Als
nächster
Stand der Technik wird die
DE
10018143 angesehen und hiermit zum integralen Teil der vorliegenden
Anmeldung erklärt.
In dieser Schrift wird eine DLC-Schicht, ein Prozess, bestehend
aus verschiedenen Heiz-, Ätz-
und Beschichtungsschritten sowie eine Vorrichtung zur Abscheidung
einer entsprechenden DLC-Schicht beschrieben. Mit der vorliegenden
erfinderischen Vakuumanlage sollen unter anderem dieselben und ähnliche
DLC-Schichten abgeschieden, bzw. entsprechende Prozesse zur Vorbehandlung
und Abscheidung von entsprechenden Schichten auf Werkstücken durchgeführt werden
können.
Daher
weist die vorliegende Vakuumanlage auch die wesentlichen Merkmale
der in
DE 10018143 ,
Absatz [0059] bis [0068] bzw.
1 und
2 sowie Absätze [0076] bis [0085] beschriebenen
Vorrichtungen auf. Beispielsweise seien hier jeweils mindestens
ein Pumpsystem zur Erzeugung eines Vakuums in einer Vakuumkammer,
eine Gasversorgungseinheit zum Zudosieren von Prozessgas, eine Verdampfervorrichtung
zur Bereitstellung von Beschichtungsmaterial, eine Lichtbogenerzeugungseinrichtung
zum Zünden
und Betreiben eines GleichspannungsniedervoLtbogens, eine Vorrichtung
zur Erzeugung einer Substratbiasspannung und mindestens eine Magnetfelderzeugungsvorrichtung
zur Ausbildung eines magnetischen Fernfelds erwähnt. Genauere Angaben sind
der oben erwähnten
Referenz zu entnehmen.
Die
wesentlichen Verfahrensschritte eines solchen DLC-Prozesses werden
im Folgenden kurz dargestellt:
- a) Einbringen
zumindest eines Werkstücks
in eine Vakuumkammer und Abpumpen bis zu einem Druck kleiner 10–4 mbar,
- b) Heizen und/oder Reinigen der Substratoberfläche durch
Elektronenbeschuss, Strahlungsheizung und/oder Ionenbeschuss, beispielsweise
unter Verwendung eines Gleichspannungsniedervoltbogens,
- c) plasmagestütztes
Aufdampfen der Haftschicht, beispielsweise durch Sputter- oder kathodische
Arcprozesse,
- d) Aufbringen einer Übergangsschicht
auf die Haftschicht durch gleichzeitiges plasmagestütztes Aufdampfen
der Haftschichtkomponente (PVD-Prozess) und Abscheiden von Kohlenstoff
aus der Gasphase (CVD-Prozess),
- e) Aufbringen der diamantähnlichen
Kohlenstoffschicht auf die Übergangsschicht
durch plasmagestütztes Abscheiden
von Kohlenstoff aus der Gasphase.
Bei
Bedarf kann auch in einem oder mehreren der Schritte c) bis e) ein
Gleichspannungsniedervoltbogen zur Erhöhung der Plasmadichte eingesetzt
werden. Vorzugsweise wird zumindest während der Prozessschritte d)
und e) eine mittelfrequente Substratspannung angelegt.
Details
zum Prozess und möglichen
Varianten können
der
DE 10018143 , Absatz
[0035] bis [0058], bzw. Prozessbeispiels 1 bis 3 entnommen werden.
Nachteile des bisherigen
Standes der Technik
Trotz
der entscheidenden Vorteile des neuen nach
DE 10018143 herstellbaren Schichtsystems,
kann das Beschichtungsverfahren und die dort beschriebene Vorrichtung
weiter verbessert werden:
Ein Nachteil von mittel- oder auch
hochfrequenten Plasmaprozessen ist die erhöhte Gefahr des Auftretens von so
genannten Nebenplasmen an Stellen wo kein Plasma benötigt wird.
Dadurch wird unnötig
Energie aus dem Behandlungsprozess abgeführt, meist aber auch der Prozess
selbst gestört
wird oder andere unerwünschte Nebeneffekte
können
auftreten. Daher ist es schwierig im DLC Prozess auf allen Substratoberflächen konstante
Plasmabedingungen zu erzielen. Die lonisierung des Gases erfolgt
hauptsächlich
im Kathodenfall (innerhalb des Glimmsaums) vor den Substraten. In
Hohlräumen,
z.B. im inneren eines Rohrs oder auch zwischen zwei geraden Platten,
kann es dann zu einem HohLkathodeneffekt kommen. Dabei können die
Elektronen, die die lonisierung bewirken, aus dem Hohlraum nicht
entweichen und zur Anode wandern, wie das von offenen Oberflächen aus
einfach möglich
ist. Die Elektronen pendeln dann zwischen den Zylinderwänden hin
und her und ionisieren äusserst
effizient, so dass sehr hohe lokale Plasmadichten entstehen können. Bekannter
Weise muss zur Ausbildung eines Glimmsaums der Hohlraum eine gewisse
Mindestgrösse
aufweisen und eine bestimmende geometrische Grösse, z.B. der Rohrdurchmesser
oder der Abstand zwischen zwei parallelen Platten, grösser als
der druckabhängige
Dunkelraumabstand sein.
