book

CZASOPISMO NAUKOWO-TECHNICZNE
NR 2(456)
LUTY 2009
INNOWACYJNE WYROBY
PROCESY TECHNOLOGICZNE
MECHANIKA
ENERGOELEKTRONIKA
AUTOMATYKA
INFORMATYKA TECHNICZNA
TELEKOMUNIKACJA
AEROLOGIA
ZAGROŻENIA NATURALNE I BEZPIECZEŃSTWO
EKOLOGIA I OCHRONA ŚRODOWISKA
ORGANIZACJA I ZARZĄDZANIE
НОВАТОРСКИЕ ИЗДЕЛИЯ
ТЕХНОЛОГИЧЕСКИЕ ПРОЦЕССЫ
МЕХАНИКА
ЭНЕРГОЭЛЕКТРОНИКА
АВТОМАТИКА
ТЕХНИЧЕСКАЯ ИНФОРМАТИКА
ТЕЛЕКОММУНИКАЦИЯ
АЭРОЛОГИЯ
ЕСТЕСТВЕННЫЕ ОПАСНОСТИ И БЕЗОПАСНОСТЬ
ЭКОЛОГИЯ И ЗАЩИТА ОКРУЖАЮЩЕЙ СРЕДЫ
ОРГАНИЗАЦИЯ И УПРАВЛЕНИЕ
INNOVATIVE PRODUCTS
MANUFACTURING PROCESSES
MECHANICS
POWER ELECTRONICS
AUTOMATICS
TECHNICAL INFORMATICS
TELECOMMUNICATION
AEROLOGY
NATURAL HAZARDS AND SAFETY
ECOLOGY AND ENVIRONMENT PROTECTION
ORGANISATION AND MANAGEMENT
PL ISSN 0208-7448
Wydawca: Centrum Elektryfikacji i Automatyzacji Górnictwa EMAG
SPIS TREŚCI nr 2
1. Topograficzna analiza dwuwymiarowych obrazów
materiału ziarnistego
dr inż. A. Heyduk
5
dr inż. J. Joostberens
2. Zagadnienie monitorowania parametrów koncentratu
flotacyjnego w warunkach niepełnej informacji pomiarowej
11
3. Zastosowanie falowników rezonansowych
w przemyśle elektromaszynowym i wydobywczym
17
4. Wyniki monitorowania termicznego wybranych elementów
napędów maszyn górniczych
23
5. Monitorowanie eksploatacji prowadzonej w warunkach
współwystępowania zagrożeń metanowego i pożarami
endogenicznymi
dr inż. A. Marek
dr inż. A. Wieczorek
dr inż. J. Joostberens
dr inż. S. Trenczek
mgr inż. A. Broja
27
6. Oddziaływanie energoelektronicznych przekształtników
mocy zasilających duże odbiory na górnicze sieci
elektroenergetyczne – Część I
37
7. Z życia EMAG-u
51
mgr inż. J. Wosik
mgr inż. M. Hefczyc
prof. dr hab. inż. B. Miedziński
Rada Programowa Wydawnictw Centrum EMAG:
mgr inż. Marek Chagowski, prof. dr hab. inż. Stanisław Cierpisz – Przewodniczący Rady,
dr hab. inż. Piotr Czaja prof. nzw. w AGH, prof. dr hab. inż. Marian Dolipski, prof. dr hab. inż. Jerzy Frączek,
dr hab. inż. Marek Jaszczuk prof. nzw. w Pol. Śl., prof. dr hab. inż. Adam Lipowczan, dr inż. Piotr Litwa,
prof. dr hab. inż. Maciej Mazurkiewicz, prof. dr hab. inż. Bogdan Miedziński, prof. dr hab. inż. Tadeusz Orzechowski,
dr inż. Roman Pilorz doc. w Pol. Śl., doc. dr inż. Franciszek Szczucki, dr inż. Stanisław Trenczek – Sekretarz Rady,
prof. dr hab. inż. Stanisław Wasilewski, prof. dr hab. inż. Andrzej Zorychta
Komitet Redakcyjny:
Redaktor Naczelny – dr inż. Władysław Mironowicz, Sekretarz Redakcji – mgr inż. Antoni Kurzeja,
Redaktorzy działowi: mgr inż. Józef Koczwara, dr inż. Janusz Strzemiński, mgr inż. Janusz Tobiczyk,
prof. dr hab. inż. Stanisław Wasilewski, mgr inż. Piotr Wojtas,
Redaktor techniczny – mgr Urszula Gisman
Adres Redakcji: ul. Leopolda 31, 40-189 Katowice, tel. (0-32) 2007700, 2007570
e-mail: [email protected]
Nr 2(456) LUTY
ROK XLVII
A. HEYDUK
А. ХЕЙДУК
TOPOGRAPHIC ANALYSIS OF TWO-DIMENSIONAL
IMAGES OF GRANULAR MATERIALS
ТОПОГРАФИЧЕСКИЙ АНАЛИЗ ДВУМЕРНЫХ
ПРЕДСТАВЛЕНИЙ ЗЕРНИСТОГО МАТЕРИАЛА
The methods of a differential geometry to be used for segmentation purposes of an image of a granular material have been presented in the paper. A basic technique is an analysis of the characteristic values of an image brightness of a Hessian matrix at a
given point – allowing a precise topographic classification of that
point to be done. That classification facilitates really a separation
of vicinal grains. The classification is made by use of a bicubic
approximation of a neighbourhood of the pixel based on orthogonal basic polynomials.
В статье представлено использование методов дифференренциальной геометрии для сегментации представления зернистого
материала. Основной техникой является анализ ценности собственных матриц Хесиана четкости представления в определенном пункте – осуществляющий точную топографическую
классификацию данного пункта. Такая классификация в существенный способ помогает выделить соседствующие зерна
и совершается при использовании двухкубической аппроксимации окружения этого пикселя, основанной на ортогональных
базовых многочленах.
J. JOOSTBERENS
Я. ЁСТБЕРЕНС
PROBLEM OF A MONITORING
OF PARAMETERS OF FLOATATION CONCENTRATE
UNDER CONDITIONS OF INCOMPLETE
MEASURING INFORMATION
МОНИТОРИНГ ПАРАМЕТРОВ ФЛОТАЦИОННОГО
КОНЦЕНТРАТА В УСЛОВИЯХ НЕПОЛНОЙ
ИЗМЕРИТЕЛЬНОЙ ИНФОРМАЦИИ
In the domestic industrial hard coal floatation objects there are
available, regarding the measurements, only the quantitative
parameters of a feed and the qualitative parameters of floatation waste products, while there is no continuous control of
quantitative-qualitative parameters of a concentrate. The paper
