電熱式微致動器驅動微夾爪之製作分析
張婉琪1、黃世疇2、王珉玟2 1. 金屬工業研究發展中心 金屬成型組 2. 國立高雄應用科技大學 機械工程學系 E-mail : 1094313105@cc.kuas.edu.tw摘 要
本文探討電熱式微致動器驅動微夾爪之製作與分析，研究中以微射出成形的技術來改良微夾爪製作方 式，使成形品快速且可大量生產。射出成形的部份先行以CAE 模擬與田口品質規劃法得到最佳降低翹曲量 品質參數，並探討射出成形參數的交互作用影響。進行微射出成形實作部份，以模擬結果與實作比較成形 參數影響並探討其差異性。驅動元件分析部分，設計組合式微致動器，以材料熱變形理論與有限元素分析 對組合式微致動器進行分析模擬，並探討在不同驅動條件下對於輸出性能的影響。 射出模仁與組合式電熱式驅動元件的製程方面是使用LIGA-Like 製程與 SU-8 厚膜光阻來完成微夾爪與 微致動器的模仁製作，再以微電鑄翻模方式，完成微致動器之結構。最後將兩微元件組合並量測其驅動位 移，結果顯示當電壓輸入0.1~3V 時，微致動器電極端經受電熱變形產生推力位移，驅動微夾爪之位移量達 13.2μm。 關鍵詞：微射出成形、電熱式微致動器、LIGA-Like 製程1. 前 言
近年來小型且多工之產品受到大眾喜愛，使得傳統大型製造技術已慢慢轉型為微型製造技術系統，微 型製造技術成為主要趨勢。目前微型系統技術中，如微機電系統（Micro-electromechanical Systems，MEMS） 等製程時間過於冗長且製造成本昂貴，必須尋求發展快速且符合經濟生產之微設備製造系統。 射出成形對於傳統製造技術設備來說，以快速生產著名，因現今的精微模具塑膠工業產品的迅速發展， 塑膠射出成形品的生產技術正趨成熟，精微模具所生產出的成形品已具有產品外型複雜、體積小、成本低 廉及精密度高等諸多優點，成為在微系統製造技術中之一項關鍵技術。在眾多行業和領域中，如醫療產品 及器材、汽車零件、電腦3C 產品、鐘錶製造業等，各產業中部份元件為使用金屬材料，成本相對提高，因 此為降低成本，且不影響元件之機械性質下，塑膠材料成為金屬材料製造的微小零部件的極佳替代品，而 射出成形成為快速生產利器。 微射出成形品的定義是指產品射出微量或是射出微特徵兩類，一般微射出成品重量以毫克（mg）為單 位或成品幾何尺寸以微米（μm）為單位，在成型品選定與模具規格訂定常見的微射出成型品分類可分成如 下列三種。 1.1 微量成形品 成品重量以mg 為單位，但尺寸精度單位大於 μm。 1.2 微結構成形品 成品為一般尺寸，但其產品表面具有微型結構達μm 級規格。1.3 微精密成形品 成品重量單位為mg，尺寸精度單位為 μm。 微射出成形應用在微機電系統（MEMS）之微元件結構大量複製中佔重要一環，因為對於微元件結構 而言，微射出的生產方式是一個最快速、低成本、效率佳的製造方式，尤其對目前熱門之生醫元件來說， 高精度、高潔淨度且微小化的特色，正是需要微量成形系統的搭配方能快速量產，但微射出產品在生產品 質成形精度量測上可能會產生問題，因此，微射出技術及相關成形性或轉寫性之最佳化參數為重要課題。 1999 年 M.S.Despa 等人[1]對 LIGA 高深寬比微結構（High Aspect Ratio Micro-structures, HARMs）射出成形 做深入的探討，其模仁微結構尺寸為180μm×180μm 高度約為 750μm 之柱陣列。射出成形除了提高射出機 的性能外，還對模具做額外的改良。為了減少包風現象，在模具內抽成低壓真空模。為了達到真空效果， 對模具塗蠟或油脂以防止洩氣。此外在充填過程時，模具溫度需超過玻璃轉換溫度，待冷卻階段才將模具 溫度降下。此變模溫功能，必須額外增加加熱冷卻切換系統，且會將延長製程時間。最後再利用高射速充 填即可完整的充滿高深寬比微結構。在2002 年 Liyong Yu 等人[2]提出使用 C-Mold 模擬軟體進行比較實際 射出成形之差異性。