EP2347484B1

EP2347484B1 - Induktionsschalter

Info

Publication number: EP2347484B1
Application number: EP09778593.5A
Authority: EP
Inventors: Christian Teske; Joachim Jacoby
Original assignee: Goethe Universitaet Frankfurt am Main
Current assignee: Goethe Universitaet Frankfurt am Main
Priority date: 2008-10-17
Filing date: 2009-09-17
Publication date: 2013-11-27
Anticipated expiration: 2029-09-17
Also published as: US20110234101A1; US8829823B2; WO2010043294A1; EP2347484A1; DE102008052216B3

Description

GEBIET DER ERFINDUNG

Die Erfindung bezieht sich auf Hochspannungsschalter zum Schalten von Strömen im kA-Bereich und insbesondere auf Hochspannungsschalter, die durch eine induktiv erzeugte Plasmaentladung geschaltet werden.

STAND DER TECHNIK

Zum Schalten von Hochspannungsquellen sind zwei Gruppen von Schaltern bekannt, Gasentladungsschalter und Halbleiterschalter, die nach unterschiedlichen physikalischen Prinzipien arbeiten.
Gasentladungsschalter schalten hohe Ströme durch Erzeugen einer Bogenentladung in einer mit einem ionisierbaren Gas gefüllten Schaltröhre. Ein Beispiel ist das Thyratron, ein über ein Gitter steuerbarer Röhrengleichrichter mit Glühkathode, der in seinem Aufbau einer Triode ähnelt. Durch Anlegen einer geeigneten Steuerspannung an die Gitterelektrode wird eine Bogenentladung zwischen Anode und Kathode gezündet, die den gesamten Zwischenraum in ein leitfähiges Plasma verwandelt. Der Anodenstrom kann je nach Konfiguration mehrere Tausend Ampere erreichen. Als Füllgase kommen beispielsweise Quecksilberdampf, Xenon, Neon, Krypton oder Wasserstoff zum Einsatz.
Ein Nachteil des Thyratrons besteht darin, dass die Elektrodenfläche sowohl der Anode als auch der Kathode wegen der auftretenden hohen Strom- und Leistungsdichten einer starken Erosion und damit hohem Verschleiß ausgesetzt ist. Oft ist daher das Triggersystem bereits nach einigen Tausend Schaltvorgängen völlig zerstört oder durch Sputtereffekte unbrauchbar geworden.
Die in der Literatur oft zitierten Lasertriggerungen vermeiden dieses Problem und ermöglichen sehr gute Schaltcharakteristiken, sind allerdings technisch sehr aufwendig (YAG-Laser mit komplexer Optik) und daher gegenwärtig für standardisierte Schaltersysteme ungeeignet.
Um den nachteiligen Verschleiß des Triggersystems zu mindern, werden sogenannter Niederdruckplasmaschalter eingesetzt, bei denen sich das Strom tragende Plasma großflächig über die Elektroden ausbreiten kann. Auch solche Schalter sind jedoch auf maximale Sperrspannungen von etwa 40 kV begrenzt.
Bei sogenannten Mehrkanalpseudofunkenschaltern wird der Entladungsstrom auf mehrere Kanäle verteilt, so dass die Strom- und Leistungsdichte pro Kanal verringert werden kann. Eine Ausführungsform zeigt die Anmeldeschrift DE 39 42 307 A1 . Nachteilig bei Mehrkanalpseudofunkenschaltern sind neben dem erhöhten konstruktiven Aufwand auch die gesteigerten Anforderungen bei der Triggerung, da eine simultane Zündung aller Entladungskanäle gewährleistet werden muss.
Ein weiteres Beispiel eines Gasentladungsschalters ist das sogenannte Ignitron, ein über eine Zündelektrode steuerbarer Quecksilberdampfgleichrichter mit Quecksilberteichelektrode. Das Ignitron besteht aus einem Metallbehälter, welcher in einem unteren Abschnitt mit Quecksilber gefüllt ist, das während des Betriebs die Kathode des Schalters bildet. In den oberen Bereich des Metallbehälters ist eine massive Graphitanode eingelassen. Eine Zündelektrode im unteren Bereich des Metallbehälters löst eine Ionisierung des Quecksilberdampfes aus, so dass sich zwischen dem Quecksilberteich und der Anode rasch ein Quecksilberplasma ausbildet, in dem eine Bogenentladung gezündet werden kann. Ignitrons können bei Sperrspannungen bis 50 kV Stromstärken im Bereich mehrerer Hundert Kiloampère schalten. Jedoch kommt es aufgrund der hohen Elektrodenerosion (ebenso wie bei dem Thyratron) zu einer sehr raschen Erschöpfung der definierten Einschaltcharakteristiken.
Moderne Gasentladungsschalter sind beispielsweise in der Offenlegungsschrift DE 42 14 362 A1 und der Patentschrift DE 197 53 695 C1 beschrieben.
Aufgrund der genannten Nachteile der Gasentladungsschalter basieren Hochspannungsschalter heute mehrheitlich auf der Verwendung von Halbleiterkomponenten. Ein Beispiel für einen aus einem Mehrschichthalbleiter bestehenden steuerbaren Gleichrichter ist der Thyristor, der drei PN-Übergänge aufweist. Thyristoren werden zum Schalten großer Ströme bis über 10 kA eingesetzt. Alternativ kommen Bipolartransistoren mit isolierter Gateelektrode (insulated gate bipolar transistor, IGBT) zum Einsatz, die eine vorteilhaftere Schaltcharakteristik aufweisen. Zum Schalten hoher Spannungen unter Verwendung von Thyristoren oder IGBTs ist allerdings stets eine Serienschaltung mehrerer Komponenten erforderlich, die bei Spannungen oberhalb von 20 kV unwirtschaftlich wird. Zudem sind mit Halbleiterkomponenten Stromanstiegsraten von mehr als 10 kA/µs gegenwärtig kaum erreichbar.
Es besteht daher Bedarf nach einem Hochspannungsschalter, der die genannten Nachteile vermeidet, das Schalten hoher Ströme bei Sperrspannungen im Bereich mehrerer 100 kV und hohe Stromanstiegsraten ermöglicht und gleichzeitig das Problem der Elektrodenerosion umgeht.