Bei
den im DLC Prozess üblichen
Drücken
von rund 5 × 10–3 mbar
liegt der Dunkelraumabstand bei rund 3 cm (entspricht ca. der freien
Weglänge).
Zwischen zwei Platten mit etwas grösserem Abstand zueinander kann
ein sehr intensives Nebenplasma beobachtet werden. Wird der Abstand
zwischen den Platten weiter erhöht,
so fällt
die Plasmaintensität
wieder rasch ab. Gleichzeitig wird der Effekt durch eine grössere bzw.
kleinere Überlappung
sowie Breite und Länge
der überlappenden
Plattenflächen
verstärkt
oder abgeschwächt. Liegt
die bestimmende geometrische Grösse
des Hohlraums unter der freien Weglänge kann sich jedoch keine Entladung
ausbilden.
Zu
beachten ist auch, dass das Plasma durch Verbindungsstellen aus
dem Plasmaraum in benachbarte Hohlräume wandern kann, sofern die
engste Stelle bei erwähntem
Druck einen Loch bzw. Spaltdurchmesser von grösser 2 mm aufweist. Um die
Bildung virtueller Lecks zu vermeiden ist aber gleichzeitig auch
auf die Abpumpbarkeit derartiger Hohlräume, wie sie beispielsweise
bei Halterungen oder hinter Targetblenden auftreten zu achten weshalb
die Abstände
bzw. Abpumpkanäle
nicht beliebig klein gewählt
werden können.
Eine
zusätzliche
Schwierigkeit ergibt sich bei dem für die Haftung wesentlichen
Prozessschritt d) bei dem gleichzeitig beispielsweise Chrom mit
einer abnehmenden Sputterleistung von einem oder mehreren Targets
verdampft wird während
zwischen Substraten und Anlage beispielsweise ein mf-Plasma mit
zunehmendem Kohlenstoffanteil, durch Zugabe eines kohlenwasserstoffhaltigen
Reaktivgases betrieben wird.
Dadurch
beeinflussen sich die gleichzeitig ablaufenden PVD- und CVD-Prozesse
gegenseitig und es kommt zu einer zumindest partiellen Belegung
der Targets mit einer schlechter leitenden Kohlenstoffschicht, wodurch
die Targetspannung erhöht
und Überschläge mit Droppletbeschuss
der Substratoberfläche
ausgelöst werden
könne.
Je nach zeitlicher Dauer der Überlappung
der Prozesse tritt dieser Effekt schwächer oder stärker auf.
Da
die Targets bei Schritt c) vorzugsweise zunächst hinter Abdeckungen, sogenannten
Shuttern gezündet
werden, um zu vermeiden, dass eventuelle Verunreinigungen auf die
Substrate übertragen
werden (Freisputtern) und bei Schritt d) die Targets üblicherweise
erst nach Vorfahren der Shutter abgeschaltet werden um die ausgeschalteten
Targets nicht direkt der DLC-Abscheidung durch das mf-Plasma auszusetzen,
wird auch zwischen Target und Shutter ein Abstand eingestellt der
grösser
als der Dunkelraumabstand von ca. 30 mm ist. Damit wird ein sicheres
Zünden
der Targets hinter den Shuttern ermöglicht. Allerdings ist es dabei
sehr schwierig die Bildung von oben beschriebenen Plasmalecks zu
vermeiden, da die einzelnen Komponenten der Anlage ihre gegenseitige
Lage allein auf Grund der bei den Prozessen auftretenden thermischen
Belastung verändern
und ein Kurzschluss zwischen Shutter und Target bzw. Anodenrahmen
auf alle Fälle
zu vermeiden ist. D.h. kommt es während Prozessschritt e) häufig zur
Ausbildung von Nebenplasmen zwischen Shutter und Target wird auch
auf der Targetoberfläche,
je nach Intensität
des Nebenplasmas, eine isolierende kohlenstoffstoffhaltige Schicht,
eine DLC-artige Schicht, Graphitstaub oder ähnliches abgeschieden. Diese
Effekte können
dazu führen,
dass die Targetoberfläche
nach jeder Beschichtung bei offener Kammer gereinigt werden und die
Kathode längere
Zeit freigesputtert werden muss.
Ein ähnliches
Problem ergibt sich, wenn eine Hilfselektrode, beispielsweise eine
Hilfsanode bei Verwendung eines Gleichspannungsniedervoltbogens
für den
Heiz-/Ätzprozess,
während
des DLC-Prozesses mit einer nicht- oder so schlecht leitenden Schicht
belegt wird, dass der Niedervoltbogen nicht mehr gezündet werden
kann. Auch in diesem Fall ist eine je nach Schichteigenschaften
oft aufwendige Reinigung der Elektrodeoberflächen nach jeder Isolationsbeschichtung
notwendig. Dieses Problem ist allgemein bekannt, wenn bei Abscheidung
von jedwelchen isolierenden Schichten Dc-Elektroden, beispielsweise
dem Beschichtungsprozess vorgeschaltet, für Heiz-/Ätzzwecke eingesetzt werden
sollen.
