Étirement du filament pendant le micro

Rapports scientifiques volume 12, Numéro d'article : 12318 (2022) Citer cet article

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La métallisation des cellules solaires à hétérojonction nécessite une réduction supplémentaire de la consommation d'argent pour abaisser les coûts de production et économiser les ressources. Cet article présente comment l'étirement des filaments de pâtes d'Ag durcissant à basse température à base de polymères lors de la micro-extrusion permet cette réduction tout en offrant un potentiel de débit de production élevé. Dans une série d'expériences, la relation entre la vitesse d'impression et l'étirement du filament, donc la réduction des largeurs d'électrodes en Ag et le dépôt d'Ag, est évaluée. En outre, un modèle d'étirement de filament existant pour le processus de distribution parallèle est avancé et utilisé pour calculer la viscosité élongationnelle. L'effet d'étirement permet une réduction de la largeur de l'électrode Ag jusqu'à Δwf = − 40%rel. selon le diamètre de la buse et le type de pâte. La couche d'Ag a été réduite de mAg,cal. = 0,84 mg par ligne imprimée à seulement mAg,cal. = 0,54 mg par électrode Ag imprimée lorsque des ouvertures de buse de 30 µm sont utilisées, démontrant le potentiel prometteur de la technologie de distribution parallèle pour la métallisation des cellules solaires à hétérojonction de silicium.

The International Technology Roadmap for Photovoltaic (ITRPV) predicts a world market share of silicon heterojunction (SHJ) solar cells of 10% in 2024 and 17% in 2030 which corresponds to a substantial rise compared to 3% in 20191. In the last 15 years, several research groups worked towards a further reduction of the Ag-electrode width wf and Ag laydown per cell mAg to save silver, thus further minimizing cell production costs. Lorenz et al. illustrated this trend for flatbed screen-printed Ag-electrodes (in photovoltaic industry referred to as ‘fingers’) and indicated that intense industrial optimization of pastes, screens and machine technology were the main reasons for decreasing the Ag-electrode width over the years2. In 2020, Tepner et al. presented a flatbed screen-printed line electrode with a width of wf = 19 µm and an electrode height of hf = 18 µm on a passivated emitter and rear cell (PERC)3. Besides the decrease in Ag-electrode widths, the ITRPV predicts a total silver consumption of only 50 mg silver per cell in 20301,4. In order to achieve that, the parallel dispensing technology as an alternative printing process has emerged in recent years. Pospischil et al. demonstrated a dispensed line electrode with a width of wf = 17 µm on a PERC solar cell. In that study, they showed that the Ag laydown as well as the electrical cell performance were improved compared to the reference5,6,21% PERC type solar cells. In Proc. 32nd European Photovoltaic Solar Energy Conference and Exhibition, Munich, Germany https://doi.org/10.4229/EUPVSEC20162016-2CO.2.2 (2016)." href="#ref-CR7" id="ref-link-section-d72312297e401_2"> 7,8,9. Ces publications montrent un développement impressionnant au cours des dernières années pour la métallisation du PERC.

Cependant, l'état de la recherche et du développement des pâtes d'Ag à durcissement à basse température pour la métallisation des cellules solaires SHJ est loin de ces résultats, en particulier en ce qui concerne les vitesses de processus pouvant être obtenues et les largeurs d'électrode Ag réalisables. Des débits élevés et une faible consommation d'argent par cellule SHJ sont nécessaires pour augmenter la part de marché de ce concept de cellule solaire à haut rendement. Erath et al. récemment publié des vitesses d'inondation et d'impression applicables allant jusqu'à v = 400 mm s−1 pour la sérigraphie à plat10. Descœudres et al. a présenté une électrode Ag sérigraphiée de largeur wf = 16 µm en utilisant un écran spécial sans nœuds avec des ouvertures d'écran de wn = 12 µm11. Nos derniers résultats pour la métallisation SHJ par distribution parallèle ont montré des largeurs d'électrode de ligne optimisées de wf = 34 µm et un rapport d'aspect optique accru de ARo = 0,55 lors de l'utilisation d'ouvertures de buse de 25 µm. Dans cette étude, la couche d'Ag d'une ligne unique de 156 mm était de mAg = 0,30 mg d'électrode-112. Pour réaliser de nouveaux progrès dans les pâtes d'Ag à durcissement à basse température, une compréhension de l'état interne de la pâte pendant la micro-extrusion est nécessaire pour résoudre les limitations des vitesses de processus applicables et des largeurs d'électrode de ligne. Jusqu'à présent, la réduction des largeurs d'électrodes Ag est limitée car la pâte montre une tendance à l'étalement significative, donc une adaptation supplémentaire des formulations est potentiellement nécessaire.

Cependant, une façon d'obtenir des formes d'électrode Ag étroites peut être l'utilisation de l'étirement du filament pendant la micro-extrusion13,14. Dans cette étude, nous présentons une description détaillée et une évaluation expérimentale de la façon dont les fils de pâte sont étirés dans une dimension uniaxiale, ce qui entraîne une striction importante et donc une réduction du diamètre du fil avant d'entrer en contact avec le substrat. Habituellement, pour quantifier cet effet, les propriétés d'extension des fluides sont déterminées pour l'extension uniaxiale par un rhéomètre extensionnel à rupture capillaire (CaBER)15,16 ou un rhéomètre extensionnel à étirement de filament (FiSER)17,18,19. À ce stade, aucune méthode fiable pour déterminer les propriétés d'extension des pâtes à limite d'élasticité hautement chargées n'est connue, par conséquent, nous analysons l'impact de ce phénomène en utilisant le processus de distribution lui-même. Nous évaluons deux pâtes d'Ag durcissant à basse température en ce qui concerne la vitesse de traitement maximale pouvant être obtenue et sa corrélation avec la géométrie de l'électrode. Pour cela, nous mettons en œuvre une variation des ouvertures de buse (25 µm ≤ D ≤ 45 µm) et des vitesses de traitement (50 mm s−1 ≤ vprocess ≤ 500 mm s−1) et mesurons la couche d'Ag et les largeurs d'électrodes Ag imprimées pour quantifier l'effet d'étirement du filament. De plus, nous déterminons les propriétés rhéologiques de la pâte en cisaillement et en allongement et corrélons les données aux effets observés lors de l'impression.