ZUSAMMENFASSUNG DER ERFINDUNG

Diese Aufgabe wird durch einen Induktionsschalter mit den Merkmalen von Anspruch 1 sowie durch das Verfahren zum Schalten hoher Spannungen mit den Merkmalen von Anspruch 11 gelöst. Die abhängigen Ansprüche betreffen vorteilhafte Ausführungsformen.
Der erfindungsgemäße Induktionsschalter umfasst einen Behälter mit einem Gas, in welchem ein Plasma zu erzeugen ist, einer Induktivität, welche mit dem Gas induktiv koppelbar ist, sowie einer Leistungsquelle zur Erzeugung eines Wechselstromsignals in der Induktivität. Der Induktionsschalter umfasst ferner eine Elektrodenvorrichtung im Inneren des Behälters mit einem Elektrodengap zwischen einer Innenelektrode und einer Außenelektrode, wobei die Außenelektrode wenigstens eine Blendenöffnung aufweist und die Innenelektrode vollständig oder teilweise umschließt.
Das in dem Behälter erzeugte Plasma wird mit Hilfe der Elektrodenvorrichtung in den Elektrodengap gezogen und führt dort zum sofortigen Ausbilden eines Ladungskanals zwischen der Innenelektrode und der Außenelektrode, wodurch der Schalter in den geschlossenen Zustand übergeht.
Indem das Entladungsplasma rein induktiv erzeugt wird, entfallen die üblichen Nachteile einer elektrodenunterstützten Energieeinkopplung, insbesondere die Elektrodenerosion, vollständig. Da die Bauteile des Triggersystems dem Entladungsplasma nicht ausgesetzt sind, entspricht die Lebensdauer des erfindungsgemäßen Induktionsschalters der Lebensdauer des Elektrodengapsystems. Zudem kann ein Zünden der Triggerentladung über den gesamten Umfang des Entladungsgefäßes und damit über den längsten Weg erfolgen. Dadurch lässt sich sicherstellen, dass das Schaltergap einen Arbeitspunkt weit auf dem linken Ast der Paschenkurve aufweist, während der Triggermechanismus im zugehörigen Paschenminimum arbeitet.
Die Plasmaerzeugung erfolgt vorzugsweise durch niederfrequente induktive Anregung unter Verwendung des in der deutschen Patentanmeldung DE 10 2007 039 758 derselben Anmelderin beschriebenen Verfahrens. Dies ermöglicht die Erzeugung eines Entladungsplasmas mit besonders hohen Ladungsträgerdichten und damit den Vorteil einer sehr hohen Leitfähigkeit des Triggerplasmas, die beim Eindringen des Plasmas in das Elektrodengap zu einem sofortigen Durchzünden führt.
Zudem lässt sich der erfindungsgemäße Induktionsschalter aufgrund der hohen Leitfähigkeit der Triggerentladung über einen sehr breiten Spannungsbereich einsetzen, der von einigen zehn Volt bis hin zu einigen 100 kV reicht.
Ein weiterer Vorteil des erfindungsgemäßen Induktionsschalters besteht darin, dass sich der Arbeitspunkt des Triggersystems weit in den Niederdruckbereich absenken lässt. Dadurch lässt sich der Elektrodengap-Abstand in den Bereich mehrerer Millimeter bis Zentimeter anheben, so dass sich aufgrund der reduzierten elektrischen Feldstärke mit nur einem Elektrodentyp eine sehr hohe Sperrspannung ergibt.
Die wirksame Lorentzkräfte während der induktiven Plasmaerzeugung begünstigen zudem ein forciertes Eindringen des Plasmas durch die Blendenöffnung in das Elektrodengap zwischen der Innenelektrode und der Außenelektrode. Dadurch steigt die Schaltgeschwindigkeit.
In einer bevorzugten Ausführungsform sind die Innenelektrode und die Außenelektrode zylinderförmig, und die Außenelektrode umschließt die Innenelektrode zumindest teilweise koaxial.
Die Außenelektrode und die Innenelektrode können dabei sowohl als gerader Kreiszylinder als auch als Zylinder mit elliptischer Grundfläche, als Prisma oder als sonstiger gerader oder schiefer Zylinder ausgebildet sein. Unter Zylinder im Sinne der Anmeldeschrift wird jeder Körper verstanden, der durch Verschiebung einer ebenen Fläche oder geschlossenen Kurve entlang einer Geraden entstanden gedacht werden kann. Auch abweichend geformte Elektroden sind als zylinderförmige Elektroden im Sinne der Erfindung zu verstehen, sofern die Abweichung von der Zylinderform geringfügig ist oder wesentliche Bestandteile der Elektroden zylinderförmig sind.
In einer bevorzugten Ausführungsform ist die Außenelektrode ein hohler Kreiszylinder, während die Innenelektrode ein hohler oder massiver Kreiszylinder ist. Alternativ können auch ellipsoidförmige oder sphärische Elektroden verwendet werden.
In einer weiteren bevorzugten Ausführungsform ist der Behälter sphärisch oder näherungsweise sphärisch, wobei die Zylinderachse der Außenelektrode durch den Sphärenmittelpunkt verläuft. Ein sphärischer Behälter hat den Vorteil, dass er ein großes Verhältnis zwischen Volumen und Oberfläche aufweist, so dass sich Oberflächenverluste bei der induktiven Plasmaerzeugung verringern lassen und ein Plasma mit besonders hoher Elektronendichte entsteht. Insofern ist ein sphärischer Behälter für die Zwecke der Erfindung besonders geeignet. Ein "näherungsweise sphärischer" Behälter ist in der vorliegenden Schrift ein Behälter, dessen Form derjenigen eines sphärischen Behälters zumindest insoweit ähnelt, als er ein Verhältnis von Volumen zu Oberfläche aufweist, das um weniger als ein Fünftel von demjenigen eines exakt sphärischen Behälters gleichen Volumens abweicht.
Da die Zylinderachse der Außenelektrode durch den Sphärenmittelpunkt verläuft, bewirkt die Plasmaextraktion eine Kompression des Plasmas im Elektrodengap sowie ein simultanes und gleichmäßiges Eindringen der Plasma-Ionen aus den unterschiedlichen Radialrichtungen in das Elektrodengap und damit eine besonders vorteilhafte Schaltcharakteristik.
In einer vorteilhaften Ausführungsform beträgt die Breite des Elektrodengaps mehr als 2 mm, vorzugsweise mehr als 4 mm.
In einer weiteren bevorzugten Ausführungsform weist die Außenelektrode entlang einer Axialrichtung mehrere Blendenöffnungen auf, wobei jeweils zwei Blendenöffnungen durch einen Steg getrennt sind.
Vorzugsweise umfasst das Gas ein Edelgas, vorzugsweise Argon, und der Gasdruck beträgt weniger als 30 Pa, vorzugsweise weniger als 10 Pa.
In einer weiteren vorteilhaften Ausführungsform beträgt die Induktivität L der Induktivität 0,5 µH bis 10 µH, vorzugsweise 1 µH bis 6 µH.
In einer bevorzugten Ausführungsform umfasst die Induktivität eine Spule, die den Behälter umgibt. Die Windungszahl der Spule kann insbesondere im Bereich von 2 bis 4 liegen.
