Mezinárodní konference
Diagnostika `09 pořádaná Oddělením elektrotechnologie, Katedry technologií a měření Fakulty elektrotechnické, Západočeské univerzity v Plzni
Srní 9. - 11. září 2009
ISBN 978-80-7043-793-3 Vydala Západočeská univerzita v Plzni
Řada mezinárodních vědeckých konferencí, které se již staly dobrou tradicí, se opět rozšíří o další.
Diagnostika `09 je již devátá v této řadě stejnojmenných konferencí. I ona navazuje na tradici předchozích a letos je navíc součástí oslav Šedesáti let vysokoškolské výuky elektrotechniky v Plzni. Je zaměřena na výměnu zkušeností a prezentaci výsledků činnosti účastníků. Klade si za cíl vytvořit prostředí pro navazování nových i prohlubování stávajících kontaktů pracovníků, kteří se věnují diagnostice elektrických zařízení i výzkumu v oblasti elektrických prvků a systémů ve všech oblastech elektrotechniky. I tato konference je prioritní akcí při řešení výzkumného záměru MSM 4977751310 - Diagnostika interaktivních dějů v elektrotechnice, jehož je naše pracoviště nositelem. Tento sborník obsahuje všechny Vámi zaslané příspěvky, které i letos prošly recenzí provedenou členy programového vedení konference. Konference se opírá o spolupráci našeho pořádajícího pracoviště s podniky a firmami, z nichž mnohé jsou i jejími sponzory. Je proto opět mojí milou povinností poděkovat srdečně sponzorům, bez jejichž přispění bychom akci nemohli uskutečnit v plném rozsahu. Jedná se o následující firmy: 1. servis-energo s. r. o., Plzeň EN-CENTRUM, s. r. o., Praha ŠKODA Electric a. s., Plzeň ETD Transformátory a. s., Plzeň
COGEBI a. s., Tábor ORGREZ a. s., Brno Testovací technika s. r. o., Praha Petr Voda Electronics, Velké Meziříčí
Tento ročník konference je technicky sponzorován Československou sekcí IEEE. Letošní konferenci pořádáme v atraktivním prostředí šumavského národního parku v oblasti šumavských plání v prostorech hotelu SRNÍ v obci Srní. Předpokládám, že se Vám toto místo bude líbit a osobitá krása i půvab šumavské přírody přispějí k dobré atmosféře konference. Věřím, že opět Vy všichni, kteří jste přijali naše pozvání a zúčastníte se konference Diagnostika `09, najdete v jejím programu něco, co Vás uspokojí, bude pro Vás nové, příjemné, přínosné a inspirující při Vaší další činnosti. Dále věřím, že tak jako v předešlých letech, bude i letos atmosféra konference tvůrčí a srdečná.
prof. Ing. Václav Mentlík, CSc. garant konference Diagnostika `09 KET/ET, FEL, ZČU
PROGRAMOVÉ VEDENÍ KONFERENCE Dipl.-Phys. Tomáš Dolák, COGEBI a. s. Tábor Ing. Zdenka Firešová, ORGREZ - R a. s. Brno Doc. Ing. Miloš Hammer, CSc. - VUT Brno Doc. Ing. Karel Chmelík, VŠB - TU Ostrava Doc. Ing. Pavel Kaláb, CSc., VUT Brno Doc. Ing. Iraida Kolcunová, Ph.D., TU Košice Doc. Ing. Eva Kučerová, CSc., ZČU Plzeň Doc. Ing. Vladislav Kvasnička, CSc., ČVUT Praha Doc. Ing. Jaroslav Lelák, Ph.D., STU Bratislava Doc. Ing. Pavel Mach, CSc., ČVUT Praha Prof. Ing. Karol Marton, DrSc., TU Košice Prof. Ing. Václav Mentlík, CSc., ZČU Plzeň Prof. Ing. Ján Michalík, Ph.D., ŽU Žilina Prof. Ing. Alena Pietriková, Ph.D., TU Košice Doc. Ing. Radek Polanský, Ph.D., ZČU Plzeň Doc. Ing. Štěpán Rusňák, CSc., ZČU Plzeň Ing. František Říšský, ETD Transformátory a. s. Plzeň Doc. Ing. Vlastimil Skočil, CSc., ZČU Plzeň Ing. Jaromír Šilhánek, Škoda Electric s. r. o. Plzeň Ing. Lumír Šašek, CSc., ETD Transformátory a. s. Plzeň Doc. Ing. Pavel Trnka, Ph.D., ZČU Plzeň Doc. Ing. Jan Urbánek, CSc., ČVUT Praha
ODBORNÝ GARANT KONFERENCE Prof. Ing. Václav Mentlík, CSc., ZČU Plzeň
ORGANIZAČNÍ VÝBOR KONFERENCE členové KET/ET FEL ZČU Plzeň: Ing. Václav Boček, Ph.D. Ing. Josef Pihera, Ph.D. Ing. Pavel Prosr, Ph.D. Ing. Robert Vik, Ph.D.
1949 – 1999 Šedesát let vysokoškolské výuky elektrotechniky v Plzni
Dějiny ve zkratce 1949 1954 1960 1963 1977 1985 1990 1991 1999 2000 2002 2003 2004 2008
počátek výuky elektrotechniky na bývalé Vysoké škole strojní a elektrotechnické v Plzni první absolventi – inženýři elektrotechniky vznik samostatné Fakulty elektrotechnické na VSŠE dokončena výstavba budovy FEL v Sedláčkově ulici 15 více než 1000 studentů FEL zahájena výstavba na Zeleném trojúhelníku, nakonec bez budov FEL rozdělení fakulty na FEL a FAV vznik Západočeské univerzity v Plzni více než 1500 studentů FEL výstavba nové budovy FEL na Zeleném trojúhelníku zaveden třístupňový strukturovaný systém studia (Bc. – Ing. – Ph.D.) otevření nových poslucháren v budově FEL na Zeleném trojúhelníku přestěhování fakulty z historických prostor do nové budovy stabilizace počtu studentů FEL na hodnotě 2200
Děkani FEL prof. Ing. dr. Emil Langer, DrSc. (1960-63) prof. Ing. dr. Karel Volf (1963-66, 1971-76) prof. Ing. Jaroslav Chládek (1966-71) doc. Ing. Zbyněk Kraus, CSc. (1976-84) prof. Ing. Jaroslav Švajcr, CSc. (1984-89) prof. Ing. Jiří Kožený, CSc. (1989-91) doc. Ing. Václav Čtvrtník, CSc. (1991-94) doc. Ing. Vlastimil Skočil, CSc. (1994-2000) doc. Ing. Jiří Masopust, CSc. (2000-03) doc. Ing. Jiří Kotlan, CSc. (od roku 2003)
Fakulta v číslech Počet studentů cca 2200 Počet zaměstnanců celkem 135 počet profesorů 14 počet docentů 33 Počet kateder 5 Počet studijních programů 2 Bakalářské studijní obory 6 Navazující magisterské st. o. 8 Doktorské studijní obory 3 Historický počet absolventů téměř 10.000
Studium na FEL Bakalářský studijní program se dělí na studijní obory: Elektrotechnika a energetika, Elektronika a telekomunikace, Komerční elektrotechnika, Technická ekologie, Elektrotechnika, Aplikovaná elektrotechnika. Navazující magisterský studijní program se dělí na studijní obory: Dopravní elektroinženýrství a autoelektronika, Elektroenergetika, Elektronika a aplikovaná informatika, Komerční elektrotechnika, Průmyslová elektronika a elektromechanika, Technická ekologie, Telekomunikační a multimediální systémy, Aplikovaná elektrotechnika Doktorský studijní program se dělí na studijní obory: Elektronika, Elektrotechnika, Elektroenergetika
Studijní obory nabízejí možnost širokého spektra odborného vzdělání. Od elektroenergetiky přes elektroniku až po telekomunikační a multimediální systémy či automobilovou elektroniku a elektrotechniku v dopravě. Studenti tak poznají nové elektrotechnické a elektronické technologie, zvládnou praktické využití počítačů, získají jazykovou průpravu a základní poznatky a dovednosti potřebné pro práci úspěšného technika, informatika, managera či jinak zaměřeného vysokoškolsky vzdělaného odborníka. Absolventi elektrotechnické fakulty nalézají velmi široké uplatnění díky své značné univerzálnosti, dobrému všeobecnému rozhledu, racionálnímu a praktickému myšlení i výrazné adaptabilitě na různé profesní podmínky. Obory AEL a AE lze studovat ve formě prezenční i kombinované a nabízí tak možnost vysokoškolského vzdělání širšímu spektru studentů.
Věda a výzkum Zaměření hlavní výzkumné a vývojové činnosti je možné rozdělit do pěti oblastí dle jednotlivých kateder. Ty nabízejí své odborné práce a služby včetně technického vybavení pro partnery z průmyslu jak z České republiky, tak ze zahraničí. Za dobu své existence se může Fakulta elektrotechnická prezentovat mnoha úspěšně vyřešenými úkoly z teoretické i aplikační oblasti. V oblasti výzkumu a vývoje stojí některá pracoviště fakulty na předních místech nejen v České republice ale i ve srovnání se zahraničím. Mezi ně bezesporu patří dopravní systémy, výkonová elektronika a pohony (především pro trakční vozidla), embedded systémy a diagnostika. Činnost fakulty na poli VaV je soustředěna především do následujících strategických oblastí: Materiálové inženýrství, Dopravní systémy a automotivní technika, Energetika a alternativní zdroje energie, Výkonová elektronika a pohony, Elektronika, Embedded systémy a ICT, Diagnostika a instrumentace. Od roku 2005 je FEL nositelem velmi významného výzkumného záměru „Diagnostika interaktivních dějů v elektrotechnice“. Hlavními současnými největšími průmyslovými partnery jsou např. Škoda Plzeň, ZAT, ABB, Škoda Auto Mladá Boleslav, Panasonic, Robert Bosch, ZF, MBTech, ČEZ a EON.
Obsah Diagnostické laboratorní metody Priebežné výsledky z on-line monitorovacieho systému prevádzkovaného na experimentálnom distribučnom transformátore Brandt M. – EF ŽU Žilina, Prosr P. – FEL ZČU Plzeň
13
Kalibrace platinových termistorů Čengery J. – FEL ZČU Plzeň
17
Vliv vícefaktorového namáhání na elektrické vlastnosti izolačních materiálů Frk M. – FEKT VUT Brno
21
On-line diagnostika porušené rotorové tyče asynchronního stroje Kindl V. – FEL ZČU Plzeň
25
Vplyv prevádkových činiteľov na degradáciu povrchových ochrán vn cievok Kolcunová I., Kurimský J., Kvakovský M. - FEI KEE Košice
29
Přípravek pro určování teplotního pole v klimatické komoře Kubernát V. – KET ZČU Plzeň
33
Diagnostics of Transformer using Labview Linhart F. – FEL ČVUT Praha
37
Meranie teplotného profilu v prostredí nasýtených pár Livovský Ľ., Pietriková A. – FEI TU Košice
40
Aspekty analýzy akustické odezvy modelu vinutí na napěťový impulz Müllerová E., Tureček O. – FEL ZČU Plzeň
44
Měření velmi nízkých proudů v elektroizolačních materiálech a metodika potlačování šumu Palai-Dany T., Liedermann K. – FEKT VUT Brno
47
Magnetická rezonance a možnosti jejího použití v diagnostice materiálů pro elektrotechniku Steinbauer M., Hadinec M. – FEKT VUT Brno
51
Impedance measurement on crystalline silicon PV cells Šály V., Packa J., Ďuriš T., Perný M., Ružinský, M. – FEI STU Bratislava; Bařinka R., Poruba A. – Solartec s.r.o Rožnov pod Radhoštěm
55
Vliv tvaru napěťových impulzů na rychlost stárnutí elektrické izolace Trnka P., Hamar R., Mentlík V. – FEL ZČU Plzeň
59
7
Provozní měření a zkoušky elektrických zařízení Wear decrease of the brushes of the electrical machine Avilov V. D., Veselka F. - FEKT VUT Brno, Petrov P. G., Macko J. A. - SP ETP-5 Omsk
63
Diagnostika termohydraulických procesů na JE Bláha V., Havlíček O. – ŠKODA JS a.s.
66
Testy fotovoltických modulov Ďuriš T., Šály V., Packa J., Váry T. – FEI STU Bratislava, Bařinka R., Poruba A. – Solartec s.r.o Rožnov pod Radhoštěm
70
Skúšky VN chladiča pre IGBT Franko M., Buday J., Kuchta J. – EVPÚ a.s. Nová Dubnica, Seewald R., Palček P. – SjF ŽU v Žiline, Brandt M., Michalík J. – EVPÚ a.s. - CVMS Žilina
74
Frequency diagnostics options of transformer Gutten M., Korenčiak D. – EF ŽU Žilina
78
On-line diagnostika blokových transformátorů jaderných elektráren Kaška M., Mareček O. – TES s.r.o. Třebíč
82
Kontinuálna diagnostika hybridného elektromobilu Kučera M., Šebök M., Gutten M., Kučera S. – EF ŽU Žilina
86
Využití dielektrické absorpce v diagnostice izolace generátorů Petr J., Radová L. – FEL ČVUT Praha, Antfeist F. – ČEZ a.s. Praha
89
Rozdělení budícího proudu turbogenerátorů velkých výkonů na jednotlivé kartáče sběrného ústrojí Rada P., Valenta J. – BRUSH s.r.o. Plzeň
93
Ztráty v magnetickém obvodu transformátoru při neharmonickém napájení Skala B. – FEL ZČU Plzeň
97
Zachycení sil působící na statorová vinutí extrémně namáhaných točivých strojů Stauber J., Sládek V., Krupauer P. – BRUSH s.r.o. Plzeň
101
Thermovision diagnostics of electrical equipment at reduced current load Šebök M., Gutten M., Kučera M., Kučera S. – EF ŽU Žilina
105
K problematike merania anténových systémov rozhlasových vysielačov termovíziou Šimko M., Chupáč M. – EF ŽU Žilina
109
8
Měření rušivých komponent ve spektru trakčního proudu drážních vozidel Švanda J. – ŠKODA Electric a.s. Plzeň
113
Přenosový systém pro širokopásmovou detekci částečných výbojů Švarný J. – FEL ZČU Plzeň
116
Možnosti on-line měření částečných výbojů pro diagnostiku poruchy výkonových transformátorů Trnková M. – ETD Transformátory a.s. Plzeň, Trnka P. – FEL ZČU Plzeň
120
Diagnostika prachových částic z vnitřního prostoru elektrického stroje Veselka F. - FEKT VUT Brno
124
Sledování struktury a vlastností materiálů a prvků pro elektrotechniku Chování senzorových struktur na bázi organických materiálů ve frekvenční oblasti Blecha T. – FEL ZČU Plzeň
128
Polymerní nanokompozitní dielektrika Boček J., Mentlík V. – FEL ZČU Plzeň
132
Měření tvrdosti výplňové směsi pro kabely s koncentrickým nulovým vodičem Burget D., Tůmová O. – FEL ZČU Plzeň
136
Indentifikácia potenciálneho rozvstvovania izolácie typu Mica v statorových tyčiach veľkých motorov Ďurman V., Lelák J., Budaj J. – FEI STU Bratislava
140
Elektrické vlastnosti PEDOTu Džugan T., Kroupa M., Hamáček A., Řeboun J. – FEL ZČU Plzeň
144
The influence of microscopic in-homogeneites in material on the shape of magnetic field in MR tomograph Hadinec M., Steinbauer M. – FEKT VUT Brno
148
Problematika stykového odporu kontaktů odpojovačů Jiřičková J., Vlk R., Rusňák Š., Krasl M. – FEL ZČU Plzeň
152
Model pasivního magnetického ložiska s HTS Kuba J. – FEL ČVUT Praha
155
Lamináty s kevlarovou výztuží v elektrotechnice Kučerová E. – FEL ZČU Plzeň
159
Modifikovaná elektricky vodivá lepidla Mach P. – FEL ČVUT Praha
163
9
Analýza I(t) závislosti počas štrukturalizácie magnetických nanočastíc v magnetickej kvapaline Marton K. - FEI TU Košice, Tomčo L. - LF TU Košice, Cimbala R. – FEI TU Košice, Koneracká M., Kopčanský P., Timko M. - UEF SAV Košice
167
Vliv degradace elektroizolačního materiálu na parametry reakční kinetiky Mentlík V., Sušír J., Polanský R., Prosr P. – FEL ZČU Plzeň
171
Životnost alternativních elektroizolačních kapalin pro transformátory Mentlík V., Trnka P., Pihera J., Polanský R., Prosr P. – FEL ZČU Plzeň
175
Působení klimatických faktorů na lamináty Morwitzová G. – FEL ZČU Plzeň
179
Vliv drsnosti povrchu na pájitelnost desek plošných spojů Novák T., Steiner F. – FEL ZČU Plzeň
183
Sledovanie štruktúr spojov na báze zliatiny SAC Pietriková A., Livovský Ľ., Ďurišin J. – FEI TU Košice
187
Vlastnosti částečných výbojů během tepelného a elektrického stárnutí Pihera J., Martínek P., Klasna J., Paslavský B. – FEL ZČU Plzeň
191
Organické senzory par Řeboun J., Hamáček A., Džugan T., Kroupa M. – FEL ZČU Plzeň
197
Diagnostika mechanicky zatěžovaných nevodivých materiálů prostřednictvím signálů elektromagnetické a akustické emise Trčka T., Koktavý P., Koktavý B. – FEKT VUT Brno
201
Stárnutí elektrické izolace – elektrické stromečky Trnka P., Pihera J., Širůček M. – FEL ZČU Plzeň
205
Optické sledování defektů pájených spojů po mechanickém namáhání Tučan M., Urbánek J. – FEL ČVUT Praha
209
Diagnostika pájeného spoje Urbánek J. – FEL ČVUT Praha
212
Využití vodivých polymerů v silnoproudé elektrotechnice Vik R. – FEL ZČU Plzeň
216
Cínové whiskery - riziko pro spolehlivost elektrotechnických výrobků Žák P., Kudláček I. – FEL ČVUT Praha
220
Příspěvek k ověřování spolehlivosti DPS s lepenými spoji Žák P., Kudláček I., Bína J. – FEL ČVUT Praha
224
10
Ostatní diagnostické metody a šetření Možnosti využití termografických metod v lékařství Benešová H. – FEL ZČU Plzeň
228
Statistické metody pro posuzování kvality izolace statorového vinutí velkých točivých strojů Bezděkovský J., Krupauer P. – BRUSH s.r.o. Plzeň
232
Možnost stanovení korelačního koeficientu pro dvě měřené veličiny při teplotním stárnutí Boček V,. Matějka F. – FEL ZČU Plzeň
236
Effect of thermal ageing on dielectric parameters of FRNC cables Budaj J., Váry M. – FEI STU Bratislava
240
Aspekty neuronových sítí Dobrá K., Růžičková V. – FEL ZČU Plzeň
244
Diagnostika a minimalizácia účinkov ESD v podmienkach podniku na výrobu elektroniky Gašparovič M. - Sony Nitra, Kopča M, Váry M. - FEI STU Bratislava
248
Vliv zešikmení drážek rotorového vinutí na parametry náhradního schématu asynchronního stroje Hruška K. – FEL ZČU Plzeň
252
Zajištění bezpečného provozu strojů a zařízení Chmelík K., Koziorek J. – FEI VŠB-TU Ostrava
256
Analýza oteplení cívky statorového vinutí Janda Z., Pechánek R. – FEL ZČU Plzeň
260
Mezní hodnoty organických syntetických esterů Kubalík J. - ČEZ Distribuční služby, s.r.o.
264
The influence of electric field on breakdown properties of transformer oil Kúdelčík J., Gutten M. – EF ŽU Žilina
266
Porovnání schopností různých druhů neuronových sítí pro účely shlukové analýzy Kupka L., Burget D. – FEL ZČU Plzeň
270
Fyzikální model úderu blesku do objektu Mikeš J., Kvasnička V., Klouček T. – FEL ČVUT Praha
274
Využití modelů stárnutí pro určení životnosti pulzně namáhané izolace Palán R. – FEL ZČU Plzeň
279
11
Vplyv porúch komutácie elektrických strojov na elektronické médiá Poliak J. – EF ŽU Žilina
283
Diagnostika - kvalita - prosperita Ponický P. – FM TnUAD Trenčín
287
Characterisation of shielding fabrics Szabó Z., Fiala P., Kaláb P. – FEKT VUT Brno
291
Nové aspekty v metrologii a technické normalizaci Tůmová O. – FEL ZČU Plzeň
295
Vyšetřování hlukových zátěží jako součást výuky na FEL ZČU Tůmová O., Vejvodová E., Návorka M. – FEL ZČU Plzeň
299
Optimalizace diagnostických procesů Tupa J. – FEL ZČU Plzeň, Basl J. – FIS VŠE Praha
302
12
Priebežné výsledky z on-line monitorovacieho systému prevádzkovaného na experimentálnom distribučnom transformátore. Brandt M. – EF ŽU Žilina, Prosr P. – FEL ZČU Plzeň Anotácia The application of monitoring system enables to warn timely of the rising failure and also decrease of degradation of single subsystems of machine. The main objective of the paper is to describe experiences with developed monitoring system for transformers with oil-paper insulation system. Monitoring system is permanently operated in laboratory conditions at EF ŽU in Žilina. Experimental transformer is permanently loaded by impedance which presents ½ of rated power. Trends of the gases content in oil of the transformer in dependence on winding temperature and loading are measured and recorded.
Úvod Monitorovací systém, ktorý je uvedený v prevádzke na experimentálnom distribučnom transformátore v laboratórnych podmienkach meria pomocou elektronického priemyselného multimetra Lovato DMK 20 prevádzkové parametre (U, I, P, S, Q, atď.) [1], teplotu vinutia (optovláknovými sondami NEOPTIX), teplotu vo vrchnej časti transformátorovej nádoby (PTP 50), teplotu okolia (PTP 10) a monitoruje jednotlivé trendy vývoja celkových plynov rozpustených v transformátorovom oleji, vlhkosť a obsah vody (sonda Hydran M2) [2]. Priebežné výsledky monitorovaného transformátora nadväzujú na príspevok uverejnený na konferencii Nové smery v diagnostike a opravách elektrických strojov a zariadení pod názvom Experimentálne nasadenie monitorovacieho systému na distribučný transformátor [3]. Funkčná bloková schéma navrhnutého monitorovacieho systému transformátora (MST) je zobrazená na nasledovnom obrázku.
Obr. 1: Funkčná bloková schéma monitorovacieho systému. Na server sú ukladané všetky namerané dáta. Server komunikuje z meracími zariadeniami cez komunikačné porty tak ako je to znázornené na obr. 1. Jednotlivé dáta sú ukladané na pevný harddisk počítača, ktoré sú prístupné aj cez sieť Internet pomocou diaľkového pripojenia komunikačným softvérom RAC (Remote Administrator Control client).
13
Namerané dáta a ich analýza Namerané dáta zo všetkých snímačov a sond musia byť dôkladne a presne vyhodnotené. Aby sme dospeli ku konkrétnym záverom a hodnoteniam je potrebná analýza údajov, grafické spracovanie ako aj určenie možného výskytu poruchy na transformátore počas jeho prevádzky. Pri analýze vychádzame zo zaznamenaných dát jednotlivými softvérmi pre dané monitorovacie systémy (Hydran Host, Neolink, DMK). Pokiaľ sú spustené všetky programy na serveri, je zabezpečené automatické ukladanie nameraných dát v časových intervaloch (15 min., prípadne pre vyhodnotenie z dlhodobého hľadiska prevádzky vyberáme interval nameraných dát každých 6 hodín). Vývoj plynov rozpustených v transformátorovom oleji je závislý od výkonu záťaže, ako aj od teploty vznikajúcej počas prevádzky transformátora. Vzťah ako aj odozvy na zmeny záťaže medzi teplotou vinutia, výkonom a plynmi vyjadrujú nasledovné priebehy. Vývoj plynov rozpustených v transformátorovom oleji v závislosti od teploty vinutia za obdobie 1.1. 2009 - 14.4. 2009
90 80 70 60 50 40 30 20 10 0 18.12.2008
7.1.2009
27.1.2009
Hydran PPM
16.2.2009
8.3.2009
%RH Level
28.3.2009
H2O PPM
17.4.2009
7.5.2009
Teplota [°C]
Obr. 2: Vývoj plynov rozpustených v transformátorovom oleji v závislosti od veľkosti teploty vinutia za sledované obdobie 1.1. 2009 – 14.4. 2009. Trend vývoja celkového množstva plynov (Hydran PPM) priamo súvisí z veľkosťou záťaže, ktorá je pripojená na transformátor. Keď si všimneme jednotlivé odozvy na zmeny veľkosti záťaže je vidieť ako rýchlo stúpa množstvo plynov, ktoré sa rozpúšťajú v transformátorovom oleji. Ako náhle je transformátor odľahčený od záťaže dochádza k znižovaniu množstva plynov s určitým časovým posunom (časovou odozvou), ktorá je vo vývoji takéhoto trendu obvyklá. Percentuálne vyjadrená vlhkosť v oleji a voda v pomerných jednotkách ppm taktiež reaguje na zmeny záťaže (obr. 3). Odozvy na teplotné zmeny sú rýchlejšie a preto je možné na základe vývoja týchto zložiek (RH, H2O) určovať či v danom trende dochádza k neobvyklým zmenám vplyvom poruchy, alebo či ide o prirodzenú reakciu na konkrétne prevádzkové podmienky.
14
Vývoj plynov rozpustených v transformátorovom oleji v závislosti od výkonu záťaže
90 80 70 60 50 40 30 20 10 0 28.12.2008
17.1.2009
6.2.2009
26.2.2009
Hydran PPM
Teplota [°C]
18.3.2009
7.4.2009
S [kVA]
Obr. 3: Vývoj plynov rozpustených v transformátorovom oleji v závislosti od veľkosti výkonu záťaže za sledované obdobie 1.1. 2009 – 14.4. 2009. Podľa priebehov na obr. 2, 3 môžem určiť, že pri zvyšovaní výkonu záťaže dochádza k uvoľňovaniu vody obsiahnutej v pevnej izolácii smerom do izolačného oleja. Vývoj celkových plynov pritom postupne narastá. Pri znížení výkonu záťaže opäť postupne dochádza k znižovaniu vody a vlhkosti obsiahnutej v izolačnom oleji, ktorá má tendenciu prechádzať do pevnej izolácie (papierovej) a tým znižovať elektrickú pevnosť izolačnej sústavy. Detailné zobrazenie súvislostí medzi teplotou vinutia a obsahom vlhkosti v oleji je vidieť z obrázku 4, ktorý zachytáva uvedené parametre v kratšom intervale od 5. do 29. 6. 2008. Jedná sa o interval, v ktorom došlo k odstaveniu experimentálneho transformátora z dôvodu nárastu obsahu plynov a vlhkosti v oleji a rastúcim teplotám vinutia.
1.6.2
40 70 35 60 30 50
25
40
20
30
15
20
10
008
6.6.2
008
TW1
8 8 8 8 .200 .200 .200 .200 11.6 26.6 16.6 21.6 TW2
Hydran PPM
%RH Level
1.7.2
H2O ppm %RH Level
Temperature °C Hydran ppm
80
008
H2O PPM
Obr. 4: Podrobné zobrazenie teplôt vinutia, obsahu plynov a vlhkosti v oleji v intervale od 5.6. do 29.6. 2008
15
Pre komplexnejšie určenie stavu monitorovaného transformátora je potrebné analyzovať priebehy vývoja plynov rozpustených v oleji v závislosti od teploty. Záver Z nameraných údajov môžeme povedať, že experimentálny transformátor počas prevádzky nevykazuje anomálie vo vývoji plynov rozpustených v transformátorovom oleji a prechodné stavy, kedy dochádza k prechodu vlhkosti a vody z pevnej izolácie do kvapalnej a naopak, je spôsobené charakterom a veľkosťou záťaže a samozrejme prevádzkovou teplotou transformátora. Ak by bol zaznamenaný trvalý a stále stúpajúci trend vývoja celkového obsahu plynov, v takom prípade by mali byť odobraté vzorky oleja pre chromatografický rozbor, na základe ktorého je možné stanoviť výpočtom a analýzou presný typ poruchy. Transformátor by bol podrobený aj ďalším diagnostickým skúškam (SFRA, meranie izolačných odporov, tg δ, atď.), na základe ktorých by sa zhodnotil celkový stav transformátora v porovnaní z prevádzkovými podmienkami pre činnosť výkonových transformátorov (IEC 354, EN 60076-1). The authors wish to thank for the support to the R&D operational program Centre of excellence of power electronics systems and materials for their components, No. OPVaV2008/2.1/01-SORO, ITMS 26220120003 funded by European Community. Literatúra 1. LOVATO DMK [cit. 5.5. 2008] Dostupný z WWW < http://www.lovato.cz/katalog/Lovato/clanky/DMK.pdf> 2. Hydran M2 Monitoring System, GE Energy, [online], [cit. 13.6.2008] Dostupný z WWW
3. Brandt M., Prosr P.: Experimentálne nasadenie monitorovacieho systému na distribučný transformátor, In: Nové smery v diagnostike a opravách elektrických strojov a zariadení, ISBN 978-80-8070-850-4, EDIS Žilina 2008. 4. Mentlík, V.; Michalík, J.; Polanský, R.; Prosr, P.; Brandt, M. Property Changes of Transformer Oil during Limiting States of Transformer. In CEIDP. Piscataway : IEEE, 2008. s. 309-312. ISBN 978-1-14244-2549-5. Autori Ing. Martin Brandt; EVPÚ a.s. – CVMS EF Žilina, Univerzitná 1, 010 26 Žilina; e-mail: [email protected] Ing. Pavel Prosr, Ph.D.; Oddělení elektrotechnologie, Katedra technologií a měření, Fakulta elektrotechnická, Západočeská univerzita v Plzni; Univerzitní 26, 306 14 Plzeň; e-mail: [email protected]
16
Kalibrace platinových termistorů Čengery J. – FEL ZČU Plzeň Anotace This article deals with system and workplace design for thin film platinum temperature sensors measuring and calibration. The goal of every produces of these sensors is to achieve the highest tolerance class level given by appropriate standards. Our team realized a system for sensors temperature coefficient of resistance (TCR) measurement and their classification based on normalized tolerance values. This system will enhance effectives and profitability in platinum sensors massproduction. For control all process calibration was created program which controls measurement instruments and evaluate measured data.
Úvod Při výrobě platinových odporových termistorů je důležité zvládnutí technologického procesu výroby. Správně nastavená technologie výroby pak do určité míry zaručuje, jakou bude mít opakovaně platinová vrstva výsledný odpor. To je důležité zejména z hlediska konečné ceny prodávaného výrobku, protože platí, že čím přesnější bude hodnota odporu, tím může být výrobek dražší. Aby se docílilo této opakovatelnosti, musí být zavedena zpětná vazba, která bude jednak dávat informaci o přesnosti a tedy o ceně produktu a jednak o stavu technologického procesu výroby. Tolerance odporů těchto platinových termistorů jsou standardizovány normou, ale nejsou dány přesné návody a postupy na jejich kalibraci. Platinové termistory Platinové termistory se vyrábějí drátkovou, tenkovrstvou nebo tlustovrstvou technologií. V prvém případě je drátkový měřící odpor tvořen spirálovitě stočeným tenkým drátkem zataveným do keramiky nebo skla. Nejlepší stability lze docílit volným uložením platinové cívky ve směsi helia a kyslíku, protože díky různé teplotní délkové roztažnosti platiny a izolačního materiálu, které se dotýkají, vzniká systematická chyba, která má charakter hystereze. Při výrobě tenkovrstvou technologií se platinový odpor vytvoří na ploché korundové destičce pomocí techniky napařování a iontového leptání. Tyto teplotní senzory mají pak rychlejší odezvu než odpory drátkové, mají obvykle vyšší odpor a jsou levnější. Na druhou stranu drátkové platinové odpory jsou však časově stálejší. Čistota platiny pro provozní teploměry se posuzuje podle tzv. redukovaného odporu W100, který je ideálně dán poměrem odporů senzoru při 100 °C a 0 °C: R W100 = 100°C = 1,385 R0°C nebo dle teplotního koeficientu α, který vychází opět z poměrů odporů při 100 °C a 0 °C pro čistou platinu:
α=
(R100 − R0 ) = 0,003850 100 ⋅ R0
= 3850 ppm
Toleranční třídy U provozních teploměrů je důležitá záměnnost umožňující měřit s chybami v určitých standardizovaných mezích. Z tohoto důvodu jsou normami určeny základní hodnoty odporů včetně odchylek. Pro typ α = 3850 ppm jsou dány tyto dvě základní toleranční třídy:
17
Třída: • A: pro rozsah teplot: -200 °C až 650 °C je tolerance: ± (0,15 + 0,002 · | T |) °C • B: pro rozsah teplot: -200 °C až 850 °C je tolerance: ± (0,3 + 0,005 · | T |) °C 5 tol. A (°C)
4,5
tol. B (°C)
4
tol. (°C)
3,5 3 2,5 2 1,5 1 0,5 0 -200
-100
0
100
200
300
400
500
600
700
800
900
T (°C)
Obr. 1: Toleranční třídy pro termistor Pt 100 Standardní hodnota odporu platinového senzoru je 100 Ω při 0 °C, kromě této hodnoty se ale vyrábějí též platinové senzory 50, 200, 500, 1000 a 2000 Ω. Pro teplotní závislost standardního měřícího odporu (α = 3850 ppm, R0 °C = 100 Ω) platí vztah: R(t) = R0 °C [1 + At + Bt2 + Ct3 (t -100)] , A = 3,90802x10-3 K-1, B = -5,802x10-7 K-2 a C = -4,27350x10-12 K −3 pro t < 0 °C, resp. C = 0 pro t > 0 °C. Chyba linearity pro rozsah teplot od 0 °C do 100 °C činí asi 1,45·10-3 R0 °C, tedy cca 0,15 °C. Kromě výše uvedených teplotních rozsahů se vyrábějí též vysokoteplotní senzory do teploty 1100 °C. Odporové senzory teploty se vyrábějí buď se dvěma nebo čtyřmi vývody. U dvouvodičového provedení se přičítá odpor vývodů k odporu vlastního senzoru a vzniká tak jistá proměnná chyba. Kalibrace Při výrobě je pak nutné tyto dané parametry umět splnit a ověřit jejich platnost. Zejména v počátku nastavení procesu je nutné testovat každý vyrobený kus. K ověření parametrů platinového senzoru jsou stanoveny kusové výrobní zkoušky a typové zkoušky. Naše pracoviště mělo za úkol navrhnout kusovou výrobní zkoušku pro stanovení tolerance odporů pro platinový termistor 1000 Ω. Zkouška pro teploměry třídy A se musí provádět při dvou nebo více teplotách vhodně rozložených v uvedeném pracovním rozsahu. Zkouška pro teploměry třídy B stačí provádět při jedné teplotě a to v bodě tání ledu. Pro daný typ teploměru byly stanoveny dvě teploty 0 a 100 °C. Otázkou byla volba média pro nastavení teploty okolí. Na výběr byly v podstatě dvě možnosti a to buď ohřívat a chladit plyn a nebo ohřívat a chladit kapalinu. Zvolena byla kapalina, protože se u ní předpokládá stabilnější rozložení teploty než u proudícího plynu. Však z důvodu použitých teplot není možné použít vodu, ale kapalinu s vysokým bodem varu a nízkým bodem mrazu. Nejdůležitějším hlediskem, byl však fakt, že kapalina musí být velmi dobrý izolant, protože testované platinové teploměry se do kapaliny ponořují i s vývody. Po testování několika typů kapalin, však reálný izolační odpor mezi vývody v desítkách až stovkách megaohmů nebyl dostačující.
18
Dalším krokem bylo vyzkoušení silikonového oleje, od kterého se očekávají lepší parametry, ale za cenu toho, že se špatně odstraňuje. Technické řešení Pro rychlé měření a vyhodnocení je jasné, že se musí použít dvě teplotní lázně. Proto byly vybrány dvě přesné termostatické lázně. Jedna lázeň je pouze s ohřevem a druhá má navíc chlazení. Měření odporu teplotního čidla musí být prováděno z hlediska přesnosti čtyřbodovou metodou a z hlediska samoohřevu při proudu maximálně 1 mA. K tomu účelu byl vybrán měřící přístroj s multiplexem pro přepínání minimálně 10 kanálů a s dostatečnou přesností měření. Na obrázku 1 je vidět blokové schéma uvedeného návrhu. Celý tento systém je řízen jedním počítačem. Termostat+ ohřev Lázeň 100°C
Senzory připojené čtyřbodovou metodou
Multiplex
Měřící přístroj
PC
Termostat+ ohřev Lázeň 0°C Chlazení
Obr. 1: Blokové schéma měřicí aparatury. Řídící program Pro řízení procesu kalibrace byl vyvinut program, který ovládá uvedené přístroje a řídí celý proces kalibrace včetně konečného vyhodnocení. Na obrázku 2 je vidět blokový vývojový diagram celého kalibračního procesu. Tento proces byl navržen s předpokladem výroby teploměrů ve třídě A, proto je cyklus dvoufázový pro měření odporů při dvou teplotách. Nejprve se změří odpory jedné sady vzorků v jedné lázni, po té v druhé a vzápětí se provedou výpočty a analýza tolerancí a hodnoty TKR. Výstupem měření je protokol s naměřenými údaji a s informací o zařazení teploměru do dané toleranční třídy. Při návrhu procesu kalibrace byl především kladen důraz na rychlost a automatizaci jednotlivých úkonů. Automaticky je například hlídáno zda teploty lázní jsou v zadané toleranci, zda byly připojeny testované vzorky, zda jsou vzorky ponořeny do zadané lázně nebo zda došlo k ustálení odporu pro přesné měření. Pomocí těchto kroků obsluha pouze spustí začátek cyklu a řídí se dalšími pokyny obslužného programu.
19
Obr. 2: Blokové schéma řídícího programu procesu kalibrace platinových termistorů Závěr V současné době námi navržený systém kalibrace testujeme před nasazením do výroby. V počátku výroby těchto přesných tenkovrstvých platinových teploměrů bude potřeba kalibrovat každý vyrobený kus a po ověření a zavedení výrobního postupu se počítá s ověřováním několika vzorků z jedné série. Z hlediska perspektivy je pro přesné měření ve velkém rozsahu teplot platina nejčastěji používaným materiálem pro kovové odporové senzory teploty. Platina může být vyrobena ve standardně čistém stavu a je fyzikálně i chemicky stálá. Vysoká přesnost měření, široký rozsah měřené teploty, vysoká dlouhodobá stabilita a malá nelinearita závislosti odporu na teplotě nabízejí široké možnosti použití platinových teploměrů i v náročnějších aplikacích. Literatura 1. Průmyslové platinové odporové snímače teploty: ČSN IEC 751/A2 2. Kreidl M.: Měření teploty - senzory a měřicí obvody, ISBN 80-7300-145-4, BEN 2005 3. KABEŠ, K.: Přehled trhu – inteligentní převodníky teploty. Automatizace, 2004, roč. 47, č. 1, s. 33. Autor Ing. Jiří Čengery, Ph.D.; Oddělení technologie elektroniky, Katedra technologií a měření, Fakulta elektrotechnická, Západočeská univerzita v Plzni; Univerzitní 8, 306 14 Plzeň; e-mail: [email protected]
20
Vliv vícefaktorového namáhání na elektrické vlastnosti izolačních materiálů Frk, M. – FEKT VUT Brno Annotation The article deals with descriptions of electrical and thermal multistress ageing models for lifetime prediction of insulating system. Design and realization of laboratory workplace for multistress ageing of insulation materials is described in experimental part. The subject of the study of multistress ageing effects was composite material ISONOM which is used as slot insulation in rotating electric machines. Samples of material were exposed to thermal, electrical and especially multistress ageing at different electric field strengths and temperature. The changes of electrical properties of material are observed by using dielectric relaxation method in frequency a time domain. The results are evaluated with respect to type of ageing.
Úvod Porušení tuhých izolantů představuje většinou nevratné změny, zatímco kapalné a plynné izolanty mají regenerativní charakter a jejich vlastnosti se do určité míry samovolně obnoví. Proto je z hlediska studia degradačních procesů věnována největší pozornost právě tuhým izolačním materiálům. Modely degradace izolačních materiálů Změny vlastností izolantů působením zvýšené teploty, které se označují jako stárnutí, jsou dány výsledkem probíhajících chemických reakcí a podléhají tudíž stejným zákonitostem. Vztah mezi rychlostí degradace a působící teplotou má stejný tvar jako Arrheniova rovnice vyjadřující rychlost chemické reakce. Ke stanovení výsledné doby života při tepelném namáhání se používá Büssingův teorém a Dakinova teorie [5]. Pro zjištění celkové doby života materiálů vystavených pouze účinkům elektrického pole jsou všeobecně přijaty a nejčastěji používány dva empirické vztahy zohledňující pouze intenzitu elektrického pole a druh materiálu. Jedná se o tzv. inverzní mocninný model a exponenciální model. Při nízkých hladinách intenzit elektrického pole pozbývají uvedené modely platnost, což se vysvětluje existencí určité prahové hodnoty intenzity, pod níž již stárnutí neprobíhá. Další teoretické přístupy byly proto soustředěny na vývoj empirických vztahů, které popisují průběh doby života materiálů během elektrického namáhání v případech, kdy intenzita přiloženého elektrického pole překračuje určitou prahovou hodnotu [5]. Tento přístup řeší danou situaci částečně, neboť při menších intenzitách elektrického pole, než je prahová hodnota, by životnost byla nekonečná, a to neodpovídá realitě. Ukazuje se, že se snižujícím se namáháním při dlouhotrvající životnosti ztrácejí empirické zákony smysl a těžiště problému se přenáší do oblasti stochastického modelu [1]. V otázce modelování doby života při současném tepelném a elektrickém namáhání jsou intenzivně zkoumány a sledovány dva odlišné přístupy. První přístup vychází z Eyringova zákona a druhý je založen na skládání tepelných a elektrických modelů [5]. V průběhu posledních let bylo odvozeno několik, převážně experimentálních, modelů pro stanovení doby života. Jedná se o modely podle Simoniho, Montanariho, Ramuho, Gjaerde a Crine a jejich jednotlivé modifikace [4], [5]. Diagnostické metody K diagnostice elektrických vlastností materiálů v průběhu jejich degradace je vhodné použití metody dielektrické relaxační spektroskopie (DRS). Jejím principem je sledování
21
odezvy permanentních a indukovaných dipólů (molekulární dynamiky na mikroskopické úrovni) ve střídavém elektrickém poli měřením frekvenčních závislostí složek komplexní permitivity v obecném tvaru ∞
ε ∗ (ω ) = ε ∞ + ( ε s − ε ∞ ) ∫ ϕ (τ ) exp ( − jωτ ) dτ , 0
nebo ve stejnosměrném elektrickém poli, kde se jedná o měření časových závislostí nabíjecích a vybíjecích proudů, jež lze zapsat vztahem t ⎡γ 0 ⎤ d d i ( t ) = C0 ⎢ u ( t ) + ε ∞ u ( t ) + ( ε s − ε ∞ ) ∫ E ( t − τ ) ϕ (τ ) dτ ⎥ . dt dt 0 ⎣ε0 ⎦ Výsledky obou přístupů jsou pro lineární systémy fyzikálně ekvivalentní a mezi sebou navzájem převoditelné, což umožňují nejrůznější numerické transformace. Nejčastěji se používá převod vybíjecího proudu pomocí Fourierovy a Laplaceovy transformace nebo zjednodušené formy Fourierovy transformace – tzv. Hamonovy aproximace k získání frekvenčního průběhu ztrátového čísla v nízkofrekvenční oblasti [2]. Experimentální část V rámci experimentu bylo sestaveno pracoviště umožňující realizovat tepelné, elektrické a vícefaktorové namáhání. Základ pracoviště je tvořen uzamykatelnou teplotní komorou SteriCell 111, jejiž pracovní teplota je garantována až do 250 °C a vyrobeným zdrojem vysokého napětí do 2,2 kV, tvořený vysokonapěťovým transformátorem se vzduchovou mezerou v magnetickém obvodu. Nedílnou součástí je sada dvanácti elektrod o jmenovitém průměru 80 mm vyrobené z nerezové oceli 1.4301+1X (EN 10088-3). Styčné plochy elektrod, doléhající na vzorek, byly vyleštěna pro dokonale hladký povrch a současně byly jejich hrany zaobleny z důvodu velkých intenzit elektrického pole na ostrých hranách. Pracoviště pro metodu dielektrické relaxační spektroskopie ve frekvenční a časové oblasti sestává ze tří automatických LCR metrů Agilent a elektrometru Keithley. Modely přístrojů, včetně jejich frekvenčních rozsahů jsou uvedeny na obr. 1. Agilent E4980 Agilent 4285A Keithley 6517A
-6
-4
-2
časová oblast
Agilent 4284A
0 2 log f
4
6
8
frekvenční oblast
Obr. 1: Přístrojové vybavení k diagnostice izolačních systémů Specifikace zkušebních vzorků Vlastní experiment samotného tepelného, elektrického, ale zejména vícefaktorového namáhání byl realizován na vzorcích kompozitního materiálu Isonom NKN tepelné třídy 180. Izolační materiál je složen z polyimidového filmu Kapton krytého z obou stran nekalandrovaným papírem Nomex [3], což je syntetický materiál složený z krátkých vláken a malých vláknitých částic aromatického polyamidu, tj. aramidu. Z dodaného materiálu byly připraveny tři sady (po pěti kusech) zkušební vzorky čtvercového tvaru o rozměrech 90x90 mm a jmenovité tloušťce 0,3 mm. Jednotlivé vzorky materiálu byly vystaveny tepelnému, elektrickému a vícefaktorovému namáhání o různých teplotách, intenzitách elektrického pole a jejich vzájemné kombinace po různé časové intervaly. Konkrétní hodnoty namáhání jsou uvedeny v tab. 1.
22
Tab. 1: Specifikace namáhání zkušebních vzorků tepelné namáhání čas
200 °C
220 °C
elektrické namáhání 5,2.106 V.m-1
6,7.106 V.m-1
vícefaktorové namáhání 200 °C / 200 °C / 5,2.106 V.m-1 6,7.106 V.m-1
0 50 100 200 250 500
Výsledky a vyhodnocení experimentu Z průběhů frekvenčních závislostí ztrátového čísla (obr. 2) v daném stupni zestárnutí materiálu nelze jednoznačně prokázat synergický efekt tepelného a elektrického namáhání. Při současném účinku elektrického pole a teploty již docházelo u vybraných vzorků k tepelným i čistě elektrickým průrazům. Z parametrů Havriliakova-Negamiho rozdělení lze usuzovat, že intenzita relaxace se u sledovaného materiálu vlivem tepelného namáhání příliš nemění, při elektrickém a vícefaktorovém namáhání její velikost narůstá. Parametr α vyjadřující vzájemnou kooperativitu se s rostoucím stupněm elektrického a tepelného namáhání snižuje, tj. relaxační maximum se rozšiřuje. Dochází k většímu rozptylu relaxačních dob, který bezprostředně souvisí s chemickými změnami v materiálu. 0,08
0,08 1,5 kV / 0 h 1,5 kV / 100 h 1,5 kV / 200 h
2,0 kV / 0 h 2,0 kV / 100 h 2,0 kV / 200 h 0,06
ε´´ [ - ]
ε´´ [ - ]
0,06
0,04
0,04
0,02
0,02
0,00 1,0E+01
1,0E+02
1,0E+03
1,0E+04
1,0E+05
1,0E+06
1,0E+07
0,00 1,0E+01
1,0E+02
1,0E+03
1,0E+04
1,0E+05
1,0E+06
1,0E+07
f [ Hz ]
f [ Hz ]
Obr. 2: Dielektrická spektra tepelně namáhaného materiálu Isonom NKN 0,08
0,08
200 °C / 0 h 200 °C / 100 h 200 °C / 250 h 200 °C / 500 h
0,06
ε´´ [ - ]
ε ´´ [ - ]
0,06
0,04
0,04
0,02
0,00 1,0E+01
220 °C / 0 h 220 °C / 100 h 220 °C / 250 h 220 °C / 500 h
0,02
1,0E+02
1,0E+03
1,0E+04
1,0E+05
1,0E+06
1,0E+07
f [ Hz ]
0,00 1,0E+01
1,0E+02
1,0E+03
1,0E+04
1,0E+05
1,0E+06
f [ Hz ]
Obr. 3: Dielektrická spektra elektricky namáhaného materiálu Isonom NKN
23
1,0E+07
0,08
0,08 200 °C / 0 h 1,5 kV / 0 h 200 °C / 100 h 1,5 kV / 100 h
200 °C / 0 h 2,0 kV / 0 h 200 °C / 50 h 2,0 kV / 50 h
ε ´´ [ - ]
0,06
ε ´´ [ - ]
0,06
0,04
0,04
0,02
0,00 1,0E+01
0,02
1,0E+02
1,0E+03
1,0E+04
1,0E+05
1,0E+06
1,0E+07
f [ Hz ]
0,00 1,0E+01
1,0E+02
1,0E+03
1,0E+04
1,0E+05
1,0E+06
1,0E+07
f [ Hz ]
Obr. 4: Dielektrická spektra vícefaktorově namáhaného materiálu Isonom NKN V současné době se podařilo úspěšně sestavit pracoviště umožňující sledování a výzkum vícefaktorového namáhání izolačních materiálů, které dosud na UETE chybělo. Uvedené výsledky představují prvotní fázi rozsáhlejšího experimentu zabývajícího se studiem vícefaktorového namáhání. V horizontu dalšího období proto bude nutné věnovat zvýšenou pozornost měření vlastností materiálů vystavených účinkům elektrického, tepelného ale především vícefaktorového namáhání a pokusit se aplikovat na získaná data jeden ze životnostních modelů. Poděkování Pracoviště pro vícefaktorové namáhání bylo dosaženo s přispěním FRVŠ v rámci projektu 1379/2009 - F1/a „Inovace a modernizace laboratorních úloh v předmětu Klimatotechnologie" Literatura 1. Dissado, L. A., Fothergill, J. C. Electrical Degradation and Breakdown in Polymers. London (UK): Published by Peter Peregrinus Ltd. for the IEE, 1992. 620 s. ISBN 086341-196-7. 2. Gaefvert, U. Dielectric Response Analysis of Real Insulation Systems. In 8th IEEE ICSD. Toulouse, 2004. ISBN 0-7803-8348-6. 3. ISOVOLTA ELEKTROISOLIERSTOFFE. Wiener Neudorf, Austria. Technische information ISONOM NKN 0886, 0887, 2039. b. r. 2 s. 4. Mazzanti, G., Montanari, G. C., Simoni, L. Study of the Synergistic Effect of Electrical and Thermal Stresses on Insulation Life. IEEE Annual Report CEIDP, San Francisco, USA, p. 684 – 687, 1996. In IEEE Conference on Electrical Insulation and Dielectric Phenomena (CEIDP). 5. Montanari, G.C., Mazzanti, L., Simoni, L. Progress in Electrothermal Life Modeling of Electrical Insulation during Last Decades. IEEE, October 2002, vol. 9, no. 5, p. 730 – 743. ISNN 1070-9878. Autor Ing. Martin Frk, Ph.D.; Ústav elektrotechnologie, Fakulta elektrotechniky a komunikačních technologií, Vysoké učení technické v Brně, Údolní 53, 602 00 Brno, Česká republika; e-mail: [email protected]
24
On-line diagnostika porušené rotorové tyče asynchronního stroje Kindl V. – FEL ZČU Plzeň Anotace The study of induction machine condition has been always very important way of avoiding any unexpected rotor faults during its operation. Nowadays, it is convenient to ensure the monitoring of machine operation in real time. This trend can make our business lower-cost because of no unexpected downtime (it is possible to plane the maintenance cycle) of electrical units. During the operation of an induction machine, many types of faults can occur (electrical and mechanical). In THOMSON; FENGER, 2001 it is presented, that 10 % of total faults are related with the rotor. In spite of the fact, that the rotor fault does not cause the rotor failure immediately, it usually leads to a secondary negative effect (vibrations, temperature rise ...). In order to describe what happens in here during breaking rotor bar, the research in rotor electromagnetic events has been made. I have been computed both rotor conditions healthy and damaged. The new technique (based on monitoring the magnetic flux near the rotor bars) to detect broken rotor bars in large induction machine is also presented in this paper.
Poruchy rotorového vinutí asynchronního stroje V průběhu historického vývoje asynchronních strojů byly vyvinuty a aplikovány desítky metod funkční i provozní diagnostiky, zaměřené na diagnostiku různých součástí a komponent stroje. Tyto metody jsou schopny poskytnout nám predikci pravděpodobnosti poruchy takových komponent na základě jejich dlouhodobého měření a zkoumání v provozu (tedy známe vývoj jejich stavu v čase). Toto se samozřejmě týká těch částí stroje, které nejsou v pohybu (jinak je on-line měření technicky i finančně náročné). Velkým problémem dnešních trakčních indukčních strojů je především konstrukce rotorové klece a její náchylnost k poruchám, kdy dochází k odlomení vodivého spoje rotorová tyč - kruh nakrátko. Tato práce by měla nastínit jednu z možností on-line detekce poruchy takového rotujícího systému bez nutnosti drahých měřících zařízení. Klecové vinutí asynchronního stroje je v podstatě mnohofázová soustava zapojená do hvězdy bez nulového vodiče. Každá fáze je tvořena jednou tyčí (pokud je Q2 a p číslo nesoudělné). Napětí, které se indukuje v tyči klece, závisí na relativní rychlosti tyče vzhledem k točivému poli. Napětí jednotlivých tyčí tvoří symetrickou fázorovou hvězdici. Tato napětí vyvolávají v kleci proudy, které rovněž vytvoří symetrický vícefázový systém proudů. Jednotlivé tyče nebo i části kruhu rotoru střídavých strojů mohou mít z různých důvodů (výrobních, technologických, provozních) různé elektrické odpory. Krajním případem je pak zmíněné přerušení jedné nebo několika tyčí nebo kruhu spojujícího tyče nakrátko. Takováto nesymetrie vinutí způsobí zhoršení provozních vlastností stroje. Jde zejména o zvýšení oteplení (viz obrázek vpravo) nepoškozené části vinutí, vznik parazitních momentů, zhorší se časové průběhy proudů a otáček i rozběhové podmínky. To vše způsobí vznik přídavných magnetických polí ve vzduchové mezeře, jejichž rychlost otáčení se liší od jmenovité rychlosti. Tohoto se dá využít při detekci takového stavu a předejít tak k dalšímu poškození stroje jako celku.
25
Měření rozptylového toku rotoru a proudu v přívodu Budeme-li měřit rozptylový tok v oblasti spojů kruh-tyč, lze poměrně snadno vyhodnotit nesymetrii vzniklou přerušením proudovodné dráhy v některých z tyčí. Jako čidlo lze použít Hallovy sondy umístěné v čelech statorového vinutí. V případě bezporuchového stavu vytváří rotor v oblasti čel vinutí statoru (tedy v blízkosti Hallovy sondy) harmonické, nepříliš zvlněné rozptylové pole. Pokud se některá z tyčí přeruší, proud se musí uzavřít jinou cestou. Toto vede k nerovnoměrnému rozložení proudové hustoty v kleci nakrátko (a tím i rozptylového pole v tom místě), vzniku přídavných pulzačních momentů vlivem lokálního přehřátí tyčích přilehlých k přerušené. Aby bylo možné tyto důsledky pozorovat, vytvořil jsem konečněprvkový model asynchronního stroje, který umožňuje modelovat jak poškození rotoru, tak poškození statoru. Na následujícím grafu je možné vidět rozložení proudu v kleci v bezporuchovém stavu a stavu poruchovém (předpokládané poškození 7. tyče). Je zde důležité uvažovat fakt, že uvedené průběhy nejsou závislé na čase, nýbrž poloze tyče - zobrazený stav proto odpovídá určitému jednomu okamžiku. Změna tohoto časového okamžiku neznamená změnu tvaru grafů, ale změnu jejich polohy vůči rotorovým tyčím.
Obr. 2 - nesymetrické rozložení proudové hustoty při poruše Proud poškozenou tyčí je nulový, zatímco přilehlé tyče jsou poněkud přetěžovány. Podobný vliv to má i na zatížení kruhu nakrátko, které je taktéž větší. Vlivem přerušení tyče také zaniká demagnetizační účinek klece rotoru v místě poruchy a tím přesycení sousedícího zubů. Na následujícím obrázku je znázorněn průběh indukce na povrchu zubů a výsledek
26
rozdílu indukce v bezporuchovém a poruchovém stavu klece. Výsledek vede k deformaci pole ve vzduchové mezeře, kterou jsme schopni pohodlně vyhodnotit zmíněnou Hallovou sondou.
Obr. 3 a, b, c– vliv nesymetrie v demagnetizačním účinku porušené klece Obrázek 3c. pak popisuje výslednou zmíněnou deformaci danou rozdílem pole v poruchovém/bezporuchovém stavu stroje. Její vliv se bude objevovat jednou za skluzovou otáčku pole statoru v místě poruchy. Frekvenční analýzou průběhu získaného z Hallovy sondy a jejím vyhodnocením lze pak určit kolik tyčí z celkového počtu havarovalo (příklad v poruchovém stavu na obr. vedle). Takto koncipovanou on-line diagnostiku lze vhodně doplnit měřením statorového proudu (motor current signature analysis). Metoda je schopna detekovat emf od rotorových proudů ve statorovém vinutí. Úlohu lze realizovat připojením měřícího transformátoru proudu k přívodu stroje. Přítomnost porušené rotorové tyče zapříčiní mírné snížení krouticího momentu motoru pokaždé, když pól rotujícího magnetického pole bude procházet kolem této tyče.Toto nastává při dvojnásobku skluzové frekvence neboť jak severní tak jižní pól magnetického pole způsobují snížení momentu. Pulzace krouticího momentu vede k polzaci napájecího proudu (taktéž i vlivem emf rotoru) elektromotoru ve stejném poměru, což je důsledek zákona zachování energie.
Obr 4. Rozdíl v proudové hustotě rotoru a statoru Je vidět, že defekt vyvolá změnu pouze v jedné fázi statoru, je proto možné měření provádět jednofázově. Periodické snižování proudů znamená ve skutečnosti amplitudovou
27
modulaci napájecího proudu. Velikost modulace závisí na závažnosti poškození tyče rotoru. Provedením FFT lze očekávat tyto významné frekvence spektra. f =2 f 1 • dvojnásobek napájecí frekvence n −n f s= f 1 s ns • skluzová frekvence f=fsp • p násobek skluzové frekvence f = f sQ2 • Q2 násobek napájecí frekvence Vyhodnocením změn v amplitudách získáme přesdtavu o stavu rotoru stroje. Závěr Cílem článku je poukázat na spolehlivé metody pro detekci poruch rotorového vinutí indukčních strojů velkých výkonů. Bylo ukázáno, že měřením rozptylového toku v oblasti čel vinutí lze celkem s jistotou rozhodnout o poškození vinutí rotoru, není však možné zjistit jeho blížící se poruchu. Měření statorových proudů se jeví jako vhodný doplněk zmíněné metodiky, jeho citlivost je vsak nižší. Experimentální měření zatím nebylo provedeno (je ale v plánu). Model stroje a jeho výsledky jsou platné pro první harmonickou (uvažováno sinusové napájení). Jedná se o stroj ML4550 K6, použit v lokomotivě 109E. Literatura 1. G. B. Kliman, W. J. Premerlani, R. A. Koegl, and D. Hoeweler, “A New Approach to On-Line Turn Fault Detection in AC 2. J. L. Kohler, J. Sottile, and F. C. Trutt, “Alternatives for Assessing the Electrical Integrity of Induction Motors,” IEEE 3. R. M. Tallam, T. G. Habetler, and R. G. Harley, “Stator Winding Turn-Fault Detection for Closed-Loop Induction Motor Drives,” IEEE Transactions on Industry Applications, Vol. 39, No. 3, pp. 720-724, May/Jun. 2003. 4. A. Bellini, F. Filippetti, G. Franceschini, C. Tassoni, and G. B. Kliman, “Quantitative Evaluation of Induction Motor Broken Bars by Means of Electrical Signature Analysis,” IEEE Transactions on Industry Applications, Vol. 37, pp. 1248-1255, Sep./Oct. 2001. 5. N. M. Elkasabgy, A. R. Eastham, and G. E. Dawson, “Detection of Broken Bars in the Cage Rotor of an Inductionn Machine,” IEEE Transactions on Industry Applications, Vol. 28, pp. 165-171, Jan./Feb. 1992. Autor Ing. Vladimír Kindl, Ph.D.; Oddělení elektromechaniky, Katedra elktromechaniky výkonové elektroniky, Fakulta elektrotechnická, Západočeská univerzita v Plzni; Univerzitní 8, 306 14 Plzeň; e-mail: [email protected]
28
Vplyv prevádzkových činiteľov na degradáciu povrchových ochrán vn cievok Kolcunová I., Kurimský J., Kvakovský M. – FEI TU Košice Anotácia Isolation of high-voltage stator winding coils is exposed to different stresses during operation. Such stresses include elevated temperature, vibrations, network overvoltages and other factors. Article mentions the influence of operating stresses on the damage of insulating system of stator windings. There will be compare discharge activity of new winding coil and long-time operating coil.
Úvod Kvalitu elektrického točivého stroja určuje hlavne kvalita a stav jeho izolačného systému. Najdôležitejšou súčasťou elektrizačnej sústavy sú generátory, ktoré vyrábajú elektrickú energiu. Vyrábajú sa v rozmedzí napäťových hladín 3,15 kV až 15,75 kV. Najvážnejším problémom z hľadiska dodávky elektrickej energie z elektrárne do elektrizačnej sústavy je vyvedenie výkonu [1]. Čiže zabezpečenie spoľahlivej dodávky od svoriek generátora k blokovému transformátoru. Aby dodávka elektrickej energie bola spoľahlivá je potrebné okrem iného obmedziť poruchy, ktoré vznikajú na samotnom generátore. S narastajúcimi výkonmi v elektrizačných sústavách sú aj väčšie nároky na elektrické stroje v nej pracujúcich. To zvyšuje požiadavky na kvalitu a životnosť izolácie, ktorá závisí od prevádzkových podmienok a od technológie výroby [2,3]. K najviac namáhaným častiam generátora patrí statorová izolácia. Počas prevádzky je vystavená nielen elektrickému namáhaniu, ale taktiež mechanickému, tepelnému a chemickému namáhaniu. Tieto degradačné vplyvy spôsobujú zhoršenie elektrických aj mechanických vlastností izolácie až poruchu zariadenia a výpadok stroja z prevádzky. Aby sa predchádzalo týmto havarijným stavom, je potrebné obmedziť degradačné vplyvy na izoláciu a sledovať zmeny izolačného stavu v pravidelných intervaloch. Pravidelná údržba generátorov a diagnostické merania môžu napomôcť predchádzať poruchám a predĺžiť životnosť strojov. Výbojová činnosť v izolácií vysokonapäťových cievok Pod pojmom čiastkový výboj sa rozumie prierazný proces, ktorý nepremostí celú medzielektródovú vzdialenosť. Čiastkové výboje sú nebezpečné pre izolácie, pretože zapríčiňujú ich zrýchlené starnutie a degradáciu. Čiastkové výboje sa objavujú v izolácii statorových vysokonapäťových (vn) cievkach vo vnútri izolácie vinutia a po povrchu izolácie cievky. Vnútorné výboje sú spôsobené vzduchovými dutinkami, ktoré vznikajú pôsobením degradačných faktorov na izoláciu vn cievok, alebo už počas výroby izolácie. Pre miesta s rozhraním dielektrík sú charakteristické povrchové výboje. Namáhanie povrchu izolácie v týchto miestach nie je len normálovou zložkou intenzity elektrického poľa, ale aj jej tangenciálnou zložkou. V drážkovej časti cievky sú výboje po povrchu spôsobené rozhraním pevnej izolácie cievky so vzduchovou medzerou a uzemnenými statorovými plechmi. K zamedzeniu týchto výbojov je na vn cievky v drážkovej časti nanášaná vodivá ochrana. Na výstupe cievky z drážky by mala na vodivú ochranu proti drážkovým výbojom, naväzovať polovodivá ochrana. V tomto mieste je najväčšie elektrické namáhanie [4].
29
Postup merania čiastkových výbojov Meranie bolo vykonané využitím priamej priamej galvanickej metódy merania čiastkových výbojov. Schéma zapojenia je na obr. 1. K meraniu boli použité dve vysokonapäťové cievky vyhotovené pre 6 kV stroje. Jedna z nich bola novovyhotovená a druhá stará cievka bola viňatá zo statora VN stroja prevádzkovaného cca 8000 h. Meraná cievka bola zavesená vo faradayovej klietke. Vysoké napätie bolo privedené na vývody cievky, kde bola umiestnená homogenizačná elektróda guľovitého tvaru, ktorá homogenizuje elektrické pole v okolí vývodov cievky a zabraňuje tým korónovým výbojom na koncoch vinutí. Pri tomto meraní bola drážková časť uzemnená v hornej časti (obr. 2). Napätie sa postupne zvyšovalo až do vzniku počiatočných výbojov, kedy bol spustený program, ktorý slúži na zaznamenávanie výsledkov. Každé meranie trvalo 3 minúty, za ktoré bolo zaznamenané viac než 900 periód aplikovaného napätia. Napätia bolo zvyšované krokom 200 V až po napätie 6 kV (združené napätie VN stroja). Zaznamenaním výbojov v každom kroku sme získali napäťovú závislosť čiastkových výbojov qmax = f (U). Výsledky boli spracované a vyhodnotené počítačovým programom.
Obr. 1: Schéma zapojenia merania čiastkových výbojov. Ureg – Regulovateľný zdroj napätia Cx – Náhrada meranej vzorky CV – Väzobná kapacita Zm – Meracia impedanci
OSC – Digitálny osciloskop MT3 – Merací prístroj kV – Elektrostatický kilovoltmeter kV Ochr – Ochrana
Obr. 2: Meranie čiastkových výbojov na cievke
30
Vyhodnotenie nameraných výsledkov Počiatočné napätie vzniku čiastkových výbojov pri starej resp. prevádzkovanej cievke U = 2 kV. Pri tomto napätí vznikali vnútorné výboje o maximálnej amplitúde zdanlivého náboja 120 pC, ktoré sú spôsobené prítomnosťou vnútornej nehomogenity alebo rozvrstvenia izolácie. Povrchové výboje sa objavili pri U = 2,4 kV o maximálnej hodnote zdanlivého náboja (qmax) 2500 pC. V prípade novej resp. neprevádzkovanej cievky neboli zaznamenané vnútorné výboje. Prvé výboje vznikli pri U = 3,6 kV (nominálna hodnota fázového napätia elektrického stroja) a ich amplitúda dosahovala 3000 pC. Namerané hodnoty maximálnej amplitúdy zdanlivého výboja v závislosti od aplikovaného napätia pre novovyhotovenú cievku (NC) a prevádzkovanú cievku (SC) sú znázornené v tab. 1. Pre názornosť boli tieto hodnoty vynesené v grafickej podobe (obr. 3).
U [kV] 2 2, 2 2, 4 2, 6 2, 8 3 3, 2 3, 4 3, 6 3, 8 4 4, 2 4, 4 4, 6 4, 8 5 5, 2 5, 4 5, 6 5, 8 6
qmax [pC] SC 120 800 2500 2500 2500 2500 2500 3000 4000 4500 5000 6000 6000 7000 8000 8000 8000 8500 10000 11000 12000
qmax [pC] NC 3000 3500 4000 5000 6000 6500 6500 7000 7000 8000 11000 11000 12000
Tab. 1: Namerané hodnoty qmax v závislosti na napätí
Pri porovnaní fázových rozložení čiastkových výbojov nameraných pri nominálnom fázovom napätí 3,6 kV je možné konštatovať, že výbojová činnosť v prípade prevádzkovanej cievky bola o tretinu vyššia ako v prípade novej cievky. Maximálna hodnota zdanlivého náboja u novej cievky je nameraná 3000 pC , v prípade starej je 4000 pC.
31
Obr . 3: Závislosť maximálneho zdanlivého náboja od napätia Záver Statorová izolácia je dôležitou súčasťou točivého elektrického stroja. Najčastejšou poruchou strojov je porucha ich izolačného systému. To si vyžaduje pravidelné diagnostické merania týchto zariadení. Meranie čiastkových výbojov je jedno z meraní, podľa ktorého je možné posúdiť stav izolácie a celého stroja. Laboratórne merania napomáhajú lepšie pochopiť rozvoj čiastkových výbojov po povrchu statorovej izolácie. Slúžia aj k lepšiemu vyhodnocovaniu výbojovej činnosti na strojoch v prevádzke. Tato práca vznikla v rámci riešenia projektu APVV 20-006005 a VEGA 1/0368/09. Literatúra 1. Kolcun M., Chladný V., Mešter M., Cimbala R., Tkáč J., Hvizdoš M., Rusnák J.: Elektrárne. Technická Univerzita v Košiciach. 2006. ISBN 80-8073-704-5 2. Záliš K.: Evaluation of Partial Discharge Activity by Expert Systems. In: 11th International Symposium of High Voltage Engineering, ref. 5.344.P5, London, Sept.1999. 3. Toman P.: Simulation of Instrument Transformer Properties in Power Systems. In: Electric Power Engineering, Brno, Czech Republic, 2006 4. Marton K.: Technika vysokých napätí 1. ALFA Bratislava. 1983. Autori doc. Ing. Iraida Kolcunová, PhD.; Katedra elektroenergetiky, Fakulta elektrotechniky a informatiky, Technická univerzita Košice, Mäsiarská 74, 041 20 Košice; e-mail: [email protected] Ing. Juraj Kurimský, PhD.; Katedra elektroenergetiky, Fakulta elektrotechniky a informatiky, Technická univerzita Košice, Mäsiarská 74, 041 20 Košice; e-mail: [email protected] Ing. Milan Kvakovský; Katedra elektroenergetiky, Fakulta elektrotechniky a informatiky, Technická univerzita Košice, Mäsiarská 74, 041 20 Košice; e-mail: [email protected]
32
Přípravek pro určování teplotního pole v klimatické komoře Kubernát V. – FEL ZČU Plzeň Anotace The aims of this experiment were to construct a measuring unit for the monitoring of thermal field in the climatic chamber; to create a program for gathering, processing and visual representation of data; to settle deviations and uncertainties. Such deviations and uncertainties might emerge during the experiment in particular when comparing the pre-set tests with the values from the control unit of climatic chamber. This essay mainly deals with the arrangement of structural version and programme processing of the data measured.
Úvod Cílem tohoto experimentu bylo zkonstruovat měřicí přípravek pro monitoring teplotního pole v klimatické komoře, vytvořit program pro sběr, zpracování a vizualizaci dat a určit odchylky, které při tomto měření mohou nastat především pak při porovnání s nastavenými testy a hodnotami z řídicí jednotky klimatické komory. Konstrukce přípravku Při výběru materiálu pro konstrukci přípravku byly zohledněny tyto požadavky: vysoká mechanická pevnost, snadná opracovatelnost, chemická stálost a odolnost proti korozi. Dalším kritériem byla pestrost dodávaných profilů a cenová dostupnost. Přihlédnuto bylo i k možnostem obrábění z pohledu dostupného strojního vybavení. Z těchto důvodů byl vybrán dural v kombinaci se standardně vyráběným spojovacím materiálem. Jako základní nosný prvek byl použit duralový profil U 12 x 12 x 2 mm. Z duralových profilů byly vyrobeny přímé díly délky 100, 200 a 300 mm a rohové díly 100 x 100 mm. Vnitřní prostor profilu rozměru 8 x 10 mm byl využit pro uložení napájecí a datové sběrnice a pro uchycení spojovacích dílů. Pro výstavbu konstrukce ve svislém směru byl použit kruhový duralový profil průměr 12 mm. Tento profil byl vyroben v délkách 100 a 200 mm a na obou koncích vždy opatřen vnitřním závitem M4. Z tohoto profilu byly vyrobeny také 4 ks o rozměru 50 mm, opatřené závitem M4 pouze na jedné straně. Tyto části jsou používány jako nožičky. Všechny základní části jsou znázorněny na obr. 1. b) c)
a) Obr. 1: základní díly konstrukce a) profil U 12 x 12 x 2 mm přímý b) profil U 12 x 12 x 2 mm rohový c) profil kruhový Ø 12 mm
33
Jako napájecí a datová sběrnice byla použita jednovrstvá cuprextitová deska 1,6 mm. Deska byla rozřezána na pruhy 7,9 mm délky 100, 200 a 300 mm. V desce byly gravírováním připraveny 3 podélné spoje pro přiletování propojovacích konektorů. Pro připojení kabelů snímačů byly použity třípinové konektory S1G20 rozmístěné v dostatečném množství podél celé délky cuprextitových pruhů, pro spojení s dalším dílem byly požity třípinové úhlové konektory - na jedné straně K1G20W a na druhé BLW840G. Pro přesné uložení sběrnice do duralových profilů byly použity dřevěné distanční sloupky, které byly opatřeny ochranným lakem proti navlhnutí.
b)
a) Obr. 2: sběrnice a) sběrnice pro profil U 12 x 12 x 2 mm přímý b) sběrnice pro profil U 12 x 12 x 2 mm rohový Spojování profilů je řešeno spojkami vyrobenými z duralového 3mm plechu. Rozměr spojky je 7,9 x 20 mm. Spojka je opatřena dvojicí závitů M4. Pro propojení jednotlivých dílů a připojení sběrnice do řídicí jednotky byla použita stíněná dvojlinka 0,25 mm zakončená třípinovými konektory BLW840G. Pro připojení jednotlivých snímačů ke sběrnici do řídicí jednotky byla použita rovněž stíněná dvojlinka 0,25 mm zakončená třípinovými konektory BLW840G. Celý přípravek je pak možné sestavit po jednotlivých patrech, které mohou ale nemusí být uzavřeny po celém obvodu. V případě potřeby umístění čidla ve vnitřním prostoru je možno použít vnitřní díly vyrobené z cuprextitových pruhů bez duralové konstrukce. [2] Snímač Dallas DS18B20 digitální teploměr umožňuje měření teploty s rozlišením 9-12 bitů. Má možnost nastavení dvou mezních hodnot pro signalizaci. Snímač komunikuje po jednodrátové sběrnici s mikroprocesorem. Měřící rozsah je –55 °C až +125 °C s přesností 0,5 °C v rozmezí –10 až +85 °C. Každý snímač má jedinečný 64 bitový kód, který umožňuje identifikaci každého snímače připojeného ke společné sběrnici. [1]
Obr. 3: snímač teploty Dallas DS18B20
34
Jako řídicí jednotka byl použit mikroprocesorový modul firmy DESIN s.r.o. vyvinutý pro řízení kotlů na biomasu. Základ jednotky tvoří osmibitový jednočipový mikroprocesor ATMEGA128, s architekturou RISC, pamětí flash 128 kB, 4 kB EEPROM, 4 kB RAM. Dále jednotka obsahuje krystalový oscilátor 14,7456 MHz, a externí paměť SRAM 32Kx8 a osmibitový záchytný registr. Řídicí jednotka slouží pro komunikaci se senzory po jednodrátové sběrnici 1-wire BUS a pro odeslání naměřených teplot po sériové lince RS232 do PC. Pro přenos do PC byl použit jednoduchý ASCII protokol. Program pro řídicí jednotku byl napsán v jazyce C. Pro sestavení programu byly využity již existující knihovny. Hlavní smyčka po startu provede nakonfigurování periferií mikroprocesoru a oskenuje jednodrátovou sběrnici, počet senzorů je omezen konstantou MAXSENSORS na počet 10 ks. Dále se spustí nekonečná smyčka, která vykonává tyto operace: změna stavu indikační LED diody, vypsání zadaného řetězce pro identifikaci začátku bloku, přečtení teploty ze všech nalezených senzorů, odeslání naměřených hodnot po sériové lince nebo v případě nenalezení žádného senzoru zobrazení chybové hlášky, po 50 ms návrat na začátek smyčky. Sběr dat do PC Program pro sběr dat byl napsán ve vývojovém prostředí DELPHI s využitím standardních komponent. Pro trend a pro indikátory byly použity komponenty z knihovny ABAKUS VCL. V horní části dialogového okna (obr. 4) je přímý výpis došlých paketů. při práci off-line jsou v těchto řádcích pomlčky. Při menším počtu načtených senzorů než 8 jsou v pozicích chybějících senzorů pomlčky. Hlavní část dialogového okna tvoří graf s naměřenými teplotami. Teploty jednotlivých senzorů jsou pro lepší orientaci zaznamenávány různými barvami.
Obr. 4: Print Screen dialogového okna s grafem naměřených hodnot
35
Ve spodní části okna jsou tři oddíly. První oddíl slouží pro práci s pravítkem, které automaticky vyskočí při pohybu myší uvnitř grafu. Vpravo od popisu „Hodnoty Grafu“ se objeví číslo aktuálního záznamu a datum a čas jeho pořízení. Ve spodní části oddílu jsou zobrazena okna s hodnotami teplot na pravítku. Hodnoty jsou zobrazeny na dvě desetinná místa, barva písma je totožná s barvami v grafu. Pro lepší přehled je pod každým oknem popisek s pořadím senzoru a jednotka – stupeň celsia. Druhý oddíl slouží pro ovládání grafu, v prvním řádku jsou tlačítka pro otevření uloženého grafu, uložení aktuálního grafu a smazání naměřených hodnot, pod těmito tlačítky jsou tlačítka pro pohyb v grafu. Pro pohyb vlevo, vpravo, nahoru a dolu slouží šipky, tlačítka s lupou + a – slouží ke zvětšení a zmenšení zobrazené oblasti (změně měřítka), tlačítko s ikonou ruky a stupnice slouží pro rychlý návrat do přednastaveného zobrazení. Pravá část tohoto oddílu obsahuje zaškrtávací políčka. V online režimu jsou použitelná tlačítka načítání a posuv. Načítání slouží pro přerušení záznamu grafu v případě potřeby. Po jeho opětovné aktivaci je část grafu kde hodnoty nebyly načítány vyznačena šedým pruhem. Posuv je vhodné deaktivovat v případě, pohybu v grafu. I při jeho deaktivaci se data do grafu ukládají. Políčka zobrazení kanálů složí pro vypnutí zobrazení jednotlivých teplot v grafu pro lepší přehled o zbývajících. Oddíl s názvem Port složí k připojení řídicí jednotky do PC. Výběr portu nabízí po rozkliknutí všechny dostupné porty. Požadovaný port je však potřeba předem nastavit. Vedle nápisu STATUS bliká zelená LED dioda pokud je aplikace připravena pro sběr dat ze sériové linky. Poslední tlačítko složí k zahájení a ukončení komunikace. Tlačítko vždy po sepnutí změní nápis na připravenou akci (Připojit / Odpojit). [2] Závěr V tomto článku jsou popsány konstrukční a programátorské práce, které vedly ke sestavení přípravku a tvorbě programu pro vícebodové snímání teplot uvnitř klimatické komory při klimatických zkouškách. Tento přípravek umožňuje vzhledem ke své tvarové variabilitě a možnosti libovolného umístění čidel v prostoru efektivně monitorovat skutečné rozložení teplot uvnitř komory a popsat tak přesněji reálné hodnoty teplot uvnitř komory a především jejich dynamické změny při nastavování klimatických zkoušek. Poděkování Tento příspěvek vznikl za podpory Výzkumného záměru MSM 4977751310 "Diagnostika interaktivních dějů v elektrotechnice". Literatura 1. Katalogové listy snímače Dallas DS18B20 Maxim Dallas 2. Kubernát, V.; Sinkule, Z. Přípravek pro vícebodové snímání teploty v klimatické komoře. Plzeň: Západočeská univerzita, 2009. 37 s. Autor Ing. et Bc. Václav Kubernát; Oddělení měření, Katedra technologií a měření, Fakulta elektrotechnická, Západočeská univerzita v Plzni; Univerzitní 8, 306 14 Plzeň; e-mail: [email protected]
36
Diagnostics of Transformer using Labview Linhart F. – FEE CTU in Prague Abstract The Transformer is one of the most important components of electrical power system. Therefore, transformer faultless function must be secured. Issue of this paper is on-line diagnostic of transformer using Labview. Measurement will be performed on the air transformer that it is in our laboratory.
Introduction Different loads are served by the electric machinery. We imagine it like systems with its parts (subsystem and then elements). Electric devices are a serial reliability range. It means, that the failure of one component means failure of all devices. Therefore diagnostic is very important. It locates information about device state. Diagnostic works with two basic objects (diagnostic system and diagnostic object). Diagnostic object is working interaction with production and running. Diagnostic object is counterworked by input states and output states are counterworked by diagnostic object. Diagnostic object is located by diagnostic system. Diagnostic system can give recommendation for revision and it gives probability life cycle of device in virtue of state diagnostic object (fig. 1).
Fig. 1: The description of a diagnostic electric device. LabVIEW LabVIEW (Laboratory Virtual Instrument Engineering Workbench) is a graphical programming language. It means that user doesn’t write the source code in the line, but he joins source code in practice of graphical icon. Program in LabVIEW is consisted from two windows (front panel and diagram block). The front panel is determined appearance of your application. The diagram block is determined behaviour of your application. The diagram block contained source code in practice icons.
37
On-line Diagnostic of transformer The transformer is loaded with resistance-inductive load. Values were taken by AC Power Analyzer NORMA (fig. 2) and data were transferred to labVIEW by GPIB to USB converter (fig. 3).
Fig. 2: Measuring test bed.
Fig. 3: Converter GPIB to USB.
38
Effective value variable is measured by AC Power analyzer. This value was transferred to LabVIEW and it was multiplied by square root two. This value went to simulate block in LabVIEW like amplitude and the block created sine. AC Power analyzer can measure current, voltage, active power, apparent power etc. Phase (in degree), which is requirement of simulation block, was calculated from active power and apparent power. Monitoring system is shown in fig. 4. It contains four graphs windows (two for current, two for voltage), the effective value of all variables and LED. LED indicates, whether the effective value is in tolerance.
Fig. 4: Monitoring system. Conclusion We have shown that Labview is instrument, which fits for on-line diagnostic. It suffices measuring primary winding and by using transformer ratio we obtain secondary voltage and current. If the current has non-sinusoidal waveform, we won’t find it out. This is disadvantage of this measuring method. The work started up like first identification with labVIEW. Source code isn’t shown because of proceedings limits. References 1. Mentlík V., Pihera J., Polanský R., Prosr P., Trnka P.: Diagnostika elektrických zařízení, Book ISBN 978-80-7300-232-9. Praha: BEN 2008 2. Kreidl M. a kol.: Diagnostické systémy, Monograph ISBN 80-01-02349-4. Praha: Vydavatelství ČVUT 2001 3. Havlíček, J., Vlach, J., Vlach, M., Vlachová, V.: Začínáme s Labview, Book ISBN 97880-7300-245-9, Praha: BEN 2008. Author Ing. František Linhart; Department of Electric Drives and Traction, Faculty of Electrical Engineering, Czech Technical University in Prague; Technická 2, 166 27 Prague 6; e-mail: [email protected]
39
Meranie teplotného profilu v prostredí nasýtených pár Livovský Ľ., Pietriková A. – FEI TU Košice Anotácia The process of soldering has to guarantee suitable temperature conditions for formation of metallurgical joint between leads of components and conductive pads on printed circuit board. The formation of reliable and quality joint depends on temperature profile, which guarantees transformation of solid alloy into “molten metal” and consecutive reformation of solid alloy. The alloy finally acts a conductive joint. The process is controlled by the temperature profile, which defines temperature change vs. time. The temperature profile is specified to form reliable joint. Recommendations for measurement of the temperature profile are presented in IPC-7530 "Guidelines for Temperature Profiling for Mass Soldering Processes (Reflow & Wave)". The recommendations in IPC-7530 for mass soldering assume application of solder wave or reflow oven (solder paste reflow). This article is aimed at obtaining experience with solder paste reflow in developed machine, which works on principle of saturated vapours condensation (VPS - Vapour Phase Soldering).
Úvod Úspešné nahradenie olova v spájkovacom procese je podmienené vhodnou bez olovnatou zliatinou a odpovedajúcim teplotným profilom, ktoré sú podmienkou vytvorenia kvalitného vodivého spoja zo spájkovacej pasty. K tomuto účelu je potrebné poznať teplotné pomery, za ktorých dochádza k vytvoreniu vodivého spoja medzi vývodom súčiastky, vodivou plochou dosky plošného spoja (DPS) a spájkovacou pastou, teda poznať reálny teplotný profil pretavenia, čo sa nezaobíde bez merania teploty v procese spájkovania. Existuje niekoľko spôsobov ako merať teplotu na DPS počas procesu spájkovania. Cieľom je získať presnú a spoľahlivú hodnotu teploty v požadovanej oblasti DPS. Jednou z možností ako merať teplotu na DPS je použitie termočlánku. Výhodné je použitie termočlánkov typu K, ktorých pracovná teplota je v rozsahu -200 °C až +1250 °C s presnosťou ±1,5 °C v celom rozsahu. Spôsob uchytenia termočlánku k DPS je kľúčový problém pre získanie presných hodnôt. Hlavnou podmienkou je, aby termočlánok mal priamy kontakt s miestom, v ktorom je potrebné merať teplotu. Nakoľko na reálnej DPS sú miesta s rôznou tepelnou kapacitou (veľkosť súčiastok, okraje DPS, stred DPS, miesta s veľkými medenými plochami), je potrebné použiť niekoľko termočlánkov. Snahou je merať „najteplejšie“ a „najchladnejšie“ miesto na DPS. Sledovaním týchto kritických hodnôt sa zabezpečí jednak spoľahlivé pretavenie spájky a jednak sa predíde poškodeniu tepelne menej odolných súčiastok. Jednou z možností uchytenia termočlánkov k DPS je ich prichytenie k pomocou spájky s vyššou teplotou tavenia. Meranie teploty na DPS Princíp prenosu teploty pri použití nasýtených pár spočíva v kondenzovaní pár na chladnom povrchu objektu. Teplota pár je pritom závislá od typu použitej kvapaliny. Výhody pretavovania v parách sú: rovnomerné rozloženie teploty, spájkovanie bez prítomnosti kyslíka, maximálna teplota na DPS nemôže prekročiť teplotu pár, čo umožňuje použiť aj teplotne menej odolné súčiastky. Zmenu teploty v priestore nad kvapalinou, je možné využiť na generovanie procesu pretavenia spájkovacej pasty (Obr.1). Vznik a výška nasýtených pár nad kvapalinou je závislá od výkonu ohrievača. Ak kolíše teplota vyhrievacieho telesa, kolíše aj výska pár nad kvapalinou, čo má nepriaznivý vplyv na opakovateľnosť pretavovacieho procesu, pretože sa menia teplotné pomery pretavovacej komore. Preto základnou a nutnou podmienkou vytvorenia opakovateľných podmienok pretavovania je použitie regulátora
40
teploty, ktorý udržuje teplotu ohrievača na konštantnej hodnote. V našom prípade teplota 255 °C udržuje výšku pár vo vzdialenosti 35 mm od hladiny kvapaliny. Priestor nad vriacou kvapalinou v rozsahu 600 až 1200 krokov krokového motora je možné rozčleniť na tri oblasti: - oblasť chladenia, v ktorej je teplota rovná teplote chladiaceho média – vody (Chladiaca zóna), - oblasť predohrevu, v ktorej je možné meniť teplotu polohou DPS (Zóna predohrevu), - oblasť pretavenia, v ktorej je teplota rovná teplote nasýtených pár (Pretavovacia zóna).
Obr. 1: Rozdelenie pracovného priestoru v komore VPS Experiment Snahou realizovaných experimentov bolo získať informácie o teplotných pomeroch v oblasti pretavovania, teplotnej kapacite zariadenia a skúsenosti s meraním teploty v prostredí, ktoré je charakteristické dvoma skupenstvami – para a kvapalina. Nakoľko sa pretavovacie zariadenie používa na skúmanie kvality a spoľahlivosti bezolovnatých spájok, ktorých teplota tavenia je približne 205 °C, na generovanie pár bola použitá pracovná kvapalina GALDEN LS/230 s maximálnou teplotou 230 °C. Meranie teploty (teplotného profilu) v prostredí nasýtených pár bolo realizované pomocou 4 termočlánkov typu K GTF300 (NiCr-Ni) s rozsahom pracovných teplôt -85 °C až +300 °C. Termočlánky boli pripojené k 4 kanálovému meraciemu prístroju VOLTCRAFT K204, ktorý bol prepojený s počítačom cez USB zbernicu. Zmenu polohy DPS v pretavovacej nádobe zabezpečuje krokový motor, ktorý je ovládaný procesorom a údaje o polohe DPS sú posielané do počítača cez USB zbernicu. Zobrazovanie teplôt jednotlivých termočlánkov a polohy DPS v závislosti od času zabezpečuje špeciálny program napísaný vo vývojovom prostredí LabWindows/CVI. Program zobrazuje získané hodnoty v grafickom tvare v reálnom čase, čo umožňuje užívateľovi (zatiaľ len) manuálne meniť polohu DPS a tým aj regulovať teplotu DPS. Takýmto postupom je možné manuálne vytvárať ľubovoľný teplotný profil na DPS v medziach zariadenia. Meranie teploty na DPS Na experimenty bola použitá jednostranná DPS o rozmeroch 8 x 8 cm, čo je maximálny rozmer použiteľný v pretavovacej komore. Termočlánky boli umiestnené v diagonále DPS tak, aby bolo možné merať rozloženie teploty v rovine DPS (Obr.2). Vložením predmetu do prostredia nasýtených pár dochádza ku kondenzácii, čoho dôsledkom je stekanie kvapaliny po povrchu predmetu. K tomuto javu dochádza aj na samotných termočlánkoch a prejavuje sa to ako kolísanie teploty na meracích koncoch termočlánkov. Tento neželaný jav spôsobuje skreslenie meraných hodnôt a je možné ho odstrániť vhodným umiestnením termočlánkov.
41
Na základe testov bolo zvolené umiestnenie termočlánkov do otvorov v DPS, pričom konce boli spájkované k medi DPS za účelom zabezpečenia lepšieho prestupu tepla. Plocha DPS zabraňuje stekaniu kvapaliny na termočlánky. 220 200 180
Rozloženie termočlánkov na DPS
T3
Teplota [°C]
160
T1 T2 T3 T4
T1
140 120
T4
100 80 60 40 125
T2 150
175
200
225
250
275
Čas [s]
Obr. 2. Meranie teploty na DPS a odpovedajúce rozloženie termočlánkov Merania ukázali, že rozdiel teplôt medzi okrajom a stredom DPS sa pohybuje v rozsahu 10 °C až 15 °C. Tento rozdiel vyplýva z postupného ohrievania DPS smerom od okraja dosky do stredu dosky. Výhoda použitia nasýtených pár je v tom, že po určitom čase sa teploty vyrovnajú a DPS je rovnomerne ohrievaná na celej ploche (Obr.2). Meranie teplotného profilu zariadenia Aby bolo možné určiť tepelnú kapacitu komory, boli vykonané merania teploty na DPS od hodnoty 80 °C po hodnotu 230 °C s piatimi strmosťami nárastu teploty: 1,00 °C/s; 1,25 °C/s; 1,50 °C/s; 2,00 °C/s a 2,50 °C/s. 1200
300
1175 Poloha DPS [-]
1150 200 1125 y = 1,0004x + 84,686
150
Teplota [°C]
250
y = 0,6515x + 1098,4
1100 100
Poloha_DPS
1075
Teplota_DPS (1,00°C/s) 1050 0
25
50
75
100 Čas [s]
125
50 150
b
a
Obr. 3: Meranie teploty na DPS: a – zobrazuje meranie teploty v počítači, b – pohyb DPS a odpovedajúce hodnoty teploty. Sklon nárastu teploty je 1,00 °C/s Pre každý profil (sklon nárastu teploty) boli vytvorené priebehy, ako je uvedené na Obr.3-b. Z týchto priebehov boli lineárnou aproximáciou určené závislosti zmeny polohy DPS na čase v oblasti pretavenia. Z grafu je možné určiť zónu pretavenia v rozsahu
42
1080-1200 krokov krokového motora, čo po prepočte zodpovedá vzdialenosti (výške) 37,5 mm. Výsledky sú zhrnuté na Obr.4. Rýchlosť pohybu DPS [krok/s] [mm/s]
1,00
5,80
0,18
1,25
9,10
0,28
1,50
10,9
0,34
2,00
12,4
0,39
1220 1200 1180 Poloha DPS [-]
Sklon [°C/s]
1160 1140
1,00°C/s 1,25°C/s 1,50°C/s 2,00°C/s 2,50°C/s
1120 1100 1080
2,50
19,3
0,60
20
70
120
Čas [s]
170
220
Obr. 4: Pohyb DPS v oblasti pretavenia pre lineárny nárast teploty (Ramp to Spike) Záver Realizované merania poskytli upresňujúce poznatky z oblasti merania teplotného profilu pretavovacieho zariadenia pracujúceho na princípe nasýtených pár. Zariadenie, na ktorom boli realizované merania, je vyvíjané za účelom pretavovania vzoriek pre potreby výskumu metalurgických spojov. Získané výsledky pohybu DPS v zóne pretavenia umožnia realizáciu riešenia automatizovaného ovládania polohy krokového motora na základe vopred zadaného teplotného profilu pretavenia. Meranie parametrov teplotného profilu v reálnom čase umožňuje okamžitú kontrolu nad procesom pretavenia, čo je výhoda oproti meracím systémom, ktoré spolupracujú so zariadeniami na zber údajov v priebehu procesu pretavenia (datalogger) a analýza teplotnej závislosti sa vykonáva až následne po ukončení procesu a zobrazení dát z dátového zapisovača. Poďakovanie Autori ďakujú za finančnú pomoc agentúre projektov VEGA 1/0298/09, KEGA 3/6465/08 a SK-CZ 0065-07, vďaka ktorej mohol vzniknúť tento článok. Literatúra 1. Livovský, Ľ., Pietriková, A., Ďurišin, J.: Monitoring of the Temperature Profile of Vapour Phase Reflow Soldering, 31st International Spring Seminar on Electronics Technology, 7-11 May, 2008, Budapest. ISBN 978-963-06-4915-5. 2. IPC-7530 Guidelines for Temperature Profiling for Mass Soldering Processes (Reflow & Wave). www.ipc.org 2001. 3. Rowland R.: Temperature Profiling Per IPC-7530 Autori Ing. Ľubomír Livovský, Ph.D.; Katedra technológií v elektronike, Fakulta elektrotechniky a informatiky, Technická univerzita v Košiciach; Park Komenského 2, 04389 Košice, Slovenská republika; e-mail: [email protected] prof. Ing. Alena Pietriková, Ph.D.; Katedra technológií v elektronike, Fakulta elektrotechniky a informatiky, Technická univerzita v Košiciach; Park Komenského 2, 04389 Košice, Slovenská republika; e-mail: [email protected]
43
Akustické chování modelu vinutí při impulsním namáhání Müllerová E., Tureček O. – FEL ZČU Plzeň Anotace For the diagnostics and prophylactics of power transformers is fundamental the set of the postproduction tests whose results are by the starting point for a monitoring of the transformer parameters development in time and for the classification potential operating anomalies. The endeavor to update the information database obtained in terms of the postproduction tests by data in a way characterizing the insulating system properties in relation to its future operating success led us to the introduction of transformer acoustic responses monitoring during lightning impulse test. The sensing of transformer acoustic responses from transformer tank surface is used relatively often in connection with the electrical measuring methods. The using of this philosophy in connection with the impulse stress of transformers brings completely different possibilities, but also the problems at right interpretation of sensing signals.
Úvod V rámci rozvoje diagnostických metod izolačních soustav transformátorů jsme zavedli sledování ultrazvukových odezev v průběhu izolačních zkoušek napěťovými atmosférickými impulzy na výkonových transformátorech. Napěťové impulzy představují pro izolační soustavu transformátoru poměrně specifický typ namáhání a akustické projevy izolačních soustav exponovaných těmito impulzy jsou s vysokou pravděpodobností obrazem nejen elektrických, ale také mechanických vlastností těchto soustav, jejich tuhosti i způsobu provedení nebo kvality závěrečných technologických procesů. V tomto případě směřuje aplikace katalogu akustických záznamů k vytváření metodiky, která by umožňovala určitým způsobem doplnit informace o stavu izolační soustavy transformátoru. Významným východiskem pro profylaktiku a diagnostiku výkonových transformátorů je soubor povýrobních zkoušek, jehož výsledky jsou startovacím bodem pro hodnocení případných provozních anomálií nebo umožňují přímé porovnání vývoje určitého parametru v čase. Snaha o rozšíření databáze informací získaných v rámci těchto povýrobních zkoušek o údaje, které určitým způsobem charakterizují vlastnosti izolačního systému ve vztahu k jeho budoucí provozní „úspěšnosti“, byla jedním z důvodů pro zavedení sledování akustických odezev v rámci napěťových zkoušek atmosférickým impulzem. Snímání akustických odezev z nádoby transformátoru piezoelektrickými snímači je šířeji používáno v souvislosti s elektrickými měřicími metodami při sledování částečných výbojů na transformátorech. Použití této metodiky v souvislosti s impulzním namáháním stroje přináší úplně jiné možnosti, ale také problémy při správné interpretaci snímaných signálů. Modelová měření Metodika prezentovaná v předchozích článcích v rámci výzkumného záměru jako součást nových doplňkových diagnostických postupů byla a je dále rozvíjena. Cílem vývoje je zobecnění výsledků a využití snímaných signálů (frekvenční spektrum akustického chování výkonového transformátoru v průběhu standardní zkoušky atmosférickým napěťovým impulzem) jako jedné z informací pro profylaktiku stroje. Součástí tohoto procesu jsou modelová měření na elementárním segmentu vinutí, která navazují na první etapu využití metodiky v procesu standardního testování nových strojů. První etapa se zabývá snímáním, vyhodnocováním a aplikací získaných poznatků pro bližší
44
identifikaci poruchových nebo problémových lokalit v průběhu impulzního namáhání. Bezprostřední využití snímaných akustických signálů, mimo rámec vytváření obecných hodnotících kritérií, je zpravidla uplatňováno při výskytu poruchových událostí během zkoušky atmosférickým napěťovým impulzem. Akustický signál koresponduje svým charakterem s reakcí stroje na jednotlivé zkušební impulzy a v závislosti na poloze měřicích bodů (místa přiložení piezoelektrických snímačů k povrchu nádoby transformátoru) slouží k bližší identifikaci poruchové lokality jako první etapa ověřování metodiky.