其主要控制成形參數包含螺桿速度、射速、模溫、保壓壓力及熔膠溫度，由實驗結果 顯示增加螺桿速度與保壓壓力，可降低殘留應力，使收縮量較小，而由C-Mold 模擬軟體結果顯示，增加模 溫及射速後，可充填於狹窄之溝槽，但改變熔膠溫度卻無太大的變化，最後由實驗以模擬結果顯示實際射 出與模擬會應無法考量之因子參數影響仍有誤差的存在。2003 年楊芯蘋[3]利用 UV-LIGA 的製程技術來取 代傳統的LIGA 製程，並配合 CAE 模擬來降低成本。在微射出成形中以重要的因子(塑料溫度、保壓壓力、 射速)進行製程參數效應的研究。其中隨著塑溫的提高收縮會隨著增加，隨著保壓壓力的增加收縮會隨著增 加。2004 年 B.-K. Lee 等人[4]以控制之射出成形參數條件以及配合三種聚合物材料（PS、PMMA、PC），成 形微陣列透鏡。其中微模仁利用改良式LIGA 製程製作，再利用微電鑄翻鑄鎳微模仁。實驗結果顯示保壓 壓力與流率將會影響微陣列透鏡之表面粗糙度。而PMMA 聚合物材料所產出之成形品表面粗度不佳，不利 於成形微陣列透鏡。實驗結果顯示模具溫度決定了微流道結構壁面垂直之成形要素，射出壓力與射出時間 則為次要影響成形性之因素。2006 年蕭宏宇[5]使用可替換式之模仁，微結構方面為數十微米到數百微米不 等，利用射出成形與熱壓成形技術製作出微齒輪與微流體生物晶片。模仁部分採用電鑄方式製作，電鑄結 果表面精度佳。在射出成形實驗中，進行射出速度、模具溫度、融膠溫度與保壓壓力等四參數之探討，實 驗中發現影響成品成形性最大因素為保壓壓力，再者為模具溫度，最小為射出速度。 本研究以類深刻模造（LIGA-Like）的製程技術，製作微夾爪與微致動器，在微射出成形的部份，利用 電腦輔助工程分析模擬來降低研發及試作生產之成本，再加上微電鑄之方式來製造嵌入式微模仁，使主體 模具可重複使用。將翻鑄後殘留於電鑄模仁孔隙之SU-8 光阻去除後，形成所需要的微夾爪模仁，最後利用 微射出成形方式成形元件。應用在高分子材料之微元件將可降低MEMS 所製作之生產成本、以及可增加使 用壽命等優點。在微致動器驅動元件部份，利用微影、電鑄完成製作微致動器。 本文針對現有之微夾持器與微致動器[6]，進行微系統成形製作之改進修正以及致動器驅動方式的探 討。內容包括微模仁設計、模流分析模擬、田口品質最佳化參數設計、微致動器設計、分析與製作，最後 將上述微夾持器與微致動器組裝，透過實驗與量測的方式，驗證此製造、設計之可行性。
2. 微夾爪模仁設計與模流分析
文中探討拓樸最佳化撓性機構微夾爪元件，此撓性機構夾持方式為利用結構本身的變形來產生一般的 夾持機構運動，為同一平面的二維結構，此一優點符合微製程中不易製作複雜結構的特性。拓樸最佳化是指在一個設計區域內所有可能之拓樸形狀中，依照機構性能的需求定義，在設計區域中找出符合設計定義 的最佳拓樸形狀，其拓樸外型如圖1 所示，而成品材料選用工程塑膠（POM），成品體積由 Pro/E 繪圖軟體 得到為303.54mm3，於模具製作之前先行採用模流分析軟體 Moldflow 進行微射出模擬成形實驗，以降低射 出成形時造成時間及成本之浪費，且可預測射出模具設計之正確性與成形品射出可能之缺陷處理，並利用 田口實驗規劃法（Taguchi Quality Engineering）得到成形參數對微夾爪翹曲量成形品質之影響。
(a) 拓樸外形 (b) 微夾爪外形尺寸(μm) 圖1 拓樸最佳化撓性機構微夾爪元件 在微模具中澆口種類選用之準則與一般傳統射出模具選用之不同為必須考慮到因成形品微小，導致模 具加工時可能遭遇困難度。本研究中針對澆口形狀選用要點為與成形品是否符合選用之下，採用扇形澆口 與點狀澆口個別進行模流分析。在微量成形領域，因為成品的尺寸極小，膠會在很短的時間內凝固，因此 研究中將澆口安排在肉厚面積最大處進行進膠較為適合。以上述兩式澆口形狀與進澆口位置做模流分析， 其結果分析如圖2 所示。 (a) 點狀澆口 (b) 扇形澆口 圖2 不同澆口與進膠點模擬分析 由分析得知，兩澆口皆採用單點進膠之下，由於點狀澆口尺寸小，射出速度必須極高速才能完全充填 整個模穴；反觀扇形澆口尺寸大，不但可均勻充填，且適合極薄形射出，與欲成形之微夾爪元件條件相符， 在射出速度不需極高速下即可完成充填，故採用扇形澆口設計。在模穴數配置方面為對稱形一模兩穴。分
