王 振，韓蒙蒙，彭 浩，唐霞輝*

(1.華中科技大學(xué)光學(xué)與電子信息學(xué)院 激光加工國家工程研究中心，武漢430074;2.武漢工程大學(xué) 電氣信息學(xué)院，武漢430071)

引 言

激光加工過程對(duì)激光器輸出功率和模式穩(wěn)定性的要求越來越高，為提高射頻板條CO2激光器的整機(jī)性能，特別是保證其在高功率連續(xù)作業(yè)狀態(tài)下的穩(wěn)定輸出精確激光功率和良好的光束模式，整形光路偏移補(bǔ)償調(diào)節(jié)控制系統(tǒng)成為整機(jī)必要組成部分［1-8］。而其中執(zhí)行調(diào)節(jié)的機(jī)構(gòu)主要有熱敏材料和壓電陶瓷等。

熱敏材料主要應(yīng)用于腔鏡調(diào)節(jié)方法，該調(diào)節(jié)應(yīng)用可以從根本上消除光路畸變，但是存在控制復(fù)雜、響應(yīng)速度較慢等問題［9］。壓電陶瓷材料存在遲滯、蠕變特性，但因其控制簡單、微位移精度高、響應(yīng)速度快而仍然在諸多領(lǐng)域有著應(yīng)用［10-14］。

作者研究基于壓電陶瓷的轉(zhuǎn)折鏡自適應(yīng)調(diào)節(jié)在射頻板條CO2激光器整形光路偏移補(bǔ)償中的應(yīng)用，通過對(duì)壓電陶瓷的自適應(yīng)控制實(shí)現(xiàn)對(duì)轉(zhuǎn)折鏡的角度調(diào)整，以解決激光器工作過程中的光路偏移問題，進(jìn)而保證激光器在各個(gè)占空比下激光輸出功率的穩(wěn)定和模式的穩(wěn)定，提高激光器的整體穩(wěn)定性。

1 整形光路偏移補(bǔ)償系統(tǒng)設(shè)計(jì)

1．1 總體系統(tǒng)結(jié)構(gòu)

射頻板條CO2激光器整形光路偏移補(bǔ)償系統(tǒng)主要由整形光路、壓電陶瓷位移裝置、壓電陶瓷驅(qū)動(dòng)電路和可編程邏輯控制器(programmable logic controller，PLC)構(gòu)成。系統(tǒng)結(jié)構(gòu)框圖如圖1所示。其中整形光路主要完成對(duì)從非穩(wěn)波導(dǎo)腔輸出的光束整形;壓電陶瓷位移裝置和轉(zhuǎn)折鏡構(gòu)成外光路的微調(diào)節(jié)以實(shí)現(xiàn)對(duì)光路偏移的補(bǔ)償;壓電陶瓷驅(qū)動(dòng)電路完成對(duì)壓電陶瓷的控制，實(shí)現(xiàn)微位移的高精度控制;PLC用于激光器工作總體監(jiān)控和向壓電陶瓷驅(qū)動(dòng)器提供自適應(yīng)控制信號(hào);射頻(radio frequency，RF)電源用于提供電光轉(zhuǎn)換的電能。

Fig.1 Schematic of the compensation adjustment system at outside the optical path

1．2 外光路偏移補(bǔ)償裝置

外光路偏移補(bǔ)償裝置如圖2所示。轉(zhuǎn)折鏡基體的幾何形狀為圓柱體，與轉(zhuǎn)折鏡相連的為一個(gè)連桿，連桿有一安裝螺紋孔，用于安裝壓電陶瓷位移器。為簡化壓電陶瓷微位移器的控制過程，本系統(tǒng)中不使用壓電陶瓷材料的收縮功能，為實(shí)現(xiàn)轉(zhuǎn)折鏡順時(shí)針和逆時(shí)針兩個(gè)方向的轉(zhuǎn)動(dòng)，采取在連桿另一側(cè)放置彈簧裝置，當(dāng)壓電陶瓷加載電壓變小或者沒有加載電壓時(shí)，壓電陶瓷微位移器不對(duì)外輸出位移，轉(zhuǎn)折鏡在彈簧彈力的作用下將沿逆時(shí)針轉(zhuǎn)動(dòng)。俯視圖中箭頭1方向?yàn)閴弘娞沾缮扉L方向，箭頭2指向的方向?yàn)檗D(zhuǎn)折鏡轉(zhuǎn)動(dòng)的方向。