Ce paragraphe résume l'état de l'art concernant le comportement des fils de pâte lors de la micro-extrusion. Classen et al. a présenté la complexité de la distribution de fluides avec une rhéologie assez complexe en décrivant la «carte de la misère». La «carte de la misère» comprend des nombres non dimensionnels, par exemple le nombre Ohnesorge Oh, le nombre Elasto-Capillaire Ec et le nombre Intrinsic Deborah Deo, qui décrivent la relation entre diverses propriétés matérielles. Une caractérisation plus poussée peut être accomplie grâce à des nombres non dimensionnels dynamiques tels que le nombre capillaire Ca, le nombre de Weber We et le nombre de Weissenberg Wi20. Chaque fois qu'un fluide est extrudé à travers une buse, la relation entre ces paramètres dicte l'évolution physique du fluide après la sortie de la buse. Pour les suspensions, par exemple les pâtes, le fil peut diminuer son diamètre avec le temps en raison de son poids croissant. Cet amincissement du fil de pâte est principalement renforcé par la tension superficielle et équilibré par la force résistante. On peut différencier l'amincissement contrôlé par la viscosité21, l'amincissement contrôlé par l'inertie22,23 et l'amincissement contrôlé par l'élasticité24.

Kunpai et al. ont démontré l'amincissement des filaments des formulations de pâte d'Ag lors de la micro-extrusion causée par différentes quantités de nanofibres de graphite. Les largeurs des structures distribuées étaient plus petites que les ouvertures des buses appliquées en raison des propriétés d'allongement de la pâte13. La figure 1 illustre l'étirement de fils de pâte dans un processus de micro-extrusion à l'aide d'une tête d'impression parallèle développée à Fraunhofer ISE25. Ici, tous les fils de pâte sortent simultanément de la sortie de la buse8. Pour décrire l'étirement du filament plus en détail, trois vitesses distinctes sont définies. La pâte s'écoule d'un réservoir de pâte à travers la tête d'impression et finalement à travers l'ouverture de la buse avec une vitesse d'extrusion vextrusion. La vitesse d'extrusion vextrusion dépend de la formulation de la pâte et par conséquent du comportement rhéologique ainsi que de la pression de processus p, de la température de processus T et du diamètre de la buse D. La vitesse de processus vprocess définit la vitesse à laquelle le substrat se déplace sous la tête d'impression, dictant principalement le débit du processus de métallisation. La plage spécifique des vitesses de processus qui permettent un résultat d'impression stable et homogène dépend des mêmes facteurs d'influence que la vitesse d'extrusion vextrusion et en plus de l'espace de distribution dgap. Les fils de pâte extrudés sont suspendus librement entre la sortie de la buse et le substrat, suspendus ainsi à l'intérieur de l'espace de distribution. Les fils de pâte sont alors étirés, ce qui signifie que le diamètre des fils de pâte diminue constamment depuis la sortie de la buse jusqu'au point de contact de la pâte sur le substrat. La longueur de ces fils de pâte peut être quantifiée par le paramètre longueur caractéristique lc13. Le comportement de mouillage des fils de pâte renforcés sur le substrat n'est pas pris en compte dans l'approche de modélisation de Kunpai. Cependant, en particulier l'impact des surfaces texturées comme les substrats de cellules solaires pourrait être important. La vitesse d'extension vextension est la différence entre la vitesse de processus vprocess et la vitesse d'extrusion vextrusion, par conséquent l'étirement du filament peut être amélioré en augmentant la vitesse de processus vprocess ou en diminuant la vitesse d'extrusion vextrusion les unes par rapport aux autres.

Vue d'ensemble de l'approche de distribution parallèle pour la métallisation des cellules solaires. ( a ) Illustration de l'étirement du filament lors de la micro-extrusion de pâtes d'Ag durcissant à basse température. La tête d'impression est positionnée au-dessus du substrat avec l'espace de distribution dgap ; dans cet espace, l'étirement du filament se produit. Les fils de pâte sont étirés du diamètre initial d1 à un diamètre inférieur d2. La vitesse d'extension vextension est déterminée par la différence de vitesse de processus vprocess et de vitesse d'extrusion vextrusion (figure selon 13). (b) Extrusion simultanée de dix fils de pâte à travers des ouvertures de buse de 35 µm. Une répartition uniforme de la pâte à l'intérieur de la tête d'impression assure une extrusion homogène de la pâte8,25. ( c ) Image au microscope électronique à balayage (SEM) d'une électrode Ag distribuée (vue en coupe). Ici, une pâte d'Ag durcissant à basse température a été appliquée sur la cellule solaire SHJ par distribution parallèle. L'image SEM est extraite de la réf.12.

Un étirage filamentaire important nécessite des propriétés d'allongement suffisantes de la suspension extrudée, donc une déformation Hencky élevée ainsi qu'un taux de déformation Hencky élevé. La viscosité élongationnelle pour l'extension uniaxiale est estimée par CaBER15,17,26,27 ou FiSER19. La déformation en extension uniaxiale correspond à l'écoulement du fil de pâte lors du processus de distribution. Les propriétés de suspension dans les écoulements d'extension et dans les écoulements de cisaillement peuvent différer considérablement, comme le montrent plusieurs publications pour des solutions de polymères ou des polymères fondus. D'autres publications montrent des résultats pour la caractérisation rhéologique extensionnelle de la suspension complexe avec une contrainte d'écoulement significative28,29,30.

Une géométrie cylindrique de l'échantillon avec une longueur L et un diamètre D est supposée pour déterminer les propriétés d'allongement. La déformation de Hencky ε est définie dans l'Eq. (1), où L0 est la longueur initiale et D0 le diamètre d'origine, respectivement.

Le changement de diamètre de la géométrie de l'échantillon cylindrique au fil du temps est défini comme le taux de déformation Hencky \(\dot{\varepsilon}\) (Eq. (2)).

Schuemmer et Tebel définissent la viscosité élongationnelle uniaxiale ηe comme suit dans l'Eq. (3), où σzz est la contrainte normale axiale dans le filament fluide et σrr est la contrainte normale radiale16,31.

Les contraintes normales σzz et σrr sont définies comme suit dans les équations. (4) et (5), où Γ est la tension superficielle et F est la force axiale à l'intérieur du filament.

En utilisant la définition de la viscosité élongationnelle (voir Eq. (3)) en combinaison avec les équations des contraintes normales (voir Eqs. (4) et (5)) et le taux de déformation Hencky (Eq. (2)), on obtient la viscosité élongationnelle ηe dans Eq. (6).

Lorsque σzz = 0 est supposé, Eq. (6) se simplifie en viscosité élongationnelle apparente ηe,app dans l'Eq. (7). Cette hypothèse pour la contrainte normale axiale est nécessaire dans les expériences CaBER car la force axiale F dans le filament ne peut pas être déterminée26.

