Pakkeintegrerte dampkammer varmespredere

Med kontinuerlig økning i beregningsmessig etterspørsel i nesten alle elektronikkmarkedssegmenter, blir selv historisk lavere effektemballasje drevet inn i utfordrende termiske styringssituasjoner. Node krymping alene når en grense for å opprettholde spor med Moores lov. Økonomien og avkastningsutfordringene til store monolittiske system på brikke-design (SoC) driver utviklingen av silisiumdisaggregering eller brikkeadopsjon. Trender i total effekttap driver utviklingen av kjølesystemer med ekstremt lav termisk motstand. Høyytelsessystemer kan implementere en kombinasjon av varmerør, dampkammer eller væskekjøling, som driver vask-til-omgivelses termisk motstand mindre enn 0.5 °C/W [1]. Disse kjøleløsningene med lav motstand betyr at pakken nå utgjør en mye større prosentandel av den totale termiske motstanden mellom overgang og omgivelse. Som et resultat av dette tvinger disse trendene i krafttetthet og ekstremt lav motstandskjøleløsninger behovet for termisk forbedring nærmere silisiumet enn noen gang før.

Dampkammer

Et dampkammer (VC) er en type tofaset passiv varmeoverføringsenhet som kan oppnå en effektiv termisk ledningsevne som er mer enn 10 ganger større enn kobber (Cu), som allerede har en av de høyeste materialets varmeledningsevner. Et dampkammer består av en kobberkapsling som inneholder et vakuumforseglet indre hulrom, figur 1. Inne i dette hulrommet er det en kobbervekestruktur og en liten mengde arbeidsvæske (vann). Mekanismen bak varmeoverføringen utnytter vannets høye fordampningsvarme. I nærheten av varmekilden (objektet som avkjøles), omdanner energi arbeidsvæsken til damp. Den varme dampen sprer seg deretter til de kjøligere ytre områdene vekk fra varmekilden hvor den frigjør sin latente varme når den kondenserer tilbake til vann. Til slutt trekker vekestrukturen vannet tilbake til varmekilden gjennom kapillærvirkning [2].

Fig. 1: Dampkammerkonstruksjon og funksjon.

Pakke varmespredere

Pakkevarmespredere kan tilby en rekke fordeler som beskyttelse av silisiumet, forvrengning, økt pålitelighet og termisk forbedring, men det er avveininger for enhver situasjon.

Termisk forbedring

For systemkjøleløsninger med ekstremt lav termisk motstand, for eksempel en høyytelses grafisk prosesseringsenhet (GPU), kan det være fordelaktig å utelate en varmespreder og dens tilhørende ekstra lag med termisk grensesnittmateriale til fordel for direkte kontakt med systemkjøleløsningen . I denne typen konfigurasjon implementerer systemkjøleløsningen sannsynligvis dampkammer eller varmerør innebygde kjøleribber med sterkt tvungen konveksjon eller væskekjøling. Alternativt, i applikasjoner med kjøleløsninger med høyere termisk motstand, kan en varmespreder av kobber og termisk grensesnittmateriale med lav motstand type I (TIM I) spre varme over et større område, og forbedre effektiviteten til den eksterne kjøleløsningen.

Robusthet og pålitelighet

Å påføre et termisk grensesnittmateriale og montere en ekstern kjøleribbe på en eksponert silisiumpakke kan være utfordrende å opprettholde kvalitetskontroll og unngå risikoen for silisiumskader ved flising. I tillegg er termiske grensesnittmaterialer i en eksponert silisiumpakke vanligvis mye mer utsatt for nedbrytning på grunn av utpumping og uttørking. Alternativt, når en pakke implementerer en integrert varmespreder, beskytter den silisiumet under montering av kjøleribbe og tilbyr et større overflateareal for TIM II-påføring og håndtering av kjøleavledertilt. Pakninger med lokk er vanligvis forbundet med å ha bedre levetid og pålitelighet sammenlignet med en eksponert silisiumpakke av disse grunnene.

