環形磁場金屬等離子體源冷卻流場的數值模擬與優化*

陳國華 石科軍 儲進科 吳昊? 周池樓 肖舒2)?

1) (華南理工大學機械與汽車工程學院, 廣州 510641)

2) (香港城市大學物理與材料科學系, 香港 999077)

3) (寰球工程項目管理公司(北京)有限公司, 北京 100029)

環形磁場金屬等離子體源作為一種全新的等離子體源結構, 可用于產生高度離化、無大顆粒、高密度的離子束流, 但傳統流道結構不能保證其高效、均勻散熱, 大功率工作時可能引起密封膠圈的燒蝕失效, 需對其冷卻流場進行優化設計.利用Solidworks Flow Simulation 軟件對等離子體源冷卻流道進行模擬, 分析出入水孔分布角度、孔數、孔徑以及入水孔高度對冷卻效果的影響規律, 并對流道結構參數進行優化.結果表明, 增大水孔的周向分布范圍, 有利于提高散熱的均勻性; 入水孔設置在結構上層有利于減少冷卻水的溫度分層現象, 使銅套和密封膠圈都處于較好的冷卻狀態; 適當減小孔徑有利于增大冷卻水射流速度, 增大湍流程度強化傳熱, 提高換熱效率.優化后的流場結構可以提高冷卻水的利用率, 在相同流量條件下獲得更好的冷卻效果, 改善等離子體源的放電穩定性, 為環形磁場金屬等離子體源的冷卻結構設計提供理論依據.

1 引 言

目前, 等離子體鍍膜技術在表面處理領域得到廣泛應用[1?3].針對磁控濺射粒子離化率不高、可控性差、陰極弧存在“大顆粒”等問題, Kouznetsov等[4]在1999 年提出了高功率脈沖磁控濺射(high power impulse magnetron sputtering, HiPIMS)技術, 離化率可達到60%—90%[5,6], 且束流中不含“液滴”[7,8], 但其放電不穩定[9,10]、沉積速率低[11?13],并且對于不同靶材料, 其離化率差異顯著[14].針對HiPIMS 存在的不足, 吳忠振課題組[15]提出了一種基于空心陰極效應的環形磁場金屬等離子體源結構, 可將濺射約束在筒形靶材內部, 濺射粒子在腔內反復碰撞、離化, 有效提高離化率.通過引出柵將腔內離子引出獲得完全離化的束流實現工件表面的沉積, 而將“打弧”產生的“金屬液滴”留在腔內.同時引出的束流離開了靶電壓鞘層, 不容易被回吸到靶面, 可提高薄膜沉積速率.

前期研究已對這種環形磁場金屬等離子體源結構進行設計優化.針對磁場分布不均導致的靶面刻蝕不均和電子快速逃逸問題, 通過在等離子體源兩端添加電子阻擋屏極和磁場補償, 提高等離子體放電強度、范圍和靶材刻蝕均勻性[16].然而, 這種裝置僅通過濃度差擴散實現等離子體向基體表面的輸送沉積, 輸送過程中離子損失較大, 薄膜的沉積速率沒有明顯改善.為此, 利用外加擴展電磁場對離子的運動方向加以約束, 實現等離子體的聚焦和可控輸運, 從而減少離子損失, 提高沉積效率[17].最后, 對環形磁場金屬等離子體源中HiPIMS 的放電過程和粒子演化進行了系統研究分析[18].

以上研究表明環形磁場金屬等離子體源能夠有效改善HiPIMS 技術存在的缺陷, 實現薄膜的高質量高效率制備.然而, 等離子體源在放電過程中會產生大量的熱量, 在高功率密度條件下工作若不能及時散熱冷卻將會對等離子體源內部的密封膠圈等結構件造成燒蝕損壞, 制約了等離子體源功率密度的進一步提高, 因此提高其冷卻效率尤為重要.本文對其冷卻系統流場結構進行設計優化, 借鑒隨形冷卻技術和模具型腔冷卻結構的設計思路[19,20], 將環形磁鐵與銅套等腔體結構都浸泡在冷卻水中進行直接換熱冷卻, 通過Solidworks Flow Simulation 軟件建立等離子體源冷卻流場的三維數值模型, 對其短路環上入水孔分布角度、數量、孔徑以及高度進行系統研究, 分析不同結構參數對等離子體源內部密封膠圈溫度與銅套溫度的影響,為環形磁鐵金屬等離子體源的冷卻結構設計提供理論依據, 以實現在相同冷卻水條件下獲得更高的冷卻效果, 改善等離子體源的放電穩定性, 為進一步提高其功率密度提供硬件支撐.