Dans cette étude, deux pâtes Ag durcissant à basse température différentes A et B sont analysées en ce qui concerne leurs propriétés rhéologiques en cisaillement et en allongement ainsi que leur imprimabilité dans le processus de distribution. Les suspensions hautement chargées sont développées pour être appliquées sur des couches d'oxyde conductrices transparentes de cellules solaires SHJ et nécessitent donc une température de durcissement de Tc = 200 °C pour former des contacts avec une faible résistivité de contact. Les formulations pâteuses sont constituées de solvants, d'un système de résine époxy-phénolique, de la même proportion de nano-poudres d'argent sphériques et d'additifs à base de polymères, si nécessaire. Le mélange solvant est constitué de 2-phénoxyéthanol et de 2-(2-hexoxyéthoxy)éthanol. Plus de 90 % en poids des composants de la pâte sont non volatils après le processus de durcissement.

La viscosité de cisaillement et la thixotropie des pâtes Ag à durcissement à basse température A et B sont mesurées avec le rhéomètre rotatif commercial MCR 702 utilisant la technologie TwinDrive d'Anton Paar GmbH, Allemagne. Une géométrie de plaque parallèle avec un diamètre de D = 25 mm et une rugosité de Rq = 2–4 µm est utilisée. La surface rugueuse des géométries devrait réduire le glissement de paroi lors de la caractérisation des suspensions fortement chargées, cependant, la surface rugueuse ne peut pas complètement supprimer ce phénomène32. Après avoir appliqué l'échantillon sur la géométrie de la plaque inférieure, la plaque supérieure descend jusqu'à une distance d'écart de dtrim = 0,235 mm. Ensuite, la suspension en excès aux bords de la géométrie est supprimée. L'écart de mesure entre la plaque supérieure et la plaque inférieure est dmeasure = 0,2 mm, la température de mesure est réglée sur T = 25 °C. Un temps d'attente de t = 5 min est choisi avant chaque début de mesure pour obtenir une répartition homogène de la température au sein de l'échantillon et récupérer la structure interne de la suspension. Pour déterminer la viscosité de cisaillement, un mode de vitesse de cisaillement contrôlé par étapes entre \(\dot{\gamma }\) = 10–2 s−1 à \(\dot{\gamma }\) = 104 s−1 est appliqué. Le temps de mesure par point de mesure est réduit logarithmiquement de t = 55 s à t = 0,3 s. Au total, 45 points de mesure sont mesurés. Le comportement thixotrope de la suspension hautement chargée est estimé à l'aide du «test de thixotropie à trois intervalles (3ITT)»33. La méthode 3ITT est bien décrite dans la littérature34,35,36. Le profil de mesure est divisé en trois intervalles, la fréquence étant maintenue constante à f = 1 Hz. Dans le premier et le troisième intervalle, la pâte est chargée à une faible déformation constante avec une amplitude de vibration oscillante de γ = 0,1 %. Dans cette expérience, 30 points de mesure sont choisis avec un temps de mesure constant de t = 10 s pour le premier intervalle et 40 points de mesure avec un temps de mesure constant de t = 15 s pour chaque point de mesure pour le troisième intervalle. Le troisième intervalle correspond au comportement de reconstruction du fluide. Dans le second intervalle, une déformation de γ = 80% est appliquée. Le temps de mesure pour chaque point de mesure est réglé sur t = 5 s pour un total de 60 points de mesure. De plus, la limite d'élasticité des deux pâtes est déterminée par une configuration de turbine. Ici, l'écart de mesure est réglé sur dmeasure = 0,3 mm et une contrainte de cisaillement comprise entre τ = 10–2 Pa et τ = 5·103 Pa est appliquée. Le temps de mesure pour chaque point de mesure est réglé sur t = 5 s. La limite d'élasticité est déterminée par la méthode du point d'intersection tangent32,37.

Au moins trois mesures indépendantes sont effectuées pour chaque configuration. Les diagrammes représentent les valeurs moyennes de toutes les répétitions de mesure et leurs écarts-types sous forme de barres d'erreur. Chaque mesure est effectuée en utilisant un nouvel échantillon. Les profils de mesure de la caractérisation rhéologique de cisaillement sont définis sur la base d'essais préliminaires et de la littérature qui analysent également des suspensions fortement chargées32,38,39. Une caméra d'imagerie à grande vitesse observe la pâte pendant la mesure de rhéométrie rotationnelle pour détecter les erreurs potentielles et observer les effets de glissement de paroi.

La deuxième expérience rhéologique porte sur la détermination des propriétés d'allongement des pâtes A et B. Les échantillons sont extrudés à travers une buse unique avec des diamètres de D = 110 µm, D = 160 µm et D = 230 µm. Ces aiguilles de micro-précision de Vieweg GmbH, Allemagne, ont des pointes coniques et sont faites d'un alliage nickel-argent. La pression de processus appliquée p est préréglée sur une valeur constante. Le changement en fonction du temps du diamètre du fil de pâte est déterminé en utilisant l'imagerie à grande vitesse. Pour cela, la caméra d'imagerie à grande vitesse IDT OS7 avec 2000 à 2500 images par seconde est placée devant le montage expérimental et focalisée sur le point de striction (voir Fig. 2). Au moins quatre mesures indépendantes sont effectuées. De plus, la caméra d'imagerie à grande vitesse est utilisée pour déterminer la vitesse d'extrusion vextrusion pour des ouvertures de buse de D = 25 µm à D = 45 µm en utilisant notre tête d'impression R&D « GECKO »25. Cette tête d'impression extrude simultanément dix fils de pâte. La conception géométrique de notre tête d'impression R&D est basée sur des simulations informatiques de dynamique des fluides pour garantir une distribution homogène de la pâte à l'intérieur de la tête d'impression6,8. La pression de processus appliquée p est préréglée à la valeur constante égale utilisée pour les tests de distribution sur les substrats. La vitesse d'extrusion vextrusion de chaque fil de pâte est calculée en suivant le mouvement des pixels par incrément de temps. Trois mesures indépendantes sont effectuées.

Montage expérimental de l'expérience rhéologique pour déterminer le diamètre dépendant du temps du filament extrudé.

Dans cette expérience, nous avons mené une série d'expériences pour évaluer les plages de vitesse de traitement de deux pâtes d'Ag durcissant à basse température différentes. Les deux pâtes sont extrudées à travers des ouvertures de buse de D = 45 µm, D = 40 µm, D = 35 µm, D = 30 µm et D = 25 µm. La pression de processus p et l'espace de distribution dgap sont maintenus constants à dgap = 250 µm pour toutes les expériences. La tête d'impression R&D dite « GECKO » est utilisée pour effectuer toutes les expériences de distribution25. De plus, un robot de table commercial est utilisé comme décrit dans la littérature40. La vitesse du processus vprocess varie entre vprocess = 50 mm s−1 et vprocess = 500 mm s−1 par incréments de 10 mm s−1 pour chaque diamètre de buse et combinaison de pâte. Chaque combinaison de paramètres est répétée trois fois indépendamment. Après avoir appliqué des pâtes Ag durcissant à basse température sur le substrat, un processus de durcissement est effectué dans un four à convection R0400FC d'Essemtec AG, Suisse. Une température de durcissement de Tc = 200 °C pour une durée de durcissement de tc = 5 min est appliquée pour tous les échantillons.