Dampkammer varmespreder

I mange år har dampkamre blitt implementert i stor grad i databehandlingsområder med høy effekt, fra grafikkort til datasentre. Med fremskritt innen produksjonsteknologi blir ultratynne varmespredere med dampkammer i nyere tid implementert i utradisjonelle applikasjoner som premium smarttelefoner [3]. Til tross for dette har det ennå ikke vært en mainstream-adopsjon av å integrere dampkammeret i avanserte flip-chip-pakker.

Fig. 2: Pakkeintegrert dampkammer varmespreder.

Pakningsstørrelse

En kritisk designmetrikk for et dampkammer er forholdet mellom varmekildearealet og det totale arealet av dampkammeret. Pakkene er tydelig designet med hensikt for å ha et så lite fotavtrykk som mulig, så det tilgjengelige området for et dampkammer er sterkt begrenset. Tatt i betraktning er et pakkeintegrert dampkammer, figur 2, bare effektivt hvis varmekilden (silisiumbrikke eller varme punkter i chipdesignet) er liten i forhold til det totale pakkearealet, som kan være mye større for å romme et høyt antall I/O-signaler. Chipdesign med svært konsentrerte varmeflukser kan dra enda mer nytte av den høye termiske ledningsevnen til et dampkammer.

Kostnadsreduksjon ved produksjon av dampkammer

Historisk sett ville høyeffekts Flip Chip Ball Grid Array (FCBGA)-pakker vanligvis allerede implementert avanserte systemkjøleløsninger, så tillegget av et dampkammer på pakkenivå ville gi liten fordel. Men ettersom termisk styring blir mer krevende i mange flere bruksområder og kostnadene og skalerbarheten ved produksjon av dampkammer forbedres, har muligheter åpnet seg betydelig for et bredere spekter av bruksområder. Nå er dampkamre og andre avanserte termiske løsninger økonomisk levedyktige på tvers av mellom- og øvre markeder. Med tanke på en kostnadssensitiv applikasjon, hvis termisk forbedring er nødvendig, kan det være mer kostnadseffektivt å implementere en pakkedampkammervarmespreder i stedet for å oppgradere hele systemets kjøleløsning eller varmeavleder.

Høy temperatur internt trykk

En pakke i BGA-stil vil gå gjennom minst to reflow-sykluser: først for å feste BGA til pakkesubstratet og andre for å feste pakken til hovedkortet. Ytterligere reflow-sykluser kan vurderes for enhver forkondisjonering eller omarbeiding. En typisk SAC-reflow-profil kan se temperaturer opp til 260°C i en kort periode. Ved å bruke den ideelle gassloven (1) kan det indre trykket i et dampkammer beregnes.

PV = nRT
(Ekv. 1) Der P er lik trykk, V = volum, n = antall molekyler, R = ideell gasskonstant, og T = temperatur.

Ved maksimal reflowtemperatur kan det indre trykket nå mer enn 4 MPa, figur 3.

Fig. 3: Innvendig trykk i et dampkammer kontra temperatur.

Med den nyeste produksjonsteknologien kan dampkamre konstrueres ekstremt tynne. Mens et tynt dampkammer er ideelt når det gjelder emballasjeintegrasjon, må dampkammeret ha nok strukturell integritet til å tåle de ekstreme trykket som induseres under en BGA-reflow-syklus. Noen få designkarakteristikker sett i figur 4 gjør at dette kan oppnås: 1.) Å ha en veggtykkelse > 0.8 mm kobber og 2.) Designe kobberstruktursøyler inn i hulrommet som forbinder topp- og bunnveggene for å gi kompresjon og strekk (under høy temperatur) stivhet.

Fig. 4: Dampkammer varmespreder utskjæring som viser intern konstruksjon.