Da
insbesondere bei Prozessen mit kohlenwasserstoffhaltigen Gasen einerseits
häufig
mit hohen Gasdurchsätzen
gefahren wird und es durch die Zersetzungsprozesse im Plasma andererseits
zusätzlich
zu einer Vergrösserung
des Molvolumens kommen kann, ist eine gute Pumpleistung wesentlich.
Dem steht allerdings die Verwendung eines sogenannten „Chevrons" entgegen, das im
oder vor dem Hochvakuumpumpstutzen als optische Trennung zwischen
Prozesskammer und Hochvakuumpumpe gesetzt wird, um eine Verschmutzung
der HV-Pumpe durch Bedampfen zu verringern. Ein Chevron kann somit
beispielsweise aus Kreisringen aufgebaut werden, die konzentrisch
um einen gemeinsamen Mittelpunkt (bzw. Mittelachse), aber in der
Tiefe gestaffelt hintereinander angeordnet werden. Durch die damit
einhergehende Verringerung des Querschnitts wird allerdings die
Pumpleistung bei herkömmlichen
Chevrons um 30 bis 50 % verringert, was gegebenenfalls durch eine
entsprechend grössere
und teurere Pumpeinheit auszugleichen ist.
Zur
räumlichen
Plasmastabilisierung bei niedervoltbogenunterstützten Prozessen wirkt sich
ein möglichst
homogenes magnetisches Fernfeld günstig aus. Dazu können bekanntlich
im oberen und unteren Bereich der Behandlungskammern von Vakuumanlage
Magnetspulen nach Art eines Helmholtz-Spulenpaars zur Plasmabeeinflussung
angebracht werden. Diese behindern jedoch einen seitlichen Be- und
Entladevorgang, bzw. den Zugang für Servicezwecke, weshalb solche
Anlagen üblicherweise
als Bodenlader ausgeführt
werden und entsprechend hohe Produktionshallen und Zugänge vorzusehen
sind. Wird aus Gründen
der Zugänglichkeit
der Durchmesser einer Spule verkleinert hat dies nachteilige Folgen
auf die Homogenität
des Magnetfelds.
Ein
weiterer Nachteil herkömmlicher
Vakuumbehandlungsanlagen, bei denen eine oder mehrere Hilfselektroden
hohen Temperaturen ausgesetzt werden ist, dass bei Plasmaprozessen
die unter Beigabe von Reaktivgas ablaufen, häufig gut haftende Schichten
aufwachsen, die den darauf folgenden Prozess stören können. Beispielsweise kann eine
isolierende Schicht (DLC, Aluminiumoxid, AIN, SiN, TiSiN,...) das
neuerliche Zünden
des Plasmas einer Niedervoltbogenentladung verhindern oder sogar
gefährliche
Beschädigungen
der Anlage verursachen, wenn die elektrische Enladung über andere
nicht dafür
vorgesehene Anlagenteile gezündet
wird. Daher sind derartige störende
Schichten aus Gründen
der Prozesssicherheit häufig
nach jeder Beschichtungscharge mechanisch zu entfernen.
Soll
ein Zweitürkonzept
verwendet werden, wie in 1 dargestellt,
ergeben sich ganz spezielle Anforderungen an das Konzept des Türverschlusses,
das mit herkömmlichen
Verschlüssen
nicht ohne weiteres möglich
ist, da hierbei nach Beendigung eines Vakuumprozesses und Fluten
der Anlage auf Umgebungsdruck auch der Anpressdruck der zweiten
Tür, die
nicht geöffnet
werden soll nachlässt
und sich deren Türspalt
vergrössert.
Dadurch kann Schmutz zwischen Dichtung und Dichtfläche eindringen
und später
zu Undichtigkeiten führt.
Weiters ist bei herkömmlichen
Anlagen bei Verwendung brennbarer oder explosiver Gase wie beispielsweise
Acetylen, Methan, Wasserstoff, Silan oder der allgemeinen Gefahr
der Entstehung eines Überdrucks eine
zusätzliche
Sicherheitsvorrichtung, wie ein Überdruckventil
oder Ähnliches
vorzusehen.
Technische
Aufgabenstellung der vorliegenden Erfindung
- 1) Vermeiden des Reinigungsaufwandes für die Targets
und/oder Hilfselektrode(n) bei der Herstellung von isolierenden
oder schlecht leitenden Schichten sowie eine höhere Prozesssicherheit und
Schichtqualität durch
eine neue Target/Shutteranordnung.
- 2) Erhöhung
der Pumpleistung und Verhinderung von Plasmabildung im Pumpbereich
insbesondere im Pumpstutzen durch eine Neugestaltung des Chevron.
