Vectra
E820i zu einer Verbesserung hinsichtlich der Fremdmetallisierung führt.
Abb. 84: Lichtmikroskopische Aufnahmen Testbauteil 1 aus LCP E820i Pd / LCP E130i
(links) und LCP E820i Pd / LCP E820i (rechts) nach Metallisierung
57

In Abb. 84 erkennt man eine homogene Fremdmetallisierung des Testbauteils aus LCP
E820i Pd / LCP E820i. LCP Vectra E820i ist somit keine Alternative zu LCP E130i als nicht
metallisierbare Komponente.
8 Testbauteil 2
Da es zu den Zielen der Formteilentwicklung im Rahmen des Projektes (Kap 4.1) gehört,
beide Methoden zur Leiterbahnbildung zu testen, wird bei dem Formteil „Testbauteil 2“ (Abb.
85, rechts) die „Methode 2“, also das Auffüllen von Leiterbahn-Gräben mit metallisierbarem
Kunststoff erprobt. Die Struktur teilt die Schmelze der zweiten Komponente fächerförmig in 8
Einzelbahnen mit 0,2 mm Breite in 0,2 mm Abstand auf und vereint diese am Fließwegende
wieder. Die Rückseite dient in diesem Fall nur der Verankerung. Dazu sind zwei
hinterschnittige Durchbrüche im Bereich der Verteiler realisiert.
Abb. 85: Das Formteil „Testbauteil 2“ für die Voruntersuchungen. Außenabmessungen
sind mit denen von „Testbauteil 1“ identisch.
Die Außenkontur des Grundkörpers und die Anspritzmethode ist mit dem von der „Testbauteil
1“ identisch. Um die neue Struktur zu realisieren, muss. – wie schon bei dem Werkzeugkonzept
für „Testbauteil 1“ beschrieben – lediglich der düsenseitige Einsatz und ein
auswerferseitiger Konturstift neu gefertigt werden Im konkreten Fall sind es ein
auswerferseitiger Strukturkern und ein düsenseitiger Formeinsatz der ersten Komponente
(Abb. 86).
58

Abb. 86: Werkzeugeinsätze für die Mikrostrukturierung des Formteils „Testbauteil 2“. Nur
ein auswerferseitiger Strukturkern (links) und ein düsenseitiger Formeinsatz
(rechts) der ersten Komponente werden neu gefertigt.
Aus der Sicht der Spritzgießtechnologie ist der auffälligste Unterschied zum Formteil „Testbauteil
1“ der deutlich erhöhte Druckbedarf. Grund dafür sind die engen Fließquerschnitte.
Der erhöhte Druckbedarf führt zum Überspritzen der isolierenden Bereiche der ersten Komponente
durch die zweite (hier die metallisierbare) Komponente. So ist eine zufriedenstellende
Füllung der Bahnen ohne Überspritzung nicht näherungsweise möglich. Der Grund dafür
ist, dass wegen des geringeren Druckbedarfes die Blindseite des Formteiles schneller gefüllt
wird, während die Schmelze in den Gräben der Leiterbahnen fast zum Stillstand kommt
(Abb. 87). Die Abkühlung der Schmelze erhöht den Druckbedarf weiter. Wenn die Blindseite
gesperrt wird, verbessert sich die Situation erheblich (Abb. 88). Eine weitere Verbesserung
kann nur durch eine stärkere Vorspannung des Vorspritzlings durch den Schließvorgang
erreicht werden. (Abb. 89).
59

Abb. 87: Stagnierende Fließfront im unausbalanciertem Werkzeug mit starken Überspritzungen
als Folge
Abb. 88: Verbesserte Situation gegenüber Abb. 87 bei gesperrter Nebenkavität
Abb. 89: Spritzgegossene Formteile. „Testbauteil 2“ als Vorspritzling und mit LCP Vectra
E130i natur für den Metallisierungsprozess
60

Mit dem spritzgegossenen Testbauteil 2 aus LCP Vectra E820i Pd / LCP Vectra E130i wurden
dann Untersuchungen zur selektiven Metallisierung durchgeführt. Hierbei wurde derselbe
Prozess wie für Testbauteil 1 eingesetzt. In Abb. 90 sind lichtmikroskopische Aufnahmen
der beschichteten Bauteile dargestellt.
Abb. 90: Lichtmikroskopische Aufnahme Testbauteil 2 (LCP Vectra E820i Pd / LCP Vectra
E130i) nach Cu/Ni/Au
Beim Vorbehandlungsprozess wurden zwei Chargen mit verschiedenen Ätzzeiten prozessiert.
Nach der anschließenden Metallisierung erfolgte die Charakterisierung der Testbauteile
mittels Querschliffen (Abb. 91) und Rauheitsmessung (Abb. 92). Bei Betrachtung der Schliffbilder
in Abb. 91 erkennt man bei der längeren Ätzzeit einen tendenziell etwas stärkeren
Ätzangriff auch auf das Interface beider Komponenten, was zu einer Metallabscheidung in
diesem Bereich führt. Betrachtet man die Rauheitswerte, so sind diese mit den Rauheitswerten
von Testbauteil 1 vergleichbar. Insgesamt konnte auch auf dem Testbauteil 2 eine sehr
homogene und selektive Beschichtung erzielt werden.
Abb. 91: Querschliffe nach Cu/Ni/Au
61

Abb. 92: Charakterisierung Rauheit (Mittelwerte aus je 3 Einzelwerten) nach Cu/Ni/Au
9 Konzeption Musterbauteil
9.1 Formteilfunktionen und –entwurf
Das Musterbauteil soll die Erkenntnisse mit den beiden Vorversuchsteilen auf ein praxisrelevantes
Mikroformteil übertragen. Dabei sind oft Funktionen wie Durchkontaktierungen,
Steckverbindungen über Kontaktstellen und dreidimensional verlaufende Leiterbahnen zu
realisieren (Abb. 93). Das Formteil soll nicht nur die erreichbaren Dimensionen und die damit
verbundenen Vorteile für die Weiterverarbeitung demonstrieren, sondern auch Möglichkeiten
des Spritzgießens zur Funktionsintegration nutzen. Zusätzlich soll das Formteildesign die
spätere elektrische Prüfung erleichtern. Das Formteil soll gezielt für die 2K-MID-Technik kritische
Formteilmerkmale aufweisen, wie Leiterbahnführungen über enge Radien und mit Bindenahtstellen.
Abb. 93: Typische 2K-MID-Formteile mit kleinen Dimensionen. Quellen: Osram, Bosch
So werden am Anfang der Konzeption zwei Geometrien dem Projektbegleitenden Ausschuss
(PBA) zur Diskussion gestellt. Das erste Formteil (Abb. 94) ist nach der „Methode 2“ aus
Abb. 1 ausgelegt und stellt die Funktion zur Durchkontaktierung in den Mittelpunkt. Der
Grundkörper mit den Gräben für die Leiterbahnen wird mit einem Tunnelanschnitt angespritzt.
Die Leiterbahnen sind – um die elektrische Trennung der einzelnen Bahnen zu reali-
62

sieren – ausgehend von einem zentralen Angusskegel einzeln angebunden. Der zweite Anguss
soll mechanisch entfernt werden. Eine umgekehrte Spritzreihenfolge („Methode 1, „Leiterbahnen
erhaben als K1“ wäre aus geometrischer Sicht mit wenigen Korrekturen möglich,
aus der Sicht der Spritzgießtechnologie jedoch kaum realisierbar. Der Grund ist die enorme
Differenz der Fließquerschnitte zwischen den Leiterbahnen einer Gruppe und zwischen den
Leiterbahngruppen. Das zweite Formteil (Abb. 95) ist nach der „Methode 1“ aus Abb. 1 ausgelegt
und stellt ein Gehäusebauteil mit Leiterbahnen dar.
Abb. 94: Formteilvorschlag mit der Funktion „Durchkontaktierung“ nach der Fertigungsmethode
1
Abb. 95: Formteilvorschlag mit der Funktion „Gehäuse“ nach der Fertigungsmethode 1.
Links Ansichten des Formteils, rechts die Spritzreihenfolge.
9.2 Formteilbeschreibung
In Abstimmung mit dem PBA stellt sich heraus, dass ein Formteil nach der Methode 1 auf
größeres Interesse stößt. Basierend auf den Ergebnissen der Diskussion und auf dem Formteil
aus Abb. 95 wird ein Formteil mit folgenden Merkmalen entwickelt (Abb. 96):
63

