Abstrakt
Da die Sperrschichttemperatur ein entscheidender Faktor für die Lebensdauer und Zuverlässigkeit von LEDs ist, ist ein effektives Wärmemanagement unerlässlich, um vorzeitige Ausfälle zu verhindern. Diese Studie verwendet COMSOL Multiphysics®, um ein 10-W-Multichip-COB-LED-Paket zu simulieren, wobei der Schwerpunkt auf der Rolle wärmeleitender Klebefilme liegt. Die Ergebnisse zeigen, dass die Verbindungstemperatur stärker von der Filmdicke als von der Wärmeleitfähigkeit abhängt. Durch die Reduzierung der Dicke von 0,6 mm auf 0,1 mm wird die Kühlung allmählich verbessert, wobei die Ergebnisse unter 0,1 mm sinken. Ebenso bietet eine Wärmeleitfähigkeit über 5 W/m·K eine begrenzte Verbesserung. Dichte Chip-Layouts verstärken den Einfluss des Films. Durch die Optimierung dieser Parameter wird die lokale Überhitzung effektiv reduziert und die Verlustleistung erhöht. Diese Studie liefert praktische Richtlinien zur Verbesserung der langfristigen Zuverlässigkeit von LED-Verpackungen mit hoher Dichte durch die strategische Optimierung der Klebefilmparameter, um thermisch bedingte Verschlechterungen zu vermindern.
Schlüsselwörter: Multi-Chip-COB-LED; Wärmemanagement; Finite-Elemente-Simulation; Klebefolie
1. Einführung
Die Chip-on-Board (COB)-Verpackungsmethode ist eine ausgereifte und gängige Technologie für LED-Lichtquellen und bietet hohe Integration, hohe Lichtausbeute, hervorragende Farbwiedergabe, gleichmäßige Beleuchtung und gesunde Lichtleistung. Darüber hinaus zeichnet es sich durch niedrige Kosten, effiziente Wärmeableitung und längere Lebensdauer aus. Mit zunehmender Chip-Packungsdichte und Hochleistungsgeräten beeinträchtigen hohe Sperrschichttemperaturen in LEDs jedoch deren elektrische Eigenschaften, optische Leistung und Zuverlässigkeit erheblich [1-4]. Da sich die Optimierung des Lampen- und Leuchtendesigns der Sättigung nähert [5], ist die Verbesserung der Leistung von COB-Trägerplatinen zu einem entscheidenden Thema geworden.
Bang [6] verbesserte die Gehäusestruktur von LEDs durch Hinzufügen einer keramischen Segmentierungsschicht, um die Gehäusestruktur der LEDs zu optimieren und die Sperrschichttemperatur der LEDs von 114 °C auf 109 °C zu senken. Xia [7] nutzte Finite-Elemente-Simulationen, um die thermische Verteilung von LEDs im tiefen Ultraviolett mit unterschiedlichen Packungsdichten auf drei häufig verwendeten COB-Substraten zu analysieren. Wang et al. [8] untersuchten die Auswirkungen unterschiedlicher Löttemperaturen auf die Leistung von COB-Lichtquellen beim Vakuum-Reflow-Löten. Experimente wurden bei Löttemperaturen von 250 °C, 260 °C, 270 °C, 280 °C und 290 °C durchgeführt und der Einfluss auf den Hohlraumanteil, die Dauerspannung, den Lichtstrom, die Lichtausbeute und die Sperrschichttemperatur untersucht. Die Ergebnisse zeigten, dass das Löten bei 270 °C die beste Gesamtleistung und höchste Zuverlässigkeit lieferte, was durch praktische Anwendungs- und Alterungstests weiter validiert wurde. Yu [9] implementierte Mikrolinsen-Arrays auf einer flachen Verkapselungsschicht, um die Lichteffizienz von COB-LED-Lichtquellen zu verbessern, und die Mikrolinsen-Arrays mit optimalen Geometrien verbesserten die Lichteffizienz von blauen und weißen Lichtquellen um 50,9 % bzw. 9,31 % im Vergleich zur herkömmlichen flachen Verkapselungsschicht. Lee [10] et al. untersuchten das thermische Verhalten von Hochleistungs-LED-Paketen, um die thermische Leistung von bei niedriger Temperatur mitgebrannten On-Board-Keramikchip-Paketen (LTCC-COB) zu verbessern. Die thermische Analyse zeigt, dass das verbesserte LTCC-COB-Gehäusedesign mit Metall-Leiterrahmengehäusen mit geringem Wärmewiderstand vergleichbar ist. Kim et al. [11] fanden heraus, dass die Verwendung eines Siliziumsubstrats als Chipsubstrat die Übergangstemperatur und die Verpackungskosten des Chips senkt.
Jiang et al. [12] entwickelten ein hybrides thermisches Schnittstellenmaterial (TIM) mit hoher Wärmeleitfähigkeit, indem sie zweidimensionale Bornitrid-Nanoblätter (BNNS) und Flüssigmetall-Nanopartikel (LM) als wärmeleitende Füllstoffe in eine photopolymerisierbare Polydimethylsiloxan-Matrix (PDMS) integrierten. Dieser Verbundwerkstoff behält bei wiederholter Verformung eine hervorragende elektrische Isolierung und mechanische Stabilität bei und gewährleistet so eine langfristige Zuverlässigkeit. Bei LEDs, Batterien und flexiblen thermoelektrischen Geräten wurden erhebliche Verbesserungen der Wärmeableitung und Geräteleistung beobachtet. Kim [13] et al. demonstrierten mechanisch robuste, bidirektional wärmeleitende Materialien durch Mikroformen von Bornitrid (BN)-Flocken im Mikromaßstab (µ-Flocken), die in einer Polymermatrix dispergiert waren. Das resultierende TIM ist auf Hochleistungs-, Hochtemperatur- und mechanisch verformte Umgebungen in der 3D-integrierten Elektronik anwendbar. Chen et al. [14] Modifiziertes Diamantpulver unter Verwendung von Natriumsilikat als anorganischer Matrix, um einen wärmeleitenden Füllstoff zu erzeugen. Bei Diamant-Massenanteilen zwischen 50 % und 60 % wurden eine optimale Bindung und Wärmeleitfähigkeit erreicht, was dieses Material zu einem vielversprechenden neuen Wärmeleitmaterial macht, das organische Wärmeleitpasten ersetzen kann. Wang et al. [15] verbesserten die Wärmeleitfähigkeit von Epoxidharz durch den Einbau eines dreidimensionalen Bornitrid-Wärmenetzwerks. Dieser Ansatz bietet eine neue Richtung für die Entwicklung von Isoliermaterialien mit hoher Wärmeleitfähigkeit für Leistungshalbleitergehäuse.
Die Kontrolle der Sperrschichttemperatur verzögert den thermischen Ausfallprozess und erhöht dadurch die Zuverlässigkeit und Lebensdauer des Geräts. Diese Studie konzentriert sich auf den wärmeleitenden Klebefilm, eine kritische Schicht im Substrat, die für die elektrische Isolierung und Wärmeleitung verantwortlich ist, um zu untersuchen, wie sich seine Dicke und Wärmeleitfähigkeit auf die optothermische Leistung von COB-Lichtquellen auswirken. Ein dreidimensionales numerisches Modell wurde entwickelt und experimentell auf Zuverlässigkeit validiert.