Fig.2 Schematic of the turning mirror device

2 壓電陶瓷驅(qū)動(dòng)電路設(shè)計(jì)和仿真

2．1 驅(qū)動(dòng)電路原理設(shè)計(jì)

依據(jù)需要調(diào)節(jié)的位移范圍選擇PA100/T14壓電陶瓷作為外光路偏移補(bǔ)償中執(zhí)行機(jī)構(gòu)，其工作電壓范圍為-10V～130V。其中-10V～0V用于對(duì)壓電陶瓷輸出位移調(diào)零，因?qū)嶋H裝置調(diào)準(zhǔn)中已補(bǔ)償了不加電情況下的輸出位移，所以這一段不予考慮。本系統(tǒng)采用單片高壓功率運(yùn)算放大器作為壓電陶瓷驅(qū)動(dòng)電路，其原理圖如圖3所示。

Fig.3 Circuit schematic of piezoelectric ceramics actuator

使用PA240高壓運(yùn)放主要基于如下兩點(diǎn)考慮:(1)滿足壓擺率R。因?yàn)镻A100T14最大工作電壓為130V，工作頻率最大為4000Hz，所以依據(jù)R=2πfV可得其所需R=3.3V/μs其中，f是工作頻率，V為電壓源的范圍;(2)滿足最大輸出電流Imax。當(dāng)PA100/T14的等效電容為65μF時(shí)，依據(jù)Imax=πfVC計(jì)算得到所需最大輸出電流為107mA，其中，C為等效電容。原理圖中R5，R6阻值的確定基于PLC輸入控制信號(hào)幅值范圍0V～5V和壓電陶瓷驅(qū)動(dòng)電壓范圍0V～100V，通過下式得到:

式中，Vout為壓電陶瓷驅(qū)動(dòng)電壓，Vin為PLC輸入檢測(cè)信號(hào)電壓。當(dāng)驅(qū)動(dòng)電路的放大倍數(shù)為20時(shí)，則R5與R6的比值為20，選取R5=300kΩ，R6=15kΩ。同時(shí)根據(jù)前述計(jì)算壓擺率R=3.3V/μs，由PA240的數(shù)據(jù)手冊(cè)中壓電陶瓷R(轉(zhuǎn)換速率)和補(bǔ)償電容關(guān)系曲線，如圖4所示，可以選擇補(bǔ)償電容C6大約為60pF。C7為高頻分量和射頻輻射干擾提供低阻抗回路，使驅(qū)動(dòng)電路具有較強(qiáng)的抗干擾能力，同時(shí)圖3中的V8和V9為保護(hù)二極管以防止輸入端出現(xiàn)輸入差分信號(hào)過高情況。

Fig.4 Relation ship between R and compensation capacitor

2．2 驅(qū)動(dòng)電路模擬仿真

因壓電陶瓷驅(qū)動(dòng)電路的控制信號(hào)為一定范圍內(nèi)的連續(xù)可調(diào)非周期模擬信號(hào)，所以放大電路的放大倍數(shù)和線性度是壓電陶瓷驅(qū)動(dòng)電路兩個(gè)非常重要的指標(biāo)。

