JP5538330B2 - Heat generating member, manufacturing method thereof, and thermocompression bonding apparatus - Google Patents
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Description
本発明の実施形態は、発熱部材、その製造方法、および熱圧着装置に関する。 Embodiments described herein relate generally to a heat generating member, a manufacturing method thereof, and a thermocompression bonding apparatus.
インクジェットヘッドを製造する際には、テープキャリアパッケージ(TCP)に設けられた複数の端子が、ターゲット基板にはんだ付けされる。このはんだ付けには、従来からチタン製の発熱部材を用いた熱圧着装置が用いられてきた。 When manufacturing an inkjet head, a plurality of terminals provided on a tape carrier package (TCP) are soldered to a target substrate. Conventionally, a thermocompression bonding apparatus using a heat generating member made of titanium has been used for this soldering.
チタンは、はんだに濡れないという特性を有し、抵抗値も比較的高い。それゆえ、チタン製の発熱部材は、電極と組み合わせてパルスヒート用熱圧着装置に使用される。 Titanium has a characteristic that it does not get wet with solder and has a relatively high resistance value. Therefore, the heat generating member made of titanium is used in a thermocompression bonding apparatus for pulse heat in combination with an electrode.
TCPにおける複数の端子のアレイとターゲット基板とをはんだ付けするにあたっては、まず、ターゲット基板にクリームはんだを塗布し、次いで、TCP以外の他の部品をターゲット基板上に載置して炉内を通過させておく。クリームはんだを塗布する場所は、他の部品のリードおよびTCPにおける複数の端子を載置する場所に当たるパターン上である。炉内でクリームはんだを溶かすことによって他の部品を基板上にはんだづけするとともに、TCPにおける複数の端子を載置する予定の場所の表面もはんだ処理される。 In soldering an array of a plurality of terminals and a target substrate in TCP, first, cream solder is applied to the target substrate, and then other components other than TCP are placed on the target substrate and passed through the furnace. Let me. The place where the cream solder is applied is on a pattern corresponding to a place where a lead of another component and a plurality of terminals in the TCP are placed. Other parts are soldered on the substrate by melting cream solder in the furnace, and the surface of the place where a plurality of terminals in the TCP are to be placed is also soldered.
次に、TCPにおける複数の端子を載置する。はんだ処理された端子を載置したターゲット基板に、発熱部材の先端部を構成し、圧着面を有する加熱部を押し当て、電極から発熱部材にパルス電流を流して発熱させる。発熱部材の加熱部は、TCPにおける複数の端子の並び方向におけるアレイの両端にある2つの端子の外側から外側までの長さ(アレイ長)に対応する長さを有している。はんだ処理されたターゲット基板上のはんだは、加熱部の発熱によって再度溶融し、TCPにおける複数の端子が一括してターゲット基板にはんだ付けされる。 Next, a plurality of terminals in TCP are placed. A tip portion of the heat generating member is formed on the target substrate on which the soldered terminals are placed, and a heating portion having a crimping surface is pressed against the heat generating member by causing a pulse current to flow from the electrode to the heat generating member. The heating part of the heat generating member has a length corresponding to the length (array length) from the outside to the outside of the two terminals at both ends of the array in the arrangement direction of the plurality of terminals in the TCP. The solder on the soldered target substrate is melted again by the heat generated by the heating unit, and a plurality of terminals in the TCP are collectively soldered to the target substrate.
しかしながら、TCPにおける複数の端子は、必ずしも均一にはんだ付けされず、部分的なはんだ不良が生じていた。はんだ不良の原因としては、発熱部材からの熱がはんだに均一に伝わらないことが挙げられる。例えば、発熱部材の加熱部とターゲット基板との当たりの不良である。 However, the plurality of terminals in the TCP are not necessarily soldered uniformly, and partial solder defects have occurred. The cause of the solder failure is that heat from the heat generating member is not uniformly transmitted to the solder. For example, the contact between the heating part of the heat generating member and the target substrate is defective.
本発明が解決しようとする課題は、TCPにおける複数の端子を、ターゲット基板に均一にはんだ付けすることができる発熱部材を提供することである。 The problem to be solved by the present invention is to provide a heat generating member capable of uniformly soldering a plurality of terminals in a TCP to a target substrate.
実施形態の発熱部材は、電極に接触する長手方向に沿った電流受給面と、前記電流受給面の下部に一体的に設けられ前記長手方向に沿った圧着面を有する加熱部とを備え、前記電流受給面は、前記電極に連結するためのネジが配置される複数のタップを有し、前記ネジにより前記電極に連結されて前記電極に接触することにより、前記電極から前記電流受給面の長手方向に直交する方向に流されるパルス電流により発熱する発熱部材であって、前記電流受給面に、前記電極との接触抵抗を低下させる部材を有することを特徴とする。 Heat generating member embodiment includes a current receiving surface along the longitudinal direction in contact with the electrodes, and a heating portion having a crimping surface along the longitudinal direction is provided integrally with the lower portion of said current receiving surface, wherein The current receiving surface has a plurality of taps on which screws for connecting to the electrodes are arranged, and is connected to the electrodes by the screws and comes into contact with the electrodes, so that the current receiving surface is elongated from the electrodes. A heat generating member that generates heat by a pulse current that flows in a direction orthogonal to the direction, and has a member that reduces contact resistance with the electrode on the current receiving surface.