In einer weiteren bevorzugten Ausführungsform entspricht die Länge der Blendenöffnungen entlang einer Axialrichtung der Außenelektrode der Ausdehnung eines von der Spule umschlossenen Abschnitts des Behälters. Dadurch wird gewährleistet, dass das im Behälter induktiv erzeugte Plasma über die gesamte Breite des Plasmaerzeugungsbereichs durch die Blendenöffnung in den Elektrodengap fluten kann. Auf diese Weise ergibt sich eine besonders vorteilhafte Schaltcharakteristik.
In einer bevorzugten Ausführungsform umfasst die Leistungsquelle mindestens einen Kondensator, welcher auf eine Betriebsspannung aufladbar ist, und mindestens ein Schaltelement, welches in einen leitenden Zustand schaltbar ist und so angeschlossen ist, dass sich der mindestens eine Kondensator im leitenden Zustand des Schaltelements durch die Induktivität hindurch entladen kann. Wie untenstehend anhand von Ausführungsbeispielen erläutert wird, lassen sich in einem derartigen Aufbau unter Verwendung moderner Leistungsschaltelemente hohe Stromanstiegsraten erzeugen, die selbst bei vergleichsweise niedrigen Anregungsfrequenzen zu einer Zündung eines Plasmas mit hohen Ladungsträgerdichten führen.
Vorzugsweise bilden der mindestens eine Kondensator und die Induktivität Komponenten eines nicht überdämpften elektrischen Schwingkreises, dessen Eigenfrequenz einer Frequenz des Wechselstromsignals entspricht. Nach dieser Weiterbildung wird also das Wechselstromsignal in einem elektrischen Schwingkreis gebildet, der den Kondensator und die Induktivität enthält. Die Induktivität L und die Kapazität C des Kondensators können dann so abgestimmt werden, dass der Schwingkreis mit der gewünschten Anregungsfrequenz schwingt. Der Schwingkreis führt aufgrund des Ohmschen Widerstands der Induktivität, insbesondere aber aufgrund der induktiven Kopplung der Induktivität mit dem Plasma, die zur Plasmaanregung nötig ist, eine gedämpfte Schwingung aus. Wegen der beiden Dämpfungsquellen ergibt sich einerseits eine gegenüber dem ungedämpften Schwingkreis verringerte Eigenfrequenz und andererseits ein zeitliches Abklingen der gedämpften Schwingung. Unter dem Begriff "Wechselstromsignal" im Sinne der vorliegenden Erfindung ist deshalb nicht notwendigerweise ein CW-Signal gemeint; der Begriff umfasst auch eine gedämpfte Schwingung mit eventuell nur einigen wenigen Nulldurchgängen.
Vorzugsweise umfasst das Schaltelement der Leistungsquelle mindestens einen Thyristor, mindestens einen IGBT oder mindestens einen Gasentladungsschalter, beispielsweise ein Thyratron oder ein Ignitron.
Vorzugsweise haben der mindestens eine Kondensator oder eine Mehrzahl parallel geschalteter Kondensatoren eine Gesamtkapazität von 1 µF bis 100 µF, bevorzugt von 6 µF bis 20 µF.
Wie sich aus den obenstehend beschriebenen Parameterbereichen ergibt, muss die Leistungsquelle dazu ausgelegt sein, relativ hohe Ströme mit verhältnismäßig hohen Stromanstiegsraten im Bereich von bis zu 3 kA/µs zu schalten. Wie in der verwandten Anmeldung DE 10 2007 039 758 gezeigt, ist dies mit modernen Leistungselektronikbauteilen jedoch durchaus möglich. Die erfindungsgemäße Vorrichtung erlaubt damit die induktive Plasmaanregung mit Anregungsfrequenzen, die um bis zu drei Größenordnungen unter den üblicherweise zur Anregung verwendeten Hochfrequenzen liegen. Während zur Plasmaanregung in den meisten Fällen kommerziell erhältliche 13,56 MHz-Anregungsquellen verwendet werden, umfasst eine vorteilhafte Ausführungsform der vorliegenden Erfindung einen Induktionsschalter mit einer Anregungsfrequenz des Wechselstromsignals von nicht über 100 kHz, vorzugsweise nicht über 50 kHz.
Wie nachstehend detailliert erläutert, erlauben die vergleichsweise niedrigen Anregungsfrequenzen die induktive Erzeugung von Plasmen mit sehr hohen Ladungsträgerdichten bei niedrigem Gasdruck. Aufgrund der hohen Leitfähigkeit der induktiven Triggerentladung lässt sich der erfindungsgemäße Induktionsschalter über einen sehr breiten Spannungsbereich einsetzen. In einer bevorzugten Ausführungsform umfasst der Induktionsschalter eine Hochspannungsquelle, die dazu eingerichtet ist, zwischen der Außenelektrode und der Innenelektrode eine Spannung zwischen 10 V und mehr als 100 kV bereitzustellen.
Die vorliegende Erfindung umfasst auch ein Verfahren zum Schalten hoher Spannungen, bei dem eine erste Spannung an eine Innenelektrode im Inneren eines mit einem Gas gefüllten Behälters angelegt wird und eine zweite Spannung an eine Außenelektrode im Inneren des Behälters angelegt wird, wobei die Differenz zwischen der ersten und der zweiten Spannung der zu schaltenden Spannung entspricht und wobei die Außenelektrode wenigstens eine Blendenöffnung aufweist, die Innenelektrode zumindest teilweise umschließt und von der Innenelektrode durch ein Elektrodengap getrennt wird. Das erfindungsgemäße Verfahren umfasst ferner das induktive Erzeugen eines Plasmas in einem Plasmaerzeugungsbereich innerhalb des Behälters durch Erzeugen eines Wechselstromsignals einer vorgegebenen Anregungsfrequenz in einer Induktivität und das Aktivieren eines Ladungsflusses zwischen der Außenelektrode und der Innenelektrode durch Fluten des Elektrodengaps mit dem Plasma.
Wie vorstehend geschildert und nachstehend an einem Ausführungsbeispiel erläutert, ermöglicht das erfindungsgemäße Verfahren die Schaltung von hohen Strömen im Kiloampère-Bereich bei hohen Sperrspannungen bis zu mehreren 100 kV mit einem Gasentladungsschalter, der mit lediglich einem Entladungsgap auskommt und das Problem der Elektrodenerosion nahezu vollständig vermeidet.
Die Verweildauer der Plasma-Ionen in dem Elektrodengap kann vorzugsweise durch Wahl einer Länge der Außenelektrode gesteuert werden. Die Schalterparameter hängen somit von technisch einfachen und präzise beeinflussbaren Größen, wie der Extraktionsspannung und der longitudinalen Ausdehnung der Elektrodenvorrichtung, ab und lassen sich daher mit verhältnismäßig geringem Aufwand variieren.
Das erfindungsgemäße Verfahren ermöglicht das effiziente Schalten von hohen Spannungen über einen großen Spannungsbereich und vermeidet gleichzeitig das Problem der Elektrodenerosion.