模面之選擇位置除了考慮成品外觀，也須考量須加入公母模位置。由於成形品模仁是使用 LIGA-Like 製程 翻鑄得到，因此微夾爪成形品配置於公模模仁部位，而澆口則配置於母模處，分模線即取成品之最上緣， 將不會影響成品的外觀。 在進行田口實驗規劃法前，首先須確認基本製程邊界條件，分別設定射出時間為 0.5 sec、1sec，料温 由180~210℃、模溫由 30~100℃、射出速度由 200~700mm/s 等，由於考慮成品小且薄，故著重於觀察充填 性。經過分析後，得知低模溫會無法改善短射現象，無法充填完整。接下來以高模溫60~100℃以及其他參 數固定下繼續進行模擬。60℃依然無法完全充填模穴，而 70℃以上可得到充填完成之結果，故模具溫度可 採用70~100℃。接下分別探討 0.5sec 與 1sec 射出時間，可得到 0.5sec 下之射出壓力高於 1sec，為避免後續 成品成形時受到成形壓力過大造成翹曲量，故 0.5sec 成形時間不採用。料温依據塑料適當的工作溫度來選 定不影響充填成形性，射出速度於200mm/s 以下會造成短射，故射速採用 200mm/s 以上。
實驗先行利用模流分析與田口實驗規劃法探討射出速度、保壓壓力、塑料溫度及模具溫度等參數對微 夾爪翹曲量成形品質之影響。微夾爪採用LIGA-Like 製程所製作之 SU-8 材料微夾爪比以射出成形材料 POM 所製出之平整度高且無翹曲現象，與驅動元件微致動器組裝時會較貼合。本研究利用微射出製作的微夾爪 成形尺寸小，所以在射出機高速衝填模穴以及因保壓過程中塑料維持在高壓狀態下，使塑料會與模具產生 剪切效應而產生剪切應力。將無可避免引起熔膠產生不均勻之壓力分佈，再加上在塑料冷卻過程時塑料熱 脹冷縮的雙重效應下導致分子配向性而產生翹曲變形（Warpage），可能在後續組裝上會較不貼合而產生致 動器無法完全施力於夾座上，故須盡可能降低微射出所造成之微夾爪之翹曲量。 研究中以微針夾爪之翹曲量為品質目標，翹曲量愈小愈好，為望小特性。根據水準表和L9 直交表進行 各個實驗參數組合的模流分析，並以望小特性將分析所得的翹曲量數據進行最佳參數之計算。田口實驗設 計步驟進行如下。 2.1 選擇欲求之品質特性參數範圍 此次模擬分析採用望小特性，期望產品翹曲量愈小愈好。由模流分析所獲得之翹曲量最大值減最小值 即為分析所得之翹曲量。 2.2 選擇直交表進行 CAE 模擬 經由分析以得到所模擬出之品質特性參數翹曲量後，再計算出 S/N 比。表 1 所示為採用之控制因子及 其水準值。表2 模流分析 S/N 比。A 因子為模具溫度、B 因子為熔膠溫度、C 因子為射出速度以及 D 因子 為保壓壓力。熔膠溫度及模具溫度水準值是依據塑料適當的工作溫度與先前模擬結果來選定；射出速度水 準值的選定是在成品可完全充填之速度下觀察射出速度高低對翹曲量的影響；保壓壓力水準值是選擇成品 可完全充填的情況，而通常保壓壓力為射出壓力的80％以下。 表1 控制因子及其水準值 控制因子 A B C D 因子水準 模具溫度(℃) 熔膠溫度(℃) 射出速度 (mm/s) 保壓壓力(Mpa) Level1 70 180 200 0 Level 2 75 190 400 40 Level 3 80 200 600 80
表2 模流分析 S/N 比 L9 A B C D 1 2 3 4 Warpage (mm) S/N 1 1 1 1 1 0.061 24.293 2 1 2 2 2 0.058 24.731 3 1 3 3 3 0.062 24.152 4 2 1 2 3 0.057 24.883 5 2 2 3 1 0.083 21.618 6 2 3 1 2 0.063 24.013 7 3 1 3 2 0.059 24.583 8 3 2 1 3 0.068 23.350 9 3 3 2 1 0.056 25.036 2.3 回應表與回應圖得到最佳參數組合 將上表列之 S/N 比繪製出回應表及回應圖，如表 3、圖 3 所示。由回應表及回應圗可以得知 B 因子熔 膠溫度最為顯著，其次為D 因子保壓壓力及 C 因子射出速度，而 A 因子模具溫度影響最小。由回應圖以及 回應表可得到最佳之參數組合為A1B1C2D2。 表3 回應表 水準 模溫 料溫 射速 保壓壓力 1 24.39 24.59 23.89 23.65 2 23.50 23.23 24.88 24.44 3 24.32 24.40 23.45 24.13 Max-Min 0.89 1.35 1.43 0.79 顯著程度 3 2 1 4 最佳組合 模溫1 料溫1 射速2 保壓壓力2 22 22.5 23 23.5 24 24.5 25 25.5 A1 A3 B1 B3 C1 C3 D1 D3 數列1 圖3 回應圖