以下、図面を参照して実施形態を説明する。 Hereinafter, embodiments will be described with reference to the drawings.
図1は、一実施形態にかかる発熱部材10の基本構造を示す斜視図である。図1に示すように、発熱部材10は、互いに離間して対称的に配置され、それぞれ第1の直方体部分111aおよび第2の直方体部分112aを含む第1の壁部111および第2の壁部112を備える。第1の壁部111および第2の壁部112は、それぞれ、下部がテーパー部111bおよび112bを形成する。前記第1の壁部111および第2の壁部112とは、それらの底部(テーパー部111b、112bの下部)において一体的に加熱部113により連結されている。加熱部113は、直方体部分111、112の長手方向に沿って延び、その下端面が、被加熱物(ターゲット基板)に圧着する圧着面113aを構成する。
FIG. 1 is a perspective view showing a basic structure of a
発熱部材10の直方体部分111には、複数のタップ12が設けられている。タップ12が設けられた面は、電極の電流供給面に接触する電流受給面13である。電極から電流受給面13に電流が供給されると、電流は図中の矢印aの方向に流れる。各タップ12には、発熱部材10を電極に連結するためのネジがそれぞれ配置されるが、これについては後述する。
A plurality of
発熱部材10の加熱部113には、熱電対11が溶接されている。熱電対11は、発熱部材10の温度を検出してコントローラ(図示せず)で供給電流を位相角制御し、所定の温度(例えば約350℃)に維持する。
A
発熱部材10における加熱部113の長手方向の長さLは、TCPにおける端子のアレイ長に対応し、例えば約55mmである。図1中、矢印aで示されるように、発熱部材10において電流の流れる方向は、直方体部分111、112および加熱部113の長手方向に直交している。
The length L in the longitudinal direction of the
図2は、実施形態の発熱部材10を用いたパルスヒート式熱圧着装置の構成を示す概略図である。熱圧着装置20においては、発熱部材10は、ボルト16により正極側シャンク14Pおよび負極側シャンク14Nに圧接される。正極側シャンク14Pおよび負極側シャンク14Nは、真鍮製であり、電極として作用する。正極側シャンク14P、発熱部材10、および負極側シャンク14Nによって、熱圧着装置20のヘッド43が構成される。
FIG. 2 is a schematic diagram showing a configuration of a pulse heat type thermocompression bonding apparatus using the
正極側シャンク14Pおよび負極側シャンク14Nは、ボルト44により導電板45にそれぞれ固定されている。この導電板45には、パルス状の加熱電流を供給する電源46から電流が給電される。また、正極側シャンク14Pおよび負極側シャンク14Nには、ボルト47により絶縁ブロック48が固定され、絶縁ブロック48はスピンドル49に固定されている。スピンドル49は、図示しない昇降機構により上下に移動する。
The
基板34の銅箔パターン35表面は、事前にはんだ処理を施しておく。すなわち、銅箔パターン35の部分にクリームはんだを塗布した基板34を炉に通過させ、はんだを溶かしておく。炉に通過させる際、図示しない他の電子部品を基板34上のクリームはんだを塗布した他の銅箔パターン上に載置し、他の電子部品を基板34上にはんだ付けしておいてもよい。
The surface of the
フィルム31と端子32とを含むTCP30における端子32を、ターゲット基板34の銅箔パターン35に熱圧着する際には、端子32および銅箔パターン35の位置を合わせた後、スピンドル49を下降させて、発熱部材10の加熱部10aをフィルム31の接合位置に押し当てる。次いで、電源46からパルス状の加熱電流を給電して発熱部材10を発熱させる。こうして接合位置は加圧、加熱され、はんだ36によって端子32と銅箔パターン35とが熱圧着される。パルス状の電流は熱圧着時のみ給電され、熱圧着後には発熱部材10は冷却される。はんだ36が固まるまで待機した後、スピンドル49を上昇させることによって、発熱部材10がフィルム31から離される。
When the terminal 32 in the
ここで、ヘッド43における電流の流れる方向を、図3に示す。正側シャンク14Pは、電流供給面(図示せず)で発熱部材10の電流受給面に接触して、発熱部材10に電流を供給する。図中の矢印aで示す方向に、例えば10〜15秒間、パルス状の電流が流される。発熱部材10の抵抗値はミリオーム以下であるため、必要なパルスヒート電流は、通常数100Aに達する。
Here, the direction of current flow in the
図4は、発熱部材10の長手方向Lに直交する方向におけるヘッドの断面図である。発熱部材10は、電流受給面13および20で正極側シャンク14Pおよび負極側シャンク14Nに接触している。負極側シャンク14Nおよび正極側シャンク14Pの表面には、図3に示すように金メッキ15が設けられている。電流は、図中の矢印aで示す方向に流れる。
FIG. 4 is a cross-sectional view of the head in a direction orthogonal to the longitudinal direction L of the
こうしたヘッドを含む熱圧着装置を用いて、上述したような方法でTCPにおける複数の端子とターゲット基板とがはんだ付けされる。端子がはんだ付けされたTCPとターゲット基板との一例を、図5に模式的に示す。フィルム31と端子32とによりTCP30が構成される。はんだ36が溶けることによって、端子32はターゲット基板34上の銅箔パターン35にはんだ付けされる。