Après l'étape de durcissement, les formes d'électrodes sont évaluées visuellement quant à leur homogénéité. Les lignes droites homogènes de catégorie II sont caractérisées en utilisant le microscope confocal à balayage laser 3D OLS4000 d'OLYMPUS avec un grossissement de 50x. Neuf mesures sont effectuées pour chaque combinaison de paramètres. Les images microscopiques sont analysées par le logiciel Fraunhofer ISE, appelé « Dash »41. Dans ce cas, les largeurs d'électrode wshading et wcore, la hauteur maximale d'électrode hf,max ainsi que la surface de la section Across sont déterminées. La largeur d'électrode d'ombrage wshading est définie comme la largeur d'électrode maximale, y compris tout étalement de pâte. La largeur d'électrode centrale wcore est cette partie de la largeur d'électrode d'ombrage qui montre une hauteur d'électrode apparente et a donc un impact significatif sur la résistance latérale de l'électrode. Sur la base de ces valeurs, le rapport d'aspect optique ARo et le coefficient d'étalement ζétalement sont calculés comme indiqué dans les équations. (8) et (9)6,39. Ces paramètres géométriques qui décrivent une forme d'électrode sont visualisés dans une image SEM en réf.39.

La figure 3 montre les résultats des mesures du rhéomètre rotatif. Les deux pâtes présentent un fort comportement de fluidification par cisaillement, ce qui signifie que la viscosité de cisaillement diminue avec l'augmentation des taux de cisaillement. Cette propriété rhéologique est bien établie pour les pâtes métalliques utilisées dans les applications de cellules solaires38,39. La pâte A a une viscosité de cisaillement de ηpaste-A = (111,9 ± 5,0) Pa s à un taux de cisaillement de \(\dot{\gamma }\) = 101 s−1 et une viscosité de cisaillement réduite de ηpaste-A = (5,6 ± 0,1) Pa s à un taux de cisaillement de \(\dot{\gamma }\) = 103 s−1. La pâte B présente une viscosité à faible cisaillement similaire (ηpaste-B = (119,9 ± 4,6) Pa s à \(\dot{\gamma}\) = 101 s−1) (voir Fig. 3a). Pour les taux de cisaillement supérieurs à \(\dot{\gamma }\) > 100 s−1, les données suggèrent que les deux formulations de pâte présentent des différences significatives de viscosité de cisaillement l'une par rapport à l'autre, indiquant un comportement différent lors de l'impression car les taux de cisaillement pertinents du processus se situent entre \(\dot{\gamma }\) = 103 s−1 et \(\dot{\gamma }\) = 105 s−16. Dans la littérature, le phénomène de rupture de bord est bien connu pour les mesures au rhéomètre rotatif de suspensions fortement chargées42,43. Cet effet s'est également produit lors de nos mesures de rotation, par conséquent, les valeurs de viscosité déterminées pour les taux de cisaillement supérieurs à \(\dot{\gamma }\) > 100 s−1 pourraient ne donner que des indications relatives plutôt que des descriptions absolues de la viscosité. En outre, le glissement de paroi, les bandes de cisaillement et le déversement d'échantillons peuvent affecter les valeurs de viscosité de cisaillement réelles, comme décrit dans la réf.32.

Caractérisation rhéologique de cisaillement des pâtes d'Ag durcissant à basse température A et B déterminée par le rhéomètre rotatif TwinDrive d'Anton Paar GmbH, Allemagne, à T = 25 °C. (a) La viscosité de cisaillement η est tracée en fonction du taux de cisaillement \(\dot{\gamma}\), montrant le comportement de fluidification par cisaillement des deux pâtes. (b) La déformation de cisaillement γ sur la contrainte de cisaillement τ est mesurée pour déterminer la limite d'élasticité statique τf en utilisant la méthode d'intersection tangente. (c) De plus, le résultat du test de thixotropie à trois intervalles est représenté.

La récupération thixotrope de la structure interne après une déformation excessive est calculée par la dernière valeur du module de conservation élastique G' de l'intervalle III et la dernière valeur du module de conservation élastique G' de l'intervalle I comme indiqué sur la figure 3c). Ici, la récupération relative du module de stockage est calculée après un temps de récupération de t = 10 min pour donner une indication qui décrit la reconstruction de la structure de pâte interne. La pâte A montre une récupération relative de rpaste-A = (69 ± 14) %, la pâte B de rpaste-B = (17 ± 1) %. Même si un temps de récupération de t = 10 min ne correspond pas au temps de récupération juste après le processus d'impression, il donne une indication générale sur la capacité de la pâte à récupérer sa structure interne. La limite d'élasticité statique de la pâte A est τf = (7,7·102 ± 14) Pa, la limite d'élasticité statique de la pâte B est τf = (1,2·103 ± 140) Pa (voir Fig. 3b). Ces paramètres rhéologiques sous flux de cisaillement indiquent que les pâtes Ag à durcissement à basse température A et B ont des propriétés de pâte similaires, mais comme nous le montrons dans cette étude, les vitesses de processus applicables de la catégorie II (voir la section "Définition de la plage de vitesses de processus résultant en des structures homogènes") et les formes d'électrode Ag correspondantes (voir la section "Impact de l'étirement du filament sur la métallisation des cellules solaires") diffèrent considérablement. Dans les études de Pospischil et al.44 et Tepner et al.39, les différentes formes d'électrodes Ag étaient explicables par les propriétés rhéologiques de cisaillement des pâtes Ag durcissant à haute température. Ces pâtes ont été appliquées par dépose parallèle ou sérigraphie à plat.

La figure 4 illustre les résultats de la striction des filaments en fonction du temps des fils de pâte en suspension libre pour les deux pâtes d'Ag à durcissement à basse température. Au début de l'extrusion d'un fil de pâte, le diamètre du filament reste quasiment constant. Après que le fil de pâte ait accumulé une masse critique pour laquelle l'attraction gravitationnelle surmonte la limite d'élasticité de la suspension, le diamètre du filament change brusquement. Le pincement des fils de pâte évolue jusqu'à ce qu'il se rompe finalement. La diminution du diamètre de la buse de D = 230 µm à D = 110 µm augmente le plateau de la courbe car un temps d'extrusion plus long de la pâte est nécessaire pour atteindre la masse critique du fil de pâte pour surmonter la limite d'élasticité de la suspension. Pour la pâte A, les diamètres de filetage initiaux sont nettement supérieurs au diamètre de la buse de D = 160 µm et D = 110 µm. En revanche, la pâte B ne présente pas un tel gonflement de filière ; le diamètre initial du filetage et le diamètre de la buse sont similaires.