2.4 因子交互作用 上述控制因子皆假設效果不互相影響，即為因子間無交互作用，然而在實際情況下並非如此；很可能 因子之間是存有因素水準互相影響，故本研究將分別對各因子進行交互作用分析。表4 為各因子配置表。 表4 各因子配置表 實驗次數 模溫 料溫 射速 保壓壓力 S/N 1 A1 B1 C1 D1 24.293 2 A1 B2 C2 D2 24.731 3 A1 B3 C3 D3 24.152 4 A2 B1 C2 D3 24.883 5 A2 B2 C3 D1 21.618 6 A2 B3 C1 D2 24.013 7 A3 B1 C3 D2 24.583 8 A3 B2 C1 D3 23.350 9 A3 B3 C2 D1 25.036 交互作用計算結果得到A×B、B×A、B×C、B×D、C×A、C×B、C×D、D×A、D×B、D×C 之間存在有交 互作用，而 A×C、A×D 則無交互作用。接著由回應表中最為顯著之控制因子即為射出速度之第二水準 C2 與其他各水準相配以得到交互作用下的最佳參數組合。將C2與其他水準相配後，可以得到因子交互作用之 顯著因子組合為A3B3D1，再與 C2組合後可以發現，此組交互作用下之因子組合與 L9直交表第九組配置組 合相同，其S/N 也是此 L9直交表因子組合內S/N 比最大之參數，故可得到最佳交互作用出的最佳化參數會 出現在L9直交表因子組合內，即為交互作用最佳參數組合。 2.5 變異數（ANOVA）分析 藉由 ANOVA 分析可得到貢獻度比，也可彌補田口式實驗之實驗參數對品質特性之影響，能補償誤差 程度不足處。在表5 為變異數分析配置表中，經計算得到射出速度貢獻度 36.43%為最高，其次為熔膠溫度 36.348%。推定最佳因子組合當以射出速度與熔膠溫度為優先考量，並依據回應表、回應圖及變異數分析之 結果推定最佳因子組合，所得之最佳因子組合為A1B1C2D2。 表5 變異數分析 因子 變動(S) 自由度(F) 變異(V) 純變動(S') 貢獻度 A.模溫 Sa = 1.46 2 Va = 0.73 Sa' = 1.46 16.46 % B.料溫 Sb = 3.23 2 Vb = 1.61 Sb' = 3.23 36.34 % C.射出速度 Sc = 3.24 2 Vc = 1.62 Sc' = 3.24 36.43 % D.保壓壓力 Sd = 0.96 2 Vd = 0.48 Sd' = 0.96 10.78 % e.誤差 Se = 0.00 0 0.00
eT.誤差調和 SeT = 0.00 0 VeT = 0.00 SeT '= 0.00 0.00 % ST 總和 ST = 8.88 8 ST' = 8.88 100.00
2.6 最佳結果預測 以模流分析中所探討之控制因子作最佳結果預測。其計算式表示如下[7]： 1 1 2 2
ˆ
A
B
C
D
3
η η
=
+
η
+
η
+
η
−
η
(1) 其中：ηˆ 為最佳結果預測值；ηA1、ηB1、ηC2、ηD2 分別為 A、B、C、D 因子最佳水準 S/N 比；η