Using a thermocompression bonding apparatus including such a head, a plurality of terminals in TCP and a target substrate are soldered by the method as described above. FIG. 5 schematically shows an example of the TCP to which the terminals are soldered and the target substrate. The
しかしながら、はんだは必ずしも十分に均一に溶けるわけではなく、不均一に溶けて部分的な不良が発生する場合がある。図6は、はんだ不良の一例を示す斜視拡大図である。はんだ37は十分に溶けていないため、はんだ37と端子32とは電気的に接触していない。いわゆるイモはんだになっている。
However, solder does not necessarily melt sufficiently uniformly, and it may melt unevenly and cause partial defects. FIG. 6 is an enlarged perspective view showing an example of a solder defect. Since the
はんだ不良は従来、発熱部材からの熱がはんだに均一に伝わらないことによって発生すると考えられていた。場合によっては、はんだから熱が均一に逃げないことも、はんだ不良に関連する。 Conventionally, it has been thought that the solder failure is caused by heat from the heat generating member not being uniformly transmitted to the solder. In some cases, heat does not escape uniformly from the solder, which is also related to solder failure.
はんだ不良が発生した際の発熱部材10の温度分布を、図7に示す。図7(a)に示されるように、発熱部材10の温度は均一ではなく分布を有している。図7(a)における発熱部材10の温度は、図7(b)の表示と対応している。図7(b)においては、左側は低温(100℃)を表わし、右側は高温(320℃)を表わしている。発熱部材10自体、左側の温度が低いことがわかる。このような温度分布が発熱部材10にあった際には、はんだ不良は、複数の端子のうちの左側に発生していた。
FIG. 7 shows the temperature distribution of the
同じ条件で同様の操作を複数回行なったところ、発熱部材に発生する温度分布は一定ではないことが確認された。あるときには発熱部材の温度は均一となり、複数の端子におけるはんだ付けの結果も良好となった。また、あるときには、上述の場合と同様にヒータの左側の温度が上がらず、複数の端子のうちの左側にはんだ不良が発生した。また別のあるときには、上述の場合とは逆にヒータの右半分の温度が上がらなかった。その際には、はんだ不良は複数の端子の右半分に発生した。発熱部材における温度分布の異常と複数の端子におけるはんだ不良の発生とは、常に相関していることが確認された。 When the same operation was performed several times under the same conditions, it was confirmed that the temperature distribution generated in the heat generating member was not constant. In some cases, the temperature of the heat generating member was uniform, and the result of soldering at a plurality of terminals was also good. In some cases, as in the case described above, the temperature on the left side of the heater did not rise, and a solder failure occurred on the left side of the plurality of terminals. On the other hand, the temperature of the right half of the heater did not rise, contrary to the case described above. At that time, solder defects occurred in the right half of the plurality of terminals. It was confirmed that the temperature distribution abnormality in the heat generating member and the occurrence of solder failure in the plurality of terminals always correlated.
こうした事実は、次のことを意味している。すなわち、はんだ不良の原因は、従来考えられていたように、発熱部材からはんだに熱が不均一に伝わることではない。発熱部材自体が不均一に熱量を発生することによって、はんだ不良が生じている。 These facts mean the following: That is, the cause of the solder failure is not the non-uniform heat transfer from the heat generating member to the solder, as conventionally considered. The heat generation member itself generates heat in a non-uniform manner, resulting in defective solder.