presents the results of introductory insight into a continuous
monitoring of the parameters of a concentrate when there is
incomplete measuring information. The error questions have
not been discussed in this paper.
В отечественных промышленных объектах процесса флотации каменного угля измерительно доступны исключительно количественные параметры садива и качественные
флотационных отходов. Зато отсутствует непрерывный
контроль количественно-качественных параметров концентрата. В статье представлены результаты вступительной ориентировки в области непрерывного мониторинга
параметров концентрата в условиях неполной измерительной информации. В статье расчет погрешностей не
рассматривается.
A. MAREK
А. МАРЕК
APPLICATION OF RESONANCE INVERTERS
IN THE ELECTRIC MACHINE
AND MINING INDUSTRY
ПРИМЕНЕНИЕ РЕЗОНАНСНЫХ
ИНВЕРТЕРОВ В ЭЛЕКТРОМАШИННОЙ
И ДОБЫВАЮЩЕЙ ПРОМЫШЛЕННОСТИ
The paper aims at a presentation and a discussion on the mostly used power supply systems for induction heaters, their
characteristics and comparison to a suggested system in the
form of an inverter L–LC.
Целью статьи является представление и обсуждение чаще
всего применяемых систем, питающих индукционные
электронагреватели, их особенности и сравнение их с редлагаемой версией конвертора L–LC.
A. WIECZOREK
J. JOOSTBERENS
А. ВЕЧОРЕК
Я. ЁСТБЕРЕНС
RESULTS OF THERMAL MONITORING
OF THE CHOSEN ELEMENTS OF DRIVES
OF MINING MACHINES
РЕЗУЛЬТАТЫ ТЕРМИЧЕСКОГО МОНИТОРИНГА
ВЫБРАННЫХ ЭЛЕМЕНТОВ ДВИГАТЕЛЕЙ
ГОРНЫХ МАШИН
The results of experimental studies on heating of lubricating
oil used for non-standard profile toothed gears have been
discussed in the paper and then compared with the results
achieved for tooth profiles made according to the commonly
used standard PN-M-88503:1992. On the basis of the measurements carried out at a closed power test stand there have
been proven the higher temperature rises of lubricating oil for
gears with a high tooth profile.
В статье представлены результаты экспериментальных
исследований нагрева масла, смазывающего нестандартные зубчатки и сравнены с результатами, полученными
для передачи с колесами, соответствующими с применяемой нормой PN-M-88503:1992. На основании измерений
в пункте перекрытой мощности подтверждено увеличенную температуру масла при передаче с высокой зубчаткой.
4
MECHANIZACJA I AUTOMATYZACJA GÓRNICTWA
S. TRENCZEK
A. BROJA
С. ТРЕНЧЕК
А. БРОЯ
MINING MONITORING AT A CO-OCCURRENCE
OF THE METHANE AND SPONTANEOUS
FIRE HAZARDS
МОНИТОРИНГ ЭКСПЛУАТАЦИИ В УСЛОВИЯХ
ОДНОВРЕМЕННОГО ПОЯВЛЕНИЯ МЕТАНОВЫХ
ОПАСНОСТЕЙ И ЭНДОГЕННЫХ ПОЖАРОВ
The most relevant regulations relating to a co-occurrence of
the methane and spontaneous fire hazards have been quoted in
the paper. The regulations have been presented according to
the stages of planning and carrying on the mining operations.
There have been reminded some conclusions made by the
commissions appointed to examine the reasons and circumstances of accident events with presence of the above mentioned hazards. There has been shown a significance of
a complementary analysis of the hazards and a coherence of
the actions to be undertaken have been emphasized. There has
been emphasized the importance of location of measuring
points for early detection of spontaneous fires, especially
when a methane drainage is used. A list of the events which
may occur under conditions of a co-occurrence of those hazards has been given. The results of examination of the characteristics of variable composition of gases collected by methane
drainage have been presented. A measuring system of methane drainage has been characterized in terms of assistance
potential at monitoring of the associated hazards.
В статье представлены самые важные предписания, касающееся одновременного появления метановых опасностей и эндогенных пожаров. Сформулировано предписания, соответственно этапам планировки эксплуатации.
Припомнено также некоторые предложения комиссий,
призываемых для исследования причин и обстоятельств,
возникших аварийных случаев с этими опасностями.
Показано значение комплементарного анализа опасностей
при акцентировке связи принимаемых действий. Подчеркнута важность размещения измерительных пунктов
для контроля раннего обнаружения эндогенных пожаров,
особенно при применении дренажа метана. Подано составление случаев, возникших в условиях одновременного появления этих опасностей. Представлено результаты
исследований характеристик изменчивости параметров
состава газов, заключаемых в дренаже метана. Оговорено
возможности содействия мониторинга опасностей, одновременно проявляющихся, описывая и характеризуя при
этом измерительную систему дренажа метана.