- 3) Gleichzeitig soll bei voller Tauglichkeit für magnetfeldunterstütze Prozesse
ein bedienungsfreundliches Frontladerkonzept verwirklicht werden,
das einen einfachen und raschen Entlade-/Ladevorgang sowie einen
guten Zugang zur Prozesskammer ermöglicht.
Angabe der Lösung bzw.
des Lösungsweges
Die
Erfindung wird im Folgenden an Hand von 1 bis 9 näher
erläutert.
Dabei zeigt
1 die Aufsicht einer Vakuumbehandlungsanlage
2 eine Target/Shutter-Anordnung
3 ein Chevron in Frontansicht
4 eine Chevron/Pumpstutzenanordnung in
Aufsicht
5 eine Klappspule
6 einen abnehmbaren Hilfsanodenkopf
7 bis 9 einen
Türverschluss
Die
in 1 dargestellte Vakuumbehandlungsanlage 1 ist
dreiteilig aufgebaut und besteht im Wesentlichen aus einem Vorderteil 2,
einem relativ schmalen Mittelteil 3 und daran angeschlossenem
Pumpstutzen 5, der durch ein Chevron 9 von der
Behandlungskammer 10 abgetrennt ist, sowie einem Rückteil 4.
An Vorder- und Rückteil
sind beispielsweise mehrere mit Shuttern 8 versehene Sputterkathoden 6 sowie
eine oder mehrere Strahlungsheizungen 7 angebracht. Auch
am Mittelteil können
entsprechende Beschichtungsquellen und oder Heizungen 7 angebracht
sein. Das Vorderteil 2 ist in seiner Gesamtheit über ein
hier nicht näher
gezeigtes Gelenk seitlich vom Mittelteil 3 wegklappbar
wodurch eine grosse Beladeöffnung
entsteht die ein einfaches Be- und Entladen ermöglicht. Wird das Rückteil 4 ebenso
als Klapptüre
ausgeführt,
kann das Be- und Entladen beliebig von einer oder der anderen oder
auch gleichzeitig von beiden Seiten erfolgen. Vorteilhafterweise
wird dabei ein oder mehrere drehbeweglich in der Anlage angebrachte
Werkstückträger (Karussell) 11,
gegebenenfalls mit darauf montierten Werkstückhaltern (Bäumchen),
zur Halterung der zu beschichtenden Werkstücke, mit einem Karussellwechselsystem
beispielsweise von einem Drehteller in der Anlage 1 durch
eine Beladeöffnung
entnommen. Bei einem solchen Anlagenkonzept ist auch ein Service
der Anlage, wie zum Beispiel Targetwechsel oder Reinigungsarbeiten,
bei geöffneten
Türen besonders
einfach und bedienungsfreundlich durchzuführen.
Das
hier vorgestellte Konzept wurde anhand einer 2,8 m3 Vakuumbehandlungsanlage
für grosse Durchsätze von
Werkstücken
unterschiedlicher Grösse
mit einem Innendurchmesser von 1520 mm und einer Höhe von 1560
mm ausgeführt.
Der nutzbare Beschichtungsbereich weist dabei einen Durchmesser
von 1200–1300
mm und eine Höhe
von 800–900
mm auf.
Ein
wesentlicher Aspekt, um die Prozesssicherheit – insbesondere während des
Freisputterns und dem Abscheiden einer DLC-Schicht mittels einer
gepulsten Biasversorung und ausgeschalteten Targets – zu gewährleisten,
ist es den Abstand zwischen Target und Shutter 8 so zu
wählen,
dass einerseits ein Zünden und
Aufrechterhalten einer Magnetronentladung hinter geschlossenem Shutter 8 möglich ist,
andererseits aber bei der anschliessenden DLC-Beschichtung die Entstehung
eines Nebenplasmas hinter dem Shutter 8 vermieden wird. Überraschenderweise
stellte sich dabei heraus, dass sich die geometrischen Voraussetzungen
für die
Entstehung eines Plasmas an der Sputterkathode 6 und des
durch das Pulsbiasplasma induzierten Nebenplasmas wesentlich unterscheiden
und nur eine sehr geringe Abhängigkeit
vom Prozessdruck, insbesondere in einem Druckbereich zwischen 1
und 10 × 10–3 mbar,
aufweisen. Ähnliche
Zusammenhänge
konnten auch für
kathodische Funkenverdampfer gefunden werden.
Anhand
des in folgender Tabelle und 2 dargestellten
Versuchs wird das gefundene Verhalten erläutert. Dabei wurde ein Shutter 8 in
Form eines seitlich verschiebbaren Blechs 8' vor einer mit einem Chrom- bzw.
Graphittarget 12 bestückten
rechteckigen Kathode 6 in unterschiedlichen Abständen A angebracht
und der Druck zwischen 2 × 10–3 und
7 × 10–3 mbar
variiert. Anschliessend wurde versucht einerseits ein Plasma im
Zwischenraum zwischen Target 12 und Shutter 8 durch
Anlegen einer Spannung zwischen Anodenrahmen 14 und Kathode 12 zu
zünden
und andererseits durch Vorbeibewegen eines mit hier nicht näher gezeigten Werkstückträgern bestückten Karussells 11 mit
einem unter den Bedingungen eines DLC-Prozesses gezündetem Pulsplasmas
ein Nebenplasma zu initiieren. Da der Einfluss der Prozessdrucks
kaum messbar war, wird darauf im Folgenden nicht näher eingegangen.