Obr. 1: Model vinutí s jednotlivými vývody pro různé varianty zapojení. Navazující modelová měření využívají zjednodušené simulace vnitřního prostředí stroje pro vytvoření katalogu charakteristických signálů a jejich frekvenčních spekter pro širší uplatnění získaných informací ve vztahu k elektrickým, ale také konstrukčním a technologickým charakteristikám stroje. Model umožňuje simulovat rázování vinutí v různých variantách používaných zapojení a zároveň identifikovat ve snímaném signálu s vyšší pravděpodobností jednotlivé složky signálu, jejich specifický charakter (frekvenční obsah) a původ. Chování modelu a rozbor snímaných signálů je i v tomto případě provázen nectnostmi reálného stroje (vliv akustického chování vlastní nádoby, vlastnosti snímačů a způsob jejich upevnění, průnik parazitních signálů impulzního zdroje, …), ale zjednodušení uspořádání omezuje počet uvažovaných vlivů a zvyšuje pravděpodobnost jejich identifikace. Realizace těchto požadavků vyžaduje úpravu původně využívaného softwaru pro zpracování a FFT analýzu záznamů akustických projevů výbojů. Vzhledem k malému počtu bodů FFT je možné provést doplnění záznamu nulami, software samozřejmě umožňuje pracovat s různou vzorkovací frekvencí záznamů. Jelikož je cílem modelových měření identifikovat vliv chování nádoby, vlastnosti snímačů a jejich upevnění, software umožňuje
45
FFT analýzu vybraných úseků záznamu pomocí kurzorů, které mohou být nastaveny ručně nebo naopak na pevnou pozici společnou pro více záznamů. Samozřejmostí je použití různých časových oken.
Obr. 2: Ukázka časového průběhu signálu s oblastí vymezenou kurzory pro FFT analýzu.
Obr. 3: Ukázka výsledku FFT analýzy signálu akustického projevu výboje v modelu. Závěr Cílem měření na elementárním modelu vinutí je postupně popsat a eliminovat části záznamu a jejich frekvenčních spekter, která souvisí s šířením signálu nádobou modelu (transformátoru), upevněním snímačů a průnikem parazitních elektrických signálů z impulzního zdroje. Poděkování Tento článek vznikl za podpory Výzkumného záměru MSM 4977751310 „Diagnostika interaktivních dějů v elektrotechnice“. Literatura 1. Tureček O., Müllerová E.: Realizace programu pro FFT analýzu krátkých záznamů. Výzkumná zpráva. Plzeň: ZČU 2006. 2. Müllerová E.: Diagnostika transformátoru při namáhání impulzním napětím. Výzkumná zpráva: 22150-AKU-08. Plzeň: ZČU 2008. Autoři Ing. Eva Müllerová, Ph.D.; Oddělení elektrických přístrojů a techniky vysokých napětí, Katedra Elektroenergetiky a ekologie, Fakulta elektrotechnická, Západočeská univerzita v Plzni; Univerzitní 8, 306 14 Plzeň; e-mail: [email protected] Ing. Oldřich Tureček, Ph.D.; Oddělení měření, Katedra technologií a měření, Fakulta elektrotechnická, Západočeská univerzita v Plzni; Univerzitní 8, 306 14 Plzeň; e-mail: [email protected]
46
Měření velmi nízkých proudů v elektroizolačních materiálech a metodika potlačování šumu Palai-Dany T., Liedermann K. – FEKT VUT Brno Anotace The wide availability of present impedance analyzers, with frequency ranges from a few Hz to units of GHz, fundamentally simplifies the measurement of electric properties of dielectric materials and makes the time domain measurements seemingly unneeded. Yet, measurements of discharge currents are very convenient, as the measured time dependence of the discharge current can be transformed to the frequency domain by Fourier transformation. This approach yields dielectric spectra at frequencies as low as a few μHz, which are difficult to obtain in the frequency domain directly. However, measurements at very long discharge times and, hence, of very low currents (below 1 pA) are not trivial and are limited by serious experimental obstacles. This paper deals with factors affecting the measurement and transformation accuracy, and presents the procedures aimed to reduce the amount of noise in final dielectric spectra.
Úvod K diagnostice dielektrických materiálů se váže celá řada měřicích metod. Dielektrická relaxační spektroskopie (DRS) patří mezi nedestruktivní měřicí metody. Těžištěm zájmu dielektrické relaxační spektroskopie je získání závislosti komplexní permitivity na frekvenci a zpravidla i dalších parametrech. V pásmu radiotechnických kmitočtů se používají dvě varianty DRS, a to v časové oblasti (TDRS) a frekvenční oblasti (FDRS). Metoda TDRS se používá pro rozsahy kmitočtů začínajících velmi nízkými hodnotami v řádu jednotek μHz; znalost dielektrických parametrů při těchto nízkých kmitočtech je užitečná pro diagnostiku materiálů, neboť lze takto sledovat projevy změn a poruch struktury dielektrických materiálů. Metoda TDRS je založena na stejnosměrných měřeních nabíjecích či vybíjecích proudů dielektrik (obr. 1). Pro rozsáhlé aplikace je hlavní překážkou časová náročnost měření. Z hlediska teorie se jedná o nepřímé měření velikosti polarizace v čase. Časová závislost velikosti polarizace po odpojení elektrického pole je určena funkcí odezvy. Studium a analýza této funkce je v principu hlavním předmětem dielektrické relaxační spektroskopie. Nabíjecí a vybíjecí proudy dielektrik mají obecně monotónně rostoucí či klesající průběh v závislosti na čase. Časovou závislost nabíjecích případně vybíjecích proudů dielektrik, které patří mezi makroskopicky měřitelné veličiny, určuje funkce poklesu ϕ(t):
ϕ (t ) =
i DEPOL (t ) , (ε S − ε ∞ ).C 0 .U 0
(1)
kde εS je statická permitivita dielektrika (f→0), εS optická permitivita (f→∞), C0 geometrická kapacita vzorku (při formální záměně dielektrika za vakuum), U0 nabíjecí napětí, iDEPOL(t) uvažovaný vybíjecí proud (bez vlivu vodivostní složky vyskytující se při nabíjení dielektrika). Pro funkci poklesu platí, že se získá derivací funkce odezvy v čase. Měřicí aparatura Měřící metoda TDRS zaznamenává časový průběh proudu dielektrika na skokovou změnu napětí [1]. Blokové schéma řešení měřicí aparatury realizující měření vybíjecích proudů dielektrik uvádí obr. 1. Dle teoretických poznatků je známo, že komplexní permitivita
47
ve frekvenční oblasti a změřená charakteristika v časové oblasti daná funkcí poklesu vybíjecího proudu jsou vzájemně převoditelné s použitím Fourierovy transformace: ∞
εˆ (ω ) = ε ′(ω ) − jε ′′(ω ) = ε ∞ + (ε S − ε ∞ )∫ ϕ (t )e (− jωt ) dt ,
(2)
0
kde εˆ (ω ) je komplexní permitivita jako funkce úhlového kmitočtu, ε ′ relativní permitivita, ε ′′ ztrátové číslo [2].
Obr. 1: Princip měření dielektrické relaxační spektroskopie v časové oblasti. Experimentální část Kromě časové náročnosti celého měření činí další potíže charakter a úrovně měřených signálů. Měřené proudy mají zpočátku velkou strmost poklesu v čase a úrovně měřených proudů jsou velmi malé (zlomky pA). Jedná se tedy o stejnosměrná měření nízkých úrovní elektrických veličin velmi náchylná na okolní elektromagnetické rušení. Původní měření byla provedena s tříreleovým kontaktním systémem (se čtyřvodičovým připojením vzorku), umožňujícím měření i nabíjecích proudů dielektrik. Z hlediska maximálního možného potlačení rušivých signálů již v průběhu měření byla navržena varianta měřicího systému s dvouvodičovým připojením vzorku využívající dvě relé (obr. 2).
Obr. 2: Kontaktní systém s dvouvodičovým připojením vzorku a porovnání upravených dat. Uvedené řešení již maximalizuje nejvyšší možné potlačení indukovaných rušivých signálů přítomných na pracovišti dle doporučení [3]; porovnáním s původním kontaktním systémem pro přepínání měřícího obvodu mezi nabíjením a vybíjením dielektrika lze kromě snížení míry šumu v přímo měřeném signálu pozorovat i nepatrné zvýšení měřeného dielektrického proudu, které zřejmě ovlivnily redukované parazitní kapacity měřicího obvodu. Metodika potlačení šumu V rámci experimentů byla navržena i metodika statistického zpracování již získaných signálů v časové oblasti pro potlačení míry obsaženého šumu ještě před převodem do oblasti
48
frekvenční. Blokové schéma obecného postupu úprav signálů TDRS včetně reálně změřeného průběhu vybíjecího proudu dielektrika je na následujícím obrázku.
Obr. 3: Přímo měřený průběh vybíjecího proudu a obecná metodika úprav signálů. Konkrétní dielektrický vzorek karboxymetylcelulózy posloužil jako nástroj pro ověření účinnosti dále popsaných úprav. Na tomto místě je nutné zdůraznit, že nezbytným prvkem v průběhu provádění statistických úprav signálu je jeho optická kontrola (uživatelem) s ohledem na možné hrubé chyby zapříčiněné měřením nebo nevhodnými parametry následného zpracování. V prvním kroku zpracování se ze signálu vyřadí měřené vzorky proudu ležící mimo zvolené toleranční pásmo, tj. zatížené pravděpodobně hrubou chybou.
Obr. 4: Relativní odchylka měřených vzorků proudu, konkrétní upravený průběh. Pro každý vzorek měřeného proudu v čase je vypočtena jeho relativní odchylka od průměru čtyř ,,okolních“ vzorků. Každý vzorek s odchylkou větší než 1 % bude nahrazen aritmetickým průměrem okolních vzorků; tato náhrada se aplikuje na počáteční část signálu (do 1000 s). Každý vzorek proudu nyní upraveného signálu se nadále podrobí statistické funkci medián; tímto způsobem se potlačí v průběhu celého signálu vliv méně četných poruch signálu s vysokými či příliš nízkými hodnotami – výsledek úprav pro jeden signál viz obr. 4.
Obr. 5: Souhrnné zobrazení výsledku úprav signálu; průměr opakovaných měření.
49
Výše uvedený obr. 5 ukazuje výsledný efekt úprav jediného signálu včetně chybového rozdílového signálu. Na pravé straně je zobrazen výsledek statistického průměru medián z devíti opakovaných měření (za shodných podmínek) a upravených nejprve samostatně výše popsaným postupem. Z důvodu limitované účinnosti statistických úprav signálu byla na základě provedené optické kontroly malá část dat na konci průběhu odstraněna. Výsledný upravený signál získaný z devíti opakovaných měření se podrobil Fourierově transformaci a pro srovnání též Hamonově aproximaci (obr. 6).
Obr. 6: Frekvenční průběh ztrátového čísla a relativní permitivity testovaného vzorku. Závěr Článek poukazuje na možnosti vylepšení měřicího pracoviště dielektrické relaxační spektroskopie v časové oblasti, a to jak na straně měřící aparatury, tak na straně zpracování již naměřených signálů vybíjecího proudu dielektrik. V rámci experimentu byla úspěšně navržena a ověřena měřicí aparatura s dvouvodičovým připojením vzorku dielektrika spolupracující s každým univerzálním elektrometrem (tj. s možností měřit malá napětí i proudy) zajišťující lepší šumovou imunitu přímo měřeného signálu. V části zpracování pořízeného signálu vybíjecího proudu dielektrik a případných opakovaných měření byla otestována vhodná metodika kontroly a úpravy těchto signálů aplikací statistických metod pro snížení obsaženého šumu před převodem dat do frekvenční oblasti. Literatura 1. Palai-Dany, T., Liedermann, K.: The Combined Dielectric Spectroscopy Metering in a Wider Frequency Range. In IEEE International Symposium on Electrical Insulation, Vancouver, Canada, 2008, p. 387-390. ISBN: 978-1-4244-2092-6. 2. Ďurman, V., Olach, O.: Porovnanie niektorých metód transformácie dielektrických veličín z časovej do frekvenčnej oblasti. Elektroizolačná kabelová technika 1999, č. 3, s. 67 – 72. 3. Keithley Instruments, Inc., Cleveland, Ohio, U.S.A.: Low Level Measurements Handbook, 6th Edition, 2004, 230 p. Autoři Ing. Tomáš Palai-Dany; Ústav fyziky, Fakulta elektrotechniky a komunikačních technologií, Vysoké učení technické v Brně; Technická 8, 616 00 Brno; e-mail: [email protected] Doc. Ing. Karel Liedermann, CSc.; Ústav fyziky, Fakulta elektrotechniky a komunikačních technologií, Vysoké učení technické v Brně; Technická 8, 616 00 Brno; e-mail: [email protected]
50
Magnetická rezonance a možnosti jejího použití v diagnostice materiálů pro elektrotechniku Steinbauer, M., Hadinec, M. – FEKT VUT Brno Anotace Magnetic resonance (MR) is a non-destructive diagnostic method with wide application capability. In this article the main principle of MR is discussed with accent to possible application in diagnostic of materials. As an example, the method for measurement of the magnetic susceptibility of weakly magnetic materials based on MR is described. This method was experimentally verified in the laboratory. Measurable value of the magnetic susceptibility is of the order 10-7.
Úvod Spektroskopie a tomografie založené na principu nukleární magnetická rezonance (NMR – často jen zkráceně MR) patří mezi jedny z nejmodernějších metod studia fyzikálních, chemických a biologických vlastností látek. V elektrotechnice lze použít jevu MR například k získání hodnot materiálových konstant, jako jsou magnetická susceptibilita či elektrická vodivost. Stanovení magnetické susceptibility slabě magnetických látek je jednoduše možné u materiálů dávajících MR signál (např. literatura 1, 2), případně i materiálů bez MR signálu, jako jsou kovy (literatura 3). Magnetická rezonance MR je fyzikální jev, při kterém jádra atomů některých látek umístěných ve statickém magnetickém poli reagují na aplikaci dalšího, oscilujícího magnetického pole a mění směr vektorů magnetizace. Tím vytvoří rychle slábnoucí signál odezvy jaderné magnetické rezonance (nazývaný signál FID – free induction decay), který lze detekovat. Schopnost látky reagovat zmíněným způsobem závisí na vlastnostech jejího atomového jádra. Magnetická rezonance je tedy založena na interakci vf elektromagnetického vlnění s jádry měřené látky umístěnými ve vnějším magnetickém poli. Základním předpokladem MR je existence nenulového jaderného magnetického momentu. Jedním z nejvhodnějších jader pro MR experimenty je jádro izotopu vodíku 1H, tj. jediný proton, jehož spinové číslo je ½. Měření se však dají provádět i na řadě dalších jader. Z makroskopického pohledu je magnetický moment měřené látky daný vektorem magnetizace M určen vektorovým součtem magnetických momentů všech jader. Bez přítomnosti vnějšího magnetického pole jsou jádra v látkách různě orientována a vektor magnetizace M je nulový. Působí-li na jádra silné vnější stacionární homogenní magnetické pole, orientují se vektory magnetizace M ve směru indukce B0 vnějšího magnetického pole a dojde k ustálenému stavu. Magnetický moment jádra v homogenním statickém magnetickém poli vykonává tzv. Larmorovu precesi (obr. 1) kolem směru magnetického pole s úhlovou rychlostí vyhovující (1).
ω0 = γ B0 . nebo f 0 = γ B0 .
(1)
Zde γ je gyromagnetický poměr, pro jádra vodíku 1H má hodnotu γ = 2,6752.108 rad·s-1·T-1; často je také udávaný v redukovaném tvaru γ = γ/2π=42,577 MHz/T. Přesnost MR měření je limitována absolutní přesností gyromagnetického poměru, který je pro řadu látek určen fyzikálními metodami s nejistotou pod 10 ppm.
51
z
B0
x
M
y B11
ω0 B1
B12
Obr. 1: K principu nukleární magnetické rezonance; při působení vnějšího magnetického pole s indukcí B0 vykonává vektor magnetizace jádra precesní pohyb s úhlovým kmitočtem ω0 kolem osy vnějšího pole a vzniká tak příčné střídavé magnetické pole B1 V látkovém prostředí je externí statické pole B0 modifikováno interakcemi jádra s elektronovým obalem vlastního atomu, popřípadě interakcemi s magnetickými momenty okolních atomů a jejich jader. Rezonanční kmitočet daného jádra je potom určen lokální hodnotou statického magnetického pole a je tedy závislý na elektronové struktuře daného atomu a jeho okolí. Pro dosažení vysoké rozlišovací schopnosti a citlivosti spektrometrů MR je nutno pracovat s co nejvyšší možnou hodnotou základního kmitočtu f0, tedy podle (1) s vysokou indukcí pole B0. V moderních spektrometrech MR vysokého rozlišení se proto pracuje s externími magnetickými poli vytvářenými supravodivými solenoidy s B0 ≥ 10 T, čemuž podle (1) odpovídá rezonanční kmitočet vodíkových jader řádově 500 MHz. Techniky tomografie magnetické rezonance (MRI – Magnetic Resonance Imaging) umožňují zobrazit 2D i 3D MR obrazy s kontrastem na žádanou veličinu (hustota vodíkových jader, difúze, susceptibilita apod.) Získání 2D obrazu (řezu) vzorkem se děje excitací jen úzké předem vybrané vrstvy vzorku, nejčastěji v rovině kolmé k ose z. K tomuto výběru se využívá techniky výběru řezu pomocí vymezovacího gradientu a excitačních vf impulzů s definovaným spektrem. Kódování zbylých dvou souřadnic x, y rezonujících jader v excitované vrstvě se provádí obdobně rovněž pomocí gradientních polí. Získaný časový signál je inverzní Fourierovou transformací převeden do reálného prostoru a získáme 2D obraz řezu vzorku. Typické v praxi dosahované rozlišení MR obrazu je 1 mm2. Pro získání různých obrazů s kontrastem na zvolenou vlastnost vzorku se používá mnoha metod MR. K běžným metodám patří metoda spinového echa (SE) a gradientního echa (GE). Podrobný popis MR a používaných měřicích technik lze nalézt např. v literatuře 4, 5. Měření magnetické susceptibility pomocí MR Jednou z vlastností metody GE popsané v lit. 5 je její citlivost na nehomogenity základního magnetického pole a nehomogenity vyvolané lokální změnou susceptibility excitovaného objemu materiálu. Pro další účely zavedeme reakční pole s indukcí ΔB
52
ΔB ( x , y , z ) = B ( x , y , z ) − B 0 .
(2)
V obraze naměřeném metodou GE se objeví člen e − jγ ΔBTE , který vyjadřuje fázovou modulaci MR obrazu způsobenou rozdílovým polem s indukcí ΔB. Konstanta TE je tzv. echočas, tedy čas mezi excitací vzorku a snímáním signálu. Vyhodnocením signálu získaného metodou GE dostaneme komplexní MR obraz, v jehož fázi Δψ = γ ΔBTE
(3)
je zakódováno prostorové rozložení reakčního magnetického pole vzorku. Pokud je reakční pole ΔB vyvoláno magnetickou susceptibilitou vzorku, lze při vhodném uspořádání experimentu vyhodnotit velikost magnetické susceptibility neznámého materiálu. Metoda popsaná v lit. 3 umožňuje měřit susceptibilitu materiálů nedávajících MR signál. Vložení materiálu s odlišnou magnetickou susceptibilitou způsobí lokální deformaci homogenního pole. Aby bylo možné měřit susceptibilitu materiálů neposkytujících MR signál, je vzorek obklopen vodou jako referenčním prostředím se susceptibilitou ( χ H2O = −9, 04 ⋅10−6 ). Průběh magnetické indukce v okolí vzorku se pak určí technikou gradientního echa a s použitím známé hodnoty susceptibility vody pak následně vypočte susceptibilita vzorku.
Δψ → ΔB
Obr. 2: Algoritmus pro zpracování dat měřených GE metodou. Vstupní data tvoří dva soubory naměřených obrazů z tomografu (bez a se vzorkem) a údaje o měřicí metodě a rozměrech vzorku. Algoritmus byl implementován v Matlabu Pro odstranění vlivu nehomogenit základního pole se provádí diferenční měření – nejprve bez a poté se vzorkem. Naměřená data ve formě matice 256 × 256 bodů se zpracují podle algoritmu naznačeného v obr. 2. Po provedení inverzní FFT a odstranění šumu se dále zpracuje pouze fázová složka komplexního obrazu – viz obr. 3, která v souladu s (3) nese informaci o reakčním poli ΔB. Ze získaného obrazu reakčního pole a známé hodnoty susceptibility referenčního prostředí je poté vypočtena susceptibilita vzorku.
53
Δψ 4
kyveta s vodou statické pole
f áze
2
vzorek
0 -2 -4 300
300 250
250 200
B0
p ix el
200 150
150 100
100 50
l pix e
50 0
Obr. 3: Umístění pravoúhlého vzorku v kyvetě s vodou (vlevo) a naměřený fázový obraz metodu GE pro paramagnetický vzorek (Al destička, vpravo) Závěr Měřeným vzorkem může být diamagnetický nebo paramagnetický materiál. Rozměry vzorku musí být stanoveny s ohledem na užitečný průměr pracovního prostoru použitého MR tomografu a tloušťka vzorku musí být volena s ohledem na předpokládanou susceptibility vzorku tak, aby vzniklé reakční pole na okrajích referenčního materiálu bylo prakticky zanedbatelné. Metoda byla experimentálně ověřena na tomografu s B0 = 4,7 T. Data získaná z tomografu měřením popsanou metodou mají rozlišení 1 % v reálné a imaginární části. Tomu odpovídá po zpracování IFFT rozlišení dvou sousedních bodů ve fázovém obrazu 0,01 rad, tedy v souladu (3) řádově 10-8 T. Uvedenou MR technikou lze tedy měřit susceptibilitu materiálů s rozlišením v řádech 10-7. Literatura 1. ZEMAN, V. Měření magnetické susceptibility pomocí NMR. Brno: Tesla Brno, interní zpráva, 1981. 2. WANG, Z.J., LI, S., HASELGROVE, J. C. Magnetic resonance imaging measurement of volume magnetic susceptibility using a boundary condition. Journal of Magnetic Resonance. 1999, vol. 142, p. 477-481. ISSN 1090-7807. 3. STEINBAUER, M., BARTUŠEK, K. ANSYS analysis of weakly magnetic materials in MR tomography. Advances in Electrical and Electronic Engineering. 2004, vol. 3, p. 1518. ISSN 1336-1376. 4. BLUMLICH, B. NMR imaging of materials. Oxford (England): Clarenton Press, 2000. ISBN 0-19-850683-X. 5. SLICHTER, C. P. Principles of magnetic resonance. Second revised and expanded edition, corrected second printing. Berlin (Germany): Springer-Verlag, 1980. Autoři Ing. Miloslav Steinbauer, Ph.D.; Ústav teoretické a experimentální elektrotechniky, Fakulta elektrotechniky a komunikačních technologií, Vysoké učení technické v Brně; Kolejní 2906/4, 612 00 Brno; e-mail: [email protected] Ing. Michal Hadinec; Ústav teoretické a experimentální elektrotechniky, Fakulta elektrotechniky a komunikačních technologií, Vysoké učení technické v Brně; Kolejní 2906/4, 612 00 Brno; e-mail: [email protected]
54
Impedance measurements on crystalline silicon PV cells Šály V., Packa J., Ďuriš T., Perný M., Ružinský, M. – FEI STU Bratislava; Bařinka R., Poruba A. – Solartec s.r.o Rožnov pod Radhoštěm Abstract Aspects of AC measurements in photovoltaics are discussed with regard to the application of impedance/admittance measurements in order to study transport properties within PV structures and solar cells. Also experimental results are presented.
Introduction Solar cell development and production requires extensive material and device testing to improve efficiency and match individual cells for panel construction. Photovoltaic cells are operated as DC devices but they exhibit complex impedance due to the solar cell design. For designing efficient high power photovoltaic systems, detailed study on AC parameters of solar cells is important. AC measurements provide the tool to investigation of principal processes in solar cell structure itself. The trapping and de-trapping processes at deep levels, eg in a space charge region at p-n junction represent an exact analogy of dipolar polarisation in dielectrics and impedance spectroscopy represents proper method in estimating polarisation processes. AC measurements is also efficient tool when estimating encapsulant properties of photovoltaic modules. Complex impedance analysis Analysis of the behaviour of PV devices supplied by AC signal on dark conditions has been developed to easily and quickly evaluate some parameters regarding an equivalent circuit eg those shown in Fig. 1 (like the series and shunt resistances and capacitance) affecting its electrical characteristics [1]. a)
b)
L
RS IPH = 0 A CD CT
RD RSh
AC signal
RP CK L
RS
L
CP
Fig. 1: AC model of PV cell. Single electronic elements included represent respective processes in the structure of the cell. Simplified version of the circuit (a) is shown in (b) In Fig. 1 CD is diffused capacitance of p-n junction, CT is barrier capacitance, CK is construction capacitance (usually neglected), RD, RSh and RS are dynamic, shunt an series resistances, inductance L shall be taken into account at some specific occasion. Measured and calculated data allow to estimate elements of depicted equivalent circuit [2, 3]. At short circuiting of solar cell, RD can be neglected and RP ≅ RSh while RD dominates close to open circuit regime. CT capacitance is due to existence of space charge region within the p-n junction and is independent on the temperature at reverse biased device. The influence of dynamic capacitance CD starts to be effective when direct biasing.
55
When harmonic AC voltage signal is applied to electric circuit, complex impedance expresses the current response shifted by an angle Θ
Z (ω ) = Z ´(ω ) ± jZ ´´(ω ) Z (ω ) =
Vm e jω I me
) j (ω +θ
=
(1)
Vm jθ e Im
(2)
Solar cell is a non-linear element and so applied AC signal shall be lower than thermal voltage VT. Thermal voltage VT = 25 mV at 25 °C. Usually broad range of frequencies is applied in order to obtain representative spectrum. Exploiting the equivalent circuit in Fig. 1b one can easy calculate parameters of semicircle
R = RSH /(1 + X 2 / R 2 ) or
(3)
R 2 + X 2 − RRSH = 0
Equation (3) is a semi-circumference with radius RSH/2 passing through the origin of axis system. Connecting RS the equation (1) becomes:
R 2 + X 2 − R ( R SH + 2 R S ) + R S2 + R S R SH = 0
(4)
Eq. (4) is again the equation of a circumference with centre on the X-axis but shifted along x axe. The abscissa of the centre = RS+RSH/2 and the radius RSH/2 as shown in Fig. 2. It is important to say that the values of RS are usually less than unit while RSH is few orders higher quantity in comparison with RS. Simpler and more accurate estimation of series resistance is eg when using current-voltage characteristics in the dark.
Fig. 2: Impedance spectrum measured at a broad range of frequencies Solar cell is normally capacitive structure. Inductance can arise as a result of the front electrode influence or wiring into PV module. On the other hand, the component of equivalent circuit can be frequency dependent as it is shown in Fig. 3b where the arc shown is skewed at high frequency end. Superposed voltage (either from the outer source or generated by the illumination) with respect to its polarity engenders either the change in space charge region thickness or injection of minority carriers. Process in both cases results in change of equivalent circuit parameters and so the shape of complex impedance arc. Ideal semicircular arc with the centre
56
on the real axe indicates equivalent circuit with well expressed single time constant – well defined equivalent parallel capacitance and resistance.
Fig. 3: Inductance of the cell results in the number sign change (a) while frequency dependent RD, CD skew the regular circular shape (b) We would like to remark that one can often find different formalism when depicting complex impedance diagrams. Either –Z´´ or directly Z´´ used to be plotted. Alternatively, another possibility is to investigate frequency dependencies of complex admittance components
Y * (ω ) = 1 / Z * (ω ) = Gm (ω ) + jωC m (ω )
(5)
Frequency dependencies, alternatively, of complex impedance and complex admittance components allow more detailed description of transport process within the solar cell structure and so deeper understanding of its behaviour. Measurement under the varying temperature, illumination and bias voltage also offers more detailed insight.
Fig. 4 Complex impedance plot of crystalline silicon solar cell measured at various temperatures
a)
b)
Fig. 5 Direct a) and reverse b) biased complex impedance diagrams of measured sample
57
Experimental results Measurements were performed on crystalline silicon solar cells in order to estimate their ac behaviour within the above described context. HIOKI Z Tester was used to measure the respective impedance parameters at temperatures ranged from room temperature to 80 °C, at frequencies from the interval 10 to 106 Hz. As it is shown, using eq. 3 and 4, complex impedance is an excellent tool to estimate shunt resistance RSh while determination of RS is more doubtful because of RS << RSh. The influence of temperature on complex impedance diagram is shown in Fig. 4. The plots are well defined semicircles. Their radius decreases when the temperature increases what indicates an increase of junction conductivity or decrease of shunt resistance. The behaviour of complex impedance parameters when bias applied interrelates the current-voltage characteristic. Reverse bias governs space charge region thickness while direct bias governs charge injection leading in increase of conductivity of the junction as one can see in Fig. 5a. Acknowledgements The work has been supported by VEGA – Scientific Agency of Ministry of Education of Slovak Republic under project No. 1/4080/07. References 1. E. Radziemska: Dark I-U-T measurements of single crystalline silicon solar cells, 2004. Energy Conversion and Management 46, pp. 1485-1494. 2. A. Kirchev, F. Mattera, J. Merten: Impedance characterization of silicon PV cells and modules, Proceedings of 22nd European Photovoltaic Solar Energy Conference, Milan, Italy, 2007, pp. 360-363. 3. R. A. Kumar, M. S. Suresh, J. Nagaraju: Silicon (BSFR) solar cell AC parameters at different temperatures, Solar Energy Materials & Solar Cells 85, 2005, pp. 397-406. Authors doc. Ing. Vladimír Šály PhD., Ing. Juraj Packa PhD., Ing. Michal Váry PhD.; Katedra elektrotechnológie, Fakulta elektrotechniky a informatiky, Slovenská technická univerzita v Bratislavě, Ilkovičova 3, 812 19 Bratislava, Slovakia; e-mail: [email protected], [email protected], [email protected] Ing. Radim Bařinka, Ing. Aleš Poruba Dr.; Solartec s.r.o, Televizní 2618, 756 64 Rožnov pod Radhoštěm, Czech Republic, e-mail: [email protected]
58
Vliv tvaru napěťových impulzů na rychlost stárnutí elektrické izolace Trnka P., Hamar R., Mentlík V. – FEL ZČU Plzeň Abstract The impact of the fast voltage impulses on the reliability of insulation systems has been in the centre of interest for years. Till now, a negative impact of the fast voltage impulses have been documented and quantified. The reliability of the insulation is usually compared to the ac sinusoidal voltage. This paper is concerned with the voltage changes through the cable between a load and power inverter. The influence of the cable length on the material livingness was studied. Slew rate was different for different length of the cable between a source and load (e.g. a voltage inverter and asynchronous machine). The results of the research show that overvoltages correspond to parasitic capacities and inductances of the cable and load.
Úvod Problematika působení vysokofrekvenčního pulzního namáhání je v současnosti již často zmiňována. Výzkumem v této oblasti se zabývají články původem z našeho pracoviště [1], [2], [3], dále i ze světa např. [6]. Studium zkrácení životnosti se většinou zabývá problematikou/kvantifikací zkrácení životnosti při pulzním namáhání. Tato studie si klade za cíl porovnat životnost elektroizolačního systému pro různá pulzní namáhání v kombinaci s teplotním namáháním. Cílem je ověřit vliv strmosti jednotlivých napěťových pulzů na životnost izolačního systému. Obecný předpoklad je zkracování životnosti se vzrůstající strmostí napěťových pulzů (du/dt). Úvod do problematiky zkoušek životnosti při pulzním napětí představuje norma ČSN EN 62068-1 z roku 2004. Experiment Pokud se zaměříme na problematiku izolačních materiálů namáhaných pulzním napětím a vybereme z ní např. pohon s frekvenčním měničem a asynchronním motorem. Pak měnič frekvence je z hlediska elektrické izolace vinutí zdrojem vysokofrekvenčních pulzů, které ji namáhají. Vzdálenost měniče od asynchronního motoru je v praxi různá pro různé aplikace pohonu. Například u pohonu vozidla-trolejbusu je měnič umístěn na střeše vozidla a motor je umístěn co nejblíže poháněné nápravě. Motor je napájen pomocí kabelu, který má v různých aplikacích různou délku. Z hlediska šíření elektrické energie od měniče ke kabelu je nutno na kabel pohlížet jako na vedení s rozprostřenými parametry. U vedení s rozprostřenými parametry jsou proměnnými napětí a proud, jejichž velikost je funkcí pozice na vedení. Na obrázku 1 je základní element modelu homogenního vedení s rozprostřenými parametry délky dz. Dané vedení je popsáno podélnými parametry R a L, kde R je odpor a L je indukčnost na jednotku délky vedení. Příčnými parametry vedení jsou C a G, kde C je kapacita a G je vodivost na jednotku délky vedení.
Obr. 1: Základní element modelu homogenního vedení s rozprostřenými parametry
59
Pro výše uvedený základní element modelu homogenního vedení s rozprostřenými parametry lze odvodit [4] pro napětí u(z,t) a proud i(z,t) obecné rovnice homogenního vedení, též nazývané jako telegrafní rovnice:
−
∂ u(z, t ) ∂ i (z , t ) = R i(z, t ) + L ∂z ∂t
(1)
−
∂ i(z, t ) ∂ u (z, t ) = G u(z, t ) + C ∂z ∂t
(2)
Z rovnic (1) a (2) lze následně odvodit hyperbolickou rovnici pro napětí ∂ u (z, t ) ∂ u (z, t ) ∂ 2 u (z, t ) ∂ 2 u (z, t ) − + LC + LG + RC + RG u ( z , t ) = 0 , 2 2 ∂t ∂t ∂z ∂t
(3)
a hyperbolickou rovnici pro proud −
∂ i(z, t ) ∂ i(z, t ) ∂ 2 i (z , t ) ∂ 2 i(z, t ) + LC + LG + RC + RG i( z , t ) = 0 . 2 2 ∂t ∂t ∂z ∂t
(4)
Pomocí rovnice (3) lze simulovat rozložení napěťové vlny šířící se na homogenním vedení s rozprostřenými parametry. Řešení této rovnice lze provést numericky například metodou konečných diferencí (Finite Difference Metod) [5].
U (V)
Jak vidíme z obrázků 1 a 2, na tvar napěťových pulzů přiváděných na izolační systém motoru má vliv délka a parametry kabelu. Parazitní kapacity a indukčnosti kabelu způsobují změnu strmosti jednotlivých pulzů na izolačním systému motoru. Vznikají zde také díky LC členům kmity, které se superponují na pulzy generované měničem.
t (us)
Obr. 2: Tvar napěťového pulzu na svorkách motoru V experimentu byly testovány vzorky materiálu NEN – F 220/125 Viledom, výrobce: EKOBAL Rožnov spol. s r.o. Jedná se o modifikace složeného polyesteru (Viledom – PET Viledom) podle TP 346536 sloužící jako ohebný materiál pro drážkové izolace. Označení NEN představuje: N – polyesterová rohož, E – PETP fólie a ještě jedna vrstva N – polyesterové rohože. Číselný zlomek pak udává celkovou tloušťku izolace v μm lomenou tloušťkou střední vrstvy v μm. Vzorky velikosti 10x10 cm byly podrobeny zrychlenému stárnutí pulzním napětím a současně teplotou 180 °C.
60
Cílem experimentu je prokázat vliv tvaru impulzu (tvar se mění např. s parametry kabelu tedy i jeho délky). Na obr 3. jsou uvedeny oba tvary pulzního napětí 6 kHz, kterými byly stárnuty vzorky při experimentu.
a) b) Obr. 3: Praktická laboratorní simulace vlivu kabelu na tvar napěťových impulzů na izolačním systému točivého stroje. a) krátký kabel – doba nárůstu napětí 57 ns, b) dlouhý kabel – doba nárůstu napětí 210 ns, překmit 10 %. Výsledky experimentu, kdy vzorky izolačního systému byly namáhány napětím dle obr. 3, jsou shrnuty v sestrojených křivkách odolnosti kombinovanému teplotnímu a pulznímu namáhání na obr. 4. 10000000,0 1000000,0
Čas (s)
100000,0 τpulse+temp+cable = 1E+15e
10000,0
Exponenciální model sinusové namáhání
-5,0773E
Exponenciální model pulzní namáhání
τpulse = 862347e
-0,5554E
1000,0
Exponenciální model kombinované tepelné a pulzní namáhání Exponenciální model komb. tep. a pulzní nam, dlouhý kabel
τpulse+temp = 83061e-0,4314E
100,0
τac = 2E+06e-0,1219E
10,0 1,0 0
20
40
60
80
100
-1
Intenzita elektrického pole (kV.mm ) Obr. 4: Křivky odolnosti kombinovanému namáhání testovaného materiálu pro „krátký“ resp. „dlouhý“ kabel měnič-zátěž s teplotním namáháním, pro srovnání i pro střídavé (ac) namáhání.
61
Závěr Z křivek odolnosti kombinovanému teplotnímu a pulznímu namáhání je patrné již dříve prokázané zkrácení životnosti izolačního materiálu při pulzním napětí (v obr. 4 – pulse) oproti střídavému sinusovému napětí (ac). Pokud jsou vzorky namáhané zároveň pulzním napětím i teplotou (pulse+temp) projeví se zvýšené namáhání dalším sklonem křivky odolnosti. Křivka simulující vliv kabelu na životnost izolace se zatím jeví jako nejstrmější. Ovšem bod odpovídající namáhání na napěťové hladině ± 0.9 kV, 6 kHz (748 800 s) představuje pouze současný stav experimentu. K průrazu vzorků zde zatím nedošlo. Pro získání skutečného vlivu délky kabelu na takto namáhaný elektroizolační materiál je zapotřebí ještě další napěťově teplotní expozice. Ve výsledcích se zřejmě projevuje vliv překmitů způsobených parazitními kapacitami a indukčnostmi kabelu, jejich vliv je nutno dále prokázat. Poděkování Tento výzkum je podporován výzkumným záměrem Ministerstva školství, mládeže a tělovýchovy České Republiky, MSM 4977751310 – Diagnostika interaktivních dějů v elektrotechnice, jehož jsou autoři spoluřešitelé. Literatura 1. Mentlík V., Trnka P., Prosr P., Pihera J., Polanský R.: “Electrical Insulation Material Parameters and Power Electronic Waveform Environmentt”, In Conference record of the 2006 IEEE international symposium on electrical insulation, IEEE, 245-248. ISBN 14244-0334-0. ISSN 1089-084X, Toronto, 2006. 2. Mentlík V., Trnka P., Pihera J.: “Vývoj vlastností izolantu při pulzním namáhání”, In Nové smery v diagnostike a opravách elektrických strojov a zariadení, Žilina, EDIS Žilinská univerzita, 2006, s. 35-39, ISBN 80-8070-545-3. 3. Trnka, P.; Prosr, P.; Pihera, J.; Polanský, R.: „Životnost izolačního systému VPI při pulzním namáhání“, In Diagnostika '05, Plzeň, Západočeská univerzita, 2005, s. 411-414, ISBN 80-7043-368-X. 4. Novotný, K.: Elektromagnetické pole a vlny – teorie elektromagnetického pole II, ČVUT Praha, ISBN 80-01-02429-6. 5. Mayer, D., Ulrych, B.: Základy numerického řešení elektrických a magnetických polí, SNTL 1988, Praha. 6. Espino-Cortes, F.P.; Montasser, Y.; Jayaram, S.H.; Cherney, E.A. Study of stress grading systems working under fast rise time pulses, CEIDP 2006, 380-383, IEEE, 2006. Autoři doc. Ing. Pavel Trnka, Ph.D.; Department of Technologies and Measurement, Faculty of Electrical engineering, University of West Bohemia in Plzen; Univerzitni 8, 306 14 Plzen; e-mail: [email protected] Ing. Roman Hamar, Ph.D.; Department of Theory of Electrical Engineering, Faculty of Electrical engineering, University of West Bohemia in Plzen; Univerzitni 8, 306 14 Plzen; e-mail: [email protected] prof. Ing. Václav Mentlík, CSc.; Department of Technologies and Measurement, Faculty of Electrical engineering, University of West Bohemia in Plzen; Univerzitni 8, 306 14 Plzen; e-mail: [email protected]
62
Wear decrease of the brushes of the electrical machine Avilov V.D., Veselka F. - FEKT VUT Brno; Petrov P.G., Macko J.A. - SP ETP-5 Omsk Annotation Paper deals with problematic of the decrease of the electrical machine running costs. There is presented sliding contact with Teflon application in parts of the brush gear.
The question of reliability of electric brushes work stays urgent everywhere, where electric machines with slip-rings and commutators are used. To reduce spending we can take different measures, such as use of brushholders with roll springs, application of new brush materials, use of electroconductive lubrication, installation of different types of brushes on opposite polarity slip-rings, periodical change of slip-ring’s polarity, etc. Usage of teflon is one of the ways to decrease brush wear and to increase consistency of operation. Such researches take place in Czech Republic where F. Veselka and his colleagues developed a technology of teflon application and run experiments on different electric machines in VUT in Brno city for several years. In this article authors give the result of wear characteristics research of exploi-tation on slip-rings of synchronous generator TVF-120-2 (S = 125000 kVA; U = 10,5 kV; I = 6875 A; If = 1715 А) Omsk thermal power station № 5 for original EG-4 brushes and for EG-4T brushes with teflon, The disposition of brushes on the slip-rings of generator winding is shown in figure 1. In this case EG-4T brushes were installed in fours on slip-rings of every polarity for full covering of brush sliding by teflon. Their position is marked by shading (figure 1). Quantity of innovative brushes will be less, if arrangement of brushes on the surface of slip-ring differs. Design of EG-4T brush is shown in figure 1, b. Position 1 is basic mass of original EG-4 brush, position 2 – teflon plate (thickness 1 mm), it is located on the front of original EG-4 brush. EG-4 brush set (25×32×65) from same batch with equal transitional resistance between brush and conductor was mounted on generator for the experiment (40 brushes on every slip-ring with DRPs1 brushholders).
Figure 1: Slip-rings and brushes: a – layout chart; b – design of EG-4T brush The operation of generator with original EG-4 brush set was investigated during 1112 hours (figure 2, a). Thereafter brush wear was appraised for this interval of time. Then one brush with teflon coverage was mounted on every half-trace, i.e. 8 brushes. Brushes operated in this combination 1146 hours (figure 2, a). Finally appraisal of all brush wear was made. It is safe to say, that experiments were made in equal conditions, because May, June, July were hot and dry in Omsk. The estimation was made by two parameters: weight of brush material and height of brush. The result of this measurement detected that estimation of brush wear by weight result in higher default level lower accuracy of quantity. This is stipulated by the thing, 63
that function of a generator is attended by chipping of brushes. Weight of brush chips is difficult to count. Therefore, further analysis was carried out with the help of geometrical measurement of brushes. Analysis of information, which is provided in figure 2. There are several conclusions from this material: it confirms the difference of opposite polarity brush wear; teflon reduces this difference from 1,544 to 1,237; wear rate of brushes reduces with teflon from 1,64 to 2,04 times; maximal brush wear with teflon reduces in 1,5 ÷ 1,7 times
Figure 2: Histogram of brush wear by height: a – original EG-4 brushes (1112 hours); b – установлено по четыре щетки ЭГ-4Т (1146 hours) Outcome of experiment confirms positive effect of teflon availability in brush contact operation. Average value of brush wear in slip-rings of generator reduces in 1,84 times. It is sufficient to adhere the teflon plate on the 10 % of brushes to achieve this result. Owing to usage of teflon coverage not only wearing qualities of brushes improve, but also resource of actions of slip-rings increase, and contamination of the entrails of the machine decrease by pulverized coal. According to the information of foreign associates, using the brushes with teflon coverage in synchronous machine operation decreases slip-ring wear. Quantity of grindings decreases from four times in a year to one time in 1 – 3 year. Uneven brush wear and character of current distribution on the brushes were examined in these experiments. The pattern of brush wear distribution subject to place of their location is shown in figure 3.
Note, at considerable dispersion of brush wear quantity the unevenness of current distribution on the brushes is even larger. The current has data spread from 4 to 28 ampere. This is twice more then average value. The analysis of results of correlation between brush wear and current magnitude on brushes didn’t give us the unambiguous answer. This can be explained by the difficult operations in sliding contact. The pressure force is of great importance in concrete “brush-slip-ring” contact. In turn, the value of pressure is defined by hold-down device, height of brush, friction force in brush box, sort and extent of pollution of brush assembly and other factors.
64
Figure 3: Brush wear on point of site In this respect, as stated by our colleagues [3], covering brushholders with teflon considerably decreases the friction between brush and brushholder. This coverage considerably decreases the level of accumulation of wear product on brushholders. This decreases the probability of brush “hanging-up”. All this result in reduction of unevenness of brush wear and current distribution on the brushes. By objective reasons we cannot reiterate similar experiments. However all findings of investigation in Russia and abroad denote the appropriateness of teflon implementation in electric machines with sliding contact operation. With the appropriate support from brush production customers this technology can be widely introduced. References 1. Veselka F.: Zlepšování komutačních poměrů elektrických strojů. KESAP FE VUT v Brně, TZ 135, Brno, 1990. 2. Petrov P. G., Borodulin A. G.: Совершенствование технологии анализа вольтамперных характери-стик щеточного контакта электрических машин. Повышение эффективности работы железнодорожного транспорта: Сб. науч. статей аспирантов университета / Омский гос. ун-т путей сообщения. Омск, 2007. Выпуск 8. С. 128133. 3. Chmelík K., Veselka F.: Kluzný kontakt v elektrických strojích. – Ostrava: KEY Publishing s. r. o., 2007. 256 с.
65
Diagnostika termohydraulických procesů na JE Bláha V., Havlíček O. – ŠKODA JS a.s. Anotace Diagnostics of processes within a nuclear reactor is based on data provided by intra-reactor measurement sensors. Individual sensors measure temperature, pressure, pressure differences and neutron flux. Based on the above information further quantities, such as flow and heat output, are calculated. The sensors are distributed within the reactor according to a design in order to provide an authentic picture of a relevant process. In case that certain deviations from the anticipated conditions occur, it becomes necessary to implement a number of measurements, whose goal is to explain the cause of such deviations. Nevertheless, in the course of a nuclear unit operation some components (e.g. pump rotors) are replaced, coolant character and type are changed and also ways of signal processing are modified and then, unless information continuity is ensured, explanation of such deviations is by no means a simple issue. In the paper practical activities implemented by SKODA JS in this field will be presented.
Úvod Analýzami termohydraulických procesů na jaderných elektrárnách se v současné době ve ŠKODA JS a.s. zabývá oddělení Termohydraulická měření a diagnostika. Jeho činnost navazuje na zkušenosti bývalého odboru Termohydraulická měření, jehož podstatnou náplní v období 1980 – 2003 byla příprava a následná realizace spouštěcích testů v oblasti termohydrauliky na JE Dukovany, JE Mochovce a JE Temelín. V současné době jsou práce zaměřeny především na analýzy průtoku chladiva reaktorem a na analýzy měření teplot v primárním okruhu. Tyto analýzy můžeme směle nazvat diagnostickými činnostmi, neboť představují racionální postupy pro určení technického stavu zařízení a nebo dokonce tvorbu těchto postupů. Diagnostika průtoku chladiva v primárním okruhu JE Dukovany Podíváme-li se na tyto činnosti ve vztahu k jednotlivým jaderným elektrárnám v České republice, tak zjistíme určité odlišnosti. Jaderná elektrárna Dukovany (4 bloky VVER – 440) byla uvedena do provozu koncem 80 let bez velkých problémů a emocí. Bloky dosáhly projektovaných parametrů a začal prakticky bezproblémový provoz elektrárny a závaznější analýzy z pohledu termohydrauliky nutné nebyly. Jakmile se však objevila myšlenka zvyšování výkonu jednotlivých bloků po cca 20 letech provozu, bylo nutné provést analýzy termohydraulických charakteristik jednotlivých bloků, zda splňují požadovaná kritéria pro toto zvýšení. V letech 2006 – 2008 tak byla provedeny rozsáhlé analýzy zaměřené na stanovení průtoku chladiva reaktorem u jednotlivých bloků. Tyto hodnoty pak slouží jako podklad pro realizaci možného zvýšení výkonu. Minimální průtok chladiva reaktorem, aby mohl být zvýšen výkon na 105 % Nnom je 41 000 m3/hod. Tato hodnota je včetně záporné tolerance stanovené hodnoty. Na jednom z bloků byl tato hodnota mírně nižší a proto byly v průběhu odstávky vyměněny dva rotory čerpadel a následné stanovení průtoku již dokladovalo vyhovující hodnotu. Zvýšení výkonu na 105 % je jako první realizováno na 3. bloku a probíhá právě v době uzávěrky odevzdání příspěvků. Na tomto výkonu by měl být blok 28. dubna 2009, ale harmonogramy jsou většinou v těchto případech „zbožná přání“ a dočasná vítězství techniky nad člověkem stále se opakující realitou.
66
V souvislosti s tímto zvyšováním výkonu je realizován rozsáhlý program, který má dokladovat vliv zvýšení výkonu na termohydraulické charakteristiky jednotlivého bloku. Práce jsou rozvrženy na 6 let, začaly v roce 2008 a potrvají do roku 2013. Postupně se u jednotlivých bloků budou porovnávat stavy v průběhu poslední kampaně před zvýšením výkonu se stavy v průběhu prvé kampaně po zvýšení výkonu a dokladovat stavy v průběhu najíždění bloku. Princip metody stanovení průtoku Průtok chladiva jednotlivými smyčkami reaktoru VVER se stanoví pomocí tří nezávislých metod 1. Na základě hydraulických charakteristik hlavních cirkulačních čerpadel 2. Na základě hydraulických odporů parogenerátorů 3. Na základě tepelného výkonu, který je ze smyčky předáván do parogenerátoru a. Z provozních parametrů sekundárního okruhu b. Z nezávislého měření tepelného výkonu v dané větvi parogenerátoru Celkový průtok cirkulační smyčkou se stanoví jako vážený průměr průtoků příslušnou smyčkou stanovenými jednotlivými metodami. Celkový průtok reaktorem je roven součtu celkových průtoků jednotlivými smyčkami. Průtok chladiva reaktorem lze pak stanovit ještě z dalšího parametru a tím je tlaková ztráta na reaktoru. Výsledný průtok reaktorem je pak stanoven jako vážený průměr všech čtyřech metod. Výsledný průtok příslušnou smyčkou se pak stanoví jako relativní podíl výsledného průtoku reaktorem připadající na danou smyčku. Hodnoty relativních podílů jednotlivých smyček jsou stanoveny z hodnot celkových průtoků cirkulační smyčkou a celkového průtoku reaktorem. Diagnostika průtoku chladiva v primárním okruhu JE Temelín Zatím co na JE Dukovany byla mezi spouštěním a systematickými termohydraulickými analýzami poměrně dlouhá přestávka na JE Temelín byla situace zcela jiná. Jednak celé spouštění reaktoru VVER-1000 probíhalo ve zcela jiné společenské atmosféře, jednak došlo k technické záměně paliva a řídícího systému (ruský projekt nahrazen systémy WEC), spouštěcí programy v oblasti termohydrauliky byly připraveny a probíhaly podle ruské metodiky a dále byl vzhledem ke zpožďování výstavby značně omezen připravený rozsáhlý program ověřovacích měření pro 1.blok. Tyto skutečnosti na jedné straně způsobily řadu technických problémů v průběhu spouštění, ale jejich řešení vyústilo k zahájení určité systematické činnosti v oblasti termohydraulických analýz primárního okruhu (např. analýzy dopadů záměny rotorů hlavních cirkulačních čerpadel, průběžné sledování průtoku a výkonu reaktoru apod..). Zejména byla vytvořena a odzkoušena metodika sledování průtoku, jejíž princip je pospán v předchozím odstavci, a která byla následně upravena pro potřeby primárního okruhu reaktoru VVER-440. Po 10 letech provozu s palivem firmy WEC, bude v roce 2010 zavezena aktivní zóna 1. bloku novým palivem firmy TVEL, které má určité konstrukční odlišnosti od paliva WEC. Z důvodu záměny paliva je připravován pro JE Temelín obdobný program sledování termohydraulických parametrů jako při zvyšování výkonu na JE Dukovany. Předpokládá se rozšířené sledování termohydraulických charakteristik primárního okruhu 1. bloku v poslední kampani před záměnou paliva a v první kampani po záměně paliva. Tyto práce by měly být
67
zahájeny na podzim 2009. V průběhu spouštění bloku s novou zónou v roce 2010 by pak měly být realizovány určité testy jako při prvém spouštění bloku. Z důvodu kompletní záměny aktivní zóna novým palivem, bude určitá část palivových kazet WEC schopna dalšího provozu. Zcela logicky se nabízí jejich „dohoření“ na 2. bloku ETE. Pokud se technicky vyřeší jak je převézt z 1. na 2. blok, a možná jsou zde ještě legislativní a právní problémy, čeká nás termohydraulická „lahůdka“ – směsná zóna paliva WEC a TVEL. Analýzy teplotních měření na 4.bloku EDU Od roku 2003 probíhají systematické práce zaměřené na analýzy nesymetrií termočlánkových měření na výstupu z palivových kazet. Aktivní zóna reaktoru VVER-440 obsahuje 312 palivových kazet a u 210 z nich je na výstupu měřena teplota chladiva. Kazety mají různé výkony, ale aktivní zóna je uspořádána symetricky a šest kazet na symetrické pozici má stejný výkon a tím by i měřené teploty na výstupu těchto kazet měly být blízké. Rozdíl maximální a minimální teploty představuje nesymetrii dané skupiny. Na 4. bloku EDU je tato hodnota u některých skupin symetrie odlišná od hodnoty očekávané a vzhledem k tomu, že je odlišná i od hodnoty na ostatních blocích jsou prováděny nezbytné kroky k jejímu objasnění. Byly postupně zkoumány a experimentálně prověřovány možné příčiny této odchylky. Zásadní problém analýz tohoto druhu je v tom, že navržený experiment lze provést pouze v průběhu odstavování či najíždění bloku, ve striktně vymezeném čase a pokud se nepovede, nebo se v přípravě testu něco zapomene je možná oprava až v následujícím roce. Vzhledem k tomu, že na 4.bloku bylo možno připojit na trasy teplot na výstupu z palivových kazet nezávislý měřící systém, bylo možné zaznamenat data podstatně vyšší rychlostí než umožňoval provozní systém. V průběhu let 2003 až 2005 byla provedeny tři testy, při kterých byla měření teplot prováděna nezávislým měřícím systémem. 1. Monitorovací test dynamického chování termočlánků 2. Vliv nenominálních stavů reaktoru (odstavení čerpadel) 3. Vliv změny tlaku v hlavním parním kolektoru Analýza výsledků těchto testů dokladuje rozsah rozmezí maximální hodnoty nesymetrie, potvrzuje její závislost na výkonu reaktoru, hodnoty maxima a minima zůstávají na stejných pozicích a výměna termočlánku a kvalita jeho kontaktu v jímce tuto hodnotu neovlivňuje. Jednoznačný časový trend se nedal prokázat, neboť vedené testy trvaly vždy pouze několik hodin s časovým odstupem přibližně jeden rok. V dalších letech pak byla na ČVUT prováděna verifikace modelu teplotního rozložení na výstupu z aktivní zóny na základě stanovené nerovnoměrnosti průtoku na vstupu do jednotlivých kazet. Nerovnoměrnost na vstupu byla stanovena na základě změřených průměrů clon pod kazetami. Do modelu byly dále zadány změřené výkony kazet a výstupem byly teploty na výstupu, které byly porovnány s teplotami měřenými. Model ukázal velmi dobrou schodu s měřenými hodnotami u parametru – průměrná teplota ve skupině symetrie. U skupin symetrie s výraznou hodnotou nesymetrie však model extrémy „vyhlazuje“. V roce 2008 bylo provedeno sledování teplotního rozložení v průběhu celé kampaně. V odstávce na přelomu roku byla zahájena na 4.bloku rekonstrukce SKŘ a provedena výměna některých komponent u poloviny měřících řetězců teplot. Tím je umožněno, aby v průběhu kampaně v roce 2009 byla prováděna analýza, zda uvedený problém není způsoben vlastnostmi komponent měřícího řetězce.
68
Závěr Problematika termohydraulických procesů primárních okruhů jaderných elektráren je jednou ze základních otázek, které musí být neustále věnována pozornost. V průběhu provozu se mění řada komponent, budou se zvyšovat výkony a tím dojde i ke změně parametrů, ale čidla jsou na místech podle projektů starých desítky let. Jsou-li pak čidla umístěna jinak než projektu nebo čidla nová, mohu obdržet informaci s jejíž interpretací budou potíže. V prezentaci bude uveden praktický příklad tohoto jevu. Literatura 1. Máca K., Bláha V.: Měření tlaků a průtoků na JE typu VVER. In: Modelování a měření nelineárních jevů v mechanice, ISBN 80-02-01827-3. Nečtiny: VTS ŠKODA 2006. 2. Bláha V.: Metody měření a bezpečnost jaderných elektráren. In: Energetické strojeTermomechanika-Mechanika tekuti-2006 . ISBN 80-7043-449-X. Plzeň: ZČU 2006. 3. Bláha V., Máca K., Wébr M., Kroj L.: Termohydraulické charakteristiky bloků JE Dukovany v období 2006 – 2007, Výzkumná zpráva ŠKODA JS a.s. – Ae 12316/Dok, Plzeň 2007 4. Máca.K., Havlíček O., Kroj L.: Systém kontroly hydraulických charakteristik I.O. pro JE EDU, Výzkumná zpráva ŠKODA JS a.s.- Ae 12759/Dok, Plzeň 2008 Autoři Ing. Václav Bláha,CSc..; Oddělení Termohydraulika a diagnostika, Divize Servis JE, ŠKODA JS a.s., Orlík 266, 316 06 Plzeň; e-mail: [email protected] Bc.Ondřej Havlíček; Oddělení Termohydraulika a diagnostika, Divize Servis JE, ŠKODA JS a.s., Orlík 266, 316 06 Plzeň; e-mail: [email protected]
69
Testy fotovoltických modulov Ďuriš T., Šály V., Packa J., Váry T. – FEI STU Bratislava; Bařinka R., Poruba A. – Solartec s.r.o Rožnov pod Radhoštěm Abstract The results of accelerated ageing tests of experimental PV modules are presented when various combinations of materials creating PV module structure were used. The ageing process is evaluated by presenting of basic photovoltaic parameters.
Úvod Pre užitočné fotovoltické aplikácie je potrebné solárne články sériovo, resp. paralelne prepojiť. Spájaním článkov vzniká fotovoltický modul (panel). Z hľadiska spoľahlivosti fotovoltický modul pozostáva obyčajne z niekoľkých vrstiev materiálov. Schematické znázornenie takejto štruktúry je na Obr. 1 (dva koncepčne odlišné prístupy). Je nevyhnutné, aby elektricky aktívna časť bola chránená pred vplyvmi prostredia. Spojenie do kompaktného celku je realizované laminovaním pomocou puzdriaceho materiálu. Prevažná väčšina solárnych panelov je následne osadená do kovového rámu (využíva sa najmä hliník). Z ekonomického hľadiska sa technológia púzdrenia podieľa asi 25 % na celkovej cene PV modulu [1]. a)
b predná vrstva
predná vrstva
zadná vrstva
zadná vrstva
sol. článok a kontakty
puzdriaci materiál
Obr. 1: Štruktúra fotovoltického modulu; a) tenkovrstvový modul, b) mono-Si (multi-Si) modul
Súčasné kryštalické kremíkové fotovoltické moduly obsahujú sklo, transparentný puzdriaci kopolymér – etylén vinyl acetát (EVA), vodivo pospájané články a polyvinylfluorid (PVF). V menšej miere sa uplatňuje aj zostava sklo-laminát-solárne články-laminát-sklo [2]. Základnou funkciou puzdriacich materiálov pre fotovoltické účely je [3]: • vytvoriť konštrukčne stabilný celok (so súčasným včlenením súpravy solárnych článkov) počas výroby, narábania, prenosu, inštalácie a prevádzky • zabezpečiť maximálnu možnú transmitanciu slnečného žiarenia v pracovnom rozsahu vlnových dĺžok v priebehu predpokladanej doby života panela • zaistiť dostatočné elektrické vlastnosti, t.j. elektrickú pevnosť a izolačný odpor • najpodstatnejšie, chrániť reťazec solárnych článkov pred degradačnými vplyvmi prostredia. Degradácia fotovoltických zariadení Každé fotovoltické zariadenie je vystavené degradačným vplyvom okolitého prostredia. Medzi vonkajšie degradačné faktory patrí: teplota meniaca sa v rozsahu desiatok stupňov v priebehu roka, atmosferické plyny a prach, vietor, krúpy, kondenzácia a vyparovanie vody,
70
ako aj vplyv slnečného žiarenia v celom vlnovom rozsahu. Otázka spoľahlivosti jednotlivých fotovoltických komponentov počas predpokladanej doby života 25-30 rokov je jednou z kľúčových úloh vo fotovoltickom priemysle. Sledovanie a vyhodnocovanie vlastností a spoľahlivosti sa v praxi využívajú skúšky (testy) urýchleného starnutia. V prípade FV modulov možno skúšky urýchleného starnutia rozdeliť na: • kvalifikačné testy • skúšky spoľahlivosti. Sled kvalifikačných skúšok pre fotovoltické moduly na báze kryštalického kremíku je obsiahnutý v medzinárodnej norme IEC 61215. Každá skúška je navrhnutá tak, aby zodpovedala príslušnému degradačnému mechanizmu. Izolačné vlastnosti PV modulu sú overené meraním izolačného odporu medzi skratovanými výstupnými svorkami (kladná elektróda) a neizolovanou kovovou časťou modulu pri jednosmernom napätí zdroja 500 V. Pritom nesmie dôjsť k elektrickému prierazu a izolačný odpor musí byť minimálne 50 MΩ. Testovaný modul bude považovaný za vyhovujúci norme IEC 61215, pokiaľ všetky skúšobné vzorky splnia nasledovné kritériá [4]: • pokles maximálneho výstupného výkonu pri STC podmienkach neprekročil hranicu 5 % po každom teste a 8 % po každej postupnosti testov • nie je objavená žiadna významná optická chyba o popraskané, ohnuté alebo skrútené vonkajšie plochy o bubliny alebo delaminácia, ktoré vytvárajú súvislú cestu medzi ktoroukoľvek elektrickou časťou a okrajom modulu o poškodené prepojenia alebo spoje, poškodené vývody, obnažené elektrické časti pod napätím Keďže PV modul predstavuje viacvrstvovú štruktúru, je potrebné uvažovať všetky potenciálne možné procesy, ktoré môžu negatívne ovplyvniť predpokladanú prevádzkovú životnosť modulu [5]. Pri testovaní spoľahlivosti PV modulov sa môže objaviť množstvo individuálnych komplikácií – degradácia spojov medzi článkami, rozdiely v degradácii jednotlivých článkoch, rozdiely medzi fotoindukovanými prúdy do série zapojených článkov (degradácia typu „hot spot“) a iné. Preto je výhodné pre výskumné účely eliminovať takéto prídavné vplyvy prechodom na PV moduly s jedným zapúzdreným článkom. V PV module sa môžu uplatniť nasledujúce degradačné mechanizmy: • zvetrávanie/znečistenie predného skla • degradácia puzdriaceho materiálu v dôsledku oxidácie, teplotných zmien, svetelného žiarenia, vlhkosti, resp. iný typ degradácie • difúzia iónov do objemu puzdriaceho materiálu • oxidácia a korózia kovových kontaktov článkov • iónová migrácia alebo degradácia spôsobená elektrickým poľom • reakcie na styku polymér-povrch solárneho článku • delaminácia, t.j. rozpad laminovaných vrstiev Experiment V tejto práci bola navrhnutá a uskutočnená degradačná skúška suchým teplom za tmy – PV mini-moduly boli starnuté vo vzduchovom termostate pri teplote starnutia 80 °C po dobu 4032 h (6 mesiacov). Opis vzoriek je v Tab. I.
71
Tab. I Číslovanie a štruktúra vzoriek Označenie
Štruktúra FV mini-
vzorky
modulu
2
TPU+PEP
4
TPU+PEP čierny
25
TPU+PEP
23
TPU+PEP transparentný
19
TPU+PEP
17
TPU+PEP biely
27
sklo+TPU+sklo
7
EVA+PEP
6
EVA+PEP čierny
10
EVA+PEP
11
EVA+PEP transparentný
15
EVA+PEP
13
EVA+PEP biely
B
sklo+PVB+sklo
11,78676
TPU
4,22723 0,56923 -0,31804
15
13
0,93794
0,94719 -0,13648
1,58887 2,73973
1,32455
1,21167 1,77723
3,35477
3,46283
5,60719
8,62491
2,5
PM
PVB
5,34140
6,78809 7,84757
5,13188 6,32599
6,07763
6,00911
7,53489
5,0
4,47188
5,58378
Zmena parametra ISC a PM [%]
10,0
7,5
ISC
EVA
0,94590 1,37514
12,5
Merania V-A charakteristiky za tmy boli vykonané pred, po a počas degradačnej skúšky. Merania sa uskutočnili v časových úsekoch: 0 týždňov (pred skúškou), po 2, 4, 8, 12, 16, 20 a 24 týždňoch (koniec skúšky). V-A charakteristiky boli merané pri teplotách 30, 40, 50, 60 a 70 °C. Meracia teplota bola stabilizovaná po dobu 1 hodiny. Teplota vo vzduchovom termostate bola monitorovaná na rôznych miestach niekoľkými termočlánkami s maximálnymi rozdielmi ± 0,5 °C od nastavenej hodnoty. Meraný prúd a napätie boli registrované v 4-pólovom zapojení. Striedavé impedančné merania za tmy boli vykonané v rovnakých časových úsekoch skúšky starnutia pri tých istých teplotách. Na meranie komplexnej impedancie Z* bol použitý merací prístroj HIOKI 3531 Z HITESTER vo frekvenčnom rozsahu 40 až 106 Hz. Amplitúda AC sínusového meracieho signálu bola 50 mV,
0,0 2
4
25
23
19
17
27
7
6
10
11
Vzorka [-] -2,5
Obr. 2: Zmeny parametrov Isc a PM meraných modulov počas doby starnutia
72
B
7,48205
8
TPU
FF VOC
EVA PVB
-0,70236 -0,18857
1,88902 1,45903 -0,95011 -0,14265
7
0,23759 0,19622
27
0,38357 0,78878
19
0,24106 0,33265
23
1,29337 0,94011
0,59454 0,54539
25
1,36761 0,69943
0,74207 0,52061
4
1,06562
0,91871 0,63875
2
0,96857 0,64678
2,42909
4
0,80
Zmena parametra FF a VOC [%]
6
11
15
13
0
2 -2
17
6
10
B
Vzorka [-]
Obr. 3: Zmeny parametrov FF a Voc meraných modulov počas doby starnutia Volt-ampérové charakteristiky za svetla boli namerané na všetkých experimentálnych mini-moduloch pred a po procedúre starnutia. Sledovanie V-A charakteristík za svetla v priebehu degradácie nebolo možné vzhľadom na konštrukcia meracieho systému. Merania sme robili pri teplote 30 °C, intenzite žiarenia 100 mW/cm2 a spektre žiarenia AM 1,5 Global. Získané výsledky sú na obr. 2 a 3. Ako vidieť z prezentovaných výsledkov najstabilnejší je modul EVA, zatiaľ čo pri použití TPU došlo k významnému poklesu prúdu, zrejme najmä v dôsledku zníženej transparentnosti púzdriaceho materiálu modulu. Zmeny napätia naprázdno sú vo všetkých prípadoch zanedbateľné. Poďakovanie: Príspevok je spracovaný v rámci projektu MŠ SR VEGA: 1/4080/07 Literatúra 1. Technické informácie o produkte EVA VISTASOLAR, dostupné na http://www.etimex.de 2. A. K. Dhaliwal, J. N. Hay: The characterization of polyvinyl butyral by thermal analysis, Thermochimica Acta 391, 2002, str. 245-246. 3. D. Feldman: Polymeric Building Materials, Elsevier Science Publishers LTD, 1989, str. 372, ISBN: 1-85166-269-3. 4. C. R. Osterwald, A. Anderberg, S. Rummel, L. Ottoson: Degradation analysis of weathered crystalline-silicon PV modules, Proceedings of 29th IEEE Photovoltaic Specialists Conference, 2002, str. 1392-1395. 5. G. R. Mon, J. Orehotsky, R. G. Ross, G. Whitla: Predicting electrochemical breakdown in terrestrial photovoltaic modules, Proceedings of 17th IEEE Photovoltaic Specialists Conference, 1984, str. 682- 692. Autori doc. Ing. Vladimír Šály PhD., Ing. Juraj Packa PhD., Ing. Michal Váry PhD; Katedra elektrotechnológie, Fakulta elektrotechniky a informatiky, Slovenská technická univerzita v Bratislavě, Ilkovičova 3, 812 19 Bratislava, Slovakia; e-mail: [email protected], [email protected], [email protected] Ing. Radim Bařinka, Ing. Aleš Poruba Dr.; Solartec s.r.o, Televizní 2618, 756 64 Rožnov pod Radhoštěm, Czech Republic, e-mail: [email protected]
73
Skúšky VN chladiča pre IGBT Franko M., Buday J., Kuchta J. – EVPÚ a.s. Nová Dubnica, Seewald R., Palček P. – SjF ŽU v Žiline, Brandt M., Michalík J. – EVPÚ a.s. - CVMS Žilina Anotácia This paper summarizes the results of verification of electrical, thermal and mechanical tests of coolers for highvoltage power IGBT modules. Cooler was developed in cooperation with the Department of Materials Engineering SjF ŽU in Žilina for EVPÚ a.s. Nová Dubnica.
Úvod V súčasnej dobe sú kladené vysoké požiadavky na zostavenie elektricky nevodivého spoja medzi VN IGBT-om a chladičom. VN chladič (obr. 1) je tvorený dvoma časťami Al platňou a Al chladičom, ktoré sú navzájom spojené tepelne vodivou hmotou H tak, aby bola splnená vysoká elektrická pevnosť (6 kV a viac, pričom nesmie byť prekročená hodnota čiastkových výbojov 50 pC), hmota musí dosiahnuť vysokú tepelnú vodivosť a mechanickú pevnosť. Vývoj takýchto chladičov spočíva v štruktúre a zložení hmoty H a v technológii nanášania hmoty H na povrch Al platne a Al chladiča s dodržaním postupu zalievania hmoty do vymedzeného priestoru kvôli zabezpečeniu mechanickej pevnosti. Vrstva spoju medzi platňou a chladičom má hrúbku 1 mm.
Obr. 1: Vyvíjaný VN chladič pre IGBT modul. Merania vyvíjaného chladiča Prvotné vzťažné merania boli vykonané na chladiči pracujúcom v prevádzke. Tie sú potrebné pre porovnanie z nameranými hodnotami na vyvíjanom chladiči. Výsledky musia byť približné voči vzťažným. Počas vývoja bolo spravených 11 vzoriek VN chladičov. Otepľovacia skúška Na oboch vzorkách chladičov bola vykonaná otepľovacia skúška, ktorej výsledkom bolo overenie tepelných vlastností chladiča, zistenie tepelného spádu. Na dosku chladiča bol umiestnený IGBT prvok, ktorého stratový výkon bol ΔP = 150 W a pomocou termočlánkov umiestnených okolo IGBT prvku a na protistrane tj. Medzi rebrami chladiča bolo merané oteplenie. V ustálenom stave bol taktiež chladič snímaný pomocou termovíznej kamery a v tabuľke pri obrázkoch z termovíznej kamery sú uvedené aj teploty vo vybraných bodoch.
74
Obr. 2: Otepľovacia skúška pre vzťažný chladič.
Obr. 3: Termovízne snímky pre vzťažný chladič.
Obr. 4: Otepľovacia skúška pre vyvíjaný chladič (vzorka č. 9).
75
Emissivity 0.96 Reflected Apparent Temperature 36.0 °C Atmospheric Temperature 27.0 °C Object Distance 0.2 m
Sp1 Temperature 67.6 °C Sp2 Temperature 68.0 °C Sp3 Temperature 67.2 °C Sp4 Temperature 68.0 °C
Sp1 Temperature 61.0 °C Sp2 Temperature 61.8 °C Sp3 Temperature 60.8 °C
Sp4 Temperature 61.3 °C Sp5 Temperature 61.2 °C
Obr. 5: Termovízne snímky pre vyvíjaný chladič (vzorka č. 9). Tepelné namáhanie lepeného spoja chladičov Po zistení tepelného spádu chladičov boli vykonané opakované tepelné skúšky cieľom, ktorých bolo zistiť pevnosť (resp. adhéziu) lepeného styku chladiča a základovej dosky (chladič je zložený z materiálov, ktoré majú rôznu tepelnú rozťažnosť). Realizované to bolo tepelnými šokmi – zohriatím chladiča na ustálenú teplotu, po ktorom nasledovalo schladenie ponorením do vody (teplota vody cca 10 až 16 °C). Tento proces sme zopakovali 4 – krát, po 5 – tom zohriatí bol chladič schladený vzduchom okolia. Po tejto skúške nasledovalo overenie elektrických vlastností pomocou merania čiastkových výbojov na chladiči, výsledky ktorého sú zhrnuté v nasledujúcej tabuľke.
Tab. 1: Namerané hodnoty zo skúšok na vyvíjaných VN chladičoch (11 vzoriek). Záver Z uvedených meraní a dlhodobého vývoja sme dospeli k záverom, že požadované parametre spĺňa chladič č. 9, ktoré sa približujú k hodnotám vzťažného chladiča. Na základe dosiahnutých výsledkov (pri chladiči č. 9) budeme zdokonaľovať výrobnú technológiu alebo zmeníme zloženie tepelne vodivej hmoty pre dosiahnutie ešte lepších parametrov potrebných pre VN chladič.
76
The authors wish to thank for the support to the R&D operational program Centre of excellence of power electronics systems and materials for their components, No. OPVaV2008/2.1/01-SORO, ITMS 26220120003 funded by European Community. Literatúra 1. Technická správa EVPÚ a.s.: Skúšky VN chladiča pre IGBT, číslo VS_10_304_01_2008_02 2. Technická správa EVPÚ a.s.: Zápis z meraní VN chladičov pre IGBT, číslo VS_10_304_01_2008_02 Autori Ing. Marek Franko; EVPÚ a.s., Trenčianska 19, 018 51 Nová Dubnica, e-mail: [email protected] doc. Ing. Jozef Buday, PhD.; EVPÚ a.s., Trenčianska 19, 018 51 Nová Dubnica, e-mail: [email protected] doc. Ing. Jozef Kuchta, PhD.; EVPÚ a.s., Trenčianska 19, 018 51 Nová Dubnica, e-mail: [email protected] Ing. Martin Brandt; EVPÚ a.s. – CVMS, Univerzitná 1, 010 26 Žilina, e-mail: [email protected] Ing. Róbert Seewald; Katedra materiálového inžinierstva, Strojnícka fakulta ŽU v Žiline, Univerzitná 1, 010 26 Žilina, e-mail: [email protected] prof. Ing. Peter Palček, PhD.; Katedra materiálového inžinierstva, Strojnícka fakulta ŽU v Žiline, Univerzitná 1, 010 26 Žilina, e-mail: [email protected] prof. Ing. Ján Michalík, PhD.; EVPÚ a.s. – CVMS, Univerzitná 1, 010 26 Žilina, e-mail: [email protected]
77
Frequency diagnostics options of transformers Gutten, M., Korenčiak, D. – EF ŽU Žilina Abstract To prevent a damage state of transformers, we perform different types of the measurements that should illustrate an actual condition of the measured equipment. It is therefore important to choose a suitable diagnostics for the right prediction of such conditions. This article deals with a description of methods of an experimental frequency analysis concerning the actual condition of windings and oil and magnetic circuit of the transformer.
Introduction Power transformers are key equipment for transfer and distribution of the electric power. Considering the significance of the power transformers in the electric system, their price and possible damages occurred by accidents, it is necessary to pay attention to their higher prevention. To prevent failure states of transformers, we perform different types of measurements. They shall illustrate a momentary state of the measured equipment and if necessary to draw attention in advance to changes of parameters, which have specific relationship to no-failure operation of the equipment. It is in principle about tests applied for test equipment with an aim to detect weak points in insulation system and to determine stage of progressive devaluation of this system as the whole. They are specific terms, which considering the necessity of short-time shut-down of equipment from an operation (it is not recommended to use time demanding methods) and minimisation of number of an operations, which are required to make a machine preparation for a individual measurement. Humidity analysis by measurement of dissipation factor and capacity Water presence in oil transformer causes deterioration of its insulation and finally thermal defect of solid insulation. Dielectric warming can be so high that the temperature increase is out of control and transformer becomes dangerous for its surrounding. The measurements of dissipation factor and capacities of transformer windings are used for additional determination of insulation quality as whole or only of some parts of transformer. The value of dissipation factor indicates presence of polar and ion compounds in oil and it also determinate the aging of oil. The degree of oil humidity can be measured by temperature dependence of tgδ. The frequency dependence of capacity is next method for determination the degree of oil humidity (to 10 kHz – Fig. 1). In wet isolation, the absorption current is negligible to leakage current, which is independent on frequency. The stage of insulation can be determined as the ratio of capacities at two different frequencies. Frequencies 2 and 50 Hz are used in the case of transformer of class A. Values of the ratio: C2/C50 before the dehydration are in the range between 1,3 and 2,3 and after the dehydration are around 1,2. The next method on the determination of oil humidity is the measurement the value of capacity at various temperatures (Fig. 2). The capacity is also the function of the absorption processes, which are characterized by their time constants, and distribution of absorption C − C 20 charges. This method is base on the determination of the ratio 75 , where C20 and C75 C 20 (or C80) are capacities at 20 and 75 °C (or 80 °C). For some disadvantages of experiment this method was substitute by previous method base on the determination of the ratio C2/C50.
78
a) Frequency dependences of capacity at dry and damp insulation
b) Frequency developments of capacity as function of water contents in oil: 0; 0,05; 0,15 and 0,25 % (curve increase with water content) Fig. 1: Frequency dependences of capacity on measured oil transformers [1] Diagnostics of transformers by FRA method FRA method belongs to current most effective analyses and allows to detect the influences of short-circuit currents, overcurrents and other effects damaging either winding or magnetic circuit of the transformer. This all can be performed without a necessity of decomposition of device and subsequent winding damage determination, which is very time consuming. [2] The method of the high-frequency analysis (Frequency Response Analyzer –FRA) is also one of the methods of undisassembling diagnostics of transformers. No intervention to the construction of tested device is demanded, the whole measurement is performed on detached device (not under the voltage). This method is applicable mainly for determination and measuring immediately after the manufacturing of device, i.e. for measuring of reference values. These parameters are consequently compared to the other measurements performed on the transformer, which is decommissioned, after the damages or revisions of transformer etc. There is possible to detect by FRA: - a deformation of winding and its movements or a partial breakdown of winding, - a short-circuited turn or opened winding, - a loose and a damaged switching system, - a core connection problem and a core movement or its wrong grounding. Results measured on the new transformer can be used as the reference parameters for further comparison with values measured later after certain operation time of the transformer. They can be also compared with the test results performed after the transformer breakdown (or after the n-short-circuits) or repair or it can be used as a diagnostic test, when vibration sensors indicate some potential problem in transformer. Measuring principles The frequency response characteristics of windings can be obtained using either the impulse frequency response analysis (IFRA) method in the time domain or the sweep frequency response analysis (SFRA) method in the frequency domain [3]. In principle the two methods give the same results if the same connection method is used. However a frequency domain measurement using a method which records the ratio of the input and output voltages over the
79
frequency range by using a sequence of narrow band spot measurements has been found to be particularly suitable for obtaining measurements in an electrically noisy environment. Making a series of narrow band measurements increases the signal to noise ratio and the dynamic range available. Measuring only at the exciting frequency also prevents any non-linearity of the test object (not usually a problem at the small signal levels employed) from affecting measurements at different frequencies. The measurement using this technique is conveniently made using a network analyser or similar instrument. This produces a frequency-varying sinusoidal voltage signal, applied to one terminal of the test winding with the input voltage being measured by a separate cable at that terminal and the response to this input measured at another terminal. The three FRA measurements (SFRA or IFRA) connection methods most commonly employed in the industry are chosen for comparison [3]. These FRA connection methods are identified as: a) end-to-end voltage ratio measurement (FRAee), b) input admittance measurement (FRAad), c) transfer voltage ratio measurement (FRAtr). FRA measurements can be expressed using terminal voltages and currents as shown in Fig. 2. All measuring cables are terminated with matching impedance of the cable, Rc (typically 50 Ω) and the winding terminal voltages are measured across Rc as shown in Fig. 2. For input admittance measurement, a resistive impedance r (typically r = Rc) is used to measure the input current.
a) End-to-end voltage ratio
b) Input admittance
c) Transfer voltage ratio
Fig. 2: Test connection for FRA (SFRA or IFRA) measurements Behaviours of transformer winding responses by SFRA method The behaviour of transformer winding response reflects e.g. electromagnetic couplings between the winding and transformer tank, also between the primary and secondary (eventually tertiary) winding, between the windings of particular phases or between turns themselves of particular windings. The power transformer measurement requires a setting up of the frequency range from 10 Hz to 2 MHz (Fig.3a), whereas there is necessary to follow the right measuring technique to prevent various inaccuracies and faults. Input parameter of measuring system is voltage with value 10 V and its output parameter is current response (0÷90 dB) to change impedance for respective default frequency. During the open circuit tests a mechanical condition of tested winding and ferromagnetic core is detected. The following curves typical for this measurement provide us important
80
information about changes in the core, which are visible in low frequencies, while higher frequencies refer to problems such as winding movements or turn-to-turn fault. During the short circuit tests only the winding condition in primary or secondary part of trans-former is detected. This measurement notifies reliably of deformation of inner winding and its movement as a result effects of short-circuit currents.
a) Magnitude Chart of three-winding transformer b) Magnitude Chart of transformer by DOBLE M5100 measuring system 220/52V by spectral analyzer system Fig. 3: Frequency responses of transformers by SFRA method Conclusion Problem of the frequency analysis of transformers is very comprehensive and its application becomes interesting for many transformer manufacturers and operators. From the longterm point of view the frequency methods are supposed to be very useful and it provides enough information on tested transformers. These transformers have their reference data obtained by the manufacturers, suitable for the comparison with further data of particular transformer. This work was supported by the Grant Agency VEGA from the Ministry of Education of Slovak Republic under contract 1/0548/09. References 1. Gutten, M., Kúdelčík, J.: Vplyv vlhkosti transformátora na jeho bezpečnosť a spoľahlivosť, In ELDICOM 09, Žilina, 2009 2. Gutten M., Brandt M., Polanský R., Prosr P.: High-frequency analysis of three-winding autotransformers 400/121/34 kV, ADVANCES in EEE, No.1-2, 7/2008, Žilina, Slovakia 3. Jayasinghe J.A.S.B., Wang Z.D., Jarman P.N., Darwin A.W.: The Winding Movement in Power Transformers: A Comparison of FRA Measurement Connection Methods. IEEE Transactions on Dielectrics and Electrical Insulation Vol. 13, No. 6; 2006, Canada 4. Kúdelčík J.: Generation of breakdown in the liqiud dielectrics, 16.Conference of Slovak Physics, 2007, Žilina, Slovakia Autori doc. Ing. Miroslav Gutten, Ph.D.; Ing. Daniel Korenčiak; Katedra merania a aplikovanej elektrotechniky, Elektrotechnická fakulta, Žilinská univerzita; Univerzitná 1, 010 26 Žilina; e-mail: [email protected]; [email protected]
81
On-line diagnostika blokových transformátorů jaderných elektráren Kaška M., Mareček O. - TES s.r.o. Třebíč Anotace Block and tap changing oil transformers are very important equipment of nuclear power plant (NPP), especially from point of view production and transmition of electrical energy as well as nuclear safety. Block transformers of NPP are operated under different conditions than distribution transformers, which brings different demands on the diagnostics and monitoring. The article brings a summary of affordable diagnostic methods for on-line monitoring of large-power oil transformers. In frame of this article is discussed the practical application of these methods in Czech NPPs.
Úvod V roce 2004 došlo na JE Temelín k závažné poruše blokového transformátoru, která měla za následek téměř 3 měsíční nucenou odstávku výrobního bloku a s ní spojenou ekonomickou ztrátu nejen na vlastním zařízení, ale i v důsledku nevyrobené energie. Na popud provozovatele JE (jaderných elektráren) v ČR byla v roce 2005 původním generálním dodavatelem technologie vypracována studie zabývající se možnostmi on-line diagnostiky olejových transformátorů používaných v české jaderné energetice. Účelem studie bylo shrnout v té době dostupné metody provozní on-line diagnostiky transformátorů, vybrat z nich ty, které mají vysokou vypovídací schopnost a zároveň nejsou investičně extrémně náročné. Na základě vybraných metod byl navržen monitorovací systém vhodný pro předmětné transformátory. Monitorované transformátory Blokové transformátory slouží k přenesení elektrické energie vyráběné turbogenerátory do přenosové soustavy. Porucha tohoto transformátoru vždy znamená odstavení výrobního bloku a s tím spojené ekonomické ztráty. Rychlým odstavením reaktoru vyvolaným případnou poruchou blokového transformátoru navíc dochází k nadměrnému čerpání životnosti technologických zařízení bloku, především reaktoru, parogenerátorů a turbogenerátorů. Blokové transformátory v JE Dukovany a Temelín pracují do přenosové soustavy 420 kV a transformují napětí z 15,75 kV resp. 24 kV. V JE Dukovany jsou používány třífázové jednotky o výkonu 250 MVA, které jsou od roku 2008 postupně nahrazovány jednotkami o výkonu 300 MVA. V JE Temelín jsou používány jednofázové jednotky o výkonu 400 MVA. Odstavení výrobního bloku může způsobit nejen porucha blokového transformátoru, ale i porucha transformátoru odbočkového, který slouží k napájení elektrické vlastní spotřeby technologického zařízení bloku. Odbočkové transformátory jsou třívinuťové s jmenovitým převodem z 15,75 kV resp. 24 kV na 6,3 kV. Transformátory jsou vybaveny přepínačem odboček pro regulaci napětí v síti vlastní spotřeby. V JE Dukovany jsou používány transformátory o výkonu 32 MVA, v JE Temelín 63 MVA. Možnosti on-line diagnostiky olejových transformátorů Základním diagnostickým indikátorem, který má podstatný vliv na bezporuchový chod transformátoru je stav izolačního systému. Izolační systém výkonových transformátorů je tvořen kombinací minerálního oleje a celulózového papíru, tedy materiálů, které jsou velmi citlivé na působení provozních degradačních činitelů a jejichž stárnutí může značně ohrozit bezporuchový chod stroje. Při provozu transformátoru je tedy nutné zabývat se nejen
82
sledováním parametrů vypovídajících o stavu izolačního systému, ale i činitelů přispívajících k jeho degradaci. Ze statistiky příčin havárií velkých strojů vyplývá, že pro podchycení největšího procenta závad by měl být monitorován izolační systém a aktivní část (vinutí, magnetický obvod). Nejdůležitějšími parametry indikujícími stav vinutí a hlavní izolace jsou plyny rozpuštěné v oleji a částečné výboje. Dalšími faktory, které ovlivňují rychlost stárnutí izolačního systému papír-olej jsou teplota, obsah vlhkosti a přítomnost kyslíku. Životnost transformátoru je limitována především životností papírové izolace, která je podstatně kratší než životnost ostatních konstrukčních dílů. Hlavním úkolem provozní on-line diagnostiky je na základě monitorovaných parametrů zaznamenávat změny stavu diagnostikovaného objektu a to jak trvalé, nevratné, tak i přechodné a predikovat možný vývoj poruchy. Rozsah diagnostiky je dán kompromisem mezi náklady na instalaci a provoz diagnostického systému a odhadem úspor vzniklých eliminací pravděpodobného počtu havárií, změnou strategie údržby se snížením potřeby náhradních dílů a pracnosti a prodloužení životnosti sledovaného stroje. Měření diagnostických veličin za plného chodu stroje je však značně komplikované. A to jednak z důvodu zachování bezpečnosti při měření, tak i z důvodu nutnosti eliminace značného rušení, které běžný provoz transformátoru provází. Diagnostické veličiny: • měření teploty vinutí, výpočet hot-spot, • sledování obsahu rozpuštěných plynů v oleji, • měření vlhkosti oleje, • sledování částečných výbojů, • měření teplot oleje v různých místech nádoby transformátoru a přepínače odboček • sledování činnosti chladicího zařízení, • měření průběhu činného výkonu pohonu přepínače odboček a sledování polohy, • sledování změn kapacity a ztrátového činitele průchodek, • zaznamenání průběhu a velikosti zkratových proudů • zaznamenání výskytu přepětí, • měření základních provozních veličin se záznamem přechodných a poruchových dějů - proudy a napětí, ovládací a signalizační obvody. Nezastupitelnou funkcí trvalého monitoringu transformátorů je i záznam všech dostupných informací v případě poruchy či havárie stroje. Analýza těchto informací by pak měla vést k předcházení podobných poruch na ostatních transformátorech. Teplota nejteplejšího místa vinutí (hot spot) Teplota nejteplejšího místa vinutí je nejpodstatnějším parametrem při zatěžování transformátoru na optimální maximum. Existují tři hlavní metody určení nejteplejšího místa vinutí: • Model vinutí - konvenční měřidlo, • výpočet (elektronické teplotní monitory) - dle standardů IEC a IEEE, • přímé měření hot-spot optickými vlákny - použitelné jen u nových transformátorů. Analýza plynů rozpuštěných v oleji Jedním z nejdůležitějších indikátorů stavu izolačního systému transformátoru, především lokálního přehřívání pevné izolace, je obsah „poruchových“ plynů rozpuštěných v oleji. Důležitým činitelem působícím na stárnutí transformátoru je také vlhkost v oleji a pevné izolaci a kyslík rozpuštěný v oleji. Na trhu je dostupných několik analyzátorů, které obsah plynů v oleji indikují jako jednu kompozitní hodnotu (využití principu spalitelnosti
83
plynů) nebo indikují obsah každého plynu zvlášť (využití principu plynové chromatografie nebo fotoakustické spektroskopie). Monitorování částečných výbojů Pro trvalou detekci částečných výbojů se používají čidla elektrických nebo akustických signálů. U elektrických čidel pracujících v pásmu kmitočtů stovky kHz až jednotky MHz je hlavním problémem eliminace vnějších rušivých signálů jednak rádiových vysílačů, pulsů silové elektroniky, ale zejména koróny na vedení a kapacitních výbojů na částech pod napětím. Dosažená citlivost elektrických monitorů výbojů je cca 1000 pC. Ultrazvukové snímání používá piezoelektrické sondy přiložené na povrch nádoby a vhodně rozmístěné. Ultrazvukové signály od výbojů jsou rušeny signály vznikajícími mechanickým pohybem, např. vibracemi jádra, pohybem ventilátorů čerpadel apod. Monitorování teploty Pro zjištění provozního stavu stroje a účinnosti chladicího zařízení je třeba kontinuálně měřit teplotu oleje u víka a dna nádoby, teplotu oleje na vstupu a výstupu každého chladiče, teplotu okolního vzduchu a teplotu vzduchu na vstupu a výstupu chladičů. Sledování činnosti chladicího zařízení Pro vyhodnocení činnosti chladicího systému je třeba znát provozní stav čerpadel a ventilátorů, zaznamenat poruchy ventilátorů a čerpadel nebo omezení průtoku oleje a statisticky zpracovat provozní hodiny ventilátorů a čerpadel. Přepínač odboček transformátoru (OLTC) Přepínač odboček vinutí odbočkového transformátoru může být zdrojem poruchy transformátoru. Pro jeho on-line diagnostiku je třeba monitorovat polohu přepínače, rozdíl teploty oleje v hlavní nádobě a ve vlastním přepínači, hladinu oleje a napětí a proud motoru přepínače respektive průběh činného výkonu při přepínání. Průchodky Vysokonapěťové průchodky představují také jeden z možných zdrojů poruchy transformátoru. Diagnostického konektoru těchto průchodek lze s výhodou využít ke snímání napětí a přepětí případně částečných výbojů vytvořením kapacitního děliče s vhodným dělicím poměrem. Za předpokladu symetrie napěťové soustavy lze indikovat změny kapacity průchodky případně ztrátového činitele. Záznam přechodných a poruchových dějů Komplexní monitorovací systém pro on-line diagnostiku transformátor by měl být vybaven „poruchovým zapisovačem“. Jeho prostřednictvím lze za běžného provozu zaznamenávat namáhání transformátoru zkratovými proudy a přepětím. V případě poruchy či havárie stroje je pak možné analyzovat příčiny a průběh události. Monitorovací systém transformátorů pro JE Monitorovací systém transformátorů (MST) je řešen jako distribuovaný systém. Procesorové jednotky umístěné v místnosti střediska nestandardních měření komunikují se svými vstupními jednotkami přes optické kabely. Procesorové jednotky jsou připojeny přímo do sítě Ethernet a rozvodu signálu jednotného času stávajícího Monitorovacího Systému Elektro (MSE / NEMES). Vlastní měřicí skříně jsou umístěné co nejblíže monitorovaným transformátorům, obsahují vstupní (převodníkové) jednotky měřicích ústředen a komunikační koncentrátor pro připojení datově komunikujících zařízení. Komunikační koncentrátor v měřicí skříni je taktéž připojen optickým kabelem do sítě Ethernet systému MSE. Komponenty MST využívají servery systému MSE, kam ukládají přímo nebo zprostředkovaně naměřená data. Získaná data jsou ukládána a archivována v MSE standardním způsobem a proto jsou přístupná a zobrazitelná prostředky systému MSE a to
84
především prostřednictvím uživatelského www rozhraní. Toto řešení umožňuje v případě poruchy nebo jiné provozní události vyhodnocovat komplexně data získaná jak MST tak i z ostatních technologických zařízení monitorovaných MSE. Všechny komponenty systému MST jsou časově synchronní se systémem MSE a systémem GPS, proto jsou časy událostí a zaznamenaných průběhů konzistentní v rámci systému MST a MSE. Monitorované signály V tab. 1 jsou pro dvojici blokového a odbočkového transformátoru uvedeny monitorované signály a vypočtené veličiny se způsobem zpracování a jejich celkovým počtem. Měřené nebo vypočtené veličiny Vzorkování Způsob zpracování Počet Střídavá napětí a proudy – okamžité 5 ksample/s záznam průběhu přechodných 15 hodnoty dějů Střídavá napětí – okamžité hodnoty 200 ksample/s záznam průběhu přepětí 6 Efektivní hodnoty napětí a proudů, 5 ksample/s průměrná, minimální a 39 činný, jalový a zdánlivý výkon, maximální hodnota v intervalu frekvence, fázové úhly 10 minut Úroveň výbojové aktivity – počet 1 x za 20 s průměrná, minimální a 6 impulsů za sekundu v 5 hladinách maximální hodnota v intervalu 10 minut Teploty oleje a vzduchu, vlhkost 1 sample/s průměrná, minimální a 28 okolního vzduchu maximální hodnota v intervalu 10 minut Teploty vinutí – optická vlákna ve 1 x za 15 s průměrná, minimální a 8 vinutí + T/GUARD maximální hodnota v intervalu 10 minut Koncentrace rozpuštěných plynů a 1 x za 4 hod. analyzátory TRANSFIX nebo 13 vlhkosti v transformátorovém oleji MINITRANS Dvouhodnotové signály 1 ksample/s záznam změny stavu 60 Tab. 1: Monitorované signály na jedné dvojici blokového a odbočkového transformátoru v JE Dukovany. Závěr V současné době je on-line monitoring transformátorů nasazen na 4 blokových a 2 odbočkových transformátorech v JE Dukovany s provozní zkušeností 1 rok a připravuje se instalace na 6 jednofázových jednotkách blokových transformátorů a 4 odbočkové transformátory v JE Temelín. Literatura 1. Prosr P.: Diagnostické metody pro monitorovací systém výkonových transformátorů. In: ELEKTRO 2004, ISSN 1336-1376. Žilina: ŽU 2004. 2. Kaška M., Kasárník M.: MOSAD®-MST: on-line monitoring olejových transformátorů jaderně energetického bloku. . In: DISEE 2008, ISBN 978-80-227-2933-8. Bratislava: FEI STU 2008. Autoři Ing. Miloš Kaška;, TES s.r.o., Pražská 597, 674 01 Třebíč, e-mail: [email protected] Ing. Oto Mareček;, TES s.r.o., Pražská 597, 674 01 Třebíč, e-mail: [email protected]
85
Kontinuálna diagnostika hybridného elektromobilu Kučera, M., Šebök, M., Gutten, M., Kučera, S. – EF ŽU Žilina Abstract Synergetic effect of electrical engineering, mechanics, physics, chemistry and different departments associated with the solution of personal transport is totalled in this paper. Continual diagnostics introduces certain possibilities of cut-down ecological load and energetic severity.
Úvod Kontinuálna diagnostika v osobných automobiloch sa trvale dostáva do pozornosti takmer všetkých svetových výrobcov. Predstava vozidla s kontinuálnou diagnostikou pri aplikácii umelej inteligencie nie je určite jednoduchá a jednoznačná. Každý si pod uvedeným pojmom predstavuje niečo iné a iné by tiež očakával. Samotné riadenie vozidla i naďalej zostáva na vodičovi, čo sa v blízkej budúcnosti asi nezmení, avšak sú tu prvé pokusy úplne autonómnych vozidiel. Aby bolo možné plniť stále sa zvyšujúce požiadavky na bezpečnosť, komfort jazdy, nízku spotrebu a nízky obsah škodlivín vo výfukových plynoch, sú prvky kontinuálnej diagnostiky do riadenia aktívne zapájané. Tieto prvky vodičovi nielen asistujú, ale aj naprávajú chyby pri nesprávnych rozhodnutiach vodiča. Pri týchto systémoch sa už dá hovoriť o istých prvkoch inteligencie, ktoré vykazujú napríklad rozoznávaním panického chovania sa vodiča pri kritickej situácie alebo i detekcia mikrospánku. V príspevku sa zameriame na predstavenie: • energetickej a ekologickej zaťaženosti dopravy vozidlami kategórie M1, • vplyvu teploty na technický život sekundárnych článkov. Energetická a ekologická zaťaženosť dopravy vozidlami kategórie M1 V SR je trvale klesajúci počet obyvateľov (v SR), ktorí využívajú služby hromadnej osobnej dopravy a narastá individuálna doprava. Pri zanedbaní finančnej náročnosti, nemožno zanedbať energetickú účinnosť (napr. vodič o hmotnosti 80 kg do práce trvalo vozí i hmotnosť automobilu, kategórie M1, čo je cca 900 až 1200 kg) a ekologickú zaťaženosť prostredia v ktorom sa uvedená dopravná činnosť vykonáva. Podľa štatistík cestovná doba do práce (automobily málolitrážnej a strednej triedy) je v priemere 40min a vzdialenosť 20 až 35 km. Nízka priemerná rýchlosť v prímestskej a mestskej doprave nedáva možnosť spaľovaciemu motoru byť trvale v optimálnej výkonovej kondícii, navyše sú miesta, kedy vozidlo ekologicky zaťažuje životný priestor hoci nekoná žiadnu dráhu (križovatky, dopravné zápchy a pod.). Prvou medzinárodnou zmluvou, ktorá sa zaoberá znečisťovaním ovzdušia je „Dohovor EHK OSN o diaľkovom znečistení ovzdušia prechádzajúcom hranice štátov -CLRTAP“, ktorý bol podpísaný v Ženeve v roku 1979. SR k nemu pristúpila v roku 1993 ako nástupnícka krajina po ČSSR, ktorá pristúpila k uvedenej zmluve v roku 1983. K uvedenému základnému dohovoru – zmluve, bolo neskôr prijatých ďalších 8 protokolov. Najväčšie záväzky pre SR vyplývajú z podpísania Protokolu o znížení acidifikácie, eutrofizácie a prízemného ozónu (Göteborg 1999 - podpísanie SR v roku 1999). V náväznosti na uvedený dokument prijala vláda SR na zasadnutí dňa 1. decembra 1999 uznesenie č. 1055 - (číslo materiálu 4130/1999) „Uznesenie vlády SR k návrhu programu zníženia energetickej náročnosti a využitia alternatívnych zdrojov energie vrátane podpory výskumu a vývoja v uvedenej oblasti“.