Während über thermische Analysen und die Modellierung des thermischen Widerstands für COB-Gehäuse ausführlich berichtet wurde und das Konzept des erweiterten thermischen Widerstands gut etabliert ist, konzentrieren sich bestehende Studien überwiegend auf die Gesamtstruktur des Gehäuses oder die Optimierung des Kühlkörpers. Die vorliegende Arbeit konzentriert sich auf wärmeleitende Klebefolien – ein wichtiges Schnittstellenmaterial – und quantifiziert systematisch die gekoppelten Auswirkungen ihrer Wärmeleitfähigkeit und Dicke auf die Verbindungstemperatur von hochdichten Multi-Chip-COB-Geräten. Darüber hinaus deckt diese Studie durch die Analyse des Wärmewiderstandsnetzwerks den physikalischen Mechanismus der dynamischen thermischen Engpassverschiebung während der Optimierung der Klebefilmparameter auf. Dieser Mechanismus bietet eine neue Perspektive für das Verständnis der Prioritäten beim Wärmemanagement von Gehäusen mit hoher Dichte und bietet eine theoretische Grundlage zur Vermeidung wahlloser Optimierungsbemühungen an unkritischen Schnittstellen.
2. Numerisches Modell
2.1. Geometrische und Materialparameter
Die COB-Lichtquelle ist eine miteinander verbundene Anordnung zahlreicher LED-Chips, bestehend aus metallbasierten COB-Arrays, Kühlkörpern, Kupferbeschichtungen und Lotschichten [16]. Abbildung 1 zeigt die in dieser Studie verwendete LED-Paketstruktur. LED-Chips werden mittels Vakuum-Eutektikum unter Verwendung von Au-20Sn auf ein Substrat gebondet, das aus einer Schaltkreisschicht, einer dielektrischen Schicht und einer Metall-Aluminium-Basis besteht. Dabei handelt es sich bei der dielektrischen Schicht konkret um den wärmeleitenden Klebefilm. Die Schaltkreisschicht besteht aus reinem Kupfer und verfügt über eine Nickel-Palladium-Gold-Oberfläche (NiPdAu), um eine zuverlässige Chip-Verbindung auch bei wiederholten Reflow-Prozessen zu gewährleisten. Die dielektrische Schicht isoliert das Metallsubstrat von der Schaltkreisschicht und verbessert so die strukturelle Integrität. Andere Elemente wie Lötstopplack und Dichtmittel werden in den FEM-Simulationen aufgrund ihrer vernachlässigbaren thermischen Auswirkung weggelassen. Ein thermisches Schnittstellenmaterial (TIM) verbindet das Aluminiumsubstrat mit dem Kühlkörper. Tabelle 1 fasst Materialeigenschaften und Dimensionsparameter zusammen.
Tabelle 1. Abmessungen und Wärmeleitfähigkeit verschiedener Materialien.
| Schemata. | Dicke (μm) | Größe | Materialien | Wärmeleitfähigkeit (W/mk) |
| Chip | 150 | 1mm×1mm | GaN | 130 |
| Die befestigen | 10 | 1mm×1mm | Au-20Sn | 57 |
| Schaltung | 100 | 20mm×20mm | Cooper | 400 |
| Dielektrikum | 100 | 20mm×20mm | | 1.1 |
| Substrat | 1500 | 20mm×20mm | Al | 238 |
| TIM | 50 | 20mm×20mm | Wärmeleitpaste | 1.5 |
| Kühlkörper | Basis: 2 mm Flosse: 8 mm | Basis: 45 mm × 100 mm Flosse: 2 mm × 8 mm | Al | 238 |
Abbildung 1. LED-Paketstruktur. (a) Schematisches Modell; (b) Strukturschema.
2.2. Annahmen und maßgebliche Gleichungen
Folgende Annahmen wurden getroffen:
- (1) Die thermischen Eigenschaften aller in dieser Studie verwendeten Materialien werden als homogen, isotrop und temperaturunabhängig angenommen.
- (2) Im Festkörperbereich (verschiedene Strukturschichten des LED-Pakets) wird die Wärmeleitung durch die folgende Gleichung für die transiente Wärmeleitung beschrieben.
- (3) Unter Vernachlässigung der thermischen Strahlungsableitung wird die Wärme rund um den Kühler hauptsächlich durch konvektive Wärmeübertragung abgeführt.
Die zugrunde liegende Gleichung lautet wie folgt:
Das Modell simuliert die Temperaturverteilung innerhalb des LED-Pakets. Die Finite-Elemente-Software COMSOL 6.2 wird verwendet, um ein Multi-Chip-COB-LED-Paket zu erstellen. Der Großteil der von den Chips erzeugten Wärme wird vom Substrat in den Bereich um den Kühlkörper abgeleitet. Im Festkörperbereich (verschiedene Strukturschichten des LED-Pakets) wird die Wärmeleitung durch die folgende Gleichung für die transiente Wärmeleitung beschrieben [17]:
ρC p (∂T/∂t) = ∇(k · ∇T) + Q
(1)
Dabei ist k die Wärmeleitfähigkeit, T die Temperatur, ρ die Dichte, C p die spezifische Wärmekapazität und Q die externe Wärmequelle oder den Stromverbrauch. Darüber hinaus ist der linke Term der transiente Term, der die zeitliche Änderung der Temperatur beschreibt und die Dichte und spezifische Wärmekapazität des Materials enthält, was die Speicherkapazität von Wärmeenergie widerspiegelt. Der richtige Begriff ist der Diffusionsterm, der den Wärmeübertragungsprozess beschreibt und durch die Wärmeleitfähigkeit die Wärmeleitfähigkeit des Materials charakterisiert. Der Temperaturgradient treibt die Wärmeübertragung von hohen zu niedrigen Temperaturen voran.
Die Simulation umfasst auch den Prozess der natürlichen Konvektion, und das Folgende ist ein Ausdruck für die maßgebliche Gleichung, die die Wärmeübertragung zwischen dem externen Element und der Luft beschreibt:
ρC p (∂T/∂t + u · ∇T) = ∇·(k∇T) + Q
(2)
Dabei ist k die Wärmeleitfähigkeit, T die Temperatur, ρ die Dichte, C p die spezifische Wärmekapazität, Q die interne Wärmequelle und u das Geschwindigkeitsfeld der Fluidbewegung.
Dieses Modell nutzt die Schnittstelle „Wärmeübertragung in Feststoffen und Flüssigkeiten“ in COMSOL für konjugierte Wärmeübertragungsberechnungen und koppelt die Gleichungen (1) und (2) direkt. Der Wärmeaustausch zwischen der Außenfläche des Kühlkörpers und der umgebenden Luft wird durch die Anwendung des Newtonschen Kühlgesetzes als Randbedingung realisiert:
q = h(T j - T a )
(3)
Dabei ist h der Konvektionskoeffizient, T j die Oberflächentemperatur und T a die Umgebungstemperatur.
2.3. Randbedingungen
(1) Die Oberseite jedes LED-Chips erhält einen gleichmäßigen Wärmefluss von 10 W/m², der dann gleichmäßig über jeden Chip verteilt wird. Die in dieser Arbeit untersuchten LEDs haben eine Gesamtleistung von 10 W. Unter der Annahme, dass die LEDs mit einer Umwandlung von 85 % der Eingangsleistung in Wärme betrieben werden, beträgt der auf die LED-Chips ausgeübte Wärmestrom Q = 8,5 W. Die gleichmäßige Verteilung des Wärmestroms über alle LED-Chips ist ein Grundprinzip dieser Studie.
(2) Die Umgebungstemperatur ist auf 20 °C eingestellt. Für den Heizkörper beträgt der natürliche Wärmekonvektionskoeffizient h = 10 W/m²·K.
(3) Es wird davon ausgegangen, dass die umgebenden Oberflächen des LED-Chips, des Kerns, der Kernbefestigung, der Metallisierung und des Substrats adiabatisch sind. Tatsächlich sind die natürliche konvektive Wärmeableitung und Wärmestrahlung um diese Komponenten herum aufgrund ihrer sehr kleinen Fläche vernachlässigbar.