Rétrécissement des fils de pâte extrudés en suspension libre des pâtes A et B. Le diamètre de fil moyen Dthread est tracé dans le temps t pour des diamètres de buse de D = 230 µm, D = 160 µm et D = 110 µm. Les courbes montrent une évolution exponentielle.

Dans l'étude de Clasen, le diamètre du filament en fonction du temps est divisé en quatre régimes différents. Dans ce cas, la viscosité élongationnelle est déterminée par l'approche CaBER45. Sur la base de cette méthode, nous avons défini deux régimes pour chaque courbe de la Fig. 4. La condition aux limites est fixée à dix pour cent du diamètre initial du filetage. Par conséquent, la section de courbe incluant l'amincissement exponentiel est utilisée pour déterminer la viscosité élongationnelle apparente ηe,app. Le graphique montre une tendance exponentielle généralement décrite par la fonction D(t) = D0 + A·exp(R0·t). La dérivée de la fonction dD/dt ainsi que la tension superficielle Γ sont utilisées pour calculer la viscosité élongationnelle apparente ηe,app (voir Eq. (7)). La tension superficielle est supposée être Γ = 20 mN m−1 pour les deux formulations6.

Les viscosités élongationnelles apparentes ηe,app au cours du temps t et les ajustements exponentiels résultants pour les deux pâtes sont illustrés à la Fig. 5. La pâte A a une viscosité élongationnelle apparente de ηe,app|pâte-A = (18 ± 6) Pa s à t = 10 ms par rapport à une viscosité élongationnelle apparente de ηe,app|pâte-B = (4995 ± 5848) Pa s à t = 10 ms. Cette viscosité élongationnelle apparente élevée de la pâte B est particulièrement dictée par les résultats de mesure du diamètre de buse D = 160 µm. Les autres données de la pâte B montrent une viscosité élongationnelle apparente inférieure d'un ordre de grandeur. Aucune hypothèse n'explique ces résultats nettement différents entre les diamètres de buse. Néanmoins, une nette différence de viscosité élongationnelle des deux pâtes de durcissement à basse température et de sa fonction exponentielle peut être détectée. Un gradient plus raide de la pâte graphique B correspond à une diminution plus forte du diamètre du fil. Ensuite, la résistance à l'étirement des fils de pâte est moindre pour la pâte A que pour la pâte B, ce qui entraîne un étirement plus excessif du filament pour la pâte A. Il est souligné que les équations de la méthode CaBER sont utilisées pour déterminer la viscosité élongationnelle apparente sur la base des données brutes générées par l'expérience de striction.

Viscosité élongationnelle apparente des pâtes d'Ag durcissant à basse température A et B déterminée par la striction du filament à T = 25 °C. La viscosité élongationnelle ηe,app est tracée en fonction du temps t.

L'extrusion de pâtes Ag durcissant à basse température A et B à travers des buses micrométriques donne différents types de formes d'électrodes Ag. La figure 6 illustre les différentes formes de lignes distribuées, que nous utilisons pour classer le résultat de distribution en mettant l'accent sur la métallisation des cellules solaires. Ces images au microscope montrent des exemples de résultats d'impression pour la pâte A avec une ouverture de buse de D = 45 µm. Lorsque la vitesse de traitement appliquée est trop lente pour les paramètres de traitement spécifiés, la forme de ligne imprimée a un motif enroulé (catégorie I) (voir Fig. 6, à gauche). Cela signifie que le débit volumique de la pâte est trop élevé pour la vitesse de processus appliquée. Au centre de la Fig. 6, la vitesse du processus est juste ce qu'il faut pour obtenir des lignes droites homogènes (catégorie II). Cependant, les largeurs d'électrodes linéaires homogènes varient considérablement en fonction de la vitesse du processus. Par conséquent, il existe une plage de vitesse allant de la vitesse de processus minimale vprocess,min à la vitesse de processus maximale vprocess,max pour laquelle ce type de pâtes Ag à durcissement à basse température A et B présente un étirement du filament pendant l'impression. La vitesse de processus minimale vprocess,min est la limite inférieure pour les formes de lignes droites homogènes, ce qui signifie que les vitesses inférieures à ce seuil critique entraînent des lignes enroulées, tandis que la vitesse de processus maximale vprocess,max définit la limite supérieure pour l'impression de lignes droites homogènes. Au-delà de ce seuil, des interruptions de ligne apparaissent en raison des différences excessives entre l'extrusion et la vitesse du processus (catégorie III) (voir Fig. 6, à droite). Par conséquent, la vitesse de processus maximale vprocess,max donne des largeurs de ligne plus étroites que la vitesse de processus minimale vprocess,min. Dans l'exemple représenté sur la figure 6, des formes de lignes droites homogènes pourraient être distribuées dans une plage de vitesse de processus allant de vprocess,min = 140 mm s-1 à vprocess,max = 410 mm s-1. La largeur de l'électrode de ligne ombrée wshading varie entre wshading,min = 85 µm (wcore,min = 56 µm) et wshading,max = 54 µm (wcore,max = 35 µm). Cela indique que les fils de pâte extrudés sont allongés de manière significative pendant le processus de distribution.

Classification des formes d'électrodes Ag distribuées. Des images représentatives au microscope de différentes qualités de formes distribuées de pâte A (D = 45 µm) sont représentées. La distribution de la pâte A avec une vitesse de processus de vprocess,cat-I = 90 mm s−1 donne des lignes enroulées (catégorie I, à gauche). Pour les vitesses de processus entre vprocess,min = 140 mm s−1 (wshading = 85 µm) et vprocess,max = 410 mm s−1 (wshading = 54 µm), des formes de lignes droites homogènes de différentes largeurs sont observées (catégorie II, centre). À une vitesse de processus supérieure à vprocess,cat-III = 490 mm s−1, une impression interrompue apparaît (catégorie III, à droite).