86
Principiálne technické riešenie distribúcie trakčnej energie v hybridných vozidlách je vo všeobecnosti známe. Z hľadiska energetickej náročnosti musí byť účelné riešenie kombináciou dvoch rôznych systémov pohonu a to také, aby boli využité ich prednosti pri rozdielnych prevádzkových stavoch a to pri zavedení kontinuálnej diagnostiky s aplikáciou umelej inteligencii i s vylúčením vodiča pri riadení uvedeného vozidla. Analýza vplyvu teploty na technický život sekundárnych článkov Podstata hybridného pohonu je aby primárny zdroj energie trvale pracoval v optimálnej kondícii t.j. s najväčšou účinnosťou.. Vo funkcii akumulátora trakčnej energie môžu byť: zotrvačník (mechanická energia), akumulátor (elektrická energia), palivové články (tepelný akumulátor) a superkondenzátory. V súčasnosti sme na katedre vykonali analýzu vplyvu teploty na schopnosť uchovania kapacity a technický život elektrických sekundárnych článkov. Tekuté, alebo gelové taveniny kyselín, zásad a solí sa v roztoku rozpadnú na ionty, tento štiepny proces na elektródach vyvolá elektrický prúd. Elektródový potenciál galvanického článku závisí od druhu kovu, stavu jeho povrchu, zloženia, koncentrácie a teploty roztoku v samotnom článku.
Obr. 1: Vplyv teploty na technický život sekundárneho článku - elektrického akumulátora Snahou každého prevádzkovateľa sekundárnych článkov - akumulátorov v rôznych aplikáciách je, aby plnili požadované parametre s predpísaným stupňom spoľahlivosti a vzhľadom na ich finančnú náročnosť i na ich technický život. Tieto dôvody by mali nútiť prevádzkovateľa dodržiavať parametre v ktorých dané zariadenie pracuje. Hustota elektrolytu nabitého akumulátora pre klimatické podmienky určené výrobcom je cca 1,28 g.cm-3 pri teplote 25 °C. Zmenou teploty elektrolytu o 15 °C sa jeho hustota zmení približne o 0,01 g.cm-3 - s rastúcou teplotou elektrolytu hustota klesá. Hustota 1,23 g.cm-3 zodpovedá polovične nabitému a hustota 1,14 g.cm-3 vybitému akumulátoru. Tu treba pripomenúť, že elektrolyt úplne vybitého akumulátora zamŕza už pri teplote už pri -5 °C. Vplyv teploty na technický život akumulátora sú znázornené na obr. 1. Pri zvýšenej teplote elektrolytu v sekundárnom článku nad cca 30 °C klesá technický život cca na 50% životnosti a súčasne na pólových vývodoch a svorkách sa z výparov článkov usadzujú oxidy, ktoré zhoršujú vedenie prúdu. Priebeh nameranej vnútornej teploty sekundárnych článkov v porovnaní s vonkajšou teplotou je znázornený na obr. 2. Záver Ak v minulom storočí bolo pre vodiča motorového vozidla prioritou sledovať najmä dopravnú cestu. V súčasnosti je nutné k zabezpečeniu kvalitnej t.j. mimo bezpečnej jazdy sledovať aj parametre vozidla a podľa nich prispôsobiť jeho riadenie. Takúto činnosť vodičovi zabezpečuje umelá inteligencia, ktorej neoddeliteľnou súčasťou je kontinuálna
87
diagnostika. V prezentovanom príspevku poukazujeme na nutnosť kontinuálnej diagnostiky zameranej na sekundárny zdroj (elektrickej akubatérie) trakčnej energie hybridného vozidla. 25
Teplota [C˚ ]
20 15
Teplota sekundárnych článkov
10
Teplotné optimum
5 Vonkajšia teplota
0 1
2
3
4
5
6
-5 t [hod.]
Obr. 2: Priebeh vnútornej teploty na sekundárnom článku a vonkajšej teploty Dopravná telematika, ktorej súčasťou je i kontinuálna diagnostika, v sebe integruje takmer všetky poznatky exaktnej , ale i psychologické poznatky o človeku. S rastom požiadaviek je na vývoj a konštrukciu vozidiel je nutné hľadať varianty pri vývoji pohonných jednotiek s ohľadom na zdroje energie, ekológiu a účinnosť týchto systémov , ktoré nepôsobia traumatizujúci na psychológiu vodiča. Takéto komplexné vedecké poznatky si vyžadujú podrobné analýzy použitých zdrojov energie, ktoré sú pre správny chod vozidla nutné kontinuálne diagnostikovať, aby jazda v hybridnom automobile bola skutočne jazdou, ktorá znižuje energetickú a ekologickú zaťaženosť automobilovou dopravou. Literatúra 1. Fedorko, G., Kučera, S., Kučera, M.: Kritériá životného prostredia mestskej a prímestskej dopravy v logistickom systéme, In: Perner´s contacts, - on.-line časopis, http://prnerscontacts.upce.cz, Vol. 3, 2008, ISSN 1801-674X, No. 4, p. 42-47 2. Kučera, M., Kučera, S.: Ekologické kritériá pre mestskú dopravu, In: Železničná doprava a logistika, on-line časopis, http://zdal.utc.sk, 2008, ISSN 1336-7943, No.3, p. 37-41 3. Marasová, D., Šebök, M., Kučera, M.: Thermal sensors and infrared radiance measurement, In: Energetika Vol. 5, 2008, ISSN br. 0354-8651, No. 3, p. 26-28 4. Molnár, V.,Boroška, J.,Kučera S.: The steel rope qualy in dependence on their producer, location in strand and wire diameter. Transport a Logistics 5/2008: Beogred –Košice, ISSN 1451-107X , str.120-123 5. Kučera, M., Kučera, S.: Ekologické kritériá pre mestskú dopravu, In: Železničná doprava a logistika, on-line časopis, http://zdal.utc.sk, 2008, ISSN 1336-7943, No. 3, str. 37-41 6. Kučera, M., Kučera, S., Šebök, M.: Zníženie energetickej náročnosti a ekologického zaťaženia v mestskej a prímestskej doprave hybridným vozidlom, Zborník konferencie EPVE, 11.-12.11, 2008, UVEE Brno, Česká republika, ISBN 978-80-7204-603-4, str. 6 Autori Ing. Matej Kučera, Ph.D.; Ing. Milan Šebök, Ph.D.; doc. Ing. Miroslav Gutten, Ph.D.; doc. Ing. Stanislav Kučera, Ph.D.; Katedra merania a aplikovanej elektrotechniky, Elektrotechnická fakulta, Žilinská univerzita; Univerzitná 1, 010 26 Žilina; e-mail: [email protected] [email protected], [email protected], [email protected]
88
Využití dielektrické absorpce v diagnostice izolace generátorů Petr J., Radová L. – ČVUT FEL Praha; Antfeist F. – ČEZ Štěchovice Anotace Measurement of dielectric absorption is one of the oldest non-destructive diagnostic methods of power stators insulating systems for rotating electrical machines. ČEZ absorption measurements carried out on generators for many years. During these years, have changed the isolating systems. The ageing of insulating systems, the composition with the development of new materials changing, this method may lead to different results. The article is based on real measurements at selected generators shown correlation between the measurement dielectric absorption, the measurement of loss factors and the real state of isolation during the life of these machines.
Úvod Měření dielektrické absorpce patří mezi nejstarší nedestruktivní diagnostické metody izolačních systémů statorů výkonových točivých elektrických strojů. Názory na vypovídací schopnost této metody se střídavě během doby mění. ČEZ měření absorpce na generátorech uskutečňuje mnoho let. Během těchto let se změnily i izolační systémy. Stárnutí izolačních systémů, jejichž složení se s vývojem nových materiálů mění, může u této metody vést k odlišným výsledkům. Úkolem studie je na základě reálných měření na vybraných generátorech zjistit možné souvislosti mezi naměřenou dielektrickou absorpcí, měřením ztrátového činitele a reálným stavem izolace během života těchto strojů. Dielektrická absorpce izolačních systémů U většiny izolačních systémů statorových vinutí generátorů je pravidelně měřen dobíjecí proud všech tří fází při různých stejnosměrných napětích. První zaznamenávaná hodnota je buď při 15 s, nebo při 60 s, poslední většinou při 600 s. Počet zaznamenaných hodnot je různý. Vyhodnocení měření je možné pomocí polarizačních indexů, samotným průběhem dobíjecích proudů na čase nebo obdobným průběhem zdánlivého izolačního odporu, průběhem vybíjecích proudů, případně výpočtem desetiminutové časové konstanty (násobek izolačního odporu po 600 s a kapacity při 0,2.Un). Pokud se uskutečňuje měření při větších rozdílech teplot, je nutný přepočet na jednu referenční teplotu. Eliminace samotné dielektrické absorpce, tj. zjištění časového průběhu absorpčního proudu odečtením proudu prosakujícího, není snadná, protože změření této hodnoty vyžaduje enormně dlouhé časy. Výpočet z průběhů je možný, ale přínos není dominantní. Před diagnostiky tedy vyvstává otázka využití průběhů dobíjecích proudů ke zjišťování stavu izolace, v našem případě izolace velkých generátorů. Jednoznačné posouzení pomocí této metody se týká zvlhnutí. Strmost poklesu dobíjecích proudů u vlhké izolace výrazně klesá. Je-li však izolace suchá, posouzení změn izolace pomocí této metody není tak jednoznačné a může se projevovat u různých izolačních systémů odlišně. Je známo, že průběh absorpčních proudů u izolačních systémů je dán součtem exponenciálních průběhů celé řady migračních polarizačních mechanizmů a přibližně odpovídá mocninné funkci i = k . t -n, ve které i je absorpční proud, t je čas a k, n jsou konstanty. Po zlogaritmování je log i = log k – n.log t.
89
Vyneseme-li časové průběhy dobíjecích proudů v logaritmických souřadnicích, obdržíme přibližně přímkové závislosti. Jestliže je závislost přímková i u nejvyšších hodnot časů, je záruka, že ovlivnění prosakujícím proudem je v měřených časech zanedbatelné a průběhy dobíjecích proudů můžeme považovat za absorpci. U starých izolačních systémů generátorů (štípaná slída, papír, šelak, asfalt) se ve většině případů stárnutí projevovalo malou změnou sklonu přímek (malá změna hodnoty n) a zvyšování jejich polohy (narůstání k). To u dnes běžných systémů (regenerovaná slída, skleněná tkanina, epoxid apod.) nemusí platit. Způsob vyhodnocení Úkolem tohoto příspěvku je u vybraných generátorů posoudit změny průběhů dobíjecích proudů, měřených při různých napětích během života těchto strojů. Dále pak zjistit souvislosti mezi těmito průběhy proudů a současným měřením ztrátového činitele při různých napětích.. Ztrátový činitel byl vybrán pro svoji vypovídací schopnost o stavu izolace [1]. V tomto článku jsou vyhodnocena měření strojů, u kterých nebylo předem diagnostikováno zestárnutí izolace a stroje jsou stále v provozu. Další práce v této oblasti pokračují. Grafické znázornění dobíjecích proudů pro měření v časovém sledu je nepřehledné. Byly proto pro všechna měření vypočítány hodnoty k a n podle k = i1/(t1-n).
n = (log i1 – log i2)/(log t2 – log t1),
n reprezentuje míru poklesu proudu, k jeho velikost. Proudy nebyly ničím redukovány (napětím či kapacitou). Protože měření dobíjecích proudů během provozu strojů neprobíhají při stejných teplotách, mohl by tento faktor ovlivnit vyhodnocení. Z reálných měření je známo, že změna teploty ovlivňuje hlavně hodnotu k, velmi málo pak hodnotu n. Pro přepočet proudů (případně zdánlivých odporů) na referenční teplotu existuje celá řada vztahů. 350 1.sl.: k , 2.sl.: n x 100 , 3.sl.: tg d x 10000 300 250 200 150 100 50
3. 20 08
2. 19 91 3. 19 92 10 .2 00 6 12 .2 00 7
4. 19 88 3. 19 90
3. 19 84 11 .1 98 7
5. 19 81 3. 19 83
8. 19 78 2. 19 81
0
Obr. 1: Hydrogenerátor Dalešice TG2 (100 MW, 13,8 kV, fáze U, teplotní třída 155 °C)
90
Zjistili jsme, že ovlivnění výsledků vyhodnocení tímto faktorem je v případě uváděných měření zanedbatelné. Na obr. 1, obr. 2 a obr. 3 jsou uvedeny hodnoty k, n a tg δ měřené během provozu strojů. Hodnoty n a tg δ jsou vynásobeny vhodnými konstantami pro možnost lepšího posouzení souvislostí. Dobíjecí proudy byly měřeny při napětí 10 kV, tg δ při napětí 9,5 kV. 350 1.sl.: k , 2.sl.: n x 100 , 3.sl.: tg d x 10000 300 250 200 150 100 50
3. 20 08
2. 19 91 3. 19 92 10 .2 00 6 12 .2 00 7
4. 19 88 3. 19 90
3. 19 84 11 .1 98 7
5. 19 81 3. 19 83
8. 19 78 2. 19 81
0
Obr. 2: Hydrogenerátor Dalešice TG2 (100 MW, 13,8 kV, fáze V, teplotní třída 155 °C) 80 1.sl.: k , 2.sl.: n x 100 , 3.sl.: tg d x 10000
70 60 50 40 30 20 10
9. 19 8 9. 3 19 8 3. 4 19 8 9. 6 19 8 9. 6 19 8 3. 8 19 9 4. 1 19 9 9. 2 19 10 93 .1 99 4. 4 19 10 98 .1 99 9. 8 19 9 2. 9 20 10 00 .2 0 10 02 .2 00 5. 3 20 0 5. 5 20 0 6. 6 20 10 07 .2 00 8
0
Obr.3: Hydrogenerátor Kamýk TG3 (12,5 MW, 10,5 kV, fáze U, teplotní třída 130 °C)
91
Všechna měření dobíjecích proudů byla uskutečněna ihned po odstavení stroje, takže nemohou být výsledky ovlivněny zvlhnutím izolace. U hydrogenerátoru TG2 (obr.1 a obr.2) je v první polovině patrné snižování tg δ. Jedná se pravděpodobně o dotvrzování izolace. Souvislost průběhů k, n s průběhem tg δ nelze nalézt. Objevuje se však náznak souvislostí mezi průběhem k a n, což je jev zcela nový. U hydrogenerátoru TG3 (obr.3) je souvislost průběhů k a n s průběhem tg δ patrná, i když ne těsná. Souvislost mezi průběhem k a n je opět vidět ve zvýšené míře. Je třeba zdůraznit, že se jedná o starší typ izolace teplotní třídy 130 °C. Pokud bychom měli podpořit zásadu, že měření tg δ vypovídá více o celkovém stavu izolace a změna absorpce nejen o celkovém stavu, ale i lokálních změnách, pak výkyv k a n u TG2 (obr.1 a obr.2) není náhodný, ale je způsoben lokální změnou, která časem zanikla. Jaká je vypovídací schopnost dielektrické absorpce pro dnes běžné izolační systémy statorů velkých točivých strojů při enormním zestárnutí, případně stavu před průrazem, je předmětem dalšího vyhodnocení. Závěr Na dvou hydrogenerátorech, TG2 ( Dalešice, teplotní třída 155 °C) a TG3 (Kamýk, teplotní třída 130 °C), byly vyhodnoceny průběhy konstant k a n ze vztahu pro absorpční proudy i = k . t -n a průběhy ztrátového činitele tg δ během jejich provozu. Izolační systémy nevykazovaly podle hodnot ztrátového činitele příznaky zvýšeného stárnutí. U hydrogenerátoru TG2 (obr.1 a obr.2) souvislost průběhů k, n s průběhem tg δ nelze nalézt. U hydrogenerátoru TG3 (obr.3) je souvislost průběhů k a n s průběhem tg δ patrná, i když ne těsná. Lokální stoupnutí k a n během provozu, zvláště patrné u TG2, nemusí být náhodné a může být způsobeno lokálními změnami v izolaci, které časem zanikly. Dalším zjištěním je dost těsná souvislost mezi hodnotou k a n, tedy velikostí absorpčních proudů a rychlostí jejich poklesu. Jaká je vypovídací schopnost dielektrické absorpce pro dnes běžné izolační systémy statorů velkých točivých strojů při enormním zestárnutí, případně stavu před průrazem, je předmětem dalšího vyhodnocení. Literatura 1. Marek, V.: Diagnostika izolačních systémů elektrických strojů pomocí ztrátového činitele a kapacity, ČVUT FEL Praha, diplomová práce, 2006, vedoucí práce Petr, J. 2. Radová, L.: Dielektrická absorpce, ČVUT FEL Praha, bakalářská práce, 2008, vedoucí práce Petr,J. 3. Podklady měření: ČEZ Štěchovice Autoři Doc. Ing. Jiří Petr, CSc.; Katedra elektrotechnologie, České vysoké učení technické, Elektrotechnická fakulta; Technická 2, 16627, Praha 6; e-mail: [email protected] Bc. Lenka Radová; studentka, České vysoké učení technické, Elektrotechnická fakulta; Technická 2, 16627, Praha 6; e-mail: [email protected] František Antfeist; vedoucí zkušebny E32, ČEZ, a.s; Profesora Lista 329, 25207, Štěchovice; e-mail: [email protected]
92
Rozdělení budícího proudu turbogenerátorů velkých výkonů na jednotlivé kartáče sběrného ústrojí Rada P., Valenta J. – BRUSH SEM s.r.o. Plzeň Anotace Unequal distribution of excitation current between particular parallel brushes is generally known as well as a sequence of influences which these phenomena implicate. Measurements performed in former times by classical ampere-meters didn’t guarantee instantaneous information about all currents in fixed time as well as about variance of currents in-process of generator. Recent diagnostic and monitoring methods, applied on large generators in Temelín, Dukovany and Bohunice, made possible complex evaluation of current distribution on individual bushes in the course of a long time and statistical calculation of mean value of current on particular polarity, standard deviation and variation coefficient. Following consideration demonstrate one of the way how to qualify current distribution between brushes.
Úvod Rozdělení budícího proudu na jednotlivé kartáče fyzikálně představuje rozdělení proudu do několika paralelních cest. Rozdělení se děje nepřímo úměrně velikosti odporu každé paralelní cesty. K rozdělení proudu do paralelních cest přes jednotlivé kartáče dochází na tzv. sběrném zařízení. Konstrukční části sběrného zařízení, které vedou proud, se dělají z vodivých materiálů (Cu, Fe) a rozdělení proudů příliš neovlivňují. Rovněž odpor kartáčů samotných je nízký, a pokud se jedná o kartáče stejného typu od jednoho dodavatele pak lze předpokládat, že rozdíly mezi jednotlivými kartáči budou minimální. Mezi kartáčem a sběracím kroužkem vzniká tzv. kluzný kontakt, jehož elektrické parametry jsou ovlivňovány řadou vnějších příčin, jako je přítlak kartáčů, vlhkost, vibrace, prašnost prostředí atd. Elektrické vlastnosti kluzného kontaktu v provozu významně ovlivňují rozdělení proudů na jednotlivé kartáče. Rozdělení budícího proudu mezi jednotlivé kartáče se v minulosti odhadovalo spíše intuitivně. Byly pokusy měřit proudy přes jednotlivé kartáče, ale měření v těchto případech bylo prováděno klešťovým ampérmetrem a tudíž neprobíhalo současně na všech kartáčích. Odpor kluzného kontaktu je však veličina časově proměnná (nestabilní) a tudíž nesoučasné měření proudů nedávalo správný obraz o rozdělení proudů mezi kartáči na sběrném zařízení. Uvádí se, že rozdíl mezi proudovým zatížením jednotlivých kartáčů v poměru 2/3 až 1/3 je považován za standardní. S rozvojem měřící techniky byly postupně vyvinuty monitorovací systémy, které umožňují průběžné a současné měření proudů, které tečou přes jednotlivé kartáče na sběrném zařízení. Nám známá nasazení těchto systémů jsou: Elektrárna Dukovany Bohunice Temelín
Monitorovací systém RE DI GO BRUSH SEM MOSAD - IRIS
93
Analýza naměřených hodnot. Rozdělení budícího proudu na jednotlivé kartáče je možné považovat za náhodnou veličinu a analýza byla provedena statistickými metodami. Jako sledovaný parametr byl zvolen tzv. variační koeficient, který je ve statistice definován jako poměr směrodatné odchylky a střední hodnoty měřeného proudu přes kartáče.
vx =
σ
x
⋅ 100 %
• pro rozdělení proudu mezi kartáče v poměru 2/3 je variační koeficient 0,2 tj. 20 % • pro rozdělení proudu mezi kartáče v poměru 1/3 je variační koeficient 0,5 tj. 50 % Těmito hodnotami jsou určeny meze, ve kterých lze považovat rozdělení proudů mezi kartáče na sběrném zařízení za rovnoměrné. V případě předpokládaného normálního rozdělení se bude v intervalu dvou směrodatných odchylek (x − σ , x + σ ) nacházet celkem 68,2 % kartáčů osazených na sběrném zařízení. Elektrárna Jaslovské Bohunice, Slovenská republika Instalované zařízení: Generátor 2H 6688/2-VH (TG41) Sběrné zařízení: počet kroužků 2 počet kartáčů 2x24ks, o rozměrech 32 mm x 32 mm, kvalita E104, SCHUNK držáky s vinutou pružinou, výměnné za provozu (jednotlivé kartáče) Monitorovací zařízení: BRUSH SEM, hodnoty proudů byly zaznamenány s četností 1/10 min.
94
Měření bylo provedeno v rámci zkoušek při uvádění generátoru do provozu po rekonstrukci generátoru. S výjimkou počátečního najetí, rozdělení budícího proudu mezi kartáče lze klasifikovat jako rovnoměrné s variačním koeficientem pod hodnotou 20 %. Elektrárna Dukovany, Česká republika Instalované zařízení: Generátor: 2H 6688/2-VH Sběrné zařízení: počet kroužků 2 počet kartáčů 2x24ks, o rozměrech 32 x 32 mm kvalita E104, SCHUNK držáky se svinovací pružinou, výměnné za provozu (blok 4 kartáčů) Monitorovací zařízení: RE DI GO, hodnoty proudů byly zaznamenány s četností 1/sek Rozdělení budícího proudu mezi kartáče lze považovat za rovnoměrné na obou kroužcích, variační koeficient se pohyboval v době měření mezi hodnotou 20 % až 30 %. Pro vyhodnocení byly k dispozici také záznamy ze sběrného zařízení generátoru TG32, která bylo v době měření osazeno kartáči National 634. Z pohledu sledovaného parametru variačního koeficientu rozdělení proudu nebyly patrné žádné podstatné rozdíly. Elektrárna Temelín, Česká republika Instalované zařízení: Generátor: 2H 682732/2-VH Sběrné zařízení: počet kroužků 4 počet kartáčů 4x32ks, o rozměrech 32 x 32 mm, kvalita LFC 554, CARBONE LORRAINE držáky se svinovací pružinou, výměnné za provozu (blok 4 kartáčů) Monitorovací zařízení: MOSAD-IRIS, hodnoty proudů byly zaznamenány s četností 1/min Sběrné zařízení generátoru 1000 MW je složitější než u generátorů 200 MW. Budící proud je přiváděn na každé polaritě vždy přes dva kroužky. Na bloku 1 po najetí po odstávce, při níž byla provedena revize kroužkového hřídele, se variační koeficient pohyboval mezi 30 % až 50 % pro všechny čtyři kroužky. Tento stav z pohledu rovnoměrnosti rozdělení budícího proudu mezi kartáče lze hodnotit jako dobrý. Současnému uspokojivému provoznímu stavu sběrného ústrojí na bloku 1 předcházela celá řada opatření, která měla za cíl zlepšit kvalitu kluzného kontaktu, zvláště pak snížit lavinovitě narůstající opotřebení kartáčů a stabilizovat provozně přijatelný stav. Jednalo se o zlepšení provozních podmínek, jako jsou vlhkost a teplota a vyzkoušení vhodných typů kartáčů (náhrada původních LFC 501). I když uvedená opatření měla příznivý vliv na provoz sběrného zařízení, jako rozhodující se ukázala až výměna kroužkového nástavce s přebroušenými kroužky. Tímto opatřením byl zlepšen mechanický stav sběrného zařízení a předchozí potíže byly odstraněny. Vyhodnocení obdobných dat na bloku 2 ukazuje na poněkud horší stav v rovnoměrnosti rozdělení budícího proudu mezi kartáče sběrného zařízení. Variační koeficient se pohybuje mezi 50 % až 80 %. To znamená, že rozptyl mezi jednotlivými proudy přes kartáče je větší než střední hodnota proudu připadajícího na jeden kartáč. Takové rozdělení lze již hodnotit jako nerovnoměrné.
95
Závěr Zdá se, že největší vliv na rovnoměrnost rozdělení proudů mezi jednotlivé kartáče na sběrném zařízení bude asi mít mechanický stav zařízení. Tím je míněna především ovalita, drsnost a házivost kroužků. Pokud sběrné zařízení bylo mechanicky v dobré kondici, variační koeficient se pohyboval mezi 20 % až 50 %. Komplikované sběrné zařízení umístěné na samostatném hřídeli jako je u generátoru 1000 MW je náchylnější k nerovnoměrnému rozdělení proudu mezi jednotlivé kartáče. Sběrná zařízení ve sledovaných elektrárnách byla vybavena diagnostickými systémy různých dodavatelů, ale z hlediska jejich hlavní funkce, tj. monitorování proudu přes jednotlivé kartáče není patrný žádný významný rozdíl a výsledky měření jsou vzájemně dobře porovnatelné. Z analýzy není patrný žádný významný vliv druhu kartáčů na rozdělení proudů. Autoři Ing. Petr Rada, CSc; BRUSH SEM s.r.o., Edvarda Beneše 39, 301 00 Plzeň e-mail: prada@sem,fki-et.com Ing. Jindřich Valenta, CSc; BRUSH SEM s.r.o., Edvarda Beneše 39, 301 00 Plzeň e-mail: [email protected]
96
Ztráty v magnetickém obvodu transformátoru při neharmonickém napájení Skala B. – FEL ZČU Plzeň Anotace The aim of this paper is to take a rough estimate of the power losses of transformer magnetic core. This transformer is supply by non-harmonic voltage, the frequency is varying from 50 Hz up to 900 Hz. This paper describes the preliminary test of the transformer of a power 45 kVA. The real transformer has the power 100 kVA and it is used as a power source for helping drives on the locomotive for Czech railways.
Úvod Na základě projektu Škoda Electric a.s., který je veden pod označením 71Em, bylo provedeno měření na fyzikálním modelu středofrekvenčního transformátoru o výkonu 45 kVA. Cílem měření je stanovit ztráty v magnetickém obvodu, resp. na 1 kg použitého magnetického materiálu. Transformátor ve stavu naprázdno byl napájen zdrojem obdélníkového průběhu. Kmitočet napájecího napětí byl nastavován v rozmezí 50-900 Hz. Vyhodnocován byl zejména ztrátový příkon, ale i související veličiny, jako napětí, proud, činitelé CF, PF apod. Vzhledem k tomu, že maximální možné napětí použitého zdroje je 300V, nebylo možno dodržet (zejména pro vyšší kmitočty) konstantní sycení magnetického obvodu. Na konstantní sycení byly hodnoty přepočítány. Transformátor Výrobcem transformátoru je firma E.S.H.&F. Production, s.r.o. provozovna Studeňany. 155
60
45
I. 450 V 42 záv
II. 450 V 42 záv
66 záv
360
700 V 64,3 A III. 450 V 42 záv
IV. 450 V 42 záv
70
220 45 kVA 400 Hz
Obr. 1: Schéma zapojení vinutí transformátoru a přibližné rozměry magnetického obvodu transformátoru (jádro nepřístupné - je v plastovém krytu).
97
Typ transformátoru Výkon Počet fází Kmitočet Primár Sekundár Výrobní číslo Hmotnost Provedení
TR1C 60-70 45 kVA 1 400 Hz 700V 64,3 A 4x 450V 1042/07 94 kg - jádrový, jádro označeno jako UniCore
Materiál jádra MO - orientované plechy Eo 1.1/0.18 ( ztrátový činitel / síla jednotlivého plechu ), hmotnost jádra - 29 kg, sycení - 0.76 T. Pravděpodobně se jedná o materiál označený jako M117-30P. Ztráty tohoto materiálu jsou při 1,5 T a 60 Hz veliké 1,1 W/kg. Zapojení a přístroje Pro napájení úlohy byl použit AC Power Source-Analyzer Agilent 6813B, 300 Vrms, 1750 VA a pro měření osciloskop Tektronix TDS 3014B s proudovou sondou s převodem 10 mV/A. data
Osciloskop
zdroj obdelníkového napětí proměnného kmitočtu
proudová sonda
PC
napájené vinutí (I. - 450V) transformátoru
napěťová sonda
Obr. 1. Zapojení přístrojů pro měření. Napájené bylo pouze jedno vinutí, ostatní jsou naprázdno. Kontrola naměřených hodnot Měření bylo kontrolováno trojím způsobem. Prvotní odečet hodnot byl proveden přímo na displeji napájecího zdroje. Průběhy byly zaznamenány osciloskopem jako obrázek a současně jako data. Tato data byla následně v programu MATLAB dále zpracována. Jednak byly vykresleny průběhy napětí ve vhodnějším měřítku, dále byl signál proudu přepočten pomocí převodu sondy osciloskopu přímo na ampéry a v neposlední řadě byla provedena FFT analýza obou signálů. Z této analýzy byl následně vypočítán činný výkon všech harmonických. V třetí řadě bylo provedeno měření harmonickým signálem. Pokud provedeme výpočet výkonu pro poslední řádek tab. 1, ale s tím rozdílem, že uvažujeme pouze harmonickou 50 Hz pro napětí i pro proud, obdržíme výkon 13,5 W. Tato hodnota dobře koresponduje s údajem v tab. 4. Lze proto oprávněně konstatovat, že příspěvek od dalších harmonických činí asi 15,8-13,5 = 2,3 W.
98
nastavené U [V] f[Hz] 300 300 300 300 300 300 300 225 112,5 56
naměřené P[W]
vypočítané (MATLAB, FFT) P[W]
chyba [%]
110 118 129 124 138 158 194 116 40 15,8
112,5 112,5 141,0 125,5 139,0 167,5 200,5 132,5 43,0 16,5
2,22 -4,89 8,51 1,20 0,72 5,67 3,24 12,45 6,98 4,24
900 800 700 600 500 400 300 200 100 50
Tab. 1. Kontrolní výpočet hodnot pomocí FFT analýzy Příklad naměřených hodnot
Obr. 2: Oscilogram napětí a proudu (U – Obr. 3: Porovnání FFT analýzy napětí a kanál 1, I – kanál 2, sonda 10mV/A proudu Vyhodnocené průběhy 1,4
300
1,2
200
0,8
150
0,6
100
0,4
50
0,2
0 0
200
400
600
800
400
P P_FFT S
150
1
P [W]
U I
I [A]
U [V]
250
200
0 1000
100
200
50
100
0 0
f [Hz]
300
200
400
600
800
0 1000
f [Hz]
Obr. 4: Napájecí napětí a odebíraný proud naprázdno v závislosti na kmitočtu
Obr. 5: Činný a zdánlivý výkon zdroje signálu. Činný výkon, určený pro kontrolu FFT analýzou.
99
S [VA]
350
14 8 7
10
6
8
5
P [W/kg]
P [W/kg]
12
6 4
4 3 2
2 1
0 0
200
400
600
800
0
1000
0
f [Hz]
200
400
600
800
1000
f [Hz]
a) b) Obr. 6: Ztráty na 1 kg magnetického materiálu a) přepočet pro B = konst = 1,44 T, b) pro klesající sycení (změřeno) Závěr Ve všech záznamech proudu je patrná velice výrazná ss složka. Tato složka není závislá na polaritě připojení transformátoru ke zdroji ani na orientaci proudové sondy osciloskopu, která je umístěna na kabelu. Napětí tuto ss složku nevykazuje. Kontrolní výpočty (provedené na základě FFT analýzy průběhů) ukázaly správnost hodnot, naměřených přímo na zdroji napájecího napětí. Počáteční pochyby se tak vyvrátily. Kontrolní měření provedené harmonickým signálem 50 Hz (ze zdroje, nikoliv ze sítě) taktéž prokázalo správnost měřených průběhů. Na základě [3] byly odpory vinutí měřeny Ohmovou metodou, proudem max. 10A. Měření bylo provedeno pro několik hodnot proudů, zde jsou uvedeny pouze výsledné průměry. Primární vinutí 700V 0,0397 Ω Sekundární vinutí I 450V 0,0397 Ω Sekundární vinutí II 450V 0,0421 Ω Sekundární vinutí III 450V 0,0443 Ω Sekundární vinutí IV 450V 0,0468 Ω Vzhledem k velikosti těchto odporů a s přihlédnutím na malý procházející proud naprázdno byly Joulovy ztráty v napájeném vinutí zanedbány. Při vyšších kmitočtech však povrchový jev v masivních vodičích může mít již značný vliv, zejména při jmenovitém zatížení transformátoru. Poděkování Práce vznikla za podpory projektu GA ČR 102/09/1164. Literatura 1. Faktor, Z.: Transformátory a cívky. BEN , dotisk 2002.. 2. Krasl, M.: Ztráty transformátorových plechů. Výzkumná zpráva ZČU Plzeň, 2009 3. Blahník, V., Cédl, M., Sutnar, Z., Talla, J.: Měření parametrů pětivinuťového středofrekvenčního transformátoru TR1C 60-70. Výzkumná zpráva ZČU Plzeň, 2008 Autoři doc. Ing. Bohumil Skala, Ph.D.; Oddělení elektromechaniky, Katedra elektromechaniky a výkonové elektroniky, Fakulta elektrotechnická, Západočeská univerzita v Plzni; Univerzitní 8, 306 14 Plzeň; e-mail: [email protected]
100
Zachycení sil působící na statorová vinutí extrémně namáhaných točivých strojů Stauber J., Sládek V., Krupauer P. – BRUSH SEM s.r.o. Plzeň Anotace Text is focused on questions concerning with forces reduction interacting at stator windings. On an example of special machine (short-circuit generator) there are shown basic methods how to solve stator windings with respect to forces reduction. This is solving of dynamic problem (shape of oscillation, natural frequency). At conclusion there is shown a relationship with generators and especially with turbogenerators of ultimate power.
Úvod Příspěvek navazuje na článek „Vliv chvění statorového vinutí na izolační systém“ zveřejněný na konferenci DIAGNOSTIKA ´05, který se věnoval návrhu statorového vinutí s ohledem na upevnění statorového vinutí a ukazoval možnosti omezení vibrací čel vinutí běžných (energetických) strojů. Zatímco u turbogenerátoru je zkrat mimořádná událost, tak zkratový generátor jich ročně absolvuje tisíce. Konstrukční řešení je podřízeno zejména požadavku zachytit značné elektrodynamické síly působící na vinutí po celou dobu životnosti stroje. Znamená to volbu takového řešení, které eliminuje co nejvíce ohybové namáhání. To nejlépe splňuje jednovrstvové vinutí s evolventními čelními spojkami uspořádaných ve dvou rovinách kolmých na osu stroje. Ohybové namáhání je omezeno na krátký úsek na výstupu z drážky. Síly působící na statorové vinutí V drážkové části působí na vinutí elektrodynamické síly vznikající na základě vzájemného působení proudu ve vinutí a rozptylových polí v drážce.Vzhledem k tomu, že vinutí je jednovrstvové, tak síly namáhají izolaci jen v tlaku. V čelech vinutí působí dominantní síly, které jsou vyvolány: • Elektrodynamickými sílami dvojnásobné frekvence vznikající v důsledku vzájemného působení proudu a rozptylových polí v čelním prostoru. Maximální jsou radiální složky sil a dosahují hustot 200 – 600 N/mm (na jednotkovou délku čela vinutí) • Síly vznikající v důsledku tepelných dilatací. Upevnění čel vinutí Schématické uspořádání čel statorového vinutí je v obr. 1. Vinutí je upevněno v drážkách statoru 1 zaklínováním. Čela vinutí 2 jsou navzájem i vůči vnější bandáži 3 vytužena (vložkami s vhodným výplňovými materiály případně i zalitím) a jsou přitažena ke stahovací desce magnetického obvodu 4 s pomocí šroubů 5 .
101
Obr.1: Schématické uspořádání čel
Obr. 2: a-dvou-uzlový, b-čtyř-uzlový, c-šesti-uzlový tvar kmitu Upevnění čel vinutí musí zajistit zachycení sil působících na čela jak při mezních zkratech, tak i při mnoha opakovaných zkratech. Z toho vyplývá požadavek na podstatně větší tuhost čel ve srovnání s běžnými turbogenerátory byť i mezních výkonů. Běžné generátory totiž pracují tak, že čela vinutí kmitají v nadrezonanční oblasti. Pokud by se tuhost čel nezvýšila výrazně nad rezonanční frekvenci, tak by vynucené kmitání v blízkosti rezonanční frekvence mohlo poškodit upevňovací systém čel vinutí a ve svém důsledku omezit výrazně životnost statorového vinutí. Charakter kmitání čel vinutí zkratového generátoru Rotující magnetické pole jakéhokoliv točivého stroje vyvolává síly, jejichž radiální složka působí na stator a vyvolává radiální tvary kmitání. Obdobně působí i elektrodynamické síly v čelním prostoru. Základní tvary kmitu vyvolaných radiální složkou sil jsou v obr. 2 ( a) – dvou-uzlový, b) – čtyř-uzlový, c) šesti-uzlový tvar kmitu). Nejnebezpečnější je čtyř-uzlový kmit, který je nejsilněji vybuzen jak rotujícím magnetickým polem, tak i elektrodynamickými sílami v čelním prostoru. Vlastní frekvence čtyř-uzlového kmitu a všech vyšších (šesti-, osmi-uzlového) statoru zkratového generátoru je nad provozní frekvencí.
102
Určení vlastní frekvence čel vinutí Vlastní frekvenci čel vinutí lze určit výpočtem pomocí metody konečných prvků. Vytvoření matematického modelu čelního prostoru je pro tento typ stroje problematické a to zejména s ohledem na možnosti určení vlastností materiálů potřebných pro výpočet (anizotropie, závislost vlastností na frekvenci i teplotě). Takže výpočet je spíše orientační a skutečnou vlastní frekvenci je nutné určit experimentálně. Vzhledem k charakteru výroby statorového vinutí (koš vinutí se vyrábí samostatně a jednotlivé tyče se spojují až po montáži na stroji), je možné určit vlastní frekvenci samostatného koše před montáží na stator a pak po jeho montáži. Vlastní frekvenci samostatného koše čel vinutí lze určit tak, že koš vinutí se zavěsí na dostatečně dlouhé závěsy a změří se vlastní frekvence samostatného koše. Frekvenční charakteristika viz obr. 3. Tvar kmitu příslušný vlastní frekvenci 146,7 Hz - viz obr. 4.
Obr. 3: Vlastní frekvence samotného koše čel Vlastní frekvence koše čel vinutí výrazně změní po navinutí charakter. Frekvenční charakteristika - viz obr. 5. Tvar kmitu příslušný vlastní frekvenci 227,5 Hz - viz obr. 6.
Obr. 5: Vlastní frekvence koše čel nasazeného na stator
103
Obr.6: Tvar kmitu koše nasazeného na stator
Obr. 4: Tvar kmitu samotného koše
Závěr Příspěvek se zabývá zachycením sil působících na čela vinutí zkratového generátoru jakožto dynamické úlohy. Zatímco u běžných turboalternátorů (pro energetiku) je vlastní frekvence čel vinutí pod frekvencí pracovní (stroj pracuje v nadrezonanční oblasti), tak vlastní frekvence vinutí zkratového generátoru je nad frekvencí pracovní. Současně je ukázáno jak upevnění vinutí na stator výrazně ovlivní dynamické vlastnosti čel vinutí. Literatura 1. Stauber, J.: Vliv chvění statorového vinutí na izolační systém Diagnostika `05, ISBN 80-7043-368-X. Plzeň: ZČU 2005. 2. Lambrecht, D.: Integrated End-winding Ring Support for Water-cooled Stator Winding. IEEE Transations on PAS, Vol. PAS-102, No. 4 April 1983, s. 998-1006 Autoři Ing. Jiří Stauber, BRUSH SEM s.r.o., Edvarda Beneše 39, 301 00 Plzeň; e-mail: [email protected] Ing.Vladimír Sládek; BRUSH SEM s.r.o., Edvarda Beneše 39, 301 00 Plzeň; e-mail: [email protected] Ing. Petr Krupauer, Ph.D, BRUSH SEM s.r.o., Edvarda Beneše 39, 301 00 Plzeň; e-mail: [email protected]
104
Thermovision diagnostics of electrical equipment at reduced current load Šebök M., Gutten M., Kučera M., Kučera S. – EF ŽU Žilina Abstract This paper analyses the problem of thermal sensors, it examines the principles of function and application of non-contact temperature measurement. Knowledge of problems involved with infrared radiance measurement allows us to use methods of thermovision diagnostics more effectively and to localise disturbances which determine the quality of connection in distribution of electric energy.
Introduction Temperature can be measured by means of electromagnetic radiation analysis of an object surface. In this way, it is possible to define a distribution of a temperature field on a surface of measured objects without contact, with the accuracy of 0,1 degrees of Kelvins (altern. ˚C). Infrared radiation is only a part of a large spectrum of electromagnetic radiation having the same physical attributes as visible light. It includes transverse electromagnetic waves, which expand through vacuum, gas, liquids and solid substances. Sensors are devices that sense physical parameters and transform it to another one suitable for further processing and evaluation. The main advantage of non-destructive diagnostics of electric systems based on infrared diagnostic techniques is the ability to record and process infrared radiation (thermal) as a real thermal image of a scanned object (thermogram). Moreover, it is able to detect mistakes (errors) by means of overheating in certain areas. Temperature increases in distribution lines as well as electric machines give us an early alert on progressive deterioration of transition resistance in power connections. Theoretical Analysis Sensors absorb infra-radiation on their sensing surfaces, which leads to heating up and finally to a signal to be sent to sensor’s active part. Timewise, temperature change in the sensitive part of the sensor is a relatively slow process. Fig. 1 represents a model of a thermal sensor. d G TA Φ(t)
S
1
2
3
Fig. 1: A model. Simplified construction of thermal sensor: 1 - sensitive part of a sensor with temperature TD, sensor’s active area S and thickness d, 2 - thermal bridge with thermal conductivity G, 3 - bases with temperature TA. If the sensing element is characterised by thermal capacitance C, absorbance α at the ambient temperature TA with thermal conductivity G, then for the radiance flow Φ(t) which changes over time following equations apply: for Φ(t) = 0 then TD = TA, for Φ(t) > 0 then TD > TA. (1)
105
If we consider ideal state, i.e. absorbed energy equals to conducted energy via a thermal bridge, then for such a thermal balance the following formula can be applied: d (2) αΦ (t ) = C [ΔT (t )] + GΔT (t ) , dt
where ΔT = TD −TA is temperature increase of sensitive part of a sensor, as it is heated up by absorbed input radiance current αΦ(t). Assume that the radiance input current change in time is as follows: Φ(t) = Φ0 + Φm e jωt . (3) The resulting temperature increase is: ΔT(t) = T0 + ΔTm e j(ωt-φ). (4) In this equation the first symbol represents the d.c. part and the second symbol is the harmonic part. On the basis of formulas (3), (4) we can design electrical (substitute) structure of thermal sensor (Fig. 2). Temperature increase ΔT is delayed when compared with the input radiance current Φ(t). For amplitude ΔTm and a phase shift φ we conclude: αΦ m ⎛ ωC ⎞ . and (5) Δ Tm = ϕ = arctg⎜ ⎟ 2 2 ⎝ G ⎠ G + (ω C )
ΔT(t) αΦ0
αΦ(t)
C
G
Fig. 2: A model. Construction of a thermal sensor. Experimental Measurement The measured circuit was loaded by the current from 5 % to 100 % of the conductor's nominal current load. Thermo joints CuKo were fixed on the conductor staple in the distance of 2 m from the supply. The development of the temperatures was scanned by thermo joints and recorded by touch sensitive thermometer. The temperatures were compared by thermovision system. In course of the circuit load the temperatures of the measured elements were constantly scanned and the figures of the load were recorded by tong ammeter. The measurements were taken under the following conditions: - clean and well closed terminals, - loose terminals (both terminals were loose and conductors were connected only through their asymmetric position), - loose terminals and terminals and conductor connection was tainted with oil and sand. A terminal connected to the conductor should not be warmer than conductor, if so, it is damaged. On the picture we can see the negative area of the terminal’s temperature increases when compared with the closed conductor. The result of the smaller terminal temperature is caused by a larger load. The final data of the terminal’s temperature increase compared to the conductors are shown in Fig. 3, which means ΔT = TSV –TL, (TSV is the terminal’s temperature and TL is conductor temperature). Data were obtained by measuring of temperatures of joints and conductors.
106
∆T [ºC] 100 80
Cle an and clos e d te rm inal
60
Loos e te rm inal
40 Loos e and im pure te rm inal
20 0 -20 0
10
20
30
40
50
60
70
80
90
100
In [%]
Fig. 3: Relation of terminal temperature increase (closed, loose, impure and loose) and load Measurements where the percentage current load is not possible to obtain (circuit is loaded less than 50 % current load). If we use the equation for temperature calculation, increase to 100 % current load. To evaluate the quality we obtain significantly larger figures of the calculated temperature increase than of the real measured temperature increase. The result is incorrect evaluation for the operation to be cut off because of the error, useless waste of material for the replacement of the false parts and of course, a negative economic effect [5]. Measured data can’t be used as a limits factors (perturbing influence of the environment, currentweigh, voltage fluctuation, effect of the objects´ emission nearby the measured object). The calculation does not consider the following elements influencing the exactness of the measurement: - cooling due to the object’s emission, - influence of the temperature on the conductor’s electric resistance, size of the object, convection process, - size and quality of current load, quality of voltage (higher harmonic). If we do not consider these elements in course of calculation, there the negative influence of the results of the thermovision diagnostics will be possible. In the Fig. 4 there is the relation of the conductor temperature increase and percentage of its current load compared with the temperature increase for 100 % current load. ∆T [ºC] 100 80 1
60
2
40
3
20 0 0
10
20 30
40 50 60
70 80
90 100
1- experimental figures of the temperature increase when the current load is 25 % , 2-calculated temperature increase concerning the percentage mistake of the measurement 3-calculated temperature increase when the current load is 100 %
In [%]
Fig. 4: Relation of conductor temperature increase and percentage of its current load
107
Conclusion The differences between the calculated and measured figures illustrated on the graph (Fig.5) show the percentage mistakes of the temperature increase measurement by thermovision camera when the current load size is changed. From the analysis of obtained results we can see that if the current load is: - 5 % - 16 % In is the mistake of measured temperature increase bigger than 30 %, - 16 % - 27 % In is the mistake 20 %, - 27 % - 50 % In is the mistake 10 %. The results of experimental measurements and mathematical calculations show the advantage of thermovision application on the illustrated diagnostics of the conductors and terminal temperature increase (Fig. 6). T [ ºC] 100 80 60 40 20
10 0
90
80
70
60
50
40
25
15
5
0
In [%]
measured
calculated
Fig. 5: Graph of the differences between the calculated and measured figures and different current weigh.
Fig. 6: Thermograph of phase’s terminals in a electrical network.
References 1. Šimko, M., Šebök, M., Chupáč, M: The Thermovision Camera and Spectral Filter Problems. Proceedings of the 5th. International Conference, Elektro 2004, Žilina. 2. Benko, I.: Determination of the Infrared surface Emisivity, Budapest, 1990. 3. Toth, D., Infrared System Helps with Energy Efficiency, USA, 1995. 4. Klabacka,E.: Surface modifications for Thermovision Measurement, ČVUT, Praha. 5. Lysenko, V.: Detectors for noncontact temperature measurement, Praha, 2005. 6. Pender, C.W., Roux, J. A.: Microcomputer System for controling and Infrared Scaning Camera. Microcomputer in optical System, USA,1999. Autori Ing. Milan Šebök, Ph.D.; doc. Ing. Miroslav Gutten, Ph.D.; Ing. Matej Kučera, Ph.D.; doc. Ing. Stanislav Kučera, Ph.D.; Katedra merania a aplikovanej elektrotechniky, Elektrotechnická fakulta, Žilinská univerzita; Univerzitná 1, 010 26 Žilina; e-mail: [email protected], [email protected], [email protected], [email protected]
108
K problematike termovíziou
merania
anténových
systémov
rozhlasových
vysielačov
Šimko M., Chupáč M. – EF ŽU Žilina Abstract Paper deals with the problem of thermovission and its application in diagnostic of antennad system in radio transmitters. The background of the laboratory measurements theory and measurements in the process of production are in the paper performed.
Úvod Pre správnu činnosť vysielačov okrem obnovy a rekonštrukcie je rovnako dôležitá ich údržba (údržba samotných anténových vysielačov a ich nosičov). Na základe odporučení pre ich údržbu je vhodné anténové zariadenia aspoň dvakrát za rok komplexne skontrolovať a zistené nedostatky odstrániť. Pri kontrole je potrebné sa zamerať na tieto časti [1] : - údržba napájacieho rozvodu antény, - údržba vlastnej antény, - údržba fázovača apod. Jednou z ciest prevencie je i efektívne, využívanie termovízie ako diagnostického prostriedku na zobrazenie emitovaného infračerveného žiarenia z povrchu meraného objektu. V súčasnosti sa táto technika používa pri diagnostike v mnohých oblastiach ľudskej činnosti. Cieľom predkladaného príspevku je poukázať na možnosti využitia termovízie pri stanovení miesta poruchy anténových sústav rádiových vysielačov. Zložité anténové systémy sú veľmi citlivé na zhoršenie prechodových odporov jednotlivých anténových uzlov. Zhoršením prechodových odporov klesá emitovaný výkon vysielača a na prechodoch vznikajú značné tepelné straty. Z toho dôvodu pre optimálny chod systému sú potrebné pravidelné revízne kontroly, ktoré sú pomerne časovo i finančne nákladné, pretože sa jedná o práce vo výškach. Práve využitím termovíznej metódy sa revízie značne zjednodušia a skrátia, čoho výsledným efektom sú značné finančné úspory [2]. Teoretický rozbor Pri výpočte oteplenia spojov (svorka - vodič apod.) na vonkajších rozvodoch elektrickej energie sa rešpektujú tieto kritériá [3]: - je rešpektovaná veľkosť zaťaženia v čase merania, - je rešpektovaný vplyv rýchlosti vetra na veľkosť meraného oteplenia. Pre väčšie priblíženie pre určenie oteplenia vychádzame z analógie riešenia závislostí medzi elektrickým prúdom, teplotou a časom a v našom prípade medzi elektrickým prúdom a oteplením. Pomocou výpočtu oteplenia možno získať oteplenie aké by na meranom mieste (spoji) bolo v prípade nominálneho (t.j. 100%) zaťaženia a pri bezvetrí (t.j. rýchlosť vetra v = 0 ms-1). Takto získané hodnoty oteplenia spoja sú v praxi rozdelené do niekoľkých klasifikačných stupňov, ktorým sú odporučené stupne opatrenia. Pri riešení oteplenia holého vodiča stálym elektrickým prúdom sú uvažované tieto predpoklady: - rozloženie prúdu v priereze vodiča je rovnomerné, - vodič je homogénny a priamkový, - vo všetkých miestach pozdĺž vodiča je rovnaká teplota, - je riešený prípad pre malé oteplenia, pri nich sa neuplatní vplyv žiarenia.
109
Potom riešenie pre prvok dĺžky dx je určené rovnicou tepelnej bilancie (obr.1): dQ2 + dQ = dQ1 + dQ2 + dQ4,
(1)
kde: dQ - teplo v prvku svorke, dQ1 - teplo skutočné " hrejúce" (svorka), dQ2 = dQ3 - teplo odvedené zo svorky do vodiča, dQ4 - teplo odvedené do okolia, dQ5 - teplo vyžiarené do okolia. dQ4
dQ5
dQ
dQ2
dQ3
dQ1 x
dx
Obr. 1: Tepelná bilancia znázornená schematicky Za predpokladu, že pozdĺž vodiča nie je teplotný spád t.j. ak: sa rovnica upraví na tvar
dQ2 = dQ3 = 0 dQ = dQ1 + dQ4 .
(2) (3)
Ďalším riešením po dosadení za jednotlivé teplá možno získať výslednú rovnicu pre oteplenie v závislosti od času: ∆υ ( t ) = ∆υ ∞ + ( ∆υ 0 - ∆υ ∞ ) e - t/ τ (4) a pre ∆υ0 = 0 - t/ τ ∆υ ( t ) = ∆υ ∞ (1 - e), (5) ∆υ0 ∆υ ∞
- oteplenie v čase t = 0, - oteplenie v ustálenom stave.
Vzhľadom k tomu, že riešenie závislostí oteplenia, medzi elektrickým prúdom a oteplením, je značne zložitá pre množstvo okrajových podmienok, boli skutočné laboratórne merania ako i experimentálne merania realizované v prevádzkových podmienkach. ϑΔ [°C]
Δϑ∞
t [min]
Obr. 2: Závislosť oteplenia od času 110
Experimentálne merania Na prešetrenie závislosti oteplenia spojov: rozperné krúžky - napájacia linka, kapacitné rámčeky v trase napájacej linky, napínacie zariadenia apod. v závislosti od výkonu vysielača, bol uskutočnený súbor experimentálnych meraní [2]. Pri zmene vysielacieho výkonu boli snímané teploty jednotlivých meraných prvkov až po ustálené hodnoty termovíznym zariadením AGEMA 550 pričom teploty boli kontrolované aj pyrometrom. Získali sme typický priebeh otepľovacej charakteristiky rozperného krúžku a kapacitného rámčeka ako na obr. 2. Merania boli realizované: 1. Spoj dotiahnutý a čistý. Ak je spoj napájacia linka - kapacitný rámček, rozperný krúžok v poriadku t.j. v dobrom stave, dotiahnutý a čistý, nesmie byť teplejší ako napájacia linka, na ktorú je pripojený (obr. 3). So zvyšovaním výkonu zariadenia je nárast teploty spoja menší ako nárast teploty napájacej linky. Teploty napájacej linky boli merané v dostatočnej vzdialenosti od spojov, aby výsledok nebol zaťažený prípadnou chybou. Spoj vzhľadom na väčšiu plochu má väčšie ventilačné straty je teda lepšie ochladzovaný prúdením vzduchu ako napájacia linka.
Obr. 3: Závislosť teploty spoja ( napájacia linka Obr. 4: Závislosť veľkosti oteplenia spoja - kapacitný rámček, rozperný krúžok ) od výkonu. a napájacej linky od výkonu (Spoj je dotiahnutý a čistý) 2. Spoj povolený prípadne znečistený. Otepľovacie charakteristiky spojov v závislosti na zaťažení sú na obr.4. Hodnoty oteplenia spojov oproti napájacej linke t.j. ∆t = TSP - Tl , ktoré sú vynesené do grafu boli získané tak, že teploty spojov (TSP) sú teploty namerané a pre teploty napájacích liniek ( Tl ) boli použité údaje získané z merania v bode 1. V prípade, že je spoj nedotiahnutý alebo nečistý, má oteplenie v závislosti od zaťaženia charakteristiku parabolickú. Namerané hodnoty sú prezentované na termogramoch a z nich sú zostrojené už prezentované charakteristiky. Ako príklady uvádzam termogram a reálny obraz anténového prepínača (obr. 5) a transformačných členov. Experimentálne merania boli realizované počas troch ročných období (jar, leto, jeseň) v rokoch 1999 ÷ 2001, na našom najväčšom rozhlasovom vysielacom stredisku SRV - Rimavská Sobota.
111
Teplota vzduchu 20,0 °C
Teplota objektu > 89,2 °C
Namerané oteplenie 69 °C
Obr. 5: Anténa 10 – Meranie na prepínači
Teplota vzduchu 22,5 °C
Teplota objektu 72,8 °C
Namerané oteplenie 50,3 °C
Obr. 6: Anténa 10 – Merania na transformačných členoch Záver Realizované experimentálne merania sú potrebné pre spracovanie metodiky merania anténových systémov rozhlasových vysielačov pomocou termovízie, čo súvisí s prijatým projektom VEGA: „TERMODIAGNOSTKA ANTÉNOVÝCH SYSTÉMOV ROZHLASOVÝCH VYSIELAČOV“ č. 1/0007/09. Literatúra 1. Chupáč, M., Šimko, M.: Diagnostika anténových systémov rozhlasových vysielačov termovíziou. Etm elektrotechnický magazín č. 5, Česká republika, 2007. 2. Šimko, M., Michalík, J., Chupáč, M.: Application Posisibilities of Thermovision in Diagnostic of Aerial Systems of radio Transmitters. Journal of Vilnius Gemines University and Lithuanian Academy of Science, 2007. 3. Šimko, M., Michalík, J., Chupáč, M.: Infra-red Measurewment of temperature and Spectral Filters Application. PRZEGLAND ELEKTROTECHNICZNY 10/2006, s. 13-15, Poľsko, ISSN 0033-2097. Autori doc. Ing. Milan Šimko, PhD.; doc. Ing. Milan Chupáč, PhD.; Katedra merania a aplikovanej elektrotechniky, Elektrotechnická fakulta, Žilinská univerzita; Univerzitná 1, 010 26 Žilina; e-mail: [email protected] ; [email protected]
112
Měření rušivých komponent ve spektru trakčního proudu drážních vozidel Švanda J. – ŠKODA Electric a.s. Anotace In the spectrum of traction current railway vehicles with semiconductor converters generate components which dangerously affect the tracks circuits.Measuring these disturbing components is not an easy issue due to the proportion of the traction current sizes (hundreds of amps) and the sizes of the disturbing components (tens of milliamps).This report describes the methods of measuring and evaluating the disturbing components of the traction current. Further it is presenting the hardware and software which are used for the acquisition of data allowing on-line processing of the measured signals.
Úvod V současnosti nasazovaná trakční vozidla obsahují jako svou pohonnou jednotku moderní pohon sestávající se z asynchronního motoru a příslušných polovodičových měničů. Polovodičové měniče neprodukují ve spektru odebíraného proudu pouze základní harmonickou, ale i její násobky, plus další složky na frekvencích, které nemají jasnou spojitost se síťovou. Příčina a mechanizmus vzniku všech těchto „dalších složek“ není doposud zcela jasně znám, některé jsou odvozeny od statorové frekvence asynchronního motoru, další jsou dány nesymetrií napájení asynchronního motoru. Problém nastává tehdy, když proud emitovaný měničem obsahuje takové složky, které mohou, co do velikosti, doby trvání a frekvence, nebezpečně ovlivnit drážní zabezpečovací zařízení. Pro samotné měření rušivých složek trakčního proudu je klíčový poměr mezi velikostí proudu na základní harmonické sítě k povolené mezní hodnotě v daném frekvenčním pásmu. Tyto dovolené maximální úrovně rušení jsou stanoveny normou ČSN 34 2613 Železniční zabezpečovací zařízení-Kolejové obvody vnější podmínky pro jejich činnost . Uvažujeme-li starou normu ČSN 34 2613 z roku 1998, můžeme uvést jako příklad frekvenční pásmo 75±7Hz, kde je maximální dovolená velikost stanovena normou na 100mA. Vezmeme-li v potaz, že trakční vozidlo například na systému 25kV/50Hz odebírá několik stovek ampér, hledáme složky v řádu tisícin až desetitisícin k základní frekvenci. Tento požadavek je naprosto klíčový pro volbu měřicího zařízení, zejména z hlediska rozlišení jednotlivých kanálů. Metodika měření Principielní schéma měření rušivých složek trakčního proudu na reálném vozidle je uveden na Obr. 1. Celkový trakční proud lze měřit za vstupní průchodkou do vozidla nebo na jednom z nápravových sběračů, v případě odpojení ostatních. Dále je měřen jeden fázový proud motoru. Důvodem pro měření fázového proudu motoru je sledování případné závislosti jednotlivých složek fázového proudu a proudu trakčního. Pro snímání jsou použity Rogowského cívky a to i v případě měření na stejnosměrném napájecím systému. Sondy tohoto typu je možné použít z toho důvodu, že pro zjištění velikosti rušivých složek trakčního proudu není nutné znát jeho stejnosměrnou složku. Při použití Rogowského cívek je však nutné brát v potaz šířku frekvenčního pásma dané sondy a nepřímou úměrnost mezi rozsahem sondy a její dolní mezí frekvenčního pásma. Jako měřicí zařízení je použita měřicí karta NI 4472b s 24bitovým rozlišením a maximální vzorkovací frekvencí 102,4kHz, která je umístěna v chassi. Kontinuální a
113
dostatečně rychlý přenos dat z ústředny do PC, kde jsou prováděny výpočty spektrální analýzy, je zprostředkován prostřednictvím MXI-Express kontroléru umístěného v chassi a dále express card připojená do PC.
Obr. 1 Program pro výpočet a zpracování dat byl vytvořen ve vývojovém prostředí LabVIEW. Programování v LabVIEW je výhodné zejména pro svou rychlost tvorby kódu a následnou velmi dobrou vazbu na hardware.
Obr. 2
Metodika zpracování dat Při měření rušivých komponent trakčního proudu je vzorkovací frekvence na kartě nastavena na 5 kHz. Tato frekvence je naprosto postačující s uvážením SchannonKotělnikova teorému, můžeme tedy sledovat složky až do 2,5kHz. Schematicky je výpočet pro jeden kanál znázorněn na Obr. 2. Do pole 5000 vzorků jsou načítána data v dávkách po 1000 vzorcích, vždy jsou přepsána nejstarší data a následně je algoritmem FFT s aplikací Hannigova okna vypočteno frekvenční spektrum. Tímto postupem získáme síť frekvenčních spekter v odstupu tisíce vzorků, což odpovídá času 200 ms.
114
Měření rušivých složek trakčního pohonu se ve ŠKODA Electric a.s. provádí především za účelem ladění celého systému pohonu. Proto je kladen důraz na možnost online sledování spektra trakčního proudu. Změřená data jsou rovněž ukládána do souborů pro pozdější analýzu. Příklad okamžitého průběhu spektra je na Obr. 3, dále na Obr. 4 je spektrum trakčního proudu konkrétního rozjezdu, v jeho pravé části je vidět průběh synchronní frekvence statorového proudu, která je získána z naměřeného statorového proudu motoru.
Obr. 3
Obr. 4
Závěr Nová norma ČSN 34 2613 z roku 2006 nezohledňuje pouze velikost rušivých složek a jejich dobu trvání, ale i jejich fázovu stabilitu. Výše popsaný způsob měření a vyhodnocení rušivých proudů však fázi v potaz nebere. Tento „nedostatek“ nás ovšem příliš neomezuje. Slouží totiž pouze k ladění pohonu na vozidle a ve své podstatě klade na trakční vozidlo větší nároky, protože splňuje-li vozidlo normu starou musí vyhovět i normě nové. Jeho největší přínos je v možnosti online sledování průběhu spektra trakčního proudu při provozu vozidla a možnost okamžitě na vozidle zjistit, jaký vliv mají zásahy do regulačního systému pohonu. Literatura 1. Oplátková, Z., Zelinka, I. Investigation on Shanon-Kotelnik Theorem impact on soma algorithm performance, Institute of Process Control and Applied Informatics, Faculty of Technology 2. ČSN 34 2613 Železniční zabezpečovací zařízení-Kolejové obvody vnější podmínky pro jejich činnost 3. Tůma, J. Zpracování signálů získaných z mechanických systémů užitím FFT 4. Vrána, P. Rušivé proudy trakčních vozidel, 30. Celostátní konference o elektrických pohonech, 2007 Autoři Ing. Jan Švanda email: [email protected]
115
Přenosový systém pro širokopásmovou detekci částečných výbojů Švarný J. – FEL ZČU Plzeň Abstract We have to sense, transmit and process relatively week high-frequency signals during partial discharges detection and measurement. The waveform of the sensors' output signal has a shape of burst of needle pulses with very steep front edge. The processing of such a signal is very demanding in terms of all the measuring equipment including transmission system. The transmission system has often to fulfil several opposed requirements in this case. The paper deals with problem of safe and efficient run out of the signal from measured object to the measuring instrument.
Úvod V praxi jsou odezvy částečných výbojů měřeny nejčastěji ve frekvenčním rozsahu od několika 10 kHz až po jednotky MHz. V závislosti na zvolené metodě je frekvenční pásmo různým způsobem záměrně omezováno již při samotném snímání projevů výbojové činnosti. Díky úzkému přenosovému pásmu je pak tvar signálu značně deformován. Pokud jsou projevy vyhodnocovány konvenčními metodami, je vše v pořádku. Tyto postupy jsou již značně propracovány a specifikovány normami. U nás se touto problematikou zabývá norma ČSN EN60270. Z hlediska sledované šířky pásma jsou touto normou definovány různé typy přístrojů. Kromě klasických metod norma dále připouští použití takzvaných ultra širokopásmových přístrojů. Výboje tak mohou být detekovány například pomocí osciloskopů s velmi velkou šířkou pásma nebo spektrálními analyzátory. Účelem použití je měřit tvar nebo kmitočtové spektrum impulzů proudu nebo napětí částečných výbojů v zařízeních s rozloženými parametry, jako jsou například kabely, točivé stroje nebo rozvodná zařízení [1]. V normě přitom nejsou uvedena žádná doporučení pro měřicí metody nebo šířku pásma přístrojů používaných pro takovéto výzkumné účely. Standardní řešení V případě, že chceme signál vyhodnocovat s ohledem na tvar jednotlivých pulsů, je nezbytné přenášené pásmo pokud možno neomezovat. Potřebná šířka pásma je přitom dána strmostí hran jednotlivých pulsů a může zasahovat až do oblasti GHz. To klade značné nároky na použitý typ snímače ale i na přenosový systém. Právě vliv zvoleného způsobu vyvedení signálu bývá často podceňován.
Obr. 1: Standardní připojení vazebního zařízení k měřicí aparatuře Obr. 1 znázorňuje klasické propojení vazebního zařízení resp. snímače s měřicí aparaturou. Standardně je toto propojení realizováno koaxiálním kabelem o impedanci 50 Ω.
116
Předpokladem správné činnosti je dobré impedanční přizpůsobení na straně vstupu i na straně výstupu. Na straně měřicího zařízení je přizpůsobení realizováno automaticky. Většina širokopásmových vysokofrekvenčních osciloskopů a spektrálních analyzátorů má 50 Ω vstup. Přizpůsobení na straně měřeného objektu je problematičtější a musí být realizováno vhodně navrženým dvojbranem. Relativní jednoduchost tohoto řešení má i své nedostatky: 1) Závislost útlumu na frekvenci a na délce kabelu. Při relativně nízkých kmitočtech do desítek MHz a vzdálenostech do několika málo metrů je tento jev zanedbatelný a na typu použitého koaxiálního kabelu příliš nezáleží. Pokud však uvažujeme frekvenční pásmo s šířkou několika GHz jde o vážný problém. Útlum koaxiálního kabelu s rostoucí frekvencí narůstá. V závislosti na délce kabelu je pro daný kmitočet nárůst útlumu lineární. Na obr. 2 je znázorněna frekvenční závislost útlumu vybraných typů běžně dostupných vysokofrekvenčních koaxiálních kabelů.
Obr. 2: Závislost útlumu na frekvenci u vybraných typů koaxiálních kabelů [2] Z grafu vyplývá, že použijeme li k realizaci 10 m propojení například standardní kabel typu RG58 musíme na frekvenci 3 GHz počítat s útlumem minimálně 12 dB. 2) Malá napěťová odolnost vstupu měřicí aparatury. Prakticky žádné vysokofrekvenční zařízení typu osciloskop nebo spektrální analyzátor nemá napěťovou odolnost vstupu větší než cca 5 Vpp. Dodatečné omezení přepětí ochrannými polovodičovými prvky je neúčinné a vede vždy ke zvýšení parazitní kapacity vstupu a tím deformaci frekvenční charakteristiky měřicího řetězce. 3) Nedostatečná bezpečnost obsluhy. Vyvedení signálu metalickým vedením představuje vždy potenciální riziko při poruše izolačního stavu měřeného objektu nebo při poruše vazebního zařízení. Nebezpečí pak nehrozí pouze nákladné měřicí aparatuře, ale i její obsluze. Galvanické oddělení standardními metodami zde nepřipadá v úvahu. Dostupné izolační
117
zesilovače nevyhovují požadavkům aplikace ani z hlediska velikosti potřebné galvanické bariéry ani z hlediska linearity, šíře frekvenčního pásma a velikosti dynamického rozsahu. 4) Možný vliv zemních smyček. Galvanické propojení mezi měřeným objektem a měřicí aparaturou může vést ke vzniku zemních smyček a tím k nárůstu rušení. Zemní smyčku přitom nelze jednoduše přerušit galvanickým oddělením v signálové cestě viz bod 3. Řešení optickým propojením Většinu výše uvedených problémů lze efektivně řešit propojením prostřednictvím optického kabelu. Nejjednodušší systém tohoto typu je naznačen na obr. 3. Signál je na straně měřeného objektu převeden elektro-optickým převodníkem navázaným do optického vlákna. Přenos je uskutečněn prostřednictví optického kabelu. Na konci celého řetězce se nachází opto-elektrický převodník (detektor) a měřicí aparatura.
Obr. 3: Propojení optickým kabelem při použití přímo modulovaného optického zdroje Použitím optického kabelu je zcela vyřešen problém zemních smyček a bezpečnosti obsluhy. Rušení elektromagnetickým polem na přenosové cestě je vyloučeno. Samotná délka optického kabelu neovlivňuje přenášené frekvenční pásmo. Vzdálenost měřicí aparatury od měřeného objektu může být téměř libovolná. Problémem však zůstává frekvenční rozsah celého systému. Ten je dán především použitým detektorem, ale i vysílačem optického signálu. V daném případě se jedná o přímo modulovaný světelný zdroj (nejčastěji LED nebo polovodičový laser). Takto je možné dosáhnout frekvenčního pásma cca 1 GHz.
Obr. 4: Propojení optickým kabelem při použití nepřímé modulace optického svazku
118
Řádově širšího kmitočtového pásma cca 10 GHz lze dosáhnout použitím externí modulace optického svazku. Tento systém je znázorněn na obr. 4. Výhody jmenované výše přitom zůstávají zachovány. Nevýhodou je podstatně náročnější obvodové řešení celého systému. Závěr Na Katedře technologií a měření FEL, ZČU probíhají v současné době práce na realizaci experimentálního opto-elektronického přenosového systému s externí modulací. Některé části systému už byly navrženy a zkonstruovány. Poděkování Tento článek vznikl za finanční podpory výzkumného záměru Ministerstva školství mládeže a tělovýchovy č. MSM4977751310 “Diagnostika interaktivních dějů v elektrotechnice“ Literatura 1. ČSN EN 60270 Technika zkoušek vysokým napětím – Měření částečných výbojů, Český normalizační institut, 2001 2. National Wire & Cable Inc.: Coaxial Cable Attenuation Ratings, Data Sheet, http://www.nationalwire.com 3. Senior J.: Optical Fiber Communications – Principle and Practice, Prentice Hall, England, 1992 Autor Ing. Jiří Švarný, Ph.D., Oddělení měření, Katedra technologií a měření, Fakulta elektrotechnická, Západočeská univerzita v Plzni, Univerzitní 8, 306 14, Plzeň; e-mail: [email protected]
119
Možnosti on-line měření částečných výbojů pro diagnostiku poruchy výkonových transformátorů Trnková M. – ETD Transformátory a.s. Plzeň, Trnka P. – FEL ZČU Plzeň Anotace Measurement of the partial discharges is commonly proposed method suitable for on-line monitoring of a diagnosed object. It is a method proposed for the transformer diagnostic as well as for other high voltage electrical machines and appliances. Several times in the history attempts has been made to apply partial discharges measurement in the on-line monitoring of the power transformers. Partial discharges measurement became slowly commonly used method for off-line diagnostics (final inspection, prophylaxis, etc.). However many suitable methods for on-line measurement of the partial discharges have been experimentally examined, their application is rare.
Úvod Diagnostické systémy používané v současnosti pro transformátory velkých výkonů sledují on-line řadu veličin. Běžně je sledován a diagnostikován aktuální výkon; jednotlivá napětí a jejich symetrie; sledují se Hot-Spot teplota; teploty horní vrstvy oleje; teplota oleje ve spodní části transformátoru; teplota oleje v přepínači odboček; analyzuje se proud pohonu přepínače odboček, počet sepnutí; dále je prováděna kontrola symetrie napětí na průchodkách, vlhkost oleje i papírové izolace, množství furanů C4H4O, korozívní síry Cu2S, množství a obsah plynů v oleji. Do budoucna se uvažuje o dalších veličinách. Částečné výboje ve většině případů on-line diagnostických systémů sledovány nejsou. Respektive nejsou sledovány přímo, ale nepřímo je sledovat lze a to z poměru hlavních plynů rozpuštěných v oleji. Pro běžně používané izolační tekutiny (oleje) na minerální bázi jsou známy poměry množství plynů, které se v izolační kapalině objevují při aktivitě částečných výbojů. Tato metoda má jistě své úskalí. Nerespektuje v případě vyhodnocování ostatní degradační mechanizmy izolační tekutiny a ostatních částí transformátoru. Samozřejmě nelze zjistit, kde v transformátoru k výbojům dochází. V případě použití izolační tekutiny na minerální bázi lze ale samotnou přítomnost částečných výbojů alespoň detekovat. Použitím DGA (Dissolved Gas Analyses) lze vyhodnocením jednou z mnoha metod získat informaci o přítomnosti výbojové činnosti. Často bylo navrhováno pro doplnění diagnostického systému připojení měřiče částečných výbojů přes snímací impedanci, tzv. globální metodou. Tato metoda umožňuje lepší kvantifikaci aktivity částečných výbojů v transformátoru, ale opět nedává informaci o místě a typu výbojů, protože jsou detekovány všechny výboje v celém stroji, na všech fázích a v praxi je vždy pravděpodobnost rušení od okolních zařízení, která jsou v provozu poblíž transformátoru (rozvodna, jiné transformátory, vedení vysokého napětí atd.). V případě točivých strojů (generátorů) byly vyvinuty metody pro měření a lokalizaci výbojů jako je např. otočná induktivní sonda, kapacitní drážková sonda atd., které umožňují přesnou lokalizaci zdroje částečných výbojů. Tyto metody byly vyvinuty pro točivé stroje. Bohužel pro transformátory zatím nebyla navržena metoda na jednoduchém principu, která by dokázala identifikovat typ výbojů i lokalitu výbojové činnosti. Metody měření částečných výbojů vhodné pro on-line detekci v transformátorech Z možných metod měření výbojové činnosti se obecně zatím neustálila metoda vhodná pro detekci výbojové činnosti v transformátorech a zároveň vhodná i pro lokalizaci výbojové činnosti. Zatím nebylo rozhodnuto a prokázáno, která z možných metod je nejvhodnější.
120
Jednotlivé pracovní týmy, které se touto problematikou zabývají, používají různé metody detekce. Ať už se jedná o metody založené na detekci akustických projevů použitím akustických senzorů, nebo měření vibrací nádoby způsobených výboji pomocí laseru, nebo o klasické „elektrické“ metody, vždy je řešen problém rozmístění sond v transformátoru nebo na něm a složitý model šíření projevů výbojové činnosti rozličnými prostředími s různým útlumem sledovaného projevu a různou rychlostí šíření (olej, magnetický obvod, vinutí, nádoba). Druhy výbojové činnosti transformátoru V nádobě transformátoru může obecně docházet k množství různých druhů výbojové činnosti počínaje průrazem při přepětí z vnějších příčin, přes korónu v oleji, výboje v dutinkách izolačního systému, výboje v případných vzduchových bublinkách, výbojích v sendvičové izolaci průchodek apod. V odborné literatuře [1], [2], [6], [7] se většinou vyskytují teorie podložené experimentálním měřením, založené na vnitřních výbojích v pevných izolačních systémech (a to ještě velmi problematicky) a na výbojích v plynu (vzduchu). Co se týče výbojů v plynných prostředích, zejména tedy na vzduchu, je problematika zřejmá. Pokud se vyskytuje např. klouzavý výboj na výstupu vodiče z drážky točivého stroje (generátoru) je tento děj možno za odstávky stroje měřit a studovat. Např. použitím bezkontaktního kapacitního snímače ČV lze provádět poměrně přesná měření. Co se týče studia vnitřních výbojů v pevném elektriozolačním materiálu je problematika složitější. Ve své podstatě je obtížné měřit pouze vnitřní výboje v materiálu. Pokud se zaměříme na měření na vzorcích, problematické je přivedení elektrického potenciálu, kdy elektrodový systém tvoří místo vzniku povrchových klouzavých výbojů. Samotné měření, měřící aparatura, detekuje jak zkoumané vnitřní výboje, tak povrchové výboje v plynu. Vodítkem jak rozpoznat, o který druh výbojové činnosti se jedná bývá sledování fázového rozložení výbojové činnosti. Zde porovnáním s modelovými uspořádáními se usuzuje o jaký typ výbojové činnosti se jedná. Pro zdokumentování problematiky vzniku výbojové činnosti v oleji je uveden následující popis, viz. obr 1. Obr. 1a) dokumentuje klasický příklad koróny v plynu, kdy je elektrický potenciál přiváděn na hrot a deska je uzemněna. Toto modelové uspořádání je používáno pro své charakteristické fázové rozložení výbojové činnosti. Při měření v provozu je pak fázové rozložení modelového případu používáno k identifikaci výbojové činnosti. Pokud stejné měření na modelovém uspořádání provedeme v transformátorovém oleji, získáme graf viz. Obr. 1b). Jak vidíme, s klasickou teorií vzniku koróny při záporném minimu napětí zde neuspějeme. Z fázového rozložení a dřívějších zkušeností by bylo toto fázové rozložení identifikováno jako vnitřní výbojová činnost v izolačním materiálu, kdy se již dutinky spojují v kanálky. Ovšem jedná se o hrot proti desce v oleji. Obr. 1c) ukazuje často opomíjený případ, kdy je ve vzduchu přiváděno napětí na desku a hrot je uzemněn. Jedná se o v laboratorních podmínkách nestandardní případ, ale v praxi se může snadno vyskytnout a je třeba s ním počítat. Co se stane v tomto případě v oleji dokumentuje měření na Obr. 1d). Výbojová činnost má opět zcela jiný charakter.
121
a)
b)
c)
d)
Obr. 1: Ukázka měření částečných výbojů. Typická ukázka koróny ve vzduchu (deska nulový potenciál) a), koróna v oleji (deska nulový potenciál) b), koróna ve vzduchu (hrot nulový potenciál c), koróna v oleji (hrot nulový potenciál) d). Závěr Zařazení on-line sledování částečných výbojů v diagnostických systémech transformátorů je obecně možné a žádoucí. Samotné řešení – použitá metoda měření a vyhodnocení naměřených dat je problematické. V předchozím textu jsou popsány některé aspekty problematiky měření a analýzy výbojové činnosti. Uvedeny jsou rozdíly výbojové činnosti v oleji od klasické teorie výbojové činnosti často beroucí v úvahu výbojovou činnost v plynech. Dalším aspektem je cena diagnostického systému v poměru k ceně transformátoru. Zajímavá je i statistika výskytu poruch v diagnostikovaném transformátoru ve srovnání s výskytem falešných poplachů vyvolaných nejasností diagnostických kriteriálních hodnot, nedokonalostí výpočtových modelů (např. modely pro výpočet vlhkosti v papírové izolaci, výpočet hot-spot teploty nebo výpočet zbytkové životnosti izolace). Ukazuje se, že spolehlivost transformátorů velkých výkonů mnohonásobně převyšuje spolehlivost diagnostických systémů.
122
V literatuře, jako je např. [6], [7] se autoři zabývají stejnou problematikou - tj. lokalizací míst výbojové činnosti v transformátorech. Používají odlišné metody, ovšem závěr prací je podobný – totiž, že se jedná o ještě ne zcela zvládnutou problematiku. Navíc je třeba se zabývat nejen principem měření, lokalizací, identifikací apod, ale také útlumem výbojové činnosti na cestě projevů výbojové činnosti k detekčnímu zařízení. U strojů velkých výkonů dochází k útlumu již v samotném stroji. Výboje vzniklé ve větší vzdálenosti od snímací impedance již nejsou zachyceny detekční aparaturou. Literatura 1. Morshuis, P. Partial discharge mechanism, Delft University press, 1993 2. Balogh, J. Lineárne a toroidálne induktívne sondy a ich aplikácie v elektroenergetike, disertační práce Košice 2001. 3. Kršňák, I. Detekcia čiastkových výbojov a analýza výpovedischopných veličín, disertační práce, Košice 1996. 4. ČSN EN 60270 34 5641: Technika zkoušek vysokým napětím – Měření částečných výbojů. Praha. ČSNI, 2001. 5. Bujaloboková, M., Trnka P. Detekce poruch vn strojů analýzou výbojové činnosti se zaměřením na transformátory, Advances in Electrical Engineering, 2007. 6. Jafari A.M., et al. Investigating Practical Experiments of Partial Discharge Localization in Transformers using Winding Modeling, IEEE Transaction on Dielectrics and Eletrical Insulation, Vol. 15, No 4. August 2008. 7. Judd, M. D. et al. Partial Discharge Monitoring for Power Transformers using UHF Sensor, IEEE Electrical Insulation Magazine, Vol. 21, No. 2., March/April 2005, pp. 514, ISSN 0883-7554. 8. Strehl T. On and Off-Line Measurement Diagnostics and Monitoring of Partial Discharges on High-Voltage Equipment, HV Testing, Monitoring and Diagnostics Workshop, September 2000, Alexandria, Virginia, USA. Poděkování Tato práce byla podpořena výzkumným záměrem Ministerstva školství, mládeže a tělovýchovy České Republiky, MSM 4977751310 – Diagnostika interaktivních dějů v elektrotechnice. Autoři Ing. Magdaléna Trnková, Ph.D.; ETD Transformátory a.s., Zborovská 22/54; 301 00 Plzeň; e-mail: [email protected] doc. Ing. Pavel Trnka, Ph.D.; Katedra technologií a měření, Fakulta elektrotechnická, Západočeská univerzita v Plzni; Univerzitní 8, 306 14 Plzeň; e-mail: [email protected]
123
Diagnostika prachových částic z vnitřního prostoru elektrického stroje Veselka F. – FEKT VUT Brno Abstract This article deals with the particulate problematic especially for inner area of electrical machines. The circumstances in the traction machine are studied. The level of the pollution is analyzed by the influence of the dust from surrounding and wear of the sliding contact.
Úvod Jednou z možností, vedoucí ke snížení poruchovosti elektrických strojů, je eliminace prachu a vlhkosti z vnitřních prostorů těchto strojů. Vzhledem k tomu, že u komutátorových strojů mohou být hmotné nečistoty různého původu, je žádoucí provedení jejich kvantitativní a kvalitativní analýzy některou z moderních analytických metod. Ty se vyznačují vysokou citlivostí, často vysokou selektivitou a sníženým vlivem subjektivních faktorů. Praktická realizace analýzy Analýza byla prováděna u trakčních motorů, které jsou v provozu vystaveny extrémním pracovním podmínkám. Nečistoty byly ze strojů odebrány mechanickými prostředky (za použití nože, kartáče, obr.1). [1]
Obr.1: Znázornění nečistot získaných z vnitřních částí stroje. Rozsah prováděné analýzy zahrnoval: − posouzení nečistot metodou RTG fázové analýzy, − posouzení váhového zastoupení hlavních převažujících nečistot s využitím RIETVELD analysis programu. Analýza tedy zahrnovala všechny nezbytné části pro kvalitativní a kvantitativní posouzení nečistot. Vzorky byly odebrány z těch míst, ve kterých dochází nejčastěji k poruchám el. strojů. Posuzování chemického složení nečistot metodou RTG fázové analýzy vyžadovalo jemné rozdrcení částí vzorku na jemný prášek. Ten se poté nasypal na standardizovanou podložku kruhového tvaru a poté se umístil do zkušebního zařízení. Analyzovány byly prachové částice z vnějších a vnitřních částí strojů. Standardy byly čerpány z databáze ICSD (Inorganic Crystal Structure Databáze). Výsledky analýzy byly znázorněny graficky v grafu závislosti počtu pulzů za sekundu na velikosti difrakčního úhlu. Ke specifikaci zastoupení jednotlivých prvků bylo využito databáze PDF 2 (Powder Difraction Fille). Výsledky jsou uvedeny na obr. 2.
124
Obr. 2: Ukázka zastoupení jednotlivých prvků a sloučenin ve vzorku č.1, odebraném z povrchu statoru stroje. Legenda: M - program, P - vstupní naměřená data Shrnutí dosažených výsledků Dosažené výsledky byly posuzovány s ohledem na potřebu upřesnění struktury a „kvality“ nečistot. Přehled zastoupení jednotlivých prvků a sloučenin v jednotlivých vzorcích je uveden v tab. 1. Tab.1: Zastoupení jednotlivých prvků a sloučenin v jednotlivých zkoumaných vzorcích. vzorek č. zastoupení jednotlivých sloučenin 1 SiO2 C Cu2O NaAlSi3O8 2
SiO2 C
BaSO4; Zr3O; ZnO, TiO2
3
SiO2 C
4
SiO2 C Cu2O CaCO3 (Na, Ca)Al(Si, Al)3O8
5
SiO2 C Cu2O
6
SiO2
TiO2; ZnSnP2; CuF2
7
SiO2 C
Ca-Mg-Al-Si-O; C6H4BrO9
8
SiO2 C
CaCO3 NaAlSi3O8
Ca-Mg-Al-Si-O; K(AlFeLi)(Si3Al)O10(OH)F
NaAlSi3O8
CaCO3
125
Pro jednotlivé vzorky uvést, že např.: − vzorek č.1 obsahuje nečistoty z povrchu statoru stroje, − vzorek č.2 obsahuje nečistoty vypadnuvší zevnitř statoru stroje, − vzorek č.3 tvoří nečistoty ze zadního ložiskového štítu stroje, − vzorek č.4 tvoří nečistoty z vnitřního povrchu štítu stroje, − vzorek č.5 obsahuje nečistoty z příruby měchu stroje, − vzorek č.6 obsahuje nečistoty z boků hlavních pólů stroje, − vzorek č.7 je tvořen nečistotami z vnitřní strany pomocného pólu stroje, − vzorek č.8 je tvořen nečistotami z vnitřního prostoru vinutí rotoru stroje. Posouzení nečistot metodou RTG fázové analýzy Měření bylo provedeno v röentgenové laboratoři OSFA ÚMVI FME VUT v Brně panem RNDr. A. Buchalem, CSc. Grafický výstup zahrnuje následující posloupnost informací: − na svislé ose o počtu pulzů za sekundu (counts/s), − na vodorovné ose o velikosti difrakčního úhlu °2θ (Theta), − ve spodní části je uveden přehled dominantních prvků a sloučenin zastoupených ve vzorku s uvedením jemu odpovídajících difrakcí, − v pravém horním rohu jsou pak uvedeny jednotlivé prvky a sloučeniny s vyznačením: M − makro - název programu, který byl použit, P − piky - vstupní data, B − pozadí - polynom, který má tvar sestupné křivky a indikuje pozadí, R − standard. Pro jednotlivé zkoumané vzorky lze získat následující strukturu prvků a sloučenin, jejichž zastoupení je znázorněno na obr. 4.2 s vyznačením jednotlivých míst ve výkresu sestavení trakčního motoru. Posouzení váhového množství hlavních převažujících nečistot s využitím RIETVELD analysis programu Ukázka výpisu výsledků z programu RIETVELD analysis je uvedena v [2]. Výpis výsledků je podrobný a rozsáhlý. Zahrnuje např. tyto informace: datum a dobu provádění analýzy, specifikaci vzorku, vstupní údaje vstupního Fille, údaj o vyosení vzorku, jednotlivé fáze ( zda se jedná o kysličník křemičitý, uhlík, apod.), kódování proměnných, parametry mřížky, reziduální chybu, kvantitativní analýzu a kontrolní graf. Pro lepší názornost je možno dosažené výsledky znázornit ve výkresu sestavení daného stroje, jak je uvedeno na obr.3. Závěr Prováděnou analýzu lze považovat vždy za unikátní, neboť studium nečistot nebylo doposud tímto způsobem prováděno. Lze konstatovat, že: − ve vnitřních prostorách trakčních motorů se v ojedinělých případech nacházejí nečistoty větší než 2,5 mm a motor nasává i stříkající vodu, − ze zastoupení jednotlivých prvků a sloučenin převažuje v tomto případě SiO2 a C spolu s dílčími organickými nečistotami,
126
−přehled procentuálního váhového zastoupení jednotlivých komponent např. potvrdil největší zastoupení SiO2 (36,67÷87,63) %, C (0,76÷39,23) %, albitu (9,19÷15,27) % aj.
Obr.3: Výkres sestavení trakčního motoru s vyznačením zastoupení dominantních prvků a sloučenin v odebraných nečistotách. Legenda: 1- rotor, 1a- vinutí, 2- ložisko přední, 3- ložisko zadní, 4- hlavní pól, 5- cívka pomocného pólu, 8,9- kartáče, 10- podpěrný izolátor, 11- víko, 14- vývody kartáčů Zastoupení uhlíku, který je produktem opotřebovávání kartáčů při provozu stroje, tím potvrzuje významnou roli kluzného kontaktu na elektrické parametry stroje. Křemík, zejména svou geometrií, významným způsobem ovlivňuje degradaci izolačního systému stroje. Poděkování Tento příspěvek vznikl i díky podpoře grantových projektů č. 102/08/1118 „Inteligentní diagnostika el. strojů“ a MSM 002 16 305 16 „Zdroje, akumulace a optimalizace využití energie v podmínkách trvale udržitelného rozvoje“. Literatura 1. Veselka F.: Analýza zastoupení jednotlivých prvků a sloučenin ve vzorcích nečistot z trakčních motorů TE - 022, TZ 1001/5, Brno 2005 2. Buchal A.: Výsledky z programu RIETVELD analysis. Brno 2005 Autoři Doc. Ing. František Veselka, CSc.; Ústav výkonové elektrotechniky a elektroniky, Fakulta
elektrotechniky a komunikačních technologií, Vysoké učení technické v Brně; Technická 8, 616 00 Brno; e-mail: [email protected]
127
Frekvenční charakteristiky senzorových struktur na bázi organických materiálů v závislosti na relativní vlhkosti Blecha T. – FEL ZČU Plzeň Anotace Interdigital structure with thin film sensitive organic layer can be used for gas or vapour sensors. This structure with sensitive layer has capacitive character where the influence of gas and vapour causes the change of its capacitance and dissipation factor. Gas or vapour concentration is possible to evaluate from signal analysis in frequency domain. Interdigital structure can be included in the resonance circuit and then the gas or vapour concentration is possible to determine from resonance curves evaluation. The next possible method is spectral analysis of the interdigital structure where the concentration can be determined from spectrum evaluation. This article describes methods of relative humidity detection from resonance curves and spectral analyses and presents many experimental results as well.
Úvod Pro chemické a biochemické senzory je nejčastěji základem interdigitální struktura [2,3]. Základní uspořádání interdigitální struktury je uvedeno na obrázku 1. Uvedenou strukturu lze nahradit náhradním paralelním zapojením odporu Rx a kapacity Cx (obr.2). Interdigitální struktura má tedy kapacitní charakter s určitým svodovým odporem [1,4]. Senzorických vlastností je dosahováno nanesením tenkých organických polymerních vrstev na interdigitální elektrody. Působením plynů nebo par na nanesený polymer dochází ke změně kapacity nebo svodového odporu celé struktury. Výběrem vhodného polymeru a metody vyhodnocení změny kapacity nebo svodového odporu lze následně určit koncentraci plynu nebo páry. Jelikož celá struktura vykazuje určitou kapacitu (pF), nabízí se možnost vytvoření rezonančního obvodu. Rezonanční metodu je možné použít za předpokladu, že vlivem působením plynu nebo páry na polymerní senzorickou vrstvu dojde k dostatečné změně kapacity interdigitální struktury. Další možnost představuje spektrální analýza založená na vyhodnocování frekvenčních odezev struktury.
Obr. 1: Čistá interdigitální struktura a struktura s polymerní senzitivní vrstvou.
Obr. 2: Náhradní schéma interdigitální struktury.
Rezonanční metoda Pro vytvoření rezonančního obvodu s interdigitální strukturou je nutné nalézt vhodnou indukčnost. Hodnota indukčnosti ovlivní hodnotu rezonanční frekvence. Kapacita interdigitálního systému je poměrně malá (pF) a v případě rezonanční frekvence v oblasti kHz je nutné použít cívku s indukčností řádově desítky mH. Takto vysokou indukčnost lze
128
realizovat cívkami s jádrem. Tyto cívky jsou však poměrně rozměrné a mohou bránit v další integraci senzorů. Dalším důležitým faktorem je činitel jakosti cívky, který ovlivňuje strmost rezonanční křivky, a tím i citlivost systému na změnu koncentrace plynu nebo páry. Z hlediska konstrukce je možné využít sériovou nebo paralelní rezonanci. K testování byly použity interdigitální struktury na keramickém substrátu se šířkou mezery mezi interdigitálními elektrodami 30 μm. Kapacita této struktury bez senzitivní polymerní vrstvy je 10 pF (pro 25 °C a 50% RH). Z důvodu požadavku rezonanční frekvence v pásmu 10 - 1000 kHz byla zvolena cívka s indukčností 10 mH. K ověření výše uvedených teoretických předpokladů pro vyhodnocení koncentrace plynů pomocí rezonančního obvodu byly vytvořeny testovací vzorky s různou organickou polymerní vrstvou (tab. 1). Měření rezonančních charakteristik bylo provedeno pro paralelní rezonanční obvod z důvodu lepší strmosti charakteristik. Jednotlivé vzorky byly umístěny v mlžné komoře s proměnou vlhkostí v rozsahu 30-80 %. Teplota byla udržována konstantní na hodnotě 30 °C. Měření impedance bylo provedeno pomocí RLC můstku ve frekvenčním pásmu 10 kHz až 1 MHz.
vzorek 1 vzorek 2 vzorek 3 vzorek 4 vzorek 5 vzorek 6 vzorek 7
typ organického polymeru DPP 1092/382 + H2O JH024 (coreshell) JH00I (coreshell) JH00E (mikrogel) JH022 (mikrogel) ftalocyanin Ni 1044/320/1 + H2O ftalocyanin Al 1074/282 + H2O
Tab.1: Testované vzorky s organickými polymery.
100000
1000000
RH 30% RH 40% RH 50% RH 60% RH 70% RH 80%
impedance (Ω)
impedance (Ω)
1000000
10000
1000 100000
200000
300000
100000
10000
1000 100000
400000
frequency (Hz)
RH 30% RH 40% RH 50% RH 60% RH 70% RH 80%
200000
300000
400000
frequency (Hz)
Obr. 3: Rezonanční charakteristiky pro vzorek 1.
Obr. 4: Rezonanční charakteristiky pro vzorek 6.
Na obrázku 3 je uveden výřez naměřených rezonančních charakteristik pro různou relativní vlhkost pro vzorek 1. Z charakteristiky je patrné, že vlivem vlhkosti dochází jen k malým změnám kapacity interdigitální struktury, a tím i k malé změně rezonanční frekvence. Výraznější změny nastávají v absolutní hodnotě impedance rezonančního obvodu. Vlivem větší relativní vlhkosti dochází ke zmenšení strmosti rezonanční charakteristiky. Tato změna strmosti je způsobena změnou jakosti rezonančního obvodu. Na obrázku 4 je průběh závislostí impedance na frekvenci pro různé hodnoty relativní vlhkosti vzorku 6. Tento vzorek vykazuje již změny kapacity v závislosti na relativní vlhkosti a dochází tak ke změně rezonanční frekvence. Se změnou rezonanční frekvence dochází také ke změně strmosti
129
rezonančních charakteristik. Vlivem vyšší relativní vlhkosti se mění amplituda impedance pro rezonanční frekvenci, avšak pro relativní vlhkost 70 až 80 % je strmost charakteristik tak nízká, že nelze přesně určit rezonanční frekvenci. Pro vzorky 2-5 nedošlo k žádné změně rezonanční frekvence ani strmosti rezonančních charakteristik v závislosti na relativní vlhkosti. Spektrální analýza Pro analýzu chování interdigitálního systému ve frekvenční oblasti lze využít spektrální analyzátor s tracking generátorem. Tracking generátor je rozmítaný generátor v definovaném kmitočtovém pásmu. Jestliže tento generátor bude tvořit vstup interdigitální struktury, pak na výstupu je připojen spektrální analyzátor (obr. 5). Výstupem analyzátoru je frekvenční odezva interdigitální struktury. Testování bylo provedeno pro vzorky uvedené v tabulce 1. Nastavení tracking generátoru bylo v rozsahu 20 kHz až 200 MHz. Měření jednotlivých spekter interdigitální struktur bylo provedeno pro relativní vlhkosti v rozsahu 30-80 % při konstantní teplotě 30 °C.
Obr. 5: Sériové zapojení interdigitální struktury s tracking generátorem a spektrálním analyzátorem. 1,00E+04 0
1,00E+05
1,00E+06
1,00E+07
1,00E+08
1,00E+04 0
1,00E+09
1,00E+06
1,00E+07
1,00E+08
1,00E+09
-10
magnitude (dB)
-10
magnitude (dB)
1,00E+05
-20 -30 -40 -50 -60
frequency (Hz)
RH 30% RH 40% RH 50% RH 60% RH 70% RH 80%
-20 -30 -40 -50 -60
frequency (Hz)
Obr. 6: Frekvenční odezva pro vzorek 6.
RH 30% RH 40% RH 50% RH 60% RH 70% RH 80%
Obr. 7: Frekvenční odezva pro vzorek 7.