2.4. Diskussion über Modellannahmen
Das in dieser Studie entwickelte numerische Modell basiert auf mehreren Schlüsselannahmen, die zwar die Berechnungen vereinfachen, aber bestimmte Einschränkungen mit sich bringen, die bei der Interpretation der Ergebnisse berücksichtigt werden müssen.
Erstens geht das Modell davon aus, dass die Wärmeerzeugungsleistung der LED-Chips auf 85 % der elektrischen Eingangsleistung festgelegt ist (entsprechend einem elektrooptischen Umwandlungswirkungsgrad von 15 %). Hierbei handelt es sich um eine Vereinfachung, die auf dem typischen Betriebspunkt des untersuchten Chipmodells basiert. In der Praxis variiert die LED-Effizienz (und damit der Anteil der erzeugten Wärme) je nach Antriebsstrom und Sperrschichttemperatur. Der in diesem Modell verwendete konstante Wert kann bei extremen Strömen oder hohen Temperaturen zu Abweichungen bei der Schätzung der Sperrschichttemperatur führen. Da diese Studie jedoch in erster Linie eine vergleichende Analyse von Parametervariationen durchführt und alle verglichenen Fälle unter derselben Eingangswärmeerzeugungsleistung bewertet werden, hat diese Annahme keinen Einfluss auf die Kernschlussfolgerungen hinsichtlich des relativen Einflusses von Klebefilmparametern.
Zweitens ist der Wärmeübertragungskoeffizient der natürlichen Konvektion auf der Kühlkörperoberfläche im Modell konstant auf 10 W/(m²·K) eingestellt. Tatsächlich ist dieser Koeffizient eine Funktion des Temperaturunterschieds zwischen der Oberfläche des Kühlkörpers und der Umgebung. Die vereinfachte Behandlung mit einem konstanten Wert ist eine sinnvolle Näherung, wenn die Kühlkörpertemperatur nicht wesentlich schwankt. Innerhalb des in dieser Studie simulierten Bereichs der Verbindungstemperaturen (ca. 70 °C bis 105 °C) ändert sich jedoch die Temperatur der Grundplatte des Kühlkörpers entsprechend, was zu geringfügigen Schwankungen der konvektiven Wärmeübertragungsintensität führen kann. Genauere zukünftige Studien könnten den Wärmeübergangskoeffizienten als Funktion der Oberflächentemperatur behandeln.
Diese Vereinfachungen sollen sich auf den Einfluss der Kernvariablen konzentrieren und die Rechenkomplexität bewältigen.
3. Ergebnisse und Diskussion
3.1. Numerische Überprüfung
Für das LED-Paketmodell wurde eine Gitterempfindlichkeitsstudie durchgeführt, bei der neun Gitterteilungen für die Simulation mit unterschiedlichen Elementanzahlen ausgewählt wurden, um die Empfindlichkeit des Modells zu bewerten. Die Abflachungsphase führte zu einer Änderung der LED-Übergangstemperatur um 1,74 %, wie in Abbildung 2 dargestellt, wobei die gestrichelten Linien den minimalen Fehlerbereich darstellen.
Abbildung 2. Netzempfindlichkeit.
Um die Vorhersagefähigkeit der numerischen Simulation zu validieren, wurden die Simulationsergebnisse unter geeigneten Netzeinstellungen mit denen aus experimentellen Proben verglichen. Das numerische Modell wurde auf der Grundlage der tatsächlichen Konfiguration erstellt und stellt auch eine 10-W-LED-Lichtquelle dar, die auf einem rechteckigen Kühlkörper montiert ist, mit konstanter Eingangsleistung und anderen Parametern. Die Sperrschichttemperatur der LED-Lichtquelle wurde mit einem Sperrschichttemperaturtester LEDT-300B/H gemessen, wie in Abbildung 3a dargestellt. Die Prüfmethode basiert auf der in den JESD51-Standards beschriebenen elektrischen Prüfmethode (Durchlassspannungsmethode). Zunächst wurde ein kleiner Kalibrierungsstrom (Ic) angelegt, um die entsprechende Sperrschichtspannung (Vf) der zu testenden LED an mehreren verschiedenen Punkten konstanter Temperatur in einer Wärmekammer zu messen. Dadurch wurde der funktionale Zusammenhang zwischen Spannung und Temperatur für die LED ermittelt, also der Spannungs-Temperatur-Koeffizient in mV/°C. Anschließend wurde die LED mit ihrem Arbeitsstrom (If) betrieben, um normale Betriebsbedingungen zu erreichen. In regelmäßigen Abständen wurde der Arbeitsstrom abgeschaltet. Sobald das thermische Gleichgewicht unter Betriebsbedingungen erreicht war, wurde der Strom schnell auf den Kalibrierungsstrom Ic umgeschaltet und die Sperrschichtspannung Vf wurde umgehend gemessen. Bei dieser Messung dient der PN-Übergang sowohl als Prüfling als auch als Temperatursensor. Temperaturänderungen spiegeln sich im Durchlassspannungsabfall am PN-Übergang wider. Ein Computer erfasst die Spannungsdaten, fügt sie in die durch den K-Koeffizienten definierte Tj-Vf-Kurvenfunktion ein und berechnet die Sperrschichttemperatur des LED-PN-Übergangs. Abbildung 3b zeigt ein schematisches Diagramm der Testanschlüsse für das zu testende Gerät (DUT) innerhalb der Wärmekammer. Anschließend wird es über einen Zugangsanschluss im Ofen mit einem Computer verbunden. Die Kurven, die die Temperaturänderung in der LED-Lichtquelle über die Zeit und die simulierte vorübergehende Temperaturschwankung darstellen, sind in Abbildung 4 dargestellt.
Abbildung 4 zeigt einen Vergleich der transienten Temperaturanstiegskurven zwischen dem Experiment und der Simulation. Insgesamt zeigt das numerische Modell eine gute Übereinstimmung mit dem experimentellen Trend und erfasst erfolgreich das thermisch-dynamische Verhalten des Systems. Es ist jedoch eine ständige Abweichung zu beobachten. Nach Erreichen eines stabilen Zustands liegen die experimentell gemessenen Sperrschichttemperaturwerte durchweg 6–7 °C (5–7 %) über den Simulationsergebnissen. Diese Diskrepanz lässt sich auf mehrere Faktoren zurückführen: (1) das Vorhandensein einer Leuchtstoffschicht und einer einkapselnden Dammstruktur in der physikalischen Probe, die im Simulationsmodell nicht berücksichtigt werden und zu einem zusätzlichen Wärmewiderstand beitragen; (2) die Annahme eines konstanten konvektiven Wärmeübertragungskoeffizienten, wie in Abschnitt 2.4 erwähnt, der die tatsächlichen Kühlbedingungen möglicherweise nicht vollständig erfasst; und (3) mögliche geringfügige Kontaktwiderstände im Versuchsaufbau, die in der Simulation idealisiert werden. Abbildung 4 zeigt einen Vergleich der transienten Temperaturanstiegskurven zwischen dem Experiment und der Simulation auf einer linearen Zeitskala, hauptsächlich um den gesamten thermischen Dynamiktrend des Modells zu validieren.