Dabei
stellte sich heraus, dass schon bei einem Abstand A von nur 10 mm
ein Plasma zwischen Shutter 8 und Target 12 zündet, ohne
dass ein in der Behandlungskammer 10 messbarer Leckstrom
auftritt. Hingegen konnte das Entstehen eines Nebenplasmas, welches
durch den Hohlkathodeneffekt während
des DLC-Prozesses zwischen Target 12 und Shutter 8 auftritt
erst ab einem Abstand von 35 mm beobachtet werden.
Vorteilhafterweise
wird daher der Abstand des Shutters vom Target bei einer Anlage,
auf der beide Prozesse durchgeführt
werden sollen zwischen 10 und 35 mm, insbesondere bei ca. 20±5 mm eingestellt.
Um ein übermässiges Verbiegen
insbesondere eines grösseren
Shutters zu vermeiden, kann ein verhältnismässig dickes Blech (in diesem
Fall ca. 3mm) verwendet und zwei seitliche Versteifungen mittels
Abkanten vorgesehen werden.
Um
die Targetbelegung während
reaktiv geführter
Pulsbiasprozesse hinter dem Shutter 8 bei ausgeschaltetem
Target 6 möglichst
gering zu halten kann ein Edelgas, beispielsweise Argon über Gasverteiler 13 direkt
auf die Targetoberfläche
geblasen werden. Zusätzlich
ist eine Überdeckung
der Targetfläche
durch den Shuttter um mindestens 10 bis 20 und/oder, wie beispielsweise
in 2 dargestellt, eine im wesentlichen
vollständige
Abdeckung einer zwischen den kathodenbegrenzenden Gasverteilern
gedachten Fläche
vorteilhaft.
3 und 4 zeigen
ein Chevron 9, bzw. eine erfindungsgemässe Anordnung eines Chevrons 9 in
einer Vakuumbehandlungsanlage 1. In bekannten Vakuumbehandlungsanlagen
wird das Chevron im oder unmittelbar auf dem Pumpstutzen 5 angebracht,
wodurch der Querschnitt des Pumpstutzens weiter verringert wird.
In der erfindungsgemässen
Anordnung ist zwischen einem oder mehreren Pumpstutzen 5 und
der Behandlungskammer 10 eine zusätzliche Chevronkammer 17 vorgesehen,
die einen wesentlich grösseren
Querschnitt 16 als der mindestens eine Pumpstutzenquerschnitt 15 aufweist.
Gleichzeitig wird der Abstand B zwischen Pumpstutzen und dem Chevron
so groß gewählt, dass
auch hier der freie Querschnitt nicht verengt wird.
Dadurch
ist es möglich
den freien Leitungsquerschnitt des Chevrons 9 und der Chevronkammers 17 stets
mindestens so gross oder grösser
als den Pumpstutzenquerschnitt 15 zu halten, wodurch der
Strömungsleitwert
trotz einer um B längeren
Zuleitung deutlich grösser
bleibt als bei einem herkömmlich
montierten Chevron. Besonders günstig
ist es, wenn die Chevronkammer wie in 4 ersichtlich
im Tragrahmen 18 des Mittelteils 3 integriert
werden kann, da dann eine zusätzliche
aufwendige Fertigung der Chevronkammer 17 entfällt.
Um
ein Zünden
eines Nebenplasmas in Chevronkammer 17 und Pumpstutzen 5 sicher
zu vermeiden ist darauf zu achten, dass die Durchlassöffnungen
klein genug gewählt
sind. Beispielsweise kann ein Gitter mit 1 mm Maschenweite auf der
Rückseite
des Chevrons angebracht werden.
Im
Beispiel der vorliegenden Anlage beträgt der Querschnitt 15 von
drei Pumpstutzen DN 320 eine Fläche
von 0.25 m2. Die Querschnittsfläche 16 der
Chevronkammer 17 beträgt
hingegen 0.43 m2 und ist somit um den Faktor
1.7 größer.
Der
Mindestabstand des vorliegenden Chevrons mit Seitenlängen von
1.4 × 0.3
m vom Eingang des Pumpstutzens beträgt mindestens 40 mm, bevorzugt
60 mm.
Mit
einer solchen Anordnung und jeweils einer pro Pumpstutzen angeschlossene
Turbomolekularpumpe mit einer Nennsaugleistung von je 1550 l/min
konnte eine Saugleistung von ca. 2500 l/min erzielt werden. Wurde
statt dem erfindungsgemässen
Chevron jeweils wie bekannt ein Chevron direkt im Pumpstutzen 5 eingesetzt
konnte lediglich eine Saugleistung von ca. 1650 l/min erzielt werden.