U vzorků 1-5 nebyly zjištěny výrazné změny frekvenčních odezev v závislosti na relativní vlhkosti. Malé změny amplitudy frekvenčních odezev v závislosti na relativní vlhkosti byly zjištěny u vzorku 6. K nejvýraznější změně dochází v rozsahu 400 – 600 kHz (obr. 6). Z hlediska frekvenčního přenosu dochází pro toto frekvenční pásmo k největšímu útlumu přenášených signálů. Vlivem relativní vlhkosti dochází k postupnému snižování útlumu přenášeného signálu a k posunu tohoto minima k nižším frekvencím. Na základě těchto frekvenčních odezev by bylo možné detekovat úroveň koncentrace plynu nebo páry ve frekvenčním pásmu 400 – 600 kHz. U vzorku 7 byla již zjištěna výrazná závislost amplitudy a tvaru frekvenční odezvy na hodnotě relativní vlhkosti (obr. 7). Největší změny jsou
130
dosahovány opět ve frekvenčním pásmu 400 - 600 kHz. Tato změna dosahuje až 55 dB v rozsahu relativní vlhkosti 30 - 80 %. Výrazná změna umožňuje poměrně přesné určení koncentrace působícího plynu nebo páry. Kromě změny amplitudy dochází také ke změně tvaru frekvenční odezvy, kdy dochází k mírnému posunu charakteristik směrem k nižším frekvencím v závislosti pro vyšší hodnoty relativní vlhkosti. Z uvedených průběhů je zřejmé, že je možné pro vzorek 7 použít spektrální analýzu k vyhodnocení koncentrace plynů a par. Závěr Byla provedena analýza možností vyhodnocení koncentrací plynů a par pomocí rezonančního obvodu a spektrální analýzy. Na základě vyhodnocení experimentů je možné konstatovat, že rezonanční metoda je vhodná pouze pro určité organické polymerní senzitivní vrstvy. Pouze u vrstev 1 a 6 (tab. 1) dochází k malé změně kapacity vlivem působení relativní vlhkosti. U těchto vrstev pak dochází k malé změně rezonančních kmitočtů. Působením vlhkosti zároveň dochází ke změně strmosti rezonančních charakteristik, tím je snížena přesnost vyhodnocení pro vyšší hodnoty relativní vlhkosti. Tato metoda je vhodná pouze pro organické polymery, které vykazují vlivem změny koncentrace plynů a par výraznější změny kapacity interdigitálního systému. Zároveň však nesmí docházet ke změně jakosti rezonančního obvodu. Kromě rezonančního obvodu je dále možné pro některé typy organických polymerů využít spektrální analýzu. Během této metody se analyzuje změna amplitudy a tvaru frekvenční odezvy interdigitálního systému. Z naměřených dat je patrné, že tato metoda je vhodná pouze pro některé typy polymerů. Nejvýznamnější změny ve frekvenčních odezvách bylo dosaženo u vzorku 7. U ostatních vzorků nedochází k žádným změnám nebo jen k nepatrným změnám v amplitudě. Tento příspěvek vznikl s podporou Ministerstva školství mládeže a tělovýchovy v rámci řešení výzkumného záměru č. MSM4977751310 „Diagnostika interaktivních dějů v elektrotechnice“. Literatura 1. Blecha, T.; Čengery, J.; Hamáček, A.; Heindl, K.; Kašpar, P.; Řeboun, J.; Skočl, V.: Sensor's signal processing based on interdigital system with polymer nanofilm. Výzkumná zpráva, ZČU, 2006 2. Alley, G. D: Interdigital Capacitors and Their Application to Lumped-Element Microwave Integrated Circuits, IEEE Transactions on Microwave Theory and Techniques, Vol. MTT-18, No. 12, 1970 3. Göppel, W.; Hesse, J.; Zemel, J.N.: Sensors, Volume 3 – Chemical and Biochemical Sensors. VCH Weinheim,1992, ISBN 3-527-26769-7 4. Vaniš, P.: Zpracování signálu senzorů na bázi interdigitálního systému pro detekci plynů. Diplomová práce, ZČU, 2008 5. Blecha, T.; Čengery, J.; Hamáček, A.; Heindl, K.; Kašpar, P.; Řeboun, J.: Diagnostika elektrických parametrů senzorů vlhkosti. Výzkumná zpráva, ZČU, 2006 Autoři Ing. Tomáš Blecha, Ph.D.; Oddělení technologie elektroniky, Katedra technologií a měření, Fakulta elektrotechnická, Západočeská univerzita v Plzni; Univerzitní 8, 306 14 Plzeň; e-mail: [email protected]
131
Polymerní nanokompozitní dielektrika Boček J., Mentlík V. – FEL ZČU Plzeň Anotace This paper contains basic information on the potential use of these materials in power engineering. Polymeric composite dielectrics filled with micro-particles are well tried materials in power engineering. Evaluation of nanofiller properties and their application in new insulating systems is a logical next step. It is also the first move towards practical sample testing, which is planned for the near future. In nanometre sizes, material properties are dramatically changing. Macroscopic materials as such cease to play the main role and phase interferences are becoming determinant. We are only at the beginning of this new material research. However, nanomaterials have already found a number of applications and it is expected that this number will rapidly grow in the future.
Nanokompozitní polymerní dielektrika se obvykle skládají z matrice a plniva. Mezi nejčastěji používané matrice můžeme zařadit některé druhy polyetylénů, polyamidů, polypropylénů, EVA kopolymer a epoxidové nebo silikonové pryskyřice. Je známo mnoho druhů nanoplniv, ale nejčastěji se lze setkat s SiO2, TiO2, Al2O3, ZnO, vrstvenými silikáty, montmorilonitem či více komplikovanými částicemi (např. uhlíkové nanotrubky, POSS). Plnění většiny těchto systémů nepřekračuje 10 % hmotnostních. Většina částic má též alespoň jeden rozměr menší než 30 nm. Zásadním aspektem ovlivňujícím funkční vlastnosti celého kompozitního systému je způsob začlenění nanočástice do matrice. Velkou roli proto hraje úprava povrchu nanočástic. Mezi sloučeniny, kterými je modifikován povrch nanočástic patří například trichlórmetan, vinil- a amino-silan. Dalším velmi důležitým krokem při přípravě nanokompozitů je odstranění nečitot a zbytkových sloučenin předchozích chemických reakcí. Mnoho problémů též přináší snaha o rovnoměrné rozptýlení nanočástic v matrici. Působení nanoplniva na mechanické vlastnosti se projeví vlivem jak plniva, tak matrice. Obecně lze předpokládat, že role matrice se zvyšuje s klesajícím plněním. Zvýšení tuhosti u nanokompozitů lze vysvětlit několika mechanizmy. Hlavní příčinou ztužení je náhrada části nízkomodulové matrice vysokomodulovým plnivem. Strmost růstu modulu pružnosti s obsahem plniva je dána především tvarem a velikostí částic s poměrně malým vlivem vlastního modulu pružnosti plniva. U plniv, která nemůžeme považovat za izometrická (pokud mají částice jiný tvar než kulový), se především při plnění nad 20 % hm. objevuje výrazný vliv orientace jejich částic. Ten je výraznější než vliv orientace struktury polymerní matrice. U takových kompozitů roste modul pružnosti s obsahem plniva rychleji, než u kompozitů s izometrickými částicemi. Pokud je velikost částic větší než 500 nm, ztužení matrice v důsledku snížení segmentální pohyblivosti řetězců v blízkosti povrchu částic plniva (při běžném plnění) nehraje hlavní roli. U vysoko plněných polymerů s plněním nad 40 % objemových nabývá tento efekt na významu. Pokud je velikost částic menší než 500 nm, pak se hlavním působícím mechanizmem stává v důsledku vysokého vnitřního povrchu mezi plnivem a matricí (>50 m2/g) efekt imobilizace segmentů polymerních řetězců interakcemi s povrchem plniva. Tento jev je jedním z vysvětlení vysokého relativního nárůstu modulu pružnosti již při velmi malém obsahu nanoplniva. Je ovšem třeba poznamenat, že tento jev nebyl zatím plně popsán, a to ani v teoretických či praktických pracích. [3]
132
Očekávané přínosy vlastností nanočástic spočívají v jejich velkém povrchu (v poměru k objemu). Tato vlastnost má zásadní vliv na výsledné parametry celého systému nanoplnivo – matrice. Naším cílem je nalézt takové změny vlastností v důsledku nanoplnění, které by mohly přinést zlepšení parametrů materiálů (zvláště dielektrik) užívaných v silnoproudé elektrotechnice. V následujícím stručném přehledu jsou uvedena některá publikovaná zlepšení funkčních vlastností, která lze považovat za přínosná. Elektrická pevnost je jedním z nejdůležitějších parametrů dielektrik. Bylo dokázáno [1,2], že po přidání 5 % hm. SiO2 do základní PE matrice došlo k vzrůstu elektrické pevnosti ve srovnání s neplněným polymerem. Výsledky nejsou u všech polymerů jednoznačné (např. polyamid, epoxidové pryskyřice a EVA kopolymer) či jednoduše popsatelné. Velmi nadějné výsledky byly získány při měření na nanokompozitním systému epoxid – směsné (nano- a mikro-) křemičité plnivo, nazývané NMMC. Toto zlepšení se dá zjednodušeně vysvětlit zpomalením růstu a zvýšeným větvením elektrických stromečků na rozhraních nanoplniva. Permitivita a tg δ se plněním polymerních systémů anorganickými plnivy s rozměry (v řádu mikrometrů) v desítkách objemových procent obvykle zvyšují. Toto chování je možno vysvětlit mezivrstvovou polarizací, neboť plniva obvykle mají vyšší permitivitu než neplněné polymery. S tím je spojen i vzrůst ztrátového činitele tg δ. Nicméně, polymerní kompozitní systémy plněné nanočásticemi (přibližně do 10 % hm.) mohou přinést i snížení permitivity. Tento jev je silně závislý na obsahu nečistot a dalších cizorodých látek, jejichž původ je nejčastěji spojován s přípravou daného materiálu. Zvýšená odolnost proti působení částečných výbojů byla pozorována v nanokompozitních systémech na bázi polyamidu, EVA kopolymeru a epoxidových pryskyřic. V případě nanoplněné silikonové pryže byl zaznamenán pokles erodovaného objemu. Mezi faktory zodpovědné za toto chování můžeme například zařadit vliv vzájemného působení mezi plnivem a matricí, volný objem mezi částicemi nebo morfologii meziplnivového prostoru. Do výčtu dalších zaznamenaných a očekávaných vlastností můžeme zahrnout pokles vodivostního proudu v závislosti na čase a teplotě či vzrůst teploty dekompozice. Toto chování bylo pozorováno v mnoha kompozitních systémech, zvláště však v polyetylénových a polypropylénových. [1, 2, 4]
133
Nejčastěji zkoumané epoxidové nanokompozitní systémy jsou na bázi epoxidové pryskyřice DGEBA (diglycidyl ether bisfenolu A) [1,2]. Tab. 1: Vybrané dříve zmiňované epoxidové nanokompozitní systémy [1,2]
1
2
Epoxid
Plnivo
Plnění
Úprava
Závěry
bisephenol-A
TiO2, 15 nm, jehlicovitý tvar SiO2, 12 nm, kulový tvar SiO2, 40 nm, kulový tvar nanorozměrný vrstvený silikát, interkalovaný
5% hm.
neznámá
vyšší odolnost proti částečným výbojům
vrstvený silikát (OMLS)
5% hm.
vrstvený silikát modifikovaný quaternary alkyl ammonium ionty
diglycidyl ether of bisephenol-A acid anhydride EPON 828
3
4
Jeffamine D400 aliphatic diamine DGEBA (diglycidyl ether bisphenolu A)
OMLS + mikrooxid křemičitý 1,8% OLMS + 63,5% hm. (křemen) NMMC
6
biphenol epoxid
nižší tepelná roztažnost zvýšení doby do průrazu
trisilanolphenylPOSS [EN]
5% hm.
neznámá
vrstvený silikát
cca 1% hm. (viz text)
ošetřeno organickým interkalantem
zvýšená odolnost proti působení částečných výbojů
oxid hlinitý, 13 nm
1, 5% hm.
neznámá
změny v rozložení tg δ v závislosti na teplotě a frekvenci
neznámá
vzrůst doby do průrazu pokles permitivity při nižších frekvencích snížení prostorového náboje
anhydride-type low molecular weight diglycidyl ether bisphenol-A methyl 5 hexahydrophthalic anhydrite tetraethylammonium bromide (TEAB)
vzrůst průrazného napětí u NMMC
jíl (vrstvené silikáty)
10 % hm. (TiO2)
TiO2, 23 nm
zlepšení odolnosti proti koroně (ve srovnání s čistým epoxidem)
První orientační měření elektrických vlastností byla na našem pracovišti provedena na vzorcích získaných z Ústavu makromolekulární chemie Akademie věd, s nímž byla navázána spolupráce. Velikost těchto vzorků byla 45x45x0,5 mm. Byly použity dva typy tvrdidel a jako základ výše zmiňovaná epoxidová pryskyřice DGEBA. V závislosti na použitém tvrdidle byly vzorky buď v kaučukovitém nebo pevném stavu. Nejprve proběhla stejnosměrná měření absorpčních a resorpčních proudů. Z výsledků byly vypočteny polarizační indexy. Tento experiment probíhal při napětí 100 V a normálních
134
podmínkách okolí. Dále proběhla střídavá měření ztrátového činitele tg δ a byla také dopočtena permitivita. Vzhledem k tomu, že se jednalo o první ověřovací sérii měření, nebyla kvalita povrchů vzorků příliš dobrá. To je důvodem k tomu, aby kompletní výsledky byly zveřejněny až po doměření a zpracování výsledků všech vzorků. Závěrem lze říci, že polymerní nanokompozitní dielektrika jsou slibnými materiály pro silnoproudou elektrotechniku. Proto chceme v započaté práci pokračovat vyhledáváním nových vhodných materiálů pro tyto účely. Problémem bádání v oblasti nanotechnologií je jejich značná interdisciplinarita a také vysoké ceny vybavení a materiálů, zvláště nanoplniv. Též je nutné objasnit a pochopit vzájemné působení mezi nanočásticemi a polymerovou matricí. Toto vzájemné působení závisí na druhu materiálu nanočástice a samotného základu, fyzikálních a chemických vlastnostech jejich povrchů, druhu vazeb přemosťujících anorganické a organické látky (chemicky i fyzicky), druhů a obsahu kompatibilizérů nebo disperzantů. Pozornost je také nutné věnovat sledování změn v mechanických a tepelných vlastnostech těchto materiálů. Literatura 1. 2005 Annual Report Conference on Electrical Insulation and Dielectric Phenomena. [s.l.]:[s.n.], c2005. 732s. ISBN 0-7803-9258-2 2. Conference Record of the 2006 IEEE International Symposium on Electrical Insulation. Toronto : [s.n.], c2006. 564 s. ISBN 1-4244-0334-0 3. JANČÁŘ, J.: Úvod do materiálového inženýrství polymerních kompozitů. 1.vyd. Brno: Vysoké učení technické v Brně, 2003. 194 s. ISBN 80-214-2443-5. 4. BARABASZOVÁ, K.: Nanotechnologie a nanomateriály. 1. vyd. Ostrava : VŠB, 2006. 158 s. 5. BOČEK, J., MENTLÍK, V.: Aspekty užití nanokompozitních dielektrik. In Diagnostika '07. Plzeň : ZČU, 2007. s. 314-317. ISBN 978-80-7043-557-1. 6. BOČEK, J.: Vliv polymerních nanokompozitních dielektrik na elektrické vlastnosti. In FEI STU. Dielektrické a izolačné systémy v elektrotechnike a energetike. Bratislava : STU, 2008. s. 125-128. ISBN 978-80-227-2933-8. Práce vznikla v rámci řešení výzkumného záměru MSM 4977751310 - Diagnostika interaktivních dějů v elektrotechnice - řešeného na pracovišti autorů. Autoři prof. Ing. Václav Mentlík, CSc.; Oddělení elektrotechnologie, Katedra technologií a měření, Fakulta elektrotechnická, Západočeská univerzita v Plzni; Univerzitní 8, 306 14 Plzeň; e-mail: [email protected]
Ing. Jiří Boček; Oddělení elektrotechnologie, Katedra technologií a měření, Fakulta elektrotechnická, Západočeská univerzita v Plzni; Univerzitní 8, 306 14 P Plzeň; e-mail: [email protected]
135
Měření tvrdosti výplňové směsi pro silové kabely Burget D., Tůmová O. – FEL ZČU Plzeň Anotace The contribution deals with some issues of measuring the filling compound material for insulated cables with concentric copper conductor and counter helix. The advantages and disadvantages of two measuring methods of hardness are mentioned. The purpose of measuring is to investigate the connection between the input (primary commodities) and output (resistance of material to indentation as the material characteristic) in the analysis of response surface design.
Úvod Tento příspěvek sumarizuje výsledky experimentu měření tvrdosti konkrétního typu výplňové směsi (dále jen VS), která byla navržena se specificky upravenými technologickými vlastnostmi pro silové kabely typu NYCWY a NAYCWY. V praxi se produkce této VS pohybuje v jednotkách kt ročně. VS se používá při výrobě kabelů k vyplnění prostoru uvnitř kabelu nebo k zaoblení svazku, což zjednodušuje následnou manipulaci a další kroky výroby, zejména rovnoměrné a hospodárné nanesení pláště. Při výrobě VS pro kabely s koncentrickým nulovým vodičem je nutné volit technologické vlastnosti směsi tak, aby při její extruzi a následném pokládání koncentrického vodiče na extrudovanou vrstvu se jednotlivé žíly koncentrického vodiče v určité míře vtlačily do vrstvy VS, a nedocházelo tak k jejich posuvu po obvodu duše kabelu. Kromě tvrdosti jsou důležité vlastnostmi také hustota a viskozita. VS je termoplastický elastomer, jehož tvrdost je výrazně ovlivněna teplotou okolního prostředí. Pro zkoumání vlivu vstupních surovin na výslednou tvrdost materiálu je nezbytně nutné udržet okolní teplotu pokud možno konstantní. Problém s kolísáním teploty v laboratoři lze částečně eliminovat při použití rychlé měřicí metody, jakou je např. Shore. Měření v mezinárodních jednotkách tvrdosti pryže IRHD klade vysoké nároky na čas. Při velkém počtu měření se prakticky nelze vyhnout problémům s kolísáním teploty v laboratoři. Měření tvrdosti metodami Shore a IRHD Dle [2] je tvrdost definována jako odpor materiálu proti použitému vtlačování. Je měřena dle hloubky vtlačení hrotu indentoru pod specifikovanou silou. Výsledek měření závisí mimo jiné na těchto faktorech: ¾ viskoelastických vlastnostech materiálu, ¾ tloušťce zkoušeného tělesa, ¾ geometrii zkušebního hrotu tvrdoměru a použitém tlaku, ¾ časovém úseku, ve kterém se tvrdost zaznamenává, ¾ teplotě okolního prostředí a teplotě vzorku, ¾ použité měřicí metodě. Pro měření metodou Shore byla použita stupnice A, tedy normální rozsah tvrdosti, viz Obr. (1) a vzorky o tloušťce 6 mm. Zkouška spočívá v měření hloubky vniku specifikovaného zkušebního hrotu tvrdoměru (u typu A je hrot tvrdoměru kuželový) do materiálu za stanovených podmínek. Podrobné specifikace jsou uvedeny v [3].
Obr. 1 Rozsah použití metody Shore A pro měření tvrdosti materiálu
136
Přesnější metoda IRHD eliminuje lidský faktor. Chyba operátora je v případě použití ručního přístroje Shore A způsobena zejména tím, že nelze zcela přesně dodržet časový interval pro odečtení hodnoty. Rovněž přítlačná síla se může mezi jednotlivými měřeními lišit a je ovlivněna operátorem. Přístroj IRHD Micro Compact II pro měření metodou IRHD eliminuje lidský faktor. Metoda poskytuje přesnější výsledky za cenu výrazně delší doby měření v řádech minut pro jeden údaj. Dle typu měřicího přístroje byla použita metoda M (mikro), která odpovídá normální zkušební metodě N (normální zkouška tvrdosti). Rozsahy stupnice ilustruje Obr. (2). Tato zkouška spočívá v měření rozdílu mezi hloubkou vtlačení indentoru do materiálu při malé kontaktní síle a velké celkové síle vyvinuté v průběhu měření. Vzhledem k různým tvarům indentorů jsou obě metody ve většině případů vzájemně nesrovnatelné. V případě metody Shore A je tvar kuželový, u metody IRHD je hemisférický.
Obr. 2 Rozsah použitelnosti metod měření tvrdosti ve °IRHD dle ČSN ISO 48 Oblast použití metody Shore A: Měkká guma, elastomery, přírodní kaučuk, neopren, licí pryskyřice, polyester, měkké PVC, kůže atd. Oblast použití metody IRHD: Měkká guma, vysoce elastické materiály a plasticky tvárné materiály. Vliv teploty na měřenou veličinu Jak bylo řečeno, je nezbytně nutné dodržet konstantní teplotu prostředí. Pokud by teplota vzorků při měření kolísala, je zřejmé, že při následné analýze experimentu není zjištěn vliv odchylek vstupních surovin na tvrdost, ale informace je ztracena vlivem změny teploty prostředí. Regulační diagram individuálních hodnot na Obr. (3) ukazuje průběh tvrdosti při změnách okolní teploty.
Obr. 3 Diagram individuálních hodnot tvrdosti °ShA/3” Měření bylo provedeno na skupinách po dvaceti vzorcích. Začátek diagramu znázorňuje hodnoty tvrdosti změřené v ranních hodinách, kdy byla teplota prostředí 16 °C. Hodnoty 21 ÷ 40 pak odpovídají odpolední teplotě 21 °C a následně se teplota opět snižuje, přičemž tvrdost termoplastu roste. Je zřejmé, že tyto výsledky jsou nepoužitelné, vazba mezi
137
hodnotou měřené veličiny a vstupními proměnnými je ztracena, vzorky musí být znovu přeměřeny při konstantní teplotě odpovídající požadavkům dle [2] a [3]. I z tohoto důvodu je pak nutné vést záznamy o okolních vlivech, které v průběhu měření působí. Vzorek byl na tvrdost měřen metodou Shore A v pěti bodech rovnoměrně po celé ploše vyválcovaného vzorku s frikcí 1,3. Výsledky pak byly kontrolovány, odhad střední hodnoty měření byl medián. Regresní model závislosti tvrdosti na teplotě K měření teploty byl použit přenosný teploměr GMH 1170 se snímačem pro rychlá povrchová měření teploty GOF 400 VE, materiál NiCr-Ni, s dobou odezvy 2 sekundy. Tímto způsobem bylo provedeno měření závislosti tvrdosti materiálu °ShA/3“ na jeho teplotě v rozsahu 10 ÷ 30 °C. Získané výsledky byly proloženy polynomem 2. stupně. Podle normou doporučených laboratorních teplot 23 ± 2 °C lze z průběhu křivky na Obr. (4) odečíst, že v tomto rozmezí teplot bude tvrdost materiálu kolísat až o ± 4 °ShA/3“. Koeficient determinace R 2 = 95,5 % v grafu ukazuje výborné proložení dat modelem.
Obr. 4: Polynom 2. stupně regresního modelu závislosti tvrdosti na teplotě s 95% konfidenčním intervalem Analýza responsního povrchu Z technických důvodů byl za účelem zkoumání vazby mezi vstupními a výstupními proměnnými proveden tzv. neplánovaný experiment. Vhodnou metodou pro řešení modelu s náhodnými efekty je analýza responsního povrchu. Po sanitě dat bylo zjištěno, že responsní povrch vykazuje zakřivení. Z tohoto důvodu je vhodné zvolit polynom druhého stupně s lineárními a kvadratickými hlavními efekty a dvoufaktorovými interakcemi. Obecný zápis regresního modelu určeného metodou nejmenších čtverců v maticovém tvaru uvádí rov. (1). Obecně dle [1] může být závislá proměnná y vysvětlena k nezávislými proměnnými.
y = Xβ + ε
(Rovnice 1)
kde y je (n × 1) vektor pozorovaných odezev, X je (n × k ) matice úrovní vstupních nezávislých proměnných, β je (k ×1) vektor regresních koeficientů, ε je (n × 1) vektor náhodných chyb a n je počet pozorování. Vektor regresních koeficientů by měl minimalizovat náhodnou chybu, tedy odchylku modelu od reality. Jinými slovy metoda nejmenších čtverců hledá parametry β tak, aby suma čtverců náhodných chyb ε i byla minimalizována. Úplný Taylorův polynom 2. stupně uvádí rov. (2).
138
k
k
i =1
i =1
k −1 k
y = β 0 + ∑ β i xi + ∑ β ii xi + ∑∑ β ij xi x j + ε 2
(Rovnice 2)
i =1 j = 2
Obr. (5) ilustruje pomocí nalezeného regresního modelu proložené náměry závislosti transformované hodnoty tvrdosti VS změřené metodou IRHD na dvou typech změkčovadel. V experimentu bylo mimo jiné prokázáno, že s menším množstvím podílu změkčovadel statisticky významně roste tvrdost VS.
Obr. 5: Vliv změkčovadel ZM1 a ZM2 na tvrdost materiálu Závěr Při analýze experimentů metodou nejmenších čtverců je nutné kontrolovat jak normalitu vstupních údajů, tak normalitu residuí. V případě porušení tohoto předpokladu musí být provedena transformace dat pomocí vhodně zvolené nelineární funkce. Mezi další vlivy, které je nutno zkoumat, jsou např. vlhkost prostředí, teplota mixéru, doba míchání a samozřejmě parametry všech vstupních surovin, ze kterých se VS skládá.
Příspěvek vznikl s podporou výzkumného záměru MSM 4977751310 „Diagnostika interaktivních dějů v elektrotechnice“ Literatura 1. MONTGOMERY, D. C.: Design and Analysis of Experiments, 5th edition, John Wiley and Sons, Inc., New York, 2001 2. ČSN ISO 48 Pryž, vulkanizovaný nebo termoplastický elastomer - Stanovení tvrdosti (tvrdost mezi 10 IRHD a 100 IRHD) 3. ČSN ISO 7619-1 Pryž, vulkanizovaný nebo termoplastický elastomer - Stanovení tvrdosti vtlačováním - Část 1: Stanovení tvrdoměrem (tvrdost Shore) Autoři Ing. David Burget; Oddělení měření, Katedra technologií a měření, Fakulta elektrotechnická, Západočeská univerzita v Plzni; Univerzitní 8, 306 14 Plzeň; e-mail: [email protected] Doc. Ing. Olga Tůmová, CSc.; Oddělení měření, Katedra technologií a měření, Fakulta elektrotechnická, Západočeská univerzita v Plzni; Univerzitní 8, 306 14 Plzeň; e-mail: [email protected]
139
Identifikácia potenciálneho rozvrstvovania izolácie typu Mica v statorových tyčiach veľkých motorov Ďurman V., Lelák J., Budaj J. – FEI STU Bratislava Abstract This paper deals with an analysis of the stator coils from a crashed high voltage machine isolated by a mica based thermoset material. During the cutting, which was made for the expertise purposes, it was found, that the material of the main insulation could be lightly laminated to sheets. The followed tests were aimed at comparison of the dielectric properties of the stator bars from the crashed machine with the properties of bars with firm insulation. Various dielectric diagnostic methods were used for identification of the potential production defect. The tests were focused to the range of the time domain measurements. Comparing the values of the dissipation factor, the absorption currents and the recovery voltage measurements, we found a significant difference between the permittivity increment of the crashed and the good insulation.
Úvod Pri pravidelnom diagnostickom meraní stavu izolačného systému vysokonapäťového motora v energetickom podniku sa stalo, že pri (DC) napäťovej skúške 6 kV statorového vinutia motora nastal prieraz v drážkovej časti tyče. Statorová cievka elektrického stroja bola pri oprave demontovaná a následne bola Fakulta elektrotechniky a informatiky STU v Bratislave požiadaná o analýzu cievok a stanovenie pravdepodobnej príčiny prierazu. Pri analýze vinutia, ktorá nie je predmetom tohto príspevku, sa zistilo, že po prerezaní statorovej cievky bolo možné izoláciu relatívne jednoducho rozvrstviť. Tento, nie štandardný jav, poukazuje na technologický problém pri výrobe daných cievok. Rozvrstvovanie je dokumentované na obr. 1. Obr. 1 Rozvrstvovanie izolácie cievky Prerezanie cievky bolo potrebné pre vykonanie mikroskopickej analýzy, ako aj pre zistenie štruktúry izolačného systému danej cievky. Rozrezanie bolo tiež potrebné s ohľadom na nutnosť oddelenia poškodenej časti cievky od jej zvyšku aby bolo možné vykonať dielektrické merania. Našim cieľom v rámci experimentu bolo odhaliť túto vlastnosť na základe výsledkov dielektrických meraní. Príčiny nekompaktnosti izolačného systému Pre izolačné systémy vysokonapäťových motorov (6 kV) sa používajú izolačné systémy na báze sľudy. Tieto izolačné systémy spravidla pozostávajú z (mechanicky) nosného materiálu, ktorým môže napríklad sklená tkanina, resp. PET, alebo iná podobná fólia a spojovací materiál, ktorým je napríklad epoxidová resp. iná živica. Po vytvrdení býva izolačný systém kompaktný a extrémne mechanicky odolný. Nekompaktnosť izolačného systému (jeho jednoduché mechanické rozvrstvovanie na hotovej vysokonapäťovej cievke) je vážna vada a principiálne môže byť spôsobené najmä:
140
a) b) c)
Nedodržaním technológie vytvrdzovania pri výrobe statorovej tyče, najmä nedodržaním teploty, tlaku, alebo času. Použitím nekvalitnej suroviny, napríklad po čase dovoleného skladovania, resp. suroviny, ktorá sa znehodnotila vplyvom skladovania v nevyhovujúcom prostredí. Treťou, najmenej pravdepodobnou príčinou, môže byť vadná základná surovina na výroby izolačného systému, ktorá napriek tomu, že prešla výstupnou kontrolou výrobcu nevyhovuje technickým podmienkam.
Nekompaktnosť izolačného systému môže byť príčinou havárie elektrického motora so všetkými dôsledkami. Keďže nekompaktnosť statorovej cievky sa dá určiť len pri mechanickom poškodení, resp. rozrezaní izolačného systému cievky, je záujem diagnostikov o určenie tejto vady nedeštruktívnou metódou. Do úvahy prichádza meranie dielektrických parametrov, resp. iných fyzikálnych vlastností. Experiment Experimentálne sme sa pokúsili zistiť dielektrické rozdiely na štyroch vzorkách (statorových tyčiach), z ktorých dve boli odobraté z havarovaného stroja s nasledovným označením: vzorka č. 1, je výrez tyče, ktorá bola prerazená (prerazené miesto nebolo vo výreze), vzorka č.2, je výrez tyče, ktorá bola na protiľahlej strane cievky statora toho istého stroja, vzorka č. 3 a 4, sú výrezy rezervných statorových tyčí z iných strojov, ktoré neboli použité, ale obsahovali ten istý izolačný systém. Na všetkých vzorkách opatrených elektródami sme vykonali meranie absorpčných a resorpčných prúdov, ako aj meranie zotaveného napätia. Merania prebehli pri izbovej teplote (22 °C). Pri týchto meraniach sme aplikovali skušobné napätie 500 V. Nabíjanie aj vybíjanie (resp. zotavenie) každej vzorky trvalo 1500 s. Na meranie sme použili prístroj Keithley 6517A so vstavaným zdrojom jednosmerného napätia. Prístroj bol riadený počítačom cez zbernicu GPIB. Aby sa dali porovnať jednotlivé vzorky, transformovali sme nameraného hodnoty absorpčného a resorpčného prúdu z časovej do frekvenčnej oblasti pomocou známej Hamonovej transformácie [1]:
ε " (ω ) =
γ a (t )t 0,1 , ω = 2π , 0,2πε 0 t
(1)
kde ε’’(ω) je stratové číslo, ω je kruhová frekvencia, t je čas merania, ε0 je permitivita vákua, γa(t) je časová závislosť absorpčnej konduktivity, t.j. konduktivity formálne vypočítanej z absorpčného prúdu. Keďže vzorky pri našich meraniach mali formu statorových tyčí, nemohli sme presne určiť rozmery izolácie. Budeme preto v ďalšom používať miesto zložiek komplexej permitivity (ε’, ε’’) zložky komplexnej kapacity (C0ε’, C0ε’’), kde C0 je geometrická kapacita vzorky. Vypočítané hodnoty stratového čísla C0ε’’(ω) z absorpčného prúdu obsahujú súčet príspevkov jednak z vodivosti vzorky, jednak z jej polarizácie. Na druhej strane, príspevok vodivosti nie je prítomný v hodnotách C0ε’’(ω) vypočítaných z resorpčného prúdu. Situácia je zrejmá z Obr. 2 a Obr. 3. Rozdiel hodnôt absorpčného a resorpčného prúdu určuje odpor vzorky. Ďalšiu informáciou o polarizačných procesoch možno získať z priebehov zotaveného napätia (Obr. 4.). Tento priebeh je však ovplyvnený aj vodivosťou a pre oddelenie oboch dejov je potrebné použiť zložité optimalizačné metódy [2].
141
Pri ďalšom spracovaní nameraných hodnôt sme analyzovali polarizačnú zložku komplexnej kapacity, ktorá má evidentný extrém v oblasti frekvencií od 10-4 do 10-3 Hz. Na identifikáciu parametrov polarizačného procesu sa použil model Havriliaka – Negamiho [3] upravený pre komplexnú kapacitu: ⎛ ⎞ Δε ⎟, C0ε * (ω ) = C0 ⎜⎜ ε ∞ + (2) α β ⎟ j ωτ [ 1 ( ) ] + 0 ⎝ ⎠ kde ε∞ je optická permitivita vzorky, Δε je prírastok permitivity pre daný polarizačný proces, τ0 je relaxačný čas a α, β sú parametre určujúce tvar funkcie. Hodnoty uvedených parametrov pre jednotlivé vzorky sú v Tab. 1. vzorka 1 vzorka 2 vzorka 3 vzorka 4
6
vzorka 1 vzorka 2 vzorka 3 vzorka 4
5 C0 ε '' (10-11 F)
C0ε '' (F)
10-9
-10
10
4 3 2 1
10-11
10-4
10-3
10-2
10-1
10-4
10-3
f (Hz)
vzorka 1 vzorka 2 vzorka 3 vzorka 4
60
uz (V)
50 40 30 20 10 10
10-1
f (Hz)
Obr. 2: Hamonova transformácia absorpčného prúdu pre jednotlivé vzorky
1
10-2
100
1000
Obr. 3: Hamonova transformácia resorpčného prúdu pre jednotlivé vzorky
Číslo C0Δε τ0 vzorky (10-10F) (102 s) 1 3,0 9,4 2 1,8 19,7 3 1,6 5,2 4 1,8 9,9
α
β
0,39 0,25 0,37 0,31
0,42 0,34 0,48 0,44
R (1013Ω) 3,3 13,0 1,2 5,7
Tab. 1: Parametre funkcie Havriliaka Negamiho
t (s)
Obr. 4: Časová závislosť zotaveného napätia
Záver Z výsledkov meraní v časovej oblasti, ako aj z vypočítaných parametrov možno konštatovať, že ako kvalitatívne najlepšia sa z hľadiska dielektrických vlastností javí vzorka č. 2. Pri porovnateľných rozmeroch s ostatnými vzorkami vykazuje najvyšší odpor aj najdlhší relaxačný čas. Keďže rozptyl parametrov α a β je relatívne malý, ďalšie rozdiely medzi vzorkami sa dajú identifikovať podľa prírastku permitivity C0Δε. Vzorka č. 1, ktorá bola odobratá z poškodenej statorovej tyče má tento parameter najvyšší.
142
Z teoretických vzťahov podľa [2] je známe, že prírastok permitivity je priamo úmerný veľkosti zotaveného napätia. To sa potvrdilo aj pri našom meraní (Obr. 4). Dá sa tiež dokázať, že zotavené napätie nezávisí od rozmerov meraného objektu. Preto je táto veličina objektívnym kritériom aj pri posudzovaní objektov s rôznou hrúbkou alebo plochou izolácie. Na základe znalosti štruktúry izolácie statorových tyčí možno predpokladať, že polarizácia, ktorú vyšetrujeme má medzivrstvový charakter. Prírastok permitivity je daný časovými konštantami (RC súčinmi) jednotlivých vrstiev. Je veľmi pravdepodobné, že v izolácii, ktorá bola časťou poškodenej statorovej tyče, mala niektorá z vrstiev menší odpor buď v dôsledku nehomogenity pôvodného konštrukčného materiálu alebo v dôsledku nedokonalého vytvrdenia epoxidového spojiva. Rozvrstvovanie materiálu, ktoré sme pozorovali počas expertízy naznačuje, že viac pravdepodobná je hypotéza o nedokonalom vytvrdení termosetu. K mechanizmu prierazu, ktorý vznikol pri profylaktickom meraní možno poznamenať, že vyššia permitivita môže viesť k tvorbe priestorového náboja, ktorý zlepšuje podmienky pre prieraz izolácie. Potvrdenie, že vzorka č. 1 pochádza z technologicky vadnej cievky potvrdzuje aj fakt, že pri meraní napäťovej závislosti stratového činiteľa v izolačnom oleji (nie je premetom tohto príspevku), na vzorke č. 1 nastal prieraz už pri napätí 17 kV. Táto hodnota napätia je síce ďaleko nad menovitým napätím stroja, ale pri takomto napätí by prieraz izolačného systému 6 kV stoja nemal v žiadnom prípade nastať. Aj to poukazuje na skutočnosť, že išlo o skutočne o vadnú cievku a prieraz nespôsobila lokálna (náhodná) porucha. Na záver by sme chceli poznamenať, že tento príspevok predbežne poukázal na potenciálnu možnosť identifikácie technologickej poruchy vysokonapäťového izolačného systému elektrického stroja najmä tým, že bola pozorovaná odlišnosť chovania sa vzoriek vyrobených z vadnej a štandardnej izolácie. Na skutočnú verifikáciu metodiky by bolo potrebných viacero technologicky nevyhovujúcich vzoriek, čo sme nemali k dispozícii. Tento príspevok vznikol s podporou agentúry VEGA v rámci projektu 1/4086/07. Literatúra 1. Hamon B. V.: An approximate method for deducing dielectric loss factor from directcurrent measurements. Proc. IEE 99, 1952, pp.151-155. 2. Ďurman V., Lelák J.: Conversion of dielectric data from the time domain to the frequency domain. Advances in Electrical and Electronic Engineering, 4, 2005, No. 2, pp. 71-74. 3. Havriliak S., Negami S.: A complex plane analysis of α-dispersions in some polymer systems. J. Polymer Sci., C 14, 1966, pp. 99-117. Autori Ing. Vladimír Ďurman, PhD., doc. Ing. Jaroslav Lelák, CSc., Ing. Ján Budaj; Katedra elektrotechnológie, Fakulta elektrotechniky a informatiky, Slovenská technická univerzita; Ilkovičova 3, 812 19 Bratislava; e-mail: [email protected], [email protected], [email protected]
143
Elektrické vlastnosti PEDOTu Džugan T., Kroupa M., Hamáček A., Řeboun J. – FEL ZČU Plzeň Anotace This article deals with electric properties of poly(3,4-ethylenedioxythiophene) (PEDOT). PEDOT is the typical example of intrinsically conductive polymers (ICPs). These ICPs can be produced with unique properties and for these characteristics ICPs are used in many applications. IPCs combine mechanical properties of polymers and electrical properties of semiconductors. These organic materials could change its electrical properties when are exposed to humidity or to defined gas.
Úvod Pro určení technického stavu zařízení a strojů je vyvinuto mnoho diagnostických přístupů. Převážná část těchto přístupů je založena na zjišťování charakteristik chování vně sledovaného zařízení. Podle jednotlivých charakteristik vnějšího chování zařízení a podle vnějších dějů lze odvodit pravděpodobnou příčinu změny typického chování systému a místa s pravděpodobným výskytem poruchového elementu. Nové možnosti, které se objevují v souvislosti s používáním vodivých organických materiálů (ICP), nejsou zanedbatelné a lze je využít i při diagnostice systémů a zařízení. Vodivé organické materiály zažívají v posledním desetiletí velký rozmach. Důvodem obliby těchto materiálů jsou bezesporu jejich nízké výrobní náklady, relativně snadná výroba a možnost aplikace vodivých organických polymerů na téměř libovolný povrch. Vodivé organické polymery kombinují mechanické vlastnosti polymerů a elektrické vlastnosti polovodivých látek. ICP mohou být jednoznačně řazeny mezi takzvané “Smart“ materiály, neboli materiály výrazně reagující na vnější podněty. Reakcí se rozumí vratná změna vlastností zkoumaného materiálu (tvar, vodivost) [1]. Velice zajímavá je například změna vodivosti v závislosti na okolní teplotě nebo na přítomnosti plynů. Tato vlastnost se projevuje u některých vodivých polymerů a lze jí využít pro sledování technického stavu zařízení, nebo pro monitorování prostředí, ve kterém se dané zařízení vyskytuje. A právě sledováním této reakce se bude zabývat další část příspěvku. Volba organického materiálu Existuje široká škála vodivých organických polymerů mezi ty nejznámější patří polyacetylen, polypyrrol, polythioften, polyfenilen a polyanilin. Výběr vodivého polymeru je závislý na velikosti odezvy jeho elektrických vlastností při změně okolního prostředí. Pro detekci konkrétní vlastnosti okolního prostředí je nutné zvolit vhodný polymer. Volba PEDOTu byla podpořena jeho chemickou stabilitou na vzduchu, snadnou dostupností a nízkou cenou. Využívá se v různých elektrotechnických aplikacích např.: fotovoltaické články, displeje využívající organických elektroluminiscenčních diod. PEDOT se skládá z ethylenedioxythiophen (EDOT) monomeru a kyseliny styrensulfidové (PSS). EDOT je nerozpustný v běžně dostupných rozpouštědlech a na vzduchu rychle oxiduje. Pro vytvoření roztoku se EDOT mísí s PSS, výsledná molekulová struktura je znázorněna na obr.1. Výsledný polymer je již na vzduchu stálý [2] a má relativně vysokou vodivost. Obecně vrstvy pro detekci změny vnějšího prostředí s nízkou impedancí (desítky ohmů) mají nižší citlivost na změnu sledovaného jevu, jsou více citlivé na možné parazitní vlivy připojených vodičů a průtokem proudu dochází k ohřívání vrstvy, což vede k ovlivnění měření. Impedance tenké vrstvy PEDOTu se při teplotě 22 °C a relativní vlhkosti 23 % pohybuje kolem 7 kΩ, což je hodnota vhodná pro sledování změn okolního prostředí.
144
Obr. 1: Molekulová struktura PEDOTu:PSS Aplikace polymeru a způsob měření Pro sledování změn v okolním prostředí je nutné umístit aktivní látku na vhodný substrát. Nosnou složku tvoří substrát, na kterém je vytvořen elektrodový systém kontaktující aktivní látku. Substráty používané pro detektory jsou vyráběné v různých konstrukčních variantách lišících se tvarem i uspořádáním elektrod. Většina dnes používaných nosných substrátů má planární uspořádání 3. Toto řešení není jediné možné, je ovšem velmi využívané jelikož je kompatibilní s technologií integrovaných obvodů. Substrát tvoří destička o tloušťce několika milimetrů složená z korundové keramiky nebo safíru. Na vrchní straně této destičky jsou umístěny elektrody, nejčastěji jsou v interdigitálním uspořádání. Elektrody jsou tvořeny materiálem, který musí být chemicky netečný s aktivní látkou, proto se povětšinou volí zlato nebo platina. Základním materiálem byl v tomto případě zvolen glazovaný 96% korund, jehož elektrické parametry (elektroizolační vlastnosti, hodnota permitivity, atd.) plně vyhovují našemu účelu. Elektrodový systém na korundovém substrátu, je tvořen zlatými elektrodami. Interdigitání elektrody (IDE) mají hřebenový tvar a jsou od sebe oddělené izolační mezerou o šířce 150 µm. Šířka elektrod je totožná s šířkou izolační mezery. PEDOT lze jednoduše aplikovat na různé druhy materiálů, podmínkou je jejich dobrá smáčivost. PEDOT byl aplikován na základní substrát a následným odstředěním pomocí odstředivky se vytvořila tenká vrstva PEDOTu. Tato metoda se nazývá „spin coating“. Vrstva musí být homogenní, jelikož změna elektrických vlastností polymeru probíhá v izolačních mezerách mezi interdigitálními elektrodami. Výsledná impedance takto připraveného vzorku závisí na šířce izolačních mezer a také na tloušťce aktivní vrstvy PEDOTu. Z toho vyplývá, že volba tloušťky vrstvy je z jedním z faktorů, které určují citlivost vrstvy na sledované jevy.
Obr. 2: Nosný substrát s IDE
145
Sledování změny elektrických vlastností vrstvy PEDOTu při změně vlhkosti a okolní teploty bylo provedeno v klimatické komoře. Změny relativní vlhkosti proběhly v mezích 20 % RH až 90 % RH při konstantní teplotě 30 °C. Měření závislosti teploty na odporu bylo provedeno pro teploty od 30 °C do 120 °C. Závislost odporu vrstvy PEDOTu na změně relativní vlhkosti je znázorněna na obr. 3. Z grafu je patrné, že impedance se zvyšuje se zvyšujícím se stupněm relativní vlhkosti. Na obr. 4 je znázorněna závislost odporu vrstvy PEDOT:PSS na okolní teplotě. Oproti předchozí reakci na relativní vlhkost je reakce na teplotu dvojnásobně větší. Křivka má exponenciální charakter a jasně ukazuje na fakt, že vrstva PEDOTu mění svoji vodivost v závislosti na okolní teplotě. 1,E+04 R (Ω)
R (Ω)
1,E+04
1,E+03
1,E+03
1,E+02
1,E+02 0
20
40
60
80
20
100
40
RH (%)
60
80
100
120
T (°C)
Obr. 3: Závislost odporu vrstvy PEDOTu na relativní vlhkosti prostředí
Obr. 4: Závislost odporu vrstvy PEDOTu na změně okolní teploty
Pro sledování změny impedance PEDOTu na přítomnosti výparů etalonu byl použit střídavý RLC můstek Agilent E4980A. Měření bylo prováděno v koloně, kde na senzor působí suchý vzduch, nebo výpary 98% etanolu. PEDOT byl vystaven skokovým změnám koncentrace ethanolu, tato reakce je znázorněna na obr.5. Zde je znázorněno pět po sobě jdoucích cyklů, kdy byl PEDOT vystaven nejdříve suchému vzduchu a následně výparům ethanolu.
Z [Ohm]
1,E+04
9,E+03
7,E+03
5,E+03
3,E+03
1,E+03
0
500
1000
1500
2000
t [s]
Obr.5: Změna impedance vrstvy PEDOTu na přítomnosti etanolových výparů
146
Závěr Měření ukázalo velký potenciál PEDOTu z hlediska detekce přítomnosti výparů etanolu. Změna impedance tenké vrstvy PEDOTu je velice rychlá a projevuje se skokovým zvýšením impedance, při opětovném přivedení suchého vzduchu se impedance vrací zpět na původní hodnotu. Při opakovaných cyklech se tento trend výrazně nezměnil a z toho lze usuzovat na časovou stabilitu této závislosti. Je také patrná exponenciální závislost PEDOTu na teplotě a nejméně reaguje tento polymer citlivý na změnu relativní vlhkosti. Nejpříhodnější je použití PEDOTu jako aktivní látky pro detekci vlhkosti nebo přítomnosti par etanolu. Je však nezbytné kompenzovat vliv neměřené látky. Tento příspěvek vznikl s podporou Ministerstva školství, mládeže a tělovýchovy v rámci řešení výzkumného záměru č. MSM4977751310 „Diagnostika interaktivních dějů v elektrotechnice“. Literatura 1. Potůček Z.,Sedlák P.: Smart materiály a jejich využití. 2007 2. Nardes A. M.: On the conductiviity of PEDOT:PSS thin films. Eindhoven, 2007 3. Simon I., Barsan N., Bauer M., Weimar U.: Sensors and Actuators B: Chemical, Volume 73, Number 1, 25 February 2001 ,s. 1-26(26) Autoři Ing. Tomáš Džugan; Ing. Michael Kroupa; doc. Ing. Aleš Hamáček, Ph.D; Ing. Jan Řeboun: Oddělení technologie elektroniky, Katedra technologií a měření, Fakulta elektrotechnická, Západočeská univerzita v Plzni; Univerzitní 8, 306 14 Plzeň; e-mail: [email protected]; [email protected]; [email protected]; [email protected]
147
The influence of microscopic in-homogeneities in material on the shape of magnetic field in MR tomograph Hadinec M., Steinbauer M. –FEEC UT Brno Abstract The paper describes the possibility of modeling numerically the magnetic field deformations in the environment of the measured diamagnetic or /paramagnetic samples for the purposes of studying the magnetic resonance (MR) images deformations owing to the susceptibility of heterogeneous materials (objects). Verification was realized using a simple sample configuration (circular plate), and the numerically modeled cross-sections were compared with the experimental measuring course of the magnetic field measured by the MR Gradient echo technique. The results show that it is possible – via a technical calculation – to determine the magnetic field deformation in the environment of complexshaped or non-homogeneous structures in the MR experiments.
Introduction Nuclear Magnetic Resonance (NMR) is a well-known non-destructive and non-invasive diagnostic method [1] - [8] that is used in investigations into materials properties. One of the fields that feature frequent uses of the NMR is the medical application [9], [10]. There, the magnetic resonance imaging (MRI) is used to propel a ferromagnetic core. Materials engineering uses the NMR too. For example, NMR logging is an advanced method in formation evaluation and oil field production. It can provide the porosity, permeability, bound water volume, free fluid volume and oil viscosity. The results of the NMR method and signal processing are sensitive to the applied materials, namely when these feature extreme differences in aspects like susceptibility, conductivity, and permeability from the macroscopic view of the matter. The paper describes the procedure of the combined numerical - experimental inverse method which can reduce the influence of materials with extreme differences on the properties, based on the semi-analytic method [8]. Verification was realized using a simple sample configuration (circular plate), and the numerically modeled cross-sections were compared with the experimental measuring course of the magnetic field measured by the MR gradient echo technology. Numerical analysis The numerical modeling was realized using the FEM with the ANSYS system and it was detailed described into reference [4]. The numerical modeling results are represented in Fig. 2. The numerical modeling results were then used for the representation of the module of magnetic flux density B along the defined path. For the model meshing, the element sizes selected as optimum were 0,25.10-3 m and 0,125.10-3 m. The boundary conditions ±ϕm/2 were set to the model edges, to the external left and right boundaries of the air medium. The excitation value ±ϕm/2 was set by using again the relation (4).This is derived for the assumption that, in the entire area, there are no exciting currents, therefore there holds for the rot H = 0 and the field is irrotational. Consequently, for the scalar magnetic potential ϕm holds H = − gradϕ m
(1)
148
The potential of the exciting static field with intensity H0 is by applying (2)
ϕm = ∫ H 0 ⋅ uz dz = H 0 ⋅ z
(2)
where uz is the normal vector on z direction. Then B H0 = μ0 ⋅ μr
(3)
Then
±
ϕm 2
=
B ⋅ z 4,7000 ⋅ 90 ⋅ 10 −3 = 2 μ0 2 μ0
(4)
where z is the total length of the model edge.
4.69996 T
4.69996 T
4.70001 T
4.699975T
Fig. 1: The numerical solution of the FEM model in the ANSYS system, distribution of module magnetic flux density B Results The experimental measuring was realized using the MR tomograph at the Institute of Scientific Instruments, ASCR Brno. The numerical modeling and analysis of the task have verified the experimental results and owing to the modifiability of the numerical model, we have managed to advance further in the experimental qualitative NMR image processing realized at the ISI ASCR. As the MR measurement method was used technique of the gradient echo. The relation for computation frequency to the magnetic flux density distribution change ΔB is 2π Δf ΔB = (5) 2, 67 e8
where f (Hz) is measured frequency and ΔB (T) is magnetic flux density distribution change. For water in-homogeneity is value magnetic flux density distribution change from Fig. 3 equal, ΔB=4,7 µT. The frequency fmax=900 Hz with maximum diagram value in Fig. 3 on histogram according to relation (5) correspond to ΔB=21.15 µT. This is the desired result, because the difference of magnetic flux density obtained from numerical results (Fig.1), is approximately ΔB=15.0 µT . The accuracy result was obtained from path solution. The
149
numerical results are showed in Fig.2. There is the difference of magnetic flux density ΔB=36.0 µT. The better result can be done with the numerical result histogram solution.
Fig. 2 The magnetic flux density distribution change into water inhomogeneity ΔB=36 µT, ANSYS numerical analysis results
Px1 (0,0)
2000
1500
1000
500
0
-500
Fig. 3 The experimentally measured spectral characteristic into water in-homogeneity Conclusion Applying the numerical analysis method, we calculated the isolated in-homogeneity magnetic field maps induced by the magnetic susceptibility of material in selected arrangements. The obtained results were compared with the experimental measuring results of
150
corresponding configurations performed using the MR tomograph. The MR spectra and magnetic field map were measured applying the MR gradient echo method. Numerical models are designed for inversion tasks of magnetic field deformations simulation in measurement using the MR tomograph and for evaluating the magnetic susceptibility measurement using MR methods in samples that do not form the MR signal. By comparing the final results, we have found good agreement of the supposed imaging results improvements. The difference between the results of change in the distribution of magnetic induction module for the numerical modeling and the MR method measuring is ΔB = 0,68 µT, namely 4,53 % from the measured value. References 1. Trakic, A., Wang, H., Liu, F., Lopez, H.S., Crozier, S: Analysis of Transient Eddy Currents in MRI Using a Cylindrical FDTD Method, Applied Superconductivity, IEEE Transactions on, Sept. 2006, Vol. 16 , Issue 3, pp. 1924 - 1936, ISSN: 1051-8223 2. Slichter, C. P.: Principles of magnetic resonance. Second revised and expanded edition, corrected second printing. Berlin (Germany): Springer-Verlag, 1980. 3. Haacke, E. M., Brown, R. W., Thompson, M. R., Venkatesan, R.: Magnetic resonance imaging – physical principles and sequence design. John Wiley & Sons, 2001. ISBN 0471-48921-2. 4. Huston (USA): Ansys User’s Manual. Svason Analysys System, Inc., 1994-2006. 5. Zhang Z.Q, Liu Q. H.: Two nonlinear inverse methods for electromagnetic induction measurements, Geoscience and Remote Sensing, IEEE Transactions on, June 2001, Vol. 39 , Issue 6,pp. 1331 - 1339 ISSN: 0196-2892 6. V. J. Thomas, D. N. Haupt, P. J. Noa, J. M. Vaughn, G. M. Pohost: RF Front End for a 4.1 Tesla Clinical NMR Spectrometer, IEEE TRANSACTIONS ON NUCLEAR SCIENCE, Vol. 42, Issue. 4, August 1995, pp.1333-1337. 7. Sadhukhan S., Dutta T., Tarafdaret S.: Pore structure and conductivity modeled by bidisperse ballistic deposition with relaxation. Modeling and Simulation in Material Science and Engineering. ISSN: 0965-0393, Volume 15, Number 7, October 2007, doi:10.1088/0965-0393/15/7/005 8. Steinbauer, M. Magnetic susceptibility measurement by magnetic resonance tomography techniques. PhD thesis, Brno VUT, FEKT, Údolní 53, 602 00, Brno, 2006. 9. Hadinec, M., Fiala, P., Kroutilová, E., Steinbauer, M., Bartušek, K. Magnetic field approximation in MR tomography. Progress In Electromagnetics, 2007, roč. 1, č. 1, s. 1-5. ISSN: 1559-9450. Authors Ing. Michal Hadinec; Ing. Miloslav Steinbauer, PhD.; Brno University of Technology, Faculty of Electrical Engineering and Communication, Department of Theoretical and Experimental Electrical Engineering, Kolejni 2906/4, 612 00 Brno, Czech Republic; e-mail: [email protected], [email protected]
151
Problematika stykového odporu kontaktů odpojovačů Jiřičková J., Vlk R., Rusňák Š., Krasl M. – FEL ZČU Plzeň Anotace This paper describes problems of the quality of the electric contacts, i.e. electric contact resistance on a real device in operation cycle. The difficulties of the electrical contact safety are caused by the heterogeneous structure of the surface layers in the electrical contact, which are rising from the interaction with the environment so it is not easy to say the true value of the contact resistance. Basic features of electric contact are listed and possible methods of measuring of resistance are published and the most appropriate method is recommended for the future use.
Úvod V elektrizační soustavě v ČR je v rozvodnách různých napěťových hladin nasazeno stovky odpojovačů několika typů, které pracují s dostatečnou provozní spolehlivostí. Vyskytují se však rozvodny v lokalitách, ve kterých dochází k větší degradaci kvality elektrických kontaktů používaných odpojovačů. Z tohoto důvodu jsou připravována měření stykových odporů ve výše zmíněných rozvodnách za účelem analýzy stavu elektrických kontaktů těchto odpojovačů. Měříme-li odpor tyče na určité délce mimo stykové místo, naměříme odpor Rm. Na téže délce se přes stykové místo naměří odpor Rm+RS, kde RS je stykový odpor čistého styku. Tento odpor má obvykle kovový charakter, jeho velikost je úměrná měrnému odporu materiálu a mění se s teplotou podle jeho teplotního činitele. Pod mikroskopem bychom zjistili, že nedochází ke styku v celé ploše, ale jen v určitých mikroskopických ploškách. To je dáno mikroskopickou nerovností povrchu. [4] Rovnováha na rozhraní dvou pevných látek V každém uzavřeném elektrickém obvodu se obecně vyskytují rozhraní několika pevných látek, kovů, polovodičů, popř. dielektrik. Pokud obvodem prochází proud, snažíme se v některých případech, aby těmito rozhraními nebyl ovlivněn, jindy naopak specifických vlastností rozhraní využíváme (usměrňování, vstřikování minoritních nosičů apod.). V každém případě je nutno fyzikální procesy na rozhraních poznat, aby bylo možno kontakty s požadovanými vlastnostmi reprodukovatelně vytvářet. Především je třeba vyšetřit poměry na rozhraní dvou pevných látek v rovnovážném stavu. [6] Kontakt dvou kovů Bylo odvozeno, že rozdíl potenciálů je dán rozdílem výstupních prací. Je nutné si všimnout blíže procesů na vnitřním rozhraní, které vedou k ustavení uvedené rovnováhy, a to nejprve pro kovy. Spojí-li se dva kovy s různými hodnotami výstupní práce a různými vzdálenostmi Fermiových hladin ode dna vodivostního pásu, nastane mezi oběma kovy přechod elektronů vedoucí k vyrovnání elektrochemických potenciálů obou látek. Změna elektrochemického potenciálu je dána dμ = −(μ1 dN 1 + μ 2 dN 2 ) = dN 1 (χ 2 − χ 1 ), (1) kde μ1, μ2 jsou elektrochemické potenciály obou látek a dN1, dN2 změny počtu částic v nich. Hodnoty μ1, μ2 jsou číselně rovny hodnotám výstupních prací χ1, χ2, a dN1= - dN2. Pokud systém není v rovnováze, je dμ≠0, při ustavování rovnováhy musí dμ klesat. Při χ1> χ2, je dN1=O, tj. elektronů v kovu 1 přibývá, v kovu 2 ubývá. Potenciál kovu 1 se stává zápornějším proti kovu. 2. Rovnováha nastane při vyrovnání hladin elektrochemického potenciálu (Fermiových hladin), obr. 1.
152
Obr 1: Vznik kontaktního rozdílu potenciálů Uk mezi dvěma kovy označenými indexi 1, 2 a) kovy bez dotyku , b) spojené kovy χ1, χ2 – výstupní práce, EF1, EF2 – Fermiovy hladiny Rozdíl potenciálů vytvořený na vnitřním rozhraní, vykompenzuje rozdíl vazbových energií elektronů v obou kovech. Kontaktní rozdíl potenciálů ve vakuu Uk obsahuje navíc rozdíl povrchových (dipólových) příspěvků výstupních prací [6] 1 (2) U k = Δμ + Δϕ e Skok potenciálů je na rozhraní mezi oběma kovy. Kladný náboj je soustředěn v jednom , záporný ve druhém z nich, tvoří tedy jakýsi kondenzátor. Při rozdílu vazebných energií ~ 1eV, bude na tomto kondenzátoru U ~ 1V. Uvažujeme-li plochu kontaktu 1cm2 a vzdálenost „desek kondenzátoru“ rovnou zhruba mřížkové konstantě, tj. ~ 3. 10-10m , vyjde náboj
ε 0ε r
(3) U i = ε r ⋅ 2,95.10 −6 C d tj. (pro εr= 1) řádově 1013 elementárních nábojů. V povrchové vrstvě kovu je řádově 1015 atomů/cm2, tudíž také tolik volných elektronů na cm2. Změna koncentrace potřebná k udržení kontaktního rozdílu potenciálu tvoří tedy pouze jednotky procent koncentrace elektronů v jedné povrchové vrstvě. Z toho vyplývá , že vodivost hraniční vrstvy se nebude lišit od vodivosti kovů samotných . Po vyrovnání Fermiových hladin se přechod elektronů z jednoho kovu do druhého děje bez změny energie. Ovšem elektrony v obou kovech mají různou kinetickou energii (vzdálenost energie EF ode dna vodivostního pásu je jiná) a odlišnou koncentraci n. Obecně existuje tzv. vnitřní kontaktní rozdíl potenciálů Ui, pro který platí 1 U i = (E F 1 − E F 2 ). (4) e Při teplotě absolutní nuly je q=
EF 0
h 2 ⎛ 3n ⎞ = ⎜ ⎟ 2m ∗ ⎝ 8π ⎠
2/3
(5)
takže 2/3
(
)
h2 ⎛ 3 ⎞ 2/3 2/3 (6) Ui = ⎜ ⎟ n1 − n2 . 2m ∗ e ⎝ 8π ⎠ Pokud se efektní hmotnosti elektronů m* v obou kovech liší , pak 2/3 h 2 ⎛ 3 ⎞ ⎛ n12 / 3 n22 / 3 ⎞ Ui = − ∗ ⎟⎟. (7) ⎜ ⎟ ⎜ 2m ∗ e ⎝ 8π ⎠ ⎜⎝ m1∗ m2 ⎠ Protože ovšem EF je obecně funkcí teploty, je i Ui funkcí teploty. Mají-li tedy dvě rozhraní v obvodu různé teploty nebo prochází-li jimi proud, vede to ke vzniku termoelektrických jevů. [1]
153
Měření stykového odporu U některých odpojovačů, které jsou již několik let v provozu jsou vykázány horší provozní vlastnosti resp. dochází u nich k větší korozi povrchových vrstev kontaktů. Proto je navrženo měření stykového odporu na těchto odpojovačích za pomoci zkušebního přístroje Omicron a výsledky budou analyzovány na základě teoretických znalostí uvedených v předchozím textu. Bude provedena sada měření u konkrétní rozvodny a poté bude zpracována metodika vyhodnocení stavu elektrických kontaktů. V minulosti bylo provedeno posouzení příčiny koroze na kontaktní hlavici odpojovačů 123 kV v rozvodně, která byla vystavena nepříznivým okolním podmínkám, tedy zvýšené vlhkosti a obsahu solí ve vzduchu. Na takto zkorodovaných kontaktech odpojovačů byl změřen zvýšený úbytek napětí. Různé materiály použité na kontaktní hlavice, které jsou provozovány v agresivním vlhkém prostředí, vedou na vytvoření článků a vznik koroze. Tento jev zatím nenarušuje schopnost odpojovače, ale snižuje životnost celého zařízení. Na takto provozovaných rozvodnách budou provedena další rozsáhlá měření pro návrh systému údržby. Závěr Příspěvek je krátkým shrnutím části problematiky elektrického kontaktu, na které bude navazovat další práce a tou je vyhodnoceni stavu elektrického kontaktu na odpojovačích, které jsou nasazeny v distribuční soustavě na základě provedených měření na konkrétní rozvodné stanici distribuční soustavy. Studie problematiky elektrického kontaktu je podporována Grantovou agenturou České republiky, č. 102/09/P048. Literatura 1. Metličková, J.: Analýza kontaktních jevů. Disertační práce, ZČU Plzeň, 2006 2. Rieder, W.: Elektrische Kontakte, Eine Einführung in ihre Physik und Technik, ISBN 38007-2542-8, VDE VERLAG, Berlin und Offenbach 2000 3. Cigánek, Jaroslav: Elektrické přístroje spínací, ochranné a řídící, Státní nakladatelství technické literatury, Praha 1956 4. Rusňák, Š., Řezáček, P.: Elektrické přístroje 1, ISBN 80-7082-825-0, Západočeská univerzita v Plzni, 2001 Rieder, W.: Elektrische Kontakte, Eine Einführung in ihre Physik und Technik, ISBN 3-8007-2542-8, VDE VERLAG, Berlin und Offenbach 2000 5. Bárta, K., Vostracký, Z.: Spínací přístroje velmi vy-sokého napětí , SNTL, Praha 1983 6. Eckertová, L a kol.: Fyzikální elektrotechnika pevných látek, ISBN 80-7066-535-1 Autoři Ing. Jana Jiřičková, Ph.D.;Katedra elektroenergetiky a ekologie, Západočeská univerzita v Plzni; Univerzitní 8, 306 14 Plzeň; e-mail: [email protected] Ing. Rostislav Vlk, Ph.D.; Katedra elektroenergetiky a ekologie, Západočeská univerzita v Plzni; Univerzitní 8, 306 14 Plzeň; e-mail: [email protected] Doc. Štěpán Rusňák, CSc..; Katedra elektroenergetiky a ekologie, Západočeská univerzita v Plzni; Univerzitní 8, 306 14 Plzeň; e-mail: [email protected] Ing. Milan Krasl, Ph.D.; Katedra elektromechaniky a výkonové elektroniky, Západočeská univerzita v Plzni; Univerzitní 8, 306 14 Plzeň; e-mail: [email protected]
154
Model pasivního magnetického ložiska s HTS Kuba J. – FEL ČVUT Praha Abstract The work describes the design of laboratory model of passive magnetic bearing using high temperature superconductor (HTS) of the structure of Y1 Ba2 Cu3 O7-x , Tc = 90 K - stator part and a permanent magnet type NdFeB - rotor part. The proposed model was implemented as a functional sample and its basic characteristics were measured. In addition to the bearing the measuring arrangenent and measurement methodology are described in this paper. Qualitative and quantitative evaluation of the facts is performed as well. The model allows to create multiple design variations and may be used for teaching or demonstration purposes or as a basis for further research in a mentioned field of technology.
Úvod Ze struktur tzv. vysokoteplotních supravodičů (HTS) jsou v současné době speciálními technologiemi vyráběny supravodivé páskové vodiče nebo kabely, určené např. pro bezeztrátový přenos elektrické energie, vinutí elektromagnetů, točivých strojů, transformátorů a dalších zařízení se specifickým konstrukčním řešením a provozními vlastnostmi. HTS v podobě tenkých vrstev na vybraných substrátech jsou využívány pro speciální elektronické součástky a zařízení. Pokračuje též vývoj tzv. objemových HTS jak s izotropní, tak anizotropní monokrystalickou strukturou (texturou). Tyto jsou určeny zejména pro zařízení, v nichž se využívá tzv. supravodivá magnetická levitace, při které se uplatňuje diamagnetizmus supravodičů. Přiblížíme-li např. permanentní magnet (PM) na určitou vzdálenost k bloku HTS při normální (nadkritické) teplotě, magnetické pole (MP) do něj volně pronikne. Pokud v daném uspořádání HTS ochladíme pod kritickou teplotu Tk, MP v HTS se změní na soustavu jednotlivých kvant magnetického toku, tzv. supravodivých vírů, polohově fixovaných na defekty mřížky. Tato skutečnost spolu s diamagnetizmem je příčinou vzniku silové vazby (zdvih, závěs) mezi dvěma tělesy (HTS - PM) v dané poloze pouze prostřednictvím vnějšího MP a MP zachyceného ve struktuře HTS. HTS se v MP chovají jako supravodiče II.typu a zmíněný efekt je jedním ze specifických projevů supravodivosti. Jeho praktické využití se týká zejména zařízení jako jsou pasivní magnetická ložiska, setrvačníky sloužící pro uchování kinetické energie či stabilizaci těles v prostoru. S využitím principu supravodivé levitace byl navržen a realizován model pasivního magnetického ložiska, tj. bez řízených členů a změřeny jeho základní vlastnosti. Uspořádání modelu ložiska Byli jsme vedeni snahou o maximální univerzálnost modelu magnetického ložiska (ML) tak, aby bylo možné jednoduchými úpravami v laboratorních podmínkách vytvořit: − axiální ML s HTS statorem a rotorem s PM ve tvaru plochého disku (s možností měnit dvě velikosti disků) − radiální ML s HTS statorem a rotorem s PM ve tvaru toroidu (konstrukce ložiska s vnějším rotorem) − kombinované axiálně radiální ML s HTS statorem a rotorem s PM sestaveným z toroidu a plochého disku. Z tohoto požadavku vycházela volba druhů a rozměrů HTS a PM i konstrukce rotoru a statoru. Byl použit texturovaný HTS typu Y1Ba2Cu3O7-x s Tk = 90 K ve tvaru disku o průměru 20,5 mm a výšce 8 mm od fy Can Superconductors. Jako PM byly použity 2 disky
155
z NdFeB o průměru a výšce (20x5 a 22x6) mm. Pro radiální ML byl použit toroid z NdFeB s průměry a výškou (40x23x6) mm. Všechny PM byly zmagnetovány ve směru své výšky a změřené maximální hodnoty indukce B na povrchu disků či uprostřed dutiny toroidu byly cca 400 mT. Rotor ML – Obr.1a (vlevo) byl proveden z Al (nízká hmotnost, paramagnetické chování), měl vnější průměr a výšku (50, 22) mm.Rotor byl opatřen na vnější straně mělkými drážkami, vzdálenými od sebe 1 mm, aby bylo umožněno snadné a definované nastavení jeho výchozí polohy vůči statoru (vzdálenost V). V jeho dutině – Obr.1b, o průměru a hloubce (40, 16) mm, byla provedena osazení umožňující vkládání a fixaci různých tvarů PM (disky, toroid) a tím vytvoření různých variant ML, jak uvedeno výše. Stator – Obr.2 byl vyroben z Al jako silnostěnná nádoba rotačního tvaru s vnějším,vnitřním průměrem a výškou (88, 78, 30) mm, do níž se nalévá kapalný dusík pro zchlazení HTS pod Tk. Byl opatřen vnější tepelnou izolací. Uprostřed je pevně zafixována sestava vytvořená z Cu válcového podstavce a disku HTS (na Obr.2 disk HTS chybí). Třemi stavěcími šrouby M3 z mosazi a se zahrocenými konci, se před zchlazením dá přesně nastavit poloha rotoru vůči statoru (opření hrotů do drážek na povrchu rotoru). Po prochlazení ML a vytvoření zachyceného MP v HTS, se šrouby uvolní a rotor s PM volně levituje či rotuje v nastavené vzdálenosti V od disku HTS. Celková sestava ML s tepelnou izolací statoru je patrná z Obr.3. Na horní straně rotoru je též vidět čep pro manipulaci a ruční roztáčení rotoru.
Obr.1a,b: Vnější a vnitřní strana rotoru
Obr.2: Stator
Obr.3: Sestava ML
Metodika měření a naměřené charakteristiky Funkčnost ML a jeho základní vlastnosti byly ověřovány měřením silové zatížitelnosti (síly F) v axiálním a radiálním směru v závislosti na měnící se vzdálenosti-posunu l mezi statorem a rotorem. Uvažovaná měření F=f(l) byla prováděna vždy pro zvolenou a za normální teploty nastavenou počáteční vzdálenost V mezi statorem a rotorem a pro všechna uspořádání uvedená na začátku předešlé kapitoly. Při měření zatížitelnosti v axiálním směru byl rotor ve stojícím stavu mechanicky spojen se siloměrem a přesným měřičem polohy, které byly realizovány pomocí upravených výchylkoměrů zn. Somet. Měřicí sestava byla spolu s měřeným ML uchycena vertikálně ve stojanu – viz Obr.4. Jednotlivé posuny l byly nastavovány ručně pomocí šroubu od výchozí nastavené V až do maxima dosažené síly (při zachování reverzibilního-pružného chování ložiska) nebo až nastal dotek povrchu PM s HTS (indikováno ohmetrem). Podobně byla prováděna měření zatížitelnosti i v radiálním směru. Dále byly měřeny doby doběhu po ručním roztočení rotoru až do zastavení. Pro tato měření byl použit digitální bezkontaktní otáčkoměr DT 2236, umístěný ve stojanu nad ML – uspořádání viz Obr.5. Horní strana rotoru byla začerněna, byl ponechán pouze reflexní pruh. Při nestejném ručním roztáčení byly samozřejmě různé počáteční otáčky no .Pro vzájemné srovnání byly tudíž otáčky vyjádřeny jako poměr n/no , kde n jsou aktuální otáčky v daném čase odečítané v intervalech 5 až 30 sec po sobě. Při měření se rotor ML brodil v lázni kapalného dusíku nebo byl nad ní a byl zpomalován pouze třením o vzduch, resp. odpařovaný dusík.
156
Obr.4: Měření zatížitelnosti ML v axiálním směru
Obr.5: Měření doby doběhu ML
Z mnoha provedených měření lze uvést jako příklad závislost zatěžovací síly F na axiálním posunutí rotoru l vůči statoru u radiálního uspořádání ML pro dané počáteční nastavení V = 0 mm – viz Obr.6. V tomto případě se disk HTS (stator) nacházel přesně uprostřed toroidního PM (rotor) ve směru radiálním i axiálním a zatížitelnost ložiska byla nejvyšší. Zjištěné a v Obr.6 uvedené max. hodnoty F pro jiná počáteční nastavení V, tj. nahoru či dolů od středové polohy, byly nižší. Ukázka naměřené závislosti otáček n/no na čase u axiálního uspořádání ML při počátečním nastavení vzdálenosti (mezery) V = (2, 3) mm mezi diskovým PM a HTS je na Obr.7. Ačkoliv má kapalný dusík cca 10 x nižší viskozitu než voda, je dobře patrný vliv tření rotoru za různých podmínek otáčení (v lázni N2, na vzduchu).
Obr.6: Závislost zatěžovací síly na axiálním posunu rotoru vůči statoru u radiálního ML
157
Obr.7: Závislost otáček na čase u axiálního ML Závěr Byl navržen, realizován a odzkoušen model pasivního ML s HTS, který umožňuje jednoduše vytvářet mnoho specifických konstrukčních variant. Tento model může sloužit jak k výukovým či demonstračním účelům, tak jako základ k dalšímu výzkumu v uvažované oblasti techniky. Z mnoha provedených měření a na základě zkušeností získaných při jeho vývoji lze konstatovat, že jako nejlepší ze všech zkoumaných konstrukčních variant se ukázalo uspořádání radiálního ML s chlazeným statorem. V daném případě byl disk HTS ve výchozí poloze umístěn přesně doprostřed dutiny toroidního PM, který byl součástí vnějšího rotoru. Literatura 1. Šidlo L.: Vysokoteplotní supravodiče a jejich využití v konstrukci magnetických ložisek. Diplomová práce, ČVUT- FEL, Praha, 2008 (vedoucí Kuba J.) 2. Odehnal M.: Supravodivost a jiné kvantové jevy, Akademia, Praha, 1992 3. Jirsa M.: Supravodiče - hit blízké budoucnosti. Přednáška na ČVUT- FEL, Praha, 2006 4. Mayer D.: Magnetická levitace a její využití, Elektro, 2003/1, str. 4-12 5. Demachi K., Masaie I., Ichihara T., Kita M.: Rotation speed degradation of superconducting magnetic bearing made unsymmetrical shaped YBCO bulks. Physica C: Superconductivity, Volume 426-431, Part 1, October 2005, pp. 826-833 6. Matveev V., Nizhelskiy N., Poluschenko O.: Force and stiffness characteristics of superconducting bearing prototype. Physica C: Superconductivity, Volume 416, Issues 1-2, November 2004, pp. 17-24 Autor Doc. Ing. Jan Kuba, CSc.; Katedra elektrotechnologie, Fakulta elektrotechnická, České vysoké učení technické v Praze; Technická 2, 166 27 Praha 6; e-mail: [email protected]
158
Lamináty s kevlarovou výztuží v elektrotechnice Kučerová E. – FEL ZČU Plzeň Anotace The laminates are important part of all electrical devices, machines and applications. Glass reinforced laminates are commonly used at these technical areas. The kevlar reinforced laminates takes a place at constructions of electrical devices at the present as well. It is due to the superior mechanical properties of kevlar fibres. The aim of the study is to verify the electrical properties of kevlar reinforced composites and to verify its applications possibilities in electrical engineering area.
Úvod Mezi perspektivní a stále se vyvíjecí materiály patří kompozity. Svoje uplatnění nacházejí ve všech oborech a v praxi jsou využívány jak dvousložkové tak vícesložkové v závislosti na požadovaných vlastnostech a funkci. V současné době jsou běžně dostupné v různých provedeních a složení. Velmi často se jedná o kvalitní materiály elektroizolačního charakteru, jejichž složky jsou na bázi anorganických a organických materiálů. Na našem pracovišti se věnujeme studiu kompozitních materiálů již řadu let. Kompozity v elektrotechnice V silnoproudé elektrotechnice nachází uplatnění zejména třísložkové kompozity, které v elektrických strojích plní funkci hlavního izolačního systému. V těchto systémech je jako výztuž nejčastěji použita skleněná tkanina, která velmi dobře vyhovuje jak po stránce mechanické tak i po stránce elektrické. Plnivem, které zlepšuje elektrické vlastnosti materiálu, je obvykle rekonstruovaná slída. Jako pojivo se nejčastěji používá epoxidová pryskyřice, pro vyšší teplotní třídy pak silikonová pryskyřice. V slaboproudé elektrotechnice je neznámější aplikací kompozitů výroba desek pro plošné spoje. Jedná se o dvousložkové kompozity – lamináty, které jsou velmi často tvořeny skleněnou tkaninou a modifikovanou epoxidovou pryskyřicí. Složení se může lišit v závislosti na místě aplikace a podmínkách prostředí. Na našem pracovišti jsem zjišťovali elektrické a mechanické vlastnosti laminátů pro různé varianty provedení jednotlivých složek, ale naše pozornost byla zaměřena zejména na uvedený skelný laminát s epoxidovou pryskyřicí. V současné době, kdy se ve všech technických oborech projevuje tendence miniaturizace součástek i celkového provedení výrobků, se klade důraz zejména na zachování požadovaných vlastností i při minimálních rozměrech. Proto se předmětem našeho studia stal laminát, jehož nosnou složkou je kevlar a pojivem osvědčená epoxidová pryskyřice. Kevlar byl zvolen pro svoje známé výborné mechanické vlastnosti. Dnes se používá všude tam, kde je třeba mimořádně vysoké pevnosti a výjimečné teplotní stability. Jedná se o aramid, který ve formě samotného vlákna je citlivý na sluneční záření, vlhkost a salinitu, je odolný vůči odření, teplu a organickým rozpouštědlům, je nevodivý, špatně zápalný, dobře zpracovatelný při zvýšených teplotách a má vysokou pevnost a vysoký Youngův modul pružnosti. Když se použije jako tkaný materiál, dá se aplikovat i pod vodou. K dosud používaným průmyslovým aplikacím Kevlaru 29 patří kabely a náhrady asbestu, protože má velmi dobrou odolnost proti vysokým teplotám, zachovává si svou pevnost a pružnost i při kryogenních teplotách (–96 °C) a dokonce je o něco pevnější při nízkých teplotách. Při vysokých teplotách nad 160 °C se pevnost v tahu postupně snižuje vždy po určité prodlevě na příslušné teplotě (např. při 160 °C se snížení pevnosti o 10 % projeví po 500 hodinách, při 260 °C se snížení pevnosti o 50 % projeví po 70 hodinách) [1].
159
Měření a získané výsledky V rámci studia laminátů jsme dosud nezjišťovali, zda se kevlarový laminát osvědčí i z hlediska elektrických vlastností, které jsou požadovány pro lamináty v elektrotechnických aplikacích. Pro tuto studii jsme pro první přiblížení získali vzorky vyrobené ze tří vrstev kevlarové tkaniny a epoxidové pryskyřice. Laminát byl dodán ve formě tabule, kterou jsem rozřezali na vzorky o rozměrech 100×100 mm. Provedení laminátu s kevlarem bylo poněkud odlišné od provedení Lamplexu, neboť kevlarový laminát byl prosycen pryskyřicí jen z jedné strany, druhá strana neměla povrch zcela hladký, ale byl znatelný reliéf kevlarové tkaniny. Skelné lamináty byly prosyceny pryskyřicí oboustranně a byly oboustranně lisované, takže konečný povrch byl vyhlazený. Naše studie je pro nás prvním přiblížením pro hodnocení kevlarových laminátů a proto jsme uvedené odlišnosti ve vzorcích zanedbali. Pro hodnocení obou materiálů jsme se zaměřili na orientační zjištění vlastností, které jsou rozhodující pro elektroizolační materiály, tzn.: elektrickou pevnost, rezistivitu, ztrátový činitel v závislosti na frekvenci a na napětí. Abychom měli porovnání s běžně používaným skelným laminátem, proměřili jsme stejné vlastnosti i u vzorků materiálu Lamplex FR4. Tento materiál obsahoval 8 vrstev skleněné tkaniny a modifikovanou epoxidovou pryskyřici. Průměrná tloušťka „kevlarových“ vzorků byla 1,09 mm a „skelných“ vzorků 1,48 mm. Měření bylo provedeno s četností 10, jak pro rezistivity, tak pro elektrickou pevnost Lamplexu, kde jsme na každém vzorku provedli 1 průraz. Elektrickou pevnost kevlarových laminátů jsme měřili poněkud odlišně (vzhledem k povrchu vzorků) – na každém vzorku jsme provedli 5 průrazů a uvažovali pak jejich průměrnou hodnotu. Získané výsledky jsou uvedeny v následující tabulce a grafech. V tab.1 jsou uvedeny průměrné hodnoty povrchové a vnitřní rezistivity a elektrické pevnosti vzorků. materiál
povrchová rezistivita vnitřní rezistivita elektrická pevnost [Ω] [Ω.m] [kV/mm] 15 15 Kevlar 2,82.10 4,25.10 31,54 Lamplex 1,85.1015 4,16.1016 34,65 Tab.1: Průměrné hodnoty povrchové a vnitřní rezistivity a elektrické pevnosti vzorků
Z výsledků vyplývá, že povrchová rezistivita obou materiálů se příliš neliší, je v řádu 1015 Ω. Vnitřní rezistivita je u Lamplexu o řád vyšší než u kevlarového laminátu. Elektrická pevnost obou materiálů je srovnatelná. Relativní permitivita byla zjišťována v závislosti na frekvenci a na napětí. Jak je vidět na obr. 1 a 2, má kevlarový laminát vyšší, ale téměř konstantní hodnoty v obou případech. Ztrátový činitel v závislosti na napětí vykazuje u kevlarového laminátu také vyšší hodnoty a ještě při vyšších hodnotách napětí vzrůstá, zatímco u skelného laminátu je nižší a téměř konstantní (obr. 3). Závislost ztrátového činitele na frekvenci je zvláštní tím, že při hodnotách frekvence zhruba do 1 kHz je ztrátový činitel pro kevlarový laminát vyšší a dále se pak hodnoty ztrátového činitele obou materiálů přibližují (společné vzrůstají) a od frekvence 100 kHz je pak průběh téměř shodný.
160
6
lamplex
5
kevlar
εr [-]
4 3 2 1 0 0
500
1000
1500
2000
2500
U [V]
Obr. 1: Závislost relativní permitivity na napětí
lamplex
6
kevlar
5 εr [-]
4 3 2 1 0 0,01
0,1
1
10
100
1000
f [kHz]
Obr. 2: Závislost relativní permitivity na frekvenci 0,016 0,014 0,012 tg δ [-]
0,010 0,008 0,006
lamplex
0,004
kevlar
0,002 0,000 0
500
1000
1500 U [V]
Obr. 3: Závislost ztrátového činitele na napětí
161
2000
2500
0,018 0,016 0,014 tg δ [-]
0,012 0,010 0,008 0,006
lamplex
0,004
kevlar
0,002 0,000 0,01
0,1
1
10
100
1000
f [kHz ]
Obr. 4: Závislost ztrátového činitele na frekvenci. Závěr Kevlarové lamináty jsou materiály, které našly uplatnění v různých oborech. Výsledky, které jsme získali při prvním ověření elektrických vlastností napovídají, že tento kompozit by mohl být s úspěchem používám i pro elektrotechnické aplikace, kde by plnil funkci elektroizolačního materiálu. Poděkování Příspěvek vznikl v rámci řešení výzkumného záměru MSM číslo 49777513110 „Diagnostika iterativních dějů v elektrotechnice“. Literatura 1. http://www.odetka.cz/net20/cz/specmat_kevlar.aspx. Autoři Doc. Ing. Eva Kučerová, CSc.; Oddělení elektrotechnologie, Katedra technologií a měření, Fakulta elektrotechnická, Západočeská univerzita v Plzni; Univerzitní 26, 306 14 Plzeň; e-mail: [email protected]
162
Modifikovaná elektricky vodivá lepidla Mach P. – FEL ČVUT Praha Anotace Electrically conductive adhesives are nature friendly joining materials with continuously growing importance in the area of electrical engineering. They are used for electronics assembly of temperature sensitive components, which could be damaged by the temperature used for soldering, for montage of integrated circuits, for fabrication of interconnections in photovoltaic panels, for fast repairs of damaged conductive joints. Electrically conductive adhesives have, in comparison with solders, worst electrical conductivity. Some methods tested for improvement of electrical conductivity of these adhesives including results of these tests are presented in this paper. It has been found that it is possible to improve electrical conductivity of electrically conductive adhesives on a level comparable with electrical conductivity of solders.
Úvod Elektricky vodivá lepidla jsou jednou z možných variant náhrady olovnatých pájek, jejichž užívání není v Evropské unii doporučeno od 1. července 2006 směrnicí RoHS. Elektricky vodivá lepidla jsou však jak svou podstatou, tak vlastnostmi, významně odlišná od pájek. Zatímco pájené spoje mohou být vystaveny prostředí se zvýšenou vlhkostí bez nebezpečí porušení spoje a změn jeho vlastností, lepidla jsou k vlhkosti velice citlivá, lepidla neumožňují automatické vystředění součástek jako při pájení přetavováním apod. Je možné nalézt mnoho odlišností v kvalitě lepených a pájených spojů. Obecně je možné konstatovat, že vlastnosti pájených spojů jsou téměř vždy lepší, nebo výrazně lepší, než vlastnosti spojů lepených. Také cena lepidel výrazně převyšuje cenu bezolovnatých pájek. Přesto však existují aplikace, ve kterých je použití elektricky vodivých lepidel nezastupitelné. Těmi jsou např. technologie COG (CHip on Glas) nebo COF (CHip on Foil) užívané pro montáž LCD displejů, technologie montáže některých typů integrovaných obvodů, rychlé opravy vodivých spojů apod. Jednou z významných nevýhod lepidel ve srovnání s pájkami, je jejich elektrická vodivost, která je o dva i tři řády nižší. Proto jsou hledány cesty, jak elektrickou vodivost lepidel zvýšit. Struktura elektricky vodivých lepidel Základními složkami elektricky vodivých lepidel jsou izolační matrice a vodivé částice. Izolační matrici tvoří většinou reaktoplastické pryskyřice (nejčastěji epoxidové, silikonové či polyamidové), je také ověřováno užití termoplastických pryskyřic. Jako vodivé částice jsou užívány částice ze stříbra, částice zlaté, niklové, grafitové či polymerové s elektricky vodivým povlakem. Vodivá lepidla se zlatými částicemi mají nejlepší elektrické vlastnosti, ale jsou velmi drahá. Lepidla obsahující jako plnivo stříbrné nebo zlaté částice mají také dobrou tepelnou vodivost, a proto se využívají v aplikacích, kdy je vyžadována nejen dobrá elektrická vodivost lepidla, ale také dobrá tepelná vodivost. Základní teorie jejich vodivosti elektricky vodivých lepidel Elektricky vodivá lepidla mohou být vyrobena s izotropní elektrickou vodivostí a s anizotropní elektrickou vodivostí. Elektrická vodivost lepidel s izotropní vodivostí jsou zpravidla plněna vodivými šupinkami s rozměry od několika do 15 μm. Plnění těchto typů lepidel vodivými částicemi
163
bývá v rozmezí 60 až 80 % (váhových). Vodivost mezi částicemi je dána zejména tunelováním. Obecně se odpor lepeného spoje skládá z následujících složek. 1. Odporu částice plniva: RM = RM 0 (1 + α ⋅ ΔT )
(1)
2. Odporu tunelování: RT = RT 0 exp( Bw + E c / kT )
(2)
3. Přeskokového odporu R H = R H 0 exp 4(T0 / T ) 1/ 4
(3)
Zde α…teplotní koeficient odporu vodivých částic (K-1), ΔT = T – T0, w…šířka izolační bariéry mezi vodivými zrny, T …absolutní teplota, při které je odpor změřen, Ec…energie náboje nebo aktivační energie E = e2/8πεizol(1/r-1/ (r+w)), k…Boltzmannova konstanta, přeskokový koeficient a je roven T0 = 4vcα3/ρk, r…vzdálenost, T0…Mottův B = 2 (2m*ψ/h)1/2, kde m∗ je efektivní hmotnost částice, ψ je vlnová funkce a h je Planckova konstanta. Všechny tyto vodivostní mechanismy se uplatní v celkovém odporu kompozitu, který je pak vyjádřen takto: R MTH = R MZM RTZT R HZH
(4)
Zde ZM, ZT a ZH jsou statistické váhové koeficienty jednotlivých účastníků. Tyto koeficienty musí splňovat vztah:
Z M + ZT + ZH = 1
(5)
Elektricky vodivá lepidla s anizotropní elektrickou vodivostí jsou zpravidla plněna kulovými částicemi o rozměrech několika μm. Princip vodivosti anizotropně vodivého lepidla je uveden na obr. 1. U těchto typů lepidle hraje dominantní roli deformace vodivých částic sevřených mezi připojovací plošku a kontakt součástky. Mechanizmy, které se podílejí na výsledné vodivosti spoje vytvořeného elektricky vodivým lepidlem s anizotropní vodivostí jsou uvedeny na obr. 2. Plnění vodivými částicemi zde bývá mezi 8 až 15 % (váhovými). Protože anizotropně vodivých lepidel se také užívá pro montáž integrovaných obvodů s malou roztečí vývodů, jsou tato lepidla dodávána také jako fólie. Fólie se přiloží na desku plošného spoje a integrovaný obvod se namontuje za zvýšené teploty a tlaku. U integrovaných obvodů s malou roztečí vývodů je tato technika daleko efektivnější, protože zde není umožněn vznik spojů mezi vedlejšími vývody integrovaného obvodu. Techniky zlepšení elektrické vodivosti lepidel Pro zvýšení elektrické vodivosti lepených spojů realizovaných elektricky vodivými lepidly se užívá různých technik [1] . Jednou z nich je výběr vhodného tvaru vodivých částic. Příklady některých typů vodivých částic jsou na obr. 3 až 5 [2].
164
Obr. 2: Mechanizmy podílející se na vodivosti Obr. 1: Princip elektricky vodivého lepidla elektricky vodivého lepidla s anizotropní elektrickou s anizotropní elektrickou vodivostí vodivostí
Obr. 3: Stříbrné šupinky
Obr. 4: Pozlacené Cu částice
Obr. 5: Bazaltová vlákna pokrytá stříbrem
Další technikou je doplňování lepidel nanočásticemi vhodného tvaru (nanokuličkami, nanodrátky, nebo nanotrubičkami), viz obr. 6 až 8 [2]. Hlavní myšlenka zde je ta, že nanočástice vytvoří dodatečné můstky mezi mikročásticemi, tím vzroste hustota vodivé sítě a klesne její elektrický odpor.
Obr. 6: Stříbrné nanokuličky
Obr. 7: Stříbrná nanovlákna
Obr. 8: Uhlikové nanotrubičky
Další možností, která byla ověřována, je intenzivní míchání lepidel před jejich aplikací. Mícháním vznikají smykové síly, které uvolní ionty rozpouštědla, které obklopují vodivé částice. Tím vzroste pravděpodobnost aglomerace částic. Kromě rotačního míchání (13000 ot./min) bylo ověřováno také míchání ultrazvukové. Podobné účinky mají také Ag+ ionty, které vytvoří můstky mezi mikročásticemi a zvýší elektrickou vodivost lepidla.
165
Naměřené výsledky a závěr Na obr. 9 jsou uvedeny výsledky testování u dvou typů lepidel na bázi bisfenol epoxidové pryskyřice plněné 75 % (váhovými) Ag šupinek, ve dvou případech byla část Ag šupinek nahrazena 10 % a 30% Ag nanočástic (kuličky, průměr 80 nm). Lepidlo AX20 bylo jednosložkové, lepidlo X12LVT dvousložkové.
350000
Graf. 12 Vliv jednotlivých technik na finální konduktivitu lepidel Vliv vybraných technik na konduktivitu lepidel
310000
Konduktivita (S/m)
270000 230000 190000 150000 110000 70000 30000 -10000
Prímé vytvrzení
Ultrazvukové míchání (t = 60s)
Rotacní míchání 60s) t == 60s
13000 ot/min AX20+10%nano
Aplikované techniky AX20+30%nano X12LVT
(t
Zvýšení iontové koncentrace
(doplnění AgNO3)
AX20
Obr. 9: Výsledky některých úprav lepidel testovaných pro zvýšení jejich elektrické vodivosti [3]
Výsledky jednotlivých úprav ukazují, že velmi významnou operací pro zvýšení elektrické vodivosti lepidel je rotační míchání před aplikací lepidla. Ultrazvukové míchání nevedlo ke zvýšení vodivosti, doplnění AgNO3 mělo za následek zlepšení vodivosti u dvou typů lepidel. Tato práce vznikla za podpory výzkumného záměru „Diagnostika materiálů“ MSM 6840770021. Literatura 1. Heimann, M., Lemm, J., Wolter, K-J.: Experimental Investigation of Karbon Nanotubes/Epoxy Composites for Electronic Applications. XXXI International Conference of IMAPS Poland, Rzeszów, 2007, pp. 55 – 61, ISBN 978-83-917701-4-6 2. Mach, P., Radev, R.: Fillers Used in Electrically Conductive Adhesives – A Short Review of the State of the Art. SIITME 2008, pp. 267 – 270, ISSN 1843-5122 3. Richter, L.: Diplomová práce. ČVUT FEL Praha, 2007 Autor doc. Ing. Pavel Mach, CSc.; Katedra elektrotechnologie, Fakulta elektrotechnická ČVUT v Praze, Technická 2, 16627 Praha 6, e-mail: [email protected]
166
Analýza I(t) závislosti počas štrukturalizácie magnetických nanočastíc v magnetickej kvapaline Marton K. – FEI TU Košice, Tomčo L. – LF TU Košice, Cimbala R. – FEI TU Košice, Koneracká M., Kopčanský P., Timko M. – UEF SAV Košice Anotace The previous experiments were devoted to observation of structuralization processes in magnetic fluids in dependence on time at constant value of homogenous magnetic fields. The average value of clusters of magnetite particles reached stabilized length that depended on volume concentration of magnetite particles in magnetic fluids. This work is oriented on observation and explanation of anomaly on dependences of current intensity (I) on time (t) in magnetic fluids with help of observation of structuralization processes results at respecting of space charge. This anomaly was detected at upper concentration of magnetite particles (>1%) on I(t) dependences in given time region that characterizes the change of energetic conditions in magnetic fluids.
Úvod Bolo dokázané [1], že po aplikácii magnetického poľa dochádza v magnetickej kvapaline (MK) k zhlukovaniu magnetických nanočastíc (Fe3O4-magnetit) a vytváraniu tzv. klastrov, ktoré majú podobu retiazok (obr.1). Veľkosti klastrov závisia od objemovej koncentrácie magnetitových nanočastíc v magnetickej kvapaline a po určitej dobe ( približne 80-100 s) dosahujú maximálne hodnoty.
1a) 1b) Obr. 1: Klastre magnetických nanočastíc pozorovaných elektrónovým (1a) a optickým mikroskopom (1b). V [5] bola sledovaná štrukturalizácia magnetických častíc pomocou optického mikroskopu. Pozorované boli závislosti priemerných dĺžok klastrov od času pri rôznych koncentráciách magnetitových nanočastíc (obr.2). 300
Average Length [μm]
250 200 150
φ = 0.01 φ = 0.02
100 50 0 0
50
100
150
200
Time [s]
Obr. 2: Závislosť priemernej dĺžky klastrov nanočastíc od času pri B = 10 mT.
167
Cieľom tejto práce bolo sledovanie súvislosti medzi štrukturalizačnými javmi v magnetickej kvapaline a jej elektrickou vodivosťou pri pôsobení kombinovaného elektrického a magnetického poľa. Vodivosť magnetických kvapalín vo vzťahu k štrukturalizácii nanočastíc V experimentoch boli sledované vodivostné pomery v magnetickej kvapaline pri objemových koncentráciách (Φ) v intervale od 0,19 % do 3,2 % pri jednosmernom a striedavom napätí [2]. Jav magnetodielektrickej anizotropie bol meraný pri rôznych orientáciách elektrického a magnetického poľa (B = 0, E||B a E⊥B) a pri premenlivej hodnote elektrického poľa. Elektrická vodivosť magnetických kvapalín po prekročení 1% objemovej ⎛ dγ ⎞ ⎛ dγ ⎞ koncentrácie stúpala miernejšie ( ⎜ ⎟ < ⎜ ⎟ ), pričom sa zreteľnejšie prejavila ⎝ dc ⎠1% ⎝ dc ⎠ 0,5% magnetodielektrická anizotropia. Meranou veličinou bol elektrický prúd tečúci magnetickou kvapalinou, ktorý je úmerný jej vodivosti. Pozorovaná bola anomália na I(t) závislosti, ktorá pri konštantnom napätí v určitej časovej oblasti súvisela s procesom vzniku, rastu a stabilizácie retiazok magnetických častíc v aplikovanom magnetickom poli (obr. 2). Priebeh závislosti I(t) veľmi citlivo reaguje na elektrofyzikálne zmeny v MK, čo sa prejavuje najmä pri dynamike formovania klastrov prudkým nárastom prúdu a jeho následným poklesom na hladinu vodivostného prúdu. 3,5 3
Prúd [uA]
2,5 2 1,5 1 0,5 0 0,1
1
10
100
1000
Čas [s]
Obr. 3: Časová závislosť jednosmerného elektrického prúdu tečúceho magnetickou kvapalinou (Φ = 1%, d = 0,1 mm, E||B, E = 106 V/m, B = 40 mT) . Matematický sa tento jav dá vyjadriť súčtom dvoch rovníc vyjadrujúcich exponenciálny priebeh prúdu, ktorý je daný sumáciou prúdov jednotlivých zložiek magnetickej kvapaliny [3] t
n − U ic = + ∑ I mi .e τi , (1) R i i=1 kde ic je celkový prúd ako makroskopický prejav na sebe nezávislých polarizačných procesov v izolačnej kvapaline, U je aplikované jednosmerné napätie, Ri je izolačný odpor po nekonečne dlhom čase, Imi je amplitúda i-tej zložky elementárneho prúdu a τi je časová relaxačná konštanta i–tej zložky prúdu. Matematicko-fyzikálnou analýzou bolo dokázané, že funkcia superponovaná na sumáciu exponenciálnych závislosti sa dá vyjadriť vzťahom [4]
168
t − ⎞ ⎛ −τt τ2 ⎟ 1 ⎜ i (t ) = I 0 . e + e , (2) ⎜ ⎟ ⎝ ⎠ kde I0 je amplitúda „dlhej“ impulznej vlny a τ1, τ2 sú časové konštanty. Táto rovnica vyjadruje prúdovú impulznú vlnu s aperiodickým priebehom a bola zostavená na základe RLC modelu sledovaného obvodu. Uvedená úvaha platí pre oblasť na rozhraní slabých (106 V/m) a silných (107 V/m) elektrických polí. Ak proces sledujeme v slabom (neionizujúcom) elektrickom poli, tak anomália na I(t) závislosti je málo výrazná (obr. 4). Analýza tiež ukázala príspevok prúdovej impulznej vlny. 1,1
1,05
Prúd [uA]
1
0,95
0,9
0,85
0,8 0,1
1
10
100
1000
Čas [s]
Obr. 4: Anomália na I(t) závislosti pri E = 105 V/m (Φ = 1%, B = 40 mT, E||B).