For å evaluere virkningen av denne høye trykksettingen på TIM I og pakkeforvrengning, ble det utført en simuleringsstudie. Høy deformasjon av en VC-varmespreder på en FCBGA-pakke kan forringe det termiske grensesnittmaterialet eller forårsake uventet skjevhet. Modelleringen var avgjørende for at med tilstrekkelig VC-veggtykkelse (> 1.0 mm) og kobberstøttesøyler, var deformasjonen og forvrengningspåvirkningen ubetydelig ved topp indre trykk under BGA-reflow.

Pakkemonteringshensyn

I FCBGA-pakker med høy termisk ytelse er et termisk grensesnittmateriale av geltypen vanligvis foretrukket. Gel TIM-er er vanligvis lastet med alumina- eller sølvfyllpartikler og gjennomgår en tverrbindingsherding ved høy temperatur [4]. Når de er herdet, viser de fortsatt relativt sterke kohesive og klebestyrker, men kan tilby høy forlengelse og opprettholde lav grensesnittkontaktmotstand [5]. Egenskapene gjør dem ideelle for FCBGA-er med stor dyse. En geltype TIM er også et foretrukket valg for en pakkeintegrert dampkammervarmespreder på grunn av muligheten for utvidelse under BGA-reflow eller pakkeoverflatemonteringsteknologi (SMT). En viktig kvalitetsmonitor for TIM I-materialer er inspeksjon ved å skanne akustisk tomografi, SAT, som gir en ikke-destruktiv oversikt over TIM-kvaliteten under varmesprederen. SAT-inspeksjon kan fange opp tomrom eller defekter i pakken ved å oppdage den akustiske impedansen til varierende materialtettheter. SAT kan imidlertid ikke avbilde gjennom det indre hulrommets vakuum i et dampkammer. Derfor er TIM-inspeksjon av SAT ikke en levedyktig tilnærming for en pakkeintegrert dampkammer varmespreder.

For å forstå den potensielle termiske ytelsesforbedringen til et dampkammer integrert på pakkenivå i stedet for systemnivå, er det avgjørende å evaluere pakkegeometrien (kroppsstørrelse i forhold til dysestørrelse), systemkjøleløsning (kjøleribbens basismateriale, størrelse og effektiv varmeoverføring), og total systemkostnad.

Termisk testoppsett

I denne studien ble termiske testkjøretøypakker konstruert for å karakterisere den termiske påvirkningen til dampkammervarmespredere. Pakken besto av en 60 mm x 60 mm FCBGA med et 12-lags kjernesubstrat. En termisk testbrikke ble brukt til å nøyaktig kontrollere effekttap og utføre silisiumtemperaturmålinger. Den termiske brikken er kuttet fra en wafer som inneholder en rekke enhetsceller med hver enkelt celle som inneholder en resistiv varmeapparat og en resistiv temperaturenhet (RTD). Testbrikken var 25 mm x 25 mm stor, med en tykkelse på 0.780 mm. RTDene designet i den termiske testbrikken tillater lokalisert silisiumtemperaturmåling gjennom firepunktsføling. Pakkene ble montert på et testbrett, som dirigerte strømforsyningen og signalutgangene til et datainnsamlingssystem. Datainnsamlingssystemet kontrollerer kraften som tilføres de enkelte enhetscellevarmerne på testbrikken, samt registrerer firepunktsspenningsmålingen fra RTD. For denne studien ble ekvivalent strøm levert til hver enhetscelle i testbrikken for å gi jevn oppvarming over hele brikkeområdet. Den totale effekten som ble tilført var 120W for alle testbenene for å oppnå en baseline-målkrysstemperatur på ca. 60°C med en aluminium (Al) kjøleribbe og fett TIM II. En kjøleribbe er montert på pakken og testkortet (figur 5) for å gi kjøling. Utvalget av kjøleribbe for design av eksperimenter (DOE) er beskrevet i neste avsnitt.

Fig. 5: Skjema for testoppsett.