DETAILIERTE BESCHREIBUNG

Weitere Vorteile und Merkmale der erfindungsgemäßen Vorrichtung und des erfindungsgemäßen Verfahrens lassen sich am Besten anhand einer detaillierten Beschreibung der nachfolgenden Zeichnungen verstehen, in denen:

Fig. 1a und 1b: schematisch das Prinzip der induktiven Plasmaerzeugung veranschaulichen;
Fig. 2: den schematischen Aufbau eines erfindungsgemäßen Induktionsschalters mit einem Behälter, einer Induktivität, einer Leistungsquelle und einer Elektrodenvorrichtung mit Elektrodengap zeigt;
Fig. 3: eine Teilansicht der Elektrodenvorrichtung mit Elektrodengap der Fig. 2 zeigt; und
Fig. 4: ein Ersatzschaltbild der Plasmaerzeugungsvorrichtung der Fig. 2 bzw. 3 zeigt.

1. Grundzüge der induktiven Plasmaerzeugung

Induktiv gekoppelte Plasmen werden seit mehr als 100 Jahren erzeugt und untersucht, wie beispielsweise bei J. Hopwood, "Review of Inductively Coupled Plasmas for Plasma Processing", Plasma Sources Science and Technology, I (1992), 109-116 beschrieben ist.
Eine Vorrichtung zur induktiven Plasmaerzeugung umfasst einen Behälter mit einem Gas, in welchem das Plasma zu erzeugen ist, sowie eine Induktivität, beispielsweise eine Spule, die mit dem Gas induktiv koppelbar ist. Bei der induktiven Kopplung kann man die Induktivität als Primärwicklung eines Transformators auffassen, die in dem Gas ein magnetisches Wechselfeld erzeugt. Der sich zeitlich ändernde magnetische Fluss kann bei ausreichender Stärke in dem Gas ein Plasma zünden und aufrechterhalten. Die Entladung im Gas stellt dabei ein elektrisch leitendes Fluid dar, und der Ladungsfluss im Plasma kann als eine einzelne Sekundärwindung angesehen werden, die mit der Induktivität als Primärwicklung effektiv einen Transformator bildet.
Induktiv erzeugte Entladungsplasmen bieten gegenüber elektrodengespeisten Systemen sowohl technische als auch physikalische Vorteile. Zum einen werden unerwünschte Sputtereffekte und die damit verbundene Erosion des Elektrodenmaterials und Verunreinigung des Entladungsplasmas vermieden. Zum anderen ist die induzierte Stromdichte nicht raumladungsbegrenzt und kann (zumindest theoretisch) beliebig hohe Werte annehmen. Bei hohen Erregerströmen ergibt sich ferner die Möglichkeit, einen intrinsischen Plasmaeinschluss (Theta-Pinch) zu erzeugen. Die Initiierung eines induktiven Ladungsplasmas wird jedoch dadurch erschwert, dass es im Gegensatz zu einer linearen Entladung nicht zu einer elektrodenbedingten Sekundäremission von Elektronen kommt, die zu einer Verstärkung der Entladung beitragen könnten.
Die induktive Zündung einer Gasentladung erfolgt genau dann, wenn die Erzeugungsrate von Ionen durch Elektronenstoßionisation die Rekombinationsrate übersteigt. Kann die Rekombinationsrate innerhalb des Entladungsvolumens gegenüber den Gefäßwandeffekten vernachlässigt werden, wird der Verlust an freien Ladungsträgern nahezu ausschließlich durch deren Diffusion bestimmt. Bei der Initiierung der Entladung verschwindet die zeitliche Ableitung der Elektronendichte, und der Ladungsträgertransport wird durch die zeitlich homogene Diffusionsgleichung beschrieben: $\nabla^{2} n_{e} + \frac{v_{iz}}{D_{a}} n_{e} = S_{e} .$
In Gleichung (1) bezeichnet n_e die Elektronendichte, D_a die Diffusionskonstante für die betreffende Teilchensorte, ν_iz die Frequenz für Ionisationsstöße und S_e die gegebene Quelldichte für Ladungsträger im Entladungsvolumen, die weitgehend unabhängig von der momentanen Elektronendichte ist.
Obwohl die Erfindung auf beliebige Entladungsgeometrien anwendbar ist, werden in der vorliegenden Anmeldeschrift ausschließlich Ausführungsbeispiele mit sphärischer Entladungsgeometrie betrachtet. Die kugelförmige Entladungsgeometrie bietet aufgrund des größtmöglichen Verhältnisses von Volumen zu Oberfläche den Vorteil besonders kleiner Ladungsträgerverluste am Randbereich des Plasmas, so dass sich Plasmen mit besonders hoher Ladungsträgerkonzentrationen erzeugen lassen.
Fig. 1a veranschaulicht schematisch das Prinzip der induktiven Entladungserzeugung in einem sphärischen Behälter 10, der ein Gas 12 enthält und von einer Spule mit zwei Windungen 14, 14' umgeben ist. Fig. 1b zeigt das nachfolgend zur Beschreibung der induktiven Entladungserzeugung der Fig. 1a verwendete Kugelkoordinatensystem (r, θ, Φ).
Nach der Lenzschen Regel induziert der Erregerstrom I₀(t) in den Induktionswindungen 14, 14' im Plasma einen Induktionsstrom I_p(t), dessen Magnetfeld so gerichtet ist, dass es der Induktionsursache entgegenwirkt. Zur Bestimmung des Zündkriteriums in Abhängigkeit vom Gasdruck wird vereinfachend von einer vollständig azimutalsymmetrischen und polarsymmetrischen Entladungsgeometrie ausgegangen. Die Elektronendichte n_e(r) ist in diesem Fall ausschließlich von der Radialkoordinate r abhängig. Bei gleichzeitiger Annahme einer verschwindenden Quelldichte S_e von Ladungsträgern nimmt die Diffusionsgleichung die Form $\frac{1}{r^{2}} \frac{d}{dr} \{r^{2} \frac{ⅆ}{ⅆ r} n_{e} (r)\} + \frac{v_{iz}}{D_{a}} n_{e} (r) = 0$
an. Eine Lösung von Gleichung (2) lässt sich als Linearkombination sphärischer Besselfunktionen $n_{e} (r) = A j_{0} (α r) + B y_{0} (α r), mit α^{2} = \frac{v_{iz}}{D_{a}}$
angeben. Am Rand der Gefäßwand verschwindet die Elektronendichte, und damit folgt für die Radialverteilung der Elektrodendichte $n_{e} (r) = n_{e 0} \frac{r_{0}}{π r} \sin (\frac{π}{r_{0}} r),$
wobei n_e0 eine Konstante darstellt und r₀ den Radius des Behälters 10 bezeichnet. Wegen $α^{2} = \frac{v_{iz}}{D_{a}}$
folgt die Bedingung $\frac{v_{iz}}{D_{a}} = \frac{π^{2}}{r_{0}^{2}} .$
Mit der mittleren Diffusionslänge $Λ = \frac{r_{0}}{π}$
ergibt sich aus Gleichung (5) ein Zusammenhang zwischen der Kollisionsfrequenz für Ionisationsstöße ν_iz und den Abmessungen sowie der Geometrie des Entladungsgefäßes 10, der als allgemeines Zündkriterium für induktive Entladungsplasmen bezeichnet wird: $v_{iz} (E) = \frac{D_{a}}{Λ^{2}} .$
Die Kollisionsfrequenz ν_iz ist eine Funktion des Betrags der induzierten elektrischen Feldstärke E: $v_{iz} (E_{emf}) = n_{g} X_{iz} (E_{emf})$
mit der Konstante ng und dem Ratenkoeffizienten X_iz, der sich nach M. A. Liebermann und A. J. Lichtenberg, "Principles of Plasma Discharges and Materials Processing", J. Wiley & Sons, New Jersey 2005, für Elektronenenergien, die im Mittel unterhalb der Ionisierungsenergie des betrachteten Elements liegen, in guter Näherung durch eine Arrhenius-Funktion ausdrücken lässt: $X_{iz} (E_{emf}) = X_{0} e^{- \frac{c_{2} p}{E_{emf}}},$
wobei p den eingestellten Gasdruck bezeichnet und C₂ ein von der Gasart abhängiger Koeffizient ist, der analog zu den Paschenkoeffizienten experimentell bestimmt werden kann. Ebenfalls analog zum Paschengesetz lässt sich ein zweiter Parameter $C_{1} = \frac{n_{g} \times X_{0}}{(D_{a} \times p)}$