μ
Pred začiatkom vzniku klastrov bolo pozorované zvlnenie na I(t) závislosti, čo je spôsobené počiatku „nepokoja“ počas usporadúvania sa magnetických častíc. Amplitúda I0 oproti svojej predchádzajúcej hodnote bola znížená približne na polovicu(obr. 5).
Obr. 5: Príspevok I(t) závislosti ku vzniku anomálie pri rôznych polohách vektorov E a B, vzdialenosti d = 1 mm a E = 105 V/m. Ďalšia etapa výskumu bola venovaná sledovaniu energie vynaloženej na proces štrukturalizácie. Skúmaná bola magnetická kvapalina s koncentráciou 1 % v homogénnom magnetickom poli ( B = 40 mT) pri dvoch hodnotách elektrického poľa E1 = 106 V/m a E1 = 105 V/m. Priebehy Wes = f(t) sú znázornené na obr. 6. Je zrejmé, že na začiatku štrukturalizačného procesu pri E||B bol zaznamenaný prudký nárast energie Wes, ktorý je
169
spojený so spontánnym formovaním sa nanočatíc do klastrov v časovom intervale 1-6 s. Po tomto čase sa dĺžka klastrov postupne stabilizuje a dochádza ku saturácii energie, čo zodpovedá pozorovanej časovej závislosti rastu klastrov (obr. 2). 1400 1200
Energia [uW]
1000 800 600 E=100kV/m E=1 MV/m
400 200 0 0
5
10
15
20
25
30
35
Čas [s]
Obr. 6: Časová závislosť energie v priebehu štrukturalizácie (Φ = 1 %, d1 = 0,1mm, d2 = 1 mm, E1 = 105 V/m, E2 = 106 V/m, B = 40 mT) . Záver Bola vyslovená hypotéza, podľa ktorej štrukturalizácia magnetických nanočastíc v magnetickej kvapaline umiestnenej v homogénnom magnetickom poli je v súlade s transportnými javmi prebiehajúcimi v nej pri prechádzaní elektrického prúdu. Doba pozorovaných anomálií na I(t) závislostiach v magnetických kvapalinách je v súlade s dobou tvorby klastrov v nich. Tieto javy sú pozorované aj v neprítomnosti magnetického poľa. Ich analogické účinky súvisia s mobilitou elektricky nabitých častíc, ktoré pri svojom pohybe sa stávajú zdrojmi elementárnych magnetických polí. Pri vyššej objemovej koncentrácii magnetitových častíc sa pozorovaný jav zosilňuje. Pri nižších koncentráciách (Φ < 1 %) sa v magnetickej kvapaline neuplatňujú väzby medzi časticami, čo má podstatný vplyv na ich vlastnosti. Popísaná anomália na I(t) závislostiach v týchto kvapalinách nebola pozorovaná. Literatúra 1. Tomčo L, Marton K, Herchl F, Kopčanský P, Potočová I, Koneracká M, Timko M: Physica Status Solidi (c) Vol. 3, no. 1, p. 195, 2006. 2. Marton K, Tomčo L, Herchl F, Cimbala R, Koneracká M, Kopčanský P, Timko M: Konduktivita magnetických kvapalín na báze transformátorového oleja, Zborník „Nové smery v diagnostike elektrických strojov“, FE ŽU Žilina, 2008. 3. Cimbala R: Starnutie izolačných systémov, Vydavateľstvo TU, Košice, 188 str., 2007. 4. Marton K: Proc.43. Internat.Wiss.Colloquium, Band 4., Seite 281, TU ILMENAU,1998. 5. Tomčo L: Habilitačná práca, PF UPJŠ, Košice, 2008. Autori prof. Ing. Karol Marton, DrSc.; doc. Ing. Roman Cimbala, PhD.; Faculty of Electrical Engineering and Informatics, Technical University, Letná 9, 042 00Košice, Slovakia; e-mail: [email protected], [email protected] doc. RNDr. Ladislav Tomčo, PhD.; Faculty of Aeronautics, Technical University, Rampová 7, 041 21 Košice, Slovakia; e-mail: [email protected] Ing. Martina Koneracká, CSc.; doc. RNDr. Peter Kopčanský, CSc.; RNDr. Milan Timko, CSc.; Institute of Experimental Physics, Slovak Academy of Sciences, Watsonova 47, 040 01 Košice, Slovakia; e-mail: [email protected], [email protected], [email protected]
170
Vliv degradace elektroizolačního materiálu na parametry reakční kinetiky Mentlík V., Sušír J., Polanský R., Prosr P. – FEL ZČU Plzeň Anotace Information about insulating materials in the electrical technology diagnostics is more and more important. Insulating materials are exposed to various stresses and we need to study and predicate behavior of these materials. Structural analyses are very important in these cases. By the help of structural analyses we can obtain very accurate values of physical parameters. These physical parameters give us information about changes in the structure of the material. This paper deals with reaction kinetics of the insulating material witch was exposed to the thermal stress. Thermograms in this paper were obtained by the help of simultaneous thermal analyzer SDT Q600.
Úvod Díky moderním technologiím a stále lepšímu přístrojovému vybavení jsme schopni velmi přesně analyzovat stav materiálu na úrovni jeho struktury. Na základě takto získaných informací můžeme zpětně ovlivňovat způsob výroby, analyzovat aktuální stav materiálu i predikovat chování při jeho namáhání. Termické analýzy jako zástupci širší kategorie strukturálních analýz jsou v takovém případě nezastupitelné. Volbu konkrétních metod je nutné činit především s ohledem na druh materiálu a parametry, které chceme analyzovat. V případě této práce se jedná o termogravimetrickou analýzu a diferenční skenovací kalorimetrii. Existuje celá řada parametrů, které lze sledovat. Zde byly zvoleny dva z nejdůležitějších parametrů v oblasti reakční kinetiky a to aktivační energie daného reakčního procesu a předexponenciální faktor. Obecně lze při popisu reakční kinetiky vycházet z Guldberg – Waagova zákona podle následujícího vztahu[1]: d (m0 − m ) = k ⋅m, dt
(1)
který vyjadřuje skutečnost, že vstoupí-li do reakce m0 výchozích molekul, pak v průběhu reakce za čas t se jich m nezmění. Závislost rychlosti probíhajících reakcí k na teplotě vyjadřuje Arrheniův zákon podle vztahu (2). ⎛−E⎞ k = A. exp⎜ (2) ⎟, ⎝ RT ⎠
kde jednotky k jsou s-1; A – udává frekvenci střetávajících se molekul (předexponenciální faktor) / s -1 , E je aktivační energie (velikost energetické bariéry, kterou musí překonat molekuly vstupující do reakce) /kJ.mol-1, R je univerzální plynová konstanta 8,315 J.grad-1. T vyjadřuje teplotu při níž děj probíhá /K. Metodika výpočtu K výpočtu výsledných hodnot daných parametrů byl využit program vytvořený na naší katedře na základě normy ASTM E1641 – 07 (Standard Test Method for Decomposition Kinetice by Thermogravimetry). Po odečtení a zadání hodnot jsou automaticky vypočteny hodnoty aktivační energie, předexponenciálního faktoru a zobrazeny příslušné závislosti. Norma ASTM E1641 – 07 se zabývá využitím termogravimetrické analýzy k výpočtům parametrů reakční kinetiky. Analýzu vzorků je třeba provést pro minimálně čtyři různé
171
rychlosti ohřevu v rozmezí 1 až 10 K.min-1. Ke kalkulaci aktivační energie by mělo být využito několika různých úrovní dekompozice. Výsledné výpočty se týkají vždy dané úrovně (procentuálního úbytku) získané pro jednotlivé křivky. Jako 100 % uvažujeme úbytek pouze od reálného počátku do konce reakčního procesu, což je velmi důležité. Pro danou hladinu dekompozice sestrojíme tzv. Arrheniův diagram. Ten je tvořen závislostí logaritmických hodnot rychlostí ohřevu na reciprokých hodnotách teplot, které přísluší jednotlivým hladinám úbytků. Ze směrnice lineární náhrady této závislosti získané metodou nejmenších čtverců vychází další výpočty parametrů. Pro aktivační energii platí vztah dle ASTM E1641 – 07: E=−
R Δ(log β ) , . b ⎛1⎞ Δ⎜ ⎟ ⎝T ⎠
(3)
kde E je aktivační energie J.mol-1, R je molární plynová konstanta 8,314 /J·K-1·mol-1, b je aproximační konstanta viz Tabulka 1 z [2], β je rychlost ohřevu /K.min-1, T je teplota při konstantní úrovni dekompozice /T, přičemž část (4) představuje směrnici přímky získané z Arrheniova diagramu: Δ (log β ) ⎛1⎞ Δ⎜ ⎟ ⎝T ⎠
(4)
Nejprve vypočteme předběžnou hodnotu aktivační energie (pro b = 0,457) a následně dle vztahu (5) hodnotu konstanty b upřesníme viz Tabulka 1 ve [2]. Ec , R.Tc
(5)
kde Ec představuje předběžný výpočet aktivační energie, Tc je střední teplota /K-1. Pro výpočet hodnoty předexponenciálního faktoru lze využít vztah (6): ⎛ β' A = −⎜⎜ ⎝ Er
⎞ ⎟⎟.R. ln (1 − α ).10 a , ⎠
(6)
kde A představuje předexponenciální faktor /s-1, β’ je střední rychlost ohřevu /K.min-1, Er je výsledná aktivační energie, α je hodnota vybrané hladiny dekompozice /%, a je aproximační konstanta viz Tabulka 1 z [2]. Pro odhad nejistoty po výpočtu aktivační energie lze použít vztah (7): 2 ⎡ n.∑ (δy i ) δm = ⎢ 2 ⎢⎣ (n − 2 ). n.∑ xi2 − (∑ xi )
[
1
⎤2 ⎥ , ⎥⎦
]
(7)
Δ(log β ) δm δE , , n je počet hodnot viz Arrheniův diagram, xi je individuální = m E ⎛1⎞ Δ⎜ ⎟ ⎝T ⎠ hodnota x viz Arrheniův diagram, yi je individuální hodnota y viz Arrheniův diagram, δyi je
kde m = n.
172
nepřesnost individuální hodnoty y podle vztahu (8). Pro odhad nejistoty po výpočtu předexponenciálního faktoru lze použít vztah (9).[2]
δyi = y i − (m.xi − b ) δ ln A =
(8)
δA
1 ⎤ ⎡1 =⎢ + .δE A ⎣ E R.T ⎥⎦
(9)
Měření Zmíněné postupy byly využity na příkladu výpočtu aktivační energie a předexponenciálního faktoru u minerálního oleje (BTSi) vystaveného tepelnému stárnutí po dobu 3000 hodin při 90 °C. Izolační kapalina byla analyzována simultánním termickým analyzátorem SDT Q600. Vzorky byly podrobeny ohřevu s lineárními teplotními programy o rychlostech nárůstu teploty 2, 4, 6, 8 °C.min-1 do teploty 300 °C.min-1. Měření bylo prováděno ve vzduchové atmosféře. Obrázek 1 znázorňuje naměřené průběhy TGA pro olej BTSi. Obrázek 2 zobrazuje závislost logaritmických hodnot rychlostí ohřevu na reciprokých hodnotách teplot pro jednotlivé hladiny rozkladu. Tabulka 1 zobrazuje výsledné hodnoty vypočtených parametrů E a A spolu s nejistotami při jednotlivých hladinách rozkladu. Je vidět, že se aktivační energie s narůstajícím stupněm dekompozice příliš nemění. Při nejnižším stupni rozkladu můžeme pozorovat jistý rozdíl, který je pravděpodobně způsoben mírně odlišným typem chemické reakce. V rámci vyhodnocovaných stupňů dekompozice (α /%) vykazoval olej v dodaném stavu na 1 %; 2,5 %; 5 %; 10 % a 20 % úrovních aktivační energie o hodnotách 73,9; 69,1; 67,6; 66,9 a 67,1 /kJ.mol-1.[3] E /kJ.mol-1 73,65 69,69 68,23 67,59 68,07
α /% 1 2,5 5 10 20
δE -0,12 -0,12 -0,11 -0,11 -0,10
A /s-1 2855311,29 795995,45 520839,76 429984,83 570519,85
δA -7927,93 -2030,43 -1222,35 -948,95 -1147,19
Tab. 1: Výsledné hodnoty vypočtených parametrů pro olej BTSi 120 ––––––– –––– ––––– ·––– – –
100
BTS - 2 °C/min BTS - 4 °C/min BTS - 6 °C/min BTS - 8 °C/min
Hmotnost /%
80
60
2 /°C.min-1
40
8 /°C.min-1
20
0
-20
0
50
100
150
200
250
Teplota /°C
Obr.1: TGA průběhy oleje BTSi pro různé rychlosti ohřevu
173
300
1 2,5%
0,9
5%
0,8
10% log v [°C.min-1]
0,7
20%
0,6 0,5 0,4 0,3 0,2 0,1 0 0,0022 0,0023 0,0023 0,0024 0,0024 0,0025 0,0025 0,0026 0,0026 0,0027 0,0027 1/T [K-1]
Obr.2: Arrheniův diagram Závěr Přesnost výpočtů je závislá na kvalitě pořízených termogramů a tedy i na druhu analyzovaného materiálu a přípravě vzorku. Jak norma sama uvádí, nejvhodnější využití je v případech jednokrokových reakcí. Termogram analyzovaného kapalného izolantu má téměř učebnicový průběh. Pokud ovšem budeme analyzovat například vybraný reakční proces vícesložkového pevného izolačního systému, pak se může získání výsledků značně komplikovat.
Tato práce je součástí prací na výzkumném záměru Ministerstva školství, mládeže a tělovýchovy České republiky, MSM 4977751310 – Diagnostika interaktivních dějů v elektrotechnice. Literatura 1. Mentlík, V., Polanský, R., Prosr, P.: Termoanalytická diagnostika dielektrik, Výzkumný záměr MŠMT ČR MSM 4977751310 - dílčí zpráva, ZČU, FEL, KET, Plzeň, 2006 2. ASTM E 1641-07 „Standard Test Method for Decomposition Kinetics by Thermogravimetry“. ASTM International, 2007 3. Mentlík, V., Polanský, R., Prosr, P.: Influence of Temperature Aging on Oxidation Stability and Activation Energy of Insulating Liquids. In 2008 Annual Report Conference on Electrical Insulation and Dielectric Phenomena. Québec City : IEEE DEIS, 2008. s. 52-55. ISBN 978-1-14244-2549-5. Autoři prof. Ing. Václav Mentlík, CSc., Ing. Josef Sušír., doc. Ing. Radek Polanský, Ph.D., Ing. Pavel Prosr, Ph.D; Oddělení elektrotechnologie, Katedra technologií a měření, Fakulta elektrotechnická, Západočeská univerzita v Plzni; Univerzitní 8, 306 14 Plzeň, e-mail: [email protected], [email protected], [email protected], [email protected]
174
Životnost alternativních elektroizolačních kapalin pro transformátory Mentlík V., Trnka P., Pihera J., Polanský R., Prosr P. – FEL ZČU Plzeň Abstract Power transformers are reliable high performance electrical machines. The reliability of the power transformer is directly linked to the electrical insulation reliability. Well known and long time used paper-oil insulation system stands on the threshold of a new era. Due to the international agreements and environmental requirements it is compulsion to substitute petroleum based oils with synthetics or vegetable fluids. This brings us to the problem of the new insulating fluids diagnostics under various stresses. What are the differences between petroleum-based and new insulating systems is the main topic of the paper.
Úvod Obecně lze říci, že izolační systémy transformátorů velkých výkonů se skládají z pevné složky – transformátorového papíru (lepenky) a izolační tekutiny. Je zřejmé, že kapalná složka izolačního systému olej-papír má významný vliv na vlastnosti celého izolačního systému. Kapalná složka ovlivňuje životnost izolačního systému, schopnost přenosu ztrátového tepla a elektroizolační vlastnosti. Běžně používanými jsou izolační tekutiny na bázi ropných uhlovodíků, ale snaha je používat i jiné, ekologicky nezávadné oleje. Minerální oleje jsou multikomponentní směsi ropných uhlovodíků se specifickými body varu. Tyto oleje jsou získávány rafinací z ropy. Existuje ovšem řada způsobů rafinace, které jsou závislé na požadovaném produktu, a to jak na jeho kvalitě, kvantitě. Závislé jsou též na zdrojích ropy. V praxi je nutno rafinační proces upravovat ať už z důvodů požadovaných změn parametrů produktu, nebo kvůli změnám složení dodávané ropy. Jednotlivé ropné zdroje po celém světě poskytují ropu různého složení. Výběr vhodného zdroje je tedy klíčovým i pro kvalitu finálních produktů. To záleží na mnoha faktorech včetně dostupnosti, ceny, kvality, množství a geopolitickém uspořádání. Prvním krokem rafinace je destilace, kdy se jednotlivé složky ropy v destilační koloně separují a rekondenzují podle bodů varů jednotlivých složek. Těžší a viskóznější složky jsou zachytávány ve spodní části kolony. Lehčí komponenty s nižším bodem varu se zachytávají ve vyšších částech kolony a do horní části přichází proud plynů známý jako LPG (Liquefied Petroleum Gas). Některé separované složky nyní mohou podstoupit další kroky jako je odstranění síry při hydroprocesech. Konečným procesem bývá mixování separovaných uhlovodíků ve vhodných koncentracích pro dosažení požadovaných vlastností finálního produktu – izolační olej pro transformátory. Někdy jsou takto získané kapaliny označovány jako syntetické, ovšem minerálního původu. Přestože již jsou k dispozici syntetické izolační kapaliny a bylo dosaženo pokroků při nasazování izolačních kapalin na rostlinné bázi, minerální oleje si nadále uchovávají přední místo na trhu díky své dostupnosti, ceně a přijatelným dielektrickým vlastnostem. Podobné složení jako minerální oleje mají syntetické estery poly-funkčních alkoholů. Estery po syntéze často mění své chemické vazby což vede k mírné variabilitě finálních produktů. Technické požadavky musí respektovat jejich chemické složení. Estery s podobnými izolačními vlastnostmi mohou být rozdílné z hlediska jiných vlastností [5]. Syntetickým olejem myslíme směs chemických sloučenin, které se v ropě běžně nevyskytují. Existuje několik možností jak syntetické estery získávat. Jeden z nich je FischerTropschův proces, který je založen na konverzi CO2, CO a CH4 na kapalné uhlovodíky
175
různých forem. Tento proces byl vyvinut a intenzivně využíván za druhé světové války. Dalším používaným procesem je např. syntéza esterů z vysoce viskózních složek ropy. Při tom je používáno množství rozličných hydrogenačních postupů. Tento proces je využíván zejména v Kanadské provincii Alberta. Hlavní nevýhodou většiny syntetických izolačních kapalin je vysoká cena. Ta je většinou dva až čtyřikrát větší v porovnání s minerálními oleji. Další nevýhoda je v jejich potenciální dekompozici v některých chemických prostředích. Budoucnost syntetických esterů leží v nových technologiích přípravy založených na obnovitelných zdrojích. V práci [6] je popsán postup získání syntetických esterů z olejů rostlinného původu. Rostlinné oleje jsou jednodušší směsi sloučenin s podobným chemickým složením a vysokým bodem varu. Chemicky jsou podobné syntetickým esterů, kdy obě tyto skupiny tvoří kombinace organických kyselin a alkoholů. Mohou obsahovat triglycerid (formovaný molekulou glycerolu, kombinovaného s mastnou kyselinou na každém konci OH skupiny) a směsí nasycených a nenasycených mastných kyselin. Nasycené mastné kyseliny neobsahují dvojné vazby mezi uhlíkovými atomy řetězce. Jsou proto saturovány vodíkovými atomy. Mastná kyseliny je tvořena karboxylovou kyselinou a to buď nasycenou nebo nenasycenou. Většina mastných kyselin je nenasyceného typu, což zapříčiňuje nízkou viskozitu. Názory na používání rostlinných olejů v transformátorech se velmi liší. Jako příklad jsou uvedeny následující citace: “Oleje živočišného a rostlinného původu se nepoužívají (myšleno v transformátorech) z důvodu obsahu mastných kyselin při ohřevu, což způsobuje degradaci celulózového papíru používaného jako izolace” [4]. “Přírodní estery mohou být použity v transformátorech středních výkonů až do přinejmenším 450 kV BIL (Basic Impulse Insulation Level) při použití konvenčního izolačního systému navrženého pro běžný minerální olej.” [1]. Jak bylo řečeno v předchozím, rostlinný olej se skládá většinou z triglyceridů - esterů mastných kyselin, mála, ale rozdílných lipoidů a mastných kyselin. Čistý rostlinný olej získaný extrakcí z rostlinných semen má tmavou barvu, obsahuje proteiny a rostlinná vlákna. Například řepkový olej obsahuje jednouché mastné kyseliny (olejovou C18H34O2 a linolovou C18H32O2). Pro použití tohoto oleje v transformátorech je nutno snížit kyselost rafinací. V práci [3] je popsána třístupňová rafinace pro vylepšení vlastností řepkového oleje: rafinace alkálií, čištění a destilace. Experiment S cílem prokázat vhodné elektrické vlastnosti některých perspektivních izolačních tekutin byly tyto podrobeny dlouhodobému tepelnému laboratornímu stárnutí. Cílem bylo porovnat vlastnosti nových izolačních tekutin s těmi, které se v současné době používají. Jasnou předností nových izolačních tekutin je jejich biodegradabilita. Tab. 1: Přehled testovaných izolačních systémů - oleje. Minerální oleje TECHNOL
Syntetické DBP
BTS
DOA
ITO 100
DIBA
Ostatní Rapeseed – řepkový One step refined Rapeseed – řepkový po jednostupňové rafinaci AeroShell
176
Rapeseed one step refined
Izolační odpor (Ω)
1,00E+13
BTS ITO 100
Rapeseed
TECHNOL
AeroShell
DOA
1,00E+10
DBP DIBA
TECHNOL BTS ITO 100 DOA DIBA DBP Rapeseed Rapeseed one step refined AeroShell
1,00E+07
1,00E+04
1,00E+01 0
500
1000
1500
2000
Čas (h)
2500
3000
3500
4000
Obr. 1: Závislosti izolačního odporu pro testované izolační kapaliny v systému olej – papír. Tab. 2: Elektrické parametry systému olej – papír – dodaný stav. Systém olej-papír Pure Rapeseed - řepkový One st. ref. Rapeseed – jedn. st. rafinovaný řepkový DOA DBP DIBA TECHNOL ITO 100 BTS AeroShell
Izolační odpor (Ω) 1,47.1011 2,36.1013
Ztrátový činitel (%) 1,17 0,81
Kapacita (pF) 2,00.10-10 1,86.10-10
Polarizační index (-) 11,84 13,20
4,86.109 3,13.108 2,19.109 2,08.1010 4,15.1010 9,96.109 5,48.1010
9,00 44,42 19,67 4,89 3,96 5,59 2,38
2,13.10-10 3,99.10-10 2,21.10-10 1,76.10-10 1,80.10-10 1,62.10-10 2,08.10-10
1,100933 1,16895 1,144915 1,049695 1,439222 0,955191 1,44
Závěr V předcházejícím textu představený experiment, který v současné době probíhá na našem pracovišti, prokázal zajímavé výsledky. Závislosti elektrických parametrů sledovaných během dlouhodobé expozice vzorkových izolačních systémů při teplotě 90°C poukazují na degradaci některých systémů - projevil se vliv testované izolační kapaliny. Tyto výsledky dávají informace potřebné pro proces náhrady minerálních olejů v izolačních systémech transformátorů. Během experimentu se projevily horší elektroizolační vlastnosti systémů založených na syntetických izolačních kapalinách vztaženo k těm založených na minerálních olejích. Testované kapaliny DBP a DIBA mají nevhodné vlastnosti, proto byly z dalších testů vyřazeny. Nejlepší vlastnosti ze syntetických tekutin prokázala kapalina DOA. Svými elektroizolačními vlastnostmi se blíží minerálním olejům, v teplotní stabilitě je dokonce předčí [7]. Otevřenou otázkou zůstávají inhibitory pro syntetické oleje, kde je nutný další výzkum. Rostlinné oleje byly již v minulosti v elektrotechnice používány např. v kondenzátorech kabelech atd. V současnosti jsou opět v centru pozornosti [2] a je zájem je využít v silnoproudové elektrotechnice.
177
Jako perspektivní kapalina dostupná všude v mírném pásmu může být uveden řepkový olej, který jak je patrno v obr. 1 má v systému olej-papír výborné elektrické vlastnosti. Vzhledem k prvním informacím, které se objevují ve světové literatuře a vlastnostem patrným v tab. 2 se bude náš výzkum tímto olejem i nadále zabývat. Poděkování Tento výzkum je podporován výzkumným záměrem Ministerstva školství, mládeže a tělovýchovy České Republiky, MSM 4977751310 – Diagnostika interaktivních dějů v elektrotechnice, jehož jsou autoři spoluřešitelé. Další pokračování experimentů je podporováno z Nadace ČEZ. Literatura 1. Smith S.D. Design and Test Experience With Natural Ester Fluid for Power Transformers, T&D Conference and Exposition, IEEE PES, Dallas, Texas, 2006, ISBN 0-7803-9194-2. 2. Sun, C., Li, J., Li, X. & Grzybowski, S. (2006). Electric Properties of Vegetable OilBased Dielectric Liquid and Lifetime Estimation of the Oil-Paper Insulation, IEEE CEIDP 2006, pp. 680-683, ISBN 1-4244-0547-5, October 2006, Kansas City, USA. 3. Li X., Li J., Sun C., Properties of Transgenic Rapeseed Oil Based Dielectric Liquid, IEEE SouthEastCon 2006, Memphis, TN, 2006. 4. Verma P., Condition Monitoring of Transformer Oil and Paper, [Disertation Thesis], Deemed University, India, 2005. 5. Ferrari, R., da Silva Oliveira, V., Scabio, A. Oxidative stability of biodiesel from soybean oil fatty acid ethyl esters, Scientia Agricola, Vol. 62, no. 3, Piracicaba, Brazil, pp. 291-295, May/June 2005. 6. Lamsa, M. (Raision Tehtaat Oy AB, FIN-21200 Raisio, Finland) PCT International Patent, Application WO 96107632 Al. 7. Mentlik, V.; Prosr, P.; Polansky, R. Aging of Petroleum and Synthetic Based Insulation Oils from the View of Structural Analyses. In 16th IEEE International Conference on Dielectric Liquids ICDL 2008. New York: IEEE, 2008. pp. 369-372. ISBN 978-1-42441586-1. Autoři prof. Ing. Václav Mentlík, CSc.; Katedra technologií a měření, Fakulta elektrotechnická, Západočeská univerzita v Plzni; Univerzitní 8, 306 14 Plzeň; e-mail: [email protected] doc. Ing. Pavel Trnka, Ph.D.; Katedra technologií a měření, Fakulta elektrotechnická, Západočeská univerzita v Plzni; Univerzitní 8, 306 14 Plzeň; e-mail: [email protected] Ing. Josef Pihera, Ph.D.; Katedra technologií a měření, Fakulta elektrotechnická, Západočeská univerzita v Plzni; Univerzitní 8, 306 14 Plzeň; e-mail: [email protected] doc. Ing. Radek Polanský, Ph.D.; Katedra technologií a měření, Fakulta elektrotechnická, Západočeská univerzita v Plzni; Univerzitní 8, 306 14 Plzeň; e-mail: [email protected] Ing. Pavel Prosr, Ph.D.; Katedra technologií a měření, Fakulta elektrotechnická, Západočeská univerzita v Plzni; Univerzitní 8, 306 14 Plzeň; e-mail: [email protected]
178
Působení klimatických faktorů na lamináty Morwitzová G. – FEL ZČU Plzeň Anotace The investigation of influence of environment on materials is very important, because properties of materials don't depend only on structure and constitution, but the properties depend on external factors, which affect materials. Materials, which are used in electrical engineering such as insulating and construction materials, are subjected a number of factors. Often these materials have to work also in moist, hot and chemically aggressive environments or in extreme industrial environments. This article will describe the principle of ageing of laminates due to the influence of degradation factors and the changes of electrical properties of laminates will be described after the exposure in choice environments.
Úvod Zkoumání vlivu prostředí na materiál je velmi důležité, neboť vlastnosti materiálů nejsou dané jen jejich strukturou a složením, ale závisí také na vnějších faktorech, které na ně působí. Materiály používané v elektrotechnice jako elektroizolační a konstrukční jsou vystaveny celé řadě faktorů, ať už jsou to změny teplot, prach či sluneční záření. Často tyto materiály musí také pracovat ve vlhkých, horkých, chemicky agresivních či jinak extrémních průmyslových prostředích. V příspěvku bude nastíněn princip stárnutí laminátů vlivem degradačních činitelů a budou popsány změny elektrických vlastností laminátů po expozici ve vybraných prostředích. Vliv klimatických činitelů Na technická zařízení tedy působí v různých podnebních pásmech celá řada degradačních činitelů. Tyto degradační faktory můžeme rozdělit do třech základních skupin podle prostředí, protože pro jednotlivá prostředí je vždy charakteristický určitý soubor degradačních činitelů. Pro podnebí je to vlhkost, teplota, sluneční záření, tlak vzduchu, srážky, aerosol, prach a písek, mikro- či makroorganismy. V průmyslovém prostředí, vedle běžných klimatických činitelů, působí i pestrá směs plynných nečistot a tuhých částic. Z plynných exhalátů jsou z degradačního hlediska významné SO2, NH3, NOX, HCl, ozón, páry organických rozpouštědel a sulfidační prostředí. Tyto nečistoty ovzduší, usazující se na materiálech či zařízení, urychlují korozi a například u izolantů přispívají k větší vodivosti jejich povrchu. V provozním prostředí degradují materiál provozní činitelé elektrického původu (elektromagnetické pole, přepětí, zkraty apod.), provozní činitelé mechanického původu (chvění, vibrace, akustický tlak) a různé formy záření. Mezi nejčastější podnební degradační činitele patří teplota, vlhkost, kyslík, záření. A v tomto článku jsem se zaměřila na vlhkost.[1] Působení vlhkosti Jak už bylo řečeno, jednou z nejzávažnějších forem znehodnocení materiálů je navlhání. Při styku předmětu s vlhkostí nastávají dva děje. Jde jednak o jev povrchový (povrch téměř každé látky ve styku s vlhkou atmosférou je pokryt vrstvou molekul vody) a jednak vnitřní, kdy nastává pronikání (penetrace) vody do materiálu. První případ se nazývá adsorpce, druhý absorpce. Pro oba tyto jevy se někdy používá shodné označení sorpce.
179
Na materiály může působit jak velká, tak i malá vlhkost či rychlé změny vlhkosti. Velkou vlhkostí se podstatně zhoršují elektrické, mechanické a chemické vlastnosti většiny materiálů. Navlhání je často provázeno bobtnáním (u organických materiálů), které se vlivem vyšších teplot ještě urychluje. Dále může docházet k vyluhování některých složek z materiálu, které pak mohou způsobovat korozi dalších částí zařízení. Z elektrických vlastností se například u izolantů snižuje povrchová i vnitřní rezistivita, vzrůstá ztrátový činitel a klesá elektrická pevnost. Malá vlhkost má za následek vysychání některých materiálů, které je často provázeno objemovými změnami, změnami mechanických vlastností. Rychlými změnami vlhkosti se zhoršují elektrické, mechanické i chemické vlastnosti většiny materiálů především izolantů, značně se zhoršují především povrchové vlastnosti látek a urychluje se koroze.[2,4] Kompozitní materiály Kompozit je každý materiálový systém složený z více (minimálně dvou) fází, z nichž alespoň jedna je pevná, s makroskopicky rozeznatelným rozhraním mezi fázemi a dosahující vlastností, které nemohou být dosaženy kteroukoliv složkou (fází) samostatně ani prostou sumací. Tyto materiály dělíme podle počtu jednotlivých složek na dvousložkové a vícesložkové. Důvod, proč jsou tyto materiály takto široce využívané, spočívá především v možnosti modifikace jejich různých vlastností, ať už mechanických, elektrických nebo tepelných.[3] Tento článek je zaměřen na jednoho z představitelů dvousložkových materiálů a to jsou lamináty. Jedná se o materiál vzniklý spojením několika vrstev výztuže, impregnovaných reaktoplastickou pryskyřicí. Nosná složka, označovaná jako výztuž, určuje mechanické vlastnosti laminátů jako pevnost a modul pružnosti. Nejčastěji používané materiály jsou na bázi papíru, bavlny, skla, dále pak tkaniny vzniklé spojením syntetických vláken s vlákny skleněnými. Pojivo je složka, která umožňuje vytvořit společně s výztuží kompaktní materiál. Za nejběžnější pojiva jsou považovány hlavně reaktoplastické pryskyřice jako například polyesterové nebo epoxidové pryskyřice. Technologie výroby Proces výroby laminátu je rozdělen do dvou fází. V první fázi se vyrobí předimpregnovaná tkanina – prepreg. Ve druhé fázi se prepregy slisují do konečné formy laminátu. Výroba prepregu začíná přípravou impregnačního roztoku. Protože řada epoxidových pryskyřic se za normálních podmínek nachází v pevném stavu, rozpouští se v rozpouštědlech. V reaktorech se dále tato směs mísí s tvrdidlem (10% roztok DKDA) a s urychlovačem. Po čtyřech hodinách, kdy je zaručena homogenizace směsi se zavádí do impregnační linky, kam je také zaváděna skelná tkanina z odvíjejícího se zásobníku. Tkanina nejprve prochází předmáčecím válcem, kde se nanáší impregnační roztok pouze z jedné strany (omezení tvorby bublin). Z předmáčecího válce postupuje dále do máčecího válce, máčecí vany až ke ždímacím válcům, kterými lze řídit množství pryskyřice a tím i tloušťku prepregu. Po vlastní impregnaci pokračuje tkanina do sušicí věže, kde dochází k odpařování rozpouštědla a k částečnému natvrzení prepregu do B-stavu. Prepreg se z linky odebírá ve formě pásu navinutého na válci nebo ve formě nařezaných desek. Výroba laminátu se pak odehrává ve vakuovém lisu. Do lisu se vkládá 16 etáží. Každá etáž je tvořena podložním plechem, lisovacím polštářem a papírem, dále Cu folií, a požadovaným počtem prepregů a nakonec opět Cu folií nebo separační folií. Samotné lisování probíhá ve vakuu při teplotě 160 °C a při tlaku 2,5 MPa.
180
Experiment Vliv navlhání na některé vlastnosti sledovaných laminátů je uveden v následujících grafech. Konkrétně byly vybrány, vzhledem k četnosti jejich použití v elektrotechnice, laminátové desky Lamplex FR-4. Tyto desky jsou neplátované měděnou fólií, o tloušťce 1,5 mm. U všech vzorků byla použita stejná tkanina typu 7628 a stejný typ epoxidové pryskyřice. Materiály se liší jen různým množstvím pojiva. Tyto vzorky byly podrobeny zkouškám pro zjištění ztrátového činitele a relativní permitivity při 50 Hz a 1 MHz. Doba expozice v destilované vodě o teplotě 50 °C byla u všech vzorků vždy 0, 24, 48 a 72 hodin. Relativní permitivita při 50 Hz v závislosti na době expozice
Ztrátový činitel při 50 Hz v závislosti na době expozice 0,009
5,1
0,008
5,0 4,9
0,007
εr [-]
tg δ [-]
4,8
0,006 0,005
obsah pojiva 40 % obsah pojiva 34,5 % obsah pojiva 30,7 %
0,004 0,003
4,7 4,6
obsah pojiva 40 % obsah pojiva 34,5 % obsah pojiva 30,7 %
4,5 4,4 4,3
0,002 0
24
48
0
72
24
Čas [hod]
Obr.1.: Závislost ztrátového činitele při 50 Hz na době expozice ve vodě
5,1 5,0 4,9
0,020
4,8
0,019
4,7
εr [-]
tg δ [−]
Obr.2.: Závislost relativní permitivity při 50 Hz na době expozice ve vodě
obsah pojiva 40 % obsah pojiva 34,5 % obsah pojiva 30,7 %
0,021
72
Relativní permitivita při 1 MHz v závislosti na době expozic
Ztrátový činitel při 1 MHz v závislosti na době expozice 0,022
48
Čas [hod]
4,6
0,018
obsah pojiva 40 % obsah pojiva 34,5 % obsah pojiva 30,7 %
4,5
0,017
4,4 4,3
0,016 0
24
48
0
72
24
48
72
Čas [hod]
Čas [hod]
Obr.3.: Závislost ztrátového činitele při 1 MHz na době expozice ve vodě
Obr.4.: Závislost relativní permitivity při 1 MHz na době expozice ve vodě
U měření ztrátového činitele se předpokládalo, že s rostoucí frekvencí se tato hodnota bude zvyšovat. Pro výchozí stav (tedy bez expozice ve vodě) byla hodnota ztrátového činitele pro 1 MHz přibližně 6x vyšší než při 50 Hz. Po kondicionování vodou se hodnota ještě zvýšila asi 2,5 krát. Pokud se podíváme blíže na graf ztrátového činitele při 50 Hz, vidíme, že materiály se sníženým obsahem pojiva mají strmější nárůst, to odpovídá rychlejšímu navlhání vzorků. Na rozdíl od 1 MHz, kde u materiálů s obsahem pojiva 41 % došlo k prudkému nárůstu ztrátového činitele již po 24 hodinové expozici, další expozice již neměla vliv.
181
Materiály se sníženým obsahem pojiva mají naopak nárůst ztrátového činitele přibližně lineárně závislý na době expozice. Při této frekvenci má lepší hodnotu ztrátového činitele vzorek č. 3 (tedy s 30,7 % pojiva), ovšem materiál s 41 % pojiva má po 24 hodinách expozice stálejší parametry. Nejvyšší hodnotu permitivity při 50 Hz má vzorek č. 2, ale po kondicionování ve vodě vykazoval nejvyšší hodnotu permitivity vzorek s nejnižším procentem pojiva, což je způsobeno nejrychlejším navlháním. Při frekvenci 1 MHz má permitivita vzrůstající tendenci u všech vzorků. Nejnižší hodnotu má vzorek č. 1 tedy s 41 % obsahu pojiva, a naopak nejvyšší, vzorek číslo tři s nejnižším obsahem pojiva. Závěr Na elektrická zařízení působí během provozu souhrn vnějších klimatických faktorů, které mohou vyvolat poruchu a způsobit narušení provozuschopnosti systému. Jak již bylo uvedeno mezi klimatické faktory se řadí teplota, vlhkost, tlak vzduchu, sluneční záření, prach, plísně, solná mlha, déšť, voda a znečištěné ovzduší. Abychom předcházeli poruchám způsobeným vlivem prostředí, podrobujeme materiály vybrané pro danou konkrétní aplikaci klimatických zkouškám, abychom zjistili, že produkt bude v dobrém provozním stavu i po dlouhodobém namáhaní. Zatímco v počátku rozvoje elektrotechniky a elektroniky byly sledovány dva základní degradační činitelé – teplota a vlhkost, dnes je nutné se stále se rozšiřujícím polem aplikací zohlednit i další klimatotechnologické činitele. Přesto teplota a vlhkost stále patří mezi nejdůležitější faktory ovlivňující vlastnosti elektrotechnických zařízení, což dokazují i uvedené grafy. Provedenými experimenty a získanými výsledky bylo ověřeno, že vlhkost je významný degradační činitel, který může výrazně ovlivnit elektrické ale i mechanické vlastnosti ve smyslu degradace materiálu a tím zhoršení jeho funkce. Práce vznikla v rámci řešení výzkumného záměru MSM 4977751310 - Diagnostika interaktivních dějů v elektrotechnice - řešeného na pracovišti autorů. Literatura 1. Kučerová E.: Elektrotechnické materiály. ISBN 80-7082-940-0. Plzeň: ZČU, 2002. 2. Rychtera, M.: Bartáková, B.: Tropikalizace elektrických zařízení. Praha: SNTL, 1960. 3. Mentlík, V.: Dielektrické prvky a systémy. ISBN 80-7300-189-6. Plzeň: BEN, 2006. 4. Kudláček, I.: Degradační procesy I. ISBN 80-01-01098-8. Praha: ČVUT, 1994. Autoři Ing. Gabriela Morwitzová; Katedra technologií a měření, Fakulta elektrotechnická, Západočeská univerzita v Plzni; Univerzitní 26, 306 14 Plzeň; e-mail: [email protected]
182
Vliv drsnosti povrchu na pájitelnost desek plošných spojů Novák T., Steiner F. – FEL ZČU Plzeň Anotace Many of parameters influence solderability surface, one of them is also surface roughness. The article will present results of measurement solderability on Printed Circuit Boards (PCBs), whose surfaces were purposely roughened by abrasive paper with different roughness. Nicks on tested surfaces were oriented horizontally or vertically. Results of measurement were achieved by using method known as wetting balance test. This method makes it possible to measure curve of wetting force that effects on tested sample throughout test period as function of time. PCBs with different surface finish types were used for testing. In article will be present results measured on specimens with surface finishing of pure copper, galvanic tin, immersion tin, OSP (Organic Solderability Protective) and ENIG (Electroless Nickel Immersion Gold).
Úvod Jeden z nejdůležitějších procesů při výrobě elektronických zařízení je pájení. Pájením musíme dosáhnout mechanicky pevného, elektricky vodivého a dlouhodobě spolehlivého spoje. Ke zjištění, jak hodně je daný materiál vhodný pro proces pájení, lze využít několika testů nebo zkoušek. Pájitelnost povrchu není pouze schopnost roztékání pájky po povrchu. Pájitelnost je souhrn vlastností, který nám určuje, jak je daný materiál vhodný pro průmyslové pájení. Mezi tyto vlastnosti patří například dobrá smáčivost, odolnost teplotnímu namáhání, či odolnost mechanickému a chemickému namáhání při čištění desek plošných spojů (DPS). Pájitelnost není stálá. Mění se neustále podle okolních vlivů, které působí na povrch materiálu. Zhoršuje se v důsledku korozních změn povrchu, vzniku intermetalických sloučenin na povrchu materiálu, nebo způsobem skladování. Je-li materiál uskladněn na vzduchu, kde může oxidovat, nebo v dusíkových skříních či jiné ochranné atmosféře. S pájitelností úzce souvisí již zmíněná smáčivost. Smáčivost lze vysvětlit jako schopnost povrchu být smáčen roztavenou pájkou. Aby došlo k dobrému smáčení musí být povrch zcela zbaven všech nečistot. Také drsnost povrchu ovlivňuje smáčivost. Abychom mohli určit jak výrazně ovlivní drsnost povrchu smáčivost, provedli jsme testování pájitelnosti vzorků DPS s různou úrovní drsnosti. Při smáčení povrchu roztavenou pájkou dochází k fyzikálně – chemickému působení atomů povrchů spojovaných částí a roztavené pájky. Během smáčení vzniká ze dvou povrchů (povrch spojované části a roztavená pájka) jedno mezifázovém rozhraní. Smáčivost povrchu se rozděluje do několika úrovní. Rozhodujícím kritériem je kontaktní (smáčecí) úhel, který svírá tečna k povrchu kapky roztavené pájky s povrchem materiálu, který má smáčet. Kontaktní úhel α a rozlišení úrovní smáčení je vidět na Obr. 1 [1]. 0° < α < 20° výborné až dokonalé smáčení 20° < α < 40° dobré až velmi dobré smáčení 40° < α < 55° dostatečné smáčení 55° < α < 90° špatné až velmi špatné smáčení 90° < α Obr. 1: Kontaktní úhel α.
183
nesnášivost
Drsnost povrchu Skutečný povrch součásti se liší od ideálního povrchu různými nerovnostmi. Drsností povrchu rozumíme geometrické nerovnosti s poměrně malou vzdáleností. Tyto nerovnosti vznikají při výrobě nebo jejím vlivem. Drsnost povrchu je jedním z faktorů, které ovlivňují proces pájení. Především má vliv na proces smáčení a roztékání roztavené pájky po povrchu. Povrchová drsnost redukuje efektivní kontaktní úhel α+ , kde α+ souvisí s kontaktním úhlem dokonale rovného povrchu α. To popisuje rovnice (1) [2]: cos α+ = r*cos α ;
(1)
kde r je definováno jako poměr drsnosti skutečného povrchu k povrchu ideálně rovnému. Z rovnice (1) plyne, že α+ je menší než α. To znamená, že po drsném povrchu se bude pájka roztékat lépe, než po povrchu ideálně rovném. Zdrsnění povrchu by mělo také zajistit lepší mechanické uchycení pájky na smáčeném povrchu[1],[2]. Drsnost povrchu je charakterizována základními statistickými parametry, které jsou střední hodnota drsnosti Ra (arithmetic average), tj. střední aritmetická hodnota absolutních hodnot odchylek yi profilu v rozsahu základní délky L, viz. rovnice (2). Dalším parametrem je střední hodnota Rq někdy označováno jako RRMS (root mean squared). Rq je kvadratickou střední hodnotou všech hodnot profilu drsnosti, viz rovnice (3). Hodnoty odchylek se odečítají ke střední čáře profilu. Ta rozděluje skutečný profil tak, že v rozsahu základní délky L jsou součty ploch po obou jejich stranách stejné[2],[3]. L
1 | y( x) | dx Ra = L ∫0 Rq =
(2)
⎛1 L 2 ⎞ ⎜ ∫ | y ( x) | dx ⎟ ⎜L ⎟ ⎝ 0 ⎠
(3)
Topografie povrchu se nejčastěji stanovuje pomocí mikroskopů. SPM (Scanning Probe Microscopy) jsou mikroskopy rastrovacího typu, které vytvářejí zvětšený trojrozměrný obraz povrchu. Dva základní typy SPM jsou mikroskop atomárních sil AFM (Atomic Force Microscope) a rastrovací tunelový mikroskop STM (Scanning Tunnelling Microscope) [3]. Testování pájitelnosti Pro stanovení pájitelnosti byly testovány zkušební vzorky z DPS (Desek Plošných Spojů) o rozměrech 25x15 mm a tloušťce 1,5 mm. Testované vzorky byly od sebe odlišné povrchovými úpravami. Pájitelnost byla měřena metodou smáčecích vah. Metoda spočívá v ponořování testovaného vzorku do lázně s roztavenou pájkou a snímání vertikálních sil působících na testovaný vzorek. Smáčecí a vztlaková síla jsou měřeny v závislosti na čase. Pro měření byla použita pájka SAC 305 a kalafunové tavidlo. Výsledné hodnoty byly měřeny při teplotě 245 °C, při hloubce ponoru vzorku 2 mm. K zjištění vlivu drsnosti na pájitelnost byly testované vzorky odlišné nejen svou povrchovou úpravou, ale také drsností povrchu. Drsnost povrchu jednotlivých vzorků byla vytvořena brusným papírem odlišné hrubosti s označením hrubosti 120 a 240. Brusným papírem byly na povrchu vzorku vytvořeny vrypy. Pro jednu skupinu vzorků byly vrypy orientovány horizontálně a pro druhou skupinu vertikálně. Orientace vrypů je vztažena vzhledem k umístění vzorku v testeru pájitelnosti. Abychom mohli určit míru vlivu drsnosti byly pro porovnání také testovány vzorky
184
nezdrsněné. V Tab.1 jsou uvedeny jednotlivé povrchové úpravy. V Tab. 2 je uvedeno označení orientace a míry drsnosti jednotlivých vzorků pro přehlednější vyhodnocení. Tab. 1: Povrchové úpravy vzorků
Tab. 2: Označení drsnosti vzorků
Povrchová úprava Čistá měď Měď ošetřená organickou vrstvou Chemicky nanesený cín Galvanicky nanesený cín Nikl imerzně pokrytý zlatem
Cu OSP SnC SnG Au
H_SR1
Orientace vrypů horizontální
Brusný papír 120 ano
Brusný papír 240 ne
H_SR2
horizontální
ne
ano
V_SR1
vertikální
ano
ne
V_SR2
vertikální
ne
ano
Výsledky měření Naměřené hodnoty jsou znázorněny na následujících obrázcích. Naměřené hodnoty drsnosti jsou uvedeny v Tab. 3. Porovnání a vyhodnocení naměřených hodnot je shrnuto v závěru. Pro názornou ukázku jsou zobrazeny na Obr. 2 profily drsnosti povrchové úpravy čistá měď. Obr. 2 je pouze ilustrativní a přesné hodnoty naměřené drsnosti jsou uvedeny v Tab. 3. Obr. 3 až Obr. 7 znázorňují průběhy smáčecích sil testovaných vzorků.
a)
b)
c) Obr. 2: 3D profil testovaného povrchu: a) SR1, b) SR2, c) nezdrsněný 0
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10 0
-5
-5
OSP_H_SR1 OSP_V_SR1 OSP_H_SR2 OSP_V_SR2 OSP
-15
-20
1
2
3
4
5
-10
F [mN]
-10
F [mN]
0
0
-25
6
7
8
9
10
SnC_H_SR1 SnC_V_SR1 SnC_H_SR2 SnC_V_SR2 SnC
-15
-20
-25
-30
-30
t [s]
t [s]
Obr. 3: Smáčecí charakteristika OSP
Obr. 4: Smáčecí charakteristika SnC
185
0
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10 0
0
-5
SnG_H_SR1 SnG_V_SR1 SnG_H_SR2 SnG_V_SR2 SnG
-10
-15
1
2
3
4
-20
6
7
8
9
10
Au_H_SR1 Au_V_SR1 Au_H_SR2 Au_V_SR2 Au
-15
-20
-25
-25
-30
t [s]
t [s]
Obr. 5: Smáčecí charakteristika SnG 0
1
2
3
4
5
6
7
8
9
Obr. 6: Smáčecí charakteristika Au 10
0
-5
-10
F [mN]
5
-10
F [mN]
-5
F [mN]
0
5
Cu_H_SR1 Cu_V_SR1 Cu_H_SR2 Cu_V_SR2 Cu
-15
-20
-25
Au Cu OSP SnC SnG
Ra SR1 [μm]
Ra SR2 [μm]
1,1391 1,2624 1,1611 0,7493
0,3592 0,6292 0,8256 0,8392
Ra nezdrsněný [μm] 0,2969 0,2741 0,2848 0,2944
1,7880
0,8065
0,0439
-30
t [s]
Obr. 7: Smáčecí charakteristika Cu
Tab. 3: Naměřené hodnoty drsnosti
Závěr Z naměřených hodnot je patrné, že způsobená drsnost v horizontálním směru snižuje smáčecí sílu oproti vertikálně orientovaným vrypům. Větší drsnost způsobuje větší rozdíly mezi naměřenými hodnotami u vzorků s horizontálně a vertikálně orientovanou drsností. U povrchu Au je vrstva zlata velmi tenká a při vytváření vrypů byla místy zcela odstraněna, proto nezdrsněný povrch má lepší smáčivost. U povrchu SnC a Cu byly vytvářením vrypů odstraněny veškeré oxidy a tudíž nezdrsněný povrch, který byl delší dobu vystaven oxidaci na vzduchu má horší smáčivost. U povrchu OSP byla vytvářením vrypů odstraněna organická vrstva, což je vidět při porovnání průběhů smáčecích sil. Z Tab. 3 vyplývá že u povrchu SnC byla hloubka vrypů obou drsností přibližně stejná. Vrstva povrchu SnC byla velmi tenká, a proto byl zvolen menší přítlak na brusný papír větší hrubosti. Tím na povrchu sice zůstala vrstva chemického cínu, ale drsnost byla menší. To však potvrzují i průběhy smáčecích sil testovaných vzorků. Tento článek vznikl za podpory MŠMT v rámci řešení výzkumného záměru č. 4977751310 „Diagnostika interaktivních dějů v elektrotechnice“. Literatura 1. Mach P.,Skočil V.,Urbánek J.: Montáž v elektronice, Vydavatelství ČVUT, ISBN 80-0102329-3, Praha 2001. 2. HUMPSTON, G., JACOBSON, D., M. Principles of Soldering, ASM International, ISBN 0-87170-792-6, 1,vydání, 2004. 3. http://en.wikipedia.org/wiki/Roughness Autoři Ing. Tomáš Novák,; doc. Ing. František Steiner, Ph.D.; Oddělení elektroniky, Katedra technologií a měření, Fakulta elektrotechnická, ZČU v Plzni; Univerzitní 8, 306 14 Plzeň; e-mail: [email protected], [email protected]
186
Sledovanie štruktúr spojov na báze zliatiny SAC Pietriková A., Livovský L., Ďurišin J – FEI TU Košice Summary Intermetallic compounds (IMCs) are essential part of lead-free solders microstructure. Presence of the IMCs results from solidification process of molten solder. In 96.5Sn3Ag0.5Cu (SAC305) solder is dominant element tin (Sn). But despite this Sn dominancy only 3% weight contain of silver (Ag) has strong influence on final structure of solid solder joint. Ag forms in volume of the solder hard Ag3Sn intermetallics significantly influencing especially mechanical properties of the joint. Fundamental impact on strength of solder joint has also interaction between the molten (or solid) solder and printed circuit board (PCB) pad. It forms IMC containig both Sn and PCB pad material (bare copper or surface coating). Therefore analysis of presence of IMCs in the solder joint is essential key to understand behaviour of lead-free solder joints.
Úvod Sledovanie štruktúr spojov na báze zliatiny SAC je dôležité nielen z pohľadu sledovania správania sa štruktúr samotných zliatin na báze SAC, ale rovnako tiež z pohľadu interakcie (spôsobenej difúziou na rozhraní kvapalná a tuhá fáza) medzi spájkou a spájkovacou plôškou na povrchu dosky plošných spojov. Povrchová úprava medenej fólie na povrchu dosiek plošných spojov sa realizuje na báze rôznych materiálov: Ni/Au, zliatina spájky (HASL – Hot Air Solder Leveling), Sn, Ag, atď. Vzájomná interakcia uvedených materiálov významne vplýva na vlastnosti finálneho spájkovaného spoja. Výsledná mikroštruktúra spájkovaného spoja ovplyvnená materiálom povrchu spájkovacích plôšok je výsledkom prítomnosti jednotlivých prvkov, času a priebehu spájkovania ako aj samotného procesu tuhnutia štruktúry. Spájkovaný spoj (reakcia medzi spájkou a spájkovacou plôškou) je tvorený tuhým roztokom prvkov kovov s obmedzenou rozpustnosťou. Vývoj mikroštruktúr spojov na báze zliatiny je tiež významne ovplyvnený v procese zrýchleného starnutia, kedy dochádza k významným zmenám v mikroštruktúre spájkovaného spoja. Tieto zmeny najviac ovplyvňujú pevnostné vlastnosti spájkovaných spojov. Experimentálny materiál a proces spracovania Pre experimenty bola ako spájkovací materiál použitá spájkovacia pasta SAC firmy Alpha Metal typu OM-350, ktorá obsahuje zliatinu na báze 96.5Sn3Ag0.5Cu. Povrchová úprava dosiek plošného spoja bola typu HASL a na báze chemicky nanesenej vrstvy Ni/Au. Keďže v priebehu spájkovania sa celá vrstva zlata úplne rozpustí do spájky, vrstva zlata nie je v ďalšom popise sledovania štruktúr vyhodnocovaná. Spájkovanie reflow bolo realizované spôsobom pretavovania v nasýtených parách kondenzujúcej kvapaliny v zariadení, ktoré bolo vyvinuté na Katedre technológií v elektronike, FEI TU v Košiciach. Vzorky boli po naspájkovaní podrobené tepelnému zrýchlenému starnutiu pri teplote 125 ºC (jednotlivé typy vzoriek boli analyzované po 0, 50, 100, 200, 500 a 1000 hodinách). Pre účely testovania boli aplikované dva typy vzoriek: pre analýzu mikroštruktúrnych vlastností (aplikovaná bola analýza optickým a elektrónovým mikroskopom) a pre analýzu pevnostných vlastností (skúšky pevnosti šmykovým namáhaním).
187
Spájkovanie pretavením v nasýtených parách kvapaliny Spájkovanie pretavením v nasýtených parách kvapaliny VPS (Vapour Phase Reflow Soldering) prebiehalo pri teplote 230 ºC, čas pretavovania vrátanie procesu chladnutia bol 240 sekúnd. Teplotný profil pretavenia pasty SAC je na Obr. 1. 250
200
t [˚C]
150 100
50
0 0
60
120
180 time [s]
240
300
360
Obr. 1. Reflow teplotný profil spracovania SAC
Obr. 2. SAC spájka/Cu pad po spájkovaní
Analýza mikroštruktúry Detailná analýza mikroštruktúry hrá dôležitú úlohu pre pochopenie správania sa spájkovaných spojov, tiež vysvetľuje príčiny zmien vlastností spojov po zrýchlenom starnutí. Na Obr. 2 je znázornené rozhranie spájka /HASL pad (Cu pad okamžite po naspájkovaní). Meď difunduje do roztavenej spájky. V dôsledku difúzie sa významne ovplyvňuje tvorba vrstvy intermetalických zliatin na báze Cu6Sn5, tiež ich pozdĺžny nárast v celkovom objeme spájky (extenzívna difúzia medi). Hrubá vrstva Ni je zreteľne dokumentovaná na povrchu medenej fólie na doske plošného spoja (Obr. 3). Počas spájkovania sa medzi vrstvou spájky a Ni vrstvou vytvára vrstva intermetalických zlúčenín na báze Ni3Sn4.
Obr. 3. SAC /Ni po spájkovaní
Obr. 4. SAC/Cu po starnutí
Obr. 5. SAC/Ni po starnutí
Porovnaním rozhrania SAC/Cu a SAC/Ni na spájkovacej plôške vidieť rozdiely vo formovaní intermetalických vrstiev. Ni3Sn4 vrstva vykazuje v porovnaní s Cu6Sn5 väčšiu rovnomernosť. Je to spôsobené pravdepodobne predchádzajúcim naplátovaním niklu. Po starnutí (125 ºC, 1000 hod.) sa intermetalická vrstva mení výrazne iba v prípade povrchovej úpravy na báze HASL (Cu pad) – Obr. 4. Cu6Sn5 vrstva expanduje a okrem toho medzi Cu6Sn5 vrstvou a Cu fóliou sa tvorí tenká vrstva na báze Cu3Sn. Ni3Sn4 intermetalická vrstva si zachováva homogénnu hrúbku (Obr. 5) tiež po starnutí.
188
Obr. 6. Mikroštruktúra SAC po spájkovaní
Obr. 7. Mikroštruktúra SAC po starnutí
V objeme spájky (obr. 6) neboli zaznamenané významné zmeny v mikroštruktúre spájky v porovnaní s mikroštruktúrou po starnutí (Obr. 7), i keď sa tu objavilo tiež zhrubnutie zŕn v mikroštruktúre. V oblasti intermetalických vrstiev sú prítomné zlúčeniny typu Ag3Sn a Cu6Sn5. Ak spájkovanie prebehlo na povrchu na báze HASL, v mikroštruktúre možno pozorovať pozdĺžne ihlice Cu6Sn5 nielen vo vrstve intermetalických zlúčenín, ale tiež v objeme β-Sn dendritov. 130
Ultimate shear strength [N]
125 120 115 HASL
110
NiAu
105 100 95 90 0
50
100
200
500
1000
Time [h]
Obr. 8. Princíp skúšky v strihu
Obr. 9. Max. pevnosť v strihu vs. čas starnutia
Skúška pevnosti spájkovacích guľôčok v strihu Skúška pevnosti guľôčok spájky v strihu bola realizovaná za účelom analýzy vplyvu starnutia na pevnostné vlastnosti spájkovaných spojov. Princíp pevnostnej skúšky vyplýva z Obr. 8. [1]. Významný vplyv starnutia bol zaznamenaný u oboch typov povrchových úprav (HASL, Ni/Au) dosiek plošných spojov. Pritom nie je dôležitá iba zmena maximálnej pevnosti v strihu, ale tiež zmena hodnôt pevnosti v okamihu odtrhu a tiež predĺženie guľôčky spájky vplyvom plastickej deformácie. Dôvodom týchto zmien je nárast vrstvy intermetalických zlúčenín (HASL) difúziou v tuhom stave. V prípade vzoriek na báze Ni/Au nedochádza k významným zmenám v hrúbke intermetalickej vrstvy (menej výrazná difúzia niklu). Dochádza k spevneniu spoja na rozhraní spájka /doska plošného spoja spôsobenému difúziou Sn/Ni (Ni3Sn4) v tuhom stave.
189
450
115
350
105 HASL NiAu
100
Relative elongation [%]
Separation shear strength [N]
400 110
300 250
HASL NiAu
200 150 100
95
50 0
90 0
50
100
200
500
0
1000
Obr. 10. Pevnosť v odtrhu vs. čas starnutia
50
100
200
500
1000
Time [h]
Time [h]
Obr. 11. Relatívne predĺženie vs. starnutie
Z Obr. 9. je zreteľne vidieť, že vrcholová pevnosť v strihu je vyššia na povrchu na báze Ni/Au. Počas starnutia pevnosť postupne rastie, avšak po 200 (Ni/Au), resp. po 500 (HASL) hodinách začína výrazne klesať. Pevnosť v odtrhu nevykazuje taký významný vplyv starnutia (Obr. 10.) Aj v tomto prípade vykazuje povrchová úprava na báze Ni/Au vyššiu pevnosť. Veľmi dôležité zmeny tiež nastali v prípade plastickej deformácie guľôčky spájky vplyvom starnutia (Obr. 11). Je to spôsobené zlepšením pevnosti medzi spájkou a doskou plošného spoja a pravdepodobne tiež rastom cínových zŕn v objeme v dôsledku starnutia. Závery Štruktúra spájkovaných spojov podstatným spôsobom ovplyvňuje mechanické a elektrické vlastnosti spájkovaných spojov. Ideálny spoj neobsahuje viskre, ani iné nežiaduce štruktúrne útvary, degradujúce kvalitu a životnosť spájkovaného spoja. Osobitné postavenie pri vyhodnocovaní kvality spojov má hrúbka vrstvy intermetalických zlúčenín, rovnako tiež množstvo, homogenita rozloženia a ich poloha. Hodnotenie štruktúr spájkovaných spojov patrí k významným metódam vyhodnocovania kvality spájok. Na základe údajov o štruktúre je možné zdôvodniť mnohé vlastnosti spájkovaných spojov, ako aj vylepšiť technológiu ich spracovania. Predložený článok popisuje základné spôsoby vyhodnocovania štruktúry materiálu, t.j. opticky a pomocou rtg. difrakcie. Tieto metódy hodnotenia štruktúr spájky, objasňujú príčiny zmien vlastností spájkovaných spojov pred a po starnutí štruktúr spájok na báze SAC. Starnutie spájkovaných spojov vedie okamžite k zmene správania sa spojov. Okamžite po naspájkovaní vykazuje spoj znaky krehkého stavu a jeho šmyková pevnosť sa vplyvom starnutia zvyšuje. Poďakovanie Autori ďakujú za finančnú pomoc agentúre projektov VEGA 1/0298/09, KEGA 3/6465/08 a SK-CZ 0065-07, vďaka ktorej mohol vzniknúť tento článok. Literatura 1. JEDEC Solid State Technology Association, "Solder Ball Shear JESD22-B117A", www.jedec.org/download/search/22b117A.pdf, October 2006. Autori prof. Ing. Alena Pietriková, Ph.D.; Ing. Ľubomír Livovský, Ph.D.; Ing. Juraj Ďurišin; Katedra technológií v elektronike, Fakulta elektrotechniky a informatiky, Technická univerzita v Košiciach; Park Komenského 2, 04389 Košice, Slovenská republika; e-mail: [email protected], [email protected], [email protected]
190
Vlastnosti částečných výbojů během tepelného a elektrického stárnutí Pihera, J., Martínek, P., Klasna, J., Paslavský, B. – FEL ZČU Plzeň Abstract The working life of electrical machines is primary affected by the insulation system quality. Diagnostics methods help to understand the momentary state of insulation and to avoid the possible damage or breakdown of machines. Partial discharge testing belongs to one of the high applicable test method of insulating materials within electrical machines.The described experiment consists of laboratory thermal aging of insulation and consequently testing of partial discharges. The flat specimens of insulation were used for the partial discharge behaviour recognition. The conductive rubber electrodes were used to avoid the gliding discharges on the surface of specimen. The trends of partial discharge main parameters are studied and described.
Úvod Životnost elektrických strojů a zařízení je především ovlivněna kvalitou a stavem jejich izolačního systému. Životnost izolačních systémů elektrických strojů je většinou určována, odhadována a predikována s pomocí laboratorního zrychleného stárnutí studovaných materiálů. Zrychlené stárnutí může být jednofaktorové jako např. tepelné a elektrické nebo vícefaktorové, kdy na zkoumaný materiál působí několik vlivů najednou. Během zrychleného stárnutí dochází k degradaci izolačního systému, které se projevuje změnou fyzikálních i chemických parametrů sledovaného materiálu. Mezi jednu z diagnostických nedestruktivních metod určených pro zjištění míry degradace izolačního systému patří měření částečných výbojů. Stárnutí a odběr vzorků pro měření Tepelnému stárnutí byl podroben zkoumaný třísložkový kompozitní materiál na bázi slídy, skelné tkaniny a epoxidové pryskyřice a během expozice byly sledovány jeho měnící se fyzikálněchemické vlastnosti. Tedy i charakteristické veličiny částečných výbojů, jako jsou zapalovací (Ui) a zhášecí (Ue) napětí, střední proud částečných výbojů (NQS) a četnost pulzů (N). Pro stanovení expozičních teplotních hladin včetně dob odběrů namáhaných souborů materiálů byly stanoveny předběžné orientační křivky životnosti zkoušených materiálů [1]. Při stanovení orientační životnostní křivky se vycházelo ze dvou bodů této křivky. Z maximální teploty, tj. teploty kterou materiál vydrží po dobu 8 hodin a minimální teploty, která je daná teplotní třídou materiálu deklarovanou pro dobu života 30 let. Stanovení osmihodinové maximální teploty se určí volbou teploty, kdy jako kritérium pro zestárnutí byla buď několikanásobná hodnota tg δ vůči počátečnímu stavu, nebo vizuální změna stavu vzorku spojená s jeho deformací jako prohnutím nebo delaminací vzorku. Pro každý materiál byly zvoleny čtyři teplotní hladiny. Hladiny se volily také s přihlédnutím k času, který bylo možné zkouškám věnovat. Pro stanovení expozičních hladin elektrického namáhání materiálu byla stanovena předběžná orientační křivka životnosti. Tato křivka byla sestavována na podkladě napěťových hladin, při kterých expozice probíhala až do průrazu exponovaného vzorku. Pro testovaný materiál byly stanoveny následující teplotní a napěťové hladiny (Tab.1) a pro každou hladinu byly stanoveny časy odběrů (hod), které vycházely ze zjištěné orientační životnostní křivky materiálu. [1]
191
Tab. 1: Teplotní a napěťové hladiny a časy expozice Teplota (°C) 170 175 180 186
Napětí (kV)
10 12 14
Doby (hod) 192 48 8 2 40 20 2
expozice na dané teplotě 288 96 16 4 60 30 4
384 144 24 6 80 40 3
480
600
32 8 100 50 8
48 10 120 60 10
Částečné výboje plošných vzorků Pro měření úrovní, četností a fázového rozložení částečných výbojů plošných vzorků experimentu byl použit širokopásmový měřicí systém firmy Power Diagnostix. Zapojení zkušebního obvodu a celé měřicí sestavy je zjednodušeně naznačeno na následujícím obr. 1. Kovová Elektroda Vzorek Kovová Elektroda
F
Pryžová Elektroda Pryžová Elektroda
Obr. 2: Elektrodový systém pro měření částečných výbojů na plošných vzorcích
Obr. 1: Zapojení zkušebního obvodu
Vzorky sledovaného materiálu byly realizovány jako plošné destičky o rozměrech 100×100 mm a tak bylo měření částečných výbojů těchto plošných vzorků realizováno v elektrodovém systému podle obr. 2. Měření bylo prováděno při sinusovém zkušebním napětí. Pro eliminaci povrchových výbojů byly použity měkké vodivé pryžové elektrody (vodivá pryž G2 [11]) a přítlak elektrod byl pro všechna měření stejný, definovaný pružinou v konstrukčním uspořádáním elektrodového systému. Porovnávací měření částečných výbojů byla realizována s četností deseti měření, na deseti exponovaných vzorcích, při stejné velikosti zkušebního napětí 1,5 kV. Při průměrné tloušťce vzorku 0,45 mm odpovídá toto zkušební napětí provoznímu gradientu 3,3 kV/mm. Výsledky a diskuze Naměřené hodnoty vykazují poměrně velký rozptyl hodnot i variační koeficient, při měření s danou četností, daný charakterem materiálu a stochastickou podstatou samotných částečných výbojů. Na obr. 3 a 4 jsou záznamy měření částečných výbojů a fázová poloha zdánlivého náboje pro materiály degradované při degradační teplotě 186 °C po dobu 8 hod a 14 kV po dobu 8 hodin. Pro přesnější hodnocení byly ovšem měřeny parametry s četností deseti vzorků a byly zaznamenávány parametry NQS, Ui, Ue a počet pulzů N uvedené na obr. 5- obr.8. Záznam na obr. 3 a 4 je proveden pro dobu jedné minuty. Na obr. 5 – obr. 8 jsou vyneseny grafy charakteristických veličin částečných výbojů během zrychleného tepelného stárnutí.
192
Obr. 3: Fázové rozložení částečných výbojů měřeného uspořádání při 186°C a 8 hod
Obr. 4: Fázové rozložení částečných výbojů měřeného uspořádání při 14 kV a 8 hod
Střední proud částečných výbojů
Počet pulzů částečných výbojů
700
2000000 1800000
170°C
600
1600000 1400000
180°C
1200000
400
N (-)
NQS (nA)
500
300
1000000
186°C
800000
180°C 186°C
200
175°C
600000
175°C
400000
100
170°C
200000 0
0
Doba expozice
Doba expozice 170°C
175°C
180°C
170°C
186°C
175°C
180°C
186°C
Obr. 6: Časový vývoj počtu pulzů částečných výbojů pro různé teploty expozice vzorků
Obr. 5: Časový vývoj středního proudu částečných výbojů pro různé teploty expozice vzorků
Z obr. 6 je patrný pokles počtu pulzů částečných výbojů během doby expozice pro jednotlivé teploty stárnutí. Dále je možné pozorovat, že dochází k poměrně významnému nárůstu počtu pulzů v souvislosti se zvyšující se aplikovanou teplotou stárnutí. Při elektrickém stárnutí (obr. 7) je znatelný pokles středního proudy výbojů během doby expozice. Během doby tepelné expozice nedochází k zjevnému poklesu nebo nárůstu hodnot zapalovacího napětí (obr. 9), ale rozdíly v jeho hodnotách jsou patrné pro jednotlivé degradační teploty (170 °C – 186 °C). Podle grafu na obr. 9 je velikost zapalovacího napětí nejmenší pro degradační teplotu 186 °C. Pro vzorky stárnuté při teplotě 186 °C je tedy zapotřebí nejmenšího napětí pro zapálení výbojové činnosti. Hodnoty zhášecího napětí (obr. 10) nevykazují žádné obecné trendy a závislosti ve vztahu k aplikované degradační teplotě. Dochází ovšem k mírnému nárůstu zapalovacího napětí během doby expozice pro jednotlivé soubory materiálu stárnutých při jedné konkrétní teplotě.
193
Střední proud částečných výbojů
Zhášecí napětí
1,26
700 600
175°C
170°C
1,22
500
1,2
400
1,18
Ue (kV)
NQS (nA)
1,24
10kV
12kV
300
186°C
1,16
180°C
1,14
200
1,12 14kV
100
1,1 1,08
0
Doba expozice Doba expozice 10kV
12kV
170°C
14kV
Obr. 7: Časový vývoj středního proudu částečných výbojů pro různé napětí expozice vzorků
175°C
180°C
186°C
Obr. 10: Časový vývoj zhášecího napětí částečných výbojů pro různé teploty expozice vzorků
Počet pulzů
Zapalovací napětí
8000000
1,35
7000000
1,3
12kV
14kV
6000000
Ui (kV)
N (-)
4000000 3000000 2000000
10kV
1,25
5000000
12kV 1,2 1,15
14kV
1,1
10kV
1000000
1,05
0
Doba expozice
Doba expozice 10kV
12kV
14kV
10kV
Obr. 8: Časový vývoj počtu pulzů částečných výbojů pro různé teploty expozice vzorků
Zhášecí napětí
175°C
1,25
170°C
1,35
14kV 1,2
1,3 1,25
180°C Ue (kV)
Ui (kV)
14kV
Obr. 11: Časový vývoj zapalovacího napětí částečných výbojů pro různá napětí expozice vzorků
Zapalovací napětí
1,4
12kV
1,2 186°C 1,15
12kV 10kV
1,15
1,1
1,1 1,05 1,05 1
1 Doba expozice 170°C
175°C
Doba expozice 180°C
10kV
186°C
Obr. 9: Časový vývoj zapalovacího napětí částečných výbojů pro různé teploty expozice vzorků
12kV
14kV
Obr. 12: Časový vývoj zhášecího napětí částečných výbojů pro různá napětí expozice vzorků
Při elektrickém stárnutí má zapalovací i zhášecí napětí rostoucí charakter během doby stárnutí (obr. 11 a obr. 12).
194
Závěr Pro hodnocení míry degradace izolačního systému na bázi slídy, skelné tkaniny a epoxidové pryskyřice byly měřeny, zaznamenány a vyhodnoceny hlavní parametry částečných výbojů. Měření bylo provedeno na souborech plošných vzorků materiálu podrobených zrychlenému tepelnému stárnutí při různých teplotách zvolených na základě [1] Z naměřených dat částečných výbojů je obecně zaznamenatelný nárůst zapalovacího i zhášecího napětí, a pokles počtu pulzů částečných výbojů v závislosti na době tepelného stárnutí materiálu. Střední proud částečných výbojů nevykazuje tak jednoznačný trend poklesu v závislosti na době tepelného stárnutí, ale při elektrickém stárnutí dochází k poklesu hodnot tohoto parametru. U středního proudu dochází k velkému rozptylu měřených hodnot, což je dáno samotnou stochastickou podstatou částečných výbojů uvnitř i na povrchu zkoumaných materiálů. V případě plošných vzorků je měřena výbojová činnost celého uspořádání, tedy nejen vnitřních výbojů, ale i výbojů vzniklých na povrchu materiálu, povrchových výbojů. Pokud by se vzorky vyráběly přímým ovinem na zkušební tyč a zkoušely se přímo v modelové drážce, je pravděpodobné, že by průběhy částečných výbojů mohly být poněkud rozdílné než v tomto případě. V reálné drážce stroje dochází totiž také k drážkovým výbojům, klouzavým výbojům na výstupu drážky a k vnitřním výbojům uvnitř materiálu, reálná tyč je navíc v drážce zcela uklínována a je na ní aplikována kompletní protikoronová ochrana. Charakter výbojů reálného uspořádání a jejich fázové rozložení může být tedy zcela odlišné. Zaznamenání změn v materiálu související s degradační teplotou a porovnání charakteristických veličin částečných výbojů je však i při tomto způsobu zkoušení plošných vzorků použitelné pro hodnocení vlivu zvýšené teploty na zkoumané materiály. Poděkování Tento výzkum je podporován výzkumným záměrem Ministerstva školství, mládeže a tělovýchovy České Republiky, MSM 4977751310 – Diagnostika interaktivních dějů v elektrotechnice. Literatura 1. Mentlík V. a kol.: Výzkumný záměr MŠMT ČR MSM 4977751310 Diagnostika interaktivních dějů v elektrotechnice, Dílčí zpráva: Interaktivní diagnostika izolantů, FEL ZČU v Plzni 2008 2. Mentlík V.; Pihera J.; Trnka P.; Tábořík O.: The influence of pulse stress on main-wall insulation of electrical rotating machines. In Maszyny Elektryczne. Katowice : Branzowy Ośrodek Badawczo Rozwojowy Mazsyn Elektrycznych Komel,, 2007. s. 4346. ISBN 0239-3646. 3. Mentlík V.; Trnka P.; Pihera J.: Insulation Materials Under Electrical Pulse Stress. In Annals of DAAAM for 2007 & Proceedings of 18th International DAAAM Symposium. Vienna : DAAAM International, 2007. s. 447-448. ISBN 3-901509-58-5. ISSN 1726-9679. 4. IEC Standard 270. Partial Discharge Measurement 5. Mentlík V.; Pihera J.; Trnka P.; Martínek P.: Partial discharge potential free test methods. In 2006 annual report Conference on electrical insulation and dielectric phenomena. Kansas City : IEEE DEIS, 2006. s. 586-589. ISBN 1-4244-0547-5. 6. Martínek P.; Laurenc J.; Pihera J.: Typical Patterns of Partial Discharges Acquired by Measurements on Real Models of Cavity in Solid Dielectric and Instrument Transformers. In Third International Conference on Advances in Processing, Testing 195
7. 8. 9. 10. 11.
and Application of Dielectric Materials. Wroclaw, Poland : Oficyna Wydawnicza Politechniki Wroclawskiej, 2007. s. 245-249. ISSN 0324-9441. IEEE 1434-2000: IEEE Trial-Use Guide to the Measurement of Partial Discharges in Rotating Machinery Tureček O.; Pihera J.: Realizace softwaru pro analýzu částečných výbojů ze záznamů ve formátu *.csv. In Diagnostika '07. Plzeň : Západočeská univerzita, 2007. s. 393-395. ISBN 978-80-7043-557-1. Hudon, C., Belec, M. “Partial discharge signal interpretation for generator diagnostics” in: IEEE Transactions on Dielectrics and Electrical Insulation, April 2005, Volume: 12 , Issue: 2, pages: 297-319 Russwum, D. “On-Site Partial Discharge Monitoring using the differential LEMKE PROBE LDP-5 and its accessories”, HV Testing, Monitoring and Diagnostic Workshop 2000 www.charleswater.co.uk
Autoři Ing. Josef Pihera Ph.D.; Katedra technologií a měření, Fakulta elektrotechnická, Západočeská univerzita v Plzni, Univerzitní 8, 306 14 Plzeň; e-mail: [email protected] Ing. Petr Martínek Ph.D.; Katedra elektroenergetiky a ekologie, Fakulta elektrotechnická, Západočeská univerzita v Plzni, Univerzitní 8, 306 14 Plzeň; e-mail: [email protected] Ing. Jan Klasna; Katedra elektroenergetiky a ekologie, Fakulta elektrotechnická, Západočeská univerzita v Plzni, Univerzitní 8, 306 14 Plzeň; e-mail: [email protected] Ing. Bohumil Paslavský; Katedra elektroenergetiky a ekologie, Fakulta elektrotechnická, Západočeská univerzita v Plzni, Univerzitní 8, 306 14 Plzeň; e-mail: [email protected]
196
Organické senzory par Řeboun J., Hamáček A., Džugan T., Kroupa M. – FEL ZČU Plzeň Anotace This paper deals with research and development of organic vapour sensors. The sensors, discussed in this paper, are based on organic sensitive materials. These sensors consist of the ceramic substrate with gold interdigital electrodes. Electrodes are covered by the thin layer of organic sensitive material known as phtalocyanine. The advantage of organic sensitive materials instead of inorganic is the easier deposition of thin films, their higher modifiability and lower cost. Electrical parameters of organic sensors were measured at variable relative humidity and temperature. The influence of aging and frequency behaviour was also measured in detail.
Úvod Pro většinu zařízení je velice důležité stanovit vliv prostředí na mechanické a elektrické vlastnosti. Z tohoto důvodu je nutné provádět jeho diagnostiku. Zásadními negativními vlivy působícími na zařízení jsou teplota, vlhkost a koncentrace plynů v prostředí. V současné době se pro měření těchto vlivů používají senzory založené na anorganických materiálech. Jejich výhodou jsou často dobře známé senzorové vlastnosti, tj. závislost jejich elektrických parametrů na teplotě, vlhkosti či příslušné chemické látce. Další výhodou je dobrá dlouhodobá stabilita elektrických parametrů senzorů a jejich vysoká opakovatelnost. Nevýhodou anorganických senzorových materiálů je často vysoká cena, daná zejména použitými materiály a komplikovanou výrobou (tenkovrstvé vakuové procesy). Obecným trendem je snaha o nalezení nových materiálů, které by uvedené nevýhody minimalizovaly. Jednou z možností, jak nevýhody plynoucí z podstaty anorganických senzorů eliminovat, je jejich nahrazení organickými materiály. Organické materiály pro senzory jsou často velice složité chemické sloučeniny, které při expozici vlhkosti, či parám mění své elektrické, nebo optické vlastnosti. Pro snadnou depozici tenkých vrstev jsou tyto organické materiály rozpouštěny ve vhodném rozpouštědle a aplikovány metodou sítotisku, odstředěním, ponorem či InkJet tiskem. Při hromadné syntéze bývají tyto látky výrazně levnější než anorganické senzorové materiály. V dalším textu je pozornost věnována především organickým senzorům vlhkosti. Substráty a systém elektrod Pro senzory vlhkosti se nejčastěji používají organické materiály, které reagují na změny okolního prostředí změnou elektrických parametrů, tj nejčastěji změnou impedance. Pro účely měření se senzorové materiály aplikují na substráty opatřené vhodnými elektrodami. Substrát slouží jako nosič elektrod i samotné senzorové vrstvy. Kromě dobrých mechanických vlastností musí mít i dobré elektroizolační vlastnosti, zejména vysokou vnitřní a povrchovou rezistivitu ρv a ρp, nízkou permitivitu ε a nízký ztrátový činitel tgδ. U měřených vzorků byl jako substrát použit glazovaný 96% korund. Pro měření elektrických parametrů senzorových vrstev byl na substrátu vytvořen elektrodový systém typu „gap“ tvořený dvěma interdigitálními (hřebínkovými) elektrodami, které jsou odděleny definovanou izolační mezerou (Obr. 1). Senzorová vrstva se nanáší na celou plochu interdigitálních elektrod a mezer, přičemž aktivní úlohu hraje především v mezeře. Interdigitální systém elektrod se vyznačuje poměrně malou kapacitou v řádu jednotek pF. Dominantní složkou obecné impedance je tak její reálná složka. Vzhledem k tomu, že substrát vykazuje vysoký izolační odpor, je reálná část
197
impedance převážně závislá na rezistivitě senzorové vrstvy. Interdigitální systém elektrod je velice vhodný pro organické senzorové vrstvy zejména z důvodu snadné aplikovatelnosti vrstev na elektrody. Jako materiál elektrod bylo zvoleno zlato vzhledem k jeho nízké výstupní práci. Použitím zlata minimalizujeme riziko vzniku nežádoucího Schottkyho jevu. Vzhledem k obecně vysoké rezistivitě organických senzorových vrstev byla zvolena šířka mezery mezi interdigitálními elektrodami 50 µm. Šířka elektrod byla volena rovněž 50 µm.
Obr. 1: IDE elektrody na Al2O3 substrátu
Obr. 2: Struktura molekuly Al(OH)Pc(SO3Na)4
Výběr a depozice organických vrstev Výběr vhodných organických materiálů pro senzory je poměrně komplikovanou záležitostí. Ačkoliv existuje velice široká škála organických látek citlivých na vlhkost, mnohé jsou pro senzory zcela nevhodné. Největším problémem organických látek reagujících na vlhkost je jejich často vysoká impedance, která se především při nízkých RH pohybuje v řádu stovek MΩ. Tak vysoké hodnoty impedance není snadné jednoduchým způsobem vyhodnotit. Dalším problémem většiny organických senzorových látek je poměrně nízká dlouhodobá stabilita, tzn. změna elektrických parametrů v průběhu času. Pro senzory vlhkosti se jako perspektivní jeví skupina organických materiálů známých jako ftalocyaniny. Ftalocyaniny jsou velice stabilní látky (až do 450 °C), s výraznými polovodivými vlastnostmi. Vyskytují se jak v nerozpustné formě, tak po vhodné substituci ve formě rozpustné. Pro senzory vlhkosti jsou vhodné zejména rozpustné ftalocyaniny. Vhodnými substitucemi, zejména vícenásobnou sulfonací, je možné vytvořit vrstvy s impedancemi i pod 1 MΩ (na 50 µm mezeře při frekvenci 1 kHz a 20% RH), který vykazují dobrou stabilitu elektrických parametrů. Struktura molekuly sulfonovaného ftalocyaninu hliníku je na obr. 2. Senzorové vrstvy ftalocyaninu byly vytvořeny na odstředivce metodou „spin coating“. Nanášená vrstva musí být relativně tenká, aby byla zajištěna rychlá odezva, zároveň však musí být homogenní a spojitá na celé aktivní ploše senzoru. Volba tloušťky je kritická i vzhledem k požadované co nejmenší impedanci výsledného senzoru a opakovatelnosti při depozici vrstev. Elektrické parametry senzorových vrstev Vzhledem ke skutečnosti, že studované organické materiály vykazují částečnou iontovou vodivost, musela být pro měření elektrických parametrů použita střídavá měřící metoda. Měření bylo provedeno čtyřbodovou metodou na RLC můstku Motech. Pokud by bylo použito stejnosměrného měření, nebo střídavé měření se stejnosměrnou složkou, docházelo by k přenosu iontů od jedné elektrody ke druhé. Přenos iontů by se projevil transportem organického materiálu z jedné elektrody na druhou a způsoboval by postupný nárůst impedance senzoru. Ukázka senzoru měřeného stejnosměrně je na obr. 3.
198
Obr. 3: Migrace senzorové vrstvy účinkem stejnosměrného proudu Vzhledem k povaze vodivosti organických látek je nutné vhodně volit i měřící frekvence. Při nízkých frekvencích se bude uplatňovat především iontová vodivost. Při vyšších frekvencích, kdy během jedné poloviny periody iont nestihne překonat mezeru mezi elektrodami, se budou uplatňovat jiné formy vodivosti. Vliv měřící frekvence je zobrazen na obr. 4. Elektrické parametry senzorových vrstev byly měřeny v klimatické komoře při relativních vlhkostech od 20% RH do 90% RH a při teplotách od 20 °C do 50 °C. Závislost impedance na RH pro senzorovou vrstvu sulfonovaného ftalocyaninu hliníku je na obr. 6. Závislost impedance na RH je téměř exponenciální, teplotní závislost je v měřeném rozsahu přibližně lineární. Reakce senzoru na skokovou změnu RH z 5% na 92% je zobrazena na obr. 5. Z grafu je patrná velká citlivost a rychlá odezva senzorové vrstvy při změně RH. Na obr. 7 je znázorněna dlouhodobá stabilita při cyklické změně vlhkosti a teploty pro pět 24 hodinových cyklů. Průběh závislosti impedance na RH je opakovatelný a časově stabilní, pokud nedojde ke kondenzaci vzdušné vlhkosti na senzorové vrstvě, nebo pokud nedojde k jejímu mechanickému poškození. 1,E+06 0,1kHz 1kHz
-6
10
AC conductivity, G (S)
10kHz
1,E+05
Z [Ω]
100kHz
1,E+04
1,E+03
-7
10
-8
10
-9
1,E+02
10 20
30
40
50
60
70
80
90
RH [%]
Obr. 4: Závislost impedance senzorové vrstvy Al(OH)Pc(SO3Na)4 při změně RH pro různé frekvence
199
0
200
400
600
800
Time, t (s)
Obr. 5: Změny vodivosti senzorové vrstvy při skokových změnách RH z 5% na 92%
1,E+06
1,E+06 20 °C 30 °C 40 °C 50 °C
1,E+05
Z [Ohm]
Z [Ohm]
1,E+05
1,E+04
1,E+04
1,E+03
1,E+03
1,E+02
1,E+02 20
30
40
50
60
70
80
1 - 30 °C 2 - 30 °C 3 - 30 °C 4 - 30 °C 5 - 30 °C
90
20
30
40
50
60
70
80
90
RH [%]
RH [%]
Obr. 6: Závislost impedance senzorové vrstvy Al(OH)Pc(SO3Na)4 při změně RH pro různé teploty
Obr. 7: Časová stabilita senzorové vrstvy při jednotlivých měřicích cyklech
Závěr Sulfonované ftalocyaniny patří mezi perspektivní senzorové materiály pro detekci vzdušné vlhkosti. Vykazují téměř exponenciální závislost impedance na relativní vlhkosti. Největší citlivost na RH byla zjištěna u reálná složky impedance, imaginární část vykazuje malou citlivost při nízkých RH. Optimální měřicí frekvence se pohybuje od 1 kHz do 10 kHz. Při nižších kmitočtech dochází ke ztrátě citlivosti pro vysoké RH, u vysokých kmitočtů naopak pro nízké hodnoty RH. Opakovaná měření vlhkostních a teplotních cyklů prokázala poměrně dobré dlouhodobé vlastnosti senzorů s vrstvou ftalocyaninů v rozsahu relativních vlhkostí 20-90 %. Senzory jsou vhodné do prostředí, kde nedochází ke kondenzaci vlhkosti na senzorové vrstvě. Reakční časy organických senzorů s tenkou vrstvou ftalocyaninu na interdigitálních elektrodách jsou ve srovnání s běžně dostupnými anorganickými planárními senzory výrazně kratší. Tento příspěvek vznikl s podporou Ministerstva školství, mládeže a tělovýchovy v rámci řešení výzkumného záměru č. MSM4977751310 „Diagnostika interaktivních dějů v elektrotechnice“. Literatura 1. Řeboun, J., Hamáček, A. - Organic Materials for Humidity Sensors. In ISSE 2008. Budapešť, 2008. s. 481-485. ISBN 978-963-06-4915-5. 2. Řeboun, J.; Blecha, T.; Hamáček, A. Organic sensors for vapours detection. In EDS '08 IMAPS CS International Conference Proceedings. Brno, 2008. s. 187-192. ISBN 978-80214-3717-3. 3. Pochekaylov, S., Nešpůrek, S., Hamáček, A., Řeboun, J., Skočil, V., Jerhot, J., Rakušan, J., Karásková, M: Soluble phthalocyanines – Perspective materials for sensors, In IDS&DRP2006, Poznan, Polsko, 3-7 September 2006 Autoři Ing. Jan Řeboun; doc. Ing. Aleš Hamáček, Ph.D.; Ing. Tomáš Džugan; Ing. Michael Kroupa: Oddělení technologie elektroniky, Katedra technologií a měření, Fakulta elektrotechnická, Západočeská univerzita v Plzni; Univerzitní 8, 306 14 Plzeň; e-mail: [email protected]; [email protected]; [email protected]; [email protected]
200
Diagnostika mechanicky zatěžovaných nevodivých materiálů prostřednictvím signálů elektromagnetické a akustické emise Trčka T., Koktavý P., Koktavý B. – FEKT VUT Brno Anotace Stochastic electromagnetic and acoustic emission signals may be observed when the solid dielectric materials are mechanically stressed. These signals can be measured by appropriate sensors and their study may be utilized in the diagnostic of the dielectric solid materials under mechanical stress and particularly for study of the material cracks formation, evolution and localization.
Úvod Při mechanickém zatěžování elektricky nevodivých pevných látek jsou generovány stochastické signály elektromagnetické a akustické emise. Tyto signály se dají využít k indikaci vzniku mikrotrhlin ve vnitřní struktuře zatěžovaných materiálů. Vznik trhlin v pevných látkách je doprovázen nerovnoměrným přerozdělením elektrického náboje. Stěny trhliny se nabíjejí opačnými náboji a pohyb těchto stěn lze charakterizovat časově proměnným elektrickým dipólem nebo elektrickou dvojvrstvou. Jednotlivé trhliny se tak samy stávají zdrojem elektromagnetického pole, které můžeme indikovat vhodně zvoleným snímačem. Výše popsaný jev se často označuje jako elektromagnetická emise (EME) a může být vyvolán prostřednictvím mnoha vnějších vlivů (tlakem, úderem, tahem, ohybem, atd.) [1]. Současně se signálem EME se generuje také signál akustické emise (AE), který je ze zkoumaného vzorku snímán prostřednictvím piezoelektrického snímače. Časové zpoždění mezi oběma signály je dáno rozdílnou rychlostí šíření signálů EME a AE ve studovaném materiálu. Časová prodleva mezi signálem EME a AE poskytuje informaci o vzdálenosti místa vzniku trhliny od snímače AE. Současné snímání signálů EME a AE umožňuje přesněji studovat jednotlivé defekty. Charakteristika měřeného materiálu Měření signálů EME a AE bylo provedeno na vzorcích z kompozitního konstrukčního materiálu, označovaného jako EXTREN 500. Základ tohoto kompozitního materiálu tvoří vláknitá skelná výztuž pojená pryskyřičnými pojivy. Funkcí pojiva je chránit výztuž před mechanickým poškozením, udržovat profil v daném tvaru a umožnit přenos napětí do výztuže [2]. Výhodou u tohoto typu kompozitního materiálu je skutečnost, že rozhraní pojivo / skelné vlákno se ukazuje jako obzvláště elektricky aktivní při tvorbě trhlin. Mechanické zatěžování vzorků bylo provedeno na hydraulickém lisu silou 5 až 50 kN, a to kolmo na směr vyztužujících vláken. Vzorky byly připraveny ve tvaru kvádru o rozměrech (50-52) mm × (58-61) mm × 10 mm. Měřící aparatura Pro současné měření signálů EME a AE bylo navrženo plně automatizované experimentální pracoviště (viz obr. 1). Měřený vzorek je zatěžován pomocí ručního hydraulického lisu s dosažitelnou zatěžovací silou 200 kN. Signály AE se snímají piezoelektrickým snímačem, který je připevněn na stěnu sledovaného vzorku pomocí včelího vosku a po zesílení nízkošumovým zesilovačem (40 dB) jsou přivedeny na vstup čtyřkanálového digitálního osciloskopu TiePie Handyscope HS4 s maximální vzorkovací frekvencí až 50 MHz.
201
Kanál EME je tvořen kapacitním snímačem a zatěžovací impedancí ZL typu horní propust. Signál EME je následně zesílen kaskádou dvou nízkošumových zesilovačů (výsledné zesílení signálu EME činí 60 dB). Takto zesílený signál se přivádí na vstup digitálního osciloskopu, který je připojen k PC přes USB rozhraní. Data z digitálního osciloskopu se dále zpracovávají programem v prostředí MATLAB.
F SAE uAE(t )
u( t ) S
Zesilovač AE Předzesilovač EME
Zesilovač EME
Digitální osciloskop
ZL
d
PC -F Stínění
Obr. 1: Schéma zapojení experimentálního pracoviště V případě kontinuálního vícekanálového snímání signálů EME a AE je digitální osciloskop TiePie Handyscope HS4 nahrazen digitální osciloskopickou kartou PXI – 5105 od firmy National Instrument. Tato karta nabízí kontinuální záznam až osmi současně vzorkovaných vstupních kanálů, vzorkovací frekvenci 60 MHz na kanál, 12-bitové rozlišení a 512 MB vnitřní paměti. Pro kontinuální vícekanálový záznam dat pomocí NI PXI – 5105 bylo nutné vytvořit speciální program v prostředí LabVIEW. Prezentace a analýza získaných výsledků Proces vzniku trhliny lze rozdělit do dvou částí. V první části dochází k rozevírání trhliny a tvorbě opačných nábojů na jejích protilehlých stěnách. Ve druhé části je možné považovat náboj za ustálený a dále uvažovat pouze mechanický pohyb stěn trhliny, což samozřejmě ovlivní i výsledný tvar snímaného napětí. Díky plně automatizovanému procesu měření bylo získáno již dostatečně velké množství experimentálních výsledků, které mají charakter časových průběhů signálů EME a AE (viz obr. 2). Přestože je vznik trhliny obecně náhodný proces, lze při velkém množství změřených realizací rozdělit tyto realizace podle tvaru časového průběhu signálu EME do sedmi typických skupin (pro kompozitní materiál EXTREN). Podrobnější informace o těchto typických skupinách, včetně dvou modelů pro popis časového průběhu signálu EME, lze nalézt v literatuře [1, 2]. Obrázky 2 a 3 ukazují dva příklady naměřených časových průběhů. První realizace z obrázku 2 patří do skupiny realizací, která se vyznačuje strmým nárůstem čela impulzu a exponenciálním průběhem týlu impulzu. V případě druhé realizace z obrázku 3 je patrné, že stěny trhliny vykonávaly po jejím rozevření tlumený kmitavý pohyb, čemuž odpovídá právě tlumený kmitavý průběh snímaného napětí. Z hlediska analýzy tvorby trhliny má velký význam právě skupina realizací, které se vyznačují tlumeným kvaziharmonickým průběhem signálu EME. U této specifické skupiny je
202
možné provést spektrální analýzu naměřených signálů EME a AE, která poskytuje detailnější pohled na samotnou tvorbu a chování trhliny. Z frekvence kmitaní stěn trhliny a ze znalosti rychlosti šíření mechanického vlnění lze totiž nepřímo odhadnout rozměry trhliny [1]. Na obrázcích 4 a 5 je vidět spektrální výkonovou hustotu (PSD) signálů EME a AE realizace z obrázku 3. V tomto specifickém případě jsou dominantní frekvence obou signálů shodné (312,5 kHz). 0,4
24,0
0,2
18,0
0,0
8,0
-0,2
U EME / mV
16,0 EME
U AE / mV
U EME / mV
0,2
0,0
0,0
12,0
-0,2
6,0
-0,4
0,0
AE
AE
-0,4 50
U AE / mV
EME
100
150 t / μs
-8,0 250
200
-0,6 50
Obr. 2: Časové průběhy realizace 1
100
150 t / μs
-6,0 250
200
Obr. 3: Časové průběhy realizace 2
Pro výpočet PSD byla použita Welchova metoda průměrování periodogramů (parametry metody: váhovací funkce typu Hanning, délka bloku 256 vzorků a vzájemné překrytí bloků 75 %). Zvolené řešení nabízí kompromis mezi frekvenčním rozlišením a rozptylem výsledného odhadu PSD. -10
-13
10
10
-14
10
-12
10 -15
Su / V2.s
2
Su / V .s
10
-16
10
-14
10
-17
10
-16
10 -18
10
-19
10
0
-18
0.5
1
1.5 f / MHz
2
10
2.5
Obr. 4: PSD signálu EME
0
0.5
1
1.5 f / MHz
2
2.5
Obr. 5: PSD signálu AE
V případě kontinuálního vícekanálového měření signálů EME a AE je potřeba nalézt jednotlivé události (a jejich parametry) ve výsledném souboru zaznamenaných dat (řádově stovky MB). K tomuto účelu byl vytvořen program v prostředí MATLAB. Ten umožňuje nalezení specifických událostí v datech jednotlivých kanálů, uložení těchto událostí do samostatných souborů a nalezení jejich základních parametrů (začátek / konec události, maximální amplituda, RMS hodnota, atd.). Každá událost je tak ve výsledku popsána vektorem deseti hodnot. Díky tomu je možné sledovat různé časové závislosti získaných parametrů během dlouhodobé mechanické zátěže. Jako příklad je na obrázku 6 uvedena intenzita nalezených specifických událostí v kanále AE při skokových změnách vnější mechanické zátěže (zatěžovaným materiálem byl v tomto konkrétním případě vzorek žuly).