For å fange rekkevidden av termisk ytelse til dampkammervarmespredere, ble et design av eksperimenter skissert for å omfatte et spekter av mulige bruksforhold (tabell 1). Som diskutert tidligere, forventes den effektive ledningsevnen til et dampkammer å være avhengig av de eksterne varmeoverføringsforholdene, som i praktisk forstand oversettes til TIM II og ekstern kjøleløsning. Valg av TIM II vil påvirke mengden varmespredning i pakken. En høy TIM II termisk motstand vil tvinge frem større varmespredning i pakken, mens et materiale med lav motstand vil tillate en mer direkte varmestrøm med mindre spredning i pakken. Lenger langs varmeledningsbanen er kjøleavlederbasen. Grunnmaterialets varmeledningsevne bestemmer varmespredningsmotstanden. Ved å sammenligne to vanlige kjøleribbematerialer, aluminium og kobber, har aluminium, med sin lavere varmeledningsevne, høyere spredningsmotstand enn en kjøleribbe konstruert av kobber. Dette betyr at det er mer fordelaktig å spre varme over et større område før du kommer i kontakt med en aluminiumskjøleribbe. Aluminiumskjøleribben forventes å vise en større forskjell mellom en dampkammervarmespreder og en ren kobbervarmespreder.

Tabell 1: Termisk test DOE.

To kjøleribber ble valgt, aluminium og kobber, begge med tilsvarende dimensjoner: 90 x 120 mm i størrelse med 7 mm bunntykkelse. Vifter var festet til kjøleribbene og hastigheten var konstant for alle ben. To TIM II-materialer ble valgt. For en tilstand med høy termisk motstand ble et putemateriale valgt som hadde en effektiv termisk motstand på 80 °C/W*mm². For en tilstand med lav motstand ble det valgt en fetttype TIM II som oppnår ca. 15 °C/W*mm² termisk motstand. Ikke-kritiske variabler i denne testen ble fikset mellom alle ben: kjøleribbens klemmetrykk, viftehastighet og omgivelsestemperatur. Nøyaktige absolutte verdier for TIM II-motstand er ikke nødvendig for denne studien fordi alle målinger vil være en relativ sammenligning mellom varmespredertyper og testforholdene vil være konsistente. Mellom sammenligningsparene i DOE (ben 1&2, 3&4 og 5&6), er den eneste variabelen som endres varmespredertypen. Hver etappe inneholdt minimum 7 termiske testkjøretøyprøver.

Termiske målinger

En av de vanligste beregningene for å karakterisere termisk ytelse til høyeffekts FCBGA-pakker er den termiske motstanden mellom kobling og kasse, også referert til som θ_JC (2). I en FCBGA-pakke, θ_JC definerer den termiske motstanden til en pakke langs banen til silisium, termisk grensesnittmateriale (TIM I) og varmespreder.

(Ekv. 2) Termisk motstand fra kobling til kasse.

Hensikten med θ_JC er å 1.) gi en standardisert metrikk for å sammenligne termisk ytelse for forskjellige pakkealternativer og konfigurasjoner, og 2.) gi en numerisk verdi for å forutsi termisk ytelse på pakkenivå og overgangstemperatur. En av manglene til θ_JC angående det andre utsagnet, som forutsier pakkeytelse, er at det bare gjelder et spesifikt sett med grensebetingelser [6]; en målt θ_JC verdien kan endres avhengig av TIM II og ekstern kjøleløsning [7]. For det andre klarer den ikke å fange opp forholdet mellom varmespredning i pakken og den eksterne kjøleløsningen (TIM II og kjøleribbe). Siden hovedfunksjonen til et dampkammer er å øke varmespredningen sammenlignet med rent kobber, θ_JC er ikke en ideell beregning. I stedet ble det for denne studien besluttet å bruke overgangstemperatur normalisert til omgivelsestemperatur. Ved å bruke Tj-Tamb til å sammenligne forskjellene mellom kobber- og VC-varmespredere, vil du fange innvirkningen av varmespredning på TIM II og kjøleribben. Siden termisk motstand er en funksjon av arealet, muliggjør et større område med varmefluks over pakken på grunn av den økte spredningen av VC en lavere motstandsbane gjennom TIM II og kjøleribbens base. Derfor er det avgjørende å fange opp samspillet mellom VC-varmesprederen og TIM II og kjøleribben for å karakterisere fordelen med en VC.