J. WOSIK
M. HEFCZYC
B. MIEDZIŃSKI
IMPACT OF POWER ELECTRONICS
CONVERTERS FOR SUPPLY OF HIGH-POWER
RECEIVERS ON THE MINING
POWER NETWORKS
PART I
In the first part of the paper there have been characterized the
power electronics converters, as non-linear receivers, designed
for use in the mining drive systems. The characteristics of
deformed courses of voltages and currents including their
spectral analyses have been presented in the paper.
Ю. ВОСИК
М. ХЕФЧИЦ
Б. МЕДЗИНЬСКИ
ВОЗДЕЙСТВИЕ ЭНЕГРЕТИЧЕСКИХ
ЭЛЕКТРОННЫХ ПРЕОБРАЗОВАТЕЛЕЙ МОЩНОСТИ,
ПИТАЮЩИХ ПРИЕМЫ ГОРНЫХ
ЭЛЕКТРОЭНЕРГЕТИЧЕСКИХ СЕТЕЙ ПРИ
БОЛЬШИХ ПОБОРАХ
ЧАСТЬ I
В первой части статьи охарактеризованы нелинейные
поборы в виде энергетических электронных преобразователей мощности, применяемых в горных приводных
системах. Представлена характеристика деформированных протеканий напряжения и тока с их спектральным
анализом.
dr inż. ADAM HEYDUK
Politechnika Śląska
Topograficzna analiza
dwuwymiarowych obrazów materiału ziarnistego
W artykule przedstawiono wykorzystanie metod geometrii różniczkowej do celów
segmentacji obrazu materiału ziarnistego. Podstawową techniką jest analiza wartości własnych macierzy hesjanu jasności obrazu w danym punkcie – umożliwiająca
precyzyjną topograficzną klasyfikację tego punktu. Taka klasyfikacja w istotny sposób ułatwia wyodrębnienie sąsiadujących ze sobą ziaren. Klasyfikacja ta dokonywana jest przy wykorzystaniu dwusześciennej aproksymacji otoczenia tego piksela
opartej na ortogonalnych wielomianach bazowych.
WSTĘP
Segmentacja obrazu materiału ziarnistego opiera się
na przypisaniu każdemu pikselowi odpowiedniej kategorii (np. ziarna, krawędzi ziarna, przestrzeni międzyziarnowej, tła – np. taśmy przenośnika itp.) Klasyfikacja ta dokonywana jest na zasadzie istnienia zależności
miedzy jasnością rozpatrywanego fragmentu obrazu
a własnościami powierzchni fotografowanego obiektu.
Ponieważ w zagadnieniach przeróbki surowców mineralnych występuje zwykle bardzo duża liczba obiektów (ziaren, pęcherzyków) charakteryzujących się
takimi samymi lub bardzo zbliżonymi cechami fotometrycznymi powierzchni (ten sam materiał) to dla
interpretacji obrazu decydujące znaczenie ma ich
ukształtowanie geometryczne (kąt nachylenia w stosunku do kierunku oświetlenia i osi optycznej obiektywu kamery). Przy równomiernym oświetleniu padającym z kierunku zbliżonego do osi obiektywu i prostopadłego do obserwowanej powierzchni (makroskopowo) – najczęściej jest to powierzchnia pozioma
(strumień materiału na taśmie przenośnika lub np.
powierzchnia piany flotacyjnej), fragment obrazu
będzie tym ciemniejszy im większy będzie jego kąt
nachylenia, bo odbite w bok światło nie będzie trafiać
do obiektywu kamery. Stąd też – przy założeniu poziomej powierzchni, górnym powierzchniom ziaren
lub pęcherzyków piany odpowiadać będą obszary
jaśniejsze, natomiast obszary ciemniejsze interpretowane być mogą jako przestrzenie międzyziarnowe.
Zagadnienie segmentacji sprowadzić więc można do
wyszukiwania lokalnych maksimów i minimów jasności obrazu. Najprostszą metodą może być tu progowe
przetwarzanie obrazu, czyli porównywanie luminancji
każdego piksela z ustaloną wartością progową, jednak
z uwagi na występującą w praktyce niejednolitość
oświetlenia oraz zróżnicowaną jasność poszczególnych obiektów jednoznaczne ustalenie tych wartości
progowych praktycznie nie jest możliwe lub też prowadzi do dużych błędów w lokalizacji granic wydzielanych obszarów. Stad też celowe jest poszukiwanie
metod bardziej precyzyjnie interpretujących lokalną
strukturę obrazu.
Podstawową operacją lokalnego przetwarzania obrazu stosowaną w komputerowych systemach wizyjnych
do celów segmentacji jest wyznaczanie gradientu jasności. Metoda ta jest szczególnie efektywna do wyznaczania granic obiektów o zróżnicowanej jasności
(np. jasny obiekt na ciemnym tle lub odwrotnie) jednak w przypadku niewielkich różnic miedzy obiektem
a tłem lub sąsiednimi obiektami jej zastosowanie staje
się znacznie trudniejsze. Jest to również metoda wrażliwa na zakłócenia spowodowane np. nierównomiernością powierzchni (teksturą) rozdzielanych obiektów
– stąd też zwykle wymagane jest wstępne wygładzenie
segmentowanego obrazu. W niniejszym artykule zaproponowano metodę sześciennej aproksymacji fragmentów obrazu, ułatwiającą łatwe wyznaczenie niezbędnych do dalszej analizy pochodnych pierwszego
i drugiego rzędu w różnych kierunkach, wynikających
z lokalnej struktury obrazu.
6
MECHANIZACJA I AUTOMATYZACJA GÓRNICTWA
1. RÓŻNICZKOWA OCENA WKLĘSŁOŚCI/WYPUKŁOŚCI POWIERZCHNI
W PRZESTRZENI TRÓJWYMIAROWEJ
 2 f
 x 2
a H xy  
 2 f