発熱部材の発生熱量は、発熱部材自体の電気抵抗と流れる電流とによって決定される。発熱部材における加熱部の電気抵抗が不安定に変動することは、通常は考えられない。よって、不安定で不均一な電流が発熱部材を流れていることに起因して、発生熱量が変動し不均一となるものと推測できる。本発明者らは、発熱部材10とシャンク14との接触抵抗に着目した。
The amount of heat generated by the heat generating member is determined by the electrical resistance of the heat generating member itself and the flowing current. It is normally not considered that the electrical resistance of the heating part in the heat generating member fluctuates in an unstable manner. Therefore, it can be presumed that the amount of generated heat fluctuates and becomes non-uniform due to unstable and non-uniform current flowing through the heat generating member. The inventors paid attention to the contact resistance between the
発熱部材はチタン製であるので、その表面は容易に酸化されて酸化チタンが形成されやすい。シャンクに接触する発熱部材の電流受給面に酸化チタンの被膜が形成されると、発熱部材とシャンクとの間の面接触による抵抗値が不安定になる。接触抵抗は、はんだ付けの作業中に変動する。発熱部材の温度はフィードバック制御されているので、発熱部材とシャンクとの間の接触抵抗が変化しても、発熱部材の温度を一定に保とうとするフィードバックが作用する。 Since the heat generating member is made of titanium, its surface is easily oxidized and titanium oxide is easily formed. When a titanium oxide film is formed on the current receiving surface of the heat generating member that contacts the shank, the resistance value due to surface contact between the heat generating member and the shank becomes unstable. The contact resistance varies during the soldering operation. Since the temperature of the heat generating member is feedback-controlled, even if the contact resistance between the heat generating member and the shank changes, feedback acts to keep the temperature of the heat generating member constant.
しかしながら、溶接された熱電対により発熱部材の温度が検出されているのは、極めて限られた箇所である。制御可能な電流値はスカラーであり、発熱部材における電流の分布を制御できるわけではない。そのため、発熱部材全体としては電流分布が不均一となり、これに起因して、発熱部材の温度、すなわちはんだ付け温度が不均一となる。発熱部材とシャンクとの接触抵抗が不安定であることが、発生熱量の変動や不均一の原因である。こうした知見は、本発明者らによって見出された。 However, the temperature of the heat generating member is detected by the welded thermocouple in very limited places. The controllable current value is a scalar, and the current distribution in the heat generating member cannot be controlled. For this reason, the current distribution is non-uniform for the entire heat generating member, and as a result, the temperature of the heat generating member, that is, the soldering temperature is non-uniform. Unstable contact resistance between the heat generating member and the shank is a cause of fluctuation or nonuniformity in the amount of generated heat. These findings have been found by the present inventors.
ここで、発熱部材とシャンクとの接触抵抗の測定方法について説明する。上述したように、発熱部材は、実使用時には数100Aの電流を流して使用される。この実使用に近い電流値で接触抵抗を評価することは、現実には困難である。その理由は、一つには、発生する熱により抵抗が変化してしまうことが挙げられる。また、発生した熱を処理する必要があること、数100Aの直流電流を安定して供給するのが困難であることも、その理由である。 Here, a method for measuring the contact resistance between the heat generating member and the shank will be described. As described above, the heat generating member is used with a current of several hundreds of A flowing in actual use. It is actually difficult to evaluate the contact resistance with a current value close to actual use. One reason for this is that the resistance changes due to the generated heat. Further, the reason is that it is necessary to process the generated heat and it is difficult to stably supply a direct current of several hundreds of amps.
発熱部材の抵抗値は、本来、極めて低い値であるので、小さい電流では必要な精度で接触抵抗を測定することができない。そこで、本発明者らは、測定電流を20Aに設定し、20A流れている状態における各部の電位分布を測定する方法を確立した。 Since the resistance value of the heat generating member is inherently a very low value, the contact resistance cannot be measured with a required accuracy with a small current. Therefore, the present inventors have established a method of setting the measurement current to 20 A and measuring the potential distribution of each part in a state where 20 A is flowing.
20A程度の電流を流しても、発熱部材はほとんど発熱しない。発熱部材における各部の電圧降下は数100μVから数mV程度となり、必要な精度で測定し得る程度に電圧を確保することができる。 Even when a current of about 20 A is passed, the heat generating member hardly generates heat. The voltage drop of each part in the heat generating member is about several hundred μV to several mV, and the voltage can be secured to such an extent that it can be measured with necessary accuracy.