64
• Innenliegende Leiterbahnen. Damit ist die Gehäusefunktion deutlicher, und die komplette
(prinzipbedingte) Metallbeschichtung der Außenseite wirkt als elektromagnetische
Abschirmung.
• Leiterbahnen, die kompatibel zu Mini-USB-Standard sind und für eine vereinfachte
Funktionsprüfung dienen (Abb. 97)
• Zusätzliche Formmerkmale, wie Durchbruch, Dom und Rippe demonstrieren die Möglichkeiten
der kunststoffgerechten Funktionsintegration auf Mikro-MID (Abb. 96)
• Auch in diesem Fall wird das Formteil beidseitig (Düsen- und Auswerferseite) mit der
zweiten Komponente überspritzt. Im Gegensatz zum Vorversuchsformteil „Testbauteil
1“, bei dem eine verhältnismäßig große Fläche davon betroffen ist, wird hier diese
Technik an einem kleinen Formteilmerkmal verwendet, konkret um eine Leiterbahnverbindung
zu realisieren.
Der Vorspritzling wird durch einen Tunnelanschnitt angespritzt (Abb. 98, links). Somit wird
der Anguss nach dem ersten Spritzvorgang beim Öffnen des Werkzeuges abgetrennt und
ausgeworfen. Die zweite Komponente hat eine 4fache Direktanbindung am Umfang des
Durchbruches (Abb. 98, rechts) und verbleibt nach der Entformung am Formteil. Über
Durchbrüche im Grundkörper gelangt die Schmelze auf die Rückseite des Formteils. Dadurch
ist eine mechanische Verankerung der zweiten Komponente immer gegeben.
Abb. 96: Formteilentwurf für das Musterbauteil mit räumlichem Bahnverlauf über verschieden
geneigte Flächen und über konvexe und konkave Kanten mit verschiedenen
Rundungsradien. Das Foto rechts zeigt, dass die Leiterbahnverbindung über die
Trennebene verläuft und den Punktanschnitt umschließt.

Abb. 97: Kontaktprüfung an dem Musterbauteil mit USB-Stecker
Abb. 98: Gestaltung der Spritzlinge für das Musterbauteil
10 Vorbereitende Untersuchungen zum Spritzguss der Musterbauteile
10.1 Simulation des Musterbauteils
Aufgrund der hohen Anforderungen an das Musterbauteil, wie dreidimensional verlaufende
Leiterbahnen, erfolgt die Spritzgießsimulation schon im Vorfeld zur Konzeption des Werkzeuges.
Abb. 99 zeigt die Formfüllung beider Komponenten mit der dazugehörigen Füllzeit
und dem benötigten Druckbedarf. Es ist zu erkennen, dass keine Füllprobleme zu erwarten
sind. Der höhere Druckbedarf für die 2. Komponente ist auf die geringeren Fließquerschnitte
(nur Leiterbahnquerschnitt) zum Auffüllen der isolierenden Zwischenräume (Leiterbahn-
Pitches) der 2. Komponente zurückzuführen.
65

Abb. 99: Simulation der Formfüllung des Musterbauteils mit Autodesk Moldflow 2012.
Links: erste Komponente, rechts: zweite Komponente
Das Formteil ist so konzipiert, dass die Auswirkungen von Bindenähten in einer späteren
Funktionsprüfung untersucht werden kann. Eine Hypothese ist, dass die Bindenähte unter
den Leiterbahnen im Gebrauch zu Rissen in der metallisierten Schicht führen. Zweitens können
Bindenähte in der Isolierschicht (K2) eine Unterwanderung der Metallisierung verursachen.
Beide Phänomene würden zu einer Funktionsstörung führen. Die Simulation zeigt die
erwarteten Bindenahtlagen. Wie in Abb. 100 links dargestellt, können hier angussnah Bindenähte
auf den Leitbahnen auftreten. Mit fortschreitender Fließfront werden weitere Zusammenfließlinien
in den Leiterbahnen (Abb. 100 Mitte) erkennbar. Bei der Formfüllung der 2.
Komponente zeigt sich nur eine Bindenaht am Fließwegende (Abb. 100 rechts) an der Seitenwandung.
Hier kann die Unterwanderung keine Funktionsstörung verursachen.
Abb. 100: Entstehung von Bindenähten bei der Formfüllung des Musterbauteils mit
Autodesk Moldflow 2012. Links und Mitte: erste Komponente, rechts: zweite
Komponente
66

10.2 Werkzeugkonzept und –fertigung
Der Werkzeugaufbau zum „Musterbauteil“ weist die universelle Einsetzbarkeit des verwendeten
Stammwerkzeugkonzeptes nach. Trotz stark unterschiedlicher Formteilmerkmale und
Anschnittlage bleibt die Funktionsweise gleich: Die beiden auswerferseitigen Formeinsätze
sind identisch und halten den Vorspritzling beim Transport zur zweiten Spritzposition (Abb.
101). Der Freiraum für die zweite Komponente wird durch den Wechsel des düsenseitigen
Formeinsatzes und des auswerferseitigen Kerns geschaffen. Die Auswerferfunktionen entsprechen
auch den bisherigen Formteilen: Nach dem Spritzen wird lediglich der Anguss des
Vorspritzlings entformt (Abb. 102). An den Stellen der weiteren Auswerfer für den Fertigspritzling
(2K) sind bei der ersten Komponente Stifte gesetzt. Da damit das Auswerferpaket
nicht umgesetzt wird und der auswerferseitige Einsatz bei jedem Umsetzvorgang auf alle
Kerne bzw. Stift erneut aufgefädelt werden, ist die Werkzeugabstimmung anspruchsvoll,
aber letztendlich gut beherrschbar.
Neben den grundsätzlich anderen geometrischen Merkmalen wird bei dem Formteil „Musterbauteil“
der Anguss anders gebildet. Während für die Zweifach-Formnester die Konturen für
den Anguss in beide Formhälften eingearbeitet sind, wird die Formteilkontur durch die jeweiligen
düsenseitigen Einsätze und den stehenden auswerferseitigen Formkern gebildet.
Abb. 101: Projektspezifische Komponenten mit dem Indexarm für „Musterbauteil“
67