Die Steigerung gegenüber
herkömmlichen
Anordnungen beträgt
d.h. ca. 50 % der Saugleistung.
Zur
Erzeugung des oben erwähnten
magnetischen Fernfelds wurden zwei Möglichkeiten erprobt, die beide
einen einfachen Zugang zur Behandlungskammer und damit eine Ausführung der
Vakuumbehandlungsanlage als Front- bzw. Seitenlader ermöglichen.
Dazu wurde die untere Spule einmal als Klappspule, das andere Mal
als Spule mit kleinerem Durchmesser ausgeführt. Die obere Spule blieb
dabei jeweils geometrisch unverändert
mit einem Innenradius von 825 mm.
Da
derartige grosse Spulen, mit Durchmessern zwischen 0.3 bis zu 2
m und mehr, um das für
den Prozess benötigte
Magnetfeld herzustellen bei einem Leitungsdurchmesser von 2 bis
10, bevorzugt 4 ± 1
mm, eine Anzahl von 300 bis 1200 bevorzugt ca. 500 Windungen benötigen, sind
bestimmte bauliche Massnahmen notwendig um ein sicheres Abklappen
eines Spulensegments (20, 21') um ca. 90° über die Lebensdauer von ca. 10
000 Klappzyklen zu gewährleisten. 5 zeigt die Gesamtansicht einer solchen
Klappspule 19 mit zwei abklappbaren Segmentkörpern in
Arbeitsstellung 20 während
eines magnetunterstützten
Plasmaprozesses, bzw. in abgeklappter Servicestellung 20', in der ein
leichter Zugang zur Anlage gewährleistet
ist.
Um
die Unterschiede im Biegungsradius der einzelnen Spulenebenen gering
zu halten, wurde die Spule möglichst
flach (30–50
mm) und breit (300–500
mm) ausgelegt. Auf Grund der zyklischen Materialverformung und zum
Ausgleich der unterschiedlichen Radien müssen hochflexible Kabel verwendet
werden, die im Knickbereich so locker gewickelt sind, dass das Abklappen
ohne wesentliche Zug- oder Druckbelastungen der Leitungsstränge erfolgen kann.
Zur Herabsetzung der gegenseitigen Reibung der Leitungsstränge im Knickbereich
wurden siliconumantelte Kabel verwendet. Um das Herausziehen einzelner
Leitungsstränge
zu verhindern wurden die Kabel in aus Metallhalbschalen hergestellten
Segmentkörpern 20,
bzw. Spulenkörpern 21 eingegossen.
Mit einer derartigen Spulenkonstruktion konnte trotz eines Spulenradius
von 600–900
mm eine gut Zugänglichkeit
zur Behandlungskammer 10 erreicht werden.
Dies
ist auch bei Verwendung einer kleinen Spule mit einem Radius von
ca. 200–400
mm möglich.
Hier ist es jedoch schwierig über
die gesamte Höhe
der Behandlungskammer ein ausreichend homogenes Magnetfeld zu erreichen
und damit eine gleichmässige
Plasmaverteilung zu gewährleisten.
Werden
besonders gleichmässige
Plasmabedingungen gewünscht,
so kann eine zeitliche Veränderung
der Stromstärke
in einer oder beider Spulen, bzw. eine Umkehr der Stromrichtung
in einer Spule vorgesehen werden. So kann im zeitlichen Mittel während der
einzelnen Prozessschritte, wie Heizen, Ätzen und beispielsweise DLC
beschichten, ein gleichmässiges
Magnetfeld hergestellt und somit Plasmainstabilitäten bzw. ungleichmässige Behandlungsergebnisee
vermieden werden. Beispielsweise kann durch Umkehrung der Spulenströme eine
völlig
gleichmässige
Erwärmung
der Substrate über
die gesamte Anlagenhöhe
erreicht und so wirkungsvoll eine Überhitzung oder kritische Prozesszustände vermieden
werden. Weiters konnten mit derartigen Massnahmen auch bei unterschiedlich
grossen Spulen ähnlich
gleichmässige
Heizraten und Ätzabträge über den
Beschichtungsbereich wie mit einer Klappspule erreicht werden. Auch
die Schichtdickenverteilung während
eines DLC-Prozesses lag in einem Bereich von +/- 10 vom Mittelwert.
Eine
weiterer vorteilhafter Aspekt einer erfindungsgemässen Anlage
ergibt sich wenn, wie in 6 dargestellt
eine Elektrode 22 verwendet wird, die ein schnelles Wechseln
des Elektrodenkopfs 23 ermöglicht, womit beispielsweise
der verschmutzte Kopf einer Hilfsanode innerhalb von Sekunden ausgewechselt
und die aufwendige Reinigung ausserhalb der Kammer durchgeführt werden
kann.