definieren, so dass sich durch Kombination der Gleichungen (6) bis (8) die induzierte elektrische Feldstärke E_emf in Abhängigkeit von dem eingestellten Gasdruck p und der Diffusionslänge A ergibt zu $E_{emf} = \frac{C_{2} p}{\ln (c_{1} p Λ^{2})} .$
Aus dem Faraday-Induktionsgesetz folgt damit das folgende Zündkriterium für ein induktives Entladungsplasma: $L \dot{I} = \frac{C_{2} p Λ}{\ln (c_{1} p Λ^{2})},$
wobei İ die Stromanstiegsrate und L die Induktivität der Induktionsspule bezeichnet. Für die Induktivität L einer eng am Entladungsgefäß 10 anliegenden Induktionsspule gilt die Beziehung $L = \frac{μ_{0}}{4 π} C (N) r_{0},$
wobei C(N) ein von der Windungszahl abhängiger dimensionsloser Korrekturfaktor ist. Mit der Ersetzung $Λ = \frac{r_{0}}{π}$
folgt demnach aus dem Zündkriterium der Gleichung (10) ein Zusammenhang zwischen der zur Einleitung einer induktiven Entladung benötigten Stromanstiegsrate und den Abmessungen des Entladungsgefäßes sowie dem eingestellten Gasdruck: $\dot{I} (r_{0}) = \frac{A_{2} p}{\ln (A_{1} p {r_{0}}^{2})},$
wobei A₁ und A₂ die Konstanten zusammenfassen. Aus Gleichung (12) folgt, dass die benötigten Stromanstiegsraten mit zunehmendem Radius r₀ sinken. Die mit größeren Entladungsgefäßen verbundenen Stromanstiegsraten 0,1 kA/µs bis 1 kA/µs lassen sich mit Leistungshalbleitern umsetzen, während bei kleineren Gefäßabmessungen Gasentladungsschalter nötig sind, um die notwendigen Stromanstiegsraten aufzubringen. In Abhängigkeit vom Gasdruck p dagegen durchläuft die Stromanstiegsrate nach Gleichung (12) ein Minimum, wie es für Paschenkurven üblich ist. In Experimenten konnte gezeigt werden, dass das Minimum der zur Zündung einer Entladung in einem mit Argon befüllten sphärischen Behälter von ca. 10 cm Radius erforderlichen Stromanstiegsrate bei einem Druck von ca. 3 Pa liegt und etwa 0,6 kA/µs beträgt. Bei Stromanstiegsraten von ca. 1 kA/µs lässt sich der Gasdruck auf bis unter 1 Pa verringern. Mit dem experimentellen Aufbau konnten Elektronendichten n_e von 10¹⁴/cm³ bis 10¹⁵/cm³ erzeugt werden.
Die Abhängigkeit der Elektronendichte von der Anregungsfrequenz ν sowie der Geometrie und den Abmessungen des Entladungsbehälters folgt der in der verwandten Anmeldung DE 10 2007 039 758 vorgestellten Beziehung und wird im Folgenden kurz zusammengefasst.
Im allgemeinen wird bei einer induktiv gekoppelten Plasmaentladung die Leistung des anliegenden elektrischen Feldes innerhalb einer gewissen Skintiefe δ übertragen, siehe z.B. J. T. Gudmundsson and M. A. Liebermann: "Magnetic Induction and Plasma Impedance in a Planar Inductive Discharge", Plasma Sources Science and Technology, 7 (1998) 83 - 95. Bei einem stoßdominierten Plasma, d.h. bei einem Plasma, bei dem die Frequenz ν_c der Kollisionen zwischen Elektronen und Neutralgasteilchen sehr viel größer als die Anregungsfrequenz ν ist, wurde gezeigt, dass eine maximale Effizienz der Einkopplung von Energie bei einer Skintiefe von $δ = 0, 57 r_{p}$
auftritt, wobei r_p der Radius des Plasmas ist, der in guter Näherung mit dem Radius des Entladungsbehälters gleichgesetzt werden kann: r_p ≈ r₀. Die obige Gleichung (13) ist wiederum bei M. A. Liebermann und A. J. Lichtenberg: "Principles of Plasma Discharges and Materials Processing", Wiley & Sons, New Jersey 2005, und bei J. Reece Roth: "Industrial Plasma Engineering Volume 1", IoP (Institute of Physics Publishing) 2003, hergeleitet. Dies bedeutet, dass die Skintiefe durch den konstruktiven Aufbau bereits im Wesentlichen festgelegt ist. Für die Dichte der von dem Plasma absorbierten Leistung ẇ_abs gilt folgende Beziehung: ${\dot{w}}_{abs} = \frac{σ_{p}}{2} E_{emf}^{2},$
wobei E_emf die elektrische Feldstärke und σ_p die räumlich und zeitlich gemittelte Leitfähigkeit des Plasmas ist, für die gilt: $σ_{p} = \frac{2}{μ_{0} {νδ}^{2}},$
wobei ν die Anregungsfrequenz bezeichnet. Durch Einsetzen der Gleichungen (13) und (15) in die Gleichung (14) ergibt sich folgende Beziehung: ${\dot{w}}_{abs} \approx \frac{6, 16}{μ_{0} ν r_{0}^{2}} E_{emf}^{2} .$
Aus Gleichung (16) erkennt man, dass die vom Plasma absorbierte Leistungsdichte invers proportional zur Anregungsfrequenz ν ist. Dies bedeutet also, dass sich unter sonst gleichen Bedingungen (wie induzierte Feldstärke E_emf und Plasmaradius r₀ ) mit niederfrequent angeregten Plasmen höhere Leistungsdichten erzielen lassen.
Das Ergebnis von Gleichung (16) erlaubt auch eine Abschätzung der erreichbaren Elektronendichten. Im Geltungsbereich der Gleichung (13) skaliert die Elektronendichte n_e linear mit der eingespeisten Leistung, wie beispielsweise von J. Hopwood et al.: J. Vac. Sci. Technol. A11: 152, (1993), experimentell bestätigt wurde. Für die im Plasma dissipierte Leistung gilt dann: ${\dot{W}}_{diss} = n_{e} u_{B} A_{eff} W_{T},$
wobei u_B die Bohmsche Geschwindigkeit ist, A_eff die effektive Oberfläche des Entladungsbehälters und W_T der totale Energieverlust pro erzeugtem Ladungsträgerpaar nach Liebermann und Lichtenberg (siehe oben), der sich aus Strahlungsverlusten und Verlusten an kinetischer Energie zusammensetzt, die auftreten, wenn die Ladungsträger die Gefäßwand erreichen. Die "effektive Oberfläche" A_eff entspricht bei sphärischen Behältern der geometrischen Oberfläche, kann jedoch bei anderen Gefäßformen, beispielsweise zylindrischen Gefäßen, ungefähr 10 % geringer als die geometrische Oberfläche sein.
Die dissipierte Leistung Ẇ_diss nach Gleichung (17) muss aufgrund der Energieerhaltung der insgesamt im Plasma absorbierten Leistung entsprechen. Die insgesamt absorbierte Leistung Ẇ_abs entspricht dem Volumintegral über die Leistungsdichte von Gleichung (16), die in einer qualitativen Betrachtung jedoch approximiert werden kann, indem die Leistungsdichte von Gleichung (16) mit dem Volumen V_p des Plasmas multipliziert wird, wodurch man erhält: ${\dot{W}}_{abs} \approx E_{emf}^{2} \frac{6, 16}{μ_{0} ν r_{0}^{2}} V_{p} .$
Durch Gleichsetzen von Gleichungen (17) und (18) (Energieerhaltung) erhalten wir folgenden genäherten Ausdruck für die Elektronendichte: $n_{e} \approx E_{emf}^{2} \frac{6, 16}{μ_{0} ν r_{0}^{2}} \frac{V_{p}}{u_{B} A_{eff} W_{T}} .$
Wie Gleichung (19) zu entnehmen ist, ist die Elektronendichte n_e in der Tat invers proportional zur Anregungsfrequenz v, was wiederum bedeutet, dass sich höhere Elektronendichten n_e bei niedrigeren Anregungsfrequenzen erhalten lassen. Ferner erkennt man, dass die Elektronendichte n_e proportional zum Verhältnis zwischen dem Volumen V_p und der effektiven Oberfläche A_eff ist. Dies bedeutet erstens, dass sich höhere Elektronendichten bei größeren Behältern erreichen lassen. Zweitens bedeutet dies, dass eine kugelförmige, d.h. sphärische Behältergeometrie, bei der das Verhältnis von Volumen zu Oberfläche maximal ist, ebenfalls für das Erreichen einer hohen Elektronendichte n_e vorteilhaft ist.