Abb. 102: Konturbildung für das „Musterbauteil“ mit K1 (links) und K2 (rechts)
10.3 Erprobung und Werkzeugänderungen
Die Erprobung bringt wichtige Hinweise zur spritzgießgerechten Formteilgestaltung von 2K-
MIDs. Die ursprüngliche und als erstes realisierte Variante hat eine direkt aus der elektrischen
Funktion abgeleitete Leiterbahnstruktur. Die Leiterbahnen werden freistehend erhaben
auf dem Vorspritzling gebildet. Es zeigt sich aber, dass im aktuellen Fall der Spritzdruck
während des zweiten Spritzvorganges übermäßig und einseitig auf die angussnahen Bereiche
der Leiterbahnen drückt, sodass diese deformiert und überspritzt werden (Abb. 103,
links). Die langen Fließwege und die einseitige Belastung der Leiterbahnen sind funktionsbedingt.
Die Drücke lassen sich durch die Optimierung der Spritzgießtechnologie nicht ausreichend
senken. Da die gefährdete Bahn nahe der senkrechten Wandung verläuft, kann
diese in diesem Fall ohne Beeinträchtigung der Funktion seitlich abgestützt werden. Die entsprechende
geringfügige Werkzeugänderung (Abb. 104) erbringt die gewünschte Verbesserung.
Zusammenfassend kann an Gehäuse-Innenkanten eine Verlegung von Bahnen, die
während des Spritzvorganges zu stark einseitig belastet sind, generell als Abhilfemaßnahme
empfohlen werden.
Abb. 103: Links: Das Problem durch Verschiebung und Überspritzung der Leiterbahnen im
Angussbereich. Rechts: Ursache sind die sehr langen Fließwege (mit rotem Pfeil
gekennzeichnet) und die hohen Drücke im Angussbereich
68

Abb. 104: Gestaltung der Bahnabstützung
Die laufenden Werkzeuganpassungen für dieses Formteil betreffen zwei Punkte: Erstens
führen die hohen Drücke in der angussnahen Trennebene erst dann nicht zur Gratbildung,
wenn der auswerferseitige Kern an beiden Stationen K1 und K2 um 0,4 mm vorgespannt
wird. Zweitens zeigt sich, dass Fertigungsabweichungen in den Gräben zu Abformung der
Leiterbahnen an engen konvexen Krümmungen zur Überspritzung mit der zweiten Komponente
führen kann, was schließlich nach der Metallisierung zur unterbrochenen Bahn führt
(Abb. 105). Konkret ist das Problem an der Kante mit dem Radius von 0,1 mm an der Stelle
der Bahn mit geringerer Höhe erkennbar, verursacht durch eine Tiefenabweichung von
40 µm im Werkzeug (Abb. 106). Hier schafft die Vorspannung des Vorspritzlings in der zweiten
Kavität um 40 µm, verbunden mit einer technologischen Optimierung des Spritzgießprozesses,
Abhilfe.
Abb. 105: Überspritzung der Leiterbahn aufgrund von Tiefenabweichungen im Werkzeug.
Links: untersuchter Bereich im Formteil, rechts: vergrößert dargestellt
69

Abb. 106: Ursache der Überspritzung durch unterschiedliche Leiterbahnhöhen dargestellt
anhand der Topographiemessung der Werkzeugstrukturen. Links: Lage im Werkzeugeinsatz,
rechts: dazugehörige Messprofile
11 Untersuchungen zum Spritzguss des Musterbauteils
Das technologische Fenster des Musterbauteils ist gegenüber den Teilen für die Grundlagenuntersuchung
deutlich eingeschränkt. Grund dafür ist, dass entsprechend der Zielsetzung
mit dem Formteil die Möglichkeiten der räumlichen Gestaltung erforscht werden sollen.
Deutlich werden die höheren Anforderungen beispielsweise bei Abdeckung der Leiterbahnen
durch die zweite (isolierende) Komponente, wenn die Kanten der Leiterbahnen (erste Komponente)
nicht optimal abgeformt, also abgerundet sind. Im Falle einer ebenen Leiterbahnstruktur
bedeutet das die Füllung der Rundungen mit der isolierenden Komponente, was
„nur“ eine Abnahme der effektiven Leiterbahnbreite bedeutet. Wird dagegen eine konvexe
Kante mit geringem Rundungsradius unvollständig gefüllt, neigt die überspritzte zweite Komponenten
dazu, die Verbindung komplett zu trennen (Abb. 107).
Abb. 107: Neigung einer konvexen Kante zur Überspritzung und daraus folgende Trennung
des Bahnverlaufes. Links: unvollständige Abformung der Kante mit Überspritzung
und der damit verbundenen deutlichen Bahnverengung. Rechts: gute Kantenabformung
und Erhaltung der Leiterbahn
70

Insgesamt ist die Prozessführung beim Einspritzvorgang anspruchsvoll. Bei der ersten Komponente
verlangt die vollständige Abformung aller Kanten nach einem sehr dynamischen
Einspritzen und Nachdruck. Um die Gratbildung im Angussbereich zu verhindern, müssen
wiederum Druckspitzen vermieden werden. Das geschieht durch Abbremsen vor dem Umschaltpunkt.
Diese Maßnahme ist allerdings nur begrenzt anwendbar, da sonst die oben geschilderten
Abformungsprobleme infolge reduzierter Dynamik zum Tragen kommen. Die
Formfüllung der zweiten Komponente muss weniger dynamisch erfolgen, wobei hier auch
gegensätzliche Forderungen in Einklang gebracht werden müssen. Um Überspritzung der
Leiterbahnen zu minimieren und keine Gratbildung im Angussbereich zu provozieren, müssen
Druckspitzen und eine damit verbundene zu hohe Einspritzdynamik vermieden werden.
Die langen Fließwege und die Forderung nach dichten Grenzflächen zwischen beiden Komponenten
erlauben nur begrenzt die Reduzierung der Einspritzgeschwindigkeit. Insgesamt
erlauben die in Abb. 108 dargestellten Einspritzparameter einen qualitätsgerechten Formfüllvorgang
(Abb. 109).
Die Oberfläche des Formteiles zeigt nur geringe Einfallstellen von max. 10 µm (Abb. 110,
gemessen mit FRT MikroProf, z-Messbereich 0,3 mm). Eine Ausnahme ist die Masseanhäufung
der Durchbruchstelle (Stelle 1 Mitte in Abb. 110). Die an den Stellen mit den Erhebungen
verlaufenden Leiterbahnen haben so eine „Stützwirkung“ für die isolierende zweite
Komponente. Die Auswerfer deformieren trotz komplexer Geometrie mit teilweise fehlenden
Entformungsschrägen das Formteil nicht.
Abb. 108: Einspritzgeschwindigkeitsprofile für die beiden Kunststoffkomponenten. Weitere
Parameter im Bild.
71

Abb. 109: Spritzgegossenes Musterbauteil. Unten die Innenseite Vorspritzling, 2K-Formteil
und metallisiertes Bauteil. Oben die Außenseite, metallisiert.
Abb. 110: Oberflächentopografie des Musterbauteils, gemessen an 3 Stellen.
72

12 Untersuchungen zur Metallbeschichtung und zum Drahtbonden
der Musterbauteile
Auf den spritzgegossenen Musterbauteilen wurden Untersuchungen zur Metallisierung und
zum Drahtbonden durchgeführt. Bei den Vorbehandlungsparametern wurde auf den Ergebnissen
zur Metallisierung der Testbauteile (s. Kap. 7) aufgesetzt. Da für den Drahtbondprozess
eine möglichst geringe Oberflächenrauheit der Metallschicht angestrebt wird, wurde
eine relativ milde Vorbehandlung durchgeführt, d.h. die Ätzzeiten wurden möglichst kurz gewählt.
Jedoch musste im anschließenden Metallisierungsprozess noch eine homogene und
haftfeste Schicht gewährleistet sein. Untersucht wurde eine Ätzzeit von 6 min und 7.5 min.
Damit konnte eine homogene und selektive Metallbeschichtung erzielt werden (Abb. 111).
Abb. 111: Musterbauteil nach Cu/Ni/Au
Die Musterbauteile wurden anschließend mittels REM, Rauheitsmessungen, Querschliffen
und Computertomographie charakterisiert (Abb. 112).
73
Querschliff
Abb. 112: Charakterisierung der Musterbauteile
Bei der Prozessierung der Musterbauteile wurden ebene Plattensubstrate aus LCP Vectra
E820i Pd zum Vergleich mitprozessiert und anschließend ebenfalls charakterisiert. Abb. 113
zeigt exemplarische REM-Aufnahmen dieser Platten nach der Metallbeschichtung. Abb. 114
und Abb. 115 zeigen REM-Aufnahmen der Musterbauteile nach dem Ätzprozess und der
Cu/Ni/Au- Beschichtung.
REM