Resultatene viste den forventede avhengigheten av dampkammervarmespredning i forhold til TIM II og varmeavlederens termiske motstand, figur 6. I den høyeste termiske motstandstilstanden, termisk pute med aluminiumskjøleribbe, viste VC-varmesprederen en dramatisk forbedring på 12.5° C reduksjon i normalisert overgangstemperatur i forhold til et standard kobberlokk ved 120W effekt. Aluminiumskjøleribben og fett TIM II-tilstanden viste en reduksjon på 6.3°C i normalisert overgangstemperatur for VC-varmesprederen sammenlignet med standard kobbervarmesprederen. Den laveste termiske motstandskjøleløsningen, kobber kjøleribbe med fett type TIM II, viste en 4.8°C reduksjon i overgangstemperaturen for VC varmesprederen i forhold til standard kobber varmesprederen.

Fig. 6: Termiske måledata for VC- og Cu-varmespredere.

Dampkammerkarakterisering

I tillegg til å måle virkningen av overgangstemperatur og termisk motstand til dampkammervarmespredere, er det viktig å forstå effektive varmeledningsevner de kan oppnå under de forskjellige testforholdene i denne studien. Resultatene viste at reduksjonen i overgangstemperaturen på grunn av dampkammervarmesprederen ikke var konstant med hensyn til de forskjellige TIM II- og kjøleavlederforholdene. Derfor kan det utledes at hvis alle andre variabler er faste, må dampkammervarmesprederen ha varierende termisk motstand og til slutt varmeledningsevne, avhengig av de ytre grenseforholdene (TIM II og kjøleribbe).

Termisk ledningsevne eller termisk motstand er ikke en egenskap som kan måles direkte – den kan kun utledes ved å foreta målinger i henhold til Fouriers ledningslov (3).

(Eq. 3) Der Q̇ er mengden varme som overføres per tidsenhet, er k ledningsevnen til materialet i Wm^-1.K^-1, A er arealet av tverrsnittsoverflaten, ΔT er temperaturforskjellen mellom endepunktene, og L er avstanden mellom to ender.

Denne loven er imidlertid bare gyldig når man vurderer ensartet 1-dimensjonal varmeledning. I en FCBGA-pakke er varmestrømmen svært flerveis. I et tidligere arbeid [8] ble det utviklet en metode for å trekke ut den lokaliserte termiske motstanden til termiske grensesnittmaterialer i en FCBGA-pakke ved bruk av endelig elementanalyse sammen med empiriske målinger. En lignende tilnærming ble brukt for denne studien for å trekke ut den effektive termiske ledningsevnen til dampkammer varmespredere.

En FEA-modell ble konstruert for å fange opp detaljene i det termiske testoppsettet, inkludert testbrett, pakkedesign, ekstern kjøleløsning og miljøforhold. For å trekke ut den effektive termiske ledningsevnen til dampkammer varmespredere, blir eksperimentelle målinger av brikketemperatur og effekt lagt inn i simuleringen. Ved å sammenligne standard varmesprederen med VC varmesprederen under de samme testforholdene, er den eneste variabelen som endres varmesprederen. Det antas at motstandene TIM I, TIM II og kjøleribbe er ekvivalente mellom testene. I tillegg er miljøforholdene kontrollert og redegjort for i målingene. Dampkammervarmesprederens indre hulrom (damprom og vekestruktur) ble modellert som en enkelt blokk med effektiv varmeledningsevne; denne verdien vil være målet for målfunksjonen. Alle andre designdetaljer av dampkammerkonstruksjonen ble fanget opp i modellen.

