基于等离子体阳极的冷阴极气体放电电子源在国外已经应用于真空冶炼、电子束物理气相沉积(EB–PVD)、材料表面处理、增材制造等技术领域[1–3]。国外冷阴极气体放电电子源电压–30kV以上,功率达到600kW以上[4–5]。
国内工业领域应用的国产化电子束源主要为热阴极束源,通过直接或间接加热阴极产生电子。由于电子发射机理的局限性,阴极寿命有限,国内商品化销售的热阴极电子束源电压一般为–30 ~ –150kV,功率大多小于200kW[6–9]。
国内在冷阴极气体放电电子束源技术研究方面,与国外先进技术相比还比较落后。与热阴极电子束源相比,冷阴极气体放电电子束源的电子枪阴极寿命长,经过清理后可重复使用;枪体结构简洁,在同等功率条件下,重量更轻、体积更小,做室内动枪的优势更加明显;可以产生圆形、环形、方形等多种束斑形貌[10–12],在工业领域潜在应用优势显著。
近年来快速发展的大型结构电子束熔丝增材制造技术,由于受制于阴极寿命和功率,一直未能得到大规模推广应用。将冷阴极气体放电电子束源应用于电子束熔丝增材制造,利用其阴极寿命长、功率大、束斑形貌多样化的特点,将推动这项技术的发展。
目前,先进的冷阴极气体放电型电子束源技术几乎被国外所垄断,为了在国内发展这一优质电子束源技术,通过国际技术交流合作,中国航空制造技术研究院从乌克兰引进了30kW/20kV冷阴极气体放电型电子枪,经过消化吸收,研制出了具有自主知识产权的冷阴极气体放电电子枪及其配套逆变电源,比较深入地研究了冷阴极气体放电电子枪结构特点及其逆变电源输出特性、束流控制规律,有利于加速该项技术在国内的推广应用。
本文重点介绍了冷阴极气体放电电子束源的电子枪结构及其电子光学系统设计、电源拓扑结构及其控制电路,对其束斑形貌及其束流调控规律进行了深入分析,所研制的冷阴极气体放电电子束源实现了20kV/1500mA束流稳定输出。
冷阴极气体放电电子束源主要包括冷阴极气体放电电子枪及其配套逆变电源、电子枪的电子光学驱动系统,为了实现不同的电子束加工工艺,还需要配备真空系统、冷却系统及运动机构,电子枪及其配套真空、运动系统,冷阴极气体放电电子束源的基本组成单元如图1所示。
图1 冷阴极气体放电电子束源基本组成单元示意图
Fig.1 Schematic diagram of cold cathode gas discharge EB source construction
冷阴极电子束流发生的基本原理是:在零点几Pa或几十Pa的压力环境下,在阴极与阳极之间施加几千到–20kV的电压,达到放电气体的点火电压,则在阴极和阳极之间产生气体放电,形成等离子体;等离子体中的正离子在电场作用下轰击阴极表面,产生二次电子,等离子体中的电子和阴极发射出的二次电子经过阴极、阳极之间的加速电压加速,并借助于特殊几何形状的阴极、阳极所产生的等离子体“阳极透镜效应”[13],使得所述电子产生静电汇聚,再经过电磁聚焦系统的聚焦形成电子束。偏转线圈用于产生偏转磁场,控制电子束偏转角度,实现一些特殊的加工工艺。
与传统通过直接或间接加热灯丝的电子束源的阴极相比,冷阴极气体放电电子束源的阴极发射面积可以做得很大,采用电子发射率高的纯铝做阴极材料,功率可以达到数百kW,阴极受到大量正离子轰击,产生的热量很大,需要单独为阴极提供水冷单元,冷却水采用去离子水,可以防止水中导电离子将阴极高电压传导到其他设备上而引起故障。
冷阴极气体放电电子枪的阳极及其与阴极组成的放电腔体也会受到电子或离子的轰击而产生很大热量,都需要加水冷,该水冷单元与阴极水冷单元分离。
所研制的冷阴极电子枪结构如图2所示。阴极、阳极、聚焦线圈、扫描线圈从上到下依次分布,且同轴。
图2 冷阴极气体放电电子枪结构示意图
Fig.2 Structure diagram of cold cathode gas discharge EB gun
阴极安装在绝缘子上,然后再通过绝缘子与电子枪壳体固定,绝缘子采用环氧树脂浇注而成,或采用其他耐高压、耐热的绝缘材料通过机械加工方式获得。
阴极内部设置水冷空腔,阴极顶部设置进水口和出水口,进水口的管道深入到水冷空腔的长度较大,出水口没有向水冷空腔延伸管道,这样便为阴极构成一个下进上出的水冷通道,带走阴极产生热量,保障阴极长期稳定工作。