Abb. 113: REM-Aufnahmen Plattensubstrat aus LCP Vectra E820i Pd nach Cu/Ni/Au
Abb. 114: REM-Aufnahmen Musterbauteil nach Ätzen (Ätzzeit 6 min, oben) und nach
Cu/Ni/Au (unten)
74

Abb. 115: REM-Aufnahmen Musterbauteil nach Ätzen (Ätzzeit 7,5 min, oben) und nach
Cu/Ni/Au (unten)
Abb. 116: Charakterisierung Rauheit (Mittelwerte aus je 3 Einzelwerten) nach Cu/Ni/Au
In Abb. 116 sind die Ergebnisse der Rauheitsmessungen dargestellt. Man erkennt eine relativ
große Streuung der Messwerte. Die Rauheitswerte der mitprozessierten Plattensubstrate
weisen bei gleicher Ätzzeit deutlich geringere Rauheitswerte als die Musterbauteile auf.
75

Zur Charakterisierung der Leiterbahnen und Durchführung wurde an dem metallisierten Musterbauteil
eine Computertomographie durchgeführt. Abb. 117 zeigt einen entsprechenden
Schnitt durch das Musterbauteil. Sowohl die Durchführung als auch die kompletten Leiterbahnen
sind gleichmäßig beschichtet.
Abb. 117: Computertomographie Musterbauteil nach Cu/Ni/Au
Exemplarische lichtmikroskopische Aufnahmen von Querschliffen der metallisierten Musterbauteile
sind in Abb. 118 dargestellt. Dabei ist nicht in allen Bereichen des Bauteils ein optimaler
Formschluss erkennbar. Zwischen den beiden untersuchten Ätzzeiten wurden diesbezüglich
keine signifikanten Unterschiede beobachtet.
76
Ätzzeit: 6 min
Ätzzeit:7,5 min
Abb. 118: Querschliffe nach Cu/Ni/Au
Nach der Metallisierung wurden auf den Plattensubstraten sowie auf den Musterbauteilen
Versuche zum Al-Wedge-Wedge-Drahtbonden durchgeführt (Abb. 119). Als Bonddraht wurde
ein 33µm AlSi1-Draht verwendet. Die Versuche wurden mit Substraten durchgeführt, bei
denen die Metallschicht die geringste Oberflächenrauheit aufweist, d.h. Substrate welche nur
6 min geätzt wurden. Abb. 120 zeigt die Ergebnisse der Drahtbondversuche.

Abb. 119: Al-Drahtbondversuche auf Plattensubstrat (links) und Musterbauteil (rechts)
77
Ergebnisse Musterbauteil Platte Merkblatt DVS 2811 (Labor)
Anzahl Bonds 50 50 > 30
Mittelwert Abreißkraft* 57,9% 54,6% > 50 %
Standardabweichung 5,6% 8,7% < 15 %
Mindestabreißkraft 115,5 mN 79,0 mN 60 mN
Bondabhübe (Lift-Off) 6% 0% 0%
*bezogen auf Zerreißkraft des unverformten Drahtes (220mN)
Abb. 120: Ergebnisse der Al-Drahtbondversuche auf Musterbauteil und Plattensubstrat

13 Untersuchungen zur Zuverlässigkeit
Um den Einfluss von Bindenähten des Spritzgussteils auf die Zuverlässigkeit von Leiterbahnen
zu ermitteln, wurden die Musterbauteile einem Temperaturschocktest unterworfen. Dabei
sollte während des Temperaturschocktests eine Online-Widerstandsmessung der beiden
Leiterbahnen durchgeführt werden. Das Musterbauteil wurde so ausgelegt, dass die Kontaktierung
der beiden Leiterbahnen der Musterbauteile mittels einer Mini-USB-Buchse einfach
und schnell durchgeführt werden kann. Kommerziell verfügbare Mini-USB-Buchsen haben
einen spezifizierten Temperaturbereich von -40°C bis 105°C. Die Online-Widerstandsmessung
erfolgte durch 2-Leitermessung. Für die elektrische Verdrahtung wurden entsprechende
Leiterplatten entworfen und angefertigt (Abb. 121), auf welchen die Musterbauteile
aufgebaut wurden. Der komplette Aufbau wurde dann in die Temperaturkammer integriert.
Abb. 121: Messaufbau im Temperaturschocktest
Insgesamt wurden 46 Musterbauteile dem Temperaturschocktest unterworfen, wobei je 23
Stück mit einer Ätzzeit von 6 min bzw. 7,5 min prozessiert wurden. Zusätzlich wurde ein Referenzwiderstand
von 10Ω sowie ein Temperatursensor dem Temperaturschocktest unterworfen.
Aufgrund des zulässigen Temperatureinsatzbereiches der Mini-USB-Buchse wurde
der Temperaturbereich des Temperaturschocktests auf -40°C und +85°C festgelegt. Zuerst
wurden 500 Temperaturzyklen durchgeführt. Abb. 122 zeigt den typischen Widerstandsverlauf
der beiden Leiterbahnen über die Anzahl der Temperaturzyklen.
Abb. 122: Online-Widerstandsmessung der beiden Leiterbahnen während des
Temperaturschocktests (-40°C/+85°C)
Bei 3 der 48 Steckplätze wurden bei der oberen Temperatur von +85°C teilweise deutlich
erhöhte Widerstände detektiert. Daraufhin wurden die dort befindlichen Musterbauteile auf
78

andere Steckplätze verteilt und erneut dem Temperaturschocktest unterzogen. Dabei hat
sich gezeigt, dass die Widerstände auch bei der hohen Temperatur von +85°C nicht mehr
erhöht waren, d.h. die Fehlerursache lag bei den entsprechenden Steckplätzen bzw. den
Mini-USB-Buchsen. Dies zeigt sehr deutlich, dass bei solchen Messaufbauten der Kontaktierung
der zu prüfenden Bauteile eine große Bedeutung zukommt, welche sorgfältig geprüft
werden müssen. Weiterhin zeigt dies auch die große Wichtigkeit einer Online-
Widerstandsmessung bei solchen Tests, um eine entsprechende Aussage über den gesamten
Temperaturbereich zu erhalten.
Da aufgrund der begrenzten Temperaturstabilität der verfügbaren Mini-USB-Buchsen nur
moderate Temperaturwechsel durchgeführt werden konnten, wurde nach den ersten 500
Zyklen von -40°C bis +85°C mit Online-Widerstandsmessung weitere 500 Zyklen von -40°C
bis +150°C ohne Online-Widerstandsmessung und anschließend nochmals 500 Zyklen von
-40°C bis +85°C mit Online-Widerstandsmessung durchgeführt. Dabei wurde bei keinem
Musterbauteil eine Erhöhung oder Drift der Widerstandswerte festgestellt, d.h. bei den untersuchten
Musterbauteilen waren bei diesen Testbedingungen keine Ausfälle zu verzeichnen.
79