2 等離子體源流場的數值模擬

2.1 等離子體源物理模型

環形磁場金屬等離子體源簡化模型如圖1 所示, 在短路環上設置出入水孔, 入水孔與出水孔數量一致且沿周向對稱分布, 冷卻水由進水管進入底板凹槽并沿著周向套豎直矩形槽分成數股經入水孔進入等離子體源腔內, 最后從另一側的出水孔流出.其中,h為入水孔高度,d為出入水孔直徑,α為出入水孔分布角度.為了獲得較高的濺射效率,提高束流密度, 濺射靶面平均功率達到50 W/cm2,其中約60%轉化成熱量并通過銅套傳導至等離子體源內部, 通過冷卻系統進行散熱.為了保證等離子體源的正常工作, 需要保證: 結構件不被熔化(< 1000 ℃), 磁體不能退磁(< 300 ℃), 密封膠圈不被燒蝕( ≤ 200 ℃), 筒形銅套受熱較均勻.在輸入熱量、冷卻水條件相同的情況下, 通過改變孔數量、孔分布角度提高等離子體源的散熱性能, 在此基礎上再對孔徑、入水口高度進行優化, 進一步降低膠圈溫度和提高溫度均勻性.

圖1 環形磁場金屬等離子體源簡化模型Fig.1.Simplified model of cylindrical cathode with annular magnetic field.

2.2 相關假設及數學模型

在不影響等離子體源功能結構以及冷卻效果的前提下, 作以下假設:

1)因流道需要在短路環上開孔, 認為孔數量、孔徑、孔高度、孔分布角不會對等離子體源磁場產生影響.

2)采用水作為冷卻介質, 為不可壓縮的牛頓流體, 定常流動.

3)濺射發生在靶材內表面, 濺射區域呈帶狀分布, 占靶面64%左右, 其導熱部件是紫銅, 導熱性良好, 因此假設熱源為均勻面熱源.

流體的流動和換熱滿足連續性、質量守恒定律、能量守恒定律和動量定律, 采用的控制方程為

式中,φ為通用變量;Sφ為廣義源項;Γφ為廣義擴散系數, 所述廣義是數值計算模型方程中的一種定義, 不同求解變量間的區別除了邊界條件與初始條件以外, 就在于Γφ和Sφ的表達式不同; 其中ρ為密度;t為時間;?表示梯度;?·表示散度;U為速度矢量.

熱功耗均勻分布在銅套內表面, 從銅套內表面至外表面的熱傳導符合單層圓筒壁傳熱模型:

式中,Q為熱量;L為銅套高度;λ為銅套的導熱系數;t1和t2分別為銅套內、外表面的溫度;r1和r2分別為銅套內、外表面的半徑.

熱量傳導到銅套外表面后與腔內的冷卻水發生對流換熱, 冷卻水吸收的熱量為

式中,α為平均對流傳熱系數;A為有效傳熱面積;ΔTm為傳熱平均溫差.

2.3 初始和邊界條件設置

對模型各部件材料物性參數進行定義, 如表1所列.設置邊界條件, 進水端采用壓力入口條件,如無特別說明, 入口壓力都設置為5.0 × 105Pa 水壓, 初始溫度為20 ℃, 出水端采用壓力出口條件,設置為環境壓力(1.013 × 105Pa).熱源選取銅套內表面, 在不同電源功率條件下設置相應的不同熱源熱功耗.本文選取其中一種工況進行模擬研究,熱功耗加載為2 kW.

表1 模型中各零部件材料物性參數Table 1.Material property parameters of each component in the model.