2. Plasmaextraktion

Vor den leitenden Wänden eines Entladungsgefäßes, wie es die Außenelektrode 24 darstellt, bildet sich im Plasmaerzeugungsbereich eine ebene und stoßfreie Randschicht, eine sogenannte Debye-Randschicht, aus. Eine notwendige Bedingung für den Aufbau einer solchen Randschicht ist die Erfüllung des sogenannten Bohmschen Kriteriums für die Geschwindigkeit v₀, mit der die Ionen an der Schichtkante in die Randschicht eintreten: $v_{0} \geq u_{B} : = \sqrt{\frac{k_{B} T_{e}}{m_{i}}},$
wobei T_e die thermische Elektronentemperatur und m_i die Ionenmasse bezeichnet. Die Geschwindigkeit u_B wird als Bohmsche Geschwindigkeit bezeichnet. Das Eintreten der Elektronen in die Randschicht des Plasmaerzeugungsbereichs mit der Bohmschen Geschwindigkeit u_B führt zu einem Bohmschen Diffusionsstrom mit der Ladungsstromdichte $j_{B} = e \cdot n_{e} \cdot u_{B} .$
Die Raumladungsstromdichte innerhalb des Elektrodensystems folgt dagegen dem Schottky-Langmuir-Raumladungsgesetz. Für eine zylindrische Elektrodenanordnung gilt: $j_{SL} = \frac{4}{9} ε_{0} \sqrt{\frac{Ze}{m_{i}}} \frac{U^{\frac{3}{2}}}{d^{2}},$
wobei ε₀ die Dielektrizitätskonstante, U die Beschleunigungsspannung, Z die Ladungszahl der Ionen und d der Abstand zwischen Anode und Kathode ist.
Um bei Eintritt des erzeugten Plasmas in den Elektrodengap über einen sehr breiten Spannungsbereich von 10 V bis hin zu einigen 100 kV einen sofortigen Entladungsdurchbruch zu erzielen, sollte die Bohmsche Ladungsstromdichte j_B die Schottky-Langmuir-Ladungsstromdichte j_SL deutlich übersteigen: $j_{B} > > j_{SL} .$
Die erfindungsgemäßen vorteilhaften Effekte ergeben sich insbesondere dann, wenn die Bohmsche Ladungsstromdichte j_B die Schottky-Langmuir-Ladungsstromdichte j_SLum ein bis zwei Größenordnungen übertrifft. Gleichung (23) lässt sich durch Wahl einer geeignet hohen Elektronendichte n_e erfüllen, die gemäß Gleichung (19) und Gleichung (9) durch Wahl einer geringen Anregungsfrequenz ν oder hoher Entladungsfeldstärken E_emf erreichbar ist.
Bei Verwendung niedriger Anregungsfrequenzen ν lassen sich bei sehr niedrigen Drücken und vertretbaren Stromanstiegsraten Ladungsträgerdichten erzielen, die beim Eintritt des Plasmas durch die Blendenöffnung in den Entladungsgap über einen sehr breiten Spannungsbereich einen sofortigen Durchbruch des Gaps und damit ein Schließen des Schalters hervorrufen.