首先采用MULTISIM 10軟件對(duì)壓電陶瓷驅(qū)動(dòng)電路進(jìn)行模擬仿真，當(dāng)給驅(qū)動(dòng)電路提供一個(gè)振幅1V、頻率50Hz的正弦波，測(cè)得驅(qū)動(dòng)電路的響應(yīng)情況如圖5所示。圖5中上方曲線波形為壓電陶瓷驅(qū)動(dòng)電路輸出端的波形，下方為輸入端波形;驅(qū)動(dòng)電路只對(duì)輸入正弦波的正半周期進(jìn)行了放大，對(duì)負(fù)半周期不起作用。圖5中每個(gè)單位長度為20V，輸出波形的幅值為20V且沒有任何失真現(xiàn)象發(fā)生。

Fig.5 Simulation results from the sine wave(1V，50Hz)excitation source

當(dāng)驅(qū)動(dòng)電路輸入端為0V～5V，在每隔0.5V取一個(gè)電壓值，用Multisim中的虛擬示波器測(cè)量壓電陶瓷驅(qū)動(dòng)電路輸出端的電壓，對(duì)所得數(shù)值用MATLAB進(jìn)行繪制其函數(shù)曲線，獲得線性擬合后的直線與理論公式直線的比較曲線，如圖6所示。

Fig.6 Theory and measurement curves of the voltage of piezoelectric ceramics actuator vs.input voltage

從圖6可知，壓電陶瓷驅(qū)動(dòng)電路實(shí)際放大倍數(shù)為21.1，略高于設(shè)計(jì)放大倍數(shù)20。所以PLC在對(duì)壓電陶瓷驅(qū)動(dòng)電路提供自適應(yīng)控制信號(hào)時(shí)，應(yīng)按照實(shí)際放大倍數(shù)21.1給驅(qū)動(dòng)電路加載相應(yīng)的信號(hào)。驅(qū)動(dòng)電路實(shí)物圖如圖7所示。

Fig.7 Real photos of a piezoelectric ceramics actuator

2．3 壓電陶瓷控制精度分析

影響光路補(bǔ)償系統(tǒng)控制精度的主要因素是壓電陶瓷微位移裝置的遲滯、蠕變效應(yīng)。同時(shí)決定系統(tǒng)自適應(yīng)控制方法的主要因素是射頻板條CO2激光器射頻電源注入功率與激光器激光功率遞增規(guī)律的關(guān)系。

2.3.1 壓電陶瓷的遲滯、蠕變誤差 遲滯效應(yīng)和蠕變效應(yīng)是壓電陶瓷的固有屬性，不能采取人為的方法使其消除，只能通過分析其變化的數(shù)學(xué)模型，改善控制算法的方法進(jìn)行彌補(bǔ)［15-16］。遲滯效應(yīng)的最大誤差約為輸出位移的10%，以本系統(tǒng)為例，要求的最大輸出位移約為50μm，對(duì)應(yīng)遲滯效應(yīng)造成的最大誤差為10%，即5μm。而射頻板條CO2激光器光束整形系統(tǒng)中空間濾波器的寬度為0.9mm。則若由于壓電陶瓷微位移器的遲滯效應(yīng)使定位精度發(fā)生5μm的誤差，該誤差導(dǎo)致準(zhǔn)高斯光束的主瓣向一側(cè)偏移5μm，該距離是主瓣寬度的1/180，當(dāng)系統(tǒng)所用射頻板條CO2激光器的最高輸出功率為2kW時(shí)，5μm偏移造成的功率損耗應(yīng)小于10W，所以可以忽略不計(jì)，且對(duì)激光光束模式的影響也在可以接受的范圍內(nèi)。而壓電陶瓷微位移器的蠕變效應(yīng)造成的位移誤差一般為輸出位移的1%到2%，小于遲滯效應(yīng)造成的誤差，所以同樣在此不予考慮。