14 Einfaches Kostenmodell
14.1 Kalkulationsbeispiel für Mikro-MID
14.1.1 Einleitung
Im Folgenden werden Herstellungskosten von 2K-Mikro-MIDs berechnet. Für die Nachvollziehbarkeit
der Ergebnisse werden die Kalkulationsgrundlagen angegeben. Die Berechnung
orientiert sich an dem Formteil „Musterbauteil“ des Projektes, welches eine praxisgerechte
Größe und Komplexität besitzt.
Im Vergleich werden drei praxisrelevante Maschinenkonzepte einbezogen: erstens eine
Kleinspritzgießmaschine mit kleinstmöglichem Spritzaggregat in 2K-Ausführung (im Weiteren
„2K-Schneckenkolbenmaschine“, lieferbar beispielsweise von Arburg, Dr. Boy, Ferromatik-
Milacron oder Sumitomo-Demag), zweitens eine Mikrospritzgießmaschine mit
Schneckenvorplastifizierung (Battenfeld MS50 oder Micropower), bei der die 2K-
Funktionalität durch die Kopplung zweier Maschinen über ein Handling erreicht wird (im Weiteren
„1+1-K-Mikromaschine“) und drittens die schussgewichtoptimierte Zweistufen-
Kolbenmaschine in integrierter 2K-Ausführung (formicaPlast-2K), wie es im Projekt zur Anwendung
kommt (im Weiteren „integrierte 2K-Mikromaschine“).
Die Werkzeugpreise und die Stundensätze sind verallgemeinert und stets angegeben. Da es
sich um kleine bis mittlere Serien handelt, wird ein 1-fach-Werkzeug angenommen. Da für
die 2K-Schneckenkolbenmaschine die dabei entstehenden kleinen Schussgewichte sehr
ungünstig sind, werden als Vergleich Formteilpreise für ein 2- und ein 4-fach-Werkzeug kalkuliert.
Darüber hinaus wird versucht, für das Formteil „Musterbauteil“ des Projekts die Kosten für
das Alternativverfahren mit Laserdirektstrukturierung vergleichend zu ermitteln. Dazu wird
die Fertigung der Teile an einer schussgewichtoptimierten 1K-Mikrospritzgießmaschine angenommen,
um die Vergleichbarkeit zu gewährleisten. In allen Berechnungen werden die
Preise für die Metallisierung außer Acht gelassen, und als weitgehend gleich eingeschätzt.
14.1.2 Annahmen
Materialbedarf: 2K-Formteil mit 100 mg und 55 mg Formteilgewicht, natürlich für alle Maschinenkonzepte
identisch. Anguss je Schuss ist 10 mg für die „integrierte 2K-
Mikromaschine“, 150 mg für die „1+1-K-Mikromaschine“ und 700 mg für die „2K-
Schneckenkolbenmaschine“. So ergibt sich ein Gesamt-2K-Schussgewicht von 175 mg für
die „integrierte 2K-Mikromaschine“, 455 mg für die „1+1-K-Mikromaschine“ und 1555 mg für
die dritte Variante. Die Wiederverwertung der Angüsse wird nicht betrachtet, da erstens die
Folgen bei dieser Anwendung nicht bekannt sind und zweitens bedeutet der geringe Formteilanteil
für das Standardkonzept einen vielfachen Durchlauf des Angussmaterials.
Zykluszeit: 6 s für die „integrierte 2K-Mikromaschine“, 8 s für die „2K-
Schneckenkolbenmaschine“. Die Unterschiede sind auf die längeren Umsetzzeiten und auf
die längeren angussbedingten Kühlzeiten der „2K-Schneckenkolbenmaschine“ zurückzuführen.
Die Differenzen sind trotzdem relativ gering, da LCP schnell erstarrt und die Angussgrößen
in beiden Fällen optimiert sind. Für die „1+1-K-Mikromaschine“ wird die aus der Literatur
bekannte Lösung mit der Kopplung zweier Maschinen angenommen und wegen der länge-
80

en Umsetzzeiten gegenüber der „integrierten 2K-Mikromaschine“ eine Zykluszeit von 8 s
geschätzt.
Werkzeugkosten: Bei der Berechung der Werkzeugkosten wird angenommen, dass die
Produktion von 2K-Mikro-MID zum Portfolio der Firma gehört und damit das gefragte Formteil
zu einem Formteilspektrum mit drei Teilen gehört. Die dabei möglichen Einsparpotenziale
durch Stammwerkzeuge werden berücksichtigt. Es handelt sich um Werkzeuge ohne Schieber
und Heißkanal.
Generell wird angenommen, dass das Werkzeug für die angegebenen Stückzahlen gefertigt
wird. Damit werden die Werkzeugkosten in die Formteilkosten eingerechnet. So ergeben
sich für kleine Serien sehr hohe Stückpreise, was aber auch die Realität bei der Entwicklungsphase
widerspiegelt. Die maximal gerechnete Stückzahl von 500000 Stück soll das
Werkzeug ohne gesonderte Wartungskosten überstehen.
81
- „integrierte 2K-Mikromaschine“: Stammwerkzeug 12000 €, Konturspezifische Komponenten
je 12000 €. Also (12000 + 3*12000) / 3 = 16000 € Werkzeugkosten pro
Formteil.
- „2K-Schneckenkolbenmaschine“: Individuelles Werkzeug für jedes Formteil mit
24000 €. Die Kosten sind also wie oben, lediglich der Vorteil des Stammwerkzeuges
wird nicht berücksichtigt. Die weiteren Mehrkosten gegenüber der obigen Lösung, die
aus der Individualität, Konstruktionsaufwand und Fertigungsvorbereitung resultieren,
werden durch den geringfügig einfacheren Werkzeugaufbau der Individuallösung etwa
ausgeglichen. Die Mehrkosten für Vielfachwerkzeuge sind wegen der zusätzlichen
Mikrokonturen und wegen des erhöhten Abstimmungs- und Musterungsaufwandes
deutlich höher. So wird 28 000 ° € für das 2-fach- und 34000 € für das 4fach-2K-Werkzeug
angenommen.
- „1+1-K-Mikromaschine“: Hier sind auch Stammwerkzeuge weit verbreitet. Da es sich
um ein 1+1-Verfahren handelt, wird mit höheren Stammwerkzeugpreisen einschließlich
Werkzeugkosten für Handling (20000 €) gerechnet. Damit ergeben sich rund
19000 € Werkzeugkosten pro Formteil.
Weitere Kosten:
- Personaleinsatz und Wartung: Da es sich um kleine bis mittlere Serien handelt, wird
in beiden Fällen der Einsatz eines qualifizierten Technikers (Stundensatz 65 €/h) mit
25 % und eines Ingenieurs (Stundensatz 95 €/h)mit 10 % während der Produktionszeit
berücksichtigt. Des Weiteren wird ein Einschichtbetrieb vorausgesetzt. Zudem
wird angenommen, dass alle 4 Stunden etwas passiert, oder Wartung durchgeführt
wird. Diese nimmt einen Techniker für 20 min in Anspruch und ist mit 30 g
(formicaPlast) bzw. 300 g („2K-Schneckenkolbenmaschine“ und „1+1-K-
Mikromaschine“) Materialverbrauch verbunden. Es wird mit 1% Ausschussquote gerechnet,
aber kein extra Aufwand für die Qualitätskontrolle berechnet.
- Materialpreis pauschal: 30 €/kg
- Maschinenstundensatz: 11 €/h für „2K-Schneckenkolbenmaschine“ und 15 €/h für die
„integrierte 2K-Mikromaschine“. Im Falle der „1+1-K-Mikromaschine“ werden zwei
preisintensive Maschinen und zusätzlich ein Handhabungssystem benötigt, sodass