為9 組 S/N 比平均值(η =24.073dB)；ηˆ ＝24.39 +24.59 + 24.88 + 24.44－3°24.073＝26.081dB。由最佳結果預測值 所計算出結果，其S/N 比為 26.081dB 大於 L9表內的S/N 比值。 2.7 確認模擬分析 為顯示模流分析的可靠度與正確性，將此參數帶回模流分析，所得翹曲量為0.053mm 如圖 4 所示，S/N 比值為 25.514dB，雖與預測結果計算值不同，但由最佳參數組合與直交表參數組合進行分析之翹曲量比較 後可得知，由田口實驗歸化法的最佳參數組合所分析結果是可以降低翹曲量的，故此組合可達到降低翹曲 量的效果。 圖4 最佳參數組合模擬之翹曲量 本研究以探討微夾爪射出成形中成形參數彼此影響效應與模擬結果，並決定射出成形參數的基本組， 再利用田口品質規劃法與交互作用計算得到翹曲量最小之最佳成形條件參數組，分析結果討論如下敘述。 2.7.1 成形參數建立 在模溫設定於30~60℃即為塑料玻璃轉換溫度之下時，射出會有短射的現象發生，提高料溫、射出速 度及保壓壓力並不能改善短射的情況發生。在模溫設定於70~100℃塑料玻璃轉換溫度之上時，已可完全 充填模穴。 2.7.2 田口分析翹曲量最佳化 由回應表、回應圖可得到最佳因子組合為 A1B1C2D2。由變異數分析可知 C 因子射出速度對翹曲量 的影響最大，貢獻度為36.43%，其次為 B 因子料溫，貢獻度為 36.34%，推定最佳因子組合以射出速度與 料溫為優先考量。 2.7.3 交互作用對於參數之影響 由交互作用表可得到因子間其實有交互作用產生的現象，故若忽略因子間交互作用恐會影響最佳化 參數條件的選定。而由交互作用表中也得到最佳交互作用因子組合為 A3B3C2D1，此交互作用因子組合與L9 直交表第九組配置組合相同，且其 S/N 比也是此 L9 直交表因子組合內最佳之參數組，推定交互作 用最佳因子組合A3B3C2D1 無法降低翹曲量，故模擬分析結果所得到的交互作用並不會降低翹曲量，故 不採用此參數組合。 2.7.4 模擬分析之結果 田口規劃法所得到最佳參數組合分析結果是可以降低翹曲量的，故確認此組合可達到最佳化研究目 標。
3. 微致動器設計
電熱式微致動器致動原理為利用電流通過懸樑時，因懸樑本身材料之電阻而產生焦耳熱，使其結構膨 脹變形而產生致動，其具有結構簡單、輸出致動力大等優點等；雖有上述之優點，但為了維持致動器致動 量，電流必須持續輸入的特性下，相對的也提高致動器毀損率。當一材料持續受到電流施加會因材料內部 電阻持續變化而使材料溫度上升，造成溫度過高而燒燬致動器。本研究為了得到可定位微致動器，首先於 V 型電熱式懸樑微致動器的結構前端設計一斜面結構，並分析模擬電流施加後，其致動器驅動狀態對微致 動器輸出位移的影響，以利於設計底座的斜面相對定位之距離。當V 型微致動器欲退回原始位置時，此時 於V 形致動器中端處設計一 U 型致動器，其驅動原理與 V 型致動器相同在底部電極端施加電流後，U 型致 動器往前致動，即可將V 型梁由定位處移開而回到原始位置。其 3D 立體模型如圖 5 所示。 圖5 可定位微致動器 3D 立體模型 在此設計兩種型態微致動器，其幾何圖形示意如圖 6 所示，但輸出型態為相同。其輸出型態是固定下 方電極端，且在電極端上施加電流，使其電流結構在X 方向變形，導致 Y 方向的自由端往前位移。 X Y V TypeX Y U Type 圖6 微致動器幾何尺寸圖形示意圖(μm) V 型懸樑微致動器模擬結果如圖 7，而 U 型懸樑微致動器模擬結果圖 8 所示。當施加電壓由 1V 增加至 5V 則微致動器溫度由 19.93℃升高至 498.24℃，V 型懸樑微致動器的輸出位移由 2.7μm 增加至 69.96μm，而 力量也由2482.34μN 增加至 76235μN；U 型懸樑微致動器的輸出位移由 0.51μm 增加至 12.8μm，而力量也 由555μN 增加至 13948.1μN。圖 9、圖 10 為兩種型式在不同電壓下位移、溫度與力量的關係圖。由模擬分 析的輸出位移結果可得到，兩斜面的最佳定位位置尺寸可依欲達到的驅動位移量選擇驅動電壓，且其定位 距離可由2.7μm 增加至 69.96μm 區間。 圖7 V Type 之位移模擬 (mm) 圖8 U Type 之位移模擬 (mm) 1 MN MX Y X Z -.117E-03 .007639 .015396 .023153 .030909 .038666 .046423 .05418 .061936 .069693 JUL 5 2007 14:29:09 NODAL SOLUTION SUB =1 TIME=1 UX (AVG) RSYS=0 DMX =.069695 SMN =-.117E-03 SMX =.069693 輸出方向 輸出方向 (μm) 80 1 2 3 4 5 0 10 20 30 40 50 60 70 (℃) 1 2 3 4 5 0 100 200 300 400 500 Tem peratu re Voltage(V) (b) 溫度 Di sp lac emen t Voltage(V) (a) 位移