203
Vnější zátěž se skokově měnila v rozsahu 4 kN až 30 kN. Z obrázku 6 je patrné, že největší výskyt událostí se objevuje v první minutě měření, kdy došlo ke skokovému zatížení vzorku silou 20 kN (slabá místa ve vnitřní struktuře materiálu praskla ihned po aplikaci vnějšího tlaku). 10
4
20 kN 20 kN
intensity / min-1
10
24 kN
28 kN
3
16 kN
30 kN
10 kN 10
10
2
1
4 kN 10
0
0
5
10
15
20
25
30
35
40
45
50
t / min
Obr. 6: Intenzita událostí - kanál AE Závěr Bylo sestaveno plně automatizované experimentální pracoviště, které umožňuje vícekanálové kontinuální měření signálů EME a AE. Z naměřených signálů lze získat cenné informace o parametrech jednotlivých trhlin a jejich lokalizaci. Dále je možné sledovat průběh porušení materiálu při dlouhodobé mechanické zátěži. Získané výsledky lze využít pro diagnostiku mechanicky zatěžovaných izolantů. Poděkování Tento článek vznikl díky podpoře projektu GAČR GA 102/09/H074 "Diagnostics of material defects using the latest defectoscopic methods" a projektu VZ MSM 0021630503. Literatura 1. Koktavý, P.: Experimental study of electromagnetic emission signals generated by crack generation in composite materials. Measurement Science and Technology. 2008. 20(1). p. 0 - 7. ISSN 0957-0233. 2. Koktavý, P., Koktavý, B.: Analýza vzniku mikrotrhlin v mechanicky zatěžovaných kompozitních materiálech. In Defektoskopie 2005, Sborník příspěvků. Brno, Brno University of Technology. 2005. p. 97 - 105. ISBN 80-214-3053-2. Autoři Ing. Tomáš Trčka; Ústav fyziky, Fakulta elektrotechniky a komunikačních technologií, Vysoké učení technické v Brně; Technická 8, 616 00 Brno; e-mail: [email protected] doc. Ing. Pavel Koktavý, CSc. Ph.D.; Ústav fyziky, Fakulta elektrotechniky a komunikačních technologií, VUT v Brně; Technická 8, 616 00 Brno; e-mail: [email protected] prof. Ing. Bohumil Koktavý, CSc.; Ústav fyziky, Fakulta stavební, Vysoké učení technické v Brně; Žižkova 17, 602 00 Brno; e-mail: [email protected]
204
Stárnutí elektrické izolace – elektrické stromečky Trnka P., Pihera J., Širůček M.– FEL ZČU Plzeň Abstract An electrical insulation system plays a key role in the electrical appliances. Insulating systems of high power high voltage appliances are in the centre of the attention in the terms of the reliability. This is in the relation with the observing of the possible degradation mechanisms. One of the observed mechanisms is electrical treeing. Electrical treeing causing electrical breakdown of the insulation by the lower voltages than is the regular breakdown voltage. Cases are known, when the electrical breakdown of an appliance was caused by the electrical treeing on the rated voltage level. Typical example is electrical treeing in the insulating systems of high voltage cables. Presented paper is concerned on the problem of electrical treeing.
Úvod Na elektroizolační systémy jsou kladeny vysoké nároky z hlediska provozní spolehlivosti. Na mnoha vysokonapěťových izolačních systémech závisí přenos elektrické energie do míst odběru (domácnosti, výrobní podniky, nemocnice, atd.). Je zřejmé, že izolační systém musí splňovat nejen náročná kritéria výborných elektroizolačních vlastností (rezistivita, ztrátový činitel, permitivita, průrazné napětí, ...), ale musí také odolávat vnějším vlivům jako je teplota, působení chemických látek, plynných exhalací, sluneční záření a mechanické namáhání. Aby bylo splněno základní kritérium spolehlivosti je třeba se intenzivně věnovat studiu jednotlivých degradačních mechanizmů, které přicházejí u elektroizolačního materiálu v úvahu. Jedním z degradačních mechanizmů, který se v izolačních systémech objevuje jsou právě elektrické stromečky způsobené zvýšenou intenzitou elektrického pole. Teorie růstu elektrických stromečků Růst elektrického stromečku uvnitř izolace je nejčastěji popisován a modelován za pomoci hrotu jehly a uzemněné elektrody přiložených na krychličku epoxidové pryskyřice nebo zalitím do jejího objemu. Elektrický stromeček je vytvářen šířením vodivých cest elektroizolačním materiálem vlivem působení vnitřních částečných výbojů. Růst elektrického stromečku může být rozdělen do několika časových fází (obr. 1), které jsou obecně platné v různých elektroizolačních materiálech. Fáze 1 (obr. 1) nastává v okamžiku počátku růstu stromečku a toto stádium se dá detekovat jenom velmi citlivou technikou. Fáze 2 nastává po vytvoření první větve stromečku. Z této první větve elektrického stromečku pak rostou další malé větve směrem k uzemněné elektrodě. Tato fáze končí dosažením uzemněné elektrody elektrickým stromečkem. Průraz při dosažení první větve elektrody nenastává, protože malé větve mají tak malou vodivost, že proud jimi tekoucí je nedostatečný, aby způsobil průraz. Tyto malé větve mají v hlavních částech průměr menší než 10 μm a méně než 1 μm ve velmi tenkých špičkách [2].
205
Obr. 1: Fáze růstu elektrického stromečku v izolaci [1], [2]. Fáze 3 nastává v okamžiku prvního spojení elektrod a končí totálním průrazem dielektrika. V této části se stromeček rozvětvuje a rozšiřují se jeho kanálky na velikost větší než 10 μm. Tyto kanálky už jsou duté a jakmile jeden kontinuálně dutý kanálek dosáhne uzemněné elektrody dochází k totálnímu průrazu dielektrika (obr. 2). Zmíněné kanálky zapříčiňují výboje o zdánlivém náboji mezi 50 až 220 pC [1]. U
Malá větev
Průrazný kanálek
Obr. 2: Elektrické stromečky v testovaných vzorcích. Na obr. 2 jsou zachycené vzorky po průrazu. Popis experimentu, z něhož pocházejí fotografie z obr. 2 následuje níže. Jsou zde dobře patrné jednotlivé větve elektrického stromečku, které se vytvořili během expozice napětím. V horní části obrázku se nacházejí hroty, na které bylo přiváděno napětí. V dolní části byla umístěna zemnící elektroda. Ve středu obrázků je vidět výsledný průrazný kanálek. Experiment Předmětem experimentu bylo zjistit vliv izolačního materiálu – slídové pásky pro vysokonapěťové izolační systémy na rychlost růstu elektrického stromečku. Slídová páska byla použita jako bariéra, kdy prostředím, kde stromeček vznikal byla pryskyřice. Vzorky Pro účely experimentu bylo vyrobeno 10 vzorků, které odpovídaly uspořádání na obr.3. Základem každého vzorku byla slídová páska, která byla zalita do epoxidové pryskyřice společně s jehlou na kterou bylo přiváděno napětí. Jehla byla od slídové pásky vzdálena
206
5 mm. Použita byla nízkoviskózní zalévací elektrotechnická pryskyřice typu EC141 spolu s aminovým tužidlem W241. Obě složky byly důkladně promíchány pomocí magnetické míchačky v poměru 1:2 (260 ml EC141 a 130 ml W241). Takto vytvořená čirá epoxidová hmota byla vytvrzena za teploty 23°C po dobu 46 hodin. Formu na vzorky tvořily k tomuto účelu vytvořené hliníkové formičky. Prostorové uspořádání experimentálního vzorku je uvedeno na obr. 3.
Obr. 3: Uspořádání vzorků pro test. Sledované materiály Pro experiment bylo použito pět druhů slídových pásek: Kalastik 45.000, Kalastik 45.001, Kalastik 45.002, Relanex 45.017, Relanex 45.033 od výrobce COGEBI a.s. Každá páska byla použita ve dvou vzorcích. Četnost byla tedy dva. Rozměr pásek byl zvolen 4 cm x 2,5 cm. Jednotlivé tloušťky izolačních pásek jsou uvedeny v tab.1. Údaj ozn. „*“ umístěný před tloušťkou materiálu udává poloviční překrytí pásky – běžná metoda při výrobě izolačního systému např. točivého stroje. Důvodem bylo sjednocení rozměrů bariéry pro rozvoj elektrického stromečku (rozdílná šířka pásek). Materiál vzorku Tloušťka materiálu [mm]
Kalastik 45.000 * 0,09
Kalastik 45.001 * 0,09
Kalastik 45.002 0,09
Relanex 45.017 * 0,08
Relanex 45.033 *0,235
Tab. 1: Tloušťky pásek jednotlivých vzorků [3]. Veškeré namáhání vzorků bylo prováděno na zařízení pro řízenou degradaci vzorků do 24 kV/50 Hz umístěném v laboratořích KET/ET FEL ZČU. Podrobný průběh experimentu je patrný z vývojového diagramu (obr.4). U každého materiálu je uveden čas průrazu t popř. doba viditelného počátku růstu stromečku tz. Podbarvení plochy daného materiálu pásky v diagramu, určuje zda stromeček rostl materiálem bariéry a vedl tedy k průrazu pásky, nebo rostl podél pásky a způsobil vodivé spojení se zemní elektrodou okolní pryskyřicí. Závěr Provedený experiment ukazuje, že růst stromečku je druhem materiálu bariéry ovlivňován. Čím větší je tloušťku materiálu bariéry, tím více se stromeček větví (je keřovitý) Doba průrazu vzorku, je poté závislá na vzdálenosti, kterou musí stromeček urazit od napájecí elektrody k elektrodě zemnící. Nejlepší výsledky z hlediska izolačních vlastností byly dosaženy s páskami Relanex obecně a Kalastik 45.000, kde se průraz šířil pryskyřicí. Je to
207
dáno jejich lepšími elektroizolačními vlastnostmi resp. větší tloušťkou vrstev oproti vzorkům s Kalastikem 45.001 a 45.002, kde nastal průraz pásky relativně za krátkou dobu. U = 13 kV t = 0 ÷ 2,7 h U = 17 kV t = 2,7 ÷ 4,4 h U = 16 kV t = 4,4 ÷ 5,9 h U = 20 kV t = 5,9 ÷ 44,7 h
Kalastik 45.002 t = 11,3 h
Relanex 45.017 t = 29,6 h
Průraz páskou Průraz pryskyřicí
Kalastik 45.001 tz = 9,5 h t = 16,5 h
Kalastik 45.000 tz = 28,5 h t = 38,6 h
Relanex 45.017 t = 16,6 h
Kalastik 45.000 tz = 28,5 h t = 42,9 h
Relanex 45.033 tz = 8,3 h t = 18,2 h Kalastik 45.001 Nedošlo k růstu
Kalastik 45.002 Nedošlo k růstu
Relanex 45.033 Nedošlo k růstu
U = 23 kV t = 44,7 ÷ 47,7 h
Obr. 4: Vývojový diagram průběhu experimentu U třech vzorků nedošlo k růstu stromečků vůbec. Pro ostatní vzorky platí, že přibližně po 10 hodinách od viditelného začátku růstu stromečku tz, došlo k jejich průrazu. Poděkování Tento výzkum je podporován výzkumným záměrem Ministerstva školství, mládeže a tělovýchovy České Republiky, MSM 4977751310 – Diagnostika interaktivních dějů v elektrotechnice. Literatura 1. Vogelsang R., Fruth B., et. al.: Detection of electrical tree propagation by partial discharge measurements. European Transactions on Electrical Power. Volume 15, Issue 3, strana 271 – 284. 2. Mentlík V., a kol. Diagnostika elektrických zařízení, BEN, Praha, 2008, ISBN 978-807300-232-9. 3. Materiály firmy COGEBI a.s., přístupné z: http://www.cogebi.com/home.html, přistoupeno dne 1.2.2009. Autoři doc. Ing. Pavel Trnka, Ph.D.; Department of Technologies and Measurement, Faculty of Electrical engineering, University of West Bohemia in Plzen; Univerzitní 8, 306 14 Plzeň; e-mail: [email protected] Ing. Josef Pihera, Ph.D.; Department of Technologies and Measurement, Faculty of Electrical engineering, University of West Bohemia in Plzen; Univerzitní 8, 306 14 Plzeň; e-mail: [email protected] Bc. Martin Širůček, Master Study Program Student, Department of Technologies and Measurement, Faculty of Electrical engineering, University of West Bohemia in Plzen; Univerzitní 8, 306 14 Plzeň; e-mail: [email protected]
208
Optické sledování defektů pájených spojů po mechanickém namáhání Tučan M., Urbánek J. – FEL ČVUT Praha Anotace This article contains optical evaluation of defects in soldered joints. The defects were caused by a combination of mechanical stress and thermal aging. The experiments were performed on a varied selection of specimens, consisting of leadfree and leaded solders, being soldered on air or in nitrogen protective atmosphere, on a copper or tin-coated copper surfaces. Results of the experiment show clearly effects of both mechanical stress and thermal aging on formation and spreading of cracks in the soldered joints. It also clearly shows the intermetallic layers formed on the boundary between copper and solder and their influence on the properties of soldered joints.
Úvod Fotografie použité v tomto článku byly pořízeny během experimentů zaměřených na vliv mechanického namáhání a tepelného stárnutí na vlastnosti spojů pájených bezolovnatými pájkami. V rámci experimentu bylo osazeno téměř 200 destiček plošných spojů (Obr. 1), z toho polovina s čistým měděným povrchem a polovina s mědí pokrytou cínovou vrstvou (HAL). Na každou destičku bylo osazeno 7 rezistorů typu Vishay RCA 1206 (metricky 3216) se zanedbatelným odporem. K jejich osazení a připájení byly použity pájecí pasty COBAR, konkrétně bezolovnatá COBAR SAC4-325GM5 (95,5% Sn, 4% Ag, 0,5% Cu) a olovnatá pasta COBAR S62-325GM5 (62% Sn, 36% Pb, 2% Ag). Pro jejich přetavení byla použita průběžná pec DIMA nastavená na teplotní profil doporučovaný výrobcem past. Polovina vzorků byla pájena na vzduchu, druhá Obr. 1: Použité vzorky, nahoře polovina v ochranné dusíkové atmosféře s obsahem cca. nestárnuté, dole stárnuté. 2000 ppm kyslíku. Další krok představovalo tepelné stárnutí při teplotě 125 °C po dobu 1000 h, kterým prošla opět polovina vzorků. Poté byly jak stárnuté, tak nestárnuté vzorky vystaveny cyklickému mechanickému namáhání různé velikosti. V průběhu namáhání byl měřen odpor jednotlivých spojů a byla sledována jeho změna. Z vybraných spojů byly po dokončení namáhání zhotoveny výbrusy, na nichž byla zejména sledována přítomnost trhlin v tělese spoje a přítomnost intermetalických sloučenin na rozhraní pájka – měď. [1] Trhliny V průběhu mechanického namáhání se v pájených spojích začaly tvořit únavové trhliny. Dvě nejčastější lokality vzniku trhlin u nestárnutých vzorků můžeme vidět níže. V jedné skupině byly trhliny vznikající pod součástkou a šířící se podél stěny rezistoru, dokud nedosáhly horní hrany součástky. Takovéto trhliny samozřejmě obvykle vedly k přerušení vodivé cesty nebo minimálně k prudkému nárůstu odporu spoje (Obr.2).
209
Na obrázku 2 si můžeme zároveň povšimnout i vlivu bublinek – „voids“ – v těle spoje. V tomto případě výrazně urychlily šíření trhliny a vedly k rychlé ztrátě funkce pájeného spoje. Druhou rozsáhlou skupinou byly trhliny vznikající u paty pájeného spoje. Tyto trhliny obvykle pokračovaly i vrstvou mědi a mohly taktéž vést k přerušení vodivého spojení, i když zde záleželo na jejich přesném umístění – pokud se trhlina vytvořila na pájecí plošce, mohlo dojít jen k jejímu částečnému narušení, když se vytvořila na vývodu z pájecí plošky, došlo k přerušení spoje. 200 μm 200 μm
Obr. 2: Trhlina podél stěn pouzdra.
Obr. 3: Trhlina u paty spoje.
Poněkud jinak se chovaly vzorky, které byly vystaveny tepelnému stárnutí. Je možné porovnat např. obrázek 4 s obrázkem 2 – je zřejmé, že se trhlina nešíří po stěně součástky, ale tělem spoje, což je zřejmě způsobeno změnami vyvolanými v těle spoje během tepelného stárnutí. Stejně tak je možné srovnat obr. 5 s obr. 3. opět jde o podobné umístění trhliny, ale s jinými důsledky. Oproti předchozímu případu zde trhlina nepokračuje do měděné pájecí plošky, ale šíří se dál po rozhraní mezi pájkou a vrstvou intermetalických sloučenin na rozhraní mezi pájkou a mědí.
200 μm
Obr.4: Trhlina pod součástkou.
200 μm
Obr. 5: Trhlina u paty spoje.
Intermetalické vrstvy Během pájení i následného tepelného stárnutí se na rozhraní mezi pájkou a mědí tvoří vrstvy intermetalických sloučenin. Jejich vliv se projevuje v několika aspektech, v tomto
210
případě se nejvýrazněji projevil vliv na mechanickou odolnost spojů, dále může jít např. o výrazné zhoršení smáčivosti pájkou [2,3]. Síla této vrstvy u spojů vystavených tepelnému stárnutí byla určena na 6,7 μm, což odpovídá teoretickému výpočtu [1, 2]. Vliv na mechanickou odolnost byl nastíněn již v předchozí kapitule, proto jen stručně. Intermetalika sed ve spoji pájeném bezolovnatými pájkami kategorie na měděný povrch vyskytují jednak ve formě vrstvy na rozhraní mezi pájkou a mědí, jednak jako rozptýlené kulovité částice v objemu pájeného spoje. Částice v objemu spoje jsou do určité míry přínosné, protože omezují rychlost šíření, naopak relativně homogenní planární rozhraní představované vrstvou poskytuje ideální podmínky k rychlému šíření trhlin. Na následující dvojici snímků je možné porovnat vzhled intermetalických vrstev v olovnaté (Obr. 6) a SAC (Obr. 7) pájce. Na obr. 6 stojí za povšimnutí černá vrstva oddělující intermetalickou vrstvičku od zbytku pájeného spoje – jde o vrstvu téměř čistého olova, vzniklou migrací atomů cínu do intermetalika. Tato vrstva výrazně zpomaluje další růst intermetalik.
50 μm
Obr. 6: Intermetalická vrstva v Sn-Pb pájce.
Obr. 7: Intermetalická vrstva v SAC pájce.
Závěr Snímky získané v průběhu popsaného experimentu ukazují řadu mechanismů, které se uplatňují při vzniku a šíření trhlin v pájených spojích. Získané poznatky slouží k návrhům a realizaci dalších experimentů, zaměřených zejména na vliv intermetalických vrstev. Literatura 1. Tučan, M.: Vliv mechanického namáhání na parametry pájených spojů. Diplomová práce, ČVUT-FEL, Praha 2008. 2. MACH, P., SKOČIL, V., URBÁNEK, J.: Montáž v elektronice: Pouzdření aktivních součástek. ISBN 80-01-02392-3. Praha: Nakladatelství ČVUT, 2001. 3. ABEL, M., CIMBUREK, V.: Bezolovnaté pájení v legislativě i praxi. ISBN 80-9035970-1. Pardubice: ABE.TEC, 2005. Autoři Ing. Marek Tučan; Katedra elektrotechnologie, Fakulta elektrotechnická, ČVUT v Praze; Technická 2, 160 00 Praha; e-mail: [email protected] doc. Ing. Jan Urbánek, CSc.; Katedra elektrotechnologie, Fakulta elektrotechnická, ČVUT v Praze; Technická 2, 160 00 Praha; e-mail: [email protected]
211
Diagnostika pájeného spoje Urbánek J. – ČVUT FEL v Praze Anotace Te Quality of product depends not only on his construction. Important be adhered to production process. For instance soldered joint come out progress inquest causes rise defects plus way their elimination.
Úvod Kvalitu výrobku ovlivňuje řada etap jeho existence od myšlenky až k likvidaci. Ve fázi konstrukce musí být respektovány požadavky vyplývající z použitých výrobních technologií. Ve vlastní výrobě jsou realizovány záměry konstruktéra a vzniká předmět, který by měl splňovat všechny požadavky na něj kladené na počátku jeho ideového zrodu. Pokud však materiály a postupy aplikované při výrobě zaznamenají odchylky od předepsaných, může to vést ke vzniku výrobku více či méně vadného – zmetku. Identifikace závady se děje často až u uživatele. Není-li funkční systém řízení jakosti, je odhalení příčiny vady a odstranění zdroje chyb dosti obtížné a nákladné. Na dále uvedeném případu je dokumentován postup a metody užité k rozpoznání příčin vzniku až katastrofické poruchy pájených spojů s návrhem některých opatření zamezujících vzniku závad. Charakteristika výrobku Deska s plošnými spoji s již připájenými součástkami pro povrchovou montáž je nasazena pokovenými otvory na bronzové páskové tvarované vývody s povrchovou cínovou vrstvou, opatřena tavidlem a ručně připájena s dodáváním pájky ve formě trubičky s tavidlem. Údaje z materiálového listu a rozpisky: DPS je oboustranná, s pokovenými otvory, z modifikovaného materiálu FR4 (teplota Tg = 180 °C [1]) s Cu fólii o tloušťce 35 μm, s cínovým povrchem naneseným technologií HAL. Bronzové páskové vývody z materiálu CuSn6 jsou v místech pájení opatřeny galvanicky nanášenou vrstvou cínu v tloušťce (3 až 8) μm. Pásky jsou před pájením po své délce tvarovány lisováním a jsou zastříknuty do plastu z izolantu. Ruční páječka je s elektronicky regulovanou teplotou, teplota hrotu 375 °C, nastaveno a kontrolováno termočlánkem. Pájecí drát je čistý cín (Sn 99,9), obsahuje 2,2 % bezoplachového tavidla typu M. Přidává se kalafunové tavidlo typu R. Zjištěná závada Po provozu za zvýšené teploty (průměrná teplota okolí asi 50 ˚C), chvění a vibracích došlo k přerušení elektrického spojení v místě pájení desky na kolíky. Na povrchu pájených spojů byly zjištěny trhliny patrné i prostým okem.
Obr. 1
212
Analýza vadného výrobku Na povrchu zapájených vývodů vzorků po provozním zatěžování jsou trhliny, jsou patrné i známky špatného smáčení pájkou – obr.1, bílé šipky. Na metalografickém výbrusu skupiny vývodů vzorků bez provozního zatěžování – obr. 2 – je patrné, že pájka v okolí vývodu nedosáhla dolního okraje pokovené díry, u krajního vývodu ani ne polovinu tloušťky desky plošného spoje. Úhel smáčení na vývodu v díře je blízký či větší Obr. 2 než 90˚. Na volných koncích vývodů není smáčení uspokojivé, úhel smáčení je větší než 20˚ (levý vývod), na pravém vývodu lze pozorovat oddělení pájky od povrchu vývodu. Výbrusy zatěžovaných vzorků s prasklinami v pájených spojích – obr. 3, 4 – ukázaly vzájemné oddělení vývodu a pájky vyplňující pokovenou díru, dutiny v objemu pájky, nevyhovující smáčecí úhly ani na rozhraní s pokovením díry, praskliny šířící se od povrchu vývodu do kužele pájky.
Obr. 3 Obr. 4
213
Na detailu – obr. 5 – je patrné spojení zatékající pájky s povrchovou vrstvou Sn nanesenou technologií HAL na měděném pokovení díry a pokrytí vývodu galvanicky nanesenou cínovou vrstvou. Mezi pájkou a vrstvou Sn na vývodu není žádné metalurgické spojení, je zřetelná dělicí spára (velká bílá šipka). Úhel smáčení je asi 120˚.
Obr. 5 Objekt Cínová vrstva na Cu (HAL) Kontakty - bronz CuSn6 Cínová vrstva na vývodu Pájka (v objemu) průměr min – max
Sn 85,7 6,7 86,6 95 93,4 – 96,4
Ag 0,6 0,2 – 1,1
Cu 14,3 zbytek 13,4 4,2 2,6 – 6,3
Tab. Kvantitativní mikroanalýza EDAX (váhová procenta) Diskuze Smáčení povrch vývodů je přijatelné pouze u volných konců, a to ještě ne u všech a po celém obvodu. Na částech vývodů v dírách většinou ke smočení vůbec nedochází, úhel smáčení přesahuje 90˚, někdy je až 150˚. Kužel pájky mezi vývodem a připojovací ploškou má být dutý. Vypuklý povrch je známkou nadbytečného množství pájky a/nebo špatného smáčení pájených povrchů. Množství pájky v otvorech je někdy menší než 50 %. Vývody v části zasunuté do pokovených otvorů nejsou vesměs pájkou smočené, mezi pájkou a povrchem vývodu není slitek. Pájka je většinou od povrchu oddělena, bez spojení přenášejícího mechanické síly. Mechanické spojení vzniká jen působením adhezních sil a zachycením tečných složek na nerovnostech (výstupcích) dotýkajících se povrchů. Mechanické zatížení působí tlakové a smykové namáhání pájky zejména v oblasti nad deskou plošných spojů. Tomu nasvědčují směry trhlin v kuželu Na výbrusech zatěžovaného vzorku jsou patrné rozsáhlé praskliny, počínající u povrchu vývodu přibližně v úrovni horního okraje DPS. Šíří se směrem k volnému konci vývodu, jsou i otevřené na povrch kužele pájky. Na vývody zřejmě působí mechanické síly ve směru osy vývodů kombinované s chvěním. Složení původně čistě cínových vrstev na desce i na vývodech se změnilo, přibyl obsah mědi jako důsledek vzniku intermetalických sloučenin Cu6Sn5 a Cu3Sn a jejich přítomností v testovaném objemu při analýze EDAX.
214
Ze zjištěného složení použité pájky a z fázového diagramu SnAgCu [3] plyne, že teplota tavení se pohybuje od asi 310 ˚C výše. Změna složení nezpůsobí významné snížení pevnosti spoje [2] vzhledem k pájce čistě cínové navržené v konstrukci. Dutiny vyskytující se v pájce mohou vznikat jako důsledek její malé tekutosti (nízké teplotě pájení) a mohou obsahovat tuhé složky tavidla, které se nestačí vyplavit na povrch spoje. Skutečnost, že zateklá pájka v otvoru nevytvoří slitinu s cínovým povrchem vývodu, svědčí o nízké teplotě vývodů při tvorbě spoje. Povrch pokovení vývodů není smáčen pájkou, zejména ve větší vzdálenosti od volného konce (v délce vnořené do otvoru). Nevzniká žádný pájený spoj Omezené zatékání je důsledkem špatného smáčení povrchu vývodu, které snižuje síly kapilárního vzlínání do otvoru – aktivní je pouze povrch pokovení díry. Skutečné provedení spoje v porovnání se spojem teoretického tvaru má pevnost sníženou na méně než 25 % pevnosti možné. Závěr S ohledem na výše uvedené můžeme prohlásit, že výrobek byl dobře navržen, s materiálovým systémem konzistentním a technologicky vyváženým. Závady jsou důsledkem nízké teploty při pájení, nedostatečným množstvím tepla dodaným do pájené soustavy a záměnou pájecího drátu za jiný se složením odlišným od předepsaného. Kvalitní práce konstruktérů a pracovníků technické přípravy výroby byla díky chybám v reálné technologii znehodnocena. K nápravě stačí málo – nečinit dříve uvedené a důsledně dodržovat systém řízení jakosti. Literatura 1. Coombs jr., Clyde F.: Printed Circuits HandbookI. 5. vydání. McGraw-Hill New York 2001. ISBN 0-07-135016-0. 2. Hwang, Jennie S.: Environment-friendly Electronics: Lead-free Technology. Electrochemical Publications Ltd. Port Erin, 2001. 3. Phase Diagrams & Computational Thermodynamics. NIST National Institute of Standards and Technology. http://www.nist.gov/index.html, Březen 2009 Autor Doc. Ing. Jan Urbánek, CSc.; Katedra elektrotechnologie, Fakulta elektrotechnická, České vysoké učení technické v Praze, Technická 2, 166 27 Praha 6; e-mail: [email protected]
215
Využití vodivých polymerů v silnoproudé elektrotechnice Vik R. – FEL ZČU Plzeň Anotace The properties and applications of undoped form of polyaniline (PANI) are presented in this paper. PANI is the intrinsic conducting polymer (ICP), which offers very promising opportunities for industrial applications. In most cases, the conducting polymers are used in electronic, but undoped PANI form can be used in specific applications in the high voltage domain too, i.e. in HV cables.
Úvod Polymerní makromolekulární látky jsou užívány již řadu desetiletí jako osvědčené elektroizolační materiály ve všech odvětvích elektrotechniky. V 70. letech minulého století však bylo zjištěno, že některé z nich vykazují určitou vlastní vodivost. Látkou, u které byly tyto vlastnosti poprvé prokázány byl polyethyn (dříve polyacethylen), získaný oxidací ethynu. V roce 1977 Shirakawa, MacDiarmid a Heeger zjistili, že po oxidaci trans-polyethynu parami halogenů se zvýší vodivost polymerního filmu o několik řádů. Tento proces obohacení polymeru halogenem byl nazván „dopováním“, v analogii k podobnému procesu používanému u klasických polovodičů. Od té doby probíhá v této oblasti intenzivní výzkum, soustřeďující se zejména na studium elektrických a optických vlastností vodivých polymerů a na hledání možných aplikací těchto materiálů. Přesto, že u polyethynu je možné dosáhnout velmi vysokých hodnot vodivosti, znesnadňuje jeho širší použití relativně nízká stabilita této sloučeniny (zejména nízká odolnost vůči vlhkosti a oxidaci). Proto se do popředí zájmu dostaly další polymery vykazující podobné vlastnosti, zejména polyanilin, polypyrrol, polythiofen a další, které jsou podstatně stabilnější. Polyanilin (PANI) Ačkoliv polyanilin je látkou známou již více než sto let (patří mezi první připravené polymery vůbec), velký zájem o tuto látku nastal až s objevem jeho schopnosti vést elektrický proud. Makromolekuly PANI jsou tvořeny střídajícími se atomy dusíku a benzenovými jádry, jak je dobře patrné z obr. 1. Podobně jako u jiných vodivých polymerů lze jeho vodivost vhodnými dopanty upravovat v rozsahu několika řádů (10-8 až 100 S.m-1) a přizpůsobovat ji tak potřebám konkrétních aplikací. Polyanilin se vyskytuje v několika formách, které se liší stupněm oxidace, což určuje jeho optické i elektrické vlastnosti. Jedná se o leukoemeraldinovou bázi (LB, plně redukovaná forma), emeraldinovou bázi (EB, semioxidovaná forma) a pernigranilinovou bázi (PB, plně oxidovaná forma). Z hlediska využití je z těchto forem nejvýznamnější emeraldin. Ten se může vyskytovat v protonované formě, kdy se v molekule se pravidelně střídají atomy dusíku s nábojem a bez náboje, což umožňuje přenos elektrického náboje po řetězci. Tato tzv. emeraldinová sůl je tedy elektricky vodivá a má velice široké uplatnění zejména v oblasti elektronických zařízení. Jak je patrné z obr. 1, obsahuje emeraldinová sůl ve své struktuře tzv. polarony (kation radikály), vytvářené ionty dopantů, které jsou zodpovědné za její vysokou elektrickou vodivost. Generují totiž v zakázaném pásu hladiny dovolených energií, čímž umožňují snadnější přechod elektronů do vodivostního pásu, podobně jako je tomu v případě příměsí v klasických anorganických polovodičích.
216
Obr. 1: Protonovaná a neutrální forma emeraldinu (emeraldinová sůl a emeraldinová báze) Druhou formou PANI je emeraldinová báze, která oproti soli postrádá náboj a je tedy za normálních podmínek nevodivá (obr. 1). Určité vodivosti je však dosaženo za pomoci atomů uhlíku a dusíku, střídajících se v hlavním řetězci a spojených dvojnou vazbou. Dvojná vazba vzniká při překryvu dvou sousedních p-orbitalů, přičemž dochází ke vzniku tzv. molekulových orbitalů, v nichž nejvyšší elektronové hustoty jsou rozloženy podél osy řetězce. Díky těmto orbitalům je pak umožněn transport elektronů podél molekuly polymeru. Důvodem, proč se tyto konjugované polymery chovají jako polovodiče a ne jako vodiče je to, že molekulární orbitaly jsou přerušené jednoduchými vazbami a nenavazují na sebe přímo, jako je tomu např. u grafitu.
Obr. 2: Závislost proudové hustoty J na intenzitě el. pole E u PANI filmu [3] Na obr. 2 je průběh závislosti proudové hustoty na intenzitě vnějšího elektrického pole zjištěný na vzorcích nedopovaného polyanilinového filmu tloušťky 20 μm s napařenými zlatými elektrodami.
217
Jak je dokázáno např. v [2], chová se emeraldinová báze v elektrických polích s nízkou intenzitou (přibližně do 1 kV.mm-1) jako izolant. Její vodivost je velice nízká (dosahuje přibližně hodnoty 2.10-9 S-m-1) a závislost proudové hustoty na intenzitě pole je lineární. Lze ji tedy popsat Ohmovým zákonem (1) J = γ 0 ⋅ E = e ⋅ n0 ⋅ μ ⋅ E , kde γ0 je vodivost materiálu, e náboj elektronu, n0 počet nosičů náboje, μ jejich mobilita a E intenzita vnějšího elektrického pole. V silnějších polích (přibližně nad 1 kV.mm-1) začíná být patrné nelineární chování PANI, které je ovlivněno proudy limitovanými prostorovým nábojem (space charge limited currents, SCLC). Tento jev je popsán i z oblasti anorganických polovodičů v případě, že počet elektronů injektovaných do polovodiče z elektrod je vyšší, než možný počet nosičů náboje v polovodiči pod nimi [3]. Proudová hustota pak má kvadratickou závislost je dána vztahem 9 E2 , J SCLC = εμ 8 d kde ε je permitivita materiálu a d je jeho tloušťka.
(2)
V silných elektrických polích (nad 20 kV.mm-1) se chování PANI filmu mění. Jak je popsáno např. v [3], je mobilita nosičů náboje v konjugovaných polymerech ovlivněna právě tímto vnějším elektrickým polem podle vztahu
⎛ e ⎞ β PF E ⎟ , ⎝ kT ⎠
μ (E ) = μ 0 exp⎜
(3)
kde μ0 je mobilita nosičů v nulovém vnějším elektrickém poli, e náboj elektronu, k Boltzmanova konstanta, T termodynamická teplota a βPF Poole-Frenkelova konstanta. Tento jev se nazývá Poole-Frenkelův efekt a je popsán nejen u celé řady konjugovaných polymerů, ale i v anorganických polovodičích. Jak je patrné z obr. 2, vodivost díky tomuto jevu narůstá v silných polích o 3 až 4 řády. Možnosti využití polyanilinu v silnoproudé elektrotechnice Nelineární chování nedopované formy polyanilinu je v SE využitelné například v oblasti polovodivých ochran kabelů nebo vinutí elektrických strojů. Tyto ochrany mají za úkol např. potlačování přechodových jevů na kabelech nebo snižování elektrického namáhání izolací. V současnosti jsou k tomuto účelu velice často používány polyolefiny a kaučuky plněné sazemi. Jejich nevýhodou je však silně ohmické chování a tedy nutnost užití několika vrstev s různou rezistivitou. Navíc vzniká vždy riziko nehomogenního rozložení plniva a tím i rozdílné vodivosti směsi. Na rozdíl od těchto směsí je vrstva tvořená vodivým polymerem homogenní a její vodivost je ovlivněna velikostí vnějšího elektrického pole. Tuto závislost lze u nelineárních systémů popsat vztahem
j ≈ Eα ,
(4)
kde α vyjadřuje nelinearitu závislosti proudové hustoty na intenzitě elektrického pole. Obecně platí, že pro účely potlačování přechodových jevů se využívají materiály, které mají exponent α velký (α>10), ke snižování elektrického namáhání izolací (tzv. stress grading systémy) se využívají materiály s α přibližně 4-5 [4]. Pelto a kol. uvádí v [4] hodnotu exponentu α u polyanilinového filmu tloušťky 50 μm přibližně 5-6.
218
Jak je ukázáno např. ve [2] a [5], jako polovodivá ochranná vrstva v kabelech je pro intenzity elektrického pole nepřesahující 300 kV.mm-1 směs EVA s PANI vhodnější než konvenčně používaná směs EVA s obsahem sazí.
Obr. 3: Srovnání pravděpodobnosti průrazu vzorků kabelu s polovodivou vrstvou a) obsahující saze; b) tvořenou nedopovaným PANI připraveným různými reakcemi [5] Závěr O vodivých polymerech se většinou mluví zejména v souvislosti s jejich využitím v elektronice. Tyto makromolekulární látky mají ovšem možnost využití i v jiných odvětvích elektrotechniky. Jak je ukázáno v článku, nedopované formy polymerů mohou vykazovat zajímavé vlastnosti využitelné i v oblasti silnoproudé elektrotechniky, jako jsou např. adaptivní polovodivé ochrany nebo stínění vodičů a kabelů. Díky intenzivnímu výzkumu v této oblasti se však rozsah aplikací neustále rozšiřuje. Poděkování Příspěvek vznikl za podpory výzkumného záměru MSM 4977751310 “Diagnostika interaktivních dějů v elektrotechnice”. Literatura 1. Stejskal J., Prokeš J, Omastová M.: Polyanilin a polypyrrol – dva představitelé vodivých polymerů, Chem. Listy 95, 484. 2. Kieffel Y., Travers J. P., Cottevieille D.: Undoped polyaniline in the high voltage domain: non linear behavior and ageing effects, 2000 Annual Report Conference on Electrical Insulation and Dielectric Phenomena, Vol. 1, 52. 3. Simmons J. G.: Conduction in thin dielectric films, J. Phys. D: Appl. Phys., Vol. 4, 613, 1971 4. Pelto et al: Nonlinear DC voltage-current characteristics of new polymeric composite materials based on semiconductive polyaniline emeraldine base filler, Proceedings of the 2004 IEEE International Conference on Solid Dielectrics, Vol. 2, 825, 2004 5. Cottevieille D. et al.: Industrial applications of polyaniline, Synt. metals 101, 703. Autor Ing. Robert Vik, Ph.D.; Oddělení elektrotechnologie, Katedra technologií a měření, Fakulta elektrotechnická, Západočeská univerzita v Plzni; Univerzitní 26, 306 14 Plzeň; e-mail: [email protected]
219
Cínové whiskery – riziko pro spolehlivost elektrotechnických výrobků Žák P., Kudláček I. – FEL ČVUT Praha Anotace Unalloyed tin electroplating has a long history of whisker formation that has resulted in reliability risks for electronic equipment. The predominant whisker mitigation strategy for more than 50 years has been the addition of lead to tin plating and solder. Legislation restriction of lead in electronic products sold in the European Union and many other areas of the world has resulted in removing Pb from Sn/Pb plating and solder. Using pure tin and tin rich alloys is the most common and least cost strategy. However this approach represents reliability risks due to whisker forming tendencies of tin. The objective of my work is to investigate a method for experimental whisker growth, which can further enable measuring the effectiveness of mitigation strategies. To achieve this objective, a set of experiments was conducted using bright tin platings on brass and bronze coupons and hot solder dipped bronze coupons. The effect of dynamic bending on whisker grow was investigated as well.
Úvod Výroba elektrických zařízení s výrobcem objektivně deklarovanou a současně zákazníkem akceptovanou mírou spolehlivosti je jedním ze základních předpokladů ekonomické úspěšnosti každého výrobce. Míru spolehlivosti každého produktu určujeme již jeho vývojovou koncepcí − konstrukcí, vhodnou volbou materiálů a komponent adekvátní požadované míře spolehlivosti a současně i vhodnou volbou a trvalou stabilitou všech technologických postupů realizace produktu. Zde je na místě si uvědomit, že nejčastější „součástkou“ v elektrických zařízeních je vodivý spoj vytvářený při montáži elektrického zařízení. Tím je stále ještě nejčastěji spoj pájený pájkami na bázi slitin obsahujících jako převažující složku Sn. V tomto případě, spolu s požadavkem na téměř stoprocentní eliminaci olova ze slitin pájek, poněkud předběhla platná legislativní opatření EU technologický pokrok zvláště v oblasti výroby elektrických zařízení s požadovanou dlouhodobou spolehlivostí. Podporou k udržení nebo snad dokonce zvyšování spolehlivosti produktů nejsou jistě snahy plošně nahrazovat galvanicky nanášené povrchové úpravy ze vzácných kovů (Ag, Au apod.) u konektorových kontaktů nebo pájecích ploch desek plošných spojů povlaky z obecných kovů, zejména čistého lesklého Sn. Vše přináší do průmyslové praxe relativně další ne zcela doceněný poruchový mechanismus − reálnou možnost zvýšeného nebezpečí výskytu vodivých Sn whiskerů hrozící v průběhu celého exploatačního cyklu elektrického zařízení a to i přesto, že riziko výskytu whiskerů je prokazatelně známo již od roku 1946. Přechod na používání bezolovnatých pájek byl impulzem pro zařazení problematiky růstu whiskerů do portfolia výzkumných prací na Katedře elektrotechnologie FEL ČVUT Praha s cílem specifikovat technologická a spolehlivostní rizika při průmyslové aplikaci bezolovnatých pájek. Centrem pozornosti je zkoumání vlastností Sn whiskerů pěstovaných na galvanicky i žárově nanesených vrstvách čistého Sn a pájecích slitin na bázi Sn v rámci programu EUREKA. Návrh a realizace experimentů Návrh metody experimentálního pěstování whiskerů vycházel ze dvou zdrojů, z literárních pramenů a z rozboru autory studovaných případů výskytu whiskerů. Hlavním cílem experimentů, bylo reprodukovatelné pěstování whiskerů v laboratorních podmínkách a k tomuto účelu bylo nutno realizovat potřebné pomůcky a zařízení, zejména: – vybrat vhodné materiály podložek pro experimentální pěstování Sn whiskerů, – navrhnout vhodné metodiky pro akceleraci růstu whiskerů, 220
– navrhnout a realizovat potřebné zkušební přípravky a zařízení, – zvolit vhodné druhy a parametry nanesených vrstev, – specifikovat optimální metodiky pro detekci vypěstovaných Sn whiskerů. Na základě dosavadních zkušeností byly zvoleny běžně užívané materiály pro výrobu konektorů a kovových pouzder, a to materiál Wieland B 18, CuSn 8 pas H 170,40x0,3 mm a mosaz Ms70147, pas 33x0,8 mm. Jako podložky byly zvoleny déle skladované materiály s přesně definovanými parametry, tj. s uklidněnou strukturou po válcování (Wieland B 18, stáří materiálu > 2 roky, Ms70147, stáří > 25 let), jemným zrnem a minimálním vnitřním pnutím. Volba parametrů nanesených cínových vrstev vycházela z požadavku najít experimentální materiál, který by ve stanovených podmínkách umožnil reprodukovatelné pěstování cínových whiskerů pro studijní účely. Galvanické pokovení bylo provedeno jednak v laboratoři galvanovny certifikované dle EN ISO 9001:2000, jednak v laboratoři Katedry technologií a měření Fakulty elektrotechnické ZČU Plzeň. Měření tloušťky nanesených vrstev bylo provedeno rentgenovým přístrojem X-ray Fluorescence systém CMI 950. Statické namáhání bylo provedeno ve třech zkušebních režimech: 1. Trvalý průhyb (průhyb cca 2 mm), podložka CuSn 8 s povrchovou úpravou – vrstva lesklého cínu (1, 2 µm), – vrstva lesklého cínu (1,8 µm) a mezivrstvou Cu (0,5 µm). 2. Trvalý tlak (šroubové spojení M4 × 15 mm, 0,5 N.m), podložka Ms70147 s povrchovou úpravou lesklý cín (1,8 µm) a mezivrstvou Cu (0,5 µm) 3. Ohyb o 90° přes válcové ocelové trny (poloměry trnů 1 ÷ 5 mm s krokem 1 mm), podložka CuSn 8 s povrchovou úpravou lesklý cín (2,7 µm). Všechny uvedené vzorky byly klimaticky namáhány v podmínkách – suchého tepla 50 °C po dobu 1000 hodin, – vlhko tepla 50 °C, 95% r. v. po dobu 1000 hodin. Dynamické namáhání vzorků CuSn 8 bylo zvoleno pro posouzení teorie o potencování vzniku cínových whiskerů cyklickým časově proměnným mechanickým namáháním jednostranným ohybem (odchylka od svislé osy 5 mm) tak, aby bylo navozeno rozdílné mechanické napětí v jednotlivých vrstvách vzorků podložek s žárově nanesenými vrstvami bezolovnatých pájek (naneseno dle aplikačních dat jednotlivých pájek a za použití tavidla TL − X33F). Dynamické namáhání probíhalo při teplotách 19 °C ÷ 25 °C. Při dynamickém namáhání byl registrován počet cyklů − ohybů. V průběhu 85 000 cyklů byly testovány pájky Sn99Cu1 (ČSN EN 29453), Sn95,5Ag3,8Cu0,7 (PN 681-227), Sn97Cu3 (ČSN EN 29453), Sn60Pb40 (ČSN EN 29453), referenční vzorek byl opatřen galvanicky naneseným lesklým cínem (1,2 µm). Závěr Výsledky úvodní rešerše problematiky jednoznačně poukázaly na vysoké technologické riziko použití povrchových úprav s galvanicky nanášeným čistým Sn, ale ne na rizika spojená použitím bezolovnatých pájek. Autoři se domnívají, že tato absence může být způsobena relativně krátkým časem užívání bezolovnatých pájek a zřejmě i neopodstatněnou důvěrou technologů, že každý další prvek ve slitině bezolovnaté pájky růstu whiskerů spolehlivě zabrání. Výsledky rešerše také prokázaly nejednoznačnost teorii o vzniku a růstu whiskerů. Autoři příspěvku podrobně studovali tři případy masového růstu Sn whiskerů, měli k dispozici dostatečně velké soubory vzorků s přesnou dokumentací materiálů, výrobních technologií i skladovacích podmínek a výsledky rozborů měly vliv na plán experimentů. Experimentální část byla koncipována s cílem stabilizovat podmínky experimentů k dosažení reprodukovatelnosti pro další pokračování prací na řešení problematiky Sn whiskerů na katedře elektrotechnologie FEL ČVUT. 221
V rámci experimentální části prácí se podařilo cíleně vypěstovat první Sn whiskery v relativně krátké době 53 dní, přičemž první příznaky jejich růstu byly identifikovány již po 16 dnech. Experimenty byla jednoznačně potvrzena hypotéza, že Sn whiskery rostou nejrychleji v rozmezí teplot 20 ÷ 75 °C s maximem mírně nad rekrystalizační teplotou Sn. Teplotu pohybující se okolo 50 °C lze považovat za experimentální optimum. Z výsledků experimentů je zřejmé, že přítomnost mezivrstvy Cu urychluje první výskyt whiskerů téměř o polovinu doby expozice. Lze se domnívat, že tato mezivrstva akceleruje difúzi atomů Cu do vrstvy Sn a potencuje vznik intermetalické sloučeniny. Na obr. 1 je vidět klasický příklad růstu whiskeru o délce přibližně 0,5 mm, další zárodky jsou zřejmé po délce hrany vzorku. Obr. 2 zachycuje whisker o délce asi 1 mm, který vyrostl z plochy vzorku CuSn 8 bez mezivrstvy Cu po expozici suchým teplem a 1272 hodinách.
Obr. 1 Hrana vzorku Ms70147 + Cu 1μm + Sn 1,5μm (suché teplo 940 hodin)
Obr. 2 Whisker o délce cca 1 mm, CuSn 8 (suché teplo 1272 hodin)
Při expozici vzorku ve vlhkém teple byl zaznamenán výskyt růstu whiskerů po podstatně delší době oproti expozici v suchém teple. Tato skutečnost potvrzuje hypotézu, že vlhké teplo nemusí být akcelerujícím faktorem růstu whiskerů. Do vzorku na obr. 4 bylo vneseno mechanické namáhání ohybem o 90˚ přes poloměr 4 mm, Sn whiskery byly identifikovány po 960 hodinách expozice ve vlhkém teple.
Obr. 3 Plocha vzorku CuSn 8 + Cu (vlhké teplo 1272 hodin)
Obr. 4 Plocha vzorku CuSn 8 (vlhké teplo 960 hodin)
Pro omezení růstu cínových whiskerů je tedy možno doporučit aplikaci vrstev čistého cínu s tloušťkou větší než 8 ÷ 10 μm, dle možnosti zavést žíhání vrstev při teplotách okolo 150 °C (v ochranné atmosféře), případně použít mezivrstvu Ni. Současně je nutno v maximální míře omezit užívání čistého lesklého Sn, např. organické leskutvorné přísady obsahující benzenové jádro jsou považovány za mimořádně rizikové. Zákaznický trend je 222
však v současné době dle autorova průzkumu opačný – převažující volba tlouštěk 1 ÷ 2 μm lesklého Sn, což je v přímém rozporu s úsilím o minimalizaci případů vzniku a růstu whiskerů. Zásadním přínosem této práce je zavedení a experimentální prověření metody dynamického namáhání. Metoda dynamického namáhání zkušebních vzorků, dle rešerší z dostupných pramenů, prozatím nebyla použita a jak se ukázalo, její výsledky zásadně mění i názor na odolnost bezolovnatých pájek proti tvorbě whiskerů. Žárově nanášené bezolovnaté pájky použité v testu dynamického namáhání v podstatě selhaly na všech testovaných vzorcích (Sn99Cu1, Sn95,5Ag3,8Cu0,7, Sn97Cu3), nejsou odolné proti výskytu whiskerů. Stejně tak se whiskery vyskytly i na referenčním vzorku s galvanicky naneseným čistým Sn. Tuto realitu musí vzít v úvahu konstruktéři zařízení, na jejichž spolehlivosti závisí bezpečnost, zdraví a životy lidí a vhodně zvolit konstrukci i technologii jejich výroby. Příklady whiskerů, které vznikly během dynamického namáhání, jsou vidět na obr. 5 a 6.
Obr. 5 Plocha vzorku galvanicky nanesená vrstva Sn 1,21 µm (84 000 cyklů)
Obr. 6 Plocha vzorku CuSn 8, pájka Sn99Cu1 (84 000 cyklů)
Literatura 1. BRITTON, S.C. Spontaneous Growth of Whiskers on Tin Coatings: 20 Years of Observation. Trans. Of the Institute of Metal finishing. Vol. 52, pp. 95-102, April 1974 2. VO, N.; BOGOSLAVSKY, I.; BUSH, P. NEMI Recommends Standard Test Methods to Access Propensity for Whisker Growth. Surface Mount Technology. Vol. 17, No. 11, pp 36-41, November 2003. Autoři doc. Ing. Ivan Kudláček, CSc.; Katedra elektrotechnologie, Fakulta elektrotechnická, České vysoké učení technické v Praze; Technická 2, 166 27 Praha 6 – Dejvice; e-mail: [email protected] Ing. Pavel Žák; Katedra elektrotechnologie, Fakulta elektrotechnická, České vysoké učení technické v Praze; Technická 2, 166 27 Praha 6 – Dejvice; e-mail: [email protected]
223
Příspěvek k ověřování spolehlivosti DPS s lepenými spoji. Žák P., Kudláček I., Bína J. – FEL ČVUT Praha Anotace Unlike the lead-free soldering technology the assembly of electronic devices using conductive adhesives has many technological and logistical differences. The aim of experiments was the specification of possible technological risks of using adhesives located at the end of the expiratory time in the industry practice. It comes in sight the importance of compliance with the storage time and also storage conditions. Technological characteristics of unprocessed adhesives significantly changed at the end of declared expiratory time. This characteristic change has been studied using accelerated reliability tests carried out in climatic conditions specifically aimed at the operating conditions of electronic car equipment. Investigation has detected an increased risk of one-component adhesive used at the end of the declared expiratory time. This finding is important for the technology and logistics departments involved in the repair of equipment containing conductive adhesive joints.
Úvod Proces montáže elektronických zařízení pomocí vodivých lepidel přináší na rozdíl od aplikace technologického procesu pájení bezolovnatými pájkami řadu technologických i logistických odlišností. To nás inspirovalo k experimentálnímu ověření možných rizik při použití lepidel, blížících se ke konci expirační doby. Spolehlivost lepených spojů je do značné míry závislá na dodržení všech aplikačních pravidel udávaných výrobci lepidel. Ukazuje se, že důležité je dodržení nejen skladovacích podmínek, ale i doby jejich skladování. Vlastnosti lepidel se významně mění již ke konci deklarované expirační doby. Tato skutečnost byla zkoumána pomocí urychlených zkoušek spolehlivosti provedených v klimatických podmínkách cíleně zaměřených na provozní podmínky elektronické výstroje automobilů. Návrh a realizace experimentů Hlavním cílem experimentu, bylo testování vlastností elektricky vodivých lepidel nacházejících se na hranici jejich expirační doby. U zkoumaných vzorků lepidel byly dodrženy výrobcem předepsané podmínky pro jejich skladování, zejména teplota. Testovány byly dva typy elektricky vodivých lepidel. Oba typy vodivých lepidel pocházely od stejného výrobce – polské firmy Amepox. Jednalo se o jednosložkové lepidlo Eco Solder AX20 a o dvousložkové lepidlo Eco Solder AX12LVT. Testovaný zkušební soubor byl tvořen 147 rezistory 0R0 osazenými vždy po sedmi odporech na jedné testovací desce plošných spojů. Rezistory na patnácti testovacích deskách byly přilepeny jednosložkovým lepidlem Eco Solder AX20 a rezistory na zbylých šesti testovacích deskách byly přilepeny dvousložkovým lepidlem Eco Solder AX12LVT. Ukázka osazené testovací desky plošných spojů je vidět na obr. 1. V průběhu zkoušek byly sledovány změny dvou elektrických parametrů lepených spojů – elektrický odpor spoje a nelinearita VA charakteristiky spoje. Elektrický odpor byl měřen Kelvinovou čtyřbodovou metodou, nelinearita VA charakteristiky byla měřena metodou intermodulačního zkreslení. Měření bylo prováděno po každém druhu klimatického namáhání.
224
Obr. 1: Příklad testované desky plošných spojů Schéma klimatického namáhání bylo navrženo tak, aby modelovalo namáhání spojů použitých v elektronické výzbroji automobilů v klimatických podmínkách ČR po dobu pěti let. Klimatické namáhání probíhalo v pěti po sobě jdoucích cyklech. Každý z cyklů trval 200 hodin, v souhrnu tedy byla délka zkoušky 1000 hodin. Podrobné parametry klimatického namáhání jsou uvedeny v tabulce č. 1. Tabulka č. 1: Schéma průběhu jednoho cyklu klimatického namáhání Druh namáhání Suché teplo
Vlhké teplo
Změny teploty
Změny teploty
Norma Parametry namáhání ČSN EN 60068-2-2 B T = 100 ˚C 2008 Změření sledovaných elektrických parametrů ČSN EN 60068-2-78 RV = 97±3 % Cab 2002 T = 50 ˚C Změření sledovaných elektrických parametrů ČSN EN 60068-2-14 N T = 100 ˚C / -40˚C 2000 Změření sledovaných elektrických parametrů ČSN EN 60068-2-14 N T = 100 ˚C / -40˚C 2000 Změření sledovaných elektrických parametrů
Délka namáhání t = 96 h
t = 96 h t = 30 min / 30 min (4×) t = 30 min / 30 min (4×)
Vyhodnocení Při vyhodnocování zkoušky byla naměřená data elektrického odporu nejprve transformována na procentní změny měřených veličin. Procentní změny jsou vztaženy vždy k první hodnotě naměřené na samém začátku testování, ještě před začátkem klimatického namáhání. Za vadný lepený spoj byl pokládán vždy ten spoj, jehož procentní změna elektrického odporu byla větší než 10 %. Doby do poruchy u jednotlivých rezistorů představují náhodnou veličinu, k jejímuž vyhodnocení bylo použito dvouparametrické Weibullovo rozdělení. Tento typ rozdělení má hustotu rozdělení pravděpodobnosti dánu vztahem: ⎛x⎞
b
bx b−1 −⎜ ⎟ f (x ) = b e ⎝ a ⎠ , x > 0 , a kde a je parametr měřítka a b je parametry tvaru. Ze zjištěných dob do poruchy byly odhadnuty parametry měřítek a parametry tvarů, které specifikují zvolené Weibullova rozdělení. Zároveň byly určeny 95% intervaly spolehlivosti těchto parametrů. Na obrázcích 2 a 3 je uveden Weibullův pravděpodobnostní graf pro jednosložkové a dvousložkové lepidlo. Z grafů je zřejmé, že k modelování naměřených dat je možno využít Weibullova rozdělení s takto odhadnutými parametry.
225
0.25
0.75
Pravděpodobnost poruchy
Pravděpodobnost poruchy
0.999 0.99 0.95 0.9
0.5 0.25 0.1 0.05
0.01
0.1
0.05
0.005 1
2
10
3
10
10
ln t (hod.)
1
10
10
2
3
10
ln t (hod.)
Obr. 3: Weibullův pravděpodobnostní graf dvousložkového lepidla
Obr. 2: Weibullův pravděpodobnostní graf jednosložkového lepidla
1
0.45
0.9
0.4
P ra v d ě p o d o b n o s t p o ru c h y
Pravděpodobnost poruchy
Na obrázcích 4 a 5 jsou znázorněny distribuční funkce poruch u obou typů lepidel. V každém grafu je uvedená distribuční funkce změřených hodnot a distribuční funkce Weibullova modelu spolu s 95% intervalem spolehlivosti.
0.8
0.35
0.7 0.6
0.3
0.25
0.5 0.4
0.2
0.15
0.3 Naměřená data Weibullův model 95% interval spolehlivosti 95% interval spolehlivosti
0.2 0.1 0 0
Naměřená data Weibulllův model 95% interval spolehlivosti 95% interval spolehlivosti
100
200
300
400
500
t (hod.)
600
700
800
900
0.1
0.05 0 0
1000
100
200
300
400
500
t (hod.)
600
700
800
900
1000
Obr. 5: Naměřená a odhadnutá distribuční funkce poruch u dvousložkového lepidla
Obr. 4: Naměřená a odhadnutá distribuční funkce poruch u jednosložkového lepidla
Z odhadnutých parametrů a a b byly vypočteny intenzity poruch obou typů lepidel ze vztahu: b⎛ x⎞ λ (t ) = ⎜ ⎟ a⎝a⎠
b-1
.
Intenzity poruch byly vypočteny pro dobu délky celého klimatického namáhání, tedy 1000 hodin. Parametry Weibullova rozdělení a intenzita poruch obou druhů lepidel jsou uvedeny v tabulce č. 2.
226
Tabulka 2: Vypočtené parametry Weibullova modelu pro obě měřená lepidla. Typ lepidla Jednosložkové Dvousložkové
Parametr měřítka a (hod) 95% interval spolehlivosti 282,29 <242,22 ; 329,00> 8236,4 <1431,7 ; 47381,7>
Parametr tvaru b 95% interval spolehlivosti 1,3192 <1,1337 ; 1,5351> 0,5196 <0,2970 ; 0,9088>
Intenzita poruch λ (1/103hod) 69,97.10-4 1,737.10-4
Závěr Byly provedeny zkoušky spolehlivosti lepených spojů, realizovaných na testovacích PCB. Testovány byly dva druhy lepidel nacházejících se před koncem expiračních dob. Aby bylo umožněno vzájemné porovnání obou druhů lepidel, vzorky obou lepidel pocházely od stejného výrobce. K vyhodnocení kvality vodivých lepidel byly měřeny změny ohmického odporu a k potvrzení těchto výsledků byla testována možnost použití měření nelinearity voltampérové charakteristiky jednotlivých lepených spojů. Kriteriem kvality každého spoje byla zvolena hranice 10% změny oproti hodnotě zjištěné před začátkem klimatických zkoušek Provedenými zkouškami bylo detekováno zvýšené riziko použití jednosložkového lepidla na konci doby jeho exspirace. Vypočtená intenzita poruch vzorku s jednosložkovým lepidlem Eco Solder AX20 byla rovna hodnotě λ = 69,97.10-4. Oproti tomu intenzita poruch vzorků s dvousložkovým lepidlem Eco Solder AX12LVT se rovnala hodnotě λ = 1,73.10-4. Z parametrů tvarů Weibullova rozdělení je také vidět, že vzorky s jednosložkovým lepidlem se nachází v oblasti stárnutí (b>1) zatímco vzorky s dvousložkovým lepidlem se nachází v oblasti náhodných poruch (b<1) Cílem testu bylo zjištění míry rizika zpracovávání vodivých lepidel blížících se konci expirační doby v technologickém toku výroby. Bylo zjištěno, že spolehlivostní riziko je podstatně větší u jednosložkových lepidel. U dvousložkových lepidel je spolehlivostní riziko podstatně menší, ale i zde lze doporučit spíše logistické řešení problému. Prezentovaná problematika je zvláště důležitá pro technologii a logistiku pracovišť zpracovávacích danou výrobní šarži lepidla po delší dobu (např. servisní pracoviště apod.). Literatura 1. Mach, P.; Duraj, A.; Bušek, D.; Ješ, J.; Orth, T. Diagnostics of Adhesive Bonds. 3rd European Microelectronic and Packaging Symposium with Table Top Exhibition. Brno: VUT FEI, 2004, s. 83-88. ISBN 80-239-2835-X. 2. Papež, V. Měření nelinearity pasivních součástek pomocí intermodulačního zkreslení. Mezinárodní vědecko-odborná konference XII. DIDMATTECH’99. 1999. Autoři doc. Ing. Ivan Kudláček, CSc.; Katedra elektrotechnologie, Fakulta elektrotechnická, České vysoké učení technické v Praze; Technická 2, 166 27 Praha 6 – Dejvice; e-mail: [email protected] Ing. Pavel Žák; Katedra elektrotechnologie, Fakulta elektrotechnická, České vysoké učení technické v Praze; Technická 2, 166 27 Praha 6 – Dejvice; e-mail: [email protected] Ing. Jan Bína; Katedra elektrotechnologie, Fakulta elektrotechnická, České vysoké učení technické v Praze; Technická 2, 166 27 Praha 6 – Dejvice; e-mail: [email protected]
227
Možnosti využití termografických technik v lékařství Benešová H. – FEL ZČU Plzeň Anotace For measuring equipments a fundamental change in temperature measurement happened after the onset of thermographic methods. The change lies in the changeover from the measuring of local temperatures to investigating the distribution of the temperature field on the surface of an analysed object, namely in a theoretically infinite set of measuring points. Thermography thus enables a deeper perspective on thermal processes and the option of their analysis. It has been being used for more than thirty years but as late as in the last decade the application has spread to all fields of human activities thanks to uncooled bolometric detectors. The medical use of thermography is based on the fact that some pathological processes in the body are accompanied by temperature changes which are shown even on the body surface at the point above the focus. A thermograph of the body surface can among others reveal inflammatory process in tissues, tumorous growth or blood perfusion disorder.
Úvod Lékařská termografie je neinvazivní biofyzikální vyšetřovací metoda využívaná pro měření, záznam a zobrazování teplotních jevů. Její podstatou je skutečnost, že je značná část patologických procesů doprovázena změnami v emisi infračerveného záření. Sice je termovize v medicíně jen pomocnou doplňkovou metodou, ale jako jediná zobrazovací metoda je založena na detekci a zpracování vlastních biosignálů, které vznikají přímo v organismu. Lidské tělo a infračervené záření Všechny předměty, které mají teplotu vyšší než 0 K, vyzařují infračervené záření. Lidský organismus charakterizovaný komplexem biochemických a biofyzikálních procesů není výjimkou. Je schopen termoregulace, tzn. udržuje svou teplotu v teplotním rozmezí od 35,5 °C do 37,5 °C, a to s velkou přesností i při značných výkyvech okolní teploty. V lidském těle ovšem existují i fyziologické výjimky. V některých orgánech bychom mohli naměřit teplotu vyšší. Např. v játrech může teplota díky vysokému metabolismu dosáhnout i 39 °C a v některých kosterních svalech pak až 40 °C. Teplota jednotlivých částí lidského těla je tedy do značné míry závislá na metabolismu a prokrvení, přičemž regulátorem teploty je krevní oběh. Čím více je v určitém orgánu zastoupeno žilní nebo kapilární řečiště, tím více je prokrven a tím vyšší je jeho teplota. Naopak orgány s nižším prokrvením jsou chladnější. Teplota lidského těla a její zobrazování termografií Teplota tělesného jádra je udržována na potřebné výši tzv. poikilotermní slupkou organismu. V podstatě je touto slupkou kůže a podkoží, které tvoří jakýsi „tepelný nárazník“ sloužící k udržování tělesné teploty. Co se týká povrchu lidského těla, ten je zdrojem infračerveného záření o intenzitě cca 100 mW/cm2. Při určitých teplotách okolního prostředí a znalosti tepelného jádra, můžeme z rozložení teploty na povrchu těla, které měříme právě pomocí termografie, usuzovat na fyziologické či patologické procesy v kůži, podkoží i tkáních uložených uvnitř. Vyzařované tepelné charakteristiky lidského těla mohou tedy informovat mimo jiné o metabolismu, prokrvení, termoregulaci, lokalizaci i dynamice různých patologických procesů, apod. Rozložení teploty na povrchu těla, neboli teplotní reliéf povrchu těla, se jeví jako plastická mapa s teplotními poklesy a vzestupy, přičemž nejstudenější části se zobrazují modře až černě, nejteplejší pak žlutě až bíle.
228
Obrovskou výhodou je to, že tyto patologické procesy mohou být diagnostikovány termovizí mnohem dříve, než je můžeme detekovat morfologicky. Nevýhodou je naopak možná nepřesnost měření způsobená celou řadou faktorů, ať už je to momentální funkční stav organismu, psychický stav, požití alkoholu, fyzická námaha, horečka, atd. Měření je ovlivněno i propustností kůže pro infračervené záření. Pro příklad lze uvést, že 1 mm kůže propustí 18 % záření, kůže třikrát silnější ale jen cca 1 % infračerveného záření. Z výše uvedených důvodů je nutné termografická vyšetření provádět za určitých předem stanovených podmínek. Teplota v místnosti, v níž se měření provádí, by měla být stálá, a to mezi 19 °C až 21 °C. Vyšetřovaní pacienti nesmí před vlastním měřením kouřit, pít alkohol a brát vazokreativní léky; naopak se musí v místnosti aklimatizovat po dobu 15 až 20 minut, přičemž po celou tuto dobu musí mít obnaženou vyšetřovanou část těla. Pokud je ke správné diagnostice zapotřebí srovnání např. se zdravou končetinou, je nutné odhalit i tuto. Dále se musí mimo jiné vyloučit přímé sluneční záření nebo proudění vzduchu, které by mělo na měření negativní vliv. Výstupem termografického měření jsou tedy určité hodnoty teplot, resp. jejich rozložení. Teplota může být v určitém místě lidského těla jak zvýšená, tak i snížená. Pokud jde o vyšší teplotu, je obecně následkem např. zvýšeného metabolismu, zvýšeného prokrvení, zánětlivých procesů, nádorového bujení, apod. Nižší teplotu pak způsobuje např. snížený metabolismus, snížené prokrvení nebo otok. Při posuzování teploty vyšetřované oblasti na lidském těle je potřeba tuto teplotu nějakým způsobem vyhodnotit. Zjištěnou teplotu srovnáváme s teplotou strany symetrické, resp. u nepárových oblastí s teplotou okolního prostředí. A právě zde nastává do určité míry problém. Tak jako jedna polovina lidského těla není zrcadlovým obrazem poloviny druhé, tak ani teplota nemusí být přesně symetrická. Bylo stanoveno, že odchylka mezi teplotami symetrických oblastí těla, může být do rozdílu 0,5 °C. Při přesnosti diagnostiky vyšetřované oblasti jsme do určité míry limitováni tím, že dosud nebyla vytvořena všeobecně platná teplotní mapa lidského těla. Stručný vývoj lékařské termografie V roce 1955 zjistil kanadský lékař Lawson vzestup teploty nad nádorovým bujením v prsu. Od té doby je věnována vzestupu, resp. poklesu teploty částí lidského těla v kontextu různých patologických změn stále větší pozornost. V Evropě byla poprvé termografie v lékařství použita v roce 1961 v Anglii. O čtyři roky později se pak stala předmětem zájmu holandských lékařů. Po první konferenci věnovaná termografické technice, která se konala roku 1965 ve Strassburgu, vznikla dokonce první termografická společnost. Tato roku 1971 začala vydávat oficiální časopis týkající se této problematiky, Acta thermografica. Na vybraná pracoviště v Československu se termovize dostala už roku 1970 a poměrně brzy nato se jí začali zabývat i na Lékařské fakultě Masarykovy univerzity v Brně, kde vzniklo Vědecko-metodické středisko techniky infračerveného záření. Prvním přístrojem tohoto pracoviště byla termovize 680/102-B švédské firmy AGA, která byla schopna zobrazit záření od vlnové délky 2,4 μm až do 5 μm. V roce 1989 byla kamera přemístěna z tohoto střediska na Katedru biofyziky Lékařské fakulty téže univerzity, kde sloužila díky prof. MUDr. Jiřímu Holému, průkopníku termovizní diagnostiky v tehdejším Československu, až do roku 2000. O pět let později zakoupil Biofyzikální ústav zmíněné fakulty, který se touto problematikou v současné době zabývá jako jedno z mála pracovišť v České republice, zcela nový přístroj, kameru IR Snad Shot Model 525, a specializovaný software na zpracování termogramů, který je používán dosud.
229
Takto moderní přístroje se ale nepoužívají od počátku využívání termografie v lékařství. V minulosti se využívaly kapalné krystaly, které se v závislosti na teplotě různě zabarvují. Krystaly vhodného složení jsou schopny zobrazovat různá rozmezí teplot. V diagnostice se využívaly tak, že se natíraly přímo na kůži, která se ale před jejich aplikací musela opatřit podkladem černé barvy. Později se nanášely na speciální ohebnou fólii. Tato se přikládala přímo na kůži a její nespornou výhodou byla absence černé barvy přímo na kůži. Příklady využití lékařské termografie Možnosti použití termografie jsou v lékařství poměrně široké. Využívá ji celá řada lékařských oborů. Ve všech přitom platí obecná zásada: vyšší teplota indikuje na závažnější onemocnění. Jedním z oborů, kde našla termografie své uplatnění je angiologie, v níž se využívá na detekci a zobrazení varixů dolních končetin a následně i spojek vytvořených díky insuficienci mezi povrchovým a hlubokým žilním systémem. Právě tato insuficience se zobrazí jako ložisko s vyšší teplotou, kterou se může projevit i tromboflebitida nebo cévní malformace. Nalezením relativně velké plochy s vyšší teplotou lze určit i flebotrombózu, jenž nemusí mít kromě otoku končetiny žádné další projevy. Díky termografii může být trombóza včas odhalena a nemusí tak vůbec dojít k jejímu „vyvrcholení“, k plicní embolií. Dalším oborem, kde lze termografickou techniku s úspěchem použít je endokrinologie. Pokud je zvýšená teplota v oblasti celé štítné žlázy, jedná se buď o hyperthyreózu, nebo o zánětlivé onemocnění. Při lokálním zvýšení teploty jen jednoho jejího laloku jde o zánět, naopak nižší teplota může signalizovat koloidní cysty nebo nádorové bujení. Termografii lze využívat i v jiných oblastech medicíny, např. v oftalmologii při diagnostice zánětlivých i nádorových onemocnění, v porodnictví a gynekologii při zjišťování zánětů a lokalizaci placenty, ve stomatologii a otorinolaryngologii při diagnostice zánětů vedlejších nosních dutin nebo nádorů, v plastické chirurgii při určování hloubky popálenin, v břišní chirurgii při diagnostice apendicitidy, v mammologii při diagnostikování nádorových procesů, v ortopedii při určování zánětlivých postižení kloubů, atd. Možností využití termografických technik v lékařství je nepřeberné množství. Dostávají se prakticky do všech lékařských odvětví, dosud se ale bohužel nestaly plnohodnotnou diagnostickou metodou.
Obr. 1: Stav týden po natržení hýžďového svalu, červená barva (oblast vpravo) signalizuje krevní výron
Obr. 2: Stav dva týdny po natržení hýžďového svalu, vrací se normální symetrické rozložení teplot
230
Výhody a nevýhody lékařské termografie Termografie je jako jediná zobrazovací metoda v lékařství založena na detekci a zpracování vlastních biosignálů, které vznikají přímo v organismu. Tato skutečnost je její velkou předností, stejně jako absolutní bezrizikovost vyšetření pro pacienty. Jen o málo diagnostických metodách můžeme říci, že jsou tak bezpečné jako právě termografie. Obrovskou výhodou je i to, že patologické procesy v lidském těle lze diagnostikovat díky termografií o poznání dříve, než je lze detekovat morfologicky. Její výhodou je dále vysoké teplotní a geometrické rozlišení, zobrazení rozložení teploty ve formě izotermálních křivek i termoprofilových křivek a v neposlední řadě rychlost měření. Termografická diagnostika má ovšem také své nevýhody. Rozložení povrchové teploty není stejné, a to ani u zdravých osob. To je jeden z důvodů, proč se zatím nepodařilo vytvořit mapu rozložení teplot povrchu lidského těla. Problémem je i výše zmíněné srovnávání teplotních poměrů symetrických částí těla. Nelze opomenout ani vysoké pořizovací náklady zařízení. I přes tyto nevýhody ale tento způsob diagnostiky poskytuje velice cenné informace o rozsahu a dynamice chorobných procesů spojených se zvýšenou, resp. sníženou teplotou. Další možnosti využití termografických technik Pro zobrazování teplotních polí se termovize používá více již desítky let, ale teprve během posledních 10 let se v souvislosti s používáním nechlazených mikrobolometrických detektorů v termovizních kamerách podstatně rozšířilo spektrum jejího využití. Lze říci, že dnes můžeme termovizní techniku využít prakticky ve všech oblastech lidské činnosti, mimo jiné v energetice, v hutním průmyslu, strojírenském průmyslu, v chemickém průmyslu, ve stavebnictví, ve vojenství, v policejních složkách, v kinematografii, meteorologii a ve zmíněném lékařství. Stále se přitom hledají nové možnosti využití termovizní techniky. Závěr Vzhledem k tomu, že termovizní diagnostika vypovídá jen o tom, zda je teplota snížená či zvýšená, nemůžeme na jejím základě určit konečnou diagnózu. Za účelem jejího stanovení musíme použít jiná vyšetření, např. počítačovou tomografii, magnetickou rezonanci nebo rentgen. V současné době je tedy pouze metodou doplňkovou. Pokud by se ale podařilo vytvořit vhodnou teplotní mapu člověku, mohla by se stát lékařská termografie do budoucna plnohodnotnou screeningovou metodou. Literatura 1. Hrazdira, I., Mornstein, V., Lechner, J. Biofyzikální principy lékařské přístrojové techniky. Masarykova univerzita Brno, 1999. ISBN 80-210-2213-2. 2. Maryšková, H. Termografie ve sportovní medicíně. Bakalářská práce. Masarykova univerzita Brno, Fakulta sportovních studií, 2007. Autorka Ing. Hana Benešová; Oddělení měření, Katedra technologií a měření, Fakulta elektrotechnická, Západočeská univerzita v Plzni; Univerzitní 8, 306 14 Plzeň; e-mail: [email protected]
231
Statistické metody pro posuzování kvality izolace statorového vinutí velkých točivých strojů Bezděkovský J., Krupauer P. – BRUSH SEM s.r.o. Plzeň Annotation There are used many different statistical methods for evaluation of lifetime endurance of stator winding insulation. It is possible to interlace the measured lifetime data by a lifetime curve – it can be a line or generally a power function. We are interested in grade of the line and shift of the line. From the interlaced line we try to predict lifetime of the insulation system for required electrical stress and for required insulation thickness. We come into issues about probability distribution with using Gauss, Weibull and Student distribution in system of interoperate tests. We check the normality (lognormality) comparing distribution function on the probability paper or alternatively validity of using Gauss or Weibull distribution by Anderslon-Darling test. Parameters estimation of Gauss and Weibull cut distribution with method of likelihood by voltage tests.
Úvod Jednou z možností, jak zjišťovat kvalitu izolace, je provádět na vytvrzené izolaci životnostní zkoušky (Voltage Endurance testy) neboli měřit dobu do průrazu při namáhání izolace zvoleným přiloženým napětím. Častější je provádět tyto životnostní zkoušky při okolní teplotě (na vzduchu či v oleji). Následně pro vyhodnocování životnosti z hodnot naměřený na různých napěťových hladinách se používají různé statistické metody. Zajímá nás jak střední hodnota naměřených časů, ale o to více rozptyl hodnot, na který je analýzou kladen velký důraz. Životnostní křivka a statistické rozdělení Při návrhu izolačního systému, který splňuje požadavek provozního namáhání 3,3 kV/mm, vyplynula potřeba využití statistických metod. To vedlo v BRUSH SEM s.r.o. v oddělení konstrukce vinutí k vývoji software, který rozšířil ověřování spolehlivosti z technologicko-výrobního hlediska.Významným testem je životnostní zkouška. Na logaritmické časové ose vynášíme naměřené doby do průrazu na různých napěťových hladinách. Naměřená data prokládáme přímkou. Zajímá nás sklon přímky a posunutí. Z proložené přímky se následně snažíme předikovat dobu života izolačního systému pro požadované provozní namáhání a pro měřenou tloušťku izolace. Životnostní data se získávají po mnoho let. Jsme schopni životnostní křivky mezi sebou srovnávat a navrhnout izolační systém s vyšším provozním namáháním. Před zavedením ovíjení pomocí CNC stroje se používalo strojní ovíjení. Výsledky životností z tyčí ovinutých touto technologií byly mnohdy s velkým rozptylem a malou střední hodnotou. Po zavedení CNC ovíjení pásek se podařilo stabilizovat rozptyl, zvětšit spolehlivost a vícenásobně prodloužit dobu do průrazu. Nyní jsme se strojním ovíjením posunuli na provozní namáhání 3,3 kV/mm. Výsledky s CNC ovíjením však ukazují, že jsme schopni přejít na vyšší provozní namáhání. Pro sestavení výpovědischopné životnostní křivky je nutné udělat životnostní zkoušky na čtyřech (či více) napěťových hladinách, na každé hladině 4 (či lépe více) vzorků. Životnost izolace při jakémkoliv el.namáhání může být vyjádřena empirickým vztahem na hladině pravděpodobnosti P=0,5 (viz obr.1). S využitím Studentova rozdělení, které zohledňuje počet měřených vzorků a rozptyl, je tato přímka nadále přepočítána pro hladinu pravděpodobnosti P=0,99 případně P=0,999. Doplnění o Studentovo rozdělení je vhodné pro soubory s malým počtem vzorků.
232
VÝSKEDKY VOLTAGE ENDURANCE TESTU & BREAKDOWN STRENGTH TESTU RELANEX 45.033 PRO PROVOZNÍ NAMÁHÁNÍ 3.3 kV/mm
36 34 32 30 28 26 24 E [kV/mm]
22 20 18 16 14 12 10 8 6 4 10 s
2
1 min
1 hour
10 hours
1 day
1000 hours
1 year
10 years
100 years
0 0
1
2
3
4. KEMA 2Un 3Un RELANEX 1/2 DAX98 2,7mm 42kV RELANEX 1/1 DAX98 2,7mm 52.5kV BS relanex 9A5 Lineární (student)
4
5
6 log t [seconds]
7
5. IEEE ST.1043 2Un+2 400h RELANEX 2/273 DAX98 2,7mm 32kV EVOLVENTY G.E. BS relanex 9A5 STEP
8
9
10
11
12
RELANEX 1/345 DAX98 2.7mm 42kV RELANEX 1/56 DAX98 2,75mm 32kV regrese student
Obr. 1: Různé napěťové hladiny – proložení v souřadnicích E(logt), způsoby aproximace – přepočet Studentem – KEMA - IEEE Při takovýchto zkouškách lze s výhodou pro vyhodnocení použít statistických metod – useknuté rozdělení, které umožní získat věrohodný odhad parametrů již v průběhu životnostní zkoušky. Pracujeme s useknutým výběrem, kdy se metodou největší věrohodnosti hledají extrémy věrohodnostní funkce. V BRUSH SEM s.r.o. byl vyvinut SW těchto metod pracující s modelem normálního rozdělením, jež byl tradičně požíván a po inspiraci vyhodnocení zákazníkem i s rozdělením Weibullovým. Využití demonstruje příklad vzešlý z konkrétní situace, kdy některé vzorky ještě nebyly proraženy: Jmenovité napětí Un=15 kV; 32 kV Voltage Endurance Test; IEEE 1043 (400 hours) 710.5 710.5 710.5 710.5 710.5 Hours 356.1 489 550.5 594.3 663 Status Průraz Průraz Průraz Průraz Průraz Probíhá Probíhá Probíhá Probíhá Probíhá Pro tento případ byly predikovány parametry normálního rozdělení: μ=tstř = 699,3 hod; σ = 202,9 hod. Shoda odhadů středních hodnot i rozptylů pro normální rozdělení (NR) i pro Weibullovo rozdělení (WR) nebyla s ohledem k hodnotě parametru tvaru Weibullova rozdělení m = 3,8 překvapivá. S tímto parametrem tvaru je WR blízké rozdělení normálnímu.
Obr.2: Vyhodnocení dat s užitím Weibullova rozdělení
233
Obr. 3: Xstř = tstř = 699,8 hod ; σ = 203,3 hod pro model Weibullův Za účelem prověření závislosti parametru tvaru m na intenzitě zátěže byly vzaty experimentální data řady životnostních zkoušek a takto získaná závislost m=f(E) prokázala klesající trend pro stoupající namáhání v elektrickém poli – viz. obr.4: Obr. 4: Vztah mezi provozním namáháním a parametrem Weibullova rozdělení
Závislost parametru tvaru m Weibullova rozdělení na intenzitě na elektrického pole E 4
3.5
3
Přičemž ony vyšší hodnoty parametru m kolem hodnoty 3,4 pro nižší hladiny namáhání evokují možnost normálního rozdělení pro tyto hladiny a tedy i pro namáhání provozní. Tím, se potvrzuje i obecná představa, že parametr m je z valné části daný konstrukcí – zde tedy tloušťkou izolace pro dané provozní namáhání. Oprávněnost použití WR dává důležitý nástroj s ohledem na dobrou výpovědischopnost rozptylu parametrů tvaru m a měřítka d a jejich rozptylů, které indikují homogenitu souboru. Velký rozptyl hodnot parametru měřítka D(d) při přijatelném rozptylu parametru tvar D(m) svědčí o homogenitě souboru z technicko-výrobního. Je-li naopak D(d) malý a D(m) vykazuje značné hodnoty, pak předpokládaný W-model není vhodný. Z požadavků pro posuzování testů vyplynula rovněž potřeba testu normality i oprávněnosti WR. Byl vyvinut SW pracující s Anderson-Darlingovým testem (pro soubory malých četností) normality a WR a také SW testující normalitu a lognormalitu pomocí pravděpodobnostního papíru. Analýza rozptylu byla v oddělení vinutí BRUSH SEM s.r.o. důležitým faktorem posuzování jakosti a spolehlivosti. 2
1.5
1
0.5
E [kV/mm]
234
29
26
25.652
24.22486
21
20
18.3754
18
17.9148
17.29
16.57
12.6
12.29
11.8
0
10
m
2.5
Obr. 5: Ukázka normálního a Charlierova rozdělení Závěr: V prvním přiblížení se dá uvažovat normální rozdělení jakožto 1. člen obecně platného Charlierova rozdělení s dalšími parametry (kososti a špičatosti), jež je vyjádřeno řadou postupných derivací funkce hustoty pravděpodobnosti normálního rozdělení. Jelikož je zřejmé, že jde o přiblížení dosti hrubé, byl vyvinut SW umožňující zobrazení právě Charlierovým rozdělením, jež dává představu o skutečném průběhu hustoty pravděpodobnosti. To umožní nejen posoudit vhodnost modelu rozdělení, ale i podle tvaru usoudit na vlastnosti testovaného souboru. SW pracuje s vytvořenou databází distribuční funkce NR a umožňuje řešení častých úloh s tímto rozdělením spojených a umožňuje pracovat jako 6-σ kalkulátor. Literatura 1. IEC 34-18-32: Rotating electrical machines – Parts 18: Functional evaluation of insulation system – Section 32: Test procedures for form wound windings, 1995 2. Šašek L.: Kandidátská disertační práce-Význam spolehlivost, ETD Škoda Plzeň, 1976 3. Šor J.B.: Statistické metody analýzy a kontroly jakosti a spolehlivosti, 1965 4. Znamirovský K.: Provozní spolehlivost strojů a agregátů, 1972 Autoři Ing. Jiří Bezděkovský; Oddělení statorového vinutí, BRUSH SEM s.r.o., Edvarda Beneše 39, 30100 Plzeň; email: [email protected] Ing.Petr Krupauer, Ph.D.; Oddělení statorového vinutí, BRUSH SEM s.r.o., Edvarda Beneše 39, 30100 Plzeň; email: [email protected]
235
Možnost stanovení korelačního koeficientu pro dvě měřené veličiny při teplotním stárnutí Boček V., Matějka F. – FEL ZČU Plzeň Anotace Paper deals with procedure for calculation of coefficient of correlation for two measurement parameters from temperature ageing. This procedure calculates with lifetime curve. Mentioned procedure is sufficient for temperature, electrical and other exposition.
Úvod Jedním z cílů v rámci řešení záměru MSM číslo 4977751310 „Diagnostika iteraktivních dějů v elektrotechnice“ je stanovit zda existuje korelace u jednotlivých měřených veličin v průběhu elektrického nebo teplotního stárnutí. Popis experimentu Na našem pracovišti se provádí stárnutí tepelné, elektrické i kombinované pro ůzné izolační materiály. Při tom se sledují nejen elektrické, ale i mechanické parametry a v neposlední řadě se používají i strukturální analýzy. Jako příklad uvedeme zpracování naměřených hodnot pevnosti v ohybu a rázové houževnatosti metodou Charpy pro materiál Lamplex FR4 (jedná se o skelný laminát). Před vlastním měřením mechanických parametrů byly vzorky o rozměrech 15×100×1,5 mm exponovány na čtyřech teplotních hladinách. Na každé z těchto hladin stárly vzorky až do degradace materiálu. Jako kritérium degradace byla zvolena delaminace systému. V jednotlivých časech bylo odebráno vždy deset kusů, pro měření každého parametru. Jednotlivé teplotní hladiny a časy stárnutí jsou uvedeny v tab. 1. doba expozice hod 170 t1 96 t2 192 t3 288 t4 384 t5 480 t6 600 Tab. 1: Doby a teploty stárnutí
teplota / °C 180 48 96 120 144 168
190 24 48 60 72 84
200 10 15 20 25 30
Na takto stárnutých vzorcích bylo provedeno měření pevnosti v ohybu podle [1] a měření rázová houževnatost metodou Charpy podle [2]. Naměřené hodnoty byly zpracovány následujícím postupem. Nejprve byla data testována na existenci odlehlých hodnot podle postupu uvedeného v [3]. Jako kritérium odlehlosti byly zvoleny vnitřní hradby. V tab. 2 jsou uvedeny hodnoty pevnosti v ohybu pro jednotlivé vzorky pro teplotu stárnutí 170 °C. Hodnoty jsou pro přehlednost seřazeny vzestupně. Je vidět, že žádná z hodnot nepřesáhla vnitřní hradby, i když někdy je to velice těsné. To znamená, že žádnou z naměřených hodnot nelze považovat za vybočující. Druhým krokem bylo vytvoření grafu závislosti měřených veličin na době stárnutí pro každou teplotní hladinu. Grafy byly vytvářeny z aritmetických průměrů. Pro každou teplotní hladinu byla stanovena funkční závislost, tedy nalezena rovnice a spočítán koeficient
236
determinace tak, jak jej počítá Microsoft Excel. Pro příklad je na obr. 1 uvedena závislost pro teplotní namáhání 170 °C pevnosti v ohybu. Čas expozice
hod
Pevnost v ohybu pro jednotlivé vzorky
MPa
Aritmetický průměr Medián Směrodatná výběr.odchylka Variační koeficient Koeficient šikmosti Koeficient špičatosti Minimum Maximum Dolní kvartil Horní kvartil Interkvartilové rozpětí Vnitřní hradba dolní Vnitřní hradba horní Vnější hradba dolní Vnější hradba horní
96 334 347 357 358 362 366 369 374 393 395 365,4 364 18,8 5,2 % 0,205 -0,099 334 395 357 374 17 331,5 399,5 306 425
192 324 343 344 345 348 353 357 360 379 382 353,4 350,5 17,3 4,9 % 0,268 0,242 324 382 344 360 16 320 384 296 408
288 332 335 337 341 353 357 360 362 369 379 352,5 355 15,8 4,5 % 0,153 -1,202 332 379 337 362 25 299,5 399,5 262 437
384 295 297 306 308 312 315 316 328 344 352 317,3 313,5 19,0 6,0 % 0,818 -0,135 295 352 306 328 22 273 361 240 394
480 227 240 245 249 251 253 253 262 264 267 251,2 252 11,9 4,7 % -0,680 0,570 227 267 245 262 17 219,5 287,5 194 313
600 41 56 61 64 67 71 71 78 95 97 70,2 69 16,9 24,1 % 0,171 0,183 41 97 61 78 17 35,5 103,5 10 129
Tab. 2: Statisticky zpracovaná data pro pevnost v ohybu při teplotním namáhání 170 °C 450
Pevnost v ohybu / MPa .
400 350 300 250 200 150 100 50 0 0
100
200
300
400
500
600
700
Doba expozice / hod
Obr. 1: Závislost pevnosti v ohybu na době expozice při teplotním namáhání 170 °C (rovnice proložené křivky je y = – 0,0019·x2 + 0,7542 x + 296,46 a koeficient determinace R2 = 0,9818)
237
Dále bylo stanoveno poruchové kritérium. V našem případě pro pevnost v ohybu i pro rázovou houževnatost metodou Charpy je poruchové kritérium 60 % hodnoty změřené pro první exponovanou dobu na dané teplotní hladině. Pro pevnost v tahu je tedy kritérium 188 MPa a pro rázovou houževnatost 31 kJ.m-2. Byly spočítány doby do poruchy pro každé poruchové kritérium z odpovídající funkční závislosti. V našem případě se jednalo o stanovení kořenů kvadratických rovnic. Výsledné hodnoty jsou uvedeny pro pevnost v tahu v tab. 3 a pro rázovou houževnatost metodou Charpy v tab. 4. Z těchto hodnot byly sestaveny životnostní křivky, které jsou uvedeny na obr. 2 a 3. Teplota namáhání Doba expozice
°C hod
170 509,1
180 175,1
190 68,2
200 26,7
Tab. 3: Hodnoty doby expozice spočítané pro poruchové kritérium 188 MPa pevnosti v ohybu z funkčních závislostí naměřené veličiny v závislosti na době expozice. Teplota namáhání Doba expozice
°C hod
170 564,7
180 235,2
190 81,2
200 34,6
Doba expozice / hod
Tab. 4: Hodnoty doby expozice spočítané pro poruchové kritérium 31 kJ.m-2 rázové houževnatosti metodou Charpy z funkčních závislostí naměřené veličiny v závislosti na době expozice. 1000
100
10 160
170
180
190
Teplota / °C
200
210
Doba expozice / hod
Obr. 2: Životností křivka pro pevnost v ohybu (rovnice y = 8·109·e-0,0979·x a koeficient determinace R2 = 0,999) 1000
100
10 160
170
180
190
Teplota / °C
200
210
Obr. 3: Životností křivka pro rázovou houževnatost metodou Charpy (rovnice y = 5·109·e-0,0944·x a koeficient determinace R2 = 0,9982) Porovnáním obou průběhů, lze stanovit korelační koeficient pevnosti v ohybu a rázové houževnatosti metodou Charpy pro zvolené poruchové kritérium. Korelační koeficient vyjadřuje míru závislosti dvou náhodných veličin mezi sebou. Stanovíme hladinu 238
významnosti α = 0,05. Pro pět dvojic dat podle [2] je kritická hodnota korelačního koeficientu Ko = 0,75. Pokud korelační koeficient vyjde vyšší než kritická hodnota lze tvrdit, že korelace mezi dvěma náhodnými proměnnými existuje. Korelační koeficient vyšel 0,92, což znamená silnou korelaci mezi oběma mechanickými parametry. Z uvedeného postupu je zřejmé, že celý výpočet byl proveden pro aritmetické průměry, tedy byl zanedbán činitel rozptýlení (například směrodatná výběrová odchylka nebo interkvartilové rozpětí). Tento fakt je potřeba brát také v úvahu pokud bychom chtěli získat co nejpřesnější výsledky, nicméně tento příspěvek neřeší to již neřeší. Problém by byl zejména v případě, že jednotlivé zpracovávané parametry by měli rozptyl hodnot diametrálně odlišný.
Doba expozice /hod
1000
100
10 160
165
170
175
180
185
190
195
200
205
210
Teplota /°C
Obr. 4: Životností křivka pro oba parametry společně (rovnice y = 7·109·e-0,0961·x a koeficient determinace R2 = 0,989) Závěr Tento postup lze aplikovat pro jednotlivé sledované parametry a stanovit závislost jednotlivých parametrů mezi sebou. Sloučením naměřených životnostních křivek do jediného svazku průběhů, v našem příkladě pevnosti v ohybu a rázové pevnosti v ohybu metodou Charpy pro zvolené poruchové kritérium, lze určit jak který materiál v závislosti na obsažených složkách je odolný v našem případě vůči teplotnímu stárnutí. Poděkování Příspěvek vznikl v rámci řešení výzkumného záměru MSM číslo 49777513110 „Diagnostika iterativních dějů v elektrotechnice“. Literarura 1. ČSN EN ISO 178 Plasty - Stanovení ohybových vlastností. ČNI: Praha 2003 2. ČSN EN ISO 179 Plasty - Stanovení rázové houževnatosti metodou Charpy. ČNI: Praha 1998 3. Boček V.: Statistické zpracování naměřených dat. ZČU Plzeň, 2007 4. Eckschlager K. aj.: Vyhodnocování analytických výsledků a metod. Tab. 30. „Kritické hodnoty korelačního koeficientu“ str. 103. Praha SNTL 1980 Autoři Ing. Václav Boček, Ph.D., Ing. František Matějka; Oddělení elektrotechnologie, Katedra technologie a měření, Fakulta elektrotechnická, Západočeská univerzita v Plzni; Univerzitní 26, 306 14 Plzeň; email: [email protected], [email protected]
239
Effect of thermal ageing on dielectric parameters of FRNC cables Budaj J., Váry M. – FEI STU Bratislava Abstract This paper deals with effects of thermal stress on two types of FRNC cables, differing in their insulation and fire stopping layers. During the aging process, that lasted 780 hours at 110 °C, measuring of capacity, loss number and polarization index in wide frequency range from 0.1 Hz to 1 MHz were performed. The results of this work are measured parameter dependencies on aging time, temperature and frequency for aged and new cables.