La figure 7 illustre la plage de vitesse de traitement de la catégorie II par rapport au diamètre de la buse et à la formulation de la pâte. Les deux pâtes d'Ag à durcissement à basse température montrent la tendance selon laquelle la plage applicable des vitesses de processus se rétrécit avec une réduction du diamètre de la buse. La pâte A donne des formes linéaires homogènes lorsqu'elle est extrudée à travers des ouvertures de buse de D = 45 µm avec des vitesses de traitement de vprocess,min = 140 mm s−1 à vprocess,max = 410 mm s−1. Des vitesses de processus inférieures à vprocess < 130 mm s−1 à des ouvertures de buse de D = 45 µm entraînent des conduites enroulées. Contrairement à cela, les vitesses de processus supérieures à vprocess > 410 mm s−1 entraînent des formes de lignes interrompues. Lorsque la pâte A est extrudée à travers des ouvertures de buse de D = 30 µm, la plage de vitesse de processus de la catégorie II diminue jusqu'à vprocess,min = 70 mm s−1 et vprocess,max = 140 mm s−1. De plus, la pâte A ne peut pas être extrudée à travers des ouvertures de buse de D = 25 µm en raison de sa distribution granulométrique et de la taille de ses agglomérats. D'autre part, la pâte B pourrait être extrudée jusqu'à des valeurs de vitesse de processus de vprocess,max = 500 mm s−1 en utilisant des ouvertures de buse de D = 45 µm et D = 40 µm. La distribution de la pâte B à travers des ouvertures de buse de D = 25 µm donne des électrodes en Ag homogènes et droites pour des valeurs de vitesse de processus de vprocess,min = 170 mm s−1 et vprocess,max = 250 mm s−1. Par conséquent, la pâte B peut être distribuée avec des vitesses de traitement plus rapides par rapport à la pâte A, même lorsque de petits diamètres de buse inférieurs à D < 30 µm sont utilisés. Ce résultat s'explique par les différentes vitesses d'extrusion vextrusion des deux suspensions fortement chargées (voir la section "Impact de l'étirement des filaments sur la métallisation des cellules solaires", Fig. 9). Une explication possible des différents comportements de la pâte concernant la plage de vitesse du procédé de catégorie II pourrait être la différence de teneur en polymère et les différentes combinaisons des deux polymères dans les formulations de la pâte.

Les plages de vitesse de procédé de catégorie II pour les pâtes A et B sont présentées pour des ouvertures de buse comprises entre D = 45 µm et D = 25 µm. La plage de vitesse de processus est limitée par la vitesse de processus minimale vprocess,min et la vitesse de processus maximale vprocess,max.

La figure 8 illustre l'impact de différentes plages de vitesse de traitement sur la géométrie de l'électrode, telles que la largeur de l'électrode d'ombrage wshading (voir la figure 8a) et la largeur de l'électrode centrale wcore (voir la figure 8b). Les variables géométriques qui décrivent les formes des électrodes lignes sont données en réf.6,39. Ici, les résultats des pâtes A et B sont présentés pour des ouvertures de buse de D = 30 µm, D = 35 µm et D = 40 µm. D'autres résultats pour des diamètres de buse supplémentaires sont résumés dans le tableau 1. Lors de l'extrusion de la pâte A à travers des ouvertures de buse de D = 40 µm avec la vitesse de processus minimale de vprocess,min = 120 mm s−1, la largeur d'électrode d'ombrage résultante est wshading,paste-A = (76 ± 1) µm et la largeur de l'électrode centrale est wcore,paste-A = (51 ± 1) µm. En augmentant la vitesse du processus jusqu'à vprocess,max = 320 mm s−1, la largeur de l'électrode d'ombrage ainsi que la largeur de l'électrode centrale diminuent de manière approximativement linéaire. La même tendance peut être observée avec des diamètres de buse réduits. Cependant, le gradient de la relation devient plus raide pour les ouvertures de buse plus petites. La largeur de l'électrode d'ombrage de la pâte A peut être réduite de wshading,paste-A = (60 ± 2) µm à vprocess,min = 70 mm s−1 à wshading,paste-A = (47 ± 1) µm à vprocess,max = 140 mm s−1 pour des ouvertures de buse de D = 30 µm. Une observation importante est faite, lors de l'utilisation de diamètres de buse de D ≥ 35 µm pour la pâte A, car les fils de pâte extrudés peuvent entraîner des largeurs d'électrode centrale inférieures aux ouvertures de buse correspondantes. Cependant, les largeurs d'électrodes d'ombrage correspondantes étaient toujours plus grandes que les diamètres de buse appliqués, quelle que soit la vitesse du processus dans la catégorie II. La tendance significative au gonflement de la matrice de la pâte A se produit également dans le processus de distribution utilisant de petits diamètres de buse, ce qui signifie que le diamètre initial du fil de pâte est plus grand que les diamètres de buse, ce qui donne des électrodes Ag plus larges que les diamètres de buse utilisés.

Formes d'électrode Ag en fonction des vitesses de processus homogènes de catégorie II pour le durcissement à basse température des pâtes Ag A et B. Les changements de (a) largeur d'électrode d'ombrage wshading, (b) largeur d'électrode centrale wcore, (c) rapport d'aspect optique ARo et (d) coefficient d'étalement ζétalement sont représentés à titre d'exemple pour des ouvertures de buse de D = 40 µm, D = 35 µm et D = 30 µm.

La pâte B montre une tendance similaire à la pâte A en ce qui concerne la diminution linéaire de la largeur de l'électrode d'ombrage et de la largeur de l'électrode centrale lors de l'augmentation de la vitesse du processus. L'augmentation de la vitesse du processus de vprocess,min = 200 mm s−1 à vprocess,max = 320 mm s−1 à D = 30 µm correspond à une diminution approximativement linéaire de la largeur de l'électrode centrale de wcore,paste-B = (36 ± 1) µm à wcore,paste-B = (29 ± 1) µm. La quasi-totalité de la plage de vitesse de traitement de vprocess,min à vprocess,max de la pâte B permet des largeurs d'électrode centrale inférieures au diamètre de buse correspondant.

De plus, la Fig. 8 montre l'évolution du rapport d'aspect optique ARo (voir Fig. 8c) et du coefficient d'étalement ζspreading (voir Fig. 8d) par rapport à la plage de vitesse de processus de catégorie II. Le rapport d'aspect optique ARo est défini comme le rapport de la hauteur d'électrode maximale hf,max à la largeur d'électrode d'ombrage wshading (voir équation (8))6. Le rapport d'aspect optique diminue également en augmentant la vitesse du processus, par exemple à la vitesse de processus minimale vprocess,min = 120 mm s−1, un rapport d'aspect optique de ARo,paste-A = (0,42 ± 0,03) est atteint tandis que la vitesse de processus maximale vprocess,max = 320 mm s−1 donne un rapport d'aspect optique de ARo,paste-A = (0,32 ± 0,02) (D = 40 µm). Les données suggèrent que lorsque des ouvertures de buse plus petites sont utilisées, le rapport d'aspect optique pouvant être obtenu diminue. Alors que la diminution du rapport d'aspect optique avec une vitesse de traitement croissante est significative pour la pâte A, cette tendance ne peut pas être observée pour la pâte B car les valeurs restent presque constantes.