En startverdi for termisk ledningsevne er input for dampkammerhulrommet. Simuleringen kjøres for både standard- og VC-varmespredermodeller, og maksimal overgangstemperatur til omgivelsestemperaturdelta beregnes og sammenlignes. For neste iterasjon økes den termiske ledningsevnen i dampkammerhulrommet, og modellen er løst. Denne prosessen gjentas for en rekke termiske konduktivitetsverdier som spenner over typiske termiske konduktiviteter for dampkamre. Objektivfunksjonen (4) er oppfylt når forskjellen i standard varmespreder til VC varmespreder overgangstemperaturer fra eksperimentelle målinger samsvarer med standard til VC varmespreder junction temperaturforskjell fra simulering.

(Eq. 4) Hvor T_j,maks er den maksimale krysstemperaturen til den termiske brikken, T_amb er omgivelsestemperaturen målt eksperimentelt eller lagt inn i modellen.

Subskriptene i ligning (2) "CuHS,EXP" refererer til de målte dataene på standard kobbervarmesprederen, "VCHS, EXP" refererer til de målte dataene på VC-varmesprederen, og "SIM"-subskriptet refererer til simuleringen data med samme vilkår. Lineær interpolasjon ble utført mellom simuleringsdatapunkter for å beregne VC-effektiv varmeledningsevne ved den eksperimentelle dataavskjæringen. Al heatsink and grease TIM II-dekselet kunne ikke evalueres for effektiv termisk ledningsevne på grunn av utilstrekkelig prøvestørrelse.

Fig. 7: Simuleringsdata med sveip av VC varmespreder effektiv termisk ledningsevne og eksperimentelt datapunkt for fett TIM II og kobber kjøleribbe DOE tilstand. Ekstrahert effektiv termisk ledningsevne til dampkammeret var 3,495 W/m*K sett ved skjæringspunktet mellom to kurver i dette diagrammet.

Fig. 8: Simuleringsdata med sveip av VC varmespreder effektiv termisk ledningsevne og eksperimentelt datapunkt for pute type TIM II og aluminium kjøleribbe DOE tilstand. Ekstrahert effektiv termisk ledningsevne til dampkammeret var 11,750 XNUMX W/m*K sett ved skjæringspunktet mellom to kurver i dette diagrammet.

Ved å bruke metoden som er definert for å trekke ut den effektive termiske ledningsevnen til dampkammerhulrommet, ble det funnet at testbetingelsen med en kjøleribbe av aluminium og pute type TIM II resulterte i en effektiv dampkammer termisk ledningsevne på 11,750 3,495 W/m*K. For testtilstanden med kobberkjøleribbe og fetttype TIM II, var den resulterende effektive varmeledningsevnen til dampkammeret XNUMX W/m*K. Disse resultatene viser dampkammerets avhengighet av temperaturgradient og eksterne varmeoverføringsforhold. Aluminiumskjøleribben og puten TIM II har en høyere temperaturgradient over bunnen av kjøleribben sammenlignet med kobberkjøleribben og fettet TIM II. Denne høyere gradienten gjør at den økte effektiviteten til dampkammeret oppnår større effektivitet over et bredt område.

Usikkerhetsanalyse

For å bestemme gyldigheten av å bruke denne tilnærmingen for å trekke ut den effektive termiske ledningsevnen til dampkammer varmespredere, ble det utført en usikkerhetsanalyse. Til syvende og sist vil målet med enhver måling være å minimere usikkerhetsnivået til et punkt hvor den totale feilen har lav sensitivitet på målmålingen. Testbeinparene i denne studien ble satt opp for å sikre at den eneste variable endringen mellom ben var varmespredertypen som ble brukt. I forhold til FEA-modellen for utvinning av dampkammers termisk ledningsevne, betyr dette at modellen forsøker å fange opp en differensialverdi; overgangstemperaturforskjellen mellom lokktypene, i stedet for å forsøke å forutsi den absolutte verdien av overgangstemperaturen. Med alle variabler fiksert, kunne det antas at usikkerheten mellom hver test var ekvivalent. Derfor, hvis varmeledningsbanene er rimelig fanget i modellen, kan det antas at overgangstemperaturforskjellen fanget mellom kobbervarmesprederen og VC-varmesprederen var rimelig forutsagt.