Es ist wichtig anzuerkennen, dass das Weglassen der Phosphorschicht und der einkapselnden Dammstrukturen im Modell zu einer systematischen Unterschätzung der Übergangstemperatur um etwa 5–7 % führt. Diese bewusste Vereinfachung wurde gewählt, um der Analyse der wichtigsten interessierenden Parameter – nämlich der Wärmeleitfähigkeit und der Dicke des Klebefilms – Vorrang einzuräumen. Ungeachtet dieser Einschränkung behält das Modell seinen erheblichen Wert für vergleichende Analysen und die Identifizierung optimaler Entwurfsstrategien. Dieser Nutzen wird aufrechterhalten, da die relativen Trends und parametrischen Empfindlichkeitsergebnisse konsistent erhalten bleiben und dadurch zuverlässige Erkenntnisse für die Optimierung der thermischen Leistung bieten.
Abbildung 3. (a) Sperrschichttemperaturtester (Shanghai Leets Lighting Electric Co., Ltd.: Shanghai, China); (b) Verbindung und Test.
Abbildung 3. (a) Sperrschichttemperaturtester (Shanghai Leets Lighting Electric Co., Ltd.: Shanghai, China); (b) Verbindung und Test.
3.2. Modellierung des Wärmewiderstands und Berechnung des Wärmewiderstands
Der Wärmeflusspfad und das Wärmewiderstandsnetzwerk eines einzelnen LED-Chips im in diesem Artikel untersuchten LED-Gehäuse bei beleuchteter LED-Anordnung sind in Abbildung 5 dargestellt. Wo die Pfeile auf die Richtung des Wärmeflusses zeigen, was einem Stromkreis ähnelt, ist R LED die Summe aller Wärmewiderstände von der LED-Chip-Wärmequelle zu jeder Struktur in Abbildung 6 und ihre Berechnungsformel stimmt mit der Widerstandsformel überein. Dann kann die Wärmewiderstandsformel durch das Wärmewiderstandsnetzwerk wie folgt beschrieben werden:
P Wärme = (T j - T a ) / [R th,j + R Lot + R Schaltkreis + R Dielektrikum + R Substrat + R Hs ]
(4)
R t = (T j – T a ) / P Wärme
(5)
Dabei ist T j die Chip-Verbindungstemperatur, T a die Umgebungstemperatur, R th der thermische Widerstand des Chips, R Solder der thermische Widerstand des Lötmittels, R Circuit der thermische Widerstand der Leitungsschicht, R Dielectric der thermische Widerstand der dielektrischen Schicht, R Substrat der thermische Widerstand des Substrats, R Hs der thermische Widerstand des Kühlkörpers, P heat die gesamte Eingangswärmeleistung und R 1 der gesamte thermische Widerstand.
Abbildung 5. Ein-Chip-Wärmewiderstandsnetzwerk.
Mit Ausnahme der Wärmequelle besteht der Wärmewiderstand der Struktur aus dem vertikalen R 1D in z-Richtung und dem Diffusionswärmewiderstand R, der sich in der x,y-Ebene ausbreitet , wobei der Wärmediffusionswiderstand in der x,y-Ebene von der Wärmeleitfähigkeit und Dicke der Struktur abhängt [18–20]. Das heißt:
R = R 1D + R- Ausbreitung
(6)
R -Spreizung = L / (KA)
(7)
Abbildung 6. Gesamtes Wärmewiderstandsnetzwerk.
Das Obige ist das Wärmewiderstandsnetzwerk eines einzelnen LED-Chips. Für ein Paar LED-Lichtquellenchips ist das Netzwerkdiagramm des Gesamtwärmewiderstands des gesamten LED-Pakets in Abbildung 6 dargestellt. Dann lautet die Formel für den Gesamtwärmewiderstand wie folgt:
R total = (Σ i=1 n=9 1 / (R LED ) i ) -1 + R Schaltung + R Dielektrikum + R Substrat + R Hs
(8)
R LED = R Chip + R Lötzinn
(9)
3.3. Simulationsergebnisse
Abbildung 7 zeigt die stationäre Temperaturfeldverteilung der COB-LED-Lichtquelle unter den Standardparametern des Klebefilms (Wärmeleitfähigkeit: 1 W/mK, Dicke: 0,1 mm) und dient als Benchmark für nachfolgende Parameterstudien. Um die Empfindlichkeit der Verbindungstemperatur gegenüber den thermophysikalischen Eigenschaften des Klebefilms gründlich zu untersuchen, wurden zwei Sätze von Experimenten mit kontrollierten Variablen durchgeführt: Der erste Satz behielt eine konstante Dicke (0,1 mm) bei, während die Wärmeleitfähigkeit (k) systematisch variiert wurde; Der zweite Satz behielt eine konstante Wärmeleitfähigkeit (2 W/m·K) bei, während die Dicke (L) systematisch variiert wurde. Die aus diesen Untersuchungen abgeleiteten quantitativen Zusammenhänge sind in Abbildung 8 dargestellt. Der in Abbildung 8 dargestellte thermische Widerstand ist der des wärmeleitenden Klebefilms.
Wie in Abbildung 8a dargestellt, zeigt die Verbindungstemperatur einen nichtlinearen abnehmenden Trend, wenn die Wärmeleitfähigkeit des Klebefilms zunimmt. Im Bereich niedriger Wärmeleitfähigkeit (z. B. Erhöhung von 1 W/m·K auf 2 W/m·K) sinkt die Sperrschichttemperatur deutlich. Berechnungen auf der Grundlage von Gleichung (7) zeigen, dass die schrittweise Verringerung des Wärmewiderstands mit jedem weiteren Anstieg der Wärmeleitfähigkeit abnimmt, was zu einem zunehmend schwächeren Einfluss auf die Verbindungstemperatur führt. Wenn die Wärmeleitfähigkeit des Klebefilms niedrig ist, wirkt sein entsprechender Wärmewiderstand als Engpass im gesamten Wärmeableitungspfad. Folglich verbessert die Erhöhung von k die Kühlleistung erheblich. Sobald k jedoch einen bestimmten Schwellenwert überschreitet, ist es nicht mehr der primäre begrenzende Faktor, und eine weitere Optimierung von k führt nur zu geringfügigen Gewinnen bei der Gesamttemperaturreduzierung.
Abbildung 8b zeigt, dass die Verbindungstemperatur im Millimeterbereich eine annähernd lineare Beziehung zur Klebstofffilmdicke aufweist, was gut mit Vorhersagen aus theoretischen Formeln übereinstimmt. Da die Dicke des Klebefilms in praktischen COB-Verpackungen typischerweise im Mikrometerbereich liegt, ist in Abbildung 8c zusätzlich eine Temperaturschwankungskurve im Mikrometerbereich dargestellt. In diesem Maßstab bleibt die Verringerung des Wärmewiderstands, die durch die Verringerung der Dicke erreicht wird, linear und bemerkenswert signifikant.
Abbildung 7. Simulierte Temperaturverteilung unter Standardbedingungen (Max = 85,5979 °C, Min = 56,1790 °C).
Abbildung 8. Temperaturschwankung unter verschiedenen Faktoren: (a) Wärmeleitfähigkeitsschwankung L = 0,1 mm; (b) Dickenschwankung im Millimeterbereich k = 2 W/mK; und (c) Dickenvariation im Mikrometerbereich k = 2 W/mK.