2.3.2 激光輸出功率的變化規(guī)律 該規(guī)律是作為自適應(yīng)控制的重要依據(jù)。根據(jù)射頻板條CO2激光器標(biāo)準(zhǔn)測(cè)試數(shù)據(jù)，在工作氣體氣壓為16kPa時(shí)，射頻板條CO2激光器在射頻注入功率占空比為10%，20%，30%，40%，50%，60%，70%，80%情況下對(duì)應(yīng)的激光輸出功率分別為232W，506W，722W，915W，1108W，1289W，1424W，1650W。采用MATLAB軟件利用多項(xiàng)式擬合的方法，以射頻板條CO2激光器注入射頻功率的占空比為橫軸(x軸)，以激光器輸出功率為縱軸(y軸)，進(jìn)行曲線擬合得到注入功率占空比與輸出功率之間的關(guān)系曲線，如圖8所示。由圖8可知，激光器輸出最高功率為2055W與實(shí)際設(shè)計(jì)參量相符。曲線擬合所得直線的斜率為k=1.9536×103，曲線擬合所得直線與y軸的交點(diǎn)為(0，101.6)，直線表達(dá)式為:

Fig.8 Relationship between laser power and duty cycle

依據(jù)(2)式可知，PLC輸出的占空比信號(hào)與激光器輸出功率成近似線性關(guān)系。

2.3.3 壓電陶瓷驅(qū)動(dòng)電路中自適應(yīng)控制信號(hào) 所謂壓電陶瓷驅(qū)動(dòng)電路自適應(yīng)控制信號(hào)是指在設(shè)定某一個(gè)射頻功率注入占空比時(shí)，系統(tǒng)能據(jù)此自動(dòng)調(diào)節(jié)轉(zhuǎn)折鏡消除光路偏移獲得該占空比下最佳輸出激光功率和激光模式輸出。所以要得到自適應(yīng)控制信號(hào)，就需要先獲得壓電陶瓷驅(qū)動(dòng)電路輸入控制信號(hào)與射頻功率注入占空比的函數(shù)關(guān)系。該關(guān)系通過實(shí)測(cè)獲得，即在占空比范圍為10% ～80%之間，每隔10個(gè)數(shù)取一個(gè)占空比值。并在該占空比值下，給壓電陶瓷驅(qū)動(dòng)電路提供0V～5V連續(xù)可調(diào)的模擬電壓，記錄激光器輸出功率達(dá)到最大時(shí)對(duì)應(yīng)的驅(qū)動(dòng)信號(hào)電壓。通過MATLAB進(jìn)行曲線擬合最終得到自適應(yīng)控制信號(hào)和占空比的函數(shù)關(guān)系，如圖 9所示，其為線性關(guān)系，直線斜率為1.3713。由該曲線可得，自適應(yīng)控制信號(hào)的范圍為(-0.1050V，1.266V)?？紤]實(shí)際使用的占空比范圍一般在10%以上，又為保證激光器的安全使用，其最高功率占空比一般在90%以下，所以最終自適應(yīng)控制信號(hào)的范圍為(0.03217V，1.129V)，且其控制信號(hào)按照下式所示直線方程與占空比形成對(duì)應(yīng)關(guān)系:y=1．3713x-0．1050 (3)

Fig.9 Relationship between adaptive control signals and duty cycle

3 系統(tǒng)實(shí)驗(yàn)

為驗(yàn)證本系統(tǒng)的穩(wěn)定性以及對(duì)激光器輸出功率貢獻(xiàn)進(jìn)行了兩個(gè)實(shí)驗(yàn)。

3．1 轉(zhuǎn)折鏡調(diào)節(jié)量結(jié)果驗(yàn)證

在90%激光功率占空比下對(duì)轉(zhuǎn)折鏡進(jìn)行滿量程調(diào)節(jié)，調(diào)節(jié)電壓間隔為0.1V，總調(diào)節(jié)電壓為1.12V，記錄在每一調(diào)節(jié)距離下激光器的輸出功率，與90%占空比下激光器的標(biāo)準(zhǔn)功率參量進(jìn)行比較，判斷光路偏移補(bǔ)償系統(tǒng)的調(diào)節(jié)效果。實(shí)驗(yàn)中所得數(shù)據(jù)如表1所示。