Introduction Accelerated aging tests have a significant practical usage in cable production industry. Due to rapid development and deployment of new technologies, it is commercially impossible to test aging characteristics by means of normal aging, particularly in cable systems which are in use literally for decades. Thanks to accelerated aging it is possible to predict and simulate insulation system state in longer time spans without deployment lags. Nowadays Slovak legislation orders to use nonflammable and flame retarding cables in building construction, which led to this FRNC (flame retarding, non-corrosive) cable comparison in both accelerated aging and heat test. There are multiple stress factors that can be used for accelerated aging tests. Most common are heat, electrical field, chemical solvents, and various forms of radiation. The main concern in this paper is the heat stress as it is the one that was used in the experiment. Insulation materials are commonly used in wide range of temperatures and so the temperature endurance is considered one of the crucial reliability parameters. Temperature affects electric properties of materials and heat exposure for longer time periods and can lead to permanent change of electrical, mechanical or physical properties of materials. In most cases a so-called maximum service temperature which guarantees aging process that isn’t considerably accelerated in comparison to lower temperatures is supplied for the insulation and also a short-term temperature tolerance, which states the maximum temperature, at which the insulation retains its shape and usable electrical properties. Usually, there are two procedures used in accelerated ageing test using heat stress cyclically interrupted tests and uninterrupted continuous tests. Cyclically interrupted tests use periods of heat stress interrupted at given times for measuring. In continuous tests samples are also measured after periods of stress, but measured samples are no longer used for the test after measuring. Parameters of insulating systems In insulation materials, the most common parameter measured is electric strength, which states the breakdown voltage of the insulation system. This parameter is crucial for determining the total functional failure, but does not account for the quality of the system after the aging procedure, thus more parameters can be measured to obtain complex information, or to determine the cause which led to electrical breakdown. Testing can also consist of measuring dielectric parameters such as loss factor, volume resistivity, surface resistivity, capacity, permittivity, density, humidity in volume, absorption and resorption currents (and other) and also determining partial discharge rate, resistance to
240
pulse voltage, resistance to creeping discharge, tree discharge growth rate, maximum direct current load and tensile strength. Preliminaries and problem formulation For the comparison of non-flammable cables two FRNC cables of different construction were used. Cables type were 1-CHKE -V 3Ax1,5 (designated ‘cable A’ in the following text) and 1-CXKE-V (O) 3x1,5 (designated ‘cable B’ in the following text). Both of the cable types were evaluated according to Slovak technical standard STN IEC 60331 for nonflammable cables. Their construction is shown in table 1. Table 1: Construction elements of investigated cable samples construction element
1-CHKE -V 3Ax1,5
1-CXKE -V (O) 3x1,5
1 jacket
thermoplastic with reduced flammability
thermoplastic with reduced flammability
2 filler elements
glass fiber
impregnated tape
3 separation layer nonhalogen 4 insulation 5
nonflammable layer
6 conductor
Nonhalogen
thermoplastic with reduced flammability (oxygen index at least 0.36), nominal thickness 0.8 mm
crosslinked with reduced flammability (oxygen index at least 0.36), minimum thickness 0.5 mm
Glass-mica tape, 0.3 mm, 30 % overlap
ceramising mixture, at least 0.4 mm
Cu, circular, 1.5 mm²
Cu, circular, 1.5 mm²
First task was to determine the methodology for aging at increased temperature. The temperature was chosen at 110 ºC. This temperature exceeds the maximum service temperature, but is below the maximal short-term operating temperature. Such temperature should ensure that the damage to the insulation system is mainly composed of the same mechanism which occurs with standard aging at room temperature. Experiment consisted of cyclically interrupted tests, where the capacity and loss number were measured at frequency range from 0.1 Hz to 1 MHz at five temperatures. Polarization index measurements were also performed. This was carried out using air thermostat with temperature control system LETR98. The samples had a length of 3 meters. Two samples of both types were measured in configuration A-B-A-B to reduce the effects of potential nonhomogenities in the airflow inside of the thermostat. Samples were tied and fixed using XPE tape, so that the contact of samples between each other and with the thermostat was avoided. The overall length of thermal aging was 780 hours. Measurements were performed after 120, 252, 384, 516, 648 and 780 hours of aging. The measurements of electrical properties was preformed at five temperatures 23 ºC, 50 ºC, 70 ºC, 90 ºC and 110 ºC. Ageing results Polarization index measurements In figure 1 the polarization index values are shown in a 3D view to demonstrate the trend throughout the aging process. Whereas cable A polarization index (PI) values drop marginally (8 %) with raising temperature, no significant change occurred during the aging process. Cable B PI values raises with both the sample temperature and aging time. The PI
241
value for temperature 110 °C increases by 49 %, for T=70 ºC by 41 % and at room temperature the difference is 1 %. Loss number measurement In figures 2 the dependencies of loss factor multiplied by capacity and a constant which is related to sample size and geometry is shown. Frequency is used as a parameter in these figures at temperature 110 °C. Loss number was increasing for the cable A throughout the aging process. Cable B shows loss number reduction throughout the aging process with an unexpected fall at the beginning of the aging process – this can be attributed to moisture escape from the insulation [1]. Capacity measurement In figures 3 the dependence of capacity on aging time is shown. Frequency is used as a parameter in these figures at temperature 110 °C. Capacity measurements show no unexpected changes except the capacity of cable B in the beginning of the aging process. This can be, just as in the case of loss number, attributed to the moisture escape from the insulation. Overview of polarisation index , cabel A
Overview of polarisation index, cabel B
5
5
4,5
4,5
Polarisation index
4
4
Polarisation index
3,5 3 2,5 2 1,5
3,5 3 2,5 2 1,5
1
1 23
0,5
0,5
70
0
110 0 120 252 384 516 648 780
0
Temperature [°C]
23 0 120
252 384 516
50
70
90
110
Temperature [°C]
648 780
Aging time [h]
Aging time [h]
Fig. 1 A 3D overview of polarization index values, cable A (left), cable B (right) k.loss number dependance on aging time, cable B
k.loss number dependance on aging time, cable A
parameter - f requency , temperature - 110ºC
parameter - f requency , temperature - 110ºC 2,00E-09
2,00E-09
1,80E-09
1,80E-09 1,60E-09
k.loss number
1,40E-09 1,20E-09
0,10 Hz 0,25 Hz
1,00E-09
1,00 Hz
8,00E-10
1000 Hz
k.loss numberr
1,60E-09
6,00E-10 4,00E-10
1,40E-09 1,00E-09
1,00 Hz
8,00E-10
1000 Hz
6,00E-10 4,00E-10
2,00E-10
2,00E-10
0,00E+00
0,00E+00
0 100 200 300 400 500600 700 800
0,10 Hz 0,25 Hz
1,20E-09
0 100 200 300 400 500600 700 800
Aging time [h]
Aging time [h]
Fig. 2 An overview of loss number on aging time dependence, with frequency as parameters, temperature 110 °C, cable A (left), cable B (right)
242
Fig. 3 An overview of capacity dependence on aging time, with frequency as parameters, temperature 110 °C, cable A (right), cable B (left)
Conclusion This paper contains some partial results achieved during the research on FRNC cables, whereas the influence of flooding [1], long term thermal degradation [2] and heat destructive tests were performed. Capacity and loss factor measurements were obtained for the calculation of loss number, which gives an idea about the energy losses inside of cable systems. For evaluation of insulating properties, regardless the sample size and geometry, the polarization index was also measured. From the results, it can be obtained, that the properties and measured parameters of neither of the cable types degraded throughout the aging process to a point, at which the insulation would fail and no longer fulfill its function. Cable A showed overall worse results in all measurements (by a relatively small margin). This can be attributed to organic material deterioration through excessive heat stress. Cable B showed improvement of electrical properties in time, which can be partially caused by evaporation of water from the insulating layers and probably another effect through partial hardening of the ceramic material, since it is very improbable that the sample would contain moisture after more than 500 hours at 110 ºC. Acknowledgement This work has been supported by Slovak Grant Agency VEGA under project No. 1/4086/07. References 1. Verbich O., Sulová J., Packa J., Ďurman V., Lelák J., Váry M.: Effect of a Long-Term Flooding on the Dielectric Properties of Flame Retarding Cables. In: Electrotehnica, Electronica si Automatica. ISSN 1562-5175, Vol. 56, No. 1-2 (2008), pp. 14-16 2. Lelák J., Ďurman V., Budaj J.: Study of dielectric properties of flame retardant insulation during thermal ageing. In: Starnutie elektroizolačných systémov. ISBN 1337-0103, Vol. 4 (2008), pp. 3-5 Authors Ing. Ján Budaj, Ing. Michal Váry, PhD.; Katedra elektrotechnológie, Fakulta elektrotechniky a informatiky, Slovenská technická univerzita; Ilkovičova 3, 812 19 Bratislava; e-mail: [email protected], [email protected]
243
Aspekty neuronových sítí Dobrá K., Růžičková V. – FEL ZČU Plzeň Anotace Artificial Neural Networks (ANN) or Neural Networks (NN) are inspired by the way of biological nervous system which is the key element for processing information. It is composed of a large number of neurons interconnected with each other by simple computing units. They try to simulate the way of processing signals in the brain. Neural networks are divided according to the criteria as a sum of layers, the types of learning algorithms, the topology and the types of networks. Neural networks investigate the specific problems for pattern and speech recognition, data classification, clustering etc. Their ability to learn from examples makes them very flexible.
Úvod Neuronová síť vzniká propojením určitých vstupů a výstupů umělých neuronů, které si předávají signály a transformují je pomocí určitých přenosových funkcí. Základní a podstatná vlastnost neuronových sítí je učení. Neuronové sítě transformují vstupní data na výstupní, což určuje fáze učení založená na expozici vzorků (příkladů) popisující řešenou problematiku, tzv. trénovací množina. Biologický neuron Neuronové sítě tvoří základ všech částí biologického informačního systému. Základním stavebním a funkčním prvkem nervové soustavy je neuron. Neurony jsou samostatné specializované buňky určené k přenosu, zpracování a uchování informací, které jsou nutné pro realizaci životních funkcí organismu. Biologický neuron (obr. 1) se skládá z těla (soma), dendritů a axonu. Z těla vychází velké množství dendritů, které tvoří vstup neuronu a axon vytváří výstup z těla neuronu. Konec axonu se větví do mnoha výběžků (synapsí), které přiléhají na dendrity jiných neuronů, a tak dochází k přenosu signálu. Synapse plní funkci jako rozhraní jednosměrné brány a přenášejí signály ve směru od axonu k dendritu. Dendrity přenášejí vzniklý elektrický signál (impuls) do těla buňky, kde se vytváří potenciál. Pokud tento potenciál překročí určitou prahovou hodnotu, je z jádra neuronu vyslán signál po jeho axonu směrem k neuronům.
Obr. 1 Biologický neuron Umělý neuron Umělý neuron (obr. 2) funguje v mnoha ohledech podobně jako neuron biologický. Výstupy z neuronů, na které je připojen, jsou nejprve vynásobeny vahami (váhy se mění
244
během učení), které určují „sílu“ spojení mezi neurony. Tyto vážené vstupy jsou sečteny a je od nich odečtena hodnota prahu. Výslednou hodnotu dosadí do přenosové funkce neuronu a výstup této funkce představuje výstupní signál neuronu.
Obr. 2 Umělý neuron Neurony jsou těsně propojeny a organizovány do různých vrstev. Vstupní vrstva dostává vstupní údaje, výstupní vrstva vytváří finální výstup. Mezi tyto dvě vrstvy je obvykle vložena ještě jedna nebo více skrytých vrstev. Rozdělení neuronových sítí Umělé neuronové sítě se dělí podle několika kritérií, na jejichž základě pak určují i jejich použití. Požadovaná kritéria na neuronové sítě jsou podle počtu vrstev a podle typu algoritmu učení. Podle počtu vrstev • S jednou vrstvou (Hopfieldova síť, Kohonenova síť, …) • S více vrstvami (ART síť, Perceptron, Backpropagation). Dělení podle počtu vrstev znamená, že se rozlišuje, z kolika vrstev se daná síť skládá. Existují sítě s jednou vrstvou, se dvěma, třemi a více vrstvami (obr. 3).
Obr. 3 Vícevrstvá síť
245
Podle typu algoritmu učení Podle typu algoritmu učení se sítě dělí na učení s učitelem a učení bez učitele. • S učitelem (Backpropagation, …) Učení s učitelem znamená, že se síť snaží přizpůsobit svou odezvu na vstupní informace tak, aby se její momentální výstup co nejvíce podobal požadovanému originálu. Síť nastavuje váhy a prahy tak, aby se její výstupy blížily požadovaným hodnotám. Pro učení s učitelem musíme mít k dispozici učící a trénovací množinu. • Bez učitele (Hopfieldova síť, …) Učení bez učitele nebo také samoorganizace je proces učení, které je založeno na schopnosti neuronových sítí rozeznat ve vstupních vzorech stejné nebo blízké vlastnosti a třídit přicházející vektory podle nich. Podobné vektory sdružuje do shluků (clusters). Množina vzorů zde není k dispozici. Topologie neuronové sítě Každá neuronová síť je složena z neuronů, které jsou vzájemně propojeny tak, že výstup jednoho neuronu je vstupem do dalších neuronů. Obdobně jsou terminály axonu biologického neuronu přes synaptické vazby spojeny s dendrity jiných neuronů. Počet neuronů a jejich vzájemné propojení v síti určuje topologie neuronové sítě. Topologie (struktura, architektura, geometrie) sítě vyjadřuje způsob, jakým jsou mezi sebou spojeny jednotlivé neurony, vrstvy, rekurentní spoje, počty vstupů a výstupů sítě. Lze sem zahrnout i parametry jako je typ přenosové funkce ve vrstvách, parametr učení atd. Neuronová síť je složená z několika vrstev, přičemž se každá vrstva skládá z libovolného počtu neuronů. Typy sítí Neuronové sítě se dělí podle počtu vrstev na sítě s jednou vrstvou nebo více vrstvami. Všechny typy neuronových sítí jsou složeny ze stejných stavebních jednotek – neuronů, které mohou obsahovat různé přenosové funkce, spojení mezi sebou a učící (adaptivní) algoritmus. Všechna tato fakta pak určují, o jaký typ sítě se jedná. Z hlediska využití rozlišujeme v síti vstupní, pracovní (skryté, mezilehlé, vnitřní) a výstupní vrstvy. Šíření a zpracování informace v síti je umožněno změnou stavů neuronů ležících na cestě mezi vstupní a výstupní vrstvou. Stavy všech neuronů v síti určují stav neuronové sítě a synaptické váhy všech spojů představují konfiguraci neuronové sítě.
Obr. 4 Různé topologie neuronových sítí
246
Výhody a nevýhody neuronových sítí Mezi výhody neuronových sítí patří dvě charakteristické vlastnosti: • Získávání znalostí učením pomocí množiny vzorů (známých hodnot vstupních a výstupních parametrů), bez nutnosti explicitní znalosti algoritmu řešení. Schopnost učit se (adaptovat se) je spolu se schopností generalizace nejdůležitější vlastností neuronových sítí. • Schopnost generalizace, kdy do správných tříd jsou klasifikovány i vstupní vzory, které nejsou součástí tréninkové (učící) množiny. Mezi nevýhody můžeme zařadit: • Obtížnou volbu optimální topologie sítě • Velikost a složitost sítí • Dobu potřebnou k natrénování • Obtížné zjištění, zda síť správně generalizuje Aplikace neuronových sítí V současnosti je především kladen důraz na aplikační možnosti neuronových sítí, které se používají při řešení úloh v oblastech jako zpracování signálů a obrazů, strojové vidění, rozpoznávání písma a vzorů, analýza dat, predikce budoucího chování různých systémů, klasifikace dat a další. Závěr Neuronové sítě jsou nejen velmi všestranný algoritmus, ale také jsou jedním z velmi důležitých algoritmů v rámci umělé inteligence, neboť mají schopnost se učit. Poděkování Tento výzkum je podporován výzkumným záměrem Ministerstva školství, mládeže a tělovýchovy České republiky, MSM 4977751310 - Diagnostika interaktivních dějů v elektrotechnice.
Literatura 1. http://tf.czu.cz/~votruba/WAN/Neuronove%20site.pdf 2. http://iss.unas.cz/NEURON_SIT-vyuka.DOC 3. http://cs.wikipedia.org/wiki/Neuronov%C3%A9_s%C3%ADt%C4%9B 4. http://www.rcs-34.net/computers/neurotask/disertation.pdf 5. Volná, Eva: Neuronové sítě a genetické algoritmy Ostravská univerzita, 1998, ISBN 807042-762-0 6. Tučková, Jana: Úvod do teorie a aplikací umělých neuronových sítí, ČVUT, Praha, 2003 Autoři Ing. Květoslava Dobrá; Oddělení elektrotechnologie, Katedra technologií a elektrotechnická, Západočeská univerzita v Plzni; Univerzitní 8, 306 14 [email protected] Ing. Vladislava Růžičková; Oddělení elektrotechnologie, Katedra technologií a elektrotechnická, Západočeská univerzita v Plzni; Univerzitní 8, 306 14 [email protected]
247
měření, Fakulta Plzeň; e-mail: měření, Fakulta Plzeň; e-mail:
Diagnostika a minimalizácia účinkov ESD v podmienkach podniku na výrobu elektroniky Gašparovič M. – Sony Nitra, Kopča M, Váry M. – FEI STU Bratislava Abstract This paper discus the evaluation of input components – materials and component part for electronics – from the static electricity endurance point of view in the manufacturing process environment. Further the evaluated assortment, methodic and interpretation of monitored parameters is also discussed. The conclusion includes technical praxis recommendation.
Úvod Vývoj nových spracovateľských technológií v elektronickom priemysle, najmä pri aplikácii polovodičových štruktúr s vysokou koncentráciou aktívnych prvkov (VLSI komponenty), prináša okrem výhod vyplývajúcich z nárastu procesných rýchlostí a efektívnosti výroby aj vysoké požiadavky na vlastnosti vstupných komponentov. V tomto príspevku sa budeme venovať problematike elektrostatických výbojov (ESD – Electrostatic Discharge), ktoré predstavujú reálne a pomerne vysoké ohrozenie elektronickej produkcie. Vznik elektrostatického náboja Elektrostatické náboje sa môžu dostať do elektronických štruktúr buď ako produkt technologických procesov, z osôb pracujúcich so súčiastkami a výrobnými zostavami ako aj z predmetov, ktoré prichádzajú s nimi do styku pri manipulácii a indukciou z okolia. Pri príprave, realizáci elektronickej výroby ako aj v povýrobnej fáze môžu elektrostatické náboje vznikať: - v predvýrobnej fáze trením, pri ručnej manipulácii so súčiastkami a používanými pracovnými pomôckami (úložné a prepravné boxy, držiaky polovodičových komponentov), - pri osádzaní pmocou osádzacích zariadení (placerov), vzájomným trením povrchových vrstiev použitých komponentov (súčiastok a DPS) a osádzacieho zariadenia ako aj pri odoberaní súčiastok z držiakov a nosných pásov v procese SMT, - pri transporte DPS v rámci procesu z ESD neupraveného dpravného systému (napr. gumové dopravné pásy), - priamo v procese spájkovania pretavením (reflow) trením horúceho vzduchu vystupujúceho zo zariadenia na ohrev nútenou konvekciou so spájkovanými štruktúrami a DPS, - pri testovaní IC z testovacích zariadení a ich okolia, - v povýrobnej etape pri čistení a následnom sušení trením používaných čistiacich a sušiacich médií (rozpúšťadiel a horúceho vzduchu) s povrchom súčiastok a DPS, - pri skracovaní vývodov súčiastok alebo pri delení (cutting process) vyrobených DPS na menšie celky, pohybom aktívnej časti deliaceho zariadenia, - pri ručných opravách (reworku) vadných produktov priamym kontaktom s ESD neupraveným okolím (pracovníci, pracovné pomôcky a pracovné stoly), - pri montáži zostáv elektronických zariadení a konečnej montáži zariadenia z transportných zariadení, operátorov, pracovných pomôcok a pri LCD prvkoch aj ionizáciou (prenosom) zo sklenenej časti (krytu) do aktívnej časti panela,
248
- pri expedícii hotovej produkcie použitím nevhodných prepravných obalov a baliacich postupov. Diagnostické metódy Vo výrobe vyhodnocujeme úroveň ochrany pred ESD meraním veľkosti elektrostatického napätia na konkrétnych častiach strojov pri ich činnosti, príp. pracovných pomôcok pri ich používaní. Nami používané metódy používané na stanovenie úrovne ohrozenia od elektrostatického náboja sú štandartné metódy, vychádzajúce z odporúčaní STN EN 61340 -2-1: 2003 (34 6440) a STN EN 61340 -2-3: 2001 (34 6440) upravené pre naše potreby. Vo výrobe vyhodnocujeme úroveň ochrany pred ESD meraním intenzity elektrostatického napätia na konkrétnych častiach strojov pri ich činnosti, príp. pracovných pomôcok pri ich používaní.
Obr. 1 Meranie povrchového odporu na pracovnej ploche a dopravníku
Obr. 2 Meranie povrchových odporov zásobníkov a manipulátorov
Kontrolujú sa najmä povrchové odpory samotných vstupných materiálov (DPS), povrchov pracovných stolíkov, pásových dopravných systémov, kaziet a manipulátorov (obr. 1 a 2) ako aj antistatické vlastnosti používaných osobných ochranných a pracovných pomôcok (OOPP) osôb, zúčastňujúcich sa na výrobnom procese (obr. 3).
Obr. 3 Kontrola odporu pokožky rúk, obuvi a zápästného pásika ESD kategorizácia V podmienkach výrobného podniku Sony delíme výrobné operácie z pohľadu ochrany pred elektrostatickým výbojom a maximálnou povolenou hodnotou elektrostatického napätia do nasledujúcich kategórií:
249
Kategória A Kategória B Kategória C
menej než 30 V 31 V až 300 V nad 300 V
Î manipulácia s polovodičmi a DPS Î iné procesy ako kat. A Î ostatné
Opatrenia na ochranu pred nebezpečenstvom vzniku ESD 1. Technologia Z hľadiska vytvárania elektrostatického náboja sú kritické všetky pohyblivé časti strojov a najmä tie, ktoré priamo prichádzajú do styku s citlivými súčiastkami a doskou plošných spojov. Sú to dopravníky, čistiace valce, podporné podložky, maska na pastu, osádzacie nástavce a podávače súčiastok. - SMT výroba SMT prevádzka spadá do kategórie A a platí pre ňu limit < 30 V. V prevádzke automatickej montáže pre zabezpečenie stabilných podmienok pri výrobe je potrebné mať pod kontrolou klimatické parametre. Sú to: teplota (25 +/- 2 °C), relatívna vlhkosť vzduchu (30-60 %), prašnosť. Všetky tieto tri faktory majú vplyv na ochranu pred elektrostatickým výbojom. S narastajúcou teplotou a klesajúcou vlhkosťou sa zvyšuje množstvo generovaného elektrostatického náboja. Prach je nosičom náboja a spôsobuje znečisenie povrchu dosiek plošných spojov pri povrchovej montáži vedúcej k chybovosti výrobkov. Teplota a vlhkosť vzduchu sú merané kontinuálne a periodicky sa kontrolujú. Prevádzka je vybavená automatickým systémom kontroly a udržiavania týchto parametrov. Nízka prašnosť sa dosahuje filtráciou vháňaného vzduchu a kontroluje sa pravidelným meraním raz týždenne laserovým prachomerom. Limity sú stanovené nasledovne: Tab. 1: Limity pre prašnosť Znečistenie 5 μm častice (na kubickú stopu) 0.5 μm častice
Výrobná prevádzka
Sklad
Iné (kancelárie, chodby, a pod.)
500 50 000
1 000 100 000
10 000 1 000 000
SMT linka pozostáva z nasledujúcich súčastí: - nakladač neosadených dosiek (loader) - odprašovač (cleaner, čistí sa doska pomocou adhéznych silikónových valcov) - tlačiareň pasty (printer) - optická kontrola pasty (AOI) - vysokorýchlostné osádzacie automaty - špeciálne osádzacie automaty pre veľké súčiastky - pretavovacia pec (reflow oven) - optická kontrola osadenej dosky (AOI) - vykladač osadených dosiek (unloader)
250
Všetky kovové a disipatívne časti osádzacích strojov sú uzemnené. Uzemnenie sa vizuálne kontroluje denne pri preventívnej údržbe. Všetky materiály používané vo výrobe sú overované z hľadiska ochrany pred ESD meraním povrchového príp. prechodového odporu, ktorý musí byť nižší ako 1x1010 Ω. Pre tento účel používame merač povrchového odporu snímajúceho zároveň teplotu a relatívnu vlhkosť vzduchu. - Osobné a ochranné pracovné prostriedky (OOPP) 1. ESD vesta Povrchový odpor v rozmedzí 5x105 až 1x109 Ωm. Podľa údajov dodávateľa si tieto parametre zachová vesta po dobu jedného roka, ak sa perie raz za 2 týždne pri teplote do 50 °C. Potom stráca svoje ESD vlastnosti. 2. Obuv Prechodový odpor v rozmedzí 5x105 až 1x108 Ω. Životnosť 2 roky. Po dobu životnosti si zachovávajú svoje ESD parametre. Prechodový odpor sa kontroluje meraním min. jedenkrát za deň, prednostne pred začiatkom práce. Na oddelení SMT sme zaviedli automatizovaný tester, ktorý uchováva namerané výsledky v databáze a pracovníci sú identifikovaní pomocou ID karty. Pri testovaní ESD topánok je dôležité merať každú topánku osobitne a obe musia testom prejsť. 3. ESD dlážka Prechodový odpor v rozmedzí 1x105 až 1x108 Ω. Všetky výrobné prevádzky v našom závode sú vybavené ESD podlahou, ktorej parametre treba pravidelne overovať. Na meranie treba použiť 2 okrúhle elektródy s priemerom 60 mm a váhou 2 kg a megaohmmeter merajúci prechodový odpor pri 500 V; vzdialenosť elektród pri meraní je ~1 m a meracie body sú pravidelne rozmiestnené a pokrývajú celú plochu výrobnej haly. Meranie sa má vykonávať raz mesačne. Záver Na základe skúseností s prevenciou účinkov ESD v našom podniku možno konštatovať, že v praxi je najdôležitejším preventívnym opatrením vylúčenie, resp. potláčanie vzniku elektrostatických nábojov v dopravníkových systémoch a na pracovníkoch manipulujúcich s komponentmi a výslednou produkciou. Literatúra 1. STN EN 61340-2-1: 2003 (34 6440) Elektrostatika. Časť 2-1: Spôsoby merania. Schopnosť materiálov a výrobkov odvádzať elektrostatický náboj. 2. STN EN 61340 -2-3: 2001 (34 6440) Elektrostatika. Skúšobné metódy na stanovenie rezistencie a rezistivity tuhých rovinných materiálov používaných na zabránenie akumulácie elektrostatického náboja. 3. STN 34 1382:1988 (ČSN 34 1382) Zkoušení elektrostatických vlastností materiálů a výrobků. Autori Ing. Marek Gašparovič, Sony Nitra, Dolné Hony 29, 949 01 Nitra, e-mail:[email protected]. Doc.Ing. Miroslav Kopča, PhD., Ing.Michal Váry, PhD., Katedra elektrotechnológie FEI STU, Ilkovičova 3, 812 19 Bratislava; e-mail: [email protected], [email protected]
251
Vliv zešikmení drážek rotorového vinutí na parametry náhradního schématu asynchronního stroje Hruška K. – FEL ZČU Plzeň Anotace This work deals with re-engineering of original rotor to rotor with bevelled bars and calculation of impact of their bevelling on parameters of machine's substitution diagram – concretely the relation between the angle of turning of rotor bars and the leakage inductance of machine's rotor, leakage inductance of machine's rotor calculated to the stator side, resistivity calculated to the stator side and magnetizing inductance.
Úvod Jedním z častých problémů velkých trakčních asynchronních strojů je lámání tyčí jejich vinutí. Ve většině případů jsou tyče jejich rotorového vinutí vyrobeny jako masivní výrobky, které jsou vloženy do drážek již zhotoveného paketu statoru a následně je k nim přivařen nebo připájen kruh nakrátko. Důsledkem uvedené technologie je uspořádání, kdy jsou kruhy nakrátko asynchronního stroje drženy pouze krátkými úseky tyčí mezi kruhem nakrátko a paketem rotoru. Veškeré pulzace momentu stroje jsou pak pohlcovány těmito krátkými úseky tyčí, které jsou namáhány energiemi rovnými rozdílu kinetických energií rotoru a kruhů nakrátko. To vede k silnému namáhání spoje tyčí a kruhu nakrátko, které může vést až ke zlomení tyčí v blízkosti tohoto spoje. Jednou z možností, jak tomuto lámání předejít je zvýšení tuhosti spoje tyče a kruhu nakrátko v tangenciálním směru. Toho lze dosáhnout například použitím rotorového vinutí se šikmými tyčemi. To ale znamená zásadní zásah do elektromagnetického návrhu stroje, je tedy nutné určit vliv zkosení tyčí rotorového vinutí na parametry náhradního schématu asynchronního stroje. Analýza problému Použití nakloněných tyčí tvoří soubor problémů, které jsou vzájemně propojeny – problému magnetického, kdy je třeba dbát na dostatečné dimenzování magnetického obvodu stroje, problému elektrického, kdy dochází ke změnám rozměrů tyčí v drážkách rotoru a konečně problému geometrického, kdy je třeba zajistit, aby bylo možné dané uspořádání vůbec fyzicky realizovat. Má-li tedy být rotor již existujícího stroje nahrazen rotorem se šikmými drážkami, je třeba dbát na co největší zachování jeho elektromagnetických vlastností. Odsud vyplývají následující požadavky na výpočet šikmých drážek: • indukce v zubech stroje musí být zachována stejná jako u původního návrhu stroje, aby nedocházelo k jejich přesycování • celkový proudový obsah rotoru zůstává konstantní, je tedy třeba uvažovat i proudové zatížení tyčí a z toho vyplývající požadavky na jejich průřez Uvedené požadavky je třeba výpočetně respektovat. Výsledkem pak jsou dva možné základní návrhy náhrady původního rotoru: • návrh zachovávající rozptylovou reaktanci tyče rotoru (X2σ) • návrh zachovávající počet tyčí rotoru (Q2) Uvedené možnosti pak tvoří pomocné podmínky, za kterých je možné provést výpočet alternativní geometrie rotoru se šikmými drážkami.
252
Návrh rotoru zachovávající rozptylovou reaktanci tyče Jak bylo uvedeno v předchozím textu, zachování rozptylové reaktance tyče tvoří pomocnou podmínku, umožňující řešení problému náhrady rotoru s klasickými radiálně uloženými tyčemi za rotor s tyčemi zkosenými. Tato podmínka doplňuje základní podmínky, které vycházejí z elektromagnetických požadavků. Těmi jsou následující: • indukce v zubu stroje musí být zachována shodná s původním návrhem; • lineární proudová hustota po obvodu rotoru A a zároveň proudová hustota v tyčích J musí být shodná s původním návrhem. Porovnání geometrického uspořádání původního a nového řešení tyčí rotoru je patrné z Obr. 1 a Obr. 2. Zde jsou původní rozměry zubů a tyčí označeny jako: Q2 počet tyčí rotoru b střední šířka tyče h střední výška tyče t šířka zubu vzdálenost středu tyče od osy rotoru rm Rozměry odpovídající rotoru po transformaci jsou pak označeny apostrofem (Q2', b' atd...), úhel natočení (zkosení) tyčí je pak označen jako δ. Z Obr. 2 je pak zřejmé, že Obr. 1: Původní geometrie rotoru v případě použití rotoru se šikmými drážkami dochází k zužování zubů stroje. To by ale vedlo ke zvýšení indukce v zubech stroje, což je z elektromagnetického hlediska nepřípustné. Je tedy nutné buď zúžit tyče stroje nebo snížit jejich počet tak, aby nedocházelo ke zvýšení indukce v zubu stroje. Při snížení počtu tyčí stroje je pak nutné zajistit, aby byl příslušným způsobem zvětšen průřez tyče, aby zůstala Obr. 2: Geometrie konstantní lineární proudová hustota po obvodu rotoru transformovaného rotoru stroje. Z požadavku na zachování rozptylové indukčnosti tyče pak vyplývá, že poměr střední výšky a střední šířky tyče musí být shodný s originálním rotorem. Při uvažování všech uvedených podmínek vychází vztah mezi počtem tyčí rotoru stroje a původními rozměry 1 2 Q2 '= 2 r m cos −m2 b . 2 Q2 b Za pomoci uvedené rovnice a výše uvedených podmínek pak je možné dopočítat geometrii náhradního rotoru se šikmými drážkami za pomoci známých rozměrů původního rotoru. Zde je nutné doplnit, že vzhledem k tomu, že po výpočtu se mění vzdálenost středu tyčí od osy rotoru rm je nutné pro dosažení odpovídající přesnosti výpočet několikrát opakovat. Závislost počtu tyčí na úhlu jejich natočení je pak prezentována na Obr. 3. Důsledkem uvedeného návrhu je zachování Obr. 3: Závislost počtu tyčí na úhlu rozptylové reaktance tyče, dochází ale ke změnu jejich zkosení počtu tyčí rotoru a tedy i převodů stroje. Rozptylová
253
reaktance rotoru přepočtená na stranu statoru (X21σ) se tak nepřímo, díky změně převodů stroje, změní též. Uvedenou změnu pak lze vyjádřit vztahem 2 X ' b k = 21 = 2 X 21 2 r m . cos −t Q2 Z uvedeného vztahu je zřejmé, že nárůst rozptylové reaktance tyče přepočtené na stranu statoru je nepřímo úměrný druhé mocnině kosinu Obr. 4: Závislost reaktance rotoru úhlu jejich natočení. Graficky tuto závislost v závislosti na úhlu zkosení tyčí vystihuje závislost na Obr. 4. Pro tyče uložené vzhledem k radiále pod úhlem 20° tak vychází nárůst rozptylové reaktance rotoru přepočtené na stator přibližně 40%.
Návrh rotoru zachovávající počet rotorových tyčí Alternativní možností návrhu náhrady původního rotoru je návrh zachovávající počet tyčí rotoru. V tomto případě nedochází ke změnám převodu stroje, dochází ale k deformaci tyčí, která vyúsťuje v nárůstu rozptylové reaktance tyče. Vzhledem k faktu, že počet tyčí se nemění, nemění se ani proudový obsah jedné tyče, a tedy ani její průřez, ani šířka přilehlého zubu. Mění se tedy střední výška a střední šířka tyčí, přičemž jejich součin je shodný s původním návrhem. Nárůst výšky tyče v závislosti na původních rozměrech rotoru a na úhlu natočení tyče vychází bh h'= 2 rm . cos −t m2 Výška vypočtené tyče je tedy nepřímo úměrná kosinu úhlu zkosení tyčí, jejich šířka tak je této hodnotě přímo úměrná. S využitím uvedených faktů pak lze odvodit závislost nárůstu rozptylové reaktance tyče na úhlu natočení, kterou lze vyjádřit vztahem X 2 ' b2 k= = 2 X 2 2 rm . cos −t Q2 Poměr výsledné a původní rozptylové reaktance rotorové tyče tak vychází shodný s předchozím případem a graficky je shodný s Obr. 4. I v tomto případě má výpočet iterativní charakter, na rozdíl od předchozí závislosti ale nedochází k (diskrétním) změnám počtu tyčí rotoru a tak výsledné charakteristiky mají tvar hladkých křivek.
Numerická kontrola analytického výpočtu Na základě uvedených analytických postupů byly navrženy tři varianty rotoru stroje, pro které byly vytvořeny numerické modely, jejichž výsledky byly konfrontovány s analyticky vypočtenými závislostmi. Pro prvotní návrh byl zvolen úhel natočení tyčí o úhel δ=15°, což dle analytických výpočtů vede k nárůstu rozptylové reaktance o cca 17 %. V případě rotoru vypočteného dle postupu zachovávajícího rozptylovou reaktanci tyče dochází k dobré shodě s analyticky předpovězenými výsledky, přičemž nárůst rozptylové vychází dle matematického modelu cca 18,3 %, tedy o 1,3 % více (výsledek označený znakem „+“). V případě návrhu zachovávajícího počet rotorových tyčí ale dochází k nárůstu rozptylové reaktance pouze přibližně polovičnímu (výsledek označený znakem „*“).
254
Na základě uvedených výsledků byl následně navržen třetí rotor podle postupu zachovávajícího počet tyčí rotoru. Úhel zkosení tyčí byl v tomto případě zvolen δ=20°, což mělo vést dle analytických výpočtů k nárůstu rozptylové reaktance o cca 40 %. Podle výsledků určených z modelu stroje byl ale opět určen nárůst rozptylové reaktance pouze přibližně poloviční, cca 19 % (výsledek označený znakem „*“). Je tedy zřejmé, že v případě návrhu rotoru Obr. 5: Porovnání numericky a analyticky získaných zachovávajícího stejný počet výsledků tyčí jako má originální rotor dochází pouze k přibližně polovičnímu nárůstu rozptylové reaktance tyče oproti analyticky vypočtené hodnotě. Grafické porovnání uvedených hodnot je pak patrné z Obr. 5. Závěr Z uvedených faktů je zřejmé, že v případě náhrady rotoru s radiálně uspořádanými tyčemi za rotor s tyčemi zkosenými dochází vždy k určitému nárůstu rozptylové reaktance rotoru. V případě návrhu rotoru, který zachovává počet tyčí rotoru, dochází k nárůstu přibližně polovičnímu, a tedy je možné dosáhnout vyššího úhlu zkosení tyčí. Kromě uvedených jevů se ale projevuje u navržených rotorů závislost indukce v zubech rotoru na směru otáčení. V případě, že jsou tyče orientovány ve směru otáčení stroje, dochází k vyššímu sycení nežli u originálního rotoru. V případě opačné orientace je pak sycení nižší. Celkový rozdíl indukcí o obou směrech otáčení tak může činit až 19% pro poslední uvedený návrh rotoru. Na základě uvedeného faktu pak lze usuzovat že uvedená koncepce rotoru není vhodná pro trakční využití, neboť takto navržený stroj vykazuje jiné vlastnosti pro každý směr otáčení a zároveň i odlišné ztráty v rotoru. Literatura 1. Bartoš V.: Teorie elektrických strojů. ISBN 80-7043-509-7. Plzeň: Vydavatelství Západočeské univerzity 2006. 2. Bašta J., Chládek J., Mayer I.: Teorie elektrických strojů. Praha: SNTL 1968. 3. Hruška K.: Reaktance vodiče uloženého v drážce. Diplomová práce. Plzeň: 2007. 4. Mikulčák J. a kol.: Matematické, fyzikální a chemické tabulky. ISBN 80-85849-84-4. Praha: Prometheus 1988. 5. Meeker D. C.: Finite Element Method Magnetics, Version 4.0.1 (02Apr2007 Build). http://femm.foster-miller.net 2006. Autor Ing. Karel Hruška; Oddělení elektromechaniky, Katedra elektromechaniky a výkonové elektroniky, Fakulta elektrotechnická, Západočeská univerzita v Plzni; Univerzitní 8, 306 14 Plzeň; e-mail: [email protected]
255
Zajištění bezpečného chodu strojů a zařízení Chmelík K., Koziorek J. – FEI VŠB-TU Ostrava Anotace There always exists certain risk in operation of any equipment that will not work reliable or with failures presence. For overall risk minimization of an item we have to use protective devices with safety function performed. Diagnostic coverage is a measure of diagnostics efficiency in principle, and can be included in protective devices.
Úvod Provozované stroje a zařízení mohou při poruše představovat jistá rizika pro zdraví či životy lidí, ale i pro okolní prostředí. Poruchy mohou být zapříčiněny buď vadami strojů, chybami v projekci či obsluze strojů nebo působením vnějšího prostředí. Poruchám je tedy nutno předcházet a to nejlépe již při návrhu bezpečné činnosti, návrhem ochranného systému, diagnostikou a vytvořením bezpečnostní strategie. Zajištění bezpečného provozu zařízení Nebezpečí lze definovat jako nenadálé ohrožení života nebo majetku či nepřípustnou kombinaci nebezpečnosti a rizika, která vznikla porušením bezpečnostech opatření. Existují dvě formy nebezpečí : - nepřijatelná forma, - přijatelná forma. První forma vzniká při závažném porušení bezpečnostech opatření, nedbalosti, nedostatečné ochraně a vede k vážným úrazům nebo i smrti. Druhá forma je ospravedlnitelná při mimořádných událostech např. záchranných akcí. Pro celkové snížení rizika objektu musíme použít ochranných zařízení, která budou plnit bezpečnostní funkci. Mluvíme pak o bezpečnostní části systému, která bude reagovat na bezpečnostní vstupní signály a vytvářet bezpečnostní výstupní signály /2/. K bezpečnostní části systému mohou patřit ochranná zařízení, ovládací jednotky i prvky silového ovládání. Jedná se tedy o relé, snímače polohy, čidla tlaku, teploty, programovatelné elektronické ochrany apod. K ochranným zařízením můžeme počítat rovněž diagnostické pokrytí, což je vlastně mírou účinnosti diagnostiky. Bezpečnost složitých systémů je zajišťována prostřednictvím několika ochranných systémů založených na různých technických principech např. mechanických, elektrických, programovatelných elektronických apod. Tedy mnohé elektrické a elektronické součásti a přístroje mohou vedle svých běžných funkcí plnit i bezpečnostní funkce ve složitých systémech. Je však nutno mít jistá pravidla, podle nichž je možné posoudit zda požadované bezpečnosti sytému bude dosaženo. K tomuto účelu je možno použít řadu technických norem, které řeší bezpečnost zařízení pro jeho celý životní cyklus. Riziko chápeme jako četnost výskytu nebezpečné události a jejího následku. Je tedy nutné posoudit velikost rizika, navrhnout prostředky pro jeho snížení a určit také velikost zbytkového rizika. Existuje tedy riziko procesu, přijatelné riziko a zbytkové riziko. Ke snížení velikosti rizika nám mohou sloužit běžná bezpečnostní opatření (zábrany, kryty, poučení osob), anebo jsou realizovány přístrojové bezpečnostní systémy k dosažení nebo udržení bezpečného procesu a snížení rizika. Všeobecné zásady pro posouzení rizika jsou uvedeny v /1/. Struktura bezpečnostních norem je uvedena ve /2/. Strategie pro snížení rizika je zde řešena určením pěti úrovní vlastností (PL), definovaných pravděpodobností nebezpečné poruchy za hodinu, střední
256
dobou do nebezpečné poruchy a diagnostickým pokrytím. Norma popisuje požadavky na návrh a integraci řídicího systému souvisejícího s bezpečností, včetně určitých softwarových aspektů. Může být aplikován u systémů realizovaných pomocí různých technologií, včetně elektrické, hydraulické, pneumatické a mechanické. Při posuzování velikosti rizika musíme provést analýzu při níž definujeme nebezpečí a nebezpečné situace s ohledem na dané zařízení, jeho okolí a ohrožení osob. Dále musíme odhadnout velikost rizika ze závažnosti možné škody, pravděpodobnosti výskytu škody, která je závislá na době trvání a četnosti výskytu ohrožení osob nebezpečím. Při posouzení rizika je nutno brát v úvahu: - závažnost zranění (lehké S1, těžké nebo smrt S2) - četnost a doba vystavení nebezpečí ( čas od času F1, často nebo nepřetržitě F2) - možnost vyloučení nebezpečí ( reálná možnost P1, žádná možnost vyloučení P2) Úroveň vlastností: a,b,c,d,e určuje schopnost bezpečnostních částí ovládacího systému k vykonávání bezpečnostní funkce. Je vyjádřena pravděpodobností nebezpečné poruchy za hodinu ( např. a- ≥10-5 až < 10-4, e- ≥10-8 až < 10-7). Další metoda návrhu bezpečnostního systému je popsána ve /4/. Jde o aplikací pro oblast strojních zařízení. Je vhodná zejména pro případy, kdy je vyžadován komplexní systém pro zajištění funkční bezpečnosti, realizovaný zejména programovatelným prostředkem, ale lze využít i pro jednoduché systémy. Tato norma je omezena na elektrické, elektronické a programovatelné elektronické systémy. Zde jsou stanoveny 3 úrovně integrity bezpečnosti (SIL) a dále naznačeny metody pro určení požadované úrovně. Zavedený pojem integrity bezpečnosti je mírou pravděpodobnosti, že bezpečnostní přístrojové funkce a jiné ochranné prostředky dosáhnou stanovených bezpečnostních funkcí. Funkce související s bezpečností musí být zdokumentovány a jejich popis musí obsahovat: − Specifikaci funkčních požadavků každé funkce – četnost, požadovanou časovou odezvu, popis funkce, počet provozních cyklů, podmínky stroje, kdy bude bezpečnostní funkce vyřazena apod. − Specifikaci požadavků integrity bezpečnosti každé funkce – požadavky na integritu bezpečnosti musí být předepsány pomocí úrovní SIL tj. pravděpodobností nebezpečné poruchy za hodinu. Požadavky na úroveň integrity bezpečnosti (SIL) musí být odvozeny od vyhodnocení rizika a to tak, aby bylo zajištěno jeho nutné omezení. V této normě je požadavek na SIL pro každý elektrický řídící systém vyjádřen cílovou mírou poruch. Úroveň integrity bezpečnosti SIL 3 2 1
Pravděpodobnost nebezpečné poruchy za hodinu (PFHD) ≥10-8 až < 10-7 ≥10-7 až < 10-6 ≥10-6 až < 10-5
Odhad rizika a přiřazení SIL se odvozuje od: - závažnosti škody (Se) a - pravděpodobnosti výskytu škody, která závisí na četnosti a doby trvání ohrožení osob nebezpečím (Fr) pravděpodobnosti výskytu nebezpečných událostí (Pr) možnosti vyvarování se nebo omezení škody (Av).
257
Závažnost škody se odhaduje z míry zranění - smrtelné zranění nebo trvalé následky - těžká zranění s trvalými následky - zranění s přechodnými následky - lehká zranění
Se 4 3 2 1
Četnost a doba trvání ohrožení (Fr) Četnost ≤ 1h > 1 h až ≤ 1 den > 1 den až ≤ 2 týdny > 2 týdny až ≤ 1 rok > 1rok
Doba trvání >10min 5 5 4 3 2
Pravděpodobnost výskytu nebezpečných událostí Velmi vysoká Pravděpodobná Možná Výjimečná Zanedbatelná Pravděpodobnost vyvarování se nebo omezení škody Nemožná Možná za určitých okolností Pravděpodobné
Pr 5 4 3 2 1 (Av) 5 3 1
Pro každé nebezpečí a pokud přichází v úvahu pro každý stupeň závažnosti škody vypočteme třídu pravděpodobnosti škody CI CI = Fr + Pr + Av Pro určení SIL pak použijeme závažnost Se a CI Závažnost Se Třída CI 3-4 5-7 8-10 11- 13 4 SIL 2 SIL 2 SIL 2 SIL 3 3 jiné SIL 1 SIL 2 2 jiné SIL 1 1 jiné
14-15 SIL 3 SIL 3 SIL 2 SIL 1
Vedle norem / 2/ a /4/ existuje další skupina norem zabývajících se funkční bezpečností přístrojových systémů pro sektor průmyslových procesů /5/ a také funkční bezpečností elektrických, elektronických programovatelných systémů souvisejících s bezpečností /6/. V /5/ jsou stanoveny 4 úrovně integrity bezpečnosti a dále naznačeny metody pro určení požadované úrovně. Normy /5/ uvádějí možné postupy výpočtu pravděpodobnosti výskytu
258
poruch, číselné hodnoty průměrné pravděpodobnosti poruch na vyžádání a četnost nebezpečných poruch. Bezpečnostní přístrojový systém (SIS) se používá k realizaci jedné nebo více bezpečnostních přístrojových funkcí. Skládá se z různých senzorů (neprogramovatelných nebo programovatelných), logických automatů (neprogramovatelných nebo programovatelných) a koncových členů (neprogramovatelných nebo programovatelných). Bezpečnostní přístrojová funkce pro režim vyžádání je potřebná činnost (např. vypnutí stykače) související s reakcí na události v procesu. Zde je pak nutné určit pravděpodobnost poruchy přístroje, která způsobí, že již ona vyžádaná potřebná činnost nebude vykonána. Norma /5/ mj. zavádí číselné hodnoty cílové průměrné pravděpodobnosti poruchy na vyžádání - PFD (vyžádání je jev, který způsobí, že diagnostická funkce řídicího systému vykoná svoji řídicí funkci související s bezpečností). Dále stanovuje četnost nebezpečných poruch za hodinu pro úrovně bezpečné integrity (SIL) a také stanovuje nejvyšší úroveň funkčnosti SIL 4. Závěr Účelem příspěvku bylo ukázat jaká pozornost je věnována zajištění bezpečného provozu strojů a zařízení. V současné době již řada výrobců elektrických i elektronických přístrojů a prvků i programovatelných zařízení uvádí potřebné hodnoty pro výpočet bezpečnostních funkcí. Jsou to např. střední doba do poruchy, intenzita nebezpečných poruch, pravděpodobnost poruchy na vyžádání, průměrná pravděpodobnost poruchy, hodnoty SIL apod. Všechny tyto údaje pak mohou posloužit projektantovi zařízení pro zajištění bezpečné funkce a omezení rizika při činnosti zařízení. Tvorba příspěvku byla podpořena projektem ČBÚ č. 54-07. Literatura 1. ČSN EN ISO 14121-1 Bezpečnost strojních zařízení – Zásady pro posouzení rizika 2. ČSN ISO 13849-1 Bezpečnost strojních zařízení – Bezpečnost ovládacích systémů – Část 1: Všeobecné zásady pro konstrukci. 3. ČSN EN ISO 12100-1 Bezpečnost strojních zařízení- Základní pojmy, všeobecné zásady pro konstrukci-Část 1: Základní terminologie, metodologie 4. ČSN EN 62061 Bezpečnost strojních zařízení - Funkční bezpečnost elektrických, elektronických a programovatelných elektronických řídicích systémů souvisejících s bezpečností. 5. ČSN EN 61511-1 až 3 Funkční bezpečnost – Bezpečnostní přístrojové systémy pro sektor průmyslových procesů 6. ČSN EN 615508-1 až 6 Funkční bezpečnost elektrických /elektronických/ programovatelných elektronických systémů souvisejících s bezpečností Autoři doc.Ing. Karel Chmelík, Katedra elektrických strojů a přístrojů, e-mail: [email protected] doc. Ing. Jiří Koziorek, PhD., Katedra měřicí a řídící techniky, e-mail: [email protected] Fakulta elektrotechniky a informatiky, VŠB-TU Ostrava, 17. listopadu 15, 708 33 Ostrava –Poruba
259
Analýza oteplení cívky statorového vinutí Janda Z., Pechánek R. – FEL ZČU Plzeň Anotace Paper deals with verification of theoretical assumptions by measurements of a coil of stator winding. The aim of this work was the thermal analysis of a coil of stator winding of induction machines. The procedure for creation of practically usable computer model of stator windings and application of it, boundary conditions are described and obtained results are presented. PC simulation was done through FEM. Software Ansys was used.
Úvod Teplotní analýzy elektrických strojů, popřípadě jejich konstrukčních částí, jsou v současné době velmi žádoucí a důležité, neboť požadavek na maximální využití elektrického stroje vede ke zvyšování elektrického zatížení aktivních částí. Ztráty, které v těchto částech vznikají mají za následek zvyšování teplot aktivních částí, respektive celého stroje. Tento problém je důležité řešit současně s elektromagnetickým, respektive mechanickým, návrhem stroje. Jedna z možností jak zjišťovat oteplení elektrického stroje je měřením. Tato metoda je však finančně značně nákladná, neboť vyžaduje stavbu prototypu. Jedna z dalších možností je pomocí, v současné době velmi populární, metody konečných prvků. Předmět experimentu Hlavním cílem této práce je verifikace teplotního modelu cívky statorového vinutí vytvořeného pomocí MKP a získat tak podklady pro další teplotní modely. Zkoumaným objektem je cívka statorového vinutí asynchronního stroje. Cívka je tvořena třemi závity a šesti vodiči, tedy na jeden závit připadají dva paralelní vodiče. Rozměry cívky, rozměry vodičů a tloušťky izolací byly zjištěny přeměřením dané cívky. Rozměry jednoho vodiče jsou 6 x 2,5 mm, na obr. 1 1). Každý vodič je obalen sklo-slídovou izolací tloušťky 0,25 mm (obr. 1 2). Ve směru osy y je uvažována i malá vzduchová mezera mezi jednotlivými vodiči. Tloušťka této vzduchové mezery je uvažována 0,1mm (obr.1 4). V čelech je ještě celá cívka izolovaná textilií s polovičním překladem, tloušťka izolace je 0,6 mm (obr. 1 3). Délka drážkové části je 200 mm. Délka jednoho čela 483 mm. Materiálové vlastnosti především měrné tepelné vodivosti jednotlivých materiálů, vyplývají z [2].
260
Obr. 1. schématický řez cívkou v oblasti čel. 1) měděný vodič, 2) sklo-slídová izolace, 3) bavlněná izolace čel, 4) vzduchová mezera mezi jednotlivými vodiči
Teoretický předpoklad Při provozu elektrického zařízení, které je protékáno elektrickým proudem dochází k přeměně elektrické energie na energii tepelnou dle vztahu (1). PZ = R ⋅ I 2 , (1) Toto ztrátové teplo je třeba z aktivních částí jakéhokoliv elektrického zařízení účelně odvádět, neboť podstatně ovlivňuje životnost (se zvyšující se teplotou dochází k rychlejšímu stárnutí izolace) elektrického zařízení. Chování tepelného toku vytvořeného dle vztahu (1), lze v tuhém tělese popsat R ⋅ I 2 = Pz = q = −λ ⋅ S ⋅ gradϑ . (2) Tepelný model cívky si lze zjednodušeně představit (dle obr. 2), jako čtyři zdroje ztrát a osm tepelných odporů. Zdroje 1 a 3 představují čela cívky a zdroje 2 a 4 představují drážkové části. Rp reprezentuje podélný tepelný odpor, spojující jednotlivé zdroje ztrát. ROi představuje tepelný odpor do okolí. Výpočet tepelných odporů je Obr. 2. Tepelný model cívky popsán např. v [2]. Napájecímu proudu I=50 A odpovídají následující ztráty jednotlivých částí: l 2 0, 483 ⋅ I = 3 ⋅ 0,0178 ⋅ ⋅ 50 2 = 2,02W S 32 l 0, 200 Pz 2 ; Pz 4 = R ⋅ I 2 = N ⋅ ρ ⋅ ⋅ I 2 = 3 ⋅ 0,0178 ⋅ ⋅ 50 2 = 0,84W S 32
Pz1 ; Pz 3 = R ⋅ I 2 = N ⋅ ρ ⋅
Takovýto náhradní teplený obvod je možné řešit analogicky s elektrickými obvody. Výhodné je využít Kirchhoffovy zákony. Více o této problematice [2]. Předpokládané oteplení cívky je shrnuto v závěru. MKP model Geometrie výpočtového modelu (obr. 3) odpovídá reálnému statorovému vinutí asynchronního stroje na obr. 4. Výpočtový model je vytvořen v software SolidWorks a do prostředí Ansys přenesen jako geometrie typu „parasolid“. Pro výpočet je nutné zadat tepelné ztráty a odvod tepla z chlazených ploch, tzv. okrajové podmínky. Dále je třeba jednotlivým částem modelu nadefinovat souřadnicový systém a ekvivalentní tepelné vodivosti. Jediným zdrojem ztrát jsou ztráty Jouleovy, odpovídající proudu I=50 A. Na Obr. 3. Výpočtový model cívky pro MKP všech vnějších plochách je zadán součinitel přestupu tepla a okolní teplota. Parametry modelu: Jouleovy ztráty čela 32586 W/m³ Jouleovy ztráty drážková část 32853 W/m³
261
Součinitel přestupu tepla 12 W/mK Teplota okolí 24 °C Měrné tepelné vodivosti pro jednotlivé části modelu a pro jednotlivé směry jsou stanoveny na základě vztahu 4
δ +δ +δ +δ λs = 1 2 3 4 = δ1 δ 2 δ 3 δ 4 + + + λ1 λ2 λ3 λ4
∑δ i =1 4
i
δi ∑ i =1 λi
.
(3)
Experiment Měřená cívka je znázorněna na obr. 4. Na obr. 5 je náhradní schéma zapojení při experimentu. Experiment se prováděl v laboratoři KEV. Jako napájecí zdroj je použito dynamo G110 s parametry U=230 V, I=85 A, buzení Ub=220 V, Ib=1,6 A. Tento zdroj dodával konstantní stejnosměrný proud o hodnotě I=50 A. Při experimentu bylo měřeno celkem pět teplot; 1) teplota mezi vodiči v drážkové části, 2) teplota na povrchu drážkové části, 3) teplota vodičů v čelech (pod bandáží), 4) teplota na povrchu čel a 5) okolní teplota.
Napájecí zdroj G110 Dynamo U=230 V I=85 A
Obr. 4. Měřená cívka
Soustava pro měření odporů A
5 1
T
2 4 3 Obr. 5. Schéma zapojení experimentu
262
Experiment trval dvě hodiny, avšak již po 40-ti minutách byly měřené teploty jednotlivých částí cívky ustáleny. Dále se při experimentu měřil elektrický odpor vinutí. Elektrický odpor byl měřen vždy po deseti minutách odpojením měřené cívky od svorek napájecího zdroje a připojením cívky na svorky soustavy pro měření odporů. Měření odporů bylo prováděno co nejrychleji, aby nedocházelo k ovlivňování oteplení cívky. Závěr V práci je provedena verifikace MKP modelu cívky statorového vinutí asynchronního motoru. Výsledky MKP modelu jsou porovnány
s měřením i s analytickým předpokladem daného problému. Na obr. 6 je vidět příčný řez cívkou a rozložení teplotního pole v modelu MKP. Nejvyšší teplota dosahuje hodnoty 31 °C. Teplota na povrchu čela je 30,4 °C a na povrchu drážkové části je 30,7 °C. Výsledky měření jsou znázorněny na obr. 7. Je zde zobrazen pouze počátek experimentu, neboť teploty jednotlivých měřených míst se ustálily již po 40-ti minutách. Předpokládané oteplení cívky bylo v drážkové části 6,6 °C a v čelech 6,8 °C. Z výsledků je patrný rozdíl mezi MKP modelem a experimentem v řádu 3,25 %. Je třeba však konstatovat, že měření takto malých teplotních rozdílů je na hranici měřitelnosti. Určitou nepřesnost do měření vnáší i odvod tepla přes termočlánky. Avšak pro první přiblížení a ověření MKP modelu lze naměřené hodnoty považovat za postačující. Závislost oteplenícívky cívky na čase při zatížení Oteplení při zatížení proudem I=50A proudem I=50A teplota[C] 33 32 31 30 29 28 27 26 25 24 23 0
10
20
30
40
50
60
čas[min] dr mezi vodiči
Obr. 6. Výsledky MKP modelu
dr povrch
celo vodice
celo povrch
okoli
Obr. 7. Výsledky prvních 40-ti minut experimentu
Literatura 1. Fukátko, J.; Fukátko, T.; Teplo a chlazení v elektronice 2, BEN-technická literatura, 2006, ISBN / EAN 80-7300-199-3 / 9788073001995. 2. List, Vl., Hak, J., kol.: Technický průvodce 12, Elektrotechnika II, Elektrické stroje – část 1. Praha, SNTL,1969. 3. Bechtold, T.; Rudnyi, E. B.; Korvink ,J.G.; Fast Simulation of Electro-Thermal MEMS Springer: 2006, ISBN / ASIN: 3540346120,. 4. Lysenko,V.; Detektory pro bezdotykové měření teplot /1. vyd., Praha : 2005. ISBN 807300-180-2. 5. Kreidl, M.; Měření teploty - senzory a měřicí obvody, BEN 2005, ISBN / EAN 80-7300145-4 / 9788073001452. 6. Steinberg D. S.; Cooling Techniques for Electronic Equipment, 2nd Edition, Wiley-Interscience, 1991, ISBN: 0471524514. Autoři Zbyněk Janda; Fakulta elektrotechnická, Západočeská univerzita v Plzni; Univerzitní 8, 306 14 Plzeň; e-mail: [email protected] Ing. Roman Pechánek; Katedra elektromechaniky a výkonové elektroniky, Fakulta elektrotechnická, Západočeská univerzita v Plzni; Univerzitní 8, 306 14 Plzeň; e-mail: [email protected]
263
Mezní hodnoty organických syntetických esterů Kubalík J. - ČEZ Distribuční služby Anotace This report describes the synthetic organic esters and specifies characteristics of unused synthetic organic esters intended for use as insulating liquids in transformers and other electrical equipment. Suggestion and description test methods shall be employed to test the properties of unused synthetic organic esters. This report specifies the required characteristics and limits of unused synthetic organic esters intended for use in transformers and capacitors.
Vývoj perspektivních kapalných izolantů se posouvá neustále vpřed a jejich využití nabývá celosvětového významu. Pro výzkumná světová centra je to aktuální téma a přichází první výsledky. Kapalné izolanty na bázi syntetických organických esterů jsou využívány a s úspěchem provozovány u výkonových transformátorů do napěťové hladiny 35 kV. Nevýhodou těchto izolačních kapalin je však jejich obtížná dostupnost nebo vysoká cena. Zatím známé komerčně dostupné kapaliny jsou MIDEL 7131 a s podobnými vlastnostmi méně známá izolační kapalina BIOTEMP. Izolační kapaliny na stejné úrovni již existují v Japonsku, kde jsou patentovány, a je známo, že podobné oleje jsou již vyvinuty v Německu, Velké Británii, Rakousku, USA a v Itálii. Syntetické organické estery mají již svou normu, která prochází technickým vývojem a v oblasti elektrotechnologie se zdokonaluje. Norma ČSN je nazvána ,,Technické podmínky pro nepoužité syntetické organické estery pro elektrotechnické účely“. Norma je určena pro syntetické organické estery, které obsahují pouze uhlík, vodík a kyslík. Jsou připravovány z mono nebo polyhydroxyalkoholů a mono nebo vícesytných alifatických nebo aromatických kyselin. Obchodní výrobky smí být založeny na jednoduchých esterech nebo směsi esterů a smějí obsahovat inhibitory a další aditiva. V normě je uvedena předepsaná identifikace šarže při dodávce i přepravě. Dále norma uvádí mezní hodnoty i pro použití v kondenzátorech jako Kondenzátorový ester – typ C 1. Na mezinárodním setkání IEC bylo dohodnuto, že zkoušky těchto kapalných izolantů budou prováděny, až na výjimky dané izolační kapalinou, zkušebními metodami v souladu s normou izolačních minerálních olejů dle ČSN EN 60296. Jejich specifickými vlastnostmi jsou: velký obsah vlhkosti, vyšší bod vzplanutí a vyšší viskozita než u minerálních izolačních olejů vyrobených z ropy. Takže se hodí pro transformátory do prostorů se zvýšeným nebezpečím hořlavého prostředí nebo do oblastí se zvýšeným ekologickým rizikem zamoření vodní ploch. Hodnoty pro nové Syntetické organické estery jsou uvedeny v následující tabulce. Tyto hodnoty však nejsou zatím potvrzeny IEC. Technické podmínky pro nové synthetické organické estery pro elektrotechnické účely a společné ustanovení zkušebních metod a krajní hodnoty pro synthetické organické estery pro elektrotechnické účely jsou navrženy ke schválení ve skupině IEC - TC10 MT-36 pro normu IEC 61099 .
264
V tabulce číslo 1 je uveden esterový izolační olej ze čtyřsytného alkoholu a směsi monokarboxylových kyselin s vhodnými stabilizačními přísadami. Tab. 1: Transformátorový ester: typ T 1 Vlastnosti
Dovolené hodnoty
Fyzikální barva
max. 200
vzhled
Čistý, bez suspense a sedimentu
hustota při 20 °C (kg/dm³)
max. 1,000
viskozita při 40 °C (mm²/s)
max. 35,00 max. 3 000 min. 250
bod vzplanutí (°C) bod hoření (°C)
min 300
bod tuhnutí (°C)
max. -45
index lomu při 20°C
1,49 ± 0,01
Chemické Obsah vody (mg/kg)
max. 200 (1)
Neutralizační hodnota (mg KOH/g)
max. 0,03
Oxidační stabilita (2) Celková kyselost (mg KOH/g)
max. 0,3
Celkový obsah kalů (% mass)
max. 0,01
Elektrické Průrazné napětí (kV)
min. 45
Dielektrický ztrátový činitel, tan δ při 90°C a 50 Hz DC rezistivita při 90°C (GΩ×m)
max. 0,03
Permitivita
4,2 až 4,4
min. 2
Poděkování: Tento příspěvek byl vypracován za podpory výzkumného projektu 1M 06059 MŠMT Výzkumného centra v Praze. Literatura 1. IEC, ČSN EN 61099; 1996 Autor Ing. Jaroslav Kubalík, Ph.D.; Diagnostika západ, ČEZ Distribuční služby, s.r.o., ul..28.října 3123/152, Ostrava, 709 02 Moravská Ostrava; e-mail: [email protected]
265
The influence of electric field on breakdown properties of transformer oil Kúdelčík J., Gutten M. – EF ŽU Žilina Abstract The initial stage and breakdown characteristics of transformer oil were studied using sphere-tosphere electrodes. The DC and AC high voltage were applied to electrode. The processes in electrode gap were studied optically. Voltage and current characteristics were measured using HV probe and current monitors. The influence of ultrasound on breakdown voltage was measured. During the breakdown the plasma channel between the electrodes was formed. The electrical resistance of plasma channel rapidly decreased due to Joule heating caused by high arc current which flows through the plasma. From measured data and theoretical works the breakdown development was explained on the basis of bubble theory.
Introduction The electrical breakdown in transformer oil and characteristic properties of this process are very important for many applications. Insulating fluids such as transformer oils are critical components for high voltage and pulsed power system. It has been reported in numerous publications, that dielectric breakdown is based on complex interactions of hydrodynamic and electronic phenomena [1,2,3]. Unlike gases, there is no single theory that has been unanimously accepted to describe the breakdown in liquids. The breakdown in liquid dielectrics can be described by two basic theoretical theories: electron and thermal. In Electron theory [4,5], all processes develop in liquid and the theory is identical with theory of streamers generation in gases. In thermal theory [6], the breakdown develops in existing bubbles (regions with lower density), that were generated by conducting current in liquid and local heating. The combination of these models is bubble model [1], where thermal processes are dominant for time of order μs and small electric field and electron processes are important at shorter times, higher electric field or pulses of shorter duration. All processes during breakdown are also dependent on other mechanisms, which play role on interface of the liquid and surface of electrodes. Experimental setup and results Figure 1 shows the schematic diagram of the experimental setup, which includes HVdc power supply TESLA BS 221 (10 kV) or AC high voltage transformer (60 kV), electrode system, electric and optical diagnostic. As the electrode system, sphere-to-sphere electrodes with radius 2,5 cm were used. Electrode distances were measured with accuracy of 0.01 mm. As a dielectric liquid, new ITO 100 was used. The capacitor bank contained up to 4, nominally 0.05 μF, HV capacitors. This allowed to use capacitance from 0.05 to 0.2 μF. The applied voltage was measured by high voltage probe (E253/01, 10 MHz) and the current was measured by means of Pearson coil (Pearson Current monitor 110A, 10 kA, 20 MHz, 20 ns). Development of current and voltage were measured using 200 MHz digital oscilloscope Tektronix TD2002. Laser light (10 mW, 650 nm) was focused by converging lens (f1 = 7 cm) to inter-electrode space and by next pair of lenses (f1 = 7 cm, f2 = -20 cm) to the screen. Pictures of discharge gap on the screen were captured and recorded by CCD digital camera CC-8606S (60 frames per second).
266
Fig. 1: Experimental setup. Various transport phenomena were observed at electric field below 106 V/m at applied DC voltage. At around 25 % value of breakdown voltage (3×106 V/m) a small channel with diameter of some micrometers was detected between electrodes. Number of channels rose with increasing voltage. Their shapes were not stable and they were changing and moving. Shapes of these narrow channels illuminated by the laser are displayed in Fig. 2. Number and distribution of channels were dependent on electrode distance and applied voltage. Scattering of laser light on the interface of channels and the oil could be caused by lower density of channels than the oil (no gaseous channels) or some diffuse scattering objects inside them. The channels were concentrated along the electrode axis at voltage over the breakdown voltage. Only one channel near breakdown voltage was observed when AC voltage was applied. 1000
4
U
I
3
500
2
250
1
0
0
-250
-1
-500
-2
-750
-3
-1000
Voltage [ kV ]
Current [ A ]
750
-4
Time [ 1 μs/div ]
Fig. 2: The picture of discharge gap at applied voltage 2.7 kV and gap distance 0.4 mm
Fig. 3: Development of arc current I and electrode voltage U at the DC breakdown voltage 3010 V and gap distance 0.2 mm (C = 0,05 μF) .
Development of the arc current with electrode voltage at DC voltage is presented in the Fig. 3. For this case and type of electrode configuration there was almost homogeneous electric field with the electric intensity over 74 kV/cm. The arc current is characterized by under-damped oscillation and its angular frequency depends on the value of capacitance. The measurements were also made at various electrode distances (0.05, 0.15, 0.20 and 0.30 mm) [7,8] and similar developments of arc currents were observed as in the Fig. 3. Simple measurements in transformer oil were measured by Marton [9], in water by Timoshkin [2] and in air by Kijonka [10]. A series RLC circuit can approximate electric behavior of
267
observed arc current [7,8]. For AC high voltage the characteristics of breakdown were different (Fig. 4). The AC voltage was applied direct to electrode system without charging resistance and capacitor bank. The breakdown was occurred when the value of AC voltage exceeded the breakdown voltage. The first breakdown was followed by series of breakdowns until the applied voltage was high enough (Fig. 4). The next series of breakdowns was occurred at sufficient opposite polarity of voltage again. These effects of the series of breakdowns were partial discharges. The influence of the ultrasound (800 kHz) on the breakdown voltage is presented on the Figure 5. Ultrasound was applied across the electrode system. From Figure 5 it can be seen that the breakdown voltage is higher at the application of ultrasound. The each value of breakdown voltage in the Figure 5 is average value of five values. Similar dependence was also observed at application of DC voltage. 2
7
1,6
With Ultrasound 800 kHz Without Ultrasound 800 kHz
1
1,2
0
0,8
-1
0,4
-2
0,0
-3
-0,4
I -4
Voltage [ kV ]
6
Current pulses [ A ]
Voltage [ kV ]
U
4 3 2 1 0 0,3
-0,8
0,4
0,5
0,6
0,7
0,8
0,9
1,0
1,1
Gap distance [ mm ]
Time [ 10 ms/div ]
Fig. 4: Developmnet of partial discharges at AC voltage 2000 V and at electrode separation 0.4 mm.
5
Fig. 5: The dependence of the AC breakdown voltage on the electrode distance and the influence of ultrasound.
Discussion and conclusion The development of breakdown in transformer oil can be divided into several stages, which is supported by experimental results and consistent results from other works [1,2,4,5]. During the first stage, when DC voltage is applied, there are small channels (Fig. 2) observed by laser light, because there is a change of refractive index. The change of refractive index indicates regions of lower density (small channels) which were formed by DC conduction, local heating and field-emitted electron injected in electrode space. Ultrasound wave had negative effect to creation of these channels. At application of AC voltage there was observed only one channel near breakdown voltage. In pre-breakdown phase, electron avalanches were developed in channels and they transfered into streamers [1,5]. During this stage ultrasound had negative influence on the stabilization of channels and development of electron avalanches, which resulted in higher breakdown voltage (Fig. 5). During DC breakdown one of the streamers bridges the interelectrode gap and plasma channel is generated with very small conduction and relatively large value of initial resistance. As the plasma channel is developing, the current is increasing to the peak value (Fig. 3) and its resistance is decreasing significantly due to Joule heating caused by high arc current which flows through the plasma. This fact supports the argument that the breakdown in oil is developed in regions with low density like gaseous bubbles [2,3,4].
268
After establishment of arc discharge, at application of DC voltage, the development of arc current depends only on parameters of outer circuit and energy stored in capacitor (order of hundred mJ). Now breakdown represents arc resistance as the part of RLC circuit [8]. During breakdown, energy stored in capacitor converts to the system and under dumped oscillation of arc current (Fig. 3) is observed. Breakdown is accompanied with other various processes as: acoustical effect, light flash, shock and acoustic waves [7]. After the breakdown quantity of bubbles of various magnitudes were observed. In case of the application of AC voltage the situation of breakdown process had different development. Mainly partial discharges were observed (Fig. 4), not one energetic breakdown (Fig. 3). Energy used during one partial discharge was very small (some mJ), so the rest energy was enough to cause the next partial discharges. The breakdown characteristics of oil ITO 100 were measured. For description of development of breakdown the bubble theory was used. Ultrasound caused higher breakdown voltage. In created small channels electron avalanches were developed. At application of DC voltage highly conductive plasma channel between the electrodes was formed and in case of AC voltage partial discharges were observed. This work was supported by VEGA 1/0548/09. Bibliography 1. Jones H.M., Kunhardt E.E.: Development of pulsed dielectric breakdown in liquids, Journal Physics D: Applied physics, vol. 28, pp. 178-188, 1995. 2. Timoshkin V. et all: Hydrodynamic modeling of transient cavities in fluids generated by high voltage spark discgarges, J. Phys. D.: Appl. Phys., vol. 39, pp. 4808-4817, 2006. 3. Gurovich V.Ts. et all: Simplified model of underwater electrical discharge, Physical review E 69, 036402, 2004. 4. Devins J.C., Rzad J., Schwabe R.J.: Breakdown and prebreakdown phenomena in liquids, Journal of Applied Physics, vol. 52, pp. 4531-4545, 1981. 5. Beroual A.: Electeronic and gaseous processes in the prebreakdown phenomena of dielectric liquids, Journal of Applied Physics, vol. 73, pp. 4526-4533, 1993. 6. Sun J., Sato M., Clements J.S.: Optical study of active species produced by a pulsed streamer corona discharge in water, Journal of Electrostatics, vol. 39, pp. 189-202, 1997. 7. Kúdelčík J., Gutten M.: Diagnostic of transformer oil by analyzation of breakdown and partial discharges," (in Slovak), in Nové smery v diagnostike, Žilina, pp. 117-120, 2006. 8. Kúdelčík J. Development of breakdown in transformer oil, ADVANCE 6: 35-39, 2007. 9. Marton K. et all: Prebrakdown stage of insulating fliuds in combination of electric and magnetic fileds," (in Slovak), in Proc. DISEE, Inter. Conference, Bratislava, pp. 57-60, 2004. 10. Kijonka J., Petr O., Simandl L.: Diagnostic of energy of arc, (in Czech), 32. Sešit KTE, Vysoká škola banská - Technická univerzita, Ostrava, 2005. Authors RNDr. Jozef Kúdelčík, Ph.D.; Department of physics, Faculty of electrical engineering, University of Žilina, Univerzitná 1, 010 26 Žilina, e-mail: [email protected] Ing. Miroslav Gutten, Ph.D.; Department of measurement and applied electrical engineering, Faculty of electrical engineering, University of Žilina, Univerzitná 1, 010 26 Žilina, e-mail: [email protected]
269
Porovnání schopností různých druhů neuronových sítí pro účely shlukové analýzy Kupka L., Burget D. – FEL ZČU Plzeň Anotace For cluster analysis purpose we can use several types of artificial neural networks. We can choose self-organizing networks or networks with teacher. Neural networks with teacher need the data set with correct pre-classification for the training phase. After the training process these networks are able to classify by teaching class. Self-organizing networks (known as the networks with competitive learning) are able to self-classify and make clusters, identifying clustering data. This principle is in fact similar to classic statistical cluster analysis method. This article is focused to all kinds of neural networks, which are proper for purpose of cluster analysis (multi-layer perceptron networks, RBF networks, linear networks and networks with competitive learning) and appreciate the possibilities for use to both cluster analysis methods.
Úvod Shluková analýza patří mezi metody učení bez učitele, jedná se o vícerozměrnou statistickou metodu, která se používá pro klasifikaci objektů. Shlukovou analýzu či shlukování zpravidla provádíme na množině objektů, které jsou popsány stejnou množinou znaků, které má smysl na dané množině objektů sledovat. Slouží k třídění jednotek do skupin (shluků) tak, aby si jednotky náležící do stejné skupiny byly podobnější než objekty z jiných skupin. Metody shlukové analýzy umožňují nastavení klasifikátoru nejen bez údajů o správné klasifikaci, ale v krajním případě i bez znalosti počtu tříd, vzhledem k této své povaze se někdy shluková analýza pokládá za analýzu dat. Výchozí data pro metody shlukové analýzy tvoří množina, která obsahuje neklasifikované vektory příznaků. Cílem úlohy je nalézt shluky vektorů, tj. skupiny, jejichž prvky jsou si vzájemně blízké, přičemž je snaha, aby tyto shluky byly co možná nejkompaktnější. Úspěšný výsledek může být dosažen, pouze tehdy, tvoří-li prvky množiny příznaků shluky. Na obr. 1 jsou uvedeny dva příklady příznakového prostoru (roviny), v prvním případě získáme vhodnou metodou rozdělení do tří shluků, ve druhém případě uspokojujícího výsledku nedosáhneme.
Obr. 1: Příklady rozložení prvků v množině
270
Metoda shlukové analýzy vycházejí z předpokladu, že dva vektory příznaků patří do stejného shluku, jsou-li si geometricky blízké, tj. jejich vzdálenost je malá, jsou si „podobné“, naopak vektory patřící do různých shluků leží daleko od sebe, jsou si „nepodobné“. Výsledné shluky potom ztotožníme třídami a dostaneme výslednou klasifikaci. Neuronové sítě pro shlukovou analýzu Pro účely shlukové analýzy lze v podstatě použít libovolný druh neuronové sítě, avšak některé typy mají lepší předpoklady pro řešení klasifikačních úloh. V následující části tento článek rozpracovává možnosti použití těch druhů neuronových sítí, které mají určitou schopnost být použity pro klasifikační úlohy. Jedná se o: • sítě lineární, • vícevrstvé perceptronové sítě, • sítě RBF, a • sítě se soutěžním učením. Sítě lineární jsou tvořeny pouze jedním perceptronem ve výstupní vrstvě (viz obr. 2), který je v podstatě základní stavební jednotkou (prvkem) sítě, a neobsahují žádné skryté vrstvy. Jediný perceptron dokáže však rozdělit pouze dvourozměrný prostor a to pouze na 2 části (viz obr. 3). Vzhledem k tomu, že je navíc potřebná fázi učení, lze tyto lineární sítě použít pouze na jednoduché klasifikační případy.
Obr. 2: Model jednovrstvého perceptronu
Obr. 3: Příklad lineární separability
Vícevrstvé perceptronové sítě jsou tvořeny sítí perceptronů (obr. 2), obsahují obvykle 1 nebo 2 skryté vrstvy po 5 až 10 neuronech. Perceptron s jedním výkonným prvkem umožňuje ovšem nanejvýše klasifikaci do dvou tříd. Zvětšíme-li počet výkonných prvků pracujících v perceptronu a zvětšíme-li i počet jeho vrstev, je možno jím klasifikovat do více tříd. Tyto třídy již nemusí být lineárně separabilní, musí však být separabilní obecně. Pro nalezení učebního algoritmu takového jednoduchého perceptronu použijeme graf jeho signálových toků, v němž působí vektor vstupních signálů: X = [− 1, x1, x2 ,..., xN ]T a vektor synaptických vah: W = [ϑ , w1, w2 ,..., wN ]T . Lineární kombinace těchto vektorů dá výstup
Y = W T X . Rovnice W T X = 0 pak definuje nadrovinu dělící prostor {X} na dvě části odpovídající různým třídám vstupů. V případě použití dostatečné velikosti sítě a existence správné trénovací množiny lze u této sítě dosáhnout výborných výsledků při klasifikačních úlohách.
271
Síť RBF (Radial Basis Function) má jednu vstupní, jednu skrytou a jednu výstupní vrstvu. Počet vrstev celkem je tedy vždy roven 3. Všechny vstupy jsou plně propojeny se všemi neurony v následující skryté vrstvě. Neurony ve skryté vrstvě jsou tzv. radiálního typu, tj. místo váženého součtu vstupů (jak je tomu u perceptronové sítě) se počítá vzdálenost vstupního vektoru od vektoru vah. Počet neuronů ve skryté vrstvě je volitelný. Aktivační funkce skrytých neuronů mají nejčastěji charakter Gaussovy křivky. Vzory, které jsou daleko od centra (neuronu), mají tudíž nižší vliv na chování sítě. Struktura sítě je na obr. 4.
Obr. 4: Uspořádání sítě RBF
Obr. 5: Struktura Kohenovy sítě
Princip sítě RBF spočívá v pokrytí dat oblastmi, které můžeme připodobnit ke kruhům v dvourozměrném prostoru a obecně k hyperkoulím ve vícerozměrném prostoru, přičemž jejich středy jsou umístěny do středů shluků. Šířka (v symbolické analogii poloměr) je parametrem aktivační funkce a je u každého neuronu nastavována individuálně odhadem z trénovacích dat. Výstupní vrstva kombinuje tyto oblasti a vytváří jednotlivé skupiny odpovídající třídám. Síť RBF je jednoduchá síť s učitelem , která je vhodná především pro úlohy klasifikačního typu, kde jsou shluky dat významné (např. obr. 1 a) ) a rozklasifikovány v trénovací množině. Samoorganizující se sítě (sítě se soutěžním učením) jsou druh sítí bez učení, které se snaží samy objevit zákonitosti a souvislosti ve vstupních datech, tzn. během učení (bez učitele) se snaží nastavit váhy a prahy tak, aby na podobné vstupy reagovaly podobnými výstupy, tj. dochází ke shlukování dat podle určité míry podobnosti. Nejčastěji se tak děje podle Eukleidovské vzdálenosti. Nejreprezentativnějším druhem těchto sítí je Kohenova síť. Struktura neuronu v Kohonenově síti je odlišná od neuronu v perceptronové síti. Počet vstupů, které přicházejí do neuronu, je roven počtu vstupů do Kohonenovy sítě. Váhy těchto vstupů slouží k zakódování vzorů, které reprezentují předložené vzory. Operací, kterou neuron provádí, je výpočet vzdálenosti (odchylky) předloženého vzoru od vzoru zakódovaného ve vahách daného neuronu podle vztahu: d (t ) = ∑(x i(t )− w ij(t )), kde t je krok učení, xi(t) jsou jednotlivé elementy vstupního vzoru a wi(t) jsou odpovídající váhy neuronu, které představují zakódované vzory. Každý vstup je spojen s každým neuronem mřížky a každý neuron v mřížce výstupní vrstvy je přímo výstupem Kohonenovy sítě. Na obr. 5 je znázorněna struktura Kohenovy sítě, kde xi je vstup sítě a wij váhy mezi vstupním a výstupním neuronem. Učící algoritmus se snaží uspořádat neurony v mřížce do určitých oblastí tak, aby byly schopny klasifikovat předložená vstupní data. Jedná se o učení bez učitele, učení probíhá iterativně, tzn. v každém kroku učení dochází k adaptaci. Tato adaptace je založena na porovnávání vstupních vzorů a vektorů uložených v každém neuronu. Pokaždé je nalezen n −1
j
272
i =0
2
vektor, který nejlépe odpovídá vstupnímu vzoru. Tento vektor je poté upraven, včetně neuronů, které se nacházejí v jeho okolí. Celá mřížka je tedy postupně optimalizována tak, aby co nejlépe odpovídala vstupnímu prostoru trénovacích dat. Na učení Kohonenovy sítě má také vliv tvar okolí, nejlepší by bylo kruhové, ale to je velmi obtížné realizovat. Na obr. 6 jsou znázorněny okolí pravoúhlého tvaru, šestiúhelníkového a trojúhelníkového.
Obr. 6: Ilustrace různých typů okolí pro dvourozměrné pole Závěr Využití umělých neuronových sítí pro řešení klasifikačních problémů a speciálně pro účely shlukové analýzy je velice výhodné. Tyto sítě dokážou samy rozeznat shluky a další neznámá data již správně zařadit do odpovídající skupiny. Mnoho druhů sítí pro tento účel potřebují trénovací soubor dat s již správně rozklasifikovanými daty, s jehož pomocí si během trénovací fáze nastaví své synaptické váhy a další data již dokážou klasifikovat sama. Mezi tyto sítě patří všechny perceptronové sítě i sítě RBF. Naproti tomu sítě se soutěžním učením (Kohonenovy sítě) dokážou samy shluky objevit a identifikovat. Jejich trénování, nastavování a následná aplikace jsou však vzhledem k sítím perceptronovým poněkud složitější a vyžadují již značnou zkušenost uživatele. Klasifikační neuronové sítě jsou obecně velice schopné a výkonné pro řešení většiny běžných úloh. Poděkování Tento článek vznikl za podpory Výzkumného záměru MSM 4977751310 „Diagnostika interaktivních dějů v elektrotechnice“. Literatura 1. Novák M.: Umělé neuronové sítě – Teorie a aplikace. Praha: C. H. Beck Praha 1998. 2. Šnorek M.: Neuronové sítě a neuropočítače. Praha: ČVUT 2004. 3. Kupka L.: Teoretické aspekty neuronových sítí, dílčí výzkumná zpráva Oddělení měření KET ZČU v Plzni: ZČU v Plzni 2005. Autoři Ing. Lukáš Kupka, Ph.D.; Oddělení měření, Katedra technologií a měření, Fakulta elektrotechnická, Západočeská univerzita v Plzni; Univerzitní 8, 306 14 Plzeň; e-mail: [email protected] Ing. David Burget; Oddělení měření, Katedra technologií a měření, Fakulta elektrotechnická, Západočeská univerzita v Plzni; Univerzitní 8, 306 14 Plzeň; e-mail: [email protected]
273
Fyzikální model úderu blesku do objektu Mikeš J., Kvasnička V., Klouček T. – FEL ČVUT Praha Anotace This study concerns with unconventional methods of design in lightning protection of buildings. By force assembled physical model of lightning strike into the building, the authors give precision to the recent, intuitive designs of protection, which is based on the empirical predictions (method of rolling sphere, methods of top angles). In the frame of the norm support (ČSN EN 62 305), they analyze the relativity of the calculation accuracy against the practically used designs. The aim of this contribution is to make the overview platform of the methods that are oriented to the decreasing of unprotected parts of the buildings. On the base of electromagnetic model, the lightings strike into the object is compared from the view of accuracy and on the other side from the view of the demands of the calculation in the frame of electrotechnical praxis. The solution is verified with research outputs that were published in the foreign literature.
Úvod Problematice návrhu jímacího systému se věnuje třetí část normy ČSN EN 62305. Návrhy definovaných touto normou jsou: metoda ochranného úhlu, mřížová jímací soustava a metoda valící se koule. První zmíněná patří k nejstarším a dosud nejlépe teoreticky i prakticky ověřeným metodám v chránění budov. Ze statistických údajů byly vyhodnoceny kvalitativně vlastnosti bleskového výboje, to umožnilo přesněji stanovit velikost ochranného úhlu. Tato metoda je nejsnáze aplikovatelná na rozsahem menší (nečlenité) objekty. Praxe v mnoha případech prokázala, že u složitějších (především vysokých) staveb nepředstavuje dostatečně účinný ochranný systém [2]. Metoda mřížové jímací soustavy využívá k návrhu ochranného prostoru Faradayovy klece. Je výhodné využít ji k chránění rovinných ploch [2], u tvarově složitějších objektů je technické řešení náročné a v mnohých ohledech nerealizovatelné. Poslední zmíněná metoda valivé koule (dále jen MVK) je dle citované normy univerzální a vhodná pro všechny typy objektů [2]. Ochranný prostor MVK je tvořen odvalováním pomyslné koule o poloměru R po povrchu země, střed koule představuje hrot (pohyblivý konec) blesku. Všude tam, kde se povrch koule dostane do styku s některou z částí objektu, může dojít k zásahu bleskového výboje. Chráněná místa nesmí být v kontaktu s povrchem koule. Povrchu se smí dotýkat jen svodiče bleskových výbojů (hromosvody). Poloměr je závislý na minimální velikosti bleskového proudu [3]: R = 10 × I 0,65 (m; kA) . Tento vztah byl získán z empirických měření a není ověřen fyzikální podstatou. Bleskový výboj má komplikovanou stavbu a velmi obtížně se modeluje.
Obr. 1: 3D model objektu [4]
Obr. 2: Řez modelu komplexu budov podle souřadnic (x, z) [4]
Obr. 3: Řez modelu komplexu budov podle souřadnic (x, y) [4]
Následující intuitivní cesta sice zvyšuje několikanásobně ochranu před jeho účinkem, ale jen stěží dokáže postihnout všechny vlivy. Na základě teoretických předpokladů byla vypracována studie modelující přeskokovou vzdálenost u komplexu budov (realizace výpočtu
274
bude řešena níže), která ukazuje nedostatky MVK. V programu FemLab byl vytvořen model prostředí popisující rozložení elektrického pole na pozadí objektu. Přeskoková vzdálenost Ds u modelu byla nalezena tak, že se iterativně hledal bod, ve kterém došlo k iniciaci vzestupného vstřícného výboje od nejvyšší polohy sestupného výboje. Pozice sestupného bleskového výboje byla postupně měněna v prostoru o úhel 45˚, aby byl zjištěn vliv příčného posunutí výboje. Výsledný trojrozměrný model je znázorněn na obr. 1. Hvězdičky naznačují polohu místa v kartézských souřadnicích (x, y, z), kde sestupný výboj o velikosti 15 kA inicioval vstřícný výboj. Z půdorysného modelu komplexu budov na obr. 2 je zřejmé, že výsledné oblasti nejsou symetrické, což je v rozporu s předpokladem daným MVK, odtud vyplývá, že k iniciaci vzestupného výboje v rozích budovy dochází nejvíce v místech, kde se nachází sestupný výboj mimo plochu budovy. Jakmile sestupný výboj klesá v prostoru nad objektem, dojde k úderu do plochy střechy, protože z rohů není již iniciován vstřícný výboj. Obr. 3 znázorňuje, že i z bočního pohledu na budovy není přitažlivá vzdálenost symetrická. Přerušované tenké čáry ukazují, jak by podle MVK měly vypadat přitažlivé prostory. Křížkovaná čerchovaná čára vymezuje skutečnou přitažlivou oblast budovy. Z modelu bylo určeno rozložení elektrického potenciálu u rohu P vůči různé pozici blesku (obr. 4), dále je z ní vidět, jak sestupný výboj přibližující se k budově mimo její osu (křivka 1) vyvolá větší velikost elektrického potenciálu, než sestupný výboj nad objektem (křivka 2). U výboje přibližujícího se zvenčí dojde dříve k iniciaci vstřícného výboje. Jeden z důvodů, proč předchozí studie ukázala selhání MVK u komplexu budov, může být nedostatečné uvažování vlivu tvaru chráněného objektu. Díky rozvoji výpočetní techniky je možné komparovat stále dokonalejší modely rozložení elektrického pole v okolí objektů. Z výsledného návrhu je pak možné snadno nalézt místo, kde se vytvoří stabilní vstřícný výboj (minimální délka 2 m). Výpočty velikosti intenzity elektrického pole (EP) byly provedeny pro tři polohy sestupného bleskového výboje: I. nad hromosvodem, II. nad parapetem, III. 25 metrů horizontálně od budovy na straně s parapetem. Hodnoty velikosti elektrického pole jsou nejblíže k požadované hodnotě 3 MV.m-1 na vrcholu hromosvodu. Vstřícný výboj by se neměl objevit nikde jinde, i když bude sestupný výboj v různé poloze nad stavbou. Vliv tvaru objektu na iniciaci vstřícného výboje lze popsat koeficientem zesílení Ki, který lze určit pro každý bod P objektu či hromosvodu [3]. Čím větší koeficient vyjde, tím pravděpodobnější je, že v tomto E bodě dojde ke střetnutí vstřícného a sestupného výboje. K i = P , kde Ep je velikost Eamb intenzity elektrického pole v okolí zjišťovaného bodu a Eamp velikost intenzity elektrického pole pozadí (pod bouřkovým mrakem). Modelovat „skutečnou“ situaci spojení sestupného bleskového výboje s vzestupným výbojem iniciovaným na zemněném objektu předpokládá fyzikální (matematický) popis sestupného výboje. Ten se pohybuje k zemi velmi vysokou rychlostí 4x104 ms-1 [6], [7]. Analytické rovnice jsou stanovitelné, ale řešením komplikované a výpočetně náročné, proto je vhodné daný model výrazně zjednodušit a počítat s přijatelnou nepřesností [6]. Přibližující se bleskový výboj k zemněnému objektu vybudí na ostrých hranách (rohy, antény, hromosvody…) elektromagnetické pole, které zapříčiní vznik počáteční koróny. Při dostatečné velikosti elektromagnetického pole vznikne z koróny vstřícný výboj. Na místě, kde se první objeví stabilní vstřícný výboj, dojde k propojení blesku se zemí. Pro modelování rozvoje vstřícného výboje uvažujeme tzv. kritickou velikost koróny, tou nazýváme jev, kdy v uspořádání jiskřišť koule–deska existuje velikost poloměru špičky elektrody R, u kterého zůstává konstantní velikost průrazného napětí 3 MV.m-1 při zmenšujícím se poloměru R [6]. Z důvodu časové optimalizace výpočtu rozvoje vstřícného výboje je vhodné (nikoliv nezbytné) zavést pro výpočet celkového náboje koróny v oblasti vznikajícího vstřícného výboje ještě geometrický faktor KQ (vzniklá chyba je do 10 %). Uvažovaná velikost KQ v tab. 1 je vypočtena pro symetrické objekty, budeme-li počítat s výrazně nesymetrickými objekty je možné velikost Kq přepočítat či využít 275
nezjednodušeného výpočtu. Ten počítá „přesné“ rozložení náboje koróny na špičce místa, kde vzniká vstřícný výboj v závislosti na tvaru pomyslné elektrody a tvaru objektu [6]. Elektromagnetické pole od sestupného výboje uvažujeme elektrostatické. Toto zjednodušení si můžeme dovolit [6], jelikož rozhodující faktor pro úder blesku do zemněného objektu je vznik stabilního vstřícného výboje. Vstřícný výboj vzniká velmi rychle, a proto předpokládáme, že se pole od sestupného výboje během doby vzniku vstřícného výboje příliš nemění. Dalším zjednodušením je uvažování jen hlavní větve blesku, kterou předpokládáme přímou. Neuvažujeme zde větvení a změnu směru blesku. Výpočet pole pozadí omezíme do tvaru krychle. Na boční stěny, a dno umístíme jako okrajové podmínky potenciál roven nule a bouřkový mrak (horní stěna krychle) nahradíme elektrickým polem o intenzitě 10 kVm-1. Bleskový výboj popíšeme liniovým rozložením náboje. Výsledné rozložení získáme pomocí vhodného softwaru pro výpočet metody konečných prvků, který umožňuje řešit Poissonovu rovnici. ρ ( z )=1,476 ⋅10
−5
⎛ ξ ⎞ ⎟⋅G (z )⋅ I + a+b⋅ξ ⋅ H (z )⋅ I ⋅⎜ 1− 0 p 0 p ⎜ H −z ⎟ 2 1+c ⋅ξ +d ⋅ξ ⎝ 0⎠
⎛z ⎞ ⎛C⎞ ⎜ ⎟, G (z0 )=1−⎜⎜ 0 ⎟⎟, H (z0 )= 0,3⋅e ⎝m⎠ ⎝H⎠
− z 0 −10 75
( )
+0,7G z 0
Z0 je výška sestupného výboje nad zemí v metrech, H výška bouřkového mraku (obvykle 4 km), Ip je proud výboje v kA, a = 4,857x10-5; b = 3,9097x10-6; c = 0,522; d = 3,73x10-3; Označení
l L(0 )
Popis
Velikost
Počáteční velikost vstřícného výboje
5 x 10-2 m
Výpočet rozložení okolního pole
E1
'
Parametry vzniklé koróny:
Estr
Intenzita elektrického pole vzniklé koróny
4,5 x 105 Vm-1
E∞
Výsledný kvazi-stacionární gradient vstřícného výboje
3 x 104 Vm-1
x0
Konstanta daná narůstající rychlostí kladného výboje
0,75 m
qL
Měrný náboj nutný k tepelné přeměně
65 x 10-6 Cm-1
Kq
Geometrický koeficient k výpočtu 3,5 x 10-11 rozložení potenciálu a náboje v oblasti CV-1m-1 koróny
ls(0) a ΔQ(0)
ΔQ(0)
Ne
Výpočet parametrů koróny: ls(i) a ΔQ(i)
Prodloužení: Δl(i) a lL(i+1)
lL(i+1)
Tab. 1: Konstanty potřebné k výpočtu
Nedojde ke vzniku vstřícného
<1μC
>lmax
Ne
lL(i+1) klesá Ne
Stabilní vstřícný výboj
Nedojde ke vzniku vstřícného
Tab. 2: Vývojový diagram výpočtu
276
Za výše zmíněných předpokladů můžeme začít konstruovat model situace. Rozložení elektrického potenciálu podél objektu je nelineární. Na místě, kde však má vzniknout stabilní vstřícný výboj, musí být lineární rozložení elektrického potenciálu koróny. Intenzita pole na hraně, kde se vytvoří stabilní vstřícný výboj, s poloměrem menším, než je kritický poloměr, je konstantní velikost intenzity elektrického pole Estr. Vzniklá koróna musí mít dostatečně velký náboj ΔQ(0) ≥ 1 µC, aby se nelineární rozložení potenciálu pozadí zlinearizovalo, kde U1(0) je rozložení potenciálu Obr. 4: Závislost napětí na poloze (i) pozadí a U2 je rozložení potenciálu v okolí koróny. Pro zjednodušení výpočtu je možné i rozložení potenciálu pozadí linearizovat: (0 ) U 1 ≈ El ⋅ l + U 0' (V ) , kde El a φ 0' odečteme z grafu pro rozložení velikosti elektrického pole pozadí a udávají délku spojnice hrotu blesku s předpokládaným místem vzniku vstřícného výboje. Počáteční velikost elektrického potenciálu U2(0) vypočteme z: U 2(0 ) ≈ E str ⋅ l (m ) Náboj a pozici vzniklé koróny na objektu lze spočítat jako: .
U'0 l s2 (0 ) (m) . Vyjde-li ΔQ(0) < 1 µC, nedojde ⋅ (E str − El ) (C ) ls ≈ (Estr − El ) 2 , v tomto bodě k iniciaci vstřícného výboje a výpočet zde můžeme ukončit a přejít k dalšímu zkoumanému bodu objektu. Jinak můžeme pokračovat k dalšímu kroku rozvoje vstřícného výboje (i=1). U každého následujícího kroku se zvětší délka vznikajícího vstřícného výboje lL(i) a velikost elektrického potenciálu pozadí se rovná velikosti elektrického potenciálu koróny z předešlého kroku U2(i-1). Změna náboje ΔQ odpovídá ploše mezi rozloženími po sobě jdoucích potenciálů. Pro stanovení velikosti přírůstku vstřícného výboje je nutné znát velikost elektrického potenciálu na špičce výboje v i-tém kroku výpočtu: ΔQ (0 ) ≈ K Q ⋅
⎡ − l L(i ) ⎤ ⎢E ⎥ E − E∞ x (i ) ⋅e 0 ⎥ U tip = l L(i ) + x0 ⋅ E∞ ⋅ ln ⎢ str − str E∞ ⎢ E∞ ⎥ ⎢ ⎥ ⎣ ⎦
se koróny
v i-tém
{(
(
kroku
)
se
(V ) ,
velikost náboje a délka rozšiřující
stanoví:
)(
)}
ls(i ) = ls(0 ) +
(i ) Estr ⋅ l L(i ) − U tip
Estr − El
(m)
(i −1) (i ) (C ) . Počáteční délku vznikajícího ΔQ (i ) ≈ K Q ⋅ Estr ⋅ l L(i ) − l L(i −1) + U tip − U tip ⋅ ls(i ) − l L(i ) vstřícného výboje lL (i) v prvním kroku zvolíme z tabulky konstant (tab. 1) a pro další kroky ΔQ (i ) vypočteme prodloužení vznikajícího vstřícného výboje: (m ) Δl L(i ) = qL
lL(i+1) = lL(i ) + ΔlL(i )
(m) .