Ein Vergleich der Profilformen in Abbildung 8a mit denen in Abbildung 8b,c zeigt, dass die Empfindlichkeit der Übergangstemperaturschwankung gegenüber der Wärmeleitfähigkeit und -dicke im Rahmen des aktuellen Forschungsumfangs nicht direkt allein aus den Zahlen ermittelt werden kann. Um die Empfindlichkeit der Temperaturschwankung gegenüber der Wärmeleitfähigkeit (K) und der Dicke (L) innerhalb ihrer praktischen Anwendungsbereiche weiter zu quantifizieren, wurde der prozentuale Beitrag jedes Parameters berechnet. In dieser Studie wurden fünf wichtige grundlegende Arbeitspunkte für die Analyse ausgewählt. Die Variationsbereiche der Parameter wurden wie folgt definiert: Wärmeleitfähigkeit von 1 bis 12 W/m·K und Dicke von 0,05 bis 0,6 mm. Diese Bereiche umfassen typische technische Auswahlgrenzen. Für jeden Basispunkt wurde der Parameterbeitrag nach der folgenden Formel berechnet:
ΔTj(K) =|Tj(Kmax) − Tj(Kmin)| (10)
ΔTj(L) = |Tj(Lmax) − Tj(Lmin)| (11)
Beitrag = [ΔTj(i)/(ΔTj(K) + ΔTj(L))] × 100 % (i = K,L) （12）
Die Analyse der prozentualen Beiträge über fünf wichtige Basispunkte hinweg zeigt deutlich eine dynamische Verschiebung in der Dominanz der Wärmeleitfähigkeit (K) und der Dicke (L) auf die Übergangstemperatur im Zuge der Designentwicklung (die Ergebnisse sind in Tabelle 2 aufgeführt). In der anfänglichen Entwurfsphase, in der der Wärmewiderstand des Klebefilms von wesentlicher Bedeutung ist, ist die Wärmeleitfähigkeit der dominierende Parameter für die Wärmeleistung (54–59,7 %). Dies weist darauf hin, dass die Auswahl eines Materials mit hoher Wärmeleitfähigkeit in dieser Phase die effektivste Optimierungsstrategie ist. Wenn der K-Wert steigt und der L-Wert sinkt, gelangt das System in eine optimierte Gleichgewichtszone. Anschließend erreicht der Beitrag von k seinen Höhepunkt und beginnt zu sinken, während die Bedeutung von L stetig zunimmt. Diese Verschiebung bedeutet, dass der Designschwerpunkt auf die gemeinsame Optimierung von K und L verlagert werden muss.
Tabelle 2. Umfassender Vergleich der Temperaturempfindlichkeit bei verschiedenen Basislinien.
Tabelle 2. Umfassender Vergleich der Temperaturempfindlichkeit bei verschiedenen Basislinien. | Basislinie (K,L) | Tj(°C) | ΔTj(K) (°C) | ΔTj(L) (°C) | Beitrag (K) | Beitrag (L) |
| (2,0,4) | 93.5603 | 24.5817 | 21.0227 | 54 % | 46 % |
| (4,0,3) | 83.9203 | 21.3821 | 14.4505 | 59,7 % | 40,3 % |
| (6,0.2) | 78.9354 | 17.3711 | 11.2385 | 60,7 % | 39,3 % |
| (8,0.1) | 75.6287 | 11.6272 | 9.2535 | 55,7 % | 44,3 % |
| (10,0,05) | 74.1356 | 7.3092 | 7.8866 | 48,1 % | 51,9 % |
Die oben genannte Analyse zeigt, dass die Reduzierung der Dicke des Klebefilms ein wirksamer Ansatz zur Verbesserung der thermischen Effizienz ist. Beim technischen Design muss jedoch das Wärmemanagement mit den Anforderungen an die elektrische Sicherheit in Einklang gebracht werden. Eine zu dünne Folie bietet möglicherweise keine ausreichende Durchschlagsfestigkeit und erhöht dadurch das Risiko eines elektrischen Durchschlags. Um dies zu untersuchen, wurde eine Reihe von Klebefilmproben mit unterschiedlichen Dicken durch Steuerung der Pressfit-Prozessparameter hergestellt (Tabelle 3). Durch diesen Laminiervorgang wird die wärmeleitende Klebefolie auf das LED-Gerät laminiert. Diese Prozessparameter stellten eine konsistente Grenzflächenqualität und Dickengleichmäßigkeit zwischen dem Klebefilm und dem Substrat sicher und lieferten genaue geometrische Eingaben für nachfolgende numerische Simulationen und physikalische Proben für Spannungsfestigkeitstests. Die Proben wurden Spannungsfestigkeitstests gemäß Industriestandards unterzogen (Ergebnisse in Tabelle 4 aufgeführt). Abbildung 9 zeigt die Instrumente, die für die Zuverlässigkeitsprüfung des verpackten Substrats verwendet werden. Wenn Sie das in Abbildung 9 gezeigte Instrument verwenden, stellen Sie das Instrument zunächst so ein, dass es die minimale Standardspannung überschreitet. Legen Sie dann den Untergrund auf die in der Abbildung gezeigte Plattform. Positionieren Sie nun die Testsonde auf dem Substratschaltkreis und legen Sie 10 Sekunden lang Strom an, um den Test zu bestehen.
Obwohl eine Dicke von 25 µm zu einer niedrigeren Übergangstemperatur führen kann, ist sie aufgrund des Risikos eines Isolationsversagens für praktische Anwendungen ungeeignet. Daher ist es bei der Auslegung der Klebefilmdicke zwingend erforderlich, zunächst die Isolationsuntergrenze (ca. ≥ 35 µm) einzuhalten. Unter dieser Einschränkung sollte die thermische Leistung optimiert werden: Wenn Sie sich beispielsweise für eine Dicke von 50 µm (mit einer Wärmeleitfähigkeit von 2 W/m·K) entscheiden, kann die Sperrschichttemperatur etwa 4 °C niedriger sein als bei einer Dicke von 100 µm und gleichzeitig eine angemessene Isolierung gewährleistet sein. Wenn die thermischen Budgets extrem streng sind, kann die Berücksichtigung von Klebematerialien mit höherer Durchschlagsfestigkeit die Verwendung dünnerer Schichten (z. B. 35–40 µm) ermöglichen, obwohl dies eine erneute Validierung durch Spannungsfestigkeitstests erfordert.
Tabelle 3. Einpressprogramm. | Schritt | 01 | 02 | 03 | 04 | 05 | 06 | 07 | 08 | 09 |
| Drücken Sie kg/cm² | 20 | 20 | 30 | 30 | 30 | 40 | 40 | 40 | 40 |
| Temperatur/°C | 130 | 145 | 165 | 175 | 195 | 200 | 200 | 100 | 60 |
| Zeit /h | 0.02 | 0.1 | 0.15 | 0.1 | 0.3 | 0.2 | 1.2 | 0.3 | 0.2 |
Abbildung 9. Schematische Darstellung des Spannungsfestigkeitstesters (Shenzhen Pinhong Technology Co., Ltd., Shenzhen, China), der zur Bewertung der Isolationsfestigkeit von Klebefilmproben verwendet wird.