図8には、電位分布を測定する際のヘッドを示す。図示するように、発熱部材10は、ネジ16によって負極側シャンク14Nおよび正極側シャンク14Pに連結されている。ネジ16は、通常、ステンレス製である。負極側シャンク14NにおけるDMM負極17を測定基準とし、正極側シャンク14Pに正極18を設ける。図中の矢印b方向には、20Aの電流が流される。
FIG. 8 shows a head for measuring the potential distribution. As shown in the figure, the
ネジ16のボトム端には、図9に示すようにリード線19が電気溶接されている。リード線19の先端19Aでの電位を測定することにより、ネジのボトム端16Bの電位を知ることができる。ネジ16は発熱部材10とシャンク14とを連結しているので、ネジのトップ端16Tとボトム端16Bとの電位差から、発熱部材とシャンクとの接触抵抗が求められる。
A
ヘッドにおける電位を測定する箇所について、図10および図11を参照して説明する。図10には、発熱部材10の長手方向に直交する方向におけるヘッドの断面の概略図を示し、図11には、斜視図としてヘッドを模式的に示した。図11においては、負極側シャンク14Nおよび正極側シャンク14Pは、定電流源に接続されている。
Locations at which the potential of the head is measured will be described with reference to FIGS. FIG. 10 is a schematic view of a cross section of the head in a direction orthogonal to the longitudinal direction of the
図10に示されるように、発熱部材10は、負極側シャンク14Nと正極側シャンク14Pとで挟持されて、ネジによって連結される。負極側シャンク14Nと正極側シャンク14Pとの間には、0.5〜1mm程度の隙間が生じている。ネジのボトム端に溶接されたリード線の径は0.3mm程度であり、このリード線は、正極側シャンク14Pと負極側シャンク14Nとの隙間から引き出される。負極側ネジトップ電位T、負極側ネジボトム電位B,加熱部先端電位K,および正極ネジトップ電位Rとする。
As shown in FIG. 10, the
図11に示されるように、負極側シャンク14Nと発熱部材10とを連結する全てのネジについて、負極側のネジトップ電位(2T〜7T)、負極側のネジボトム電位(2B〜7B)をそれぞれ測定する。また、正極側シャンク14Pと発熱部材10とを連結する全てのネジについて、正極ネジトップの電位(2R〜7R)をそれぞれ測定する。さらに、それぞれのネジに対応して、電流の流れに沿った加熱部先端電位(2K〜7K)についても測定する。正極ネジボトム電位(2RB〜7RB)については測定を省略し、加熱部先端電位(2K〜7K)および負極側のネジボトム電位(2B〜7B)から、下記数式を用いた計算により推定することとした。
As shown in FIG. 11, the screw top potential (2T to 7T) on the negative electrode side and the screw bottom potential (2B to 7B) on the negative electrode side are measured for all the screws connecting the negative
nRB=2×nK−nB
測定時に流す電流を10〜30Aで変化させて、各ネジの電位を測定した。その結果を、図12〜15に示す。図12〜15は、それぞれ、負極側ネジトップ電位T、負極側ネジボトム電位B,加熱部先端電位K,および正極ネジトップ電位Rについての結果である。また、図16には、正極電位18についての測定結果を示す。
nRB = 2 × nK−nB
The electric current flowing at the time of measurement was changed at 10 to 30 A, and the potential of each screw was measured. The results are shown in FIGS. 12 to 15 show the results for the negative side screw top potential T, the negative side screw bottom potential B, the heating portion tip potential K, and the positive electrode screw top potential R, respectively. FIG. 16 shows the measurement results for the
これらのグラフに示されるように、各部における電位の電流依存性はリニアである。したがって、発熱部材とシャンクとの接触抵抗を測定する方法として、電位分布の測定が妥当であることが確認された。 As shown in these graphs, the current dependence of the potential in each part is linear. Therefore, it was confirmed that the measurement of the potential distribution is appropriate as a method for measuring the contact resistance between the heat generating member and the shank.
20Aの電流を流して各ネジにおける電位(mV)を測定し、その結果を下記表1にまとめる。ここでは、発熱部材とシャンクとは、ネジ締めトルク1.5Nmでネジ締めした。
それぞれのネジについてT側およびR側における接触電位差(mV)を算出し、下記表2にまとめる。
以上に基づいて、発熱部材自体の抵抗の平均値(平均発熱部材抵抗)、および接触抵抗の平均値(平均接触抵抗)を求めた。その結果を、下記表3に示す。
上記表3に示されるように、平均発熱部材抵抗は235.1μΩであるのに対し、平均接触抵抗は122μΩである。平均接触抵抗は、平均発熱部材抵抗の51.9%にも達することがわかる。ネジ締め1.5Nmの際には、発熱部材の発熱に対して実に50%にも及ぶ発熱が、発熱部材とシャンクとの接触面で発生している。 As shown in Table 3 above, the average heating member resistance is 235.1 μΩ, while the average contact resistance is 122 μΩ. It can be seen that the average contact resistance reaches 51.9% of the average heat generating member resistance. When the screw tightening is 1.5 Nm, the heat generation of as much as 50% of the heat generation of the heat generation member is generated on the contact surface between the heat generation member and the shank.
各ネジにおける接触電位差は、発熱部材とシャンクとをネジ締めするネジ締めトルクによっても変化するので、接触抵抗もネジ締めトルクによって変わる。発熱部材とシャンクとのネジ締めトルクを2.8Nmに変更した以外は前述と同様にして、各ネジにおける電位を測定した。2.8Nmは、ステンレスネジの限界とされている。各ネジにおける電位(mV)を下記表4にまとめる。
それぞれのネジについてT側およびR側における接触電位差(mV)を算出し、下記表5にまとめる。
以上に基づいて、発熱部材自体の抵抗の平均値(平均発熱部材抵抗)、および接触抵抗の平均値(平均接触抵抗)を求めた。その結果を、下記表6に示す。
上記表6に示されるように、平均発熱部材抵抗は237μΩであるのに対し、平均接触抵抗は91.88μΩである。ネジ締め2.8Nmの場合には、平均接触抵抗は、平均発熱部材抵抗の38.8%に相当することがわかる。ネジを強く締めることによって、平均接触抵抗の割合を低減することができる。それでも、依然として発熱部材の抵抗の約39%に相当する接触抵抗が生じている。 As shown in Table 6, the average heating member resistance is 237 μΩ, while the average contact resistance is 91.88 μΩ. When the screw tightening is 2.8 Nm, the average contact resistance is equivalent to 38.8% of the average heating member resistance. By tightening the screw strongly, the ratio of the average contact resistance can be reduced. Nevertheless, contact resistance corresponding to about 39% of the resistance of the heat generating member still occurs.