 xy
Dwuwymiarowy obraz monochromatyczny można
traktować jako dyskretny zbiór wartości pewnej ciągłej funkcji f(x, y) opisującej rozkład jasności (luminancji) w poszczególnych punktach obrazu w przyjętym układzie współrzędnych x, y. Pochodną tej funkcji dwóch zmiennych f(x, y) w kierunku wektora v
tworzącego kąt α z osią x można ogólnie wyznaczyć
jako
f  x  t cos  , y  t sin    f  x, y 
df ( x, y )
 lim

t

0
dv
t
f  x, y 
f  x, y 

cos  
sin 
x
y
(1)
Postępując tak samo, można wyznaczyć drugą pochodną w tym samym kierunku jako
d 2 f  x, y    f ( x, y )
f ( x, y )

 
cos  
sin   cos  
2
dv
x  x
x


  f ( x, y )
f ( x, y )

cos  
sin   sin 

y  x
x

czyli
d 2 f  x, y   2 f
2 f
f
2

cos


sin 2   2
cos  sin 
dv 2
x 2
y 2
xy
(3)
co można zapisać macierzowo jako
d 2 f  x, y 
  cos 
dv 2
2 f 
xy  cos  


 2 f   sin  

y 2 
(4)
a w skrócie
df
 dT  H  d
dv
(5)
gdzie:
cos    d x 
d
    oznacza kierunek, wzdłuż któ sin    d y 
rego liczona jest pochodna,
obrazu w rozpatrywanym punkcie.
Aby znaleźć kierunek d, w którym druga pochodna
d 2 f  x, y   2 f 2  2 f 2
f
 2 dx  2 d y  2
d x d y przy
2
dv
x
y
xy
warunku d x2  d y2  1 osiąga minimum można zastosować metodę mnożników Lagrange’a, czyli poszukiwać punktów stacjonarnych funkcji
D dx , d y  
2 f 2
2 f
2 f 2
d