82
hier 22 €/h realistisch erscheint. Grundlage der Stundensatzberechnung ist ein größtenteils
ausgelasteter Einschichtbetrieb.
- Auftragspauschale: 400 €
14.1.3 Ergebnisse
So ergeben sich folgende Formteilpreise in Euro einschließlich Werkzeugpreis:
Aus der Tabelle geht hervor, dass eine integrierte 2K-Mikromaschinenlösung stets wirtschaftlicher
arbeitet, als die Kopplung zweier Mikromaschinen. Weiterhin ist ersichtlich, dass spezialisierte
Mikromaschinen bis zur Produktion von hunderttausend Teilen Kostenvorteile gegenüber
einer „2K-Schneckenkolbenmaschine“ bieten. Für eine flexible Serienproduktion
sind die spezialisierten Mikrospritzgießmaschinen, vor allem als „integrierte 2K-
Mikromaschine“ vorteilhaft. Eine technologisch-praktische Betrachtung würde diese rein
ökonomische Sichtweise weiter stärken. Die Tabelle gibt anhand der „2K-
Schneckenkolbenmaschine“ einen Hinweis zu wirtschaftlicher Auslegung der Fachzahl.
Demnach ist im untersuchten Fall ein 2fach-Werkzeug ab 100000 sinnvoll und ein 4fach
Werkzeug nur wenig ungünstiger. Die Kostenvorteile für die 4fach-Variante sind ab 500000
eindeutig und diese Lösung ist wirtschaftlicher, als die Mikromaschinenlösungen.
14.1.4 Vergleich Laserdirektstrukturierung
Annahmen:
Im folgenden Abschnitt wird für das Formteil „Musterbauteil“ des Projekts ein Vergleich mit
der Laserdirektstrukturierung kalkuliert. Dabei wird eine 1K-Mikroformteilfertigung angenommen.
Die Rechnungen erfolgen für eine „schussgewichtoptimierte Mikrospritzgießmaschine“,
welche die Basis für die oben erwähnte bildet. Daher werden die Annahmen aus den Angaben
für die „integrierte 2K-Mikromaschine“ abgeleitet. Dabei werden folgende Annahmen
getroffen:
Materialbedarf: Als laserstrukturiertes 1K-Formteil wäre das Vergleichsformteil etwas dünnwandiger
ausgelegt als für das 2K-MID, woraus sich ein Gesamt-Formteilgewicht von
120 mg ergibt. Anguss soll für die 1fach-Variante wie oben 10 mg. Die Wiederverwertung der
Angüsse wird analog zur obigen Rechnung nicht betrachtet.

Zykluszeit: Die Zykluszeit beträgt 5,5 s, da die Umsetzzeit der „integrierten 2K-
Mikromaschine“ (6 s) entfällt.
Werkzeugkosten: Analog zu den obigen Rechnungen wird von einem Portfolio von 3 Teilen
mit den entsprechenden Einsparpotenzialen durch Stammwerkzeuge ausgegangen. Die weiteren
Annahmen stimmen ebenfalls mit den früheren überein. So ergeben sich mit Stammwerkzeug
8000 €, konturspezifische Komponenten je 9000 € (8000 + 3*9000) / 3 ≈ 12000 €
Werkzeugkosten pro Formteil.
Weitere Kosten: Die weiteren Kosten sind mit Ausnahme des etwa 10% höheren Materialpreises
für LCP Vectra E840i LDS und des Maschinenstundensatzes (12 €/h) mit denen für
die „integrierte 2K-Mikromaschine“ identisch.
Annahmen für LDS: Der Laser wird als Kalkulationsgrundlage 3-schichtig betrieben. Es wird
davon ausgegangen, dass Laser (anteilig) und Vorrichtung amortisiert wird. Lasertaktzeit
wird mit 20 s/Teil inkl. Handling und visueller Prüfung angenommen. Maschinenstundensatz
und Lohnkosten für die Peripherie sowie Gemeinkostensätze werden wie üblich veranschlagt.
So ergeben sich folgende Formteilpreise für die Spritzgießfertigung inkl. Laserstrukturierung
in Euro einschließlich Werkzeugpreis:
Damit wird die Vermutung bestätigt, dass sich Kostenvorteile für die 2K-MID-Technik bei
höheren Stückzahlen ergeben. Bei dem gewählten Formteilbeispiel des Projektes wird unter
Berücksichtigung der geschilderten Annahmen die 2K-MID-Technik bei Stückzahlen über
10000 wirtschaftlicher als die Laserstrukturierung. Diese Zahl ist spezifisch für das hier betrachtete
Formteil zu sehen und kann bei anderen Formteilen deutlich abweichen. Über die
reine Kostenkalkulation hinaus werden natürlich hauptsächlich die Möglichkeiten und Grenzen
der geometrischen Gestaltung die Auswahl zwischen beiden Verfahren bestimmen.
83

15 Leitfaden zu Möglichkeiten und Grenzen der Formteilgestaltung
Die folgenden Aussagen basieren auf den Ergebnissen des Projektes und auf bisherige Erfahrungen
der beteiligten Projektpartner. Aussagen zu Füllbarkeit bestimmter Strukturen,
Einfluss der Bindenähte, Unterwanderung der Metallisierung gelten strenggenommen nur für
die im Projekt untersuchten Formteile. Da es sich um 3 verschiedene Formteile handelt,
kann die Aussage jedoch mit hoher Sicherheit verallgemeinert werden.
Zur Herstellung der Strukturen für 2K-MID muss grundsätzlich zwischen den Varianten mit
der zweiten Komponente als
84
• isolierende Zwischenschicht (Methode 1) und
• als metallisierbare Leiterbahnkomponente (Methode 2)
unterschieden werden (s. Abb. 1). Bei der Methode 1 stehen die Leiterbahnen erhaben auf
dem Vorspritzling aus metallisierbarem Kunststoff und werden durch die zweite Komponente
(Isolierschicht) durch Auffüllen der Zwischenräume voneinander getrennt. Der Vorspritzling
der Methode 2 enthält aus nicht metallisierbarem Kunststoff die späteren Leiterbahnen in
Form von Gräben, die in dem zweiten Spritzvorgang mit metallisierbarem Kunststoff gefüllt
werden. Bei der Methode 2 haben die Bahnen wegen des fehlenden gemeinsamen Untergrundes
keine Verbindungsstellen zueinander. So besteht nicht die Gefahr eines Kurzschlusses
durch Unterwanderungen beim Metallisierungsprozess. Die einzelnen Bahnen
müssen aber individuell verankert und angespritzt werden. Letzteres grenzt die Möglichkeiten
beim Leiterbahnlayout stark ein. Elemente zur Durchkontaktierung zweier Funktionsebenen
mit beidseitig offenen Bahnen sind aber gut machbar.
Bei der Mikrostrukturierung der Formeinsätze für die Methode 2 sind sehr geringe Leiterbahnbreiten
bei nach unten begrenztem Bahnabstand realisierbar, da die Strukturen im
Werkzeug erhaben sind. Die Verhältnisse für die Methode 1 sind umgekehrt. Die Leiterbahnstruktur
wird in Form von Gräben in das Werkzeug eingebracht, was die Leiterbahnbreiten
nach unten eingrenzt. Die Ergebnisse des Projektes zeigen, dass bei beiden Methoden Leiterbahnbreiten
mit 0,2 mm sicher werkzeugtechnisch hergestellt und im Spritzgießprozess
abgeformt werden können. Minimale Zwischenräume von 0,2 mm sind ebenfalls gut realisierbar.
Aus werkzeugtechnischer Sicht schränkt die Zugänglichkeit der Oberflächen mit den
filigranen Fräsern die Gestaltungsmöglichkeiten ein. In vielen Fällen (geneigte Flächen, tief
liegende Strukturmerkmale) bietet die Mikrosenkerosion einen Ausweg. Die Möglichkeit, mit
segmentierten Elektroden in mehreren Schritten zu strukturieren, erlaubt eine große Gestaltungsfreiheit.
Dennoch muss die Formteilentwicklung mit der Erarbeitung der Herstellstrategie
für die Werkzeugkonturen Hand in Hand gehen.
Bei der geometrischen Gestaltung des Grundkörpers ist das Abrunden von Kanten, über die
die Leiterbahnen verlaufen, von besonderer Bedeutung. Prinzipiell sollten für eine kunststoffgerechte
Formteilgeometrie diese Kanten mit wenigen Ausnahmen abgerundet werden Dies
gilt auch für Mikroteile. Bei den 2K-MIDs ist es zusätzlich durch die Gefahr der Überspritzung
der Leiterbahnen begründet. Die scharfen Kanten werden durch die erste Komponente leicht
abgerundet abgeformt. Wird dieser Vorspritzling mit der abgerundeten konvexen Kante in die
zweite Kavität, welche wieder scharfkantige Konturen aufweist, eingelegt, entsteht ein Hohlraum,
in den die Schmelze eindringen kann. Dies kann entweder die Leiterbahn unterbrechen
(bei der Methode 1) oder benachbarte Bahnen verbinden (bei der Methode 2). Aus