阴极顶部设置高压导入端,通过高压导线与–20kV的逆变电源连接,阴极下表面为内凹的球面结构,当阴极施加高压,阳极接地时,在阴极与阳极之间便形成一个高压加速电场与静电汇聚场,高压加速电场使得阴极与阳极之间的电子加速;阴极下表面为内凹的球面结构与阳极的锥形上表面结构,将会在阴极与阳极之间场获得等离子体“阳极透镜效应”,使电子在阳极出束口位置汇聚,形成 “注腰”[14]。所设计的阴极直径90mm,阴极球面半径80mm。
阳极安装在阴极正下方,阳极上表面为内凹的锥形结构,内部设置水冷通道。阳极中心设置电子束流输出通道。阳极上表面为内凹的锥形结构的倾角与阳极孔的孔径都会影响电子束到达工件时的能量分布状态,经过仿真优化及试验验证,所设计电子枪阳极上表面锥形结构倾角为10°,阳极的孔径为20mm。
在阳极下方安装聚焦线圈,聚焦线圈内部为在中心开孔的“工”字型黄铜骨架上绕制的绕组,绕组由漆包线分多层均匀密绕而成,外部包裹由DT4C材料制成的磁轭。
在聚焦线圈下方安装扫描线圈,扫描线圈设置X向和Y向线圈组,可以通过任意扫描电流波形使电子束在工件表面设定区域进行扫描,以便满足特殊的加工工艺需求。扫描线圈的结构在大量文献中均有论述,本文不再赘述。
冷阴极电子枪的电子光学系统包括阴极与阳极组成的静电汇聚系统和聚焦线圈产生的电磁聚焦系统,静电汇聚系统在冷阴极电子枪设计制造完成后,参数基本固定。通常采用电磁聚焦线圈产生的轴向磁场,为沿电子束流通道轴心向周边发散的电子提供一个指向轴心的力,使电子由直线运动转变成指向轴心的螺旋线运动,电子束到达工件表面,汇聚成能量达到MW/m2的束斑。
聚焦线圈在冷阴极电子枪中的工作原理类似电磁透镜,电磁透镜成像原理与普通光学透镜成像类似,其示意图如图3所示。
磁透镜是根据长螺线管内部产生均匀磁场具有聚焦能力的特点制作而成的外带磁轭的环形绕组结构。电磁透镜焦距的计算公式[14–15]如式(1)所示。
式中,f为焦距;m为电子质量,m=9.10938215×10–31kg;UA为加速电压;B(z)为磁感应强度;e为电子电荷量,等于1.6×10–19C。
磁感应强度B(z)可由式(2)求得。
式中,N为线圈匝数;B0为聚焦线圈中心最大磁感应强度;Il为线圈中流过电流;S为聚焦线圈高度;D为聚焦线圈内径。
对于外带磁轭聚焦线圈,磁场更加集中,轴向磁感应强度分布可用式(3)表示。
式中,z为以电磁聚焦线圈为0点,沿z轴的距离;R为电磁线圈平均半径。
将式(3)代入式(1),并考虑磁感应强度应该满足安培定律的需求,则焦距可表示为
式中, U为加速电压;η为荷质比;μ0为真空磁导率;如果式中的各单位全部采用实用单位制,则
式中,R为电磁线圈平均半径;NI为安匝数。
在图3中,将电子通过阳极孔后形成的电子“注腰”作为物点, “注腰”到聚焦线圈构成的电磁透镜中心距离作为物距a,经过电磁透镜后在工件上形成像点,像点至电磁透镜中心距离为像距b,光学透镜成像公式在此依然适用,则
图3 冷阴极电子枪的电子光学系统示意图
Fig.3 Electron optical system of cold cathode gas discharge EB gun
一般根据工作经验,可将电子“注腰”位置设置在阳极出束口的下端面,则物距a为阳极出束口的下端面至电磁透镜中心距离;根据电子枪最大工作距离(真空室内壁至工件距离)L,及电磁透镜中心至电子枪最下端距离L0,可令像距b等于L+L0。再根据式(6)可得到焦距f,通过式(5) 确定聚焦线圈的NI,电磁线圈磁轭、绕线匝数设计完成后,通过调整电流I,可以改变焦距f。
根据设计要求,电子枪的最大工作距离为500mm,而电磁透镜中心至电子枪最下端距离包括1/2聚焦线圈的厚度、50mm的偏转扫描线圈的厚度、30mm真空室壁厚等,则实际像距为(500+70+50+30)mm,物距是从阳极下表面到聚焦线圈形成的磁透镜中心距离约为127mm,根据式(6)可计算出焦距为106.2mm。进一步根据式(5)可计算出NI,加速电压为–20kV,电磁线圈平均半径为80mm,可计算出NI等于989.5安匝,根据设计经验,一般实际使用NI参数是计算值的1.2~1.5倍,实际取1200安匝,采用0.71mm的漆包线绕制,内阻15Ω左右。