ネジ締めトルク1.5Nmの場合の結果と、ネジ締めトルク2.8Nmの場合の結果とを、図17のグラフにまとめてプロットした。 The results in the case of the screw tightening torque of 1.5 Nm and the results in the case of the screw tightening torque of 2.8 Nm are plotted together in the graph of FIG.
発熱部材には熱サイクルが加わることから、発熱部材とシャンクとを連結しているネジには、使用を繰り返すことによって緩みが発生する。ネジが僅かでも緩めば、発熱部材とシャンクとの間の接触抵抗は増大する。接触抵抗が増大した箇所では、電流が減少して発熱部材における温度が不均一となる。ネジが緩んだ状態で発熱部材とシャンクとの接触状態が僅かでも変化すれば、発熱部材の温度が不安定となる。 Since a heat cycle is applied to the heat generating member, the screw connecting the heat generating member and the shank is loosened by repeated use. If the screw is slightly loosened, the contact resistance between the heat generating member and the shank increases. At locations where the contact resistance has increased, the current decreases and the temperature of the heat generating member becomes non-uniform. If the contact state between the heat generating member and the shank changes even slightly with the screw loosened, the temperature of the heat generating member becomes unstable.
ネジの締め付け力によって、接触抵抗が大きく変動する理由は、発熱部材がチタン製であることに関係する。すでに説明したように、チタンの表面には酸化チタンの被膜が形成される。酸化チタンの被膜の形成は、短時間で行なわれる。得られる酸化チタンの被膜は、約0.1μm程度の厚さを有し、しかも非常に強固である。電流受給面に酸化チタンの膜が形成された発熱部材をシャンクの電流供給面に接触させても、導通するのは酸化チタンの膜が破れた部分のみとなる。 The reason why the contact resistance varies greatly depending on the tightening force of the screw is related to the fact that the heat generating member is made of titanium. As already described, a titanium oxide film is formed on the surface of titanium. The titanium oxide film is formed in a short time. The resulting titanium oxide film has a thickness of about 0.1 μm and is very strong. Even when the heat generating member having the titanium oxide film formed on the current receiving surface is brought into contact with the current supply surface of the shank, only the portion where the titanium oxide film is broken is conducted.
酸化チタンの膜によって導通が阻害されている領域は、抵抗が大きいために発熱が大きくなる。すでに説明したようにシャンクは真鍮製であり、ネジはステンレス製である。ネジによってシャンクに連結された発熱部材はチタン製であるので、これらは熱膨張率が異なっている。その熱膨張率の差に起因して、パルスヒートのサイクル毎に発熱部材とシャンクとの間隔は大きくなり抵抗が増加する。抵抗の増加に伴なって、発熱量も増大する。しかも空気に触れることから、チタンの酸化がさらに促進される。こうして悪循環が引き起こされる。 The region where conduction is hindered by the titanium oxide film has a large resistance, and thus heat generation becomes large. As already explained, the shank is made of brass and the screw is made of stainless steel. Since the heat generating members connected to the shank by screws are made of titanium, they have different coefficients of thermal expansion. Due to the difference in coefficient of thermal expansion, the interval between the heat generating member and the shank is increased and the resistance is increased every cycle of pulse heat. As the resistance increases, the amount of heat generation also increases. Moreover, since it is exposed to air, the oxidation of titanium is further promoted. This creates a vicious circle.
チタンの酸化の影響を確認するため、材質の異なる発熱部材を用いて熱圧着装置を構成し、前述と同様にして所定のネジについての電位を測定した。比較に用いるのは、チタン製の発熱部材と同等の形状のインバー製の発熱部材である。 In order to confirm the influence of oxidation of titanium, a thermocompression bonding apparatus was constructed using heat generating members made of different materials, and the potential of a predetermined screw was measured in the same manner as described above. The Invar heating member having the same shape as the titanium heating member is used for comparison.
インバーは、はんだに濡れるために、はんだ付け用の発熱部材としては使用することができない。一般的には、異方導電性フィルム(ACF)の熱硬化用ヒートツールとして、インバーは用いられている。このインバーは、電気抵抗がチタンより若干高いものの、チタンのように強固な酸化膜が容易に表面に形成されることがない。 Invar cannot be used as a heat-generating member for soldering because it becomes wet with solder. In general, invar is used as a heat tool for thermosetting an anisotropic conductive film (ACF). Although this invar has a slightly higher electrical resistance than titanium, a strong oxide film unlike titanium is not easily formed on the surface.