ähnlichen Überlegungen lässt sich ableiten, dass Fertigungstoleranzen im Werkzeug stärkere
Auswirkungen auf die Qualität der Formteile an Kanten mit kleineren Radien haben. Das
im Rahmen des Projektes entwickelte Formteil „Musterbauteil“ weist Formteilmerkmale zur
Untersuchung dieser Problematik auf. Die Leiterbahnen werden über konvexe und konkave
Radien mit 0,1 bis 0,7 mm geführt. Die Wandungen haben eine Neigung von 20° bzw. 30°.
Die Ergebnisse zeigen, dass konvexe Radien am Formteil mit R0,1 mm noch beherrschbar
sind. Andererseits steht für die Fehlertoleranz der vergrößerten Radien, dass Unterschiede
in den Leiterbahnhöhen von 40 µm an den Radien von R0,7 mm keine Fehler verursachen
(s. Kap. 10.3).
Aus der Sicht der Spritzgießtechnologie ist die Füllbarkeit der Strukturen der dominante Einflussfaktor.
Die Herausforderungen der beiden Methoden sind unterschiedlich.
Bei der Methode 1 werden die Mikrostrukturen mit der ersten (metallisierbaren) Komponente
erhaben abgeformt. Die Strukturen der im Projekt untersuchten Bauteile mit Leiterbahnbreiten
und Domdurchmesser von 0,2 mm erweisen sich als problemlos abformbar. Generell gilt,
dass angussnahe Mikrostrukturen häufiger unvollständig gefüllt werden, als angussferne. Die
Erklärung für dieses Verhalten ist, dass der geringe Druck am Anfang der Füllphase die angussnahen
Strukturen nicht spontan füllen kann. Statt die Mikrokavitäten abzuformen, fließt
sie Schmelze in die dickwandigeren Bereiche des Grundkörpers. Am Ende des Füllvorganges,
wenn die notwendigen Drücke für die Mikrostrukturabbildung erreicht sind, ist wiederum
die Erstarrung der Randschicht angussnah zu weit vorangeschritten. Durch die Erhöhung der
Einspritzdynamik können diese Effekte in der Regel kompensiert werden. Die Füllung mit der
zweiten (isolierenden) Komponente ist wegen der großen Fließquerschnitte gut realisierbar.
Bei den Formteilen des Projektes werden bei einer Schichtdicke von 0,3 mm Fließwege von
über 15 mm gefüllt. Im Zusammenhang mit der Füllung der zweiten Komponente sind folgende
kritische Punkte zu beachten:
(1) Erstens können bei der üblichen hohen Einspritzdynamik die Leiterbahnstrukturen überspritzt
und damit abgedeckt werden. Hier schafft – entsprechend präzise Maschinentechnik
vorausgesetzt – ein abgestuftes Einspritzprofil mit abgestimmtem Umschaltpunkt oder eine
Werkzeugänderung mit Erhöhung der Mikrostrukturen für eine straffere Einspannung /
Tuschierung des Vorspritzlings in der zweiten Werkzeugkavität Abhilfe.
(2) Zweitens muss beachtet werden, dass die Strukturen der ersten Komponente beim zweiten
Spritzvorgang hohe seitliche Druckbelastung erfahren. Dies kann die Strukturen deformieren
oder sogar brechen. An den Formteilen des Projektes werden deformierte Strukturen
tendenziell angussnah bei langen Fließwegen beobachtet, während einzeln stehende Kontaktstellen
(Zylinder) mit dem Durchmesser 0,2 mm zum Abbrechen neigen. In beiden Fällen
verbessert die Erhöhung der Strukturen wieder durch die straffere Einspannung die Situation.
Zusätzlich kann, wie im Projekt gezeigt, in der Nähe von senkrechten Wänden die Struktur
mechanisch abgestützt werden, ohne das Leiterbahnlayout zu beeinflussen.
(3) Der dritte Aspekt der Gestaltung ist die Forderung nach gleichmäßiger Verteilung der
Fließquerschnitte für aufgeteilte Schmelzeströme, also nach „ausbalancierten Fließfronten“.
Die von dem Anguss kommende Schmelze wird durch die erhabenen Leiterbahnstrukturen in
einzelne Schmelzeströme aufgeteilt, welche unterschiedliche Fließwiderstände überwinden
müssen. Da die Schmelzeströme „parallelgeschaltet“ sind, wird die Schmelze in Bereichen
mit geringem Widerstand lokal voreilen, während sie in engeren Querschnitten zu Stagnation
bzw. Stillstand und damit zur Erstarrung neigt. Die Folge ist eine unvollständige Füllung.
85

Gewisse Querschittsunterschiede lassen sich durch erhöhte Einspritzdynamik kompensieren.
Bei größeren Differenzen, wie z. B. gruppierte Leiterbahnen kann die Verwendung der
Methode 2 Abhilfe schaffen (s. Abb. 94).
Bei der Methode 2 ist die Forderung nach „ausbalancierten Fließfronten“ meist gegeben. So
müssen die Zwischenräume zwischen den Leiterbahnsträngen für diese Methode nicht
gleichmäßig sein. Allerdings resultieren als Folge der direkten Füllung der filigranen Leiterbahnenquerschnitte
hohe Drücke beim Füllen. Diese führen häufig zur Gratbildung an der
zweiten Komponente und dadurch zur unerwünschten Verbindung der Leiterbahnen und zur
Deformation der Grundkomponente. Die im Rahmen des Projektes erprobten Leiterbahnen
mit einem Querschnitt von 0,3 x 0,3 mm² lassen sich sicher realisieren.
Die bekannte Bindenahtschwäche von LCP zeigt weder aus der Sicht der mechanischen
Stabilität noch aus der Sicht einer Unterwanderung der Metallisierung an der Bindenahtstelle
negative Folgen. Auch an den Grenzflächen zwischen den beiden Komponenten, die im Falle
von LCP bekanntlich ohne physikalische Haftung aneinanderliegen, findet keine störende
Unterwanderung statt. Dies gilt sogar dann, wenn an der Grenzfläche infolge nicht optimaler
Technologie ein Mikrospalt erkennbar ist. Diese Aussagen gelten natürlich nur für vollständig
gefüllte Formteile. Versuche an präparierten Proben zeigen, dass die zweite Komponente
auch ohne die konstruktiv vorgesehene mechanische Verankerung nach dem Spritzgießvorgang
fest an dem Vorspritzling haftet. Allerdings kann in manchen Fällen im Laufe des Metallisierungsprozesses
eine Lockerung festgestellt werden.
Allgemein ist es für die Formteilgestaltung aus der Sicht der Metallisierung wichtig, dass keine
schöpfenden Geometrien entstehen. Des Weiteren ist für den Trommelprozess wichtig,
dass Flächen, die ein Zusammenkleben der Teile begünstigen würde, mit Abstandshaltern
versehen sind. Diese Aspekte sind an allen Formteilen des Projektes berücksichtigt. Da es
sich gezeigt hat, dass in der unmittelbaren Nähe des Anschnittes die Metallschichten oft
schlecht haften, sollten keine metallisierten Funktionsflächen auf den Anschnitt gelegt werden.
Die Formteile des Projektes besitzen keine Funktionsflächen im Anschnittbereich, so
basiert diese Feststellung auf visuelle Beurteilung und nicht auf Funktionsprüfung.
Die Ergebnisse der Metallbeschichtung haben gezeigt, dass die Vorbehandlungsparameter,
wie die Prozesszeit im entsprechenden Ätzbad bauteilabhängig optimiert werden müssen,
insbesondere wenn geringe Rauheiten erzielt werden sollen. Ein zu intensiver Ätzprozess
führt zu Oberflächentopographien mit Vertiefungen, die für den Al-Drahtbondprozess kritisch
sind. Der Vorbehandlungsprozess muss so angepasst werden, damit ein homogenes Anspringen
der Startkupferschicht sowie eine ausreichende Haftfestigkeit bei noch akzeptabler
Rauheit erreicht wird. Für den Schichtaufbau aus chemisch Kupfer, chemisch Nickel und
Tauchgold sollte eine Schichtdicke von 10±3 µm Cu, 5±3 µm Ni und 0,1±0,05 µm Au angestrebt
werden. Der formschlüssige mechanische Verbund zwischen beiden Komponenten ist
ebenfalls ein wichtiger Aspekt bei der Formteilauslegung, um das Eindringen von Elektrolyt
in die Grenzfläche zwischen erster und zweiter Komponente zu verhindern, was im ungünstigsten
Fall zu Kurzschlüssen durch Unterwanderung führen kann.
86