冷阴极气体放电电子枪的逆变电源主要由低压部分和高压部分组成,其中低压部分又包括第1级AC–DC变换电路、第2级AC–DC变换电路、第3级AC–DC变换电路的全桥逆变电路部分;高压部分主要由高压逆变功率变压器、高压整流滤波电路、限流电阻、高压采样电路等组成。所研制的冷阴极气体放电电子枪的逆变电源拓扑电路如图4所示。
在图4(a)中,第1级AC–DC变换电路主要由三相全桥整流滤波电路组成;第2级AC–DC变换电路由4只IGBT开关管全桥逆变电路、1∶1隔离变压器及整流滤波电路组成。三相380V交流电压经过第1级AC–DC变换电路变换成500V直流电压,再经过第2级AC–DC变换,转换成0~500V可调的直流电压U0。这一可调直流电压U0为Q01~Q04、Q1~Q4大功率IGBT模块组成的两组全桥逆变电路的输入,两组全桥逆变电路分别将所述直流电压U0转化成20kHz的交流电压Uin1、Uin2,Uin1、Uin2分别作为与之相连高压功率变压器的输入,其中电容C1、C2为隔直电容。
图4 电源拓扑电路
Fig.4 Circuit topology of power supply
考虑到冷阴极气体放电电子枪工作过程中经常出现放电现象,第3级AC–DC变换电路的全桥逆变电路需要流过很大尖峰电流。为了满足冷阴极电子枪长期稳定工作需求,通过提高这一级IGBT模块的裕量来满足要求,所研制逆变器中的Q01~Q04、Q1~Q4大功率IGBT模块选择英飞凌的FF300R12KS4,电流保护点设置在210A。
高压部分是由两组同等功率、相同拓扑结构的整流滤波电路并联组成,如图4(b)所示。高压逆变功率变压器HVTR1、HVTR2的原边并联,其输入为IGBT模块Q1~Q4组成的全桥逆变电路输出的20kHz左右的交流方波Uin1;高压逆变功率变压器HVTR1、HVTR2的原边输入为IGBT模块Q01~Q04组成全桥逆变电路输出的20kHz左右的交流方波Uin2;高压功率变压器HVTR1、HVTR2的输出端分别经过图4(b)所示电路整流后,再经限流电阻R1连接冷阴极气体放电电子枪的阴极;D1~D4组成的全桥整流电路与D5~D8组成的全桥整流电路串联;D5~D8组成的全桥整流电路正端通过束流采样电阻R2接地。
另外一组与HVTR01、HVTR02相连接的整流滤波电路各个器件之间连接如图4(b)所示,不再赘述。
通过两组高压逆变功率变压器原边并联,副边整流后串联组成一个高压功率输出单元,两个或多个高压功率输出单元并联的模式,既可以满足冷阴极电子束源大功率输出需求,又可以降低高压逆变功率变压器设计制造难度,以及整流高压二极管、限流电阻等的选型难度。
图4(b)中所示高压逆变功率变压器的原副边变比均为1∶22,分别将输入的0~500V变化的低压交流电压转化成0~11000V,频率相同的高压交流电压;HVTR1、HVTR2的副边分别连接的两组整流电路串联,将输入的Uin1变成负高压直流电压;HVTR01、HVTR02的副边分别连接的两组整流电路串联,将输入的Uin2变成负高压直流电压;当第2级AC–DC输出电压在0~500V范围内变化时,第3级AC–DC在A点与B点之间输出高压直流电压的变化范围为0~ –22000V。
图4(b)全桥整流电路中每个二极管承受电压需要达到5000V以上,且所研制电源最大输出功率要达到30kW,需要至少1500mA束流输出,因此选择参数为40kV/3A的高压二极管以满足设计要求。
同时为了降低放电尖峰,将放电尖峰电流限制在高压二极管的承载范围内,分别采用限流电阻R1、R01进行限流,R1与R01均由68Ω/17W的功率电阻4只并联后共串联100次组成1.7kΩ电阻,当电子枪工作过程中发生放电现象,最大尖峰电流能够被限制在11.8A,所选高压二极管的最大正向浪涌电流达到60A,可以满足设计要求。在正常束流输出时,最大束流输出,每只电阻流过187.5mA电流,每只电阻功率仅有2.3W,可以满足电源长期工作的要求。
高压采样电路由电阻R3、R4串联而成,其中分压电阻R3由12只50MΩ/50kV的高压电阻串联组成,R4的阻值均为270kΩ,相对于R3而言,R4的阻值极小,高压采样电压Uhvf可以采用下式计算:
当电源输出电压Uout均为–20000V时,采样电压Uhvf为–9V。
束流采样电阻R2、R02分别由两只12Ω/50W电阻并联而成,通过检测R2、R02两端电压Ubf1和Ubf2,可以计算出束流Ib大小。
当束流采样电阻R2、R02两端采样电压之和达到9V时,束流达到1500mA。
所设计电源低压部分电路中第2级AC–DC电路中的IGBT全桥逆变电路与第3级AC–DC电路中的IGBT全桥逆变电路采用不同的控制模式,第3级AC–DC电路中的IGBT全桥逆变电路采用定频满脉宽的控制模式,驱动两组IGBT全桥电路的PWM信号来自同一个SG3525A,且PWM信号同步。
所设计冷阴极气体放电电子枪逆变电源的输出电压可通过改变第2级AC–DC电路的输出电压来调节。这种控制方式可有效提高电源工作的稳定性,第2级AC–DC电路的IGBT全桥电路采用了内、外环控制相结合的方式。
由于所设计的逆变电源既要用于冷阴极气体放电电子枪中气体电离,又要加速电子,在冷阴极气体放电电子枪的放电腔室内,极易出现电弧放电现象。电弧放电表现为低压大电流,极易破坏冷阴极气体放电电子枪稳定工作的条件,因此设置放电脉冲尖峰进行监测。当发生电弧放电时,将第2级AC–DC电路中的IGBT全桥逆变电路与第3级AC–DC电路中的IGBT全桥逆变电路中所有IGBT模块关闭数ms,电弧放电消失后,则重新恢复各个IGBT模块正常工作,以保证电子束流的稳定输出。所设计电源的闭环控制电路原理框图如图5所示。
图5 电源控制电路框图
Fig.5 Schematic diagram of control circuit in power supply
高压采样电路采集的高压反馈Uhvf 与外部高压给定信号Uhvg作为外环PID调节电路的输入,其输出值Ug与第2级AC–DC输出电压的反馈信号Uf作为内环PID调节电路的输入,内环PID调节电路输出Ugg再调节PWM发生及保护电路1所产生的PWM脉冲宽度,从而改变全桥逆变电路A中IGBT的开通时间,继而导致第3级AC–DC输入的直流电压改变,从而使电源输出电压得到调节。因此,当闭环调节电路稳定时,所设计逆变电源的输出电压就与设定值相等,大大提高了电源输出的稳定度。
高压采样信号Uhvf与束流反馈信号Ubf1、Ubf2输入到PWM发生及保护电路2,在此控制电路中,如果检测到反馈高压信号很低且反馈束流很大,持续时间超过10μs,则控制系统将关断全桥逆变电路1、全桥逆变电路2中的所有IGBT模块,并且PWM发生及保护电路2将放电保护信号Udis输入到PWM发生及保护电路1,使全桥逆变电路A中的IGBT模块关闭,在数ms后重新开通第3级AC–DC变换电路中全桥逆变电路1、全桥逆变电路2中的IGBT模块, PWM发生及保护电路2正常输出满脉宽PWM信号;PWM发生及保护电路1按照软启动方式使全桥逆变电路A中的IGBT模块的驱动PWM信号脉宽逐渐达到Ugg设置脉冲宽度。
将所研制的冷阴极气体放电电子束源系统与真空系统、水冷系统、气流量控制系统等进行集成,组成一套冷阴极电子束流品质检测分析试验平台。对束流形貌特征、加速电压对束流输出的影响、气流种类及气流量对束流输出的影响、最大束流等进行了检测分析。
冷阴极气体放电电子束源是基于气体放电产生等离子体的一种电子束源。所采用的放电气体不同,束流呈现颜色和输出稳定性差异较大。在采用纯铝做阴极时,常用氢气、氧气混合气体或氦气、氧气混合气体作为放电气体。图6是采用纯氦气作为放电气体时的束流形貌,可以看出,束流呈现淡绿色光柱,在冷阴极气体放电电子枪束流输出口束流直径较大,到工件表面,汇聚成直径5mm左右圆形束斑,可使金属材料熔化。
图6 氦气为工作气体的冷阴极气体放电电子束流
Fig.6 Cold cathode gas discharge EB current of He gas