3. Ausführungsbeispiel

Fig. 2 zeigt einen nach den vorstehend erläuterten Prinzipien aufgebauten Induktionsschalter in schematischer Darstellung. Ein Ausschnitt, der das Entladungsgefäß und die Elektrodenvorrichtung in Schnittdarstellung illustriert, ist in Fig. 3 gezeigt, während Fig. 4 ein Ersatzschaltbild der in den Fig. 2 und 3 gezeigten Plasmaerzeugungseinrichtungen darstellt. In allen Figuren sind gleiche oder ähnliche Bauteile mit gleichen Bezugszeichen versehen.
Der sphärische Entladungsbehälter 10 mit ca. 20 cm Durchmesser enthält ein Argongas 12 unter einem Druck von 1 bis 10 Pa. Die Erfindung ist jedoch nicht auf den genannten Druckbereich beschränkt. In alternativen Ausführungsformen können Drücke insbesondere im Bereich zwischen 0,1 Pa und 100 Pa verwendet werden. Der Entladungsbehälter ist in seinem Äquatorialbereich mit einer Spule, die zwei Windungen 14, 14' eines ca. 20 mm breiten Kupferbandes umfasst und an einer Spulenhalterung 16 aus einem elektrisch isolierenden Material gelagert ist, umwickelt. Die beiden Windungen 14, 14' sind untereinander durch elektrisch leitende Verbindungselemente gekoppelt, die in Fig. 2 und Fig. 3 aus Gründen der Übersichtlichkeit nicht gezeigt sind. Die beiden Windungen 14, 14' bilden zusammen eine Spule mit einer Gesamtinduktivität von ca. 1 µH.
Wie in Fig. 2 zu erkennen ist, sind außerhalb des Entladungsbehälters 10 zwei Kondensatoren zu einer Kondensatorbank 18 parallel geschaltet. Die Kondensatorbank 18 weist in dem gezeigten Ausführungsbeispiel eine Gesamtkapazität von etwa 10 µF auf und ist über einen ersten Anschluss mit einer Spannungsversorgungseinheit (nicht gezeigt) verbunden. Im Betrieb werden die Kondensatoren über den ersten Anschluss auf eine Vorladespannung von etwa 3500 V aufgeladen.
Über einen zweiten Anschluss ist die Kondensatorbank 18 mit einem ersten Ende der Induktionsspule verbunden. Das entgegengesetzte Ende der Spule ist mit einem Schaltelement 20 gekoppelt, das in der in Fig. 2 gezeigten Anordnung zwei parallel verschaltete Scheibenthyristoren vom Typ SKT552/16E umfasst. Mit vertretbarem Aufwand lassen sich auf diese Weise Stromanstiegsraten von bis zu 2 kA/µs erreichen. Die enge räumliche Nähe der Kondensatoren und Thyristoren zum Spulensystem trägt dazu bei, die Energieverluste im Primärkreis gering zu halten.
In Fig. 4 ist ein Ersatzschaltbild der in den Fig. 2 und 3 illustrierten Plasmaerzeugungsvorrichtungen gezeigt, wobei die Windungen 14, 14' der Induktionsspule durch eine Reihenschaltung einer Induktivität L₀ und eines Ohmschen Widerstandes R₀ repräsentiert ist.
Zum Induzieren eines Plasmas wird die Kondensatorbank 18 zu einem Zeitpunkt t = 0 mit der Ladespannung von ca. 3500 V aufgeladen. In alternativen Ausführungsformen beträgt die Ladespannung zwischen 1 kV und 10 kV. Im Anschluss werden die Thyristoren des Schaltelements 20 über ein Steuersignal in einen leitenden Zustand geschaltet, so dass sich die Kondensatorbank durch die Spulenwindungen 14, 14' hindurch entlädt. Der Entladestrom erreicht maximale Stromstärken von ca. 2 kA und Stromanstiegsraten von mehr als 2 kA/µs. Wie obenstehend erläutert, wird durch den rapiden Stromanstieg im Entladungsgas 12 innerhalb des Entladungsbehälters 10 ein sich zeitlich stark ändernder magnetischer Fluss erzeugt, der seinerseits ein elektrisches Feld induziert, welches zum Zünden eines Plasmas im Entladungsbehälter 10 ausreicht.
Da die Plasmaentladung als elektrisch leitfähiges Fluid betrachtet werden kann, welches von der Spule 14, 14' umgeben ist, bildet sie die Sekundärwindung eines gedachten Transformators. Die Kondensatorbank 18 mit Gesamtkapazität C₀ und die Spule 14, 14' mit der Induktivität L₀ und dem Ohmschen Widerstand R₀ bilden einen gedämpften elektrischen Serienschwingkreis, so dass die Spannung in der Kondensatorbank 18 mit einer Frequenz ν oszilliert und der Strom mit derselben Frequenz zwischen Kondensatorbank und Induktivität umläuft. Bei der hier beschriebenen Ausführungsform ergibt sich eine Schwingkreisfrequenz von ca. 50 kH, die gleichzeitig die Anregungsfrequenz des Plasmas ist. Die Oszillation des Schwingkreises dauert für rund 100 bis 200 µs an, während derer das Plasma gezündet und aufrechterhalten wird.
Mit dem beschriebenen Aufbau lässt sich durch induktive Kopplung mit einer Anregungsfrequenz, die um rund drei Größenordnungen unter den üblichen Anregungsfrequenzen liegt, ein Plasma mit hoher Elektronendichte erzeugen.
Nach einem eventuellen Erlöschen des Plasmas wird die Kondensatorbank 18 wieder aufgeladen, bis das Schaltelement 20 durch ein weiteres Steuersignal erneut in den leitfähigen Zustand geschaltet wird.
In abgewandelten Ausführungsformen können anstelle von Thyristoren im Schaltelement 20 auch Ignitrons oder IGBTs eingesetzt werden. Solche alternativen Ausführungsformen sind in weiteren Einzelheiten in der verwandten Anmeldung DE 10 2007 039 758 beschrieben, auf die hier Bezug genommen wird.
Wie in Fig. 2 und der Detailzeichnung der Fig. 3 gezeigt, weist der erfindungsgemäße Induktionsschalter ferner ein Elektrodensystem 22 mit einer zylinderförmigen Außenelektrode 24 auf, die eine ebenfalls zylinderförmige Innenelektrode 26 koaxial umschließt.
Die gemeinsame Zylinderachse von Außenelektrode 24 und Innenelektrode 26 verläuft durch den Mittelpunkt des sphärischen Entladungsbehälters 10 und liegt senkrecht zu den beiden von den Windungen 14, 14' aufgespannten Ebenen. Die Außenelektrode 24 ist in der gezeigten Ausführungsform als hohler Kreiszylinder mit einem Außendurchmesser von ca. 2,5 bis 3 cm ausgebildet und mit einem oberen Ende 28, das dem Nordpol des Entladungsbehälters 10 benachbart ist, im Inneren des Entladungsbehälters 10 aufgenommen. Das dem oberen Ende 28 gegenüberliegende untere Ende der Außenelektrode liegt außerhalb des Entladungsbehälters 10 und ist als Anodenanschluss 30 mit Masse verbunden. Der Anodenanschluss 30 ist über Verbindungsstäbe 32, 32' mit den Spulenwindungen 14, 14' verbunden, so dass die Spulenanordnung ebenfalls auf Massepotential liegt.
Die Durchführung des Elektrodensystems 22 durch die Außenwand des Entladungsbehälters 10 ist durch einen Flansch 34 am Südpol des Entladungsbehälters gegen die Umgebungsatmosphäre abgedichtet.
Wie in der Schnittdarstellung der Fig. 3 zu erkennen ist, ist die Innenelektrode 26 im Inneren der Außenelektrode 24 als massiver Kreiszylinder ausgebildet und von der Außenelektrode 24 durch einen 4 bis 5 mm breiten Elektrodengap 36 getrennt. Ein oberes Ende 38 der Innenelektrode 26 liegt in der gezeigten Ausführungsform 6 bis 8 mm unterhalb des oberen Endes 28 der Außenelektrode 24 in der Nähe des Nordpols des Entladungsbehälters 10, während ein dem oberen Ende 38 gegenüberliegendes unteres Ende der Innenelektrode 26 außerhalb des Entladungsbehälters liegt und mit einem Kathodenanschluss 40 gekoppelt ist, der von dem Anodenanschluss 30 der Außenelektrode 24 durch einen Hochspannungsisolator 42 getrennt ist.
Das Elektrodengap 36 ist über mehrere schlitzförmige Blendenöffnungen 44, die in regelmäßigen Abständen entlang einer Umfangsrichtung der Außenelektrode 24 ausgebildet sind, mit dem Innenraum des Entladungsbehälters 10 verbunden. Die Länge der Blendenöffnungen 44 in Axialrichtung entspricht dabei der Ausdehnung des von den Spulenwindungen 14, 14' umschlossenen Abschnitts des Entladungsbehälters 10, im gezeigten Ausführungsbeispiel etwa 5 bis 6 cm. Die Breite der Blendenöffnungen ist wesentlich geringer und beträgt in der gezeigten Ausführungsform lediglich 0,2 bis 0,3 cm. Zwei benachbarte Blendenöffnungen 44 sind jeweils durch einen Steg 46 getrennt, dessen Breite in Umfangsrichtung der Außenelektrode 24 die Breite der Blendenöffnung 44 um das Drei- bis Fünffache übersteigt.
Im Betrieb des Hochspannungsschalters wird die zu schaltende Spannung, die zwischen 10 V und mehreren 100 kV betragen kann, zwischen dem Anodenanschluss 30 und dem Kathodenanschluss 40 angelegt, so dass sich zwischen Außenelektrode 24 und Innenelektrode 26 ein elektrisches Feld ausbildet, das den Elektrodengap 36 überspannt. Der Stromfluss ist zunächst durch das Elektrodengap 36 unterbrochen; der Schalter ist geschlossen. Aufgrund des niedrigen Gasdrucks und des vergleichsweise großen Abstands zwischen Außenelektrode 24 und Innenelektrode 26 lassen sich mit dem erfindungsgemäßen Elektrodensystem Sperrspannungen bis über 500 kV erzielen.
Wird nun nach dem obenstehend beschriebenen Verfahren im Entladungsbehälter 10 induktiv ein dichtes Entladungsplasma erzeugt, werden die gebildeten Plasma-Ionen aufgrund des zwischen Außenelektrode 24 und Innenelektrode 26 angelegten elektrischen Feldes in Richtung auf die gemeinsame Zylinderachse von Außenelektrode 24 und Innenelektrode 26, d.h. radial einwärts, beschleunigt und treten durch die Blendenöffnungen 44 in das Elektrodengap 36 ein. Die während der induktiven Plasmaerzeugung wirksamen Lorentz-Kräfte begünstigen ein forciertes Eindringen des Plasmas in den Gapraum. Im Gapraum stellt sich über kurze Zeit ein höherer Druck ein, so dass sich der Arbeitspunkt des Schalters während der Entladungsphase zum Paschenminimum hin verschiebt. Mit den vorstehend beschriebenen Parameterwerten ergibt sich in der gezeigten Ausführungsform ein Bohmsche Ladungsdichte n_e im Bereich von 10¹⁹ bis 10²¹ m^-3 und damit nach Gleichung (21) eine Ladungsstromdichte j_B, die die Schottky-Langmuir-Ladungsstromdichte j_SL des vorstehend beschriebenen Elektrodensystems um mindestens zwei Größenordnungen übertrifft. Die Bedingung aus Gleichung (23) ist damit erfüllt.
Das Fluten des Elektrodengaps 36 mit einem Plasma sehr hoher Elektronendichte und Leitfähigkeit führt selbst bei einer vergleichsweise geringen Potentialdifferenz von wenigen 10 V zu einem sofortigen Durchzünden des Gaps und damit zu einem Schließen des Schalters.
Das Löschen der gezündeten Entladung erfolgt erst, wenn sowohl der Induktionstrigger als auch die Hauptentladung beendet sind. Ein Quenchen des Schalters bei niedrigen Strömen kann vermieden werden, indem die Dauer der Triggerung und damit die Erzeugung des Plasmas im Entladungsrückraum dem eigentlichen Schaltvorgang angepasst wird.
Die vorstehend beschriebenen Ausführungsbeispiele und die Figuren dienen lediglich der Illustration und sollen die Erfindung keinesfalls beschränken. Der Schutzumfang des erfindungsgemäßen Induktionsschalters und des erfindungsgemäßen Verfahrens zur Schaltung hoher Ströme ergibt sich allein aus den nachfolgenden Ansprüchen.