由表1中實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)可知，當(dāng)壓電陶瓷控制電壓達(dá)到0.9V時(shí)，激光器輸出最高功率為1.843kW，該功率與對(duì)應(yīng)的標(biāo)準(zhǔn)激光功率1811kW接近;當(dāng)電壓超過0.9V后，激光器的輸出功率開始減小，這說明調(diào)節(jié)距離超出了需要調(diào)節(jié)的范圍，使得外光路重新偏移標(biāo)準(zhǔn)位置。因此該裝置可滿足激光器在占空比為90%下的調(diào)節(jié)需求，同理也可滿足各占空比的調(diào)節(jié)需求。

Table 1 Validation tests data for the adjusting range

3．2 不同占空比下系統(tǒng)自適應(yīng)調(diào)節(jié)效果測(cè)試

選定 5%，15%，25%，35%，45%，55%，65%，75%共8個(gè)實(shí)驗(yàn)點(diǎn)，分別測(cè)量不加入外光路自適應(yīng)調(diào)節(jié)和加入時(shí)的激光器輸出功率。

圖10為前后輸出功率的比較，由圖10可知，在低占空比下，外光路自適應(yīng)調(diào)節(jié)系統(tǒng)對(duì)激光器輸出功率的貢獻(xiàn)并不明顯，當(dāng)占空比超過50%后，調(diào)節(jié)系統(tǒng)的作用越來越明顯，最大功率差約為100W。

Fig.10 Laser output power at different duty cycles before and after adjustment

3．3 長時(shí)間運(yùn)行下系統(tǒng)自適應(yīng)調(diào)節(jié)效果測(cè)試

Fig.11 Time-dependant laser output power of before and after adjustment

在注入射頻功率不變的情況下，忽略放電氣量衰減和冷卻水流量波動(dòng)等因素導(dǎo)致輸出激光功率的波動(dòng)，只考慮因長時(shí)間運(yùn)行由熱腔鏡產(chǎn)生功率變化導(dǎo)致輸出激光功率的衰減和外光路偏移補(bǔ)償?shù)纫蛩?。圖11是功率隨時(shí)間變化的曲線圖。從圖中可看出，在運(yùn)行2h的狀態(tài)下，在占空比為90%不變時(shí)，無自適應(yīng)調(diào)節(jié)器的激光輸出功率最后衰減10%，并有繼續(xù)增加的趨勢(shì)，而添加自適應(yīng)調(diào)節(jié)器的激光輸出功率基本維持在2%的波動(dòng)范圍內(nèi)，說明調(diào)節(jié)效果明顯。

4 結(jié)論

(1)在研究射頻板條CO2激光器整形光路偏移補(bǔ)償基礎(chǔ)上，設(shè)計(jì)了基于壓電陶瓷的偏移補(bǔ)償裝置，并據(jù)此設(shè)計(jì)了壓電陶瓷的驅(qū)動(dòng)電路。仿真結(jié)果表明，該電路具有較好的信號(hào)放大特性且失真度小，設(shè)計(jì)放大倍數(shù)與實(shí)際放大倍數(shù)之間誤差為5.5%。

(2)分析了可能影響壓電陶瓷控制精度的各種情況。對(duì)于壓電陶瓷固有的遲滯、蠕變效應(yīng)，因在本實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)中導(dǎo)致的誤差小于0.5%，故被忽略。通過對(duì)射頻注入占空比、壓電陶瓷驅(qū)動(dòng)信號(hào)和激光輸出功率三者關(guān)系的實(shí)測(cè)和數(shù)據(jù)擬合得到相關(guān)線性表達(dá)式，并據(jù)此實(shí)現(xiàn)外光路自適應(yīng)調(diào)節(jié)，獲得在各點(diǎn)占空比下較高的激光功率輸出。