この実験に際しては、表1〜表6、および図8〜図17の実験で使用したものと同一サイズのインバー製ヒートツールが入手できなかったため、インバー製ヒートツールと同一サイズのチタン製のヒートツールを入手した。まず、このチタン製のヒートツールで電位測定を行なった後、同一サイズのインバー製ヒートツールで電位測定を行ない、比較することとした。このヒートツールは、表1〜表6、および図8〜図17の実験で使用したものよりも小さいため、ヒートツール正極および負極をシャンクと固定するネジは、各々3箇所のみを測定した。 In this experiment, an Invar heat tool having the same size as that used in the experiments of Tables 1 to 6 and FIGS. 8 to 17 could not be obtained. Therefore, a titanium heat tool having the same size as the Invar heat tool was used. Was obtained. First, after measuring the potential with this titanium heat tool, the potential was measured with an Invar heat tool of the same size and compared. Since this heat tool is smaller than those used in the experiments of Tables 1 to 6 and FIGS. 8 to 17, only three screws each for fixing the heat tool positive electrode and the negative electrode to the shank were measured.
まず、チタン製の発熱部材を用いた熱圧着装置に20Aの電流を流して、所定のネジにおける電位(mV)を測定した。その結果を、下記表7にまとめる。発熱部材とシャンクとのネジ締めトルクは、1.5Nmおよび2.8Nmの2種類とした。
それぞれのネジについてT側およびR側における接触電位差(mV)を算出し、下記表8にまとめる。
以上に基づいて、発熱部材自体の抵抗の平均値(平均発熱部材抵抗)、および接触抵抗の平均値(平均接触抵抗)を求めた。その結果を、下記表9に示す。
上記表9の結果に基づくと、チタン製の発熱部材における平均接触抵抗は、ネジ締め1.5Nmの際には、平均発熱部材抵抗の60.2%に相当し、ネジ締め2.8Nmの際には、平均発熱部材抵抗の57.3%に相当することがわかる。 Based on the results of Table 9 above, the average contact resistance of the titanium heating member is equivalent to 60.2% of the average heating member resistance when screw tightening is 1.5 Nm, and when screw tightening is 2.8 Nm. Is equivalent to 57.3% of the average heating member resistance.
インバー製の発熱部材を用いた熱圧着装置についても、前述と同様に20Aの電流を流して、所定のネジにおける電位(mV)を測定した。その結果を、下記表10にまとめる。発熱部材とシャンクとのネジ締めトルクは、チタン製の場合と同様に1.5Nmおよび2.8Nmの2種類とした。
それぞれのネジについてT側およびR側における接触電位差(mV)を算出し、下記表11にまとめる。
以上に基づいて、発熱部材自体の抵抗の平均値(平均発熱部材抵抗)、および接触抵抗の平均値(平均接触抵抗)を求めた。その結果を、下記表12に示す。
上記表12の結果に基づくと、インバー製の発熱部材を用いた熱圧着装置における平均接触抵抗は、ネジ締め1.5Nmの際には、平均発熱部材抵抗の16.7%に相当し、ネジ締め2.8Nmの際には、平均発熱部材抵抗の12.3%に相当することがわかる。 Based on the results of Table 12 above, the average contact resistance in the thermocompression bonding apparatus using the Invar heat generating member is equivalent to 16.7% of the average heat generating member resistance when screw tightening is 1.5 Nm. When the tightening is 2.8 Nm, it corresponds to 12.3% of the average heat generating member resistance.
チタン製の発熱部材を用いた場合の結果と、インバー製の発熱部材を用いた場合の結果とを、図18のグラフにまとめてプロットした。 The results in the case of using the titanium heating member and the results in the case of using the Invar heating member are collectively plotted in the graph of FIG.
平均発熱部材抵抗を比較すると、インバー製の発熱部材はチタン製の発熱部材より大きい。一方、平均接触抵抗については、インバー製の発熱部材を用いた熱圧着装置は、チタン製の発熱部材を用いた熱圧着装置より極めて小さい。インバー製の発熱部材は、材質自体の電気抵抗が大きいにも関わらず、チタンに比べて極めて小さい接触抵抗になることが確認された。発熱部材とシャンクとの間の接触抵抗が小さいことに起因して、発熱部材を流れる電流が均一に安定し、発生熱量の変動や不均一が回避される。 Comparing the average heat generating member resistance, the Invar heat generating member is larger than the titanium heat generating member. On the other hand, regarding the average contact resistance, the thermocompression bonding apparatus using the Invar heat generating member is extremely smaller than the thermocompression bonding apparatus using the titanium heat generating member. It has been confirmed that the Invar heat generating member has an extremely small contact resistance compared to titanium even though the electrical resistance of the material itself is large. Due to the small contact resistance between the heat generating member and the shank, the current flowing through the heat generating member is uniformly stabilized, and fluctuation or nonuniformity in the amount of generated heat is avoided.