2.4 網格劃分

采用SolidWorks 軟件建立模型, 并用SolidWorks Flow Simulation 對模型進行自動網格劃分, 初始網格級別選擇為3 級, 手動定義最小縫隙尺寸為0.4 mm.以入水孔高度32 mm、孔徑4 mm、分布角度30°的六孔模型網格劃分為例, 總網格數為1481963, 其中流體網格數564680, 固體網格數917283, 如圖2 所示.

圖2 計算模型的網格劃分Fig.2.Grid of computing mode.

2.5 模型驗證

為了驗證數值模擬的正確性, 加工得到入水孔高度32 mm、孔徑4 mm、分布角度30°的六孔環形磁場等離子體源, 采用直流磁控濺射在自主設計的真空系統中對其進行放電測試[15,16].真空腔長和寬各600 mm, 高500 mm, 腔體材料為不銹鋼.采用直流濺射電源, 濺射靶采用內徑120 mm、外徑132 mm、高50 mm 的環形銅靶(純度為99.9%).將背景壓力抽真空至1 × 10–3Pa, 通入純度為99.99%的高純氬氣, 測試不同功率下等離子體源的放電情況, 并通過紅外測溫儀監測3, 6, 9 和12 kW這四種功率加載下出水端的冷卻水溫度.在實際放電過程中, 由于開關管的飽和壓降、變壓器、電纜、電極及其他陰極結構件上的內阻損耗, 電源功率中只有約75%的能量供應到靶材表面作為實際的濺射功率[21], 而這部分能量中約80%會轉變成為靶材的熱量[22], 此時靶材熱量Q約為電源功率的60%.因此, 在實驗對應的模擬中將熱源熱功耗設置為1.8, 3.6, 5.4 和7.2 kW.

不同功率下等離子體源的放電輝光如圖3 所示, 輝光呈綠色, 采用等離子體發射光譜儀在等離子體源中央軸上探測到406.3 和404.3 nm 的光譜波長信號, 分別為Cu 原子與Cu+的典型特征波長.隨著功率增大輝光更加強烈, 即等離子體放電強度更大、密度更高.將不同功率下出水端冷卻水溫度的實驗測試值與模擬值進行對比, 結果如圖4 所示, 圖中縱坐標值表示冷卻水出口溫度與入口初始溫度的溫升差值.結果表明模擬值與實驗結果誤差較小, 符合度高, 證明了數值模擬的正確性.存在的偏差主要是由于實驗在25 ℃室溫條件下進行,初始溫度20 ℃的冷卻水在輸入過程中存在一定的溫升, 且出口高于室溫的冷卻水存在降溫的現象.此外, 模擬結果還表明當功率超過18 kW 時膠圈最高溫度超過200 ℃, 發生燒蝕失效, 等離子體源將無法正常工作.

圖3 不同功率下等離子體源的放電情況Fig.3.Discharge of plasma source at different power.

圖4 出口冷卻水溫升的實驗值與模擬值對比Fig.4.Comparison of experimental and simulated water temperature rise.

3 結果分析與討論

3.1 出入水孔分布角度與孔數對冷卻效果的影響

根據環形磁場金屬等離子體源結構, 冷卻水的引入必須經過短路環, 在短路環上設置適當的孔以保證良好的冷卻效果.同時為了保證等離子體源上部的冷卻, 出水孔高度設置為40 mm, 其數量、分布角度、孔徑與入水孔一致.當采用一個入水孔,孔徑為4 mm 時, 其最高溫度出現在出水孔附近,密封膠圈內側, 達到穩態時溫度為60.48 ℃.為了研究開孔分布角度、數量與冷卻效果間的關系, 在短路環上按分布角度5°, 10°, 15°, 20°, 25°和30°分別開1—6 個直徑為4 mm 的孔, 監測膠圈的最高溫度, 結果如表2 所列.當分布角度為30°, 孔數量為6 時對應的膠圈最高溫度最低, 冷卻效果最好, 此時膠圈上的穩態最高溫度為46.50 ℃.膠圈上的最高溫度隨著孔數量的增加呈逐漸下降的趨勢.而隨著分布角度的增加, 1—3 個水孔時的膠圈最高溫度沒有表現出明顯的規律性, 但4—6 個水孔時呈現下降的趨勢.