Dabei
ist ein Elektrodenkopf 23 aus einem gut leitenden Material
mit einem geeigneten Wärmeaudehnungskoeffizienten
in einer gekühlten
Elektrodenschale 24 mit geringer Toleranz so eingepasst,
dass er im kalten Zustand einfach entnommen und durch einen anderen
Kopf ersetzt werden kann. Beispielsweise kann ein Elektrodenkopf 23 aus
Kupfer mit einer zylindrischen Passung mit einem Innendurchmesser
von 80 mm leicht in eine ebenfalls aus Kupfer gefertigte Elektrodenschale 24 eingesetzt
bzw. aus dieser entnommen werden, wenn deren Durchmesser um 0,2
bis 0,4 mm grösser
gefertigt ist. Wird eine solche Elektrode beispielsweise als Hilfsanode
einer Niedervoltbogenentladung verwendet, erwärmt sich der Elektrodenkopf 23 durch
den Elektronenbeschuss und dehnt sich aus. Da die Elektrodenschale 24 ihre
Form durch eine Wasserkühlung 27 unverändert behält werden
die zylindrischen Seitenflächen
des Elektrodenkopfs mit großer
Kraft gegen die Schale 24 gedrückt und somit ein guter elektrischer
und thermischer Kontakt sichergestellt. Das System hält sich
selbst in einem thermischen Gleichgewicht. Bei einem Wäremausdehnungskoeffizienten
von 16.8 × 10–6 /°K wie bei
Kupfer, ist bei erwähntem
Durchmesser der Passung ein Spalt 26 von 0.2 bzw. 0.4 bei
einem Temperaturunterschied von 150 bzw. 300°C geschlossen. Dabei ist die
Schale 24 vorteilhafterweise mit einem Entlüftungsloch 25 ausgeführt, das
mit einem zwischen Elektrodenkopf 23 und Elektrodenschale 24 vorgesehenen
Hohlraum oder einer hier nicht näher
gezeigten an einem Zylinderumfang umlaufenden Nut in Verbindung steht.
Vorzugsweise sollte das Material des Kathodenkopfs einen thermischen
Ausdehungskoeffizienten aufweisen der zumindest gleich oder grösser 10 × 10–6 /°K ist. Bei
zu erwartenden geringen Temperaturunterschieden wie etwa 50 bis
100° ist
jedoch ein geeignetes Material mit möglichst hohem Ausdehungskoeffizienten, beispielsweise
Kupfer oder Silber zu wählen.
Da durch die thermische Pressung hohe Kräfte an Elektrodenkopf und -Schale
auftreten können
und gleichzeitig eine gute elektrische Leitfähigkeit erforderlich ist, können hier
vor allem metallische Werkstoffe eingesetzt werden. Alternativ oder
zuätzlich
können
konstruktive Massnahmen wie beispielsweise ein gefederte Aufnahme
vorgesehen werden.
Eine
weitere vorteilhafte Ausführungsvariante
der Anlage kann durch eine spezielle Ausführung des Türverschlusses erreicht werden,
so, dass er im geschlossenen Zustand einerseits einen konstanten
Anpressdruck der Anlagentür
sicherstellt, andererseits aber gleichzeitig als Explosionsschutz
dient, der ein Entweichen des Innendrucks ermöglicht ohne Personen zu gefährden. Die
Möglichkeit
der Einstellung eines konstanten Anpressdrucks ist vor allem bei
Doppeltüranlagen
von Vorteil, da herkömmliche
Verschlüsse
von Vakuumanlagen ein wenn auch nur geringes Spiel aufweisen. Dadurch
kann beim oder nach dem Fluten der Vakuumanlage aufgewirbeltes Beschichtungsmaterial,
Staub, Abrieb oder Ähnliches
in den Spalt zwischen Tür
und Anlage bzw. zwischen Dichtung 37 und Dichtfläche gelangen.
Wird im Folgenden nur eine Türe
geöffnet,
so ist eine Reinigung der Dichtung 37 und Dichtfläche der
geschlossenen Tür
nicht möglich,
wodurch die Gefahr eines Vakuumlecks bzw. der Beschädigung der
Dichtung 37 und Dichtfläche
besteht.
Anhand
der 7 bis 9 wird
die Funktion eines solchen Türverschlusses
beispielhaft erläutert.
Die einzelnen Bestandteile des Verschlusses 28 sind über eine
Grundplatte 30 oder direkt, beispielsweise mit dem Mittelteil 3 der
Vakuumbehandlungsanlage 1 verbunden. Der auf der Achse 29' drehbeweglich
gelagerte Antriebszylinder 29 bewegt den Hebel 32 um
eine Achse 32',
wodurch auch der seinerseits über
eine Achse 33' am
Hebel 32 gelagerte Zugarm 33 mit dem daran bei
Bedarf schwenkbar oder federnd angebrachten Haken 35 bewegt
wird. Damit können
vorteilhaft alle Funktionen nur durch die Drehbewegung zweier verbundener Hebel 32, 33 um
die Achse 32' ausgelöst werden.
Zugarm 33 kann alternativ auch fest am Hebel 32 befestigt sein,
wobei der Haken 35 beispielsweise in Form einer schiefen
Ebene, die auf die Tür 38 bzw.
Riegel 39 wirkt, ausgebildet ist.