Le rapport de la largeur de l'électrode centrale wcore à la largeur de l'électrode d'ombrage wshading est défini comme le coefficient d'étalement ζétalement avec la valeur optimale étant ζétalement = 1 (voir équation (9))39. Le coefficient d'étalement de la pâte A est le même pour tous les diamètres de buse et toutes les vitesses de processus évalués dans la catégorie II (voir Fig. 8d). Cependant, les coefficients d'étalement de la pâte B montrent une tendance minimale en fonction de la vitesse du processus qui pourrait être dans la plage d'incertitude expérimentale. Des coefficients d'étalement plus petits sont atteints en augmentant la vitesse du processus ou en diminuant le diamètre de la buse. Par conséquent, les données suggèrent que des diamètres de buse plus petits et des vitesses de traitement plus élevées peuvent favoriser l'étalement de la pâte. Cela conduit à l'hypothèse suivante : pour les vitesses de processus lentes, les propriétés rhéologiques de la pâte en cisaillement dominent et l'étirement du filament ne se produit pas de manière significative. La vitesse de processus minimale de la pâte B vprocess,min = 170 mm s−1 atteint un coefficient d'étalement ζspreading,paste-B = (0,70 ± 0,03) et la vitesse de processus maximale vprocess,max = 250 mm s−1 montre un coefficient d'étalement ζspreading,paste-B = (0,68 ± 0,04) (D = 25 µm).

En ce qui concerne l'application des cellules solaires, les grilles métalliques appliquées doivent avoir des électrodes Ag étroites sans étalement de pâte et une consommation minimale d'argent par cellule en combinaison avec des débits élevés, suite à des vitesses de traitement élevées. Nos données suggèrent que ces objectifs suivent un compromis sévère. La plage de vitesse de processus de la catégorie II permet de réduire la largeur des électrodes de ligne, car l'augmentation des vitesses de processus entraîne une diminution des largeurs d'électrode centrale ainsi que des largeurs d'électrode d'ombrage. L'utilisation d'un diamètre de buse plus petit permet de réduire la largeur de l'électrode Ag au détriment de la limitation significative de la vitesse de traitement applicable tout en causant des problèmes potentiels de stabilité du processus en raison du colmatage de ces buses en raison de la tendance de la pâte à former des agglomérats. De plus, des ouvertures de buse plus petites peuvent favoriser l'étalement de la pâte en fonction du système de pâte. Néanmoins, la distribution de pâtes d'Ag durcissant à basse température à travers de petits diamètres de buse se traduit par les électrodes de ligne les plus étroites.

De plus, nous avons évalué la pose d'Ag par ligne de 156,75 mm en relation avec la vitesse du processus dans la catégorie II (tableau 1). Par exemple, l'extrusion de la pâte A à travers des ouvertures de buse de D = 45 µm donne une couche d'Ag de mAg, pâte-A = (1,90 ± 0,10) mg d'électrode-1, lors de l'utilisation de la vitesse de processus minimale de vprocess,min = 140 mm s-1. L'augmentation de la vitesse du processus jusqu'à vprocess,max = 410 mm s−1 entraîne une diminution du dépôt de pâte jusqu'à mAg,paste-A = (0,71 ± 0,03) mg d'électrode−1, suite à une réduction delta du dépôt d'Ag par ΔmAg,paste-A = − 1,19 mg d'électrode−1. Le potentiel d'économie d'Ag de la pâte B en combinaison avec des diamètres de buse de D = 45 µm n'est que de ΔmAg,pâte-B = − 0,66 mg d'électrode−1. La diminution du diamètre de la buse réduit l'ampleur possible de la réduction d'Ag car la pâte A montre une couche d'Ag entre mAg, pâte-A = (0,85 ± 0,04) mg d'électrode-1 à vprocess,min = 70 mm s-1 et mAg, pâte-A = (0,55 ± 0,03) mg d'électrode-1 à vprocess,min = 140 mm s-1 pour des ouvertures de buse de 30 µm. Ainsi, l'étirement des filaments permet de contrôler la dépose d'Ag par cellule solaire.

En conclusion, l'utilisation maximale de l'étirement des filaments lors de la micro-extrusion permet des électrodes Ag étroites et des couches d'Ag faibles combinées à un potentiel de débit élevé. Par conséquent, l'utilisation complète de l'étirement des filaments devrait entraîner un gain d'efficacité des cellules solaires, car des électrodes Ag plus étroites diminuent la zone d'ombrage et augmentent ainsi la densité de courant de court-circuit. En outre, l'utilisation de l'argent est plus efficace pour les formes d'électrodes homogènes que pour les formes non homogènes. Nous avons évalué cette hypothèse dans une étude différente, et les résultats sont disponibles dans la réf.46.

La question se pose de savoir pourquoi les pâtes d'Ag à durcissement à basse température affichent une plage de vitesse de traitement aussi vaste dans la catégorie II, permettant des formes d'électrodes aussi différentes ainsi qu'un dépôt d'Ag. La quantité importante de polymère dans la formulation de la pâte pourrait être une des raisons. Pour les matériaux élastiques comme les suspensions à base de polymères, la viscosité élongationnelle est rapportée comme une propriété influente dans la littérature. Lors de la micro-extrusion, la pâte est soumise à une déformation extensionnelle uniaxiale. Kunpai et al. ont démontré les différents étirements des pâtes d'Ag causés par des quantités variables de nanofibres de graphite. Les largeurs d'électrode résultantes étaient plus petites que les ouvertures de buse appliquées en raison des propriétés d'allongement des pâtes13. Cette propriété d'allongement de la pâte d'Ag à durcissement à basse température ouvre la possibilité d'influencer la largeur de l'électrode d'Ag et en outre le dépôt d'Ag par cellule sans réduire l'ouverture de la buse, ce qui peut augmenter la stabilité du processus.