(μN) 1 2 3 4 5 0 10000 20000 30000 40000 50000 60000 70000 80000 Fo rce Voltage(V) (c) 輸出力 圖9 V 型式之電壓與 度、力之關係圖 (μm) 位移、溫 1 2 3 4 5 0 10 20 30 40 50 60 70 80 Displa ce m ent Voltage(V) (a) 位移 (℃) 1 2 3 4 5 0 100 200 300 400 500 T emp er at ur e Voltage(V) (b) 溫度 (μN) 1 2 3 4 5 0 2000 4000 6000 8000 10000 12000 14000 16000 Forc e Voltage(V) (c) 輸出力 圖10 U 型式之電壓與位移、溫度、力之關係圖
4. 系統製作
本研究於微夾爪撓性結構部分是以微射出成形得到，另利用微電鑄技術，製作全金屬結構之電熱式微 致動器，最後將微撓性夾持結構與微致動器組 際作動情形與模擬分析結果作比較，並探討 製程所發 SU-8 SU-8 的微致動器，利用銅作為導電種子層，於電鑄完成後，在兩端電極施加 電壓使得 100µm 50µm Battenfeld Microsystem 50 0.012~1.1 cm 0.001 cm 760 mm/sec 2500 bar M270 POM 6 性質 值 合，經由量測實 生的問題尋求解決方法。 微致動器採用微電鑄鎳作為結構的主要材料，利用 光阻製作出電鑄模仁，並將鎳電鑄於模仁內， 再將 光阻移除，可得到鎳結構 兩型懸臂產生熱膨脹而致動。本文所需的結構厚度為 ，最小線寬為 。本實驗所使用之 微射出成形機為 公司，型號 。其射出量為 3，射出量精度為 3， 最高速度達 、最大壓力為 ，具變模溫控制及自動取出功能，加工材料為塑膠及粉末射 出成形。本研究所採用的塑膠材料為達剛（Duracon） 之聚甲醛塑酯（POM）， 對塑料來說是一 種堅韌有彈性的材料，即使在低溫下仍有很好的抗蠕變特性、幾何穩定性和抗衝擊特性，並且具有很低的 摩擦係數和極佳的幾何穩定性及耐高溫特性，其物性表如表 所示。 表6 POM 材料物性表 比重 1.41 抗拉強度 (kgf/cm2) 620 抗彎強度 (kgf/cm2) 950 熱傳導 (cal /cm-sec-˚C) 0.233 熔融溫度 (˚C) 180~220 模具溫度 (˚C) 60~120 熱變形溫度 (˚C) 110 線膨脹係數 (×10-5cm/cm℃) 9.5 楊氏係數 (MPa) 1740 蒲松比 0.406 在進行射出實驗前 微夾爪模仁置入公模中再將模具架設於射出機 放入POM 塑料，接下 進行射出實驗。本研究以Moldflow 模擬分析結果為實際射出參數的基本組，依照模擬之參數進行實驗映 證。 7 0~33mm/s 0 15 30mm/s 翹 S/N S/N 8 ，將先前 上，再 來 表 所示為微射出田口實驗參數規劃表。在進行田口參數實驗時，依照所規劃的水準表與L9 直交表中 各成形參數水準之組合，確認射出機成形參數設定，但本實驗機台之保壓是以保壓速度 進行保壓 動作，故保壓參數依照保壓壓力分析之設定在此重新選定 ， ， 為保壓成形參數。為確保射出機 與模具之間達到一定之熱平衡及穩定狀態，須先由多次試模再進行取樣。本實驗規劃所要探討的品質目標 為降低微夾爪翹曲量，為望小特性。並利用白光干涉表面輪廓儀量測出之 曲量實驗數據，計算望小特性 比，其分析數據計算出來之 比結果如表 所示。表7 控制因子及其水準值 控制因子 A B C D 因子水準 模具溫度(℃) 熔膠溫度(℃) 射出速度 (mm/s) 保壓速度( mm/s ) Level1 70 180 200 0 Level 2 75 190 400 15 Level 3 80 200 600 30 表8 驗之S/N 比 實 次數 A B C D Warpage(mm) 射出實 驗