Tabelle 4. Ergebnisse des Spannungsfestigkeitstests. | Probe | 25 μm | 35 μm | 50 μm | 75 μm | 90 μm |
| Max. Spannung / KV (10 s) | 1.9 | 2.5 | 2.8 | 3 | 3.5 |
| Durchgangsspannung/KV (10 s) | 2 | 2 | 2 | 2 | 2 |
| Ergebnis | Scheitern | Passieren | Passieren | Passieren | Passieren |
3.4. Empfindlichkeit des Chipabstands und der Anzahl der Chips gegenüber Änderungen der Wärmeleitfähigkeit und der Dicke des Klebefilms
Die Verteilung der LED-Chips auf dem Substrat hat einen deutlichen Einfluss auf die gesamte Sperrschichttemperaturänderung. Um festzustellen, inwieweit Wärmeleitfähigkeit und Klebefilmdicke die Übergangstemperatur beeinflussen, wird das Temperaturprofil durch Variation der Chipabstände von 0,8 mm bis 3,3 mm basierend auf der Chip-3 × 3-Anordnung ermittelt. Ein schematisches Diagramm des Chipabstands ist in Abbildung 10 dargestellt. Abbildung 11 zeigt das Temperaturprofil basierend auf der Chip-3 × 3-Anordnung bei unterschiedlichen Chipabständen. Wie in der Abbildung dargestellt, weist die Wärmediffusion in der horizontalen Ebene des Substrats bei einem verringerten Chipabstand eine stärkere Interferenz auf, wodurch die Wärmeleitfähigkeit des Films und die Verbindungstemperatur des Substrats besser erkennbar werden. Bei der 0,8-mm-Pitch-Konfiguration erfährt die Wärmeleitfähigkeit einen Anstieg von 1 W/mK auf 6 W/mK auf 12,7 %, während sich die Dicke von 0,05 mm auf 0,6 mm auf 30,3 % ändert. Es hat sich gezeigt, dass die Vergrößerung des Chipabstands die Wärmediffusionsfähigkeit verbessert und dadurch den Einfluss des Klebefilms auf die Temperatur verringert. Dieser Fortschritt gipfelt in einer allmählichen und gleichmäßigen Temperaturänderung.
Abbildung 10. Chip-Pitch-Diagramm (Einheit: mm).
Abbildung 11. Temperaturprofile bei verschiedenen Chipabständen: (a) Variation der Wärmeleitfähigkeit L = 0,1 mm; (b) Dickenschwankung im Millimeterbereich k = 2 W/mK; und (c) Dickenvariation im Mikrometerbereich k = 2 W/mK.
Zusätzlich zu den unterschiedlichen Auswirkungen des Chipabstands auf die Gesamttemperaturschwankung der Sperrschicht haben auch die unterschiedlichen Größen der Chips einen Einfluss auf die Gesamttemperaturschwankung der Sperrschicht. Ying [21] et al. untersuchten die Gesamtübergangstemperatur bei verschiedenen Chipgrößen und die Ergebnisse zeigten, dass die maximale Übergangstemperatur von Multi-Chip-COB-LEDs mit abnehmender Anzahl der Chips zunimmt. Um in diesem Fall die Temperaturempfindlichkeit bei Schwankungen der Wärmeleitfähigkeit und der Dicke des Klebefilms zu untersuchen, werden die gesamte Chipfläche und die Eingangsleistung festgelegt und die Anzahl der Chips in 4, 9, 16 und 25 unterteilt. Der Chipabstand jeder Gruppe ist auf 1,3 mm festgelegt. Unter dieser Bedingung werden numerische Simulationen durchgeführt. Die Ergebnisse der Simulationen sind in Abbildung 12 dargestellt. Abbildung 13 zeigt die Variation der Temperatur mit den Wärmeleitfähigkeitsparametern bei unterschiedlichen Chipzahlen.
Abbildung 12. Temperaturentwicklung auf dem LED-Gehäuse für verschiedene Zahlen; Teilung: 1,3 mm.
Abbildung 13. Temperaturprofil mit unterschiedlicher Chipanzahl; (a) Variation der Wärmeleitfähigkeit L = 0,1 mm; (b) Dickenschwankung im Millimeterbereich k = 2 W/mK; und (c) Dickenschwankung im Mikrometerbereich k = 2 W/mK.
Ein Vergleich mit den Temperaturkurven in Abbildung 11 zeigt, dass sie alle den gleichen Trend aufweisen. Das heißt, wenn die Temperatur hoch ist, ist die Empfindlichkeit der Temperatur gegenüber der Wärmeleitfähigkeit und Dicke des Klebefilms am höchsten, und die Rolle des Klebefilms spiegelt sich auch unter diesen Bedingungen wider. Wenn jedoch die Wärmeleitfähigkeit bei sinkender Temperatur allmählich zunimmt, wird die durch den Klebefilm verursachte Temperaturänderung sehr gering. Selbst wenn die Wärmeleitfähigkeit des Klebefilms weiter erhöht wird, wird sein Einfluss auf die Gesamttemperatur der COB-Lichtquelle sehr gering, was sich in einer sehr geringen Änderung der Temperaturabfallrate äußert. Das gleiche Prinzip gilt für die Dickenänderung.
Zusammenfassend lässt sich sagen, dass bei einer Änderung der Wärmeleitfähigkeit oder der Dicke des Klebefilms die anfängliche Änderung das ursprüngliche thermische Gleichgewicht stören und zu einem Temperaturabfall führen kann. Da jedoch ein Faktor kontinuierlich optimiert wird, tendiert das gesamte System zu einem neuen Gleichgewicht. An diesem Punkt werden andere Faktoren zu den Hauptbeschränkungen, die die Wirksamkeit der Wärmeableitung begrenzen, was zu einem konvergenten Einfluss beider Parameter auf die Temperatur in den späteren Phasen ihrer jeweiligen Variationen führt.
Wie auch aus den Abbildungen 11 und 13 ersichtlich ist, hat bei dichterer Spanverteilung die anfängliche Änderung des Wärmewiderstands des Klebefilms den größten Einfluss auf die Temperaturschwankung. Eine Verringerung des Chipabstands oder der Anzahl der Chips – bei gleichzeitiger Beibehaltung einer hohen Leistung pro Chip – führt zu einer konzentrierten Wärmeverteilung und einer eingeschränkten seitlichen Diffusion. Damit ist der thermische Widerstand der Klebefolie der dominierende Faktor in der Wärmeableitungskette. Durch die Reduzierung des Wärmewiderstands des Klebefilms, beispielsweise durch die Verwendung von Klebstoffen mit höherer Wärmeleitfähigkeit oder durch Reduzierung der Dicke, kann der Wärmestau bei dichter Anordnung priorisiert und effektiv gemindert werden, wodurch die Wärmeableitungseffizienz deutlich verbessert wird.
3.5. Mechanismusanalyse: Wärmewiderstandsnetzwerk und Engpassverschiebung
Die in Abbildung 8 beobachteten Trends können mithilfe des in Abschnitt 3.2 entwickelten Wärmewiderstandsnetzwerkmodells quantitativ interpretiert werden. Gemäß den Gleichungen (6) und (7) wird der Wärmewiderstand des Klebefilms Rotelectric als RDielectric = ausgedrückt, wobei L die Dicke und k die Wärmeleitfähigkeit ist. Diese umgekehrte Beziehung zu k und die direkte Proportionalität zu L erklären im Wesentlichen die in Abbildung 8a bzw. Abbildung 8b beobachteten nichtlinearen und linearen Trends. Darüber hinaus dominiert Rpialectric das Rearat, wenn k relativ niedrig ist (z. B. <2 W/m·K) oder vergleichsweise groß ist (z. B. > 0,3 mm).
Um die dominierende Rolle von Rositavi intuitiver zu demonstrieren, wurden auf der Grundlage der Daten in Tabelle 1 und Gleichung (9) die Wärmewiderstände aller Komponenten außer Revep berechnet. Da jede Komponente innerhalb des Gehäuses eine homogene Schicht darstellt, kann der Wärmewiderstand jedes Teils gemäß Gleichung (7) bestimmt werden. Der Kühlkörper, der zur Optimierung der Wärmeableitung dient, wurde bei der Berechnung des äquivalenten Wärmewiderstands nicht berücksichtigt. Die Ergebnisse zeigen, dass Rosumnic-0,227 K/W eine dominierende Rolle im gesamten Wärmewiderstandsnetzwerk spielt. Zusätzlich wurde Tabelle 5 erstellt, um die Variation von Rrotal als Funktion der Optimierung von Rowance zu veranschaulichen. Die Optimierung wurde durch die Verbesserung der Wärmeleitfähigkeit des thermischen Klebefilms durchgeführt.