Bezugszeichenliste

10: Entladungsbehälter
12: Entladungsgas
14, 14': Windungen der Induktionsspule
16: Spulenhalterung
18: Kondensatorbank
20: Schaltelement
22: Elektrodensystem
24: Außenelektrode
26: Innenelektrode
28: oberes Ende der Außenelektrode 24
30: Anodenanschluss
32, 32': Verbindungsstäbe
34: Flansch
36: Elektrodengap
38: oberes Ende der Innenelektrode 26
40: Kathodenanschluss
42: Hochspannungsisolator
44: Blendenöffnungen
46: Steg

Claims

Induktionsschalter mit:
einem Behälter (10) mit einem Gas (12), in welchem ein Plasma zu erzeugen ist;

einer Induktivität (14, 14'), welche mit dem Gas (12) induktiv koppelbar ist;

einer Leistungsquelle zur Erzeugung eines Wechselstromsignals in der Induktivität (14, 14'); und

einer Elektrodenvorrichtung (22) im Inneren des Behälters (10) mit einem Elektrodengap (36) zwischen einer Innenelektrode (26) und einer Außenelektrode (24), welche wenigstens eine Blendenöffnung (44) aufweist und die Innenelektrode (26) zumindest teilweise umschließt.
Induktionsschalter nach Anspruch 1, bei dem die Innenelektrode (26) und die Außenelektrode (24) zylinderförmig sind und die Außenelektrode (24) die Innenelektrode (24) zumindest teilweise koaxial umschließt, wobei die Außenelektrode (24) vorzugsweise ein hohler Kreiszylinder ist und/oder die Innenelektrode (26) vorzugsweise ein hohler oder massiver Kreiszylinder ist.
Induktionsschalter nach Anspruch 2, bei dem der Behälter (10) sphärisch oder näherungsweise sphärisch ist und die Zylinderachse der Außenelektrode (24) durch den Sphärenmittelpunkt verläuft, und/oder bei dem die Breite des Elektrodengaps (36) mehr als 2 mm, vorzugsweise mehr als 4 mm, beträgt.
Induktionsschalter nach einem der vorangehenden Ansprüche mit mehreren Blendenöffnungen (44) entlang einer Axialrichtung der Außenelektrode (24), wobei jeweils zwei Blendenöffnungen (44) durch einen Steg (46) getrennt sind.
Induktionsschalter nach einem der vorangehenden Ansprüche, bei dem das Gas ein Edelgas, vorzugsweise Argon, umfasst und der Gasdruck weniger als 30 Pa, vorzugsweise weniger als 10 Pa, beträgt.
Induktionsschalter nach einem der vorangehenden Ansprüche, bei dem die Induktivität L der Induktivität 0.5 µH bis 10 µH, vorzugsweise 1 µH bis 6 µH, beträgt, und/oder bei dem die Induktivität (14, 14') eine Spule umfasst, die den Behälter (10) umgibt, wobei die Spule vorzugsweise eine Windungszahl von zwei bis vier hat.
Induktionsschalter nach Anspruch 6, bei dem die Länge der Blendenöffnungen (44) entlang einer Axialrichtung der Außenelektrode (24) der Ausdehnung eines von der Spule umschlossenen Abschnitts des Behälters (10) entspricht.
Induktionsschalter nach einem der vorangehenden Ansprüche, wobei die Leistungsquelle mindestens einen Kondensator (18) umfasst, welcher auf eine Betriebsspannung aufladbar ist, und mindestens ein Schaltelement (20) umfasst, welches in einen leitenden Zustand schaltbar ist und so angeschlossen ist, dass sich der mindestens eine Kondensator (18) im leitenden Zustand des Schaltelements (20) durch die Induktivität (14, 14') hindurch entladen kann, wobei der mindestens eine Kondensator (18) und die Induktivität (14. 14') vorzugsweise Komponenten eines nicht überdämpften elektrischen Schwingkreises bilden, dessen Eigenfrequenz einer Frequenz des Wechselstromsignals entspricht, und/oder wobei das Schaltelement (20) vorzugsweise mindestens einen Thyristor oder mindestens einen IGBT oder mindestens einen Gasentladungsschalter umfasst.
Induktionsschalter nach Anspruch 8, wobei der wenigstens eine Kondensator (18) oder eine Mehrzahl parallelgeschalteter Kondensatoren eine Gesamtkapazität von 1 µF bis 100 µF, vorzugsweise von 6 µF bis 20 µF, aufweist bzw. aufweisen.
Induktionsschalter nach einem der vorangehenden Ansprüche, bei dem die Leistungsquelle geeignet ist, in der Induktivität (14, 14') ein Wechselstromsignal mit einer Anregungsfrequenz nicht größer als 100 kHz, vorzugsweise nicht größer als 50 kHz, zu erzeugen, und/oder mit einer Hochspannungsquelle, die dazu eingerichtet ist, zwischen der Außenelektrode (24) und der Innenelektrode (26) eine Spannung zwischen 10 V und mehr als 100 kV bereitzustellen.
Verfahren zum Schalten hoher Spannungen mit folgenden Schritten:
Anlegen einer ersten Spannung an eine Innenelektrode (26), die im Inneren eines mit einem Gas (12) gefüllten Behälters (10) aufgenommen ist;

Anlegen einer zweiten Spannung an eine Außenelektrode (24), die im Inneren des Behälters (10) aufgenommen ist, wobei die Differenz zwischen der ersten und der zweiten Spannung der zu schaltenden Spannung entspricht und wobei die Außenelektrode (24) wenigstens eine Blendenöffnung (44) aufweist, die Innenelektrode (26) zumindest teilweise umschließt und von der Innenelektrode (26) durch ein Elektrodengap (36) getrennt wird;

induktives Erzeugen eines Plasmas in einem Plasmaerzeugungsbereich innerhalb des Behälters (10) durch Erzeugen eines Wechselstromsignals einer vorgegebenen Anregungsfrequenz in einer Induktivität (14,14'); und

Aktivieren eines Ladungsflusses zwischen der Außenelektrode (24) und der Innenelektrode (26) durch Fluten des Elektrodengaps (36) mit dem Plasma.
Verfahren zum Schalten hoher Spannungen nach Anspruch 11, wobei die Breite des Elektrodengaps (36) mehr als 2 mm, vorzugsweise mehr als 4 mm, beträgt, und/oder wobei die Außenelektrode (24) mehrere Blendenöffnungen (44) entlang einer Axialrichtung der Außenelektrode (24) umfasst und jeweils zwei Blendenöffnungen (44) durch einen Steg (46) getrennt sind, und/oder wobei das Aktivieren des Ladungsflusses das Beschleunigen von Plasma-Ionen durch die Blendenöffnung bzw. Blendenöffnungen (44) umfasst.
Verfahren zum Schalten hoher Spannungen nach Anspruch 11 oder 12, wobei die Innenelektrode (26) und/oder die Außenelektrode (24) zylinderförmig oder ellipsoidförmig oder sphärisch ist, und/oder wobei der Behälter (10) sphärisch oder näherungsweise sphärisch ist.
Verfahren zum Schalten hoher Spannungen nach einem der Ansprüche 11 bis 13, wobei das Wechselstromsignal erzeugt wird, indem ein Kondensator (18) auf eine Betriebsspannung aufgeladen wird und mindestens ein Schaltelement (20) in einen leitenden Zustand geschaltet wird, so dass sich der Kondensator durch die Induktivität (14, 14') entlädt, wobei der mindestens eine Kondensator (18) und die Induktivität (14, 14') vorzugsweise Komponenten eines nicht überdämpften elektrischen Schwingkreises bilden, dessen Eigenfrequenz einer Frequenz des Wechselstromsignals entspricht.
Verfahren zum Schalten hoher Spannungen nach einem der Ansprüche 11 bis 14, wobei eine Anregungsfrequenz des Wechselstromsignals nicht größer als 100 kHz, vorzugsweise nicht größer als 50 kHz, gewählt wird.