真空达到0.1Pa以下,采用纯氦气、纯氩气、空气作为放电气体,氦气流量给定分别为0.1L/min、0.15L/min;氩气流量给定分别为0.01L/min、0.03L/min;空气流量给定分别为0.01L/min、0.03L/min。调整第2级AC–DC输出电压,使高压反馈电压从0开始,每次增加–0.3V,即加速电压每次增加–667V,逐渐增加到最大,记录高压反馈电压对应的束流输出,检测结果如图7所示。可以看出,加速电压较小时,即使有气流量输入,也无法检测到束流;采用氦气、氩气作为放电气体,给定气流量≥0.03L/min时,在加速电压大于一定值,较长时间工作后,出现束流逐渐下降现象。这种现象的发生与测试条件和工作时间有关,由于逐点检测耗费时间较长,纯铝阴极表面的氧化膜被正离子轰击而大量消耗,而所采用的放电气体为纯度99.99%的纯氦或纯氩气,无法使纯铝阴极表面的氧化膜得到补充,由于纯铝的电子发射能力远小于氧化铝,所以采用纯氦气或纯氩气工作时间较长后,束流会逐渐下降,最终会达到数百mA的稳定值;采用空气、氩气作为放电气体,给定气流量≤0.01L/min时,束流输出随着加速电压增大而增大;空气气流量达到0.03L/min时,随着加速电压增大,束流快速增大,在反馈电压达到–3.6V时,反馈束流达到了2000mA以上,束源输出表现为低压大电流,这与空气中富含大量氧气,可以使纯铝阴极表面的氧化膜得到快速修复有关。
图7 加速电压对应束流输出的关系曲线
Fig.7 Relational curves between accelerating voltage and electron beam current
加速电压给定不变,高压反馈电压为–9V,氦气气流量从0逐渐增加到0.2L/min,每次增大0.01L/min,快速记录给定气流量对应的束流输出,检测结果如图8所示。可以看出,气流量<0.05L/min的时候,没有束流输出,气流量≥0.05L/min,才开始有束流输出,束流大小随着气流量的增大而增大,且线性度较好。
图8 氦气气流量与束流输出对应关系曲线
Fig.8 Relational curve between He gas flow and EB current
图9(a)是高压反馈电压–9V不变时,检测束流达到1500mA时,利用TPS2024示波器分别检测的束流Ib波形,Ib为(Ubf1/R2+Ubf2/R02)的值。
图9 束流反馈与第3级AC–DC电路中全桥逆变电路电压电流波形
Fig.9 Feedback signal of electron beam and output waveform of the third AC–DC circuit of inverter power supply
图9(b)和(c)分别为第3级AC–DC电路中的一个IGBT全桥逆变电路的电压Uin1与电流Uif1的波形。可以看出,当Uin1为最大幅值400V左右的交流方波,Uif1峰值电流仅有50A,第3级AC–DC电路中的IGBT全桥逆变电路的IGBT均采用FF300R12KS4模块,其工作电压1200V,最大工作电流300A,所选择功率器件的裕量足够大,完全能够满足大尖峰电流经常出现的工作环境。
此外,在最大束流输出时,分别采用TPS2024示波器对第3级AC–DC电路中的两个IGBT全桥逆变电路的Uin1、Uin2及电流进行检测,发现第3级AC–DC电路中的两个IGBT全桥逆变电路的输出电压Uin1与Uin2,以及电流波形基本一致,表明采用两组全桥逆变电路并联模式能够同步工作,输出功率基本一致,可以保障冷阴极气体放电电子束源长期稳定工作、大功率输出的需求。
(1)基于冷阴极电子发射机理与理论计算方法,设计制造出冷阴极气体放电电子枪及其电子光学系统。
(2)采用三级AC–DC拓扑电路结构、功率变压器原边并联与输出端整流电路串联获取高压的电路、双闭环控制技术及放电保护策略等,设计制造了冷阴极气体放电电子枪逆变电源。
(3)基于所研制冷阴极气体放电电子枪及其逆变电源等组成的冷阴极气体放电电子束源,采用惰性气体易出现束流降低现象,采用富含氧气的空气可获得低压大束流的输出特性,在加速电压–20kV,纯氦气流量0.2L/min的可实现最大1500mA束流输出。
(4)第3级AC–DC电路中两组IGBT全桥逆变电路的电流、电压基本一致,可以保障冷阴极气体放电电子束源长期稳定工作、大功率输出的需求。
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