2
d
d

d y    d x2  d y2  1
x
x
y
x 2
xy
y 2
 D  d x , d y 

0
d x

Wówczas warunki 
 D  d x , d y 
0

d y

(7)
przybierają postać
(2)
 2 f
 x 2
sin    2
 f

 xy
2 f 
xy 
jest hesjanem jasności
2 f 

y 2 
 2 f
2 f
2
d

2
d x  2 d x  0
 x 2 x
xy

 2
2
 2  f d  2  f d  2 d  0
y
y
 x 2 y
xy
(8)
czyli w zapisie macierzowym
 2 f
 x 2

 2 f

 xy
2 f 
dx 
xy   d x 
      .
2
 f  d y 
d y 
2 
y 
dx 
 musi więc być wektorem własnym
d y 
Kierunek 
 2 f
 x 2
hesjanu H xy  
 2 f

 xy
2 f 
xy 
.
2 f 

y 2 
Zatem przyjmując dla skrócenia zapisu dalszych
obliczeń oznaczenia
Nr 2(456) LUTY 2009
7
Znacznie korzystniej jednak zapisać wzór (18)

2 f
 Fxx  2
x


2 f
F

 yy
y 2


2 f
 Fxy 
xy


w równoważnej postaci   Fxx  Fyy
(10)
i zapisując hesjan w postaci
 Fxx
H xy  
 Fxy
Fxy 
Fyy 
(11)
1 
Fxy   d x 
dx 
 



Fyy   d y 
d y 
2
 4Fxy 2 ,
gdyż zmniejsza to liczbę niezbędnych operacji obliczeniowych (zwłaszcza mnożeń – bardziej czasochłonnych od dodawania i odejmowania) oraz – co
ważniejsze – jednocześnie świadczy, że   0 , gwarantując istnienie rozwiązań równania (17) w zbiorze
liczb rzeczywistych.
Wówczas pierwiastki równania (17), czyli wartości
własne macierzy Hxy można zapisać jako
można napisać, że
 Fxx
F
 xy

(12)
2 
F
Fxx  Fyy 
 Fyy   4 Fxy2
2
xx
(19a)
2
F
Fxx  Fyy 
xx
 Fyy   4 Fxy2
2
(19b)
2
W szczególnym przypadku, gdy   0 (możliwe
czyli
 Fxx  
 F
 xy
Fxy   d x  0
.


Fyy     d y  0
(13)

 Fxx  Fyy
)

 Fxy  0
tylko w sytuacji, gdy jednocześnie 
zachodzi
Równanie macierzowe (13) może mieć niezerowe
rozwiązania tylko wtedy, gdy jego wyznacznik równy jest zeru
Fxx  
Fxy
Fxy
0
Fyy  
(14)
1  2 
Fxx Fyy   Fxx   Fyy    Fxy  0
2
 Fxx  i
 F
 xy
(15)
Wartości własne  muszą być więc pierwiastkami
równania kwadratowego
2
 2    Fxx  Fyy    Fxx Fyy  Fxy 2   0 (17)

  Fxx  Fyy

2


 4 Fxx Fyy  Fxy 
2
 Fxx  2 Fxx Fyy  Fyy  4 Fxx Fyy  4 Fxy  (18)
2
2
 Fxx  2 Fxx Fyy  Fyy  4 Fxy
2
2
dx 
(20)
Fxy
(2.21a)
  1
Fxx  Fyy 
F
xx
 Fyy   4 Fxy2
2
2 Fxy
(2.21b)
a dla   2
2
2
Fyy  
dx 
czyli dla
Wyróżnik  tego równania kwadratowego (17)
będzie miał postać
Fxy   d x  0

Fyy  i   d y  0
Przyjmując wstępnie np. d y  1 uzyskuje się
(16)
czyli
(19c)
2
Dla każdej wartości i można wyznaczyć odpowiadający jej wektor własny z układu równań
czyli
 Fxx      Fyy     Fxy 2  0
Fxx  Fyy
dx 
Fxx  Fyy 
F
xx
 Fyy   4 Fxy2
2 Fxy
2
(2.21c)
MECHANIZACJA I AUTOMATYZACJA GÓRNICTWA
8
Wektory własne będą więc miały postać:

 Fxx  Fyy 
d1  


F

 Fxx  Fyy 
d2  


2

 Fyy   4 Fxy2 

2 Fxy


1
F
xx
xx
 Fyy 
2 Fxy
1
2
 Fxx
F
 xy

 4F 



2
xy
d2 f
 1  d1x
dd12
Fxy   d1x 
 d1x 
    1  

Fyy   d1 y 
 d1 y 
(26)
 d1x 
d1 y      1  d12x  d12y   1 (27)
 d1 y 
I analogicznie
2

 Fyy   4 Fxy2 

2 Fxy

2
 Fxx  Fyy   4Fxy2 

2 Fxy

F
 Fxx
F
 xy
Do dalszych rozważań najkorzystniej przyjąć wektory własne w postaci znormalizowanej (o długości
równej 1), czyli
 d1x 
d 
 1y 
1
1
d2 
d2
d 22x  d 22y
 d2 x 
d 
 2y 
(23)
(28)
Fxy   d 2 x 
 d2 x 
    2  