konklusjonen

Denne undersøkelsen viste at en FCBGA-pakke integrert dampkammer varmespreder kan tilby betydelig termisk forbedring i forhold til en tradisjonell kobber varmespreder for visse bruksområder. For å bestemme anvendeligheten til dampkammervarmespredere, må den termiske løsningen for sluttbruk vurderes. For varmeavledere med ekstremt lav termisk motstand, for eksempel de som implementerer dampkamre, varmerør og/eller væskekjøling, kan et dampkammer på pakkenivå tilby liten forbedring i termisk ytelse. For varmeavledere med høyere motstand, for eksempel luftkjølt med kobber eller aluminium, kan en VC-varmespreder på pakkenivå gi betydelig termisk forbedring. Systemet TIM II bør også vurderes som en medvirkende faktor. Med et materiale med høy termisk motstand kan en VC-varmespreder spre varme over et større, jevnere område før den leder gjennom TIM, mens et materiale med svært lav motstand ikke har samme innflytelse på varmespredning i dampkammeret. Til slutt bestemmer selve pakkedesignet om en dampkammervarmespreder kan fungere effektivt. Selv om omfanget av effektivitet ikke ble evaluert i denne studien, anbefales det at forholdet mellom kropp og form av pakke skal være minimum 5:1. Imidlertid kan silisiumdesign med høy effekttetthet hot spots fortsatt ha stor nytte selv i forholdet mellom pakke og brikke er mindre enn 5:1.

Referanser

[1] C. Nelson, "Thermal Management Impplications for Heterogenous Packaging," 16^th Internasjonal konferanse og utstilling om enhetspakking, 2020.

[2] M. Bulut, S. Kandlikar, N. Sozbir, "A Review of Vapor Chambers," i Heat Transfer Engineering, 2018

[3] M. Gibbons, M. Marengo, T. Persoons, "A Review of Heat Pipe Technology for Foldable Electronic Devices," i Applied Thermal Engineering, vol 194, 2021.

[4] R. Mahajan, "Thermal Interface Materials: A Brief Review of Design Characteristics and Materials," Electronics Cooling, 1. februar^st, 2004.

[5] R. Prasher, JC Matayabas Jr, "Thermal Contact Resistance of Cured Gel Polymeric Thermal Interface Material," IEEE Transactions on Components and Packaging Technologies, Vol. 27, nr. 4, desember 2004.

[6] J. Galloway, S. Bhopte, "Karakterisering av overgang-til-hus termisk motstand og dens innvirkning på sluttbruksapplikasjoner," SEMI-THERM 28^th Symposium, IEEE, 2012.

[7] J. Galloway, E. De Los Heros, "Developing a ThetaJC Standard for Electronic Packages," SEMI-THERM 34^th Symposium, IEEE, 2018.

[8] C. Nelson, J. Galloway, P. Fosnot, "Extracting TIM Properties with Localized Transient Pulses," SEMI-THERM 30^th Symposium, s. 72 -80. IEEE, 2014.

• SEO-drevet innhold og PR-distribusjon. Bli forsterket i dag.
• PlatoData.Network Vertical Generative Ai. Styrk deg selv. Tilgang her.
• PlatoAiStream. Web3 Intelligence. Kunnskap forsterket. Tilgang her.
• PlatoESG. Karbon, CleanTech, Energi, Miljø, Solenergi, Avfallshåndtering. Tilgang her.
• PlatoHelse. Bioteknologisk og klinisk etterretning. Tilgang her.
• kilde: https://semiengineering.com/package-integrated-vapor-chamber-heat-spreaders/