y
S/N 1 1 1 1 1 0.187 0.178 0.164 0.176 15.061 2 1 2 2 2 0.194 0.186 0.198 0.193 14.301 3 1 3 3 3 0.078 0.096 0.075 0.083 21.565 4 2 1 2 3 0.103 0.117 0.12 0.113 18.894 5 2 2 3 1 0.162 0.136 0.159 0.152 16.319 6 2 3 1 2 0.125 0.098 0.105 0.109 19.178 7 3 1 3 2 0.072 0.085 0.083 0.080 21.916 8 3 2 1 3 0.068 0.070 0.085 0.074 22.531 9 3 3 2 1 0.120 0.107 0.129 0.119 18.488 上表列之 N 比， 回應表如表9 與回應圖如 應表 圗可 D 速度最為顯著， 次為A 子模具 C 因 射出速 A 料溫 最小 應 表可得到最佳之參數組合為A3B3C3D2。圖 12 微夾爪射出成品。 射速 保壓速度 將 S/ 繪製 圖11 所示。由回 及回應 以得知 因子保壓 其 因 溫度與 子 度，而 因子塑 度影響 ，由回 圖以及回 應 表9 回應表 水準 模溫 料溫 1 16.98 18.62 18.92 16.62 2 18.13 17.72 17.23 21.00 3 20.98 19.74 19.93 18.46 Max-Min 4.00 2.03 2.71 4.37 顯著程度 2 4 3 1 最佳組合 模溫3 料溫3 射速3 保壓速度20 5 10 15 20 25 A1 A2 A3 B1 B2 B3 C1 C2 C3 D1 D2 D3 S/ N 比 數列1 圖11 回應圖 圖12 微夾爪射出成品 在微影製程及精密電鑄技術的微機電製程時 膜光阻，在結構深寬比較一般光阻高， 此在製作的過程中對於各項參數需要有相當的規劃，否則將會影響後續製程出問題。在微射出成形部分， 模具組裝 面溝槽設計尺寸剛好為 10μm，因原本光罩精度不精確，再 加上 邊緣突起，再塗佈第二層時將會更嚴重，可能會造成曝光劑量不足，進而導致圖形的轉移 不明 長，則會使光阻太硬，使光阻產生內應力，將低光阻與基 ，由於SU-8 100 厚 因 與射出成形參數將會影響成形不良。 在光罩製作時，因採用矽膠膜軟式光罩，雖然價格低廉、製作速度快，但由於軟式光罩之精度不佳， 無法製作精度≦10μm 的尺寸，而致動器定位斜 光罩與光阻之間產生的間隙誤差，造成曝光後圖形無法有效轉印，使本研究之微致動器無法於微影製 程上製作出。 在製程中發現，當我們在塗佈光阻第一層時，由於SU-8 光阻具有高黏滯係數，使得在旋轉塗佈過程中， 光阻容易在晶圓 顯，或使光阻底層無法得到足夠的鏈結，形成表層圖案與底層圖案誤差的底切現象（Undercut）；因此 於旋轉塗佈第一層後，使用去邊液清除邊緣，去除邊緣後再塗佈第二層光阻，此動作會改善此曝光不足的 現象。然而曝光時間過量，會使結構過度鏈結，造成圖案產生極大的尺寸誤差，而附著性成為製程上極大 的問題，由於結構本身內應力使SU-8 附著性不佳，在 SU-8 光阻結構顯影後就會與晶圓脫離，或是顯影過 程中顯影液流進結構內部，也有因內應力過大使結構裂開等因素，然而這些因素都將會影響後續電鑄品質， 必須修正曝光劑量以得到最佳附著狀況。 一般烘烤分為軟烤及曝後烤。軟烤是將光阻由液態轉為固態並增加光阻與基材的附著性，若軟烤時間 太短，殘留大部分的溶劑未蒸發；若軟烤時間太