Wird
beispielsweise zum Öffnen,
wie in 7 dargestellt, der Pneumatikzylinder 29 ganz
ausgefahren, bewegt dieser über
den Zugarm 33 den Haken 35 von einem an der Tür 38 angebrachten
Riegel 39 fort und drückt
ausserdem über
den Mitnehmerstift 34 den Zugarm 33 und Haken 35 gegen
die Rückzugfeder 31, die
den Haken in Einschnappstellung hält, nach unten. Nach Öffnen der
Tür 38,
wird der Pressluftzylinder 29 von der Pressluft freigeschaltet,
wodurch die Rückzugfeder
den Haken 35 bis zum Haltestift 36 in Nullstellung zieht.
Damit ist der Verschluss 28 bereit zum Einschnappen. Die
zum Abdichten der Tür 38 notwendige
Haltekraft wird durch Betätigung – in diesem
Fall durch Einfahren – des
Pneumatikzylinders 29 aufgebracht.
Zur
Sicherstellung eines Explosionsschutzes wird wie in 8 dargestellt
die Position des in den Haken 35 eingreifenden Riegels 39 bei
geschlossener Tür 38 so
gewählt,
dass zwischen dem Vektor der bei Anlagenüberdruck angreifenden Türkraft F
und der Verbindungslinie V zwischen den Achsen 32' und 33' ein einerseits
von der Schliesskraft des Pneumatikzylinders andererseits von der
zu erwartenden Kraft abhängiger Mindestwinkel α eingestellt
ist, sodass nur ein Teil der bei einer Explosion auftretenden Kraft
in das Gestell geleitet wird, während
der andere Teil dazu genutzt wird den Pneumatikzylinder soweit aufzudrücken, so
dass der Winkel α kleiner
wird. Die Grösse
des dadurch entstehenden Türspalts
ist über
den Winkel α sowie
den Abstand der Achsen 32' sowie 33' einstellbar. Für die vorliegende
Anlage wurden die geometrischen Verhältnisse des Verschlusses so
ausgewählt,
dass ein Türspalt
von maximal 12 mm entsteht. An diesem Punkt wird die Tür durch
den massiv ausgelegten Haken 35 am Zugarm 33 an
einem weiteren unkontrolliertem Aufschwingen gehindert.
Wie
dem Fachmann bekannt, kann bei Bedarf eine ähnliche Vorrichtung unter Verwendung
anderer Komponenten verwendet werden um eine vergleichbare Funktion
sicherzustellen. Wichtig ist dabei, dass das mindestens eine Dämpfungsglied 29 und
Stoppelemente 33, 33', 35, 39 entsprechenden
der zu erwartenden maximalen Belastung ausgelegt sind und gleichzeitig
ein einfaches Öffnen
der Tür
ermöglicht
wird. Beispielsweise kann für
sehr grosse Türen
bzw. sehr grosse zu erwartende Überdrücke vorteilhaft
ein für
grosse Kräfte ausgelegter
Hydraulikzylinder verwendet oder die geometrischen Verhältnisse
angepasst werden.
Wird
beispielsweise an einer zweitürig
ausgeführten
Anlage für
die Beladung und Standardreinigung nur eine, beispielsweise, die
vordere Tür
geöffnet
während
die hintere Tür
lediglich für
Servicezwecke verwendet wird, kann der Verschluss der hintern Tür so ausgelegt
werden, dass eine höhere
Haltekraft erzeugt wird. Dadurch kann die Tür auch im gefluteten Zustand
mit einer Kraft F so angedrückGt
werden, dass der Abstand zwischen Tür 38 und Dichtung 37 bzw.
Dichtfläche
spielfrei bleibt, womit das oben beschriebenen Probleme der möglichen
Beschädigung
von Dichtflächen
sicher vermieden werden kann. Im Falle der vorliegenden Anlage ist
dazu eine Haltekraft von ca. 15.000 kN notwendig. Dazu kann beispielsweise
zur Vergrösserung
der Hebelwirkung wie in 9 dargestellt
der Koordinatenwert z des Abstands der Achsen 32' und 33' verkleinert werden.
Das kann in einfacher Weise durch ein Rückversetzen des Riegels 39 mittels
Einlegen einer Distanzplatte 40 erreicht werden. Damit
kann der entsprechende Pneumatikzylinder trotz der notwendigen hohen
Haltekraft verhältnismässig klein
ausgeführt
werden. Wird der Abstand z',
wie dargestellt sehr klein gewählt,
käme es
bei Einwirkung einer Türkraft
F zu einer Blockade des Öffnungsmechanismus,
der bei grossem Überdruck zu
einer Zerstörung
des Mechanismus führen
kann. Daher muss hier die Funktion des Explosionsschutzes beispielsweise
wie oben gezeigt durch die andere Türe übernommen werden. Alternativ
kann auch ein etwas grössere
Abstand z' und ein
etwas stärkerer
Haltezylinder 29 vorgesehen werden, wodurch ein zweistufiger Explosionsschutz
durch bei unterschiedlichen Türkräften F auslösenden Verschlüssen 28 möglich ist.