(3)通過對(duì)轉(zhuǎn)折鏡調(diào)節(jié)量的實(shí)驗(yàn)證明，經(jīng)過壓電陶瓷的微位移調(diào)整，可獲得最高激光輸出功率，且大于標(biāo)準(zhǔn)參考功率。通過不同占空比下自適應(yīng)調(diào)節(jié)前后的激光輸出功率對(duì)比，最大補(bǔ)償功率接近100W。同時(shí)在固定注入射頻功率下運(yùn)行2h進(jìn)行對(duì)比，在裝有自適應(yīng)調(diào)節(jié)器的情況下，能有效補(bǔ)償因熱畸變導(dǎo)致的外光路偏移，使激光輸出功波動(dòng)小于2%。

［1］ HAN M M.Researches on compensation of shaping optics for RF slab CO2laser［D］.Wuhan:Huazhong University of Science＆ Technology，2014:5-8(in Chinese).

［2］ XIAO L Sh.Researches on the beam shaping characteristics of the 2kW RF slab CO2laser［D］.Wuhan:Huazhong University of Science＆ Technology，2014:7-12(in Chinese).

［3］ PANAHPOUR A，SOLTANIFARD M T，SHIRMAHI M，et al.Output characteristics of a planer RF-excited CO2laser with unstablewaveguide hybrid resonator［J］.Proceedings of the SPIE，2005，5777:460-463.

［4］ WEI X Y，WU N L，LI Sh Q.Theoretical investigations on the maladjustment of unstable-stable hybrid resonator［J］.Chinese Journal of Quantum Electronics，2006，23(1):37-41(in Chinese).

［5］ MINEEV A P，NEFEDOV S M，PASHININ P P.RF excited planar CO2laser with hybrid waveguide-unstable resonator cavities［J］.Proceedings of the SPIE，1999，3686:35-42.

［6］ WANG D.Beam characteristic and its thermal stability of the radio frequency-excited slab CO2laser［D］.Wuhan:Huazhong University of Science＆ Technology，2013:6-13(in Chinese).

［7］ PENG Sh P，WANG W G，YU H J.Design of a control system of fast reflector in a laser autocollimator［J］.Laser Technology，2013，37(4):431-436(in Chinese).

［8］ XIE H B，LU E Y，ZHU X Ch，et al.Shaping and collimation of LD beam with astigmatism［J］.Laser Technology，2013，37(4):551-555(in Chinese).

［9］ KARMAN G P，WOERDMAN J P.Fractal structure of eigenmodes of unstable-cavity lasers［J］.Optical Letters，1998，23(24):1909-1911.

［10］ LIU W，REN X.Large piezoelectric effect in Pb-free ceramics［J］.Physical Review Letters，2009，103(25):257602.

［11］ LIU Zh M，OUYANG G Y，LIU Y.Design of a dynamic driving power for large displacement piezoelectric actuator［J］.Chinese Journal of Power Sources，2011，35(3):294-296(in Chinese).

［12］ FENG Y X，LI W，WANG Y Q.Present situation and development of power supply for piezoelectric actuator［J］.Instrument Technique and Sensor，2008(11):109-112(in Chinese).

［13］ GE P，JOUANEH M.Tracking control of a piezoceramic actuator［J］.IEEE Control Systems Technology，1996，4(3):209-216.

［14］ CHOI G S，KIM H S，CHOI G H.A study on position control of piezoelectric actuators［C］//Proceedings of the IEEE International Symposium on Industrial Electronics ISIE’97.New York，USA:IEEE，1997:851-855.

［15］ ZHANG T，SUN L N，CAI H G.Study on the fundamental characteristics of piezoelectric element［J］.Optics and Precision Engineering，1998，6(5):26-32(in Chinese).

［16］ CROFT D，SHEDD G，DEVASIA S.Creep，hysteresis，and vibration compensation for piezoactuators［C］ //Proceedings of American Control Conference 2000:Atomic Force Microscopy Application.New York，USA:IEEE，2000:2123-2128.