Fyy   d 2 y 
d2 y 
(29)
to
d2 f
 2  d 2 x
dd 22
 d2 x 
d 2 y      2  d 22x  d 22y   2 (30)
1 4 2 43
d2 y 
1
2. LOKALNA APROKSYMACJA FRAGMENTÓW OBRAZU FUNKCJĄ DWUSZEŚCIENNĄ Z WYKORZYSTANIEM WIELOMIANÓW
ORTOGONALNYCH
Do celów analizy topograficznej metodami geometrii różniczkowej najkorzystniej jest otoczenie rozważanego punktu (piksela) P(x,y) aproksymować określoną funkcją, np. dwuwymiarowym wielomianem
o ogólnej postaci
f ( x, y )  K1  K 2 x  K 3 y  K 4 x 2  K 5 xy  K 6 y 2 
           
aproksymacja
liniowa
gdyż ułatwi to dokonywanie przekształceń odwrotnych.
Zachodzi wówczas
1 dla i  j
eTi  e j  
0 dla i  j
Fxy   d 2 x 

Fyy   d 2 y 
A ponieważ
(22)
1
1
d1 
d1
d12x  d12y
 Fxx
d 2 y   
 Fxy
d2 f
 d2 x
dd 22 
xx
2

2 
2

 F  Fyy   Fxx  Fyy   4 Fxy 
d1T  d 2   Fxx  Fyy   Fxx  Fyy   4 Fxy2 2 Fxy    xx



 
2 Fxy


2
2

 

  Fxx  Fyy   Fxx  Fyy   4 Fxy2    Fxx  Fyy   Fxx  Fyy   4 Fxy2   4 Fxy2 

 

2
2
  Fxx  Fxy    Fxx  Fyy   4 Fxy2   4 Fxy2  0


e2 
(25)
to
Wektory własne d1 , d 2 (o ile są różne) tworzą
układ ortogonalny, gdyż ich iloczyn skalarny
e1 
Fxy   d1x 

Fyy   d1 y 
A ponieważ
lub po przeskalowaniu

F  Fyy 
d1   xx



F  Fyy 
d 2   xx


 Fxx
d1 y   
 Fxy
d2 f
  d1x
dd12 
(24)
Wracając do wyznaczania wartości drugiej pochodnej w wyznaczonych kierunkach d1 i d2 można
zapisać
aproksymacja
kwadratowa
(31)
 K 7 x 3  K 8 x 2 y  K 9 xy 2  K10 y 2
            
aproksymacja
sze śzeście
Sumaryczny błąd aproksymacji we wszystkich
punktach prostokątnego otoczenia (okna) punktu
będzie równy
e 2   ( K1  K 2 x K 3 y  K 4 x 2  K 5 xy  K 6 y 2 
x
y
 K 7 x  K 8 x y  K 9 xy  K10 y  f ( x, y ))
3
2
2
3
2
.
Nr 2(456) LUTY 2009
9
Minimalizacja tego błędu, czyli aproksymacja optymalna w sensie metody najmniejszych kwadratów,
będzie możliwa, gdy wyzerują się pochodne funkcji
błędu, po wszystkich współczynnikach K1, K2, ... K10,
czyli
e 2
e 2
e 2
e 2
 0,
 0,
 0,
 0, ...
K1
K 2
K 3
K 4
e 2
e 2
e 2
 0,
 0,
0
K 8
K 9
K10
(32)
Po wyznaczeniu wartości współczynników K1, K2
… K10 można już stosunkowo łatwo wyliczyć pochodne cząstkowe
 f ( x, y )
 K 2  2 K 4 x  K 5 y  3K 7 x 2  2 K8 xy  K 9 y 2


x

 f ( x, y )
2
2
 y  K 3  K 5 x  2 K 6 y  K8 x  2 K 9 xy  3K10 y
(33)

  2 f ( x, y )
 2 K 4  6 K 7 x  2 K8 y

2
 x
  2 f ( x, y )
 2 K 6  2 K 9 x  6 K10 y

2
 y
  2 f ( x, y )
 K5  2 K8 x  2 K 9 y

 x y
Dla klasyfikowanego punktu P położonego w centrum rozpatrywanego obszaru (czyli o współrzędnych
(x=0, y=0) )wyrażenia (33) przyjmują jeszcze znacznie prostszą postać

f ( x, y )
 K2
 Fx 
x

f ( x, y )