La pâte A a une viscosité élongationnelle inférieure à la pâte B (voir la section "Comportement sous flux d'extension uniaxial"), ce qui correspond aux résultats de l'expérience d'impression. Les différents paramètres de forme d'électrode ainsi que les différentes couches d'Ag correspondantes entre la vitesse de traitement minimale et maximale sont plus élevées pour la pâte A que pour la pâte B, par conséquent l'étirement du filament de la pâte A semble être plus important. La plus faible viscosité élongationnelle de la pâte A reflète une plus faible résistance vis-à-vis de la déformation extensionnelle uniaxiale qui se manifeste également dans les différentes longueurs caractéristiques lc. La figure 9b) illustre la longueur caractéristique en fonction de la vitesse de déformation pour différents diamètres de buse. Lorsque la vitesse de déformation est \(\dot{\varepsilon }\) = 0, la longueur caractéristique lc correspond approximativement à l'espace de distribution dgap correspondant. Cet effet est indépendant du diamètre de la buse ou de la formulation de pâte car le fil de pâte ne subit aucune déformation d'extension. De plus, les données de mesure permettent l'hypothèse suivante : vprocess,min = vextrusion. Les écarts entre les deux données expérimentales sont dans la plage d'incertitude expérimentale et résultent en partie des paramètres expérimentaux choisis ; par exemple, la vitesse de processus minimale vprocess,min n'est déterminée que par incréments de 10 mm s−1. L'augmentation de la vitesse de déformation entraîne une augmentation de la longueur caractéristique, suite aux propriétés de la pâte qui affectent la longueur caractéristique. La pâte A présente une longueur caractéristique maximale de lc = 604 µm tandis que la pâte B a une longueur caractéristique maximale de lc = 372 µm. Il semble que la longueur caractéristique soit indépendante du diamètre de la buse pour la pâte particulière dans l'incertitude expérimentale. Même si la pâte B montre une vitesse d'extrusion significativement plus élevée par rapport à la pâte A, la pâte A a un effet d'étirement plus élevé (voir Fig. 9a)).

(a) Vitesses d'extrusion vextrusion pour différents diamètres de buse et (b) sa longueur caractéristique lc sur la vitesse de déformation pour les pâtes Ag à durcissement à basse température A et B. L'extrusion des fils de pâte est observée par une caméra d'imagerie à grande vitesse pour déterminer la vitesse d'extrusion vextrusion pour chaque pâte en fonction du diamètre de la buse de 45 µm ≥ D ≥ 25 µm. En outre, les vitesses de processus minimales vprocess,min de la Fig. 6 sont présentées pour visualiser notre hypothèse vprocess,min = vextrusion. La longueur caractéristique lc est calculée à partir de l'équation in13.

Un autre lien entre les propriétés de la pâte et le rapport de la section transversale de la ligne distribuée à la section transversale de la buse correspondante Anozzle est présenté à la Fig. . Lorsque le rapport des aires de section devient supérieur à un, les fils de pâte gonflent en sortie de buse ou le comportement de mouillage de la pâte sur le substrat devient important se superposant à l'effet d'étirement des filaments. Lorsque le rapport des aires de section transversale reste inférieur à un, l'effet d'étirement du filament domine.

Corrélation entre les propriétés d'allongement des pâtes d'Ag durcissant à basse température A et B et les formes d'électrodes résultantes. Le rapport de la section transversale de l'électrode Ag distribuée Across à la section transversale de la buse Anozzle est tracé sur la vitesse d'extension vextension.

Dans cette étude, nous avons démontré l'étirement des filaments de pâtes d'Ag durcissant à basse température lors de la micro-extrusion, permettant une diminution significative de la largeur de l'électrode de ligne et de la pose d'Ag en augmentant les vitesses de traitement correspondantes. Dans une série d'expériences rhéologiques, nous avons montré que deux pâtes ayant des propriétés rhéologiques de cisaillement similaires diffèrent significativement dans le comportement d'allongement. En outre, la viscosité élongationnelle pour la déformation extensionnelle uniaxiale pour les deux pâtes diffère et reflète le degré d'étirement du filament et la longueur caractéristique potentielle des fils et son impact sur le processus d'impression.

L'effet d'étirement permet de réduire la largeur de l'électrode Ag jusqu'à Δwf = − 40%rel. selon le diamètre de la buse et le type de pâte. En outre, une réduction du dépôt d'Ag de mAg = 0,84 mg par électrode Ag à mAg = 0,54 mg par électrode de ligne pour des ouvertures de buse de 30 µm a été démontrée. Ces résultats montrent une voie prometteuse pour réduire davantage les coûts de métallisation tout en améliorant le débit de production des cellules solaires SHJ et en améliorant potentiellement les performances des cellules solaires. Pour y parvenir, nous suggérons le développement de nouvelles formulations de pâtes qui présentent un fort effet d'étirement des filaments et en même temps une faible tendance au gonflement de filière par ajustement de la matrice polymère.

Les ensembles de données générés pendant et/ou analysés pendant l'étude actuelle ne sont pas accessibles au public en raison d'un accord entre les partenaires du projet ALTURA avec le numéro 03EE1006C mais sont disponibles auprès de l'auteur correspondant sur demande raisonnable.

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Ce travail a été soutenu par le ministère fédéral allemand des affaires économiques et de l'énergie dans le cadre du projet de recherche "Altura" sous le numéro de contrat 03EE1006C. Les auteurs aimeraient tous les collègues de l'Institut Fraunhofer pour les systèmes d'énergie solaire ISE. Les auteurs sont responsables du contenu.

Financement Open Access activé et organisé par Projekt DEAL.

Institut Fraunhofer pour les systèmes d'énergie solaire, Heidenhofstrasse 2, 79110, Fribourg-en-Brisgau, Allemagne

Katharina Gensowski, Maximilian Much, Elisabeth Bujnoch, Stefan Spahn, Sebastian Tepner & Florian Clement

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KG a mené toute la recherche documentaire, rédigé le texte principal du manuscrit et préparé toutes les figures pour publication. KG a effectué toutes les expériences d'impression, EB a soutenu ces expériences. MM a effectué la plupart des travaux expérimentaux concernant la caractérisation rhéologique des pâtes d'impression, supervisés par KG et ST.. SS a soutenu ces mesures rhéologiques. MM et SS ont participé à la procédure d'analyse des données. EB a effectué la majeure partie de la caractérisation des structures imprimées, supervisée par KG. ST a supervisé toutes les activités de recherche, en particulier l'analyse des données et l'interprétation des résultats. KG et ST ont développé l'idée et le concept de l'étude. FC a permis les ressources financières de ce travail. Tous les auteurs - KG, MM, EB, SS, ST et FC - ont examiné le manuscrit et ont fourni des commentaires sur le manuscrit avant sa soumission.

Correspondance à Katharina Gensowski.

Les auteurs ne déclarent aucun intérêt concurrent.

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Réimpressions et autorisations

Gensowski, K., Much, M., Bujnoch, E. et al. L'étirement des filaments lors de la micro-extrusion de pâtes d'argent permet une métallisation améliorée des cellules solaires en silicium à lignes fines. Sci Rep 12, 12318 (2022). https://doi.org/10.1038/s41598-022-16249-5

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Reçu : 14 mars 2022

Accepté : 07 juillet 2022

Publié: 19 juillet 2022

DOI : https://doi.org/10.1038/s41598-022-16249-5

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