Daher verringert die Reduzierung des R -Dielektrikums den Gesamtwärmewiderstand direkt und deutlich, was zu einer niedrigeren Sperrschichttemperatur führt. Dieser Effekt wird durch die steile Anfangssteigung der Kurven deutlich. Das beobachtete Phänomen sinkender Erträge ist jedoch auf eine Verschiebung des thermischen Engpasses zurückzuführen. Wie durch Gleichung (9) ausgedrückt, stellt der Gesamtwärmewiderstand eine Reihensummierung mehrerer Einzelwiderstände dar. Sobald das R -Dielektrikum erheblich reduziert ist, ist es nicht mehr der dominierende Widerstand im Reihennetzwerk. Folglich verlagert sich der primäre thermische Engpass auf andere Komponenten innerhalb des Systems, wie zum Beispiel den Substratwiderstand Rsubscribe , den Widerstand des thermischen Schnittstellenmaterials R TIM , den Kühlkörperwiderstand R Hs oder sogar den Konvektionswiderstand R conv . Eine weitere Optimierung des Klebefilms führt zu einer minimalen Reduzierung des gesamten Wärmewiderstands, da die verbleibenden Wärmewiderstände zum dominanten Faktor werden, der den Wärmefluss bestimmt. Diese Begründung erklärt den Plateaubereich in Abbildung 8a und den konvergenten Einfluss beider Parameter auf die Reduzierung der Übergangstemperatur in den späteren Phasen der Optimierung.
Um diesen thermischen Engpassübergang besser zu verdeutlichen, wurde ein dreidimensionales Oberflächendiagramm (Abbildung 14) erstellt, um die Übergangstemperatur als Funktion sowohl der Wärmeleitfähigkeit (k) als auch der Dicke (L) darzustellen. Diese Visualisierung integriert den Einfluss beider Parameter und ermöglicht eine kombinierte Bewertung ihrer Auswirkungen auf die Sperrschichttemperatur, die Identifizierung kritischer thermischer Engpassbereiche und die Untersuchung ihrer interaktiven Auswirkungen.
Abbildung 14. Dreidimensionales Oberflächendiagramm der Übergangstemperatur gegenüber K und L.
Abbildung 14 zeigt deutlich, dass die Reduzierung der Sperrschichttemperatur nach einem bestimmten Optimierungsgrad deutlich abnimmt. Wenn die Wärmeleitfähigkeit des Klebefilms unter 3 W/m·K liegt und seine Dicke 200 μm übersteigt, reagiert die Verbindungstemperatur sehr empfindlich auf die Parameter des Films, was darauf hinweist, dass der Klebefilm den absolut dominanten thermischen Engpass innerhalb des Systems darstellt. Wenn in diesem Bereich gearbeitet wird, führt eine Erhöhung der Wärmeleitfähigkeit (k) oder eine Verringerung der Dicke (L) zu einer maximalen Verbesserung der thermischen Leistung. Wenn umgekehrt die Wärmeleitfähigkeit über 5 W/mK erhöht und die Dicke unter 100 μm (T = 76,9451 °C) verringert wird, erreicht die Änderung der Sperrschichttemperatur ein Plateau. Dieser Trend deutet darauf hin, dass der Wärmewiderstand des Klebefilms ausreichend optimiert wurde und sich der primäre thermische Engpass folglich auf andere Komponenten innerhalb des Systems verlagert hat.
Dieser Mechanismus der Engpassverschiebung ist bei dichten Chip-Layouts besonders ausgeprägt, wie in den Abbildungen 11 und 13 dargestellt. In Konfigurationen mit hoher Leistungsdichte (mit kleinem Pitch oder einer großen Anzahl von Chips) konzentriert sich der Wärmefluss und der seitliche Ausbreitungswiderstand innerhalb des Substrats nimmt deutlich zu. Dadurch erhöht sich der lokale Wärmewiderstand, dem jeder Chip ausgesetzt ist, deutlich, wodurch der vertikale Wärmeübertragungspfad durch den darunter liegenden Klebefilm noch wichtiger wird. Dadurch wird bei dichten Anordnungen der Klebefilm schon früher zum primären Engpass. Die Optimierung seiner Parameter führt in solchen Szenarien zu der größten thermischen Verbesserung, da dadurch die schwerwiegendsten Einschränkungen im Wärmeübertragungspfad direkt gemildert werden. Sobald der Filmwiderstand minimiert ist, verlagert sich der Engpass auf die seitliche Wärmeausbreitungsfähigkeit des Substrats oder die Gesamtkapazität des Kühlkörpers, die weniger empfindlich auf die Eigenschaften des Klebefilms reagieren. Eine schematische Darstellung dieser thermischen Engpassverschiebung ist in Abbildung 15 dargestellt.
Abbildung 15. Schematische Darstellung der thermischen Engpassverschiebung. (a) Film als Flaschenhals. (b) Engpass verschoben.
Basierend auf den numerischen Simulationen und der Analyse des Wärmewiderstandsnetzwerks, die in dieser Studie durchgeführt wurden, wird ein allgemeiner Arbeitsablauf zur Identifizierung und Optimierung thermischer Engpässe in LED-Verpackungen vorgeschlagen, der darauf abzielt, methodische Leitlinien für das Wärmemanagementdesign in verschiedenen Verpackungsszenarien bereitzustellen: (1) Erstellen und Validieren eines parametrisierten Wärmemodells; (2) das Wärmewiderstandsnetzwerk konstruieren und quantifizieren; (3) den aktuell vorherrschenden thermischen Engpass durch Vergleich der Wärmewiderstandswerte und Durchführen einer Sensitivitätsanalyse identifizieren; (4) gezielte Parameteroptimierung für die Engpassphase implementieren; und (5) die Wirksamkeit der Optimierung bewerten und neue potenzielle Engpässe für die iterative Verfeinerung erneut identifizieren.
Diese Studie verbessert die Zuverlässigkeit von COB-LED-Paketen durch die Optimierung der Parameter des wärmeleitenden Klebefilms, um dessen Auswirkungen als thermische Imperfektion (hoher thermischer Widerstand) abzuschwächen. Dieses Paradigma der Imperfektionsminimierung ist von grundlegender Bedeutung, um den langfristig stabilen Betrieb elektronischer Geräte sicherzustellen. Insbesondere gibt es ein komplementäres Paradigma für das Verständnis und den Umgang mit Unvollkommenheiten oder Nichtidealitäten. Wie von Bucolo et al. [22] Im Bereich des Schaltkreisdesigns können inhärente strukturelle Mängel des Herstellungsprozesses (z. B. parasitäre Elemente) unter bestimmten Bedingungen gezielt genutzt werden, um zum Schlüssel für die Anregung komplexer und vorteilhafter dynamischer Verhaltensweisen wie Chaos zu werden. Dies deutet darauf hin, dass Unvollkommenheiten eine Dualität aufweisen: Sie können einen Leistungsengpass darstellen, bei hinreichendem Verständnis aber auch eine potenzielle Ressource für neue Funktionalitäten sein.