 Fy  y  K 3


 2 f ( x, y )
 2K4
 Fxx 
x 2


 2 f ( x, y )
 2K6
 Fyy 
y 2


 2 f ( x, y )
 K5
 Fxy 
x y

(34)
Poszczególne pochodne cząstkowe (niezbędne do
obliczania wartości gradientu i hesjanu) można więc
bardzo łatwo wyznaczyć bezpośrednio na podstawie
znajomości współczynników wielomianu aproksymacyjnego (31).
[1],[2] według następujących reguł (Uwaga: Ze
względu na występujące w obrazie zakłócenia przyjęto, że warunki i  0 , i  0 , i  0 odpowiadają
porównaniu wartości i z określoną wartością progową (wartość ta może być np. lokalnie wyznaczana
w sposób adaptacyjny przy uwzględnieniu wariancji
jasności w najbliższym otoczeniu rozpatrywanego
piksela), gdyż chodzi o to aby jednoznacznie klasyfikować tylko „wyraźne” granice).
Jeśli gradient jasności G  0 to punkt leży na obszarze nachylonym (np. pochyłej krawędzi ziarna)
i nie jest celowe rozpatrywanie wartości i znaku drugiej pochodnej kierunkowej
Jeśli gradient G  0 to niezbędna jest dalsza analiza na podstawie znaków i wartości drugich pochodnych:
 Jeśli 1  0 , 2  0 obszar płaski (zwykle górna
powierzchnia ziarna lub fragment rozległej przestrzeni międzyziarnowej – w tym przypadku dodatkową wskazówką może być bezpośrednio wartość
luminancji rozważanego piksela),
 Jeśli 1  0 , 2  0 obszar wypukły (górna powierzchnia ziarna – nie może wchodzić w skład
przestrzeni międzyziarnowej),
 Jeśli 1  0 i 2  0 obszar wklęsły (jeśli taki
obszar graniczy z innymi punktami przestrzeni
międzyziarnowej to może być do niej zaliczony,
natomiast jeżeli jest ze wszystkich stron otoczony
obszarem płaskim lub wypukłym – to oznacza
zwykle niewielkie wgłębienie na górnej powierzchni jakiegoś ziarna),
 Jeśli 1  0 , 2  0 podłużne minimum (np.
wklęsła granica między 2 ziarnami),
 Jeśli 1  0 , 2  0 podłużne minimum (np.
wklęsła granica między 2 ziarnami),
 Jeśli 1  0 , 2  0 podłużne maksimum (np.
wypukła krawędź 2 ścian ziarna na jego górnej powierzchni),
 Jeśli 1  0 , 2  0 podłużne maksimum (np. wypukła krawędź 2 ścian ziarna na jego górnej powierzchni),
 Jeśli 1  0 2  0 punkt siodłowy (np. 2 ziarna
stykające się na niewielkim obszarze – może być
zaliczone do przestrzeni międzyziarnowej),
 Jeśli 1  0 , 2  0 punkt siodłowy (np. 2 ziarna
stykające się na niewielkim obszarze – może być
zaliczony do przestrzeni międzyziarnowej).
3. REGUŁY KLASYFIKACJI POSZCZEGÓLNYCH PIKSELI OBRAZU
4. PRZYKŁAD OBLICZENIOWY