16 Ergebnistransfer
Maßnahme Ziel und Rahmen Datum/ Zeitraum
Projektbegleitender Ausschuss
(PA)
Transfer der Projektergebnisse
Veröffentlichung der Projektergebnisse
Aufnahme der Ergebnisse
in die Lehre bzw. Durchführung
von Diplom- und
Studienarbeiten
87
1: Vorstellung des geplanten Projektes und Diskussion der
geplanten Arbeiten
2: Vorstellung der ersten erzielten Ergebnisse und Diskussion
weiteres Vorgehen
3: Abschlusspräsentation und Diskussion der erzielten Ergebnisse
1: Vorstellung der Ergebnisse:
Mitgliederversammlung KuZ und Mitgliederversammlung HSG
20.5.2010
29.3.2011
24.7.2012
2011
2: Präsentation erster Ergebnisse auf Fachmesse SMT auf
Gemeinschaftsstand 3D-MID
2011
3: Präsentation der Ergebnisse auf dem Stand des HSG-IMAT
auf dem MST-Kongress in Darmstadt
10.-12.10.2011
4: Präsentation der Ergebnisse auf dem Stand des KuZ zur
Fakuma in Friedrichshafen
18.-22.10.2011
5: Präsentation der Ergebnisse zur Fachtagung Technomer in
Chemnitz
6: Präsentation der Ergebnisse beim Treffen der Netzwerke
10.-12.11.2011
AMZK (Automobilzulieferer Kunststofftechnik Sachsen) und
FEKM (Forschung und Entwicklung Kunststofftechnik Mitteldeutschland)
2012
7: Präsentation der Ergebnisse beim POLYKUM-Workshop
„Innovative Verarbeitungstechnologien“
17.02.2012
8: Präsentation der Ergebnisse auf dem Stand des HSG-IMAT
auf der Fachmesse SMT in Nürnberg
8.-10.5.2012
9: Präsentation der Ergebnisse auf dem Stand des HSG-IMAT
auf der Fachmesse Sensor+Test in Nürnberg
10: Präsentation der Ergebnisse auf dem Stand des HSG-
22.-24.5.2012
IMAT im Rahmen der Industrieausstellung beim Internationalen
MID Kongress in Fürth
19.-20.9.2012
11: Industrielle Weiterbildung im Rahmen des Mikroseminars
des KuZ
2x jährlich
12: Präsentation der Ergebnisse im Rahmen der Akquisition
bei der Institutsvorstellung von HSG-IMAT und KuZ
laufend
1: Publikation der Forschungsergebnisse in Proceedings der
Fachtagung Technomer in Chemnitz
2: Publikation der Forschungsergebnisse in Abschlussbericht
10.-12.11.2011
und Veröffentlichung auf den Internetseiten der Forschungsstellen
2012
3: Publikation der Forschungsergebnisse in Fachzeitschrift
Geplant
2012/2013
4: Präsentation der Ergebnisse im Jahresbericht HSG-IMAT
bzw. KuZ
Geplant 2013
1: Ausbildung der Studenten an der Universität Stuttgart 2012
2: Praxis- und Vorlesungsveranstaltungen für die Studenten
der HTWK Leipzig und BA Eisenach
2012

17 Literatur
[1] Jüttner, G.: Plastifiziereinheiten für kleinste Schussgewichte. Kunststoffe 94 (2004) 1,
S. 53-55
[2] Jüttner, G.: Flexible Maschinentechnik realisiert Mikrospritzguss. Kunststoffberater 52
(2007) 3, S. 35-41
[3] Dormann, B.; Jüttner, G.: Klein, fleißig, kooperativ – Große Anforderungen für kleine
Teile an Mikrospritzanlagen. Plastverarbeiter 58 (2007) 2, S. 60-62.
[4] Johannaber, F.; Michaeli, W.: Handbuch Spritzgießen, Carl Hanser Verlag München
Wien, 1. Aufl., 2001
[5] Jüttner, G.; Jacob, S.: Zweikomponenten-Mikrospritzgießen. In: Tagungsband zur
Fachtagung Montagespritzgießen Formschluss – Kraftschluss – Stoffschluss des LKT
Erlangen in Fürth, 2007, S. 189–206
[6] Jüttner, G.; Jacob, S.: Immer kleiner, immer Präziser – Flexible Fertigung von Zweikomponententeilen
durch Mikrospritzgießen. Plastverarbeiter 57 (2005) 11, S. 62-64.
[7] Jüttner, G.; Freitag, H.; Dormann, B.: Mikrospritzgießen mit Automatisierung nach Maß.
Mikroproduktion (2010)5, S. 12-17
[8] Jüttner, G.; Stübiger, A.; Härtel, T.: Der bessere Prüfkörper für 2K-Mikrobauteile. Mikroproduktion
(2011)6, S. 48-51
[9] Forschungsvereinigung Räumliche Elektronische Baugruppen 3-D MID e.V.: „3D-MID-
Technologie“, Carl Hanser Verlag, München 2004
[10] R. Suchentrunk et al., Kunststoff-Metallisierung, Eugen G. Leuze Verlag, Saulgau,
2007
[11] W. Eberhardt, S. Weser, H. Kück: Von der Deko in die Industrie - Metallisierung von
MID mit nasschemischen Verfahren, Elektronik – Sonderausgabe Räumliche elektronische
Baugruppen 2011, S. 24-27.
88

18 Danksagung
Das IGF-Vorhaben 335ZBG 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
A. Raymond GmbH & Co. KG
Buss-Werkstofftechnik GmbH & Co. KG
DESMA Schuhmaschinen GmbH
Enthone GmbH
Gramm Technik GmbH
Harting AG
InfraTec GmbH
ITES Vertriebs GmbH
Jenoptik Polymer Systems GmbH
Lüberg Elektronik GmbH
MCADform Vorrichtungs- und Formenbau GmbH
Microelectronic Packaging Dresden GmbH
MicroMountains Applications AG
Mikrotechnik Freudenreich GmbH & Co. KG
PENTACON GmbH Foto- und Feinwerktechnik
PKT GmbH
Robert Bosch GmbH
Robert Seuffer GmbH & Co. KG
Ticona GmbH
XENON Automatisierungstechnik GmbH
89