表2 不同出入水孔分布角度、孔數時的膠圈最高溫度 (℃)Table 2.Maximum temperature of aprons with different distribution angles and number of holes(℃).

針對表2 結果, 結合不同孔分布角度時的冷卻水溫度切面進行分析, 如圖5 所示, 隨著分布角度的增大, 整體水溫趨向均勻, 局部的高溫區域溫度降低且面積逐漸減少直至消失.局部高溫會減弱該區域的換熱效果, 而初始冷卻水與銅套表面的較大溫差有利于強化傳熱, 因此當入水孔分布跨度更廣時, 銅套表面接觸初始冷卻水的范圍更廣, 換熱效果更好, 且冷卻更加均勻.部分冷卻水從最兩端的出水孔流出, 在腔體中的停留時間短, 水溫相對較低, 因此換熱充分、溫度較高的冷卻水不會在中央出水孔處大量富集, 避免了局部高溫的產生.

圖5 不同孔分布角度的出水孔高度(40 mm)冷卻水溫度切面Fig.5.Water temperature section with outlet height (40 mm) of different hole distribution angles.

銅套表面溫度更加直觀地反映了冷卻水的冷卻效果, 與膠圈最高溫度有著相同的變化趨勢, 銅套溫度降低有利于減少傳遞給膠圈的熱量, 使膠圈溫度降低.圖6 為分布角為30°時不同出入水孔數量時的出水側銅套表面溫度, 隨著孔數的增加銅套表面溫度明顯降低, 且上端接近膠圈的位置降溫更明顯.孔數量的增加同樣增大了初始冷卻水的分布范圍, 使冷卻更加均勻, 減少局部高溫.

圖6 不同出入水孔數量的銅套表面溫度Fig.6.Surface temperature of copper sleeve with different number of holes.

3.2 出入水孔孔徑對冷卻效果的影響

根據前一節模擬分析得到的最優冷卻效果, 采用分布角度為30°的6 孔冷卻結構, 保持入水孔高度32 mm、出水孔高度40 mm 不變, 對孔徑大小為3, 4, 5, 6 和7 mm 五種結構的模型進行模擬計算.

不同入水端壓力下的膠圈最高溫度如圖7 所示, 在實際工況下(入口水壓5.0 × 105Pa), 膠圈最高溫度隨著入水孔孔徑增大呈現先減小后增大再減小的趨勢, 在孔徑4 mm 時實現最優的冷卻效果, 膠圈穩態最高溫度為46.71 ℃.當入水端壓力恒定時, 隨著孔徑改變冷卻水流速與流量都會發生變化, 此時系統冷卻效果受到流量與流速的綜合影響.由圖8 可見, 冷卻水經過入水孔發生射流, 沖擊銅套壁面, 射流速度隨孔徑減小而增大, 沖擊面積也隨之增大.射流沖擊作用是強化局部換熱的有效方法, 提高射流速度有利于增強冷卻水的湍流度, 提高對流傳熱系數, 同時加劇對壁面的沖擊,沖擊面積的增大有利于擴大換熱強化區域范圍, 進而提升換熱效果.因此, 膠圈最高溫度呈現隨著孔徑減小而降低的趨勢.

圖7 不同水壓下出入水孔孔徑對膠圈溫度的影響Fig.7.Influence of hole diameter on apron temperature under different water pressure.

隨著孔徑不斷增大, 射流冷卻水變得相對發散, 冷卻射流越難直接沖擊到壁面上, 局部換熱減弱, 但是由于流道內的總流量增大, 沿壁面的周向流動更加劇烈, 因此整體壁面的換熱效果有所提升, 膠圈最高溫度開始降低.受到結構尺寸的限制,在一定孔徑范圍內, 通過減小孔徑可以充分利用射流強化作用實現最優的冷卻效果.孔徑的選取還需要根據實際的水壓條件, 由圖7 所示, 在水壓高于或低于5 × 105Pa 的條件下, 孔徑3 mm 時冷卻水的射流效應仍占據主導作用, 因此可以適當進一步減小孔徑.