こうした測定結果に基づき、本発明者らは、チタン製の発熱部材における温度分布を安定にするためには、電流供給端子である電極との接触抵抗を下げるのが有効であることを見出した。 Based on these measurement results, the present inventors have found that it is effective to lower the contact resistance with the electrode that is the current supply terminal in order to stabilize the temperature distribution in the heat-generating member made of titanium.
図19には、一実施形態にかかる発熱部材を用いたヘッドの断面図を示す。基本構造は、図1に関して説明したとおりである。図19に示すように、シャンク14の電流供給面に接触する発熱部材10の面(電流受給面)には、シャンクとの接触抵抗を低下させる部材41が設けられている。この接触抵抗低下部材41は、例えば貴金属の薄膜とすることができる。貴金属としては、例えば、金、白金およびロジウムなどが挙げられる。こうした貴金属は、高導電性耐腐食材料と称することができる。
FIG. 19 is a cross-sectional view of a head using a heat generating member according to one embodiment. The basic structure is as described with reference to FIG. As shown in FIG. 19, a member 41 that reduces contact resistance with the shank is provided on the surface (current receiving surface) of the
貴金属の薄膜は、例えばメッキまたはスパッタリングによって、発熱部材10の電流受給面に形成することができる。あるいは、金箔をクラッドすることによって、貴金属の薄膜を形成してもよい。貴金属の薄膜の厚さは特に限定されず、発熱部材10の電流受給面に存在していれば、その効果が得られる。
The noble metal thin film can be formed on the current receiving surface of the
発熱部材10の電流受給面に設ける材料は、例えば特表2011−509349号に開示されているようにして、発熱部材10の電流受給面の一部分を覆う複数の高導電性耐腐食材料のスプラットとして溶射技術を用いて生成することもできる。
The material provided on the current receiving surface of the
また、電流受給面に設ける材料としては、貴金属以外の高導電性耐腐食材料を用いることもできる。具体的には、金属窒化物、カーボン、および導電性セラミックス等が挙げられる。 In addition, as a material provided on the current receiving surface, a highly conductive and corrosion-resistant material other than a noble metal can be used. Specific examples include metal nitride, carbon, and conductive ceramics.
以上詳述したように、電極と接触する電流受給面に接触抵抗を低下させる部材が設けられているので、本実施形態により、複数の端子を均一にはんだ付けできる発熱部材が得られた。 As described above in detail, since the member for reducing the contact resistance is provided on the current receiving surface in contact with the electrode, a heating member capable of uniformly soldering a plurality of terminals is obtained according to this embodiment.
なお、発熱部材の材質はチタンに限定されず、チタンと同様の特性を有する金属を用いることができる。使用し得る金属としては、例えばモリブデンおよびタングステンなどが挙げられる。 The material of the heat generating member is not limited to titanium, and a metal having the same characteristics as titanium can be used. Examples of metals that can be used include molybdenum and tungsten.
本発明のいくつかの実施形態を説明したが、これらの実施形態は、例として提示したものであり、発明の範囲を限定することは意図していない。これら新規な実施形態は、その他の様々な形態で実施されることが可能であり、発明の要旨を逸脱しない範囲で、種々の省略、置き換え、変更を行なうことができる。これら実施形態やその変形は、発明の範囲や要旨に含まれるとともに、特許請求の範囲に記載された発明とその均等の範囲に含まれる。 Although several embodiments of the present invention have been described, these embodiments are presented by way of example and are not intended to limit the scope of the invention. These novel embodiments can be implemented in various other forms, and various omissions, replacements, and changes can be made without departing from the spirit of the invention. These embodiments and modifications thereof are included in the scope and gist of the invention, and are included in the invention described in the claims and the equivalents thereof.
10…発熱部材; 111…第1の壁部; 112…第2の壁部
111a…第1の直方体部分; 112a…第2の直方体部分
111b,112b…テーパー部; 113…加熱部; 113a…圧着面
11…熱電対; 12…タップ; 13…電流受給面; 14…シャンク
14N…負極側シャンク; 14P…正極側シャンク; 15…金メッキ
16…ネジ; 16T…ネジトップ端; 16B…ネジボトム端; 17…DMM負極
18…正極; 19…リード線; 20…熱圧着装置
30…テープキャリアパッケージ(TCP); 31…フィルム; 32…端子
34…ターゲット基板; 35…銅箔パターン; 36…溶けたはんだ
37…溶解が不十分なはんだ; 40…熱圧着装置; 41…接触抵抗低下部材
43…ヘッド; 44…ボルト; 45…導電板; 46…電源; 47…ボルト
48…絶縁ブロック; 49…スピンドル。
DESCRIPTION OF
Claims (22)
請求項1に記載の発熱部材を具備し、
前記発熱部材は、前記電流受給面に前記電極との接触抵抗を低下させる部材を有することを特徴とする熱圧着装置。 An electrode having a current supply surface; and
The heating member according to claim 1 is provided,
The thermocompression bonding apparatus, wherein the heat generating member has a member that reduces contact resistance with the electrode on the current receiving surface.
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