Wenn man diese Perspektive auf den Bereich des Wärmemanagements elektronischer Verpackungen ausweitet, lohnt es sich, einen umfassenderen Ansatz für das Co-Design von Unvollkommenheiten zu erkunden. Der erste Aspekt ist das mildernde Design, das sich auf die Optimierung dominanter, nachteiliger Mängel konzentriert, wie z. B. den hohen thermischen Grenzflächenwiderstand, der in dieser Arbeit angesprochen wird. Das zweite ist kognitives und adaptives Design, bei dem es darum geht, die Parameter stochastischer, schwer zu beseitigender Unzulänglichkeiten, die dem Prozess innewohnen, vollständig zu charakterisieren und sie als bekannte Eingaben in Robustheitsdesign- und Lebensdauervorhersagemodelle einzubeziehen. Diese Studie konzentriert sich auf das erste Paradigma und klärt den Optimierungspfad und die Grenzen für eine wichtige thermische Imperfektion. Das im Rahmen dieser Untersuchung beobachtete Phänomen der thermischen Engpassverschiebung ist eine dynamische Systemreaktion während der sequentiellen Optimierung von Imperfektionen. Dies liefert methodische Erkenntnisse zum Verständnis komplexerer Multi-Imperfektions-Wechselwirkungen und des Zuverlässigkeitsdesigns auf Systemebene.
4. Schlussfolgerungen
Diese Studie führte eine Reihe von Forschungsarbeiten von der Modellvalidierung bis zur mechanistischen Analyse durch und konzentrierte sich dabei auf den Einfluss wärmeleitender Klebefilme auf die thermische Zuverlässigkeit von Multi-Chip-COB-LED-Paketen. Die wichtigsten Schlussfolgerungen lauten wie folgt:
Wir haben erfolgreich ein dreidimensionales Finite-Elemente-Modell konstruiert und experimentell validiert. Obwohl dieses Modell Sekundärstrukturen wie die Leuchtstoffschicht nicht berücksichtigte – was zu einer systematischen Unterschätzung der Übergangstemperatur um etwa 5–7 % führte – zeigten seine vorhergesagten Trends eine hohe Übereinstimmung mit experimentellen Ergebnissen und bildeten eine zuverlässige Grundlage für nachfolgende parametrische Analysen und mechanistische Untersuchungen.
Systematische Simulationsergebnisse zeigten, dass durch die Optimierung sowohl der Wärmeleitfähigkeit als auch der Dicke des Klebefilms die Verbindungstemperatur wirksam gesenkt werden kann. Die Studie ergab, dass, wenn k etwa 5 W/m·K übersteigt oder L unter etwa 0,1 mm reduziert wird, die thermische Verbesserung, die durch eine weitere Optimierung erzielt wird, erheblich abnimmt. Darüber hinaus zeigten die Ergebnisse durch zusätzliche numerische Simulationen, die Änderungen im Chipabstand und der festen Chipfläche bei unterschiedlicher Anzahl von Chips einbeziehen, dass die Empfindlichkeit der Verbindungstemperatur gegenüber der Wärmeleitfähigkeit und Dicke des Klebefilms in Konfigurationen mit konzentrierterer Temperaturverteilung höher ist. Basierend auf dem Wärmewiderstandsnetzwerkmodell enthüllte diese Studie den Kernmechanismus der thermischen Engpassverschiebung: Sobald der Wärmewiderstand des Klebefilms ausreichend optimiert ist, verlagert sich der dominierende Engpass im Wärmeableitungspfad auf nachfolgende Komponenten wie das Substrat oder den Kühlkörper. Dieser Mechanismus erklärt rational das Phänomen abnehmender Erträge, das bei der parametrischen Optimierung beobachtet wird, und liefert eine wichtige theoretische Grundlage für das thermische Design von Verpackungen mit hoher Dichte.
Zukünftige Forschung könnte sich auf die Entwicklung neuer Hochleistungsklebefilmmaterialien und die Validierung ihrer Langzeitzuverlässigkeit unter komplexeren Betriebsbedingungen konzentrieren.
Durch seine mehrschichtige und progressive Analyse bietet dieses Papier nicht nur praktische Richtlinien zur Optimierung der Klebefilmparameter in COB-LED-Verpackungen, sondern, was noch wichtiger ist, enthüllt das Grundprinzip der dynamischen thermischen Engpassverschiebung, das universell anwendbare Leitlinien für den Bereich des thermischen Designs elektronischer Verpackungen bietet.
Autorenbeiträge: TW: Konzeptualisierung, Methodik, Software, Untersuchung, formale Analyse, Schreiben – Originalentwurf; JS: Datenkuration; PW: Visualisierung, Untersuchung; YL: Ressourcen, Aufsicht; JZ: Konzeptualisierung, Mittelbeschaffung, Ressourcen, Betreuung, Schreiben – Überprüfung und Bearbeitung. Alle Autoren haben die veröffentlichte Version des Manuskripts gelesen und ihr zugestimmt.
Finanzierung: National Key R&D Program of China (2021YFB3501700), Shanghai Science and Technology Committee (STCSM) Science and Technology Innovation Program (23N21900100,22N21900400), National Natural Science Foundation of China (12104311), Key R&D Program of Zhejiang Province (2024C01193), Shanghai Chenguang Program (22CGA74), Schlüssel-F&E-Programm der Provinz Jiangsu (BE2023048) und Innovationsberatung und technologieorientierter Unternehmenskultivierungsplan der Provinz Yunnan (202404BI090001).
Erklärung des Institutional Review Board: Nicht zutreffend.
Einverständniserklärung: Nicht zutreffend.
Erklärung zur Datenverfügbarkeit: Die in dieser Studie vorgestellten Originalbeiträge sind im Artikel enthalten. Rückfragen können an den entsprechenden Autor gerichtet werden.
Danksagungen: Dasheng Dong und Shufu Jiang.
Interessenkonflikte: Der Autor Yitao Liao war bei der Firma Xuzhou Liyu Advanced Technology angestellt. Die übrigen Autoren erklären, dass die Forschung in Abwesenheit jeglicher kommerzieller oder finanzieller Beziehungen durchgeführt wurde, die als potenzieller Interessenkonflikt ausgelegt werden könnten.
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Es gibt nichts Beunruhigenderes, als das Schlafzimmer zu betreten und von einem anhaltenden muffigen Geruch erfasst zu werden. Egal wie oft Sie putzen, die Bettwäsche waschen oder die Fenster öffnen, dieser feuchte, erdige Geruch bleibt bestehen. Es kann dazu führen, dass sich selbst der schönste Raum ungemütlich und unhygienisch anfühlt.
<!-- Meta Tags --> <meta title="UV Water Treatment for Wineries: Chemical-Free Disinfection Guide | Massphoton"> <meta name="description" content="Complete guide to UV water treatment for wineries. Learn how UV-C disinfection protects wine quality by eliminating bacteria, yeasts, and protozoa withou">
Der Inhalt umfasst: 1. Anwendungsvorteile von UVC-LED zur Wasserdesinfektion2. Hauptstörfaktoren im Wasser und typische Auswirkungen (mit Datentabelle)3. Präventions- und Kontrollmaßnahmen gegen Wasserstörfaktoren4. FazitI. Anwendungsvorteile der UVC-LED-WasserdesinfektionUVC-LED
Die Implementierung eines kommerziellen UVC-LED-Luftdesinfektionssystems erfordert eine sorgfältige Konstruktion, präzise UV-Dosisberechnungen und eine nahtlose HVAC-Integration, um eine Neutralisierung von Krankheitserregern in medizinischer Qualität zu erreichen. Dieser technische Leitfaden beschreibt die genauen Mechanismen der 265-nm-DNA/RNA-Inaktivierung, vergleicht Festkörperdioden mit herkömmlichen Quecksilberlampen und beschreibt Einsatzstrategien für Luftreiniger im Kanal, im Oberraum und für eigenständige Luftreiniger. Durch die Berücksichtigung von Implementierungsrealitäten wie Luftstromgeschwindigkeit, Staubschatten und Wärmemanagement können Facility Manager erfolgreich UVC-LED-Luftdesinfektionsanordnungen einsetzen, um eine nachhaltige, ozonfreie Raumluftqualität sicherzustellen.