Cyklicky procházíme uvedené vztahy, až dosáhne vstřícný výboj
délky lmax: l L(i+1) = l max = 2m . Vznikne-li dvoumetrový vstřícný výboj, lze ho považovat za stabilní. Z uvedených hodnot stanovíme velikosti přeskokové vzdálenosti. Známe-li rozložení elektrického potenciálu od špičky sestupného výboje v pozici (x0, y0, z0) v kartézských souřadnicích ve zvolené krychli ke zkoumanému místu (rohu objektu) o souřadnicích (xi, yi, zi), můžeme zjistit, zda dojde k iniciaci vstřícného výboje
277
ve zkoumaném bodě. Vznikne-li stabilní vstřícný výboj, hledáme nejvyšší pozici z0upward sestupného výboje. Nalezneme-li nejvyšší možnou polohu sestupného výboje (x0, y0, z0upward), kde vzniká stabilní vstřícný výboj, pak stanovíme přeskokovou vzdálenost, jako vzdálenost od zkoumaného bodu (xi, yi, zi) k nalezené poloze sestupného výboje (x0, y0, z0upward). Změnou pozice sestupného výboje v rovině (x0, y0) a stanovením vlivu horizontálního posunutí bleskového výboje vytvoříme výsledný 3D model (obr. 1) [4]. Závěr V předkládaném příspěvku je rozebrán návrh hromosvodní ochrany objektu založený na fyzikálním modelu. Studována je elektrická podstata bleskového výboje a jeho analogie s matematickým a numericky řešeným počítačovým modelem. Článek nabízí stručný přehled postupu (shrnutého ve vývojovém diagramu) vedoucímu k precizování samotného praktického návrhu. Ukazuje se, že nejsložitější částí celého výpočtu je stanovení pole pozadí. Je potřeba zvolit vhodný program umožňující řešit metodu konečných prvků, která se ale neslučuje s metodou simulujících nábojů CSM potřebnou pro přesné řešení rozložení náboje vzniklé koróny. Proto je nutné uvažovat korekční koeficient KQ, tím však dochází k praktickému zjednodušení modelu. I přes tyto nedostatky poskytuje model dostatečný popis probírané situace. Výhodou je přesněji definovaná přeskoková vzdálenost, než u metody valivé koule. Jsme-li schopni si metodu osvojit, je výhodné ji využít jako pomocný nástroj k rozhodování ve sporných situacích, kdy metoda valivé koule neposkytuje jednoznačné výsledky. Poděkování Tento příspěvek vznikl za podpory Ministerstva školství, mládeže a tělovýchovy ČR, výzkumným záměrem MSM6840770015. Literatura 1. 2. 3. 4. 5. 6. 7.
Rakov, V., A., Lightning - physics and effects. New York : Cambridge University Press, 2002, 687 s. ISBN 0-521-58327-6. ČSN EN 60305: Ochrana před bleskem, ČNI 2006, IEC 62305, 2006. D'Alessandro F., Gumley, J. (2000): A `Collection Volume Method` for the placement of airterminals for the protection of structures against lightning, Journal of Electrostatics. Becerra, M., Cooray, V. (2003): Striking distance of vulnerable points to be struck by lightning in complex structures. D'Alessandro F., Gumley J. (2002): The use of ‘Field Intensification Factors’ in calculations for lightning protection of structures, Journal of Electrostatics. Becerra, M., Cooray, V. (2006): A Simplified Physical Model to Determine the Lightning Upward Connecting Leader Inception, IEEE TRANSACTIONS ON POWER DELIVERY, s. 21. Thottappillil, R., Rakov, V. (2007): Review of three equivalent approaches for computing electromagnetic field from an extending lightning discharge, Journal of lightning research.
Autoři: Doc. Ing. Vladislav Kvasnička, CSc., Ing. Jan Mikeš, Tomáš Klouček; katedra elektroenergetiky, Fakulta elektrotechnická, České vysoké učení technické v Praze, Technická 2, 166 27, Praha 6, e-mail: [email protected], [email protected]
278
Využití modelů stárnutí pro určení životnosti pulzně namáhané izolace Palán R. – FEL ZČU Plzeň Annotation Insulation of electrical equipment in operaration is exposed to many different kinds of stresses. These stresses induce degradation of insulation and it can lead to premature failure. To determination of lifetime is necessary to know processes of deterioration in the insulation under supposed stress. This paper deals with usage of lifetime models to determination lifetime of insulation. The most exploited lifetime models respect only one stress but it is possible to use models with combined stresses. This paper focus on lifetime models of insulation of asynchronous motors under pulse stress.
Úvod Stárnutí izolace je souhrn chemických a fyzikálních procesů, které mají za následek trvalé zhoršení funkčních vlastností. Nejvýznamnější roli hraje elektrické pole a teplota. K určení stavu izolace se využívá sledování změn, ke kterým dochází při procesu stárnutí. K nejčastěji sledovaným parametrům patří elektrická pevnost, intenzita výbojové činnosti, změna ztrátového činitele a změna rezistivity. Procesy stárnutí probíhající při provozních podmínkách trvají velmi dlouho, a proto se často využívá urychleného stárnutí. Při urychleném stárnutí je nutným úkolem zajistit využitelnost výsledků. To není vždy jednoduché, protože musíme nastavit zkušební podmínky tak, aby procesy, které probíhají při urychleném stárnutí, byly stejné jako ty, které probíhají při provozním namáhání. Dále musíme stanovit pozorovaný znak, jehož změny zaznamenáváme v průběhu namáhání. Ke grafickému znázornění změn je nutné zvolit vhodný model stárnutí. Výsledkem je křivka, která se nazývá životnostní křivka materiálu. Jelikož neznáme přesně všechny procesy, ke kterým v izolaci dochází, je volba správného modelu velice složitá. Proto se vždy počítá s určitou mírou zjednodušení a s patřičnou nepřesností. Ke stanovení vhodného modelu životnosti se používají metody a pomůcky hlavně z oblasti matematické statistiky. Většinou je nutné nejen vhodně zvolit tyto metody a pomůcky, ale často je nutná i řada úprav s ohledem na zvolený porovnávací znak, cíl a požadovanou přesnost. Modelová vyjádření vznikají tak, že se vezmou matematické metody a vztahy jako základ, do kterých se zakomponují aplikační poznatky. Modely životnosti mohou popisovat namáhání jednoho druhu nebo kombinovaná namáhání. Jednodruhové modely namáhání se využívají, pokud je toto namáhání pro stárnutí dominantní a ostatní vlivy nesehrávají z hlediska životnosti podstatnou roli. Tyto modely bývají sestaveny pro specifický problém, a proto mají vysokou výpovědní schopnost pouze v daném případě. Tyto zkoušky mají největší vypovídající schopnost při porovnávání materiálů. Vytvoření nového modelu je velmi komplikované. Z toho důvodu se často vychází z obecných modelů určených pro celou oblast problémů. Společným jmenovatelem může být například druh namáhání. V případě, že nelze označit jeden druh namáhání za dominantní a ostatní namáhání zanedbat, jsme nuceni využít modelů pro kombinované namáhání. Tyto modely jsou podstatně složitější, protože musí zahrnovat nejen více druhů namáhání, ale i jejich vzájemnou interakci. Pulzní namáhání Napěťové špičky s rychlou náběžnou hranou jsou známé již od třicátých let minulého století. Jednalo se zejména o pulzy způsobené například poruchou na vedení nebo zásahem blesku. Pokud má izolace statorového vinutí asynchronního vinutí nedostatečnou tloušťku
279
nebo je izolace degradovaná vlivem provozu, mohou takové špičky vést k průrazu izolace i v případě, že je izolace schopná odolat běžnému napájecímu napětí. Pokroky součástek výkonové elektroniky v posledních desetiletích vedly ke vzniku nových zdrojů napěťových špiček. Pohony s pulzně šířkovou modulací (PWM) mohou vytvářet desítky tisíc napěťových špiček s rychlou náběžnou hranou za sekundu. Použití rychlých spínacích součástek pro regulaci pohonů přináší nesporné přednosti v oblasti řízení. Při napájení z měničů lze žádoucím způsobem regulovat otáčky i točivý moment. Použití PWM ale přináší i značné nevýhody. Asynchronní motor je navržen pro napájení elektrickou energií s harmonickým průběhem tak, aby vykazoval optimální vlastnosti při určitých hodnotách vstupních veličin. Pokud tyto vstupy změníme (použijeme k napájení měnič frekvence), získáme sice možnost pohon efektivně řídit, ale změníme způsob namáhání jednotlivých částí motoru, zejména izolace. Na ideální obdélníkový průběh se superponují přepěťové kmity, které mohou některé negativní vlivy zdůraznit a navíc se mohou projevit i problémy, které při sinusovém napájení nebyly významné (zvýšená výbojová činnost, růst ztrátového činitele, ložiskové proudy, zvýšení oteplení částí izolace). To způsobuje rychlejší degradaci izolace a směřuje k předčasnému selhání zařízení.
Obr. 1: Oscilogram napěťového pulzu při frekvenci 9 kHz, napětí 2800 V. Strmost náběžné hrany 41,3 kV/μs.
Obr 2. Detail náběžné hrany napěťového pulzu při frekvenci 9 kHz, napětí 2800 V a strmosti náběžné hrany 41,3 kV/μs. Modely elektrického stárnutí Elektrické stárnutí izolace je jedním z hlavních faktorů ovlivňujících stárnutí izolačního systému. Bohužel všechny mechanizmy elektrického stárnutí nejsou přesně známy nebo je o nich známo jen velmi málo. Pro modelování vlivu elektrického pole na materiál se nejčastěji
280
používají jedno parametrické modely. Jedná se o exponenciální (1) a inverzní mocninný (2) model. (1) τ e = a ⋅ e − b⋅ E
τ e = k ⋅ E −n
(2)
- τe je životnost materiálu /h - Ε je hodnota elektrického gradientu /kV.mm-1 - a, b, k, n jsou experimentálně zjištěné konstanty Tyto modely jsou nezávislé na struktuře izolačního systému, na procesech stárnutí, na struktuře materiálu ani na konfiguraci elektrod a rozložení elektrického pole. Proto pro tyto modely, popisující elektrické stárnutí v jakémkoliv materiálu, není třeba znát dokonale všechny procesy, ke kterým v materiálech dochází jako např. přítomnost částečných výbojů. Vztahy (1) a (2) jsou pouze experimentálně zjištěné modely, které popisují vliv intenzity elektrického pole na životnost izolačního systému. Přesto poměrně dobře odpovídají skutečnosti s výjimkou nízkých intenzit elektrického pole. To vysvětluje teorie o existenci prahové intenzity, pod kterou elektrické pole nezpůsobuje stárnutí materiálu. Modely tepelného stárnutí Tepelné stárnutí zahrnuje jednak chemické a fyzikální změny v důsledku reakcí chemické degradace, polymerizace, depolymerizace, ale i stárnutí vlivem termomechanických sil, které jsou důsledkem tepelné dilatace nebo tepelného smršťování. Zvýšená rychlost chemických a fyzikálních procesů postupujících ke stavu termodynamické rovnováhy je hlavní příčinou tepelného stárnutí. Chemické reakce se řídí Arrheniovou rovnicí (3). Wa
τ T = a ⋅ e RT
(3)
- τT je životnost materiálu /h - Wa je aktivační energie procesu /eV - a je konstanta závislá na koncentraci vzniklých aktivních molekul - T je absolutní teplota /K Analogií jedno parametrického modelu elektrického stárnutí je Monstsingerovo pravidlo (4). To udává souvislost mezi životností izolace a teplotou, při které izolace stárne. τ T = A ⋅ e − BT (4) - τT je životnost materiálu /h - A,B jsou experimentálně zjištěné konstanty - T je absolutní teplota /K Modely kombinovaného stárnutí Jestliže je izolační materiál současně vystaven několika vlivům, většinou dojde k selhání materiálu dříve, než kdyby byl materiál těmto vlivům vystaven zvlášť. To se vysvětluje vzájemnou interakcí působících vlivů. Fakt, že dochází k interakcím mezi jednotlivými faktory ovlivňujícími stárnutí, je třeba zahrnout do modelů, které tyto děje popisují. V současné době existuje několik modelů, které popisují chování materiálů při současném působení elektrického pole a zvýšené teploty. Většina těchto modelů stojí na matematických a fyzikálních základech vytvořených pro jednotlivá namáhání. Z elektrického
281
namáhání to jsou především inverzní mocninný a exponenciální model. U tepelného namáhání se vychází hlavně z Arrheniova vztahu. Příkladem jsou Falloův model, Simoniho model nebo model podle Montanariho [2]. Naproti tomu model podle Crinea [2] vysvětluje proces stárnutí pomocí představy dvojité potenciálové jámy, kde provozuschopný stav odděluje od stavu selhání energetická bariéra. Tyto modely byly navrženy pro běžná elektrická a tepelná namáhání. To znamená pro sinusová nebo stejnosměrná namáhání. Kombinovaných modelů elektrotepelného stárnutí zahrnující vliv frekvence bylo publikováno velmi málo. Jedním z nich je model (5) publikovaný v [3]. ( m1 +
m2 ) V
(
A B + ) V T
τK = K ⋅ f ⋅e - τK je životnost materiálu /h - V je amplituda pulzů /V - f je frekvence /Hz - T je absolutní teplota /K - K, A, B, m1, m2 jsou experimentálně získané konstanty.
(5)
Závěr Tento článek byl vypracován s cílem shrnout některé poznatky z oblasti stárnutí izolačních materiálů vlivem provozních podmínek. V současné době se jedním z nezanedbatelných vlivů stalo pulzní namáhání. Vzhledem k potřebnosti nalezení nového izolačního systému, který by lépe odolával pulznímu napětí, je vhodné pokračovat ve výzkumu této problematiky. Poděkování Příspěvek vznikl v rámci výzkumného záměru MSM 4977751310 – Diagnostika interaktivních dějů v elektrotechnice. Literatura 1. Mentlík,V.;Pihera,J.;Polanský,R.;et.al. Diagnostika elektrických zařízení. BEN-technická literatura, Praha 2008. ISBN978-80-7300-232-9 2. P. Cygan, J.R.Laghari.: Models for Insulating Aging under Electrical and Thermal Multistress, IEEE, October 1990 3. S. Grzybowski, N. Kota.: Lifetime Characteristick of Magnet Aires under Multistress Conditions. In.:CEIDP 2005, Nashville, USA, ISBN – 0-7803-9257-4, 2005 Autoři Ing. Radek Palán; Oddělení elektrotechnologie, Katedra technologií a měření, Fakulta elektrotechnická, Západočeská univerzita v Plzni; Univerzitní 8, 306 14 Plzeň; e-mail: [email protected]
282
Vplyv porúch komutácie elektrických strojov na elektronické médiá Poliak J. – EF ŽU Žilina Anotácia The article deals with the origin of interfering emissions at electrical machine commutation failures and with emissions radiation. It describes measurement methods of electromagnetic emissions and emissions in power supply network and presents results of such measurements.
Úvod Pod elektronické média sa dajú, podľa zvolených kritérií, zaradiť rôzne elektronické prostriedky. V tomto prípade sa myslia elektronické prostriedky - zariadenia určené na meranie a riadenie technologických procesov. Elektronické média sú vo svojich podmienkach vystavené najrôznejším vplyvom, najrôznejšiemu druhu a zdroju rušenia. Toto rušenie sa môže dostávať k médiám cez napájaciu sieť, galvanickými indukčnými a kapacitnými väzbami, vyžarovaním a môže vyvolať nielen nesprávnu funkciu médií, ale v niektorých extrémnych podmienkach aj deštrukciu ich najcitlivejších obvodov. Problém sa stáva ešte problémovejší ak média pracujú s nízkou úrovňou signálu, veľmi rýchlou odozvou signálu a vo veľmi širokom frekvenčnom pásme. Pritom zariadenia silnoprúdovej elektrotechniky a elektronické média sa neustále zbližujú. To vedie ku vzniku zložitých situácií, pretože citlivé elektronické médiá musia pracovať v prostredí s viac či menej silným rušivým vplyvom. V technickej praxi dochádza k veľmi častému „stretnutiu“ elektronických médií s elektrický strojmi s mechanickým komutátorom. Pokiaľ sa jedná o stroje s dobrou komutáciou, nemusí sa prakticky jednať o žiadny problém. Iná situácia nastane v prípade ak dôjde aj k malej poruche komutácie, alebo je treba urobiť diagnostiku technického stavu takýchto strojov. V prípade, že sa jedná o blízkosť elektrického stroja s poruchou komutácie a elektronickým médiom určeným na riadenie technologických procesov môžu sa parazitné signály vznikajúce pri poruche komutácie vyhodnotiť ako informácia došlá z technologického procesu a môžu mať za následok nesprávny zásah s eventuálnym rizikom havárie. Ak sa jedná o vykonávanie technickej diagnostiky na elektrickom stroji s poruchou komutácie prostredníctvom elektronických médií, pričom sa nemusí jednať o diagnostiku kvality komutácie, veľmi ľahko sa môže stať, že dostaneme zlé výsledky a technický stav stroja vyhodnotíme nesprávne. S uvedeného vyplýva potreba vedieť aký má vplyv porúch komutácie elektrických strojov na elektronické médiá. Ďalej je potrebné poznať fyzikálne mechanizmy vzniku rušenia pre dané zariadenie (v našom prípade elektrické stroje), ale aj veľkosť rušivých signálov pre rôzne prevádzkové stavy. Vznik a šírenie rušenia Rušenie je nežiaduce ovplyvňovane normálnej funkcie elektrického média vo frekvenčnom pásme od 0 Hz až po desiatky GHz. Rušenie sa podľa vzniku delí na dve základné skupiny: - rušenie technické, t.j. vytvorené technickými prostriedkami, - rušenie prirodzené. Zo systémového hľadiska je možné rušenie rozdeliť na rušenie: - vonkajšie, medzi systémové, - vnútorné, vnútro systémové.
283
Rušivé signály generované umelými (technickými) zdrojmi je možné rozdeliť do troch základných skupín: 1. Šum (N, noise). Patria sem zmeny prejavujúce sa predovšetkým účinkom na tvar krivky napätia. Šum má prevažne periodický charakter. Typickými zdrojmi šumu sú motory. 2. Impulzy (S, spikes). Sú to zmeny impulzovej povahy, charakterizované veľkým pomerom amplitúdy k dobe trvania. Tieto impulzy sú superpované na napätie siete ako klané alebo záporné špičky. Príčiny ich vzniku sú spravidla spínacie pochody. 3. Prechodné javy (T, transients). Sú to náhodné jednorazové deje prejavujúce sa spravidla v obálke krivky napätia, s dobou trvania od niekoľko periód sieťového napätia priemyslového kmitočtu až po niekoľko sekúnd zvyčajne sú vyvolané náhlou zmenou zaťaženia siete pri zapínaní a vypínaní spotrebičov veľkých výkonov. Meranie rušivých emisií Základnými úlohami merania emisií je: 1. Identifikácia imisií. 2. Porovnanie nameraných hodnôt s medznými hodnotami, udávanými príslušnými výrobcami. 3. Určenie frekvenčného spektra a úrovne rušenia a jeho prejavov pri vyšetrovaní nežiaducich parazitných väzieb medzi zdrojom a prijímačom rušenia, prípadne pri vyhľadávaní zdroja rušenia. Meranie emisií je treba urobiť ako nf a vf meranie, pretože pre každé z týchto oborov platia iné požiadavky na meraciu metodiku a prístrojovú techniku. Na obr. 1 je uvedená jedna z možných schém merania prejavu komutácie na elektronické média, ktorá bola použitá v našom prípade.
Obr. 1 Schéma merania prejavu komutácie na elektronické médiá
284
Analýza vplyvu komutácie na elektronické médiá Analýza vplyvu komutácie šírením emisií v napájacej sieti Tento prípad môže nastať v prípade, že sa jedná o komutátorový elektrický motor. Na základe uskutočneného merania je možné konštatovať, že nízkofrekvenčná zložka rušenia nie je príliš výrazná a jej veľkosť nezávisí od kvality komutácie, a teda porucha komutácie prostredníctvom tejto zložky nemá vplyv na elektronické média. Pri poruche komutácie môžu vzniknúť vysokofrekvenčné impulzné rušenia, pričom ich veľkosť závisí od veľkosti otáčok a kvality komutácie. Ďalej je možné povedať, že veľkosť rušenia, ktoré preniká z napájacieho vedenia do elektronického média závisí nielen od výkonu – úrovne rušivého signálu, ale viac ako sa predpokladalo, aj od vzájomnej vzdialenosti stroja a média. Na obr. 2 je priebeh emisií v sieti pri dobrej komutácii a na obr. 3 je priebeh emisií v sieti pri poruche komutácie.
Obr. 2 Priebeh emisií v sieti pri dobrej komutácii
Obr. 3 Priebeh emisií v sieti pri poruche komutácie
Analýza vplyvu komutácie šírením emisií prostredníctvom elektromagnetického poľa Z meranie v pásme dlhých vĺn platia nasledovné závery: - veľkosť vyžarovaného rušenia pre nízke otáčky motora prakticky nezávisí na kvalite komutácie, a teda nemajú vplyv na elektronické média, - na veľkosť rušenia nemá vplyv fakt, že snímač je napájaný z rovnakej siete, - veľkosť rušenia je podstatne vyššia pri vyšších otáčkach motora. Pre meranie v pásme stredných a krátkych vĺn platia podobné závery ako pre pásmo dlhých vĺn. V pásme veľmi krátkych vĺn nebolo pozorované žiadne rušenie pochádzajúce od komutácie motora. Na obr. 4 je priebeh emisií v magnetickom poli pri dobrej komutácii a na obr. 5 je priebeh emisií v magnetickom poli pri poruche komutácie, pričom každé z meraní muselo byť robené pri nastavenej inej citlivosti osciloskopu. Na obr. 6 je priebeh signálu magnetického poľa pre zvolené nastavenia v okolí motora pred jeho pripojením na sieť.
285
Obr. 4 Priebeh emisií v magnetickom poli pri dobrej komutácii
Obr. 5 Priebeh emisií v magnetickom poli pri poruche komutácie
Obr. 6 Priebeh signálu magnetického poľa pre zvolené nastavenia v okolí motora pred jeho pripojením na sieť Literatúra 1. Poliak, J.: Využitie elektrických a elektromagnetických emisií na diagnostiku komutácie jednosmerných elektrických strojov. Zborník prednášok IV. vedeckej a odbornej konferencie: "Nové smery v diagnostike a opravách elektrických strojov a zariadení", str 209 – 213, Žilina 20.- 21. 5. 2002. ISBN 80-7 100-960-1. 2. Vaculíková, P. a kol.: Elektromagnetická kompatibilita elektrotechnických systémů. Grada Publishing, Praha 1998. 3. Poliak, J.: Vyšetrovanie kvality komutácie elektrických trakčných motorov transformačnou metódou. Zborník prác VŠDS Žilina. Alfa Bratislava 1986. Autor doc. Ing. Ján Poliak PhD., Elektrotechnická fakulta - Katedra teoretickej a aplikovanej elektrotechniky, Žilinská univerzita v Žiline, Univerzitná 1, 01026 Žilina, e-mail.: [email protected]
286
Diagnostika – kvalita – prosperita Ponický P. – FM TnUAD Trenčín Abstract Today at crisis and at all in crisis time is very important next factor prosperity exact terms diagnosed, which way effect and actions economic - for inquest causes critical states, so suits mint (production and services) - for process stability reservation and quality products . Diagnostics is tool for data identification needed for group analysis to search optimum solution, hazards identification and statistics authenticity. Data again to responsibility for positive and correct solution come short of, as well is urgent objectively real analysis, right data and clean-handed and undistorted results. Only that way leads to establishment of processional balances, economics and taking it all sense also social size these economic effects. Only so it is possible precede global crisis and direct not only to national prosperity. PROSPERITY it’s absolutely depends by qualities and QUALITY absolutely depends by DIAGNOSTICS.
Úvod V názvu příspěvku je heslovitě schéma podstaty překonání krizí v hospodářství i podnikové strategii a ekonomice: „DIAGNOSTIKA – KVALITA – PROSPERITA“, co jinými slovy znamená, „NA ZMĚNY A OPATŘENÍ KE ZLEPŠENÍ JE NUTNO MĚŘIT JEDNOZNAČNÁ A PRAVDIVÁ DATA“, která jsou jediným relevantním datovým souborem k analýze a „správnému“ nacházení východisek a budoucí prosperity založené na poznání „skutečnosti – objektivní reality“. V době krize je velmi běžné spekulování a „život na úkor postižených“. Již méně běžné je to, že krize nabízí příležitost k zavádění nových výrobků a služeb, předefinování podnikového modelu, výměně a omlazení managementu a získávání nových trhů i zákazníků. Krize není příležitostí ke zlevňování a protlačování nepotřebného a starého, určitě ne k výprodeji zásob a podobným způsobům jak ztratit loajální a důležité zákazníky, jak vytrubovat do světa, že naše výroba ztratila hodnotu. To může fungovat jen v nevyzrálých spotřebních společnostech [1]. Každý podnik, který chce přežít, si musí zodpovědět následující: Jaká je naše vize a strategie jejího dosažení? Co musíme udělat proto, aby vše nezůstalo jen na „papíře“? Kde nalézt nové příležitosti a je zvládnout? Do jakých oblastí nasměrovat strategické investice? Kde získat, rozvíjet a udržet nejlepší talenty a klíčové lidi? Kdo je naším zákazníkem a jakou novou hodnotu mu můžeme nabídnout? V čem můžeme být nejlepší? Být prozíravý, umět předjímat změny, být na ně připraven, očekávat je a vítat, tvoří strategické řízení podniku. Být připraven na cokoliv je něco zcela jiného než vsázet na předvídání čehokoliv a od kohokoliv. Podnikání ani ekonomika nejsou loterie, sázkové kanceláře či koňské dostihy [ 1 ]. Tam, kde se očistné procesy krize zpomalí, omezí a oslabí, tam bude krize trvat déle. Tam, kde bude krize hlubší, radikálnější a tvořivější, ve smyslu „kreativní destrukce“, tam bude krize kratší a postkrizový rozvoj dynamičtější. Tam, kde se nerozliší příčiny krize od jejích symptomů, tedy tam kde příčiny nenajdou svého „adresáta“, nebudou se symptomy zmírňovat a krize bude vleklá a následná konjunktura velmi mělká a „chudokrevná“ [1]. Problém dnes není jak se vypořádat s krizí (to se má řešit stále a průběžně), ale jak se vypořádat s následnou konjunkturou: Zůstaneme ještě ve hře? Co přineseme na trh? Máme nové
287
produkty a služby? Anebo budeme nabízet to české „nejlepší auto na světě“, které však nikdo nechce koupit? (K uvedenému se váže následující schéma konkurenčních faktorů, které nejlépe fungují v konjunkturálním a globálně zaměřeném prostředí [2]). Obr. 1, Schéma prvků odvětvové konkurence, které jsou základními body firemní strategie [2] Mnohé firmy, jedinci i ekonomiky ztratí své pozice, mnohé zmizí z mapy hospodářské soutěže. Přežijí jen ti, kteří jsou schopni nabízet nové a nově. Do vyklizeného prostoru vstoupí noví podnikatelé, nové firmy, nové znalosti a noví lidé. Tak to má být, aby byl zachován život a životaschopnost. Je tomu tak i v biologickém životě: staří dělají místo mladým a staré ustupuje před novým. Podniky jsou jako buňky v ekosystému hospodářského organismu: staré buňky musí umírat, aby se nové mohly zrodit. Existuje stav organismu, kdy žádná buňka nezemře, ale žije navždy – říká se tomu rakovinný nádor. Podnik ani ekonomika není stroj, ale živý organismus. Ani podnik ani ekonomiku nelze řídit jako stroj, ale jen jako živý organismus. Ani podnik, který sám stroje vyrábí, není stroj. [1] Diagnostika, jeden ze základních pilířů budoucí prosperity Pokud se člověk – řešitel, domnívá, že stojí před problémem, který je vhodné/nutné řešit, pak to není možné bez adekvátní přípravy, ovšem ani to nemusí znamenat, že se nedopustíme chyb a selhání. Je proto primárně nutno pokusit se problém přesně popsat a vymezit. Nemůže být dosaženo dobrého řešení, když se nezná, co přesně by mělo být vyřešeno. Měření (měřící systémy) jsou jedním z prostředků eliminace chyb a metrologická analýza je optimalizačním řešením pro hledání těch „správných“ měřících míst a použití optimálních snímačů/receptorů měření. Tento postup je vlastně postupem diagnostickým. I věda pracuje s metodou pokusu a omylu, kdy se vědecká znalost vytváří na základě hledání chyb, při současné snaze je neustále eliminovat. Yotiro Hatamura označuje chyby a selhání v dřívějších řešeních - projektech jako „negativní znalosti“ (negative knowledge). Tato negativní znalost je podle něho důležitější pro úspěch než povídání a příběhy o úspěšných řešeních a projektech. Každá chyba vede k negativním výsledkům případně k negativním následkům, avšak rovněž platí, že důsledkem opakovaných chyb je následná racionální snaha po hledání prostředků na jejich eliminaci, což se pak zpravidla projeví pozitivními řešeními. Učíme-li se efektivně s chybami nakládat, lze očekávat příští úspěch (lidé, kteří s chybami nic nedělají ze strachu o další neúspěch, zpravidla nejsou schopni úspěchu dosáhnout). Dle Hatamury lidé nemohou dosahovat úspěchu bez chyb a poučení se z každé chyby vytváří zkušenosti a znalost [5]. To jsou bazální předpoklady pro budování systémových vztahů a vazeb QMS (Quality Management System) – managementu kvality, jako jednoho ze základních stavebních kamenů výkonnosti, efektivity a prosperity firem. Dnes nenajdete v publikacích jednoduché/jednoznačné konstatování o prioritách a hierarchii jednotlivých prvků podnikových systémů kvality, protože podle většiny současných modelů je diagnostikování a metrologický systém firem jenom jedním z mnoha podnikových procesů. Pokud se všem věnuje stejná/vysoká pozornost a užívá se předešlých zkušeností a dobře se pracuje se znalostmi (vlastními/jinými), pat taková šablona/model může mít úspěch. Celá pointa
288
„prozaického příběhu prosperity založené na kvalitě (loajalitou podepřené a zákazníkem potvrzené) je i v čase krizí“ sumací optimálního měření a analýz oproštěných od chyb a omylů.
A)
B)
Obr. 2 A) Prolínání „klíčových / strukturálních“ faktorů kvality B) Obecný postup řešení úkolů v systémech kvality (Demingův kruh kvality vyjádřený jiným způsobem – ve formě hvězdy). Jak je vidět, je to vlastně postup eliminace chyb a přijetí nápravních opatření. [6] Kvalita je i v době krize základní charakteristikou výrobku i výroby Kvalita výrobku, nebo jakéhokoli předmětu je vytvářena člověkem, nebo přírodou, ale vždy je hodnocena a vyhodnocena člověkem (výrobce, zákazník, uživatel). Člověk může přisoudit hodnotu kvality věcem, které vytváří i užívá (například, kvalita životního prostředí, kvalita života, apod.), na základě pozorování, zkušenosti z užití či spotřeby. Člověk může ohodnotit kvalitu také na základě výběru, třídění, klasifikace a předpovědi následného užití. Takto vybírat a třídit lze výrobky, služby a procesy. Kvalita je vyjádřena na kontinuální či diskrétní stupnici. Kvalita se tedy dá nepřetržitě zlepšovat (či zhoršovat). Kvalita může být vyšší či nižší, ale každý předmět je sám svojí vlastní “třídou” [3]. KVALITA Kvalita je určující hodnota věci, člověka či jevu. Kvalitu lze vyrobit, vytvořit (vymyslet). Ke kvalitě se nelze dopracovat tříděním, kontrolou a klasifikací, to nejsou vlastnosti věcí, ale vlastnosti klasifikátorů. TQM, nebo EFQM jsou systémy pro nastavení a zajišťování vlastností s cílem jejich zlepšování. Sebelepší kontrola a sebelepší systémy třídění nezlepší kvalitu. Kvalita = z pohledu hospodářství má několik zásadních aspektů, které mohou být odrazovým můstkem pro překonání krize [4]: 1. efektivní výkonnost (směřuje ke snižování nákladů na základě poznání skutečných příčin nekvality využívaje dokonalou znalost technologií), v případě hospodářství to znamená dokonalou znalost prostředí 2. naplňováni POTŘEB zákazníků (nezaměňovat POTŘEBU se SPOTŘEBOU a s POŽADAVKEM, který nemusí být vždycky racionální - rozumný)
289
3. sociální rozměr 4. osobní odpovědnost a zainteresovanost (velice často právě absence odpovědnosti je příčinou problémů, ale na druhé straně bez patřičné kompetence a pravomocí se nedá zaručit odpovědnost) 5. existence sítí (obecně, ne jen NETu, ale sítí obchodních, výrobních, společenských, apod.) a schopnost vytvářet systémové vazby, nabízet komplexní řešení a projektovou připravenost. Jednoznačně nezanedbatelnou roli jak v období krize, tak hlavně po ní, bude mít správné zvládnutí vůdcovské role, tedy managementu změny. Změna je totiž nosnou formulací pro systémový přerod hospodářství na bázi HOSPODÁRNOSTI a NAPLŇOVÁNÍ POTŘEB, tak abychom dosáhli na východiskový princip budoucí prosperity, tj. UDRŽITELNOSTI (ve smyslu trvalého principu a ne krátkodobého statusu v době konjunktury) v podmínkách globálního působení všech hospodářských a ekonomických efektů. Při „léčení krize“ je důležité diagnostikovat příčiny, které vyvolávají „napětí“ křehkého organizmu ekonomiky a hospodářství. Závěr Pokud mohu použít zjednodušení - pro překonání i současné hospodářské krize bude zajisté pozitivním, přijetí základních východisek kvality za použití všech jeho dostupných nástrojů aplikovaných v INTEGROVANÉ podobě. ZÁKLADEM PROSAZENÍ KVALITY JE POUŽÍVÁNÍ OBJEKTIVNĚ SPRÁVNÝCH ANALYTICKÝCH DAT, ZÍSKANÝCH KOREKTNÍM MĚŘENÍM ZA POMOCI OVĚŘENÝCH DIAGNOSTICKÝCH POSTUPŮ. Konvergence přijatých opatření by měla směřovat k jakési „evoluci/přirozenosti“, co jinými slovy znamená „VYVÁŽENOSTI“. Vyváženost je, jako víme i základním přírodním principem, atributem její stability (stálosti, či dlouhověkosti) a teda moderně a populárně řečeno UDRŽITELNOSTI. Literatura 1. http://www.strojarenstvo.sk, rozhovor s prof. Milanom Zeleným, Podnik nie je stroj, Ekonomika 2/2009, s. 38 – 41 2. Porter, M.: The Five Competitive Forces that Shape Strategy, Harvard Business Review, leden 2008 s. 79 – 93 3. http://www.risk-management.cz/clanek=32 4. Ponický, P.: Quality, integral factor for productivity economics on base defensibility, In. KVALITA – QUALITY 2009, Mezinárodní konference, Ostrava, 19. 5. ÷ 20. 5. 2009 5. Hatamura, Y.: Learning from Failure, Risk Management, s. 1 – 19, http://www.riskmanagement.cz/clanek=197 6. Loon, H.: Reach for the STARS. Quality Progress, May 2007, s. 38 – 42 Autor doc. Ing. Peter PONICKÝ, PhD.; Katedra metrológie a manažérstva kvality, Fakulta mechatroniky Trenčianskej univerzity Alexandra Dubčeka v Trenčíne, Pri Parku 19, 911 06 Trenčín – Záblatie;
e-mail: [email protected], [email protected].
290
Characterisation of shielding fabrics Szabó Z., Fiala P., Kaláb P. – FEKT VUT Brno Anotace Shielding is a very popular method of ensuring electromagnetic compatibility and of protecting electronic and electrical equipment and human beings against radiated electromagnetic energy. The knowledge of shielding effects of different types of material represents a basic prerequisite for further development and implementation of shielding devices. This paper presents an analysis of the measuring methods and a comparison of different materials in terms of their specific shielding effects. The absorption properties of the various submitted samples were measured using both a Crawford chamber and the Insertion loss method. In the samples, the capacity to absorb electromagnetic waves was determined with the help of a spectral analyzer.
Úvod Stínění je velice populární metoda pro zajištění elektromagnetické kompatibility, chránění elektronických přístrojů a lidí, kteří jsou vystavení účinkům elektromagnetického pole. Omezení rušení vyzařováním a zvýšení odolnosti vůči elektromagnetickým polím a přepětím se dosahuje uzemněným stíněním v případné kombinaci s jinými odrušovacími prostředky a omezovacími přepěťovými prvky. Stínění se používá i pro odizolování některých míst od vnějšího zdroje elektromagnetické rušení, nebo k předcházení vyzařování elektromagnetického rušení z vnitřního stíněného zdroje. Pro stínění se používali tvrdé kovové materiály s velmi dobře známými elektromagnetickými vlastnostmi. Čím dál víc se pro stínění využívají plastové materiály s vodivým pláštěm nebo s vodiči zalitými do plastu, který zajišťují ohebnost stínění. V poslední době se pozornost výzkumníků zaostřuje na ještě lehčí a ohebnější materiály, jakými jsou textilie potažené absorpční vrstvou. Tyto materiály jsou pro svou flexibilitu a nízkou výrobní cenu slibnými kandidáty na ochranu přístrojů a lidí proti následkům nežádoucího elektromagnetického záření. Měření stínících a absorpčních vlastností plastů a textilií je poměrně obtížné. Pro řešení této problematiky bylo vyvinuto mnoho měřících metod, používaných v různých laboratořích. Mnoho výrobců, které vyvíjejí tento typ textilií, hledají relativně jednoduché, časově nenáročné a spolehlivé měřící metody pro měření stínících a absorpčních vlastností, které pracují v širokém frekvenčním spektru. Útlum elektromagnetických vln Utlumení elektromagnetické vlny je výsledkem absorpce nebo odrazu na speciálním materiálu, vloženém mezi zdroj a přijímač elektromagnetické vlny. V závislosti na použité metodě měření útlumu mohou být vlastnosti materiálů charakterizované různě, například efektivitou stínění nebo vložným útlumem. Vložný útlum Vložný útlum (Insertion loss (A)) je charakterizován ztrátami (nebo zeslabením) vysílaného signálu vyvolaných testovaným materiálem: U (1) A= 0 U1 vyjádřeno v dB: ⎛U ⎞ (2) AdB = 20. log⎜⎜ 0 ⎟⎟ . ⎝ U1 ⎠
291
kde U0 je výstupní napětí bez testovaného vzorku a U1 je výstupní napětí s testovaným vzorkem. Pro měření vložného útlumu absorpčních textilií byl vyroben měřící přípravek znázorněný na obr. 1, se kterým jsme uskutečnili měření. Z
C
C R
R
RG
RM ZP M
G C
C
R
Obr. 1. Měřicí přípravek na měření vložného útlumu
R
Obr. 2. Náhradní zapojení měřicího systému na měření vložného útlumu [1]
Měřicí přípravek z obr. 1. realizovaný pomocí souměrného vedení lze vyjádřit pomocí náhradního schéma s koncentrovanými parametry (obr. 2). Na základě tohoto náhradního modelu měření útlumu lze interpretovat získané výsledky. Parametry Z, C, R jsou při kalibraci úlohy eliminovány a vložný útlum je charakterizován prvkem ZP. Efektivita stínění Efektivita stínění (SE) je definována jako poměr elektromagnetického pole měřeného bez (H0) a s testovaným materiálem (H1), který odděluje zdroj od přijímače. H (3) SE = 0 H1 nebo v decibelech: H SEdB = 20. log 0 [dB ] (4) H1 K tomuto typu měření se využívají zkušební komory TEM (Crowfordovy komory) obr. 3. Návrh a realizace V laboratořích Ústavu teoretické a experimentální elektrotechniky jsme realizovali dvě měřicí metody na měření stínících vlastností absorpčních tkanin. První metoda, kterou jsme realizovali se zakládá na měření efektivity stínění pomocí Crowfordovy komory. Komora byla zkonstruována na našem ústavu obr. 3. Navržena byla pro měření s 50 Ω vedením a vzorky o maximálním rozměru 80x100x30 mm. Elektromagnetické pole bylo v Crowfordově komoře generováno spektrálním analyzátorem typu Agilent CSA Spektrum Analyzer N1996A-506 (od 100 kHz do 10 GHz). Tentýž byl použit pro analýzu signálu. Měřicí aparaturu jsme zapojili podle blokového schéma na obr. 4. Před samotným měření byla provedena kalibrace aparatury podle návodu pro spektrální analyzátor. Tím se zajistilo sladění analyzátoru s Crawfordovou komorou a eliminovali se rušivé jevy. Samotné měření spočívalo ve vložení vzorku do testovacího prostoru Crowfordovy komory a vyhodnocení změny útlumu zobrazené na měřícím přístroji reprezentující efektivitu stínění vloženého materiálu.
292
vzorek
50Ω zátěž Spektrální analyzátor
Obr. 3. Miniaturní zkušební komora TEM (Crawfordova komora)
Obr. 4. Blokové schéma měřicí aparatury s Crawfordovou komorou
Druhá metoda pro měření stínících vlastností absorpčních tkanin, která byla realizována je založena na měření vložného útlumu. U této metody se vycházelo z teoretických poznatků popsaných výše. V dílně ústavu teoretické a experimentální elektrotechniky byl vytvořen měřicí přípravek na měření vložného útlumu. Náčrt přípravku je znázorněn na obr. 1. Přípravek se skládá ze dvou válcovitých těles koaxiální struktury přizpůsobených pro 50 Ω vedení. Ke generování signálu a rovněž měření i zobrazení vložného útlumu byl i v tomto případě použit spektrální analyzátor typu Agilent CSA Spektrum Analyzer N1996A-506 (od 100 kHz do 10 GHz). Před samotným měřením byla uskutečněna kalibrace přípravku. Mezera mezi válcovými měřicími elektrodami měřícího přípravku byla nastavena podle tloušťky měřeného materiálu. Měřicí přístroj byl přepnut na měření vložného útlumu a byla provedena kalibrace. Podle návodu na použití přístroje kalibrace měřicí aparatury eliminuje vložný útlum přípravku a rušivé jevy. Po ukončení kalibrace má teda aparatura nulový vložný útlum. Stejně jako u předešlé metody bylo měření uskutečněno ve frekvenčním rozsahu od 100 kHz do 2,5 GHz. Vložením testovaného vzorku mezi měřicí elektrody se změnila zobrazená hodnota vložného útlumu. Táto změna byla vyhodnocena jako vložný útlum testovaného materiálu.
35
A[dB]
A[dB]
Výsledky měření Na obrázcích (obr. 5-8) jsou zobrazeny výsledky měření efektivity stínění a vložný útlum různých stínících tkaniv, které byly naměřeny výše popsanými metodami. Na obr. 5 je znázorněna stínící efektivita tkané textilie typu FlecTron s povrchovou vodivostí 0,1 Ω/m2. Táto textilie dosahuje nejvyšší hodnotu útlumu v rozmezí od 1 do 1,5 GHz, v průměru je to 20 dB. Pro tento materiál byl změřen také vložný útlum, jeho frekvenční závislost je znázorněna na obr. 7. Vložný útlum dosahuje maximum v rozmezí od 0,5 do 2,5 GHz, kde se
30
35 30
25
25
20
20
15
15
10
10
5
5 0
0 0
0,5
1
1,5
2
F[GHz}
2,5
Obr. 5. Efektivita stínění pro textilii typu FlecTron
293
0
0,5
1
1,5
2
F[GHz}
Obr. 6. Efektivita stínění pro netkanou textilii z uhlíkových vláken
2,5
pohybuje okolo 50 dB. Porovnáním s výsledky měření s netkanou textilií z uhlíkových vláken o povrchové vodivosti 10 Ω/m2 má textilie typu FlecTron o něco horší stínící vlastnosti. Stínící efektivita textilie z uhlíkových vláken je podle polynomického průměru z naměřených hodnot nejvyšší v rozsahu od 0,5 do 2 GHz, a to přibližně 20 dB. Vložný útlum dosahuje maximum na intervalu do 0,5 GHz, přibližně 40 dB, na intervalu od 0,5-1,5 GHz dosahuje vložný útlum hodnotu přibližně 35 dB a na intervalu nad 1,5 GHz klesne útlum na hodnotu 30 dB, viz obr. 8. 70 A[dB]
A[dB]
50
60
45 40
50
35 30
40
25
30 20 15
20
10
10 5
0
0
0
0,5
1
1,5
2
F[GHz}
2,5
0
0,5
1
1,5
2
F[GHz}
2,5
Obr. 8. Vložný útlum pro netkanou textilii z uhlíkových vláken
Obr. 7. Vložný útlum pro textilii typu FlecTron
Závěr V článku byla rozebrána problematika měření stínících vlastností moderních absorpčních textilií. Byly navrženy dvě různé metody pro popisování a měření jejich vlastností. Pro ověření funkčnosti metod bylo provedeno experimentální měření na dvou různých typech vzorků. Výsledky experimentů byly znázorněny na grafech a popsány. Z experimentálních výsledků byl vyveden závěr, že pro charakterizování vlastností absorpčních textilií lze použít obě metody. Literatura 1. J. Koprowska, M. Pietranik, W.Stawski, New Type of Textiles with Shielding Properties, FIBRES & TEXTILES in Easten Europe, July/October 2004 2. Mario R. Pocai, Elio Bottari, Electromagnetic Characterization of protective clothing, Electromagnetic Compatibility, 1999 International Symposium on, 17-21 May 1999, Tokyo 3. Perry F. Wilson, Mark T. MA, Techniques for Measuring the Electromagnetic Shielding Effectiveness of Materials : Part 11-Near-Field Source Simulation, Electromagnetic Compatibility, IEEE Transactions on, Volume 30, Issue 3, Part 2, Aug. 1988 Page(s):251 – 259 4. Perry F. Wilson, Mark T. MA, Techniques for measuring the electromagnetic shielding effectiveness of materials. I. Far-field source simulation, Electromagnetic Compatibility, IEEE Transactions on, Volume 30, Issue 3, Part 2, Aug. 1988 Page(s):239 - 250
Autoři doc. Ing. Pavel Fiala, Ph.D., Ústav teoretické a experimentální elektrotechniky, Fakulta elektrotechniky komunikačních technologií, Vysoké učení technické v Brně, Kolejní 2906/4, 612 00 Brno, Czech Republic, e-mail: [email protected] doc. Ing. Pavel Kaláb, CSc., Ústav teoretické a experimentální elektrotechniky, Fakulta elektrotechniky komunikačních technologií, Vysoké učení technické v Brně, Kolejní 2906/4, 612 00 Brno, Czech Republic, e-mail: [email protected] Ing. Zoltán Szabó, Ústav teoretické a experimentální elektrotechniky, Fakulta elektrotechniky komunikačních technologií, Vysoké učení technické v Brně, Kolejní 2906/4, 612 00 Brno, Czech Republic, e-mail: [email protected]
294
Nové aspekty v metrologii a technické normalizaci Tůmová O. – FEL ZČU Plzeň Anotace This paper deals with current issues in the context of the national metrology which can affect activities of metrology workplaces, test rooms and calibration laboratories; and also the metrology system being used in the Czech Republic. The implementation of current issues is necessary in a documentation controlled process of all metrology workplaces. The status of the Czech metrology in relation to the EU is stated. Current issues of technical standardization concerning the Czech metrology system are described in the conclusion.
Úvod Pro zajištění kvality měřicích procesů je nezbytné ověřovat pracovní měřidla stanovená nebo kalibrovat ostatní měřidla (etalony a pracovní měřidla nestanovená) – dělení dle Zákona o metrologii 505/1990 Sb. v platném znění. Zároveň je nutné konfrontovat metody měření a vyhodnocování dat s metodikami uvedenými v platných aktuálních normách. Současný systém metrologie v České republice Systém státní metrologie podléhá neustálému vývoji. V okamžiku rozdělení Československa zůstala převážná část primární etalonáže na území Slovenské republiky, a tak se muselo rozhodnout o rychlém a perspektivním řešení. Pro některé veličiny byly etalony zakoupeny rychle, u dalších se zvažovalo, zda bude výhodnější nákup nebo z hlediska náročnosti údržby a četnosti užívání preferovat navazování mimo území České republiky. Proto došlo relativně brzy k nákupu nového státního etalonu hmotnosti nebo budování nového etalonu napětí na principu Josephsonova jevu. V současné době má Česká republika již zajištěnou významnou část primární etalonáže. Došlo k rozšíření státních etalonů z hlediska velikosti rozsahů, dalším úspěchem je modernizace stávajících etalonů podle nejnovějších vědeckých poznatků. Ke čtyřiceti etalonům (z nich čtyři byly zrušeny ale zároveň tři z nich se staly součástí etalonů nových) bylo v r. 2008 vyhlášeno dalších devět nových státních etalonů. Orgány státní metrologie ČR mají vypracovanou většinou dvouletou koncepci řešení problematiky státní metrologie, tedy nyní do r. 2010. Novinkou je akreditované nové doktorandské studium v oboru metrologie, které společně zajišťují odborná pracoviště České a Slovenské republiky, a to Český metrologický institut, Slovenský metrologický ústav a Slovenské vysoké učení technické v Bratislavě. V nejbližší době bude také v redukované podobě zahájena stavba pro rozšíření Českého metrologického institutu v Praze; tato dostavba má být dokončena již v r. 2010. Došlo i k řadě legislativních změn v metrologii v ČR i EU, např. k novelám vyhlášek nebo nařízení vlády pro hotově balené zboží nebo novelám postupů při stanovení typu měřidel označených EHS. V současné době probíhá diskuse, zda dojde k další novelizaci Zákona o metrologii nebo bude navržen a předán ke schvalovacímu jednání do poslanecké sněmovny ČR návrh nového Zákona o metrologii. Toto je kromě odborného problému také problém politický, který závisí na rozhodnutí ministra, který vede Ministerstvo průmyslu a obchodu. Protože se tento článek píše v období demise jedné vlády a hledání odborníků do vlády nové, nelze v současné době odhadnout budoucnost tohoto zákona. [4]
295
V současné době je v ČR registrováno cca 257 autorizovaných metrologických středisek, 28 středisek kalibrační služby a 82 subjektů, které mají oprávnění k výkonu úředního měření. Pro rozvoj metrologie bylo řešeno v r. 2008 53 státních úkolů a dalších 9 úkolů ve spolupráci se státy Evropské unie. Jsou rozpracovávány zejména nové oblasti metrologie v oborech chemie a životního prostředí. V rámci národního metrologického systému se průběžně provádí také kontrolní dozorová činnost. [4] Protože je stát garantem finančních toků, musí zabezpečovat kvalitu měřicích přístrojů, které slouží v obchodním styku. V Zákoně o metrologii 505/1990 Sb. [1] a jeho novelizaci je v §3 uvedeno rozdělení měřidel podle účelu použití: - etalony, - pracovní měřidla stanovená (měřidla stanovená), - pracovní měřidla nestanovená (měřidla pracovní), - certifikované referenční materiály a ostatní referenční materiály. Měřidla, která slouží v závazkových vztazích (ceny, pokuty, tedy určení výše finančních toků), musí být pracovní měřidla stanovená. Stát vydává jejich seznam seřazený podle oborů a veličin a stanovuje Vyhláškou MPO 345/2002 Sb. v platném znění [2] dobu jejich ověření. Ověření měřidla musí být provedeno nezávislým orgánem. Rozdíl mezi ověřením a kalibrací spočívá v tom, že u stanovených měřidel stát stanoví, že se skutečná hodnota může vyskytovat v určitých stanovených mezích (tyto nejistoty měření si ale zákazník nemůže jednoduchým způsobem ověřit, např. stojan na benzín nebo prodejní váhy). Po době uvedené ve vyhlášce [2] se tato měřidla smějí používat jen jako měřidla orientační a jako taková musí být viditelně označena. [3] Uživatelem měřidla ve smyslu Zákona o metrologii 505/1990 Sb. v platném znění je ten, kdo žádá peníze za množství veličiny, která byla stanoveným měřidlem změřena. Vlastníkem měřidla je odborný útvar nebo výrobní jednotka, který má měřidlo trvale přiděleno do vlastnictví. Pokud dojde k poruše stanoveného měřidla, zodpovídá za něj vlastník, tzn. při vyúčtování množství spotřebované vody např. bytové družstvo vlastníků nebo u elektroměru majitel rozvádějící elektrickou energii a dodávající spotřebiteli elektroměr. To ovšem platí za předpokladu, že měřicí zařízení nebylo poškozeno. [3] Od r. 1990, kdy byl schválen Zákon o metrologii 505/1990 Sb., došlo k podstatnému rozšíření hotově baleného zboží, a proto byly některé paragrafy zákona rozšířeny a uvedeny v novelách zákona (viz §9a hotově balené zboží se symbolem „e“). Uvedené označení je evropským symbolem a výrobce po schválení měření Českým metrologickým institutem tímto garantuje, že hodnota výrobku může mít i zápornou odchylku (ale nejvýše jmenovitou hodnotu odchylky), ale žádná hodnota výrobku nesmí dosáhnout kladnou dvojnásobnou hodnotu jmenovité odchylky. Toto klade vysoké nároky na výrobce obalů a přesnost měření při plnění obalu. Zda je obal kalibrován, je vždy uvedeno nesmazatelně na viditelném místě tohoto obalu [3]. Ostatní měřidla, tj. etalony a pracovní měřidla nestanovená, které nejsou uvedeny ve zmiňované vyhlášce MPO [2], mohou mít i u stejných typů přístrojů rekalibrační dobu rozdílnou. Záleží na předchozím vývoji kalibračních výsledků, stálosti údajů přístrojů, prostředí, ve kterém se tato měřidla nacházejí, i kvalifikaci a odborné činnosti obsluhy. Tak mohou nastat situace, že přístroje stejného typu od stejného výrobce, používané u různých uživatelů, mohou mít různou dobu rekalibrace. U kalibrací nejsou stanovené žádné hranice kolem jmenovité hodnoty. Výsledkem kalibračního procesu je určení nejistot a záleží na uživateli, zda mu takový etalon nebo měřicí přístroj vyhovuje.
296
Jedním z dalších úkolů v oblasti státní i mezinárodní metrologie je další vývoj v hodnocení výsledků naměřených dat, zejména v oblasti nejistot měření. Určitá omezení nebo nepřesnosti při používání předpokládaných typů rozdělení hustoty pravděpodobnosti uvedla autorka již v příspěvcích [6] [7] [8]. Problémem je zejména výpočet nejistoty rozšířené U, kdy se používá koeficient rozšíření kr odpovídající normálnímu rozdělení celkové standardní nejistoty uC. V případě, kdy mají nejistoty typu B mnohem větší hodnotu než nejistota typu A, bude mít i standardní nejistota uC výsledné rozdělení odpovídající převažujícímu typu rozdělení nejistot typu B a koeficient kr = 2 nebo 3 pro rozšířenou nejistotu není správný. Protože je stanovení nejistot poměrně složité, jsou pro některé obory řešení nejistot již normalizována, např. EMC [9]. Metodika hodnocení naměřených dat a zpřesňování odhadů nejistot měření se stále vyvíjí a bývá pravidelným tématem na konferencích celostátní i mezinárodní úrovně. Současný systém technické normalizace v České republice K datu 31.12.2008 byl zrušen Český normalizační institut (ČNI), který byl příspěvkovou organizací. Menší část pracovníků přešla do nově vzniklého odboru na Úřadě pro normalizaci, metrologii zkušebnictví (ÚNMZ), který se stal od 1.1.2009 národním normalizačním orgánem. Hlavním impulzem k této změně bylo zefektivnění práce v této oblasti. Cílem byly tři priority: - Pro zlepšení dostupnosti byly připraveny podmínky pro větší rozsah prodeje norem dostupných internetem. Byly urychleně připraveny ČSN v certifikovaném pdf. formátu (cca 36 tisíc dokumentů) a soustava přístupových práv a hesel (individuální čtení bez možnosti tisku, hromadné čtení bez tisku, informativní tisky s omezením nebo bez omezení stran). - Zlevnění norem nastalo i novým přístupem ÚNMZ k autorizovaným výtiskům. Byla dojednána síť distributorů, kteří mají povolený tisk (v letošním roce jsou tato místa v Praze, Plzni, Ostravě, Brně a Českých Budějovicích), podle potřeby bude tato síť upravována. - Zlepšení srozumitelnosti by mělo být dosaženo kvalitními překlady, tzn. souladem norem po stránce obsahové i terminologické. ÚNMZ má zájem provozovat tvorbu a vydávání ČSN především jako veřejnou službu, nikoliv jako obchodní artikl. V rámci Evropské unie Česká republika podporuje i finančně další harmonizaci norem. Kromě interních pracovníků odboru technické normalizace při ÚNMZ se na tvorbě nebo překladech norem podílí také řada externích pracovníků (cca 60 zpracovatelů), kteří jsou experty v daném oboru. Neustálý vývoj norem u nás i v zahraničí vede k inovaci stávajících norem a k překladům norem nově vydaných, a to zejména norem ze zemí Evropské unie. Pro zrychlení a zkvalitnění práce členů technických normalizačních komisí (TNK) byly také se zahájením práce v nové organizační struktuře v rámci ÚNMZ vytvořeny internetové diskusní databáze. Snahou ÚNMZ je v dalším období pracovat s menším počtem autorů, kteří budou mít ale širší odborný záběr. Tím by mělo dojít k snadnějšímu sjednocení v překladem odborné terminologie. Jako členka TNK-4 mohu uvést jako příklad úsilí o sjednocení názoru odborníků z různých oborů na překlad slov accuracy, precision, trueness, bias, true value, které jsou uvedeny v mnoha normách. V některých stále platných normách ČSN ISO uvedeno sdělení, že „termíny uvedené v této normě nejsou platné pro vyjmenované obory“.
297
Pro následující termíny došlo k této dohodě, při čemž je důležité i pořadí slov: - accuracy přesnost - precision precisnost, shodnost - trueness pravdivost, správnost - bias vychýlení - true value pravá hodnota, skutečná hodnota Tyto termíny byly schváleny v září minulého roku a jsou uvedeny v novém komentovaném vydání překladu Mezinárodního metrologického slovníku (VIM). Stanovení nejvhodnějších pojmů pro určité metrologické činnosti se řeší i na mezinárodní úrovni. Diskuse probíhají také na konferencích organizace IMEKO, a to zejména v komisi TC7, která se zabývá teoretickými problémy měření. Je třeba si uvědomit, že diskuse k ekvivalentům v jazyce anglickém a francouzském je ukázkou problematiky hledání i odpovídajících ekvivalentů pro harmonizované normy v úředním jazyce jakéhokoliv státu. Závěr Systém státní metrologie i technické normalizace se stále vyvíjí. Na vývoj má vliv nejen úroveň technická, legislativní a dostatečná odborná kvalifikace zainteresovaných odborníků, ale jak je nastíněno v příspěvku, také politické klima a ochota zákonodárců přijmout navrhované legislativní změny. Poděkování Tento příspěvek vznikl za podpory Výzkumného záměru MSM 4977751310 „Diagnostika interaktivních dějů v elektrotechnice“. Literatura 1. Zákon o metrologii 505/1990 Sb. a jeho novelizace 2. Vyhláška MPO 345/2002 Sb. a její novelizace 3. Zasedání Plzeňského sdružení pro jakost, 26.11.2008 4. Mezinárodní konference ČMS, 18.3.2009 5. TŮMOVÁ, O.; VEVERKOVÁ, M. Vliv revidované normy ČSN ISO 17025:2005 na management zkušebních a kalibračních laboratoří. In Diagnostika '07. Plzeň: Západočeská univerzita, 2007. s. 379-381. ISBN 978-80-7043-557-1. 6. TŮMOVÁ, O. Uplatňování statistických metod při interpretaci výsledků měření. In Nové smery v diagnostike a opravách elektrických strojov a zariadení. Žilina: EDIS vydavateľstvo Žilinskej univerzity, 2008. s. 138-144. ISBN 978-80-8070-850-4. 7. TŮMOVÁ, O.; ČTVRTNÍK, V.; KUBERNÁT, V.; KUPKA, L.; RADA, V.; ŠVARNÝ, J.; TUREČEK, O. Sběr a analýza dat v diagnostice interaktivních dějů, Plzeň 2008:123 s. 8. TŮMOVÁ, O. Nejistoty měření a EMC - 1.díl. Plzeň 2008: 33 s. 9. ČSN EN 55016-4-2 Specifikace přístrojů a metod pro měření vysokofrekvenčního rušení a odolnosti – Část 4-2: Nejistoty, statistické hodnoty a stanovování mezí – Nejistoty při měřeních EMC Autorka doc. Ing. Olga Tůmová, CSc.; Oddělení měření, Katedra technologií a měření, Fakulta elektrotechnická, Západočeská univerzita v Plzni; Univerzitní 8, 306 14 Plzeň; e-mail: [email protected]
298
Vyšetřování hlukových zátěží jako součást výuky na FEL ZČU Tůmová O., Vejvodová E., Návorka M.– FEL ZČU Plzeň Anotace Currently, noise is considered a pollutant agent. According to the Environmental Noise Directive, relevant information is needed to develop and harmonized methods for noise mapping which are supposed to be billing in all EU Member States. It is necessary to educate new specialists who will able to understand noise computation methods and noise prediction methods to react on the EU plan to produce strategic noise maps and to help predict the efficiency of noise action plans. This paper deals with an innovation of tutorials in context of subjects concerning noise, with the main focus on the software for noise predictions and calculations, HLUK+.
Úvod V současné době je hluk považován za nejrychleji rostoucího znečišťovatele v Evropě. Dle nařízení EU vznikají v jejích členských státech hlukové mapy význačných zdrojů hluku, které mají za úkol zmapovat hlukové zatížení životního prostředí. Proto je velmi důležité vychovávat a vzdělávat odborníky, kteří plně porozumí problematice hluku a kteří svými praktickými schopnostmi přispějí k měření, mapování a odstraňování hlukové zátěže. V příspěvku je prezentována inovace praktických cvičení zaměřených na hluk, a to z předmětů Měření fyzikálních veličin životního prostředí, Chvění a hluk, a Měření neelektrických veličin. Výše jmenované jsou stěžejními předměty pro studenty oboru Technická ekologie na Fakultě elektrotechnické ZČU v Plzni a jejich garantem je Oddělení měření, katedra Technologií a měření. Inovace praktických cvičení ve výše uvedených předmětech si klade za cíl zlepšení přístupu studentů ke studiu, zvýšení jejich zájmu o dané předměty a také v neposlední řadě zdokonalení a prohloubení praktických dovedností v oblasti akustiky, hluku a psychoakustiky. Modernizace cvičení se uskutečnila díky projektu FRVŠ, získaném v roce 2009. Z grantu FRVŠ byl pro tyto účely zakoupen mj. audiometr (demonstrace vnímání hluku a zvuku lidským uchem, křivky slyšitelnosti, audiogram), software pro predikci hluku (zásady šíření hluku ve venkovním prostředí, hlukové mapy, metody odstraňování hluku), meteorologická stanice (sledování meteorologických podmínek během měření hluku; např. při vyšetřování hluku z větrných elektráren). V tomto příspěvku se autoři zaměřují především na pořízení softwaru pro predikci hluku, protože hlavní myšlenkou pro zakoupení softwaru byl fakt, že v praxi se tento prostředek běžně používá pro vykreslování hlukových map, stanovování hlukové zátěže a modelování hlukových překážek. Naši studenti, převážně studenti oboru Technická ekologie, u kterých je předpoklad – jako u budoucích podnikových ekologů a odborníků na fyzikální složky životního a pracovního prostředí – že měření a odstraňování hluku bude náplní jejich profese, by měli uživatelsky ovládat základy práce se softwary. Podle studovaného oboru jsou poté cvičení zaměřena na modelování a odstraňování hluku ze silniční, železniční a letecké dopravy. Pro studenty oboru Technická ekologie je cvičení rozšířeno o predikci hluku z větrných elektráren. Student jako uživatel softwaru pro výpočet hluku ve venkovním prostředí Pro rozšíření a aplikování teoretických znalostí, které si studenti odnesou z výše jmenovaných předmětů, byl vybírán software pro predikci, výpočet a mapování hluku ve venkovním prostředí dle následujících předpokladů: 1. Student musí mít kvalitní obecné akustické znalosti.
299
2. Student musí ovládat metodiky, na nichž je program postaven. 3. Použití programu by měla vždy předcházet akustická analýza řešeného problému (nejlépe již i s představou, jak budou vypadat výstupy z programu). 4. Zvládnutí zásad ovládání programu by mělo mít rutinní charakter. Výše uvedené zásady byly pokládány za metodický návod, který vede k cíli, jímž je úspěšná práce se softwarem a akceptovatelné výsledky výpočtů. Z komerčně dostupných softwarů byl vybrán program HLUK+, který naprosto splňoval všechny podmínky. HLUK+ sice neobsahuje možnost volby výpočtů dle platných mezinárodních/národních norem a metodik jednotlivých států, nicméně je plně adaptován na české prostředí (např. pravidelně aktualizovaná skladba vozového parku v ČR pro výpočty hluku ze silniční dopravy) a plně zohledňuje platnou legislativu ČR. Při rozhodování také hrála roli cenová dostupnost, dostupná uživatelská podpora ze strany dodavatelů a možnost školení. HLUK+ Program HLUK+ je zaměřen na řešení akustických úloh ve venkovním prostředí. Umožňuje výpočet hodnot LAeq pro všechny typy zdrojů hluku z pozemní dopravy (tj. výpočet pro dopravu silniční, železniční, tramvajovou, trolejbusovou a také pro provoz na parkovacích a odstavných plochách pro osobní dopravu) a rovněž výpočet hodnot LAeq pro průmyslové zdroje hluku. Velmi důležité je mít na paměti, že i když program umožňuje výpočet celkové akustické situace při souběžném působení dopravních a průmyslových zdrojů hluku, legislativně se rozlišuje – z hlediska limitů nejvýše přípustných hodnot hluku – popis akustické situace při působení dopravních zdrojů hluku a při působení průmyslových zdrojů hluku. Program takové výsledkové rozlišování umožňuje prostřednictvím diferencované volby výstupů jediným stiskem klávesy. Kromě výše uvedených aplikací lze prostřednictvím programu získat i informace o počtech osob, zasažených hlukem v jednotlivých decibelových pásmech. Tento údaj je velmi cenný při aplikaci tzv. cost-benefit analýzy (a následně tedy i pro volbu výběru varianty, která bude přijata k realizaci). Základním výstupem programu HLUK+ jsou číselné hodnoty LAeq ve výpočtových bodech. Pro posouzení akceptovatelnosti výsledků řešení zadané úlohy jsou z hlediska limitů nejvýše přípustných hodnot hluku tyto výstupy klíčové. Jsou kvantifikovanými údaji o stavu akustické situace v prostředí, vztaženými k imisnímu místu (místu příjmu hluku, reprezentovanému výpočtovým bodem). Při rozhodování o hygienické přípustnosti/ nepřípustnosti výsledků řešení úlohy jsou nezastupitelné. Druhým typem výstupu z programu HLUK+ jsou izofony hodnot LAeq, které graficky vyjadřují plošnou akustickou situaci v území. Jsou získávány prostřednictvím sítě výpočtových bodů, jimiž je pokryto řešené území. Tato skutečnost znamená, že přímé hodnoty LAeq v řešeném území jsou k disposici v uzlových bodech sítě výpočtových bodů, mimo tyto uzly jsou hodnoty LAeq dopočítávány aproximací. Pro získání celkového vizuálního přehledu o stavu akustické situace v území jsou tyto výstupy vhodnější než číselné hodnoty LAeq ve výpočtových bodech. Třetím typem výstupů z programu HLUK+ jsou pásmové hodnoty LAeq v řešeném území. Jsou grafickým výstupem umožňujícím velmi rychlou orientaci o stavu akustické území – uživatel tímto výstupem dostává k disposici barevně rozlišená území o stejných pásmových hodnotách LAeq , což ho zbavuje nutnosti postupné plošné evaluace akustických vlastností území, které se nevyhne, má-li k disposici jako grafický výstup izofony hodnot LAeq
300
Nespornou výhodou programu HLUK+ je jeho deklarovaná přesnost výpočtů. Nejistoty výpočtu hluku programem HLUK+ byly ověřovány terénními měřeními pro potřeby deklarací nejistot výsledků výpočtů. Pro program HLUK+ (verze 8) se nejistoty výsledků výpočtů pohybují do ±2 dB od konvenčně správné hodnoty. Je nutné zdůraznit, že uvedené nejistoty výsledků výpočtů platí za předpokladu korektního zadání všech dopravně-urbanistických výpočtových parametrů a korektního akustického řešení úlohy. Praktická cvičení Praktická cvičení jsou koncipována jako samostatné workshopy, ve kterých se studenti na začátku seznámí s teoretickým úvodem do dané problematiky, přičemž důraz není kladen pouze na předání informací, ale na způsob, jak se získanými informacemi pracovat. Poté jsou studenti vyzváni k samostatné tvůrčí činnosti, která by neměla kopírovat předem připravené postupy, ale která by měla studentům prostor pro jejich vlastní řešení problému. Vedoucí cvičení zajišťuje roli odborného poradce, který se studenty prodiskutuje vhodnost jimi zvolené metodiky a na závěr zhodnotí dosažené výsledky a práci celé skupiny. Praktickým výstupem by mělo být vtažení studentů do problému, prohloubení týmové spolupráci ve skupině a poznání, že k požadovanému výsledku nevede jen jedna cesta. Využití se předpokládá nejenom při praktické části výuky, ale rovněž při zadávání semestrálních, bakalářských a diplomových prací pro studenty oboru Technická ekologie a Komerční elektrotechnika. Závěr V tomto článku byla řešena inovace praktických cvičení z výše jmenovaných předmětů, přičemž důraz byl kladen software pro výpočet hluku ve venkovním prostředí, Hluk +. Tato inovace by měla studenty nutit přemýšlet a samostatně hledat způsoby řešení jim předložené problematiky, tedy v nich podporovat samostatnost, přemýšlivost a kreativitu, vlastnosti, které řadě absolventů při odchodu do praxe chybí. Autoři příspěvku předpokládají, že pozitivní vliv se odrazí na hodnocení a schopnosti uplatnění se absolventů Fakulty elektrotechnické v praxi po ukončení bakalářského nebo magisterského studia. Příspěvek vznikl za podpory grantu FRVŠ č. 251/2009/G1. Literatura 1. Environmental Noise Directive 2002/49/EC. 2. Liberko M., Polášek J., Vlasák E.: Uživatelská příručka HLUK+ - verze 8. Praha, 2008. 3. Liberko M.: Informace k programu HLUK+. Praha, 2009. Autoři Doc. Ing. Olga Tůmová, CSc.; Oddělení měření, Katedra technologií a měření, Fakulta elektrotechnická, Západočeská univerzita v Plzni; Univerzitní 8, 306 14 Plzeň; e-mail: [email protected] Ing. Eva Vejvodová; Oddělení měření, Katedra technologií a měření, Fakulta elektrotechnická, Západočeská univerzita v Plzni; Univerzitní 8, 306 14 Plzeň; e-mail: [email protected] Ing. Michal Návorka; Oddělení měření, Katedra technologií a měření, Fakulta elektrotechnická, Západočeská univerzita v Plzni; Univerzitní 8, 306 14 Plzeň; e-mail: [email protected]
301
Optimalizace diagnostických procesů Tupa J. – FEL ZČU Plzeň, Basl J. – FIT VŠE Praha Anotace Optimalizace procesů je jedním z důležitých kroků při zavádění a uplatňování procesního řízení. K tomu se používá celá řada metod a nástrojů, které se snaží najít optimální způsob řízení s ohledem na náklady, dobu trvání procesů a kvalitu. Cílem příspěvku je přiblížit tuto problematiku pro potřeby diagnostiky, resp. pro řízení diagnostických proces a zároveň na konkrétním příkladu ukázat jednoduchý postup optimalizace diagnostických procesů v rámci zavádění procesního způsobu řízení.
Úvod Optimalizace diagnostických procesů je jednou z důležitých úloh v rámci řízení diagnostických procesů. Cílem je hledat co nejlepší (nejlépe vyhovující) řešení dané úlohy podle předem definované účelové funkce (kritéria) a při splnění zadaných podmínek. K optimalizaci procesů lze volit přístup z různých pohledů a lze využít různých nástrojů s odlišnými těžišti, prvky a kritérii optimalizace. K optimalizaci procesů existují dva základní přístupy: 1. Radikální (jednorázová změna procesů). 2. Kontinuální (postupná změna procesů). Definování optimalizačního kritéria je tedy jednou z podmínek provedení optimalizace. Kritérium může být popsáno například multikriteriální funkcí, kdy dílčí kritéria mohou být započtena ve výsledku s rozdílnou váhou. Při optimalizaci procesů jsou hledány a identifikovány úzká místa, která mají vliv na měřitelnou výstupní veličinu procesu. Účelem je odstranění úzkých míst. V organizacích existují tyto typy omezení: prostor, čas, organizace, informace (jejich struktura a signálové vyjádření), znalosti, průběh procesu, komunikace (mezi procesy, informacemi a mezi systémy). Je-li proces popsán například multikriteriální funkcí pomocí nástroje ARIS, potom zlepšení procesu je funkcí = f(t, p, n, o, s, m, k, d), kde t jsou průběžné doby, p je průchodnost procesu, n jsou náklady na proces, o jsou organizační přechody, s jsou systémové přechody, m jsou přechody v médiích, k je využití kapacit organizačních jednotek, d jsou datové redundance. [1], [2]. Mezi metody podporující optimalizace procesů patří například inženýrské metody průmyslového inženýrství, matematické optimalizační metody a další. Z inženýrskomanažerských je možné využít například Teorii omezení, metodu optimalizace nákladů ABC apod. [1], [2]. Metody matematické optimalizace se podle účelu rozdělují na analytické nebo numerické. V oblasti řízení procesů je možné využít zejména optimalizačního úlohy řešené pomocí metod diskrétní matematiky a matematického programování (tento termín nemá přímý vztah k programování). V rámci diagnostiky se jedná o úlohy kapacitního plánování, přiřazování pracovníků k jednotlivým procesům. Možnosti optimalizace diagnostických procesů Optimalizace procesů se nejčastěji provádí s použitím nákladových, kvalitativních nebo časových kritérií. Výběr optimalizačního kritéria není jednouchou záležitostí a záleží nejen na zkušenostech, ale i účelu pro jaký se diagnostika používá. Současně je možné respektovat jaký přístup diagnostiky je použit (zda on-line nebo off-line). Proto na základě konzultací
302
s odborníky v oblasti diagnostiky byla vytvořena tabulka 1, která přiřazuje optimalizační kritérium čas nebo náklady pro jednotlivé typy diagnostiky. Tab. 1: Optimalizační kritéria pro diagnostické procesy Typ diagnostiky On-line Off-line
Výzkum, vývoj x čas
Výroba
Provoz
Servis
Náklady Čas
Náklady Čas
x Čas
V oblasti on-line diagnostiky v oblasti výroby i v oblasti provozu, je možné jako stěžejní optimalizační kritérium stanovit náklady. Diagnostika v tomto případě probíhá kontinuálně a nevznikají zde velké časové prostoje při přípravě a realizaci diagnostických šetření. V rámci optimalizace nákladů je nutné sledovat vztah mezi náklady na on-line diagnostiku (provozní náklady) a mezi celkovými náklady (provozní náklady, investiční náklady vyjádřené formou odpisů) diagnostikovaného zařízení. Obecně platí, že náklady na on-line diagnostiku by neměly převyšovat náklady zařízení, přičemž je nutné uvažovat i náklady, které vzniknou při odstavení zařízení z provozu. V oblasti off-line diagnostiky je možné volit čas jako stěžejní optimalizační kritérium. Kritérium času bylo zvoleno zejména proto, že při pohledu na diagnostiku jako na službu, zákazníci kladou zejména požadavky na: - dostupnost služby v daném čase, - rychlost odezvy na vstupní požadavek. Tyto požadavky jsou důležité především v oblasti provozní off-line diagnostiky nebo diagnostiky ve výrobě, kdy diagnostické procesy jsou použity pro řešení problémů nebo prevenci. V situaci, kdy dochází k přerušení výroby nebo zařízení nemůže plnit svoji funkci, což má za následek negativní ekonomické dopady vyjádřené nejčastěji ztrátami, je kladen důraz na rychlé a účinné diagnostické šetření. Proto diagnostická šetření musí proběhnout v co nejkratší době, aby se minimalizovala doba odstávek nebo jiných provozních přerušení a minimalizovaly se ekonomické dopady. Snížení doby trvání procesů v oblasti výzkumu a vývoje je důležité zejména v těch případech, kdy je výzkum a vývoj prováděn pro průmyslovou sféru v rámci projektů. Příklad optimalizace diagnostických procesů V rámci tohoto příkladu je ukázán jednoduchý postup optimalizace diagnostických procesů, které jsou prováděny na reálném diagnostickém pracovišti (klimatické komory, termické analýzy, mikroskopie, elektrické a mechanické zkoušky). Cílem optimalizace bylo, v rámci zaváděného procesního způsobu řízení diagnostických procesů, časově optimalizovat procesy. Jako vstupní údaje pro optimalizaci diagnostického procesu byly použity záznamy o jednotlivých měřeních doby trvání procesů. Z těchto záznamů byla provedena analýza: 1) Vytíženosti klíčových zdrojů 2) Doby trvání procesů Ad 1) Výsledkem této analýzy je tabulka 1, která prezentuje využití disponibilního časového fondu procesu. Konkrétně byly vyhodnoceny údaje za kalendářní rok. Pro jednotlivá zařízení byl určen disponibilní časový fond s ohledem na požadavky obsluhy, počet pracovních dnů a případné plánované prostoje. Kromě klimatické komory, které disponuje 24h denním časovým fondem, byl pro jednotlivé zdroje určen 8h denní časový fond. Při analýze byly použity tyto výpočty: Disponibilní časový fond v měsíci [h] = Disponibilní denní časový fond [h] x Počet pracovních dnů. a z tohoto bylo dále vypočtena efektivita využití zařízení jako poměr
303
skutečného využití (v hodinách) a disponibilního časového fondu. Z této analýzy bylo zjištěno, že největší nároky na využití disponibilního časového fondu mají procesy související s měřením v klimatické komoře. Ad 2) Z dostupných a provedených záznamů bylo možné za sledované období u vybraných diagnostických procesů analyzovat dobu trvání jednotlivých procesů. Pro jednotlivé procesy byla vypracována popisná statistická analýza pomocí nástroje MS Excel. Z analýzy doby trvání procesů vyplývá, že největší dobu trvání procesu mají opět měření v klimatické komoře, kde jsou prováděny mnohahodinové cyklické klimatické zkoušky. Graficky jsou výsledky zaznamenány na obr. 1.
Střední hodnota doby trvání procesu /h
Doba trvání diagnostických procesů
50,00 45,00 40,00 35,00 30,00 25,00 20,00 15,00 10,00 5,00 0,00 TMA
SDT
Měření v klimatické komoře
Testování pájitelnosti
Laserová konf. mikroskopie
Diagnostický proces
Obr. 1: Doba trvání vybraných procesů Takto provedenou analýzou byly získány doby trvání vybraných diagnostických procesů, které při bližším zkoumání zahrnují veškeré činnosti související s přípravou a vlastní diagnostikou. Procesy byly podrobněji analyzovány z hlediska času, neboť čas byl hlavním použitým optimalizačním kritériem procesů. Dobu trvání procesů lze podrobněji vyjádřit a analyzovat vztahem (1):
T p = Tzpr + Tov + Tman + Tk
[časové jednotky],
(1)
kde
Tp - je celková průběžná doba procesu Tzpr - je doba zpracování procesu, pro kterou platí: Tzpr = Tzpr1 + Tdzk Tzpr1 - je doba prvního měření Tdzk - je doba měření při dodatečných zkouškách Tov - je doba různých činností ověřování v rámci procesu Tman - je doba manipulace v rámci procesu Tk - doba klidu (tj, čas, kdy vzorky leží bez vykonání určité činnosti na pracovištích),
304
Výsledky byly sumarizovány do tabulky 2. Tab. 2 Průměrná doba trvání procesů Proces Testování pájitelnosti Měření v klimatické komoře Příprava vzorku pro org. materiály
Tzpr1 [min]
Topr [min]
Tman [min]
Tk [min]
Tov [min]
Tp [min]
5 60 30
2 10 10
2 0 0
0 0 20
0 10 5
9 80 65
Závěr Analýzou vedených záznamů, bylo zjištěno, že největší podíl na době trvání obou diagnostických procesů má doba klidu a doba různých činností ověřování v rámci procesu. V rámci optimalizace byla přijata doporučení vedoucí k optimálnímu využití zdrojů a s tím související plánování diagnostických zkoušek tak, aby se snížila doba klidu nebo doba různých činností související s přípravou procesu. Konkrétně byly navrženy následující opatření vedoucí k optimalizaci procesů: 1) Zavést systém plánování diagnostických zkoušek. 2) Stanovit priority pro jednotlivé zakázky pomocí stupňů: 1 – zakázka s nejvyšší prioritou. 2 – zakázka externí s prioritou dodržení termínu. 3 – zakázka interní bez priority. Zakázky pak podle stupně priority budou přiřazovány jednotlivým pracovištím a diagnostickým procesům k realizaci. 3) Vytvořit databázi a systém pro automatický sběr dat a systém pro hodnocení naměřených výsledků z jednotlivých procesů. Tento systém by měl být přístupný všem uživatelům a optimalizace pak spočívá ve zkrácení času při dohledávání informací o uskutečněných diagnostických zkouškách a pro efektivnější plánování diagnostických procesů, kdy minulá data a zjištěné informace lze využít například pro zkrácení některých diagnostických procesů. Poděkování Tento příspěvek vznikl v rámci řešení výzkumného záměru MSM4977751310 „Diagnostika interaktivních dějů v elektrotechnice“, financovaného Ministerstvem školství mládeže a tělovýchovy ČR. Literatura 1. Basl J., a kol.: Teorie omezení v podnikové praxi. Zvyšování výkonnosti podniku nástroji TOC. Praha : Grada Publishing, 2003. ISBN 80-247-0613-X. 2. Basl J., Skočil Vl., Steiner F., Tupa J.: Řízení procesů v diagnostice: Návrhová část. Výzkumná zpráva. Plzeň: ZČU 2008. Autoři doc. Ing. Jiří Tupa, Ph.D.; Katedra technologií a měření, Fakulta elektrotechnická, Západočeská univerzita v Plzni; Univerzitní 8, 306 14 Plzeň; e-mail: [email protected] prof. Ing. Josef Basl, CSc.; Katedra informačních technologií, Fakulta informačních technologií, Západočeská univerzita v Plzni; Univerzitní 8, 306 14 Plzeň; e-mail: [email protected]
305
306
on-line
www.electroscope.zcu.cz
ISSN 1802-4564
'()(*(+(,(-(+(. 012345678596 6 6 2 526343 9 43
02 6 ! 6 8"6#7$6#7$ %5&6 ! 6 8"6#7$6#77
/012345678984:;64< @01ABC796D;BEC =01>
MNOPQRSTURVWXYZU[O\UNSNO]N^Q_W
COGEBI a.s. Vožická 2104 Tábor 390 02 ýeská republika COGEBI a.s. je souþástí nejvČtšího výrobce slídových elektroizolaþních materiálĤ na svČtČ ELINAR - COGEBI Group . Závod v TáboĜe, se stal souþástí skupiny COGEBI v roce 2003. Skupina je tvoĜena výrobními jednotkami COGEBI v Belgii, ýeské Republice, USA, Malajsii a ýínČ a novČ v Rusku (Elinar Holding). COGEBI a.s. Tábor se zabývá pĜevážnČ výrobou slídových izolaþních materiálĤ, které jsou prakticky stále nenahraditelné v ĜadČ prĤmyslových aplikací. Slídové izolaþní materiály se používají pĜi výrobČ vysokonapČĢových elektrických strojĤ a pĜístrojĤ (generátorĤ, pohonĤ, spínaþĤ), domácích elektrických spotĜebiþĤ, speciálních kabelĤ a nacházejí uplatnČní i ve slévárenské a skláĜském prĤmyslu.
VÝROBNÍ PROGRAM COGEBI Slídové papíry Slídové papíry jsou základním polotovarem pro výrobu slídových izolantĤ. Slídový papír je vyrábČn pod obchodním oznaþením Remika (kalcinovaný slídový papír) nebo Cogemica (nekalcinovaný slídový papír). AlternativnČ lze slídový papír vyrobit z obou základních druhĤ slíd vhodných pro elektrotechnické úþely, muskovitu nebo flogopitu. Mezilamelové izolace komutátorĤ Tuhé desky nebo lamely jsou vyrobeny ze slídového papíru a vhodného pojiva slisováním za vysoké teploty a tlaku. NáslednČ jsou broušeny na velmi pĜesnou tloušĢku. VyrábČjí se pod obchodním názvem Cogemicanite (Ĝada 400) Slídové izolanty pro vysokonapČĢové stroje Slídové izolaþní materiály jsou základním prvkem vysokonapČĢových izolaþních systémĤ elektrických toþivých strojĤ. Používají se pro výrobu hlavní izolace drážkové þásti vinutí, na izolaci þel vinutí a na izolaci jednotlivých vodiþĤ. Podle technologie výroby a obsahu pojiva se rozlišují dvČ základní skupiny : PĜedimpregnované izolaþní materiály (tzv. Resin Rich) : PĜedimpregnované izolaþní materiály vždy obsahují nosiþ (sklenČná tkanina, syntetické fóliePET, Kapton), slídový papír a vhodné pojivo, zpravidla na bázi epoxidových nebo silikonových pryskyĜic. Jsou vyrábČny pod obchodními znaþkami Relanex, Relastik, Remikaflex, Kalastik a Remikasil. Savé materiály pro vakuo-tlakové impregnaþní technologie (tzv. VPI) : Izolaþní pásky (obchodní názvy Remikapor nebo Cogemica VPI) obsahují malé množství pojiva. Jsou vyrábČny na bázi nekalcinovaných nebo speciálních slídových papírĤ a vhodného nosiþe (syntetické fólie nebo sklenČné tkaniny). V našem sortimentu jsou také pásky obsahující urychlovaþ vytvrzování impregnaþních systémĤ epoxid-anhydrid.
Vedle tČchto hlavních slídových materiálĤ dodává COGEBI a.s Ĝadu dalších neslídových materiálĤ nezbytných k finalizaci izolaþního systému, jako je Eltapreg, Eltafilm, Eltacarb, Eltaseal a Eltacord. Žáruvzdorné (žárové) materiály Tato skupina materiálĤ (Cogemicanite Ĝady 505, Cogetherm) je urþena k použití v tČch zaĜízeních, v nichž je souþasnČ požadována vysoká tepelná odolnost (krátkodobČ až 1000°C) zároveĖ s dobrými elektroizolaþními vlastnostmi. Tyto výrobky jsou založeny na slídovém papíru a silikonovém pojivu a jsou vyrábČny ve formČ tvrdých desek. Nacházejí uplatnČní v domácích spotĜebiþích (vysoušeþe vlasĤ, toastery, mikrovlnné trouby atd.), dĤležité je použití konstrukþních dílĤ z tČchto materiálĤ ve slévárenském, skláĜském a dalším prĤmyslu. Izolace cívek indukþních pecí Izolaþní materiály vyrobené ze slídového papíru, speciálního silikonového pojiva a vhodných nosiþĤ, eventuálnČ tepelnČ izolaþních vrstev, se používají k izolaci vinutí indukþních tavicích pecí. Jsou ohebné a neobsahují asbest. VyrábČjí se pod obchodními názvy Thermikanit, Cogefoil a Coge-Sinter. Izolanty pro kabeláĜský prĤmysl Slídové pásky Ĝad Pyronax a Firox jsou vyrábČny ze speciální tenké sklenČné tkaniny, slídového papíru (muskovitový nebo flogopitový) a flexibilního silikonového pojiva. Kabely nebo jejich jednotlivé vodiþe ovinuté tČmito páskami se vyznaþují tím, že zĤstávají funkþní mnoho hodin po vzniku požáru, a to i po vyhoĜení plastového obalu kabelu. COGEBI a.s. provádí také izolování vodiþĤ tČmito páskami. Tvarované izolanty COGEBI a.s. dodává široké spektrum výliskĤ, výstĜižkĤ a opracovaných dílĤ podle specifikací dodaných zákazníky, a to z pĜírodní slídy a všech typĤ CogemicanitĤ a CogethermĤ.
Kontakt : COGEBI a.s. Vožická 2104 390 02 Tábor ýeská republika Tel : Fax : e-mail : web :
+420 381 281 113 +420 381 281 567 [email protected] www.cogebi.com
ETD TRANSFORMÁTORY a.s. Zborovská 22/54 301 00 PlzeĖ, Doudlevce
Spoleþnost s dlouholetou tradicí výroby od r. 1921, jako souþást obchodní firmy ŠKODA do r. 2004. Výrobní program ¾ TĜífázové regulaþní olejové transformátory, výkonový rozsah 10 až 320 MVA, jmenovité napČtí do 420 kV ¾ TĜífázové neregulaþní olejové transformátory, výkon do 410 MVA a napČtí do 420 kV ¾ Jednofázové neregulaþní olejové transformátory s celkovým výkonem tĜífázové sestavy do 1200 MVA a napČtím do 420 kV ¾ Transformátory speciálního provedení dle požadavku zákazníka ¾ Lokomotivní transformátory ¾ Trakþní tlumivky pro pohony kolejových vozidel (vozidel metra, tramvají) a trolejbusĤ ¾ SpouštČcí reaktory ¾ Servisní þinnost, opravy, modernizace, technická pomoc, diagnostika
Kontakt: Ŷ www.etd-bez.cz Ŷ Ĝeditel tel.: 00420/378 117 420 Ŷ obchod tel.: 00420/378 117 701 Ŷ servis tel.: 00420/605 221 695 Ŷ fax: 00420/378 118 008 Ŷ mail: [email protected]
LDIC
Systémy pro mČĜení a diagnostiku þásteþných výbojĤ Systémy SAW pro monitorování teploty
Systémy pro monitorování izolace PĜístroje pro mČĜení C / tg delta
VysokonapČĢové zkušební systémy SemináĜe a konzultace Vazební þleny a senzory
Zastoupení fy LDIC pro ýR a SR: Petr Voda Electronics, Zámecké schody 13, CZ-594 01 Velké MeziĜíþí Tel./fax: +420 566 524 819
LDIC GmbH Kesselsdorf, Germany T: +49-35204-3900-0 www.ldic.de
LDIC AG Rheinfelden, Switzerland T: +41-61-836-8000 www.ldic.ch
HV TECHNOLOGIES Inc. Manassas, VA, USA T: +1-703-365-2330 www.hvtechnologies.com
Nabídka komplexní provozní diagnostiky. Naší snahou je komplexnČ splnit požadavky zákazníkĤ na diagnostiku a tím i na optimalizaci provozu a funkce zaĜízení, kontrolu a zvyšování bezpeþnosti a spolehlivosti a na splnČní legislativních norem a požadavkĤ vþetnČ s tím spojených výkazĤ a hlášení. Nabízíme tedy splnČní všech tČchto požadavkĤ diagnostikou „šitou na míru“, zahrnující vždy všechny požadované a potĜebné moduly, jako jsou: 1)
diagnostika na základČ legislativy: diagnostika ekologická, vyhrazená zaĜízení, zákony, vyhlášky, naĜízení, smČrnice, technické normy, pĜedpisy (i vlastní).
2)
diagnostika úþelová: funkþní zkoušky zaĜízení, záruþní zkoušky, diagnostika zaĜízení pĜed a po GO, periodické zkoušky (materiálová diagnostika, profylaktika), servisní diagnostika.
3)
provČrky a audity: posuzování a vyhodnocování investiþních zámČrĤ, projektových úkolĤ apod., posuzování zámČrĤ a plánĤ GO a rekonstrukcí, provČrky technické úrovnČ.
Nabídku lze rozþlenit pro jednotlivá zaĜízení, jejich þásti a dílþí funkce následovnČ: a) diagnostika elektrických strojĤ: Diagnostika transformátorĤ, alternátorĤ a dalších elektrických strojĤ netoþivých i toþivých (alternátory, motory, transformátory, tlumivky), diagnostika jejich izolaþních systémĤ a diagnostika prvkĤ distribuþních soustav a rozvoden. Diagnostika spínaþĤ plnČných SF6. Záruþní mČĜení zaĜízení na výrobu i distribuci elektrické energie. Rozbory izolaþních transformátorových olejĤ, turbínových olejĤ, strojních mazacích olejĤ. Stanovení PCB v olejích. Zkoušky stárnutí olejĤ. b)
diagnostika hlavního výrobního zaĜízení (kotle, turbíny, rozvod tepla): Pravidelné provČĜení hlavních parametrĤ zaĜízení, úþinnosti jednotlivých prvkĤ, vlastní spotĜeby, tepelné ekonomie v souvislosti s plánovanými GO a pĜípadnými rekonstrukcemi zaĜízení. Hodnocení úspČšnosti GO a dodržení garantovaných parametrĤ GO.
c)
materiálová diagnostika: OvČĜování vlastností materiálĤ, strojních souþástí i technologických þástí a celkĤ nedestruktivními i destruktivními metodami materiálových analýz a zkoušek. PĜejímky materiálu a dílþích þástí zaĜízení ve výrobČ a/nebo na stavbách. Diagnostika tlakového systému kotle (bubny, komory, výparník, pĜehĜíváky, parovody) v požadovaném rozsahu. Kontrola svárĤ, kontrola teþení parovodĤ. Kontrola tČles turbín, kontrola výmČníkĤ, expandérĤ, nádrží. Kontrola materiálového složení, kvality výroby a montáže.
d)
kontrola emisí: Pravidelné ovČĜování systému kontinuálního mČĜení emisí v termínech daných požadavky legislatívy.
e)
chemické analýzy: Rozbory vod, hodnocení chemického režimu.
f)
garanþní mČĜení energetických zaĜízení: Záruþní ovČĜení provozních parametrĤ všech druhĤ tepelnČ energetických zaĜízení, vodních turbosoustrojí, zaĜízení pro þištČní a odsiĜování spalin, chemických úpraven vody, zaĜízení elektroenergetiky ap. ).
g)
seĜizování spalovacího režimu: SeĜizování spalovacího režimu kotlĤ a dalších spalovacích zaĜízení na veškeré druhy paliv, optimalizace provozních parametrĤ, ekonomie provozu a parametrĤ emisí. Sestavení režimových karet zaĜízení. Zpracování technologických rovnic a algoritmĤ pro optimalizaci Ĝídících systémĤ. Nastavení parametrĤ Ĝídících systémĤ ve spolupráci s jejich dodavatelem. Optimalizace palivového a vzduchového režimu.
h)
energetické audity: Komplexní posouzení stavu energetického zaĜízení z hlediska provoznČ technologického, technické úrovnČ, bezpeþnosti provozu, požární bezpeþnosti, energetické nároþnosti, z hlediska ekologie, vedení provozní dokumentace, úrovnČ Ĝízení a zabezpeþování provozu a ekonomické efektivnosti. Návrhy na zdokonalení úrovnČ provozu na základČ odborného vyþíslení možných ekonomických pĜínosĤ.
i)
analýzy paliv: Autorizované analýzy paliv, atestaþní zkušebna automatických vzorkovaþĤ uhlí.
j)
termovizní mČĜení: Termovizní diagnostika spojových prvkĤ pĜenosových linek elektrické energie, kontrola ve výrobnách i rozvodnách el. energie. Kontrola tepelných izolací horkovodĤ, teplovodĤ, kotlĤ, turbín, ale i chladicích zaĜízení, mrazicích boxĤ ap. Diagnostika provozního stavu a stavu vyzdívek pecí, cementáĜských rotaþních pecí ap. Kontrola tepelnČ izolaþních vlastností plášĢĤ a stĜech budov.
Kontaktní adresa: Telefon: E-mail: Http://
ORGREZ, a.s., Hudcova 76, 657 97 Brno +420 541 613 111, +420 541 613 210, fax +420 541 613 380 [email protected] www.orgrez.cz
ŠKODA ELECTRIC a.s. je pĜedním svČtovým výrobcem trakþních elektrických pohonĤ a trakþních motorĤ pro trolejbusy, tramvaje, lokomotivy, pĜímČstské vlakové jednotky, metro a speciální dĤlní vozidla. V souþasné dobČ je výrobní program spoleþnosti tvoĜen tĜemi produktovými oblastmi.
Trolejbusy: Dodávky kompletních trolejbusĪ Náhradní díly pro trolejbusy Servis a údržba trolejbusĪ
TrakĀní motory: AC trakĀní motory DC trakĀní motory Synchronní motory s permanentními magnety ReluktanĀní motory Motory nebo komponenty pro speciální aplikace Komponenty AC motorĪ (cívky, statory, …)
TrakĀní pohony: Kompletní trakĀní elektrické výzbroje pro veĢejné dopravní prostĢedky MďniĀe pro hlavní pohony s trolejovým napďtím 600 V a 750 V DC MďniĀe pro hlavní pohony pro drážní aplikace (1500 V DC, 3000 V DC, 25 kV 50 Hz, 15 kV 16 2/3 Hz) MďniĀe pro pomocné pohony trakĀních vozidel NabíjeĀe pojezdových baterií PĢepďĨové a proudové ochrany Diagnostické a informaĀní systémy ġídicí systémy trakĀních vozidel
Kontakty ŠKODA ELECTRIC a.s. Tylova 1/57 I 301 28 PlzeĖ I ýeská republika Tel.: +420 378 181 155 I Fax: +420 378 181 452 E-mail: [email protected] I www.skoda.cz
ŠKODA ELECTRIC a.s.
Dodavatel mČĜící techniky firem: Multimetry, elektrometry, mČĜící zdroje, karty do PC, software PamČĢové záznamníky, wattmetry, všeobecné mČĜící pĜístroje Generátory TV signálu StĜídavé zdroje ( prĤmyslové, laboratorní, ATE ) Programovatelné stejnosmČrné zdroje 600-30kW, Laboratorní stejnosmČrné zdroje KEPCO Bipolární a unipolární stejnosmČrné zdroje, zdrojové moduly a zásuvné zdroje TECHNIX VysokonapČĢové zdroje ASSOCIATED RESEARCH Testery elektrické bezpeþnosti SLAUGHTER Stolní testery elektrické bezpeþnosti EM-TEST Systémy EMC pro imunitní zkoušky Burst, Surge, ESD NARDA MČĜící pĜijímaþe, generátory signálĤ, antény EMC MILMEGA Zesilovaþe 800 MHz až 8 GHz, 1 W až 1000 W PRANA Zesilovaþe 10 kHz až 4 GHz, 10 W až 2 kW ETS-LINDGREN StínČné a bez-odrazové komory, antény, TEM a GTEM komory, anténní stožáry, mČĜící stoly DATA I/O Programátory pamČtí DATAQ PĜenosné systémy sbČru dat
KEITHLEY HIOKI LEADER AMETEK
Kontakt: TESTOVACÍ TECHNIKA s.r.o. Hakenova 1423/III 290 01 PodČbrady Tel.: +420 325 610 123 Fax: +420 325 610 134 e-mail:[email protected] www.teste.cz
Editor: prof. Ing. Václav Mentlík, CSc. Autor obálky: Václav Boček Název: Diagnostika `09 Vydavatel: Západočeská univerzita v Plzni Tisk: Západočeská univerzita v Plzni, Plzeň, 2009 ISBN 978-80-7043-793-3
Diagnostika `09 Sborník mezinárodní konference konané 9. - 11. září 2009 na Srní pořádané KET/ET, FEL, ZČU Vydavatel Západočeská univerzita v Plzni Příspěvky byly recenzovány členy programového vedení konference. Publikace neprošla jazykovou korekturou, za správnost jednotlivých příspěvků ručí jejich autoři. Plzeň 2009