3.3 入水孔高度對冷卻效果的影響

本節保持孔徑4 mm、孔分布角度30°、出水孔高度40 mm 不變, 對6, 10, 14, 18, 32 和36 mm六種不同入水孔高度對冷卻效果的影響進行模擬分析, 其中6—18 mm 高度的入水孔位于下端磁鐵和中間磁鐵之間, 32—36 mm 高度的入水孔位于中間磁鐵和上端磁鐵之間, 中間磁鐵高度22 mm、厚6 mm, 結果如圖9 所示.

圖8 出入水孔孔徑對入水孔射流速度的影響Fig.8.Influence of hole diameter on water jet velocity at water inlet.

圖9 入水孔高度對冷卻效果的影響 (a)膠圈溫度; (b)出水孔側銅套溫度Fig.9.Influence of hole height on cooling effect: (a) Apron temperature; (b) copper sleeve temperature of outlet side.

由圖9 可見, 當入水孔高度為36 mm 時冷卻效果最好, 膠圈上的最高溫度最低, 此時膠圈上的最高溫度達到穩態時為46.2 ℃, 入水孔位于上層時的入口側膠圈低溫段溫度相比于位于下層時的溫度差異為ΔT> 5 ℃, 銅套表面溫度分布隨入水孔高度的變化趨勢與膠圈溫度變化一致.結合圖10冷卻水溫度云圖, 選擇最低高度6 mm 與最高高度36 mm 的結構進行對比分析, 高度為6 mm 時冷卻水上層與下層溫差明顯, 溫度較高的水往上層流動, 使溫度高的水流聚集在上層, 而溫度較低的水則處于底層, 導致明顯的分層現象, 冷卻效果被削弱; 當高度為36 mm 時, 冷卻水從上部流入, 位置更接近頂部膠圈, 較低的初始溫度能夠很好地冷卻入水口側的銅套和膠圈, 且冷卻水帶動上層水向下流動并不斷帶走上層熱水的熱量, 有效避免冷卻水的溫度分層, 使銅套和膠圈都處于較好的冷卻狀態.

圖10 入水孔高度分別為6 與36 mm 時的冷卻水溫度云圖Fig.10.Temperature nephogram of cooling water when h is 6 and 36 mm.

膠圈上的最高溫度隨入水口高度變化可分成兩部分: 高度6—18 mm 的入水孔介于底端環形磁鐵與中間磁鐵間, 在這個區間內膠圈的最高溫度先減小后增大, 高度為10 mm 時膠圈最高溫度為50.61 ℃, 為該區間最低溫度; 高度32—40 mm的入水孔介于中間磁鐵與上端磁鐵間, 相比于前一部分溫度顯著降低.當入水孔高度靠近中間磁鐵時, 冷卻水進入流道后沖刷中間磁鐵下表面, 形成渦流, 對下表面邊界層增加了擾動, 使邊界層變薄,換熱增強, 冷卻水經過中間磁鐵后溫度相對更高,導致對銅套和膠圈的冷卻效果下降, 因此入水孔高度高于10 mm 后膠圈最高溫度又開始升高.

4 結 論

本文基于計算流體力學方法, 采用Solidworks Flow Simulation 軟件對環形磁場金屬等離子體源冷卻流場進行模擬分析, 根據不同結構下膠圈、銅套以及冷卻水的溫度分布, 分析了短路環上出入水孔分布角度、數量、孔徑以及入水孔高度對冷卻效果的影響規律, 得出以下結論:

1)增大水孔的周向分布范圍, 有利于提高散熱的均勻性, 使流體均勻維持在較低溫度, 保證與銅套溫度間的更大溫差, 強化換熱冷卻;

2)入水孔應設置在結構上層, 有利于減少冷卻水的溫度分層現象, 使銅套和膠圈都處于良好的冷卻狀態;

3)適當減小出入水孔孔徑, 有利于增大冷卻水射流速度, 增強冷卻水的射流沖擊作用, 進而增大湍流程度強化傳熱, 提高換熱效率;

4)通過系統地研究各影響因素, 在0.5 MPa水壓條件下獲得優化的環形磁場金屬等離子體源冷卻流場結構, 即分布角度為30°, 孔數為6 孔, 孔徑為4 mm, 入水孔高度為36 mm.