材的 verPG 去除微電鑄模仁內的光阻，但此法效果相當有限。若利用光阻揮發點，將微 電鑄 作一探討並做改善。 4.1 雙層 此對位光罩設計有逃氣孔部份以利於微射出時成形空間狹小，使熔膠受到模具內部空氣擠壓所造成充 形參數的射出成品發現成品有充填不足及過大毛邊現象，可能原因如下。 4. 控 數數值，尋求充填完整，但卻產品射出結果仍然並無太大改變，故可能以流道設 時 此對位光罩設計無設計逃氣孔部份，射出時由射出成品仍可發現成品有充填不足及毛邊現象，試著改 品。由成形品來探討充填與毛邊之解決方法。 4. 值，均可達到充 果，故所採用的控制因子對於充填性來說皆會產生影響。 4.2.2 於模面，降低因模具製造時 不良，使模具合模時，力量較均勻，避免產生毛邊。成形參數仍以模溫、料溫、射出速 度及 實驗量測將以實驗驗證微致動器的致動位移量與分析差異性，再組合微撓性夾持器量測組合後的致動 位移量。圖13 微致動器裝置組合 SEM 圖。 附著性，兩者對於後續曝光都會有影響，而軟烤時間與厚度有關，依據SU-8 原廠提供的數據，誤差不 會太大。曝後烤是加強曝光後結構的鏈結，其時間的長短也會影響結構的完整性，烘烤時間過久，會使得 溶劑完全硬化，在高寬比之下顯影將不完全，或導致結構在顯影時，直角的部分有龜裂的情形。經150℃回 烤約 1 分鐘後可改善龜裂的情形；曝後烤時間不足，可能會使結構中間的溶劑未完全揮發，在顯影時被挖 空，使其垂直性不佳。 SU-8 厚膜光阻在進行微電鑄翻模後，皆會產生光阻殘留於微電鑄模仁內，尤其是厚膜光阻，去除相當 不易。一般會採用Remo 模仁置於高溫爐中升溫至600℃並持溫一段時間使光阻受熱揮發，可去除大部份之光 SU-8 阻，最後再 以RemoverPG 去除殘餘之光阻。 微射出成形品不良之原因包含模具設計不當、材料流動性不佳、成形參數條件不佳等，以下針對兩式 模仁於微射出製程時所遇到的問題 對位光罩部份 填不足之現象。經由多次改變成 1.1 流道太小且過長 此模仁流道設計長度為8mm 以及深度為 100μm，而成形參數以模溫、料溫、射出速度及保壓速度四項因子 制下，由低往高增加參 計對微射出成形品來說，長度可能過長且深度不夠，造成熔膠未到成形空間就已冷卻，導致無法充填完成。 4.1.2 模具無法緊密配合 由於模仁為電鑄所製作出，其電鑄高度不平均，使模仁嵌入模具，產生單邊不緊密現象，而造成射出成形 ，產生過大的毛邊。 4.2 單層對位光罩部份 變成形參數可得到充填完整之成 2.1 充填不足 成形參數以模溫、料溫、射出速度及保壓速度四項因子控制，由低往高增加參數數 填完整之射出結 毛邊過剩 電鑄時增加電鑄時間，目的為得到較大之模仁厚度，使嵌入模穴時可高 所產生的緊密度 保壓速度四項因子控制，由低往高增加參數數值，可發現模溫與料溫會造成熔膠流動性過好而產生 毛邊現象，故可適當的降低兩成形參數，不過必須配合充填狀況，以避免互相得缺失。
5. 實驗量測
圖13 微致動器裝置組合 SEM 圖 將致動器置於精密移動平台上，由電源供應器施加電壓於電熱式微致動器的固定電極端，經由數位相 機 CCD 將光學顯微鏡底下的影像擷取到電腦中，可量測致動器實作致動位移，圖 14 所示為理論與實驗電 壓與微致動器輸出位移關係圖。 0.0 0.5 1.0 1.5 2.0 2.5 3.0 0 5 10 15 20 25 Voltage(V) Displacement(µm) theory experiment 圖14 理論與實際輸出位移關係圖 將微致動器與微挾持器機構組合後，量測得到微夾爪之輸出位移數值如圖15 所示不同驅動電壓下與輸 出位移關係圖。 0.0 0.5 1.0 1.5 2.0 2.5 3.0 0 5 10 15 20 Displacement Voltage(V) ) (µ m 圖15 不同輸出電壓與微致動器輸出位移關係圖
由微致動器位移與組合後驅動的位移可發現最大位移為 18.6µm 以及 13.2µm，與理論位移相比較下有 誤差
6. 結 論
本研究對微夾爪模具設計、製程方法提供一 到微元件大量生產方式，包含微射出模流 分析致 謝
本研究承蒙國科會補助，計畫編號：NSC 94 06，特此致謝。參考文獻
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