Wartość gradientu luminancji G  Fx2  Fy2
 oraz
wartości własnych hesjanu luminancji pozwalają
jednoznacznie klasyfikować wiele punktów obrazu
Dla ilustracji opisanej powyżej metody klasyfikacyjnej przedstawiono przykłady analizy, prze-
MECHANIZACJA I AUTOMATYZACJA GÓRNICTWA
10
prowadzonej i zwizualizowanej za pomocą programu Matlab™. Dla zapewnienia większej szybkości obliczeń, procedury obliczeniowe zostały
napisane w języku Visual C w postaci MEXplików [3],[4], co jednocześnie ułatwić może ich
dalszą integrację w systemie docelowym, pracującym w czasie rzeczywistym.
Rys. 4. Zacienione obszary wklęsłe
dla obrazu z Rys. 1
WNIOSKI
Rys. 1. Przykładowy obraz materiału ziarnistego
Rys. 2. Podłużne minima luminancji
dla obrazu z Rys. 1
Podstawowym elementem segmentacji obrazów
materiału ziarnistego jest wyznaczenie podłużnych
minimów luminancji. Istotną rolę odgrywają także
inne punkty, a zwłaszcza zacienione obszary wklęsłe
– położone między kilkoma ziarnami oraz punkty
siodłowe w obszarach bezpośredniego styku dwóch
sąsiadujących ze sobą ziaren. Ich wyodrębnienie jest
niezbędne dla zapewnienia ciągłości wyznaczanych
konturów poszczególnych ziaren. Klasyfikacja punktu możliwa jest jednak dopiero na podstawie analizy
jego bezpośredniego otoczenia (dwuwymiarowego
okna pomiarowego o określonym rozmiarze). Takie
otoczenie najdogodniej aproksymować funkcją sześcienną o współczynnikach wyznaczanych za pomocą ortogonalnych wielomianów bazowych.
Literatura
1.
2.
3.
4.
Lopez A.M, Lumbreras F., Serrat J.: Evaluation of methods for
ridge and valley detection. IEEE Transactions on Pattern Analysis
and Machine Intelligence, April 1999.
Eberly D., Gardner R., Morse B., Pizer S., Scharlach C.: Ridges
for image analysis. Journal of Mathematical Imaging and Vision,
4:353-373 (1994).
Matlab® 7 External Interfaces. The MathWorks 2008.
Matlab® 7 C and Fortran API Reference. The MathWorks 2008.
Recenzent: dr inż. Roman Kaula
Rys. 3. Punkty siodłowe luminancji
dla obrazu z Rys. 1
dr inż. JAROSŁAW JOOSTBERENS
Politechnika Śląska
Zagadnienie monitorowania parametrów
koncentratu flotacyjnego
w warunkach niepełnej informacji pomiarowej
W krajowych obiektach przemysłowych procesu flotacji węgla kamiennego dostępne
pomiarowo są wyłącznie parametry ilościowe nadawy i jakościowe odpadów flotacyjnych. Natomiast brakuje ciągłej kontroli parametrów ilościowo-jakościowych
koncentratu. W artykule przedstawiono wyniki wstępnego rozeznania w zakresie
ciągłego monitorowania parametrów koncentratu w warunkach niepełnej informacji
pomiarowej. W niniejszym artykule rachunek błędów nie jest dyskutowany.
WSTĘP
Flotacja należy do fizykochemicznych metod
wzbogacania surowców mineralnych. W przypadku
węgli kamiennych wzbogacanie metodą flotacji stosowane jest dla nadawy składającej się z ziaren
mniejszych od 0,5 mm (max <1 mm). Z punktu widzenia automatyzowania procesu, flotacja węgla jest
wielowymiarowym, dynamicznym nieliniowym
obiektem sterowania. Podstawowymi wielkościami
wejściowymi procesu flotacji są: natężenie przepływu nadawy – Qn o zawartości popiołu An i koncentracji części stałych w nadawie Kcs, natężenie przepływu
odczynnika flotacyjnego Vo, natężenie przepływu
powietrza do aeracji mętów Qa oraz poziom zawiesiny w komorach flotownika h. Wielkościami wyjściowymi są: ilość (wychód) koncentratu WK, zawartość popiołu w koncentracie Ak, ilość (wychód) odpadów Wo, zawartość popiołu w odpadach Ao.
W przemysłowych układach sterowania procesem
flotacji węgla kamiennego możliwe jest zainstalowanie przyrządów pomiarowych mierzących parametry
ilościowe i jakościowe nadawy, koncentratu i odpadów [1, 2, 6-8, 11, 13, 15]. Pełne oprzyrządowanie
obiektu umożliwia ciągłą kontrolę jakości prowadzenia procesu. W typowych krajowych układach pomiarowo dostępne są parametry ilościowe nadawy
oraz jakościowe odpadów flotacyjnych. Problemem
jest brak możliwości ciągłej kontroli zawartości popiołu w nadawie i w koncentracie.
W krajowych rozwiązaniach, układy automatycznego sterownia sprowadzają się do lokalnych układów automatycznej stabilizacji wybranych sygnałów sterujących: h, Qa, Vo, a o ich wartościach zadanych decyduje operator procesu. W większości
krajowych systemów sterowania, strategia sterowanie opiera się głównie na wiedzy operatora procesu,
który podejmuje decyzje o zmianach wartości sygnałów sterujących (w tym głównie ilości odczynnika flotacyjnego) na podstawie obserwacji piany
flotacyjnej, wskazań gęstościomierza nadawy i popiołomierza odpadów.
1. ILOŚĆ KONCENTRATU
Rys. 1. Proces flotacji węgla
jako obiekt sterowania
Równania bilansu mas i popiołów w nadawie, koncentracie i odpadach flotacyjnych można zapisać
w postaci:
MECHANIZACJA I AUTOMATYZACJA GÓRNICTWA
12
Wn = Wk + Wo
(1a)
An Wn = Ak Wk + Ao Wo
(1b)
gdzie:
Wi – ilość (wychód) odpowiednio: nadawy, koncentratu, odpadów (i = n, k, o),
Ai – zawartość popiołu odpowiednio: w nadawie,
koncentracie, odpadach (i = n, k, o).
Na podstawie równań (1a i 1b) bilansu mas
i zawartości popiołów w nadawie i produktach
flotacji ilość koncentratu może być obliczona
z równania:
Wk 
An  Ao
Wn
Ak  Ao
(2a)
Przyjmując, że Wn = 100 [%], równanie opisujące ilość (wychód) koncentratu można zapisać
w postaci:
Wk % 
An  Ao
100 %
Ak  Ao
(2b)
Jak widać równania 2a, 2b wiążą ilość koncentratu
z parametrami jakościowymi nadawy i produktów
flotacji. Ilość (wychód) koncentratu, obliczany
z zależności 2b, przyjmuje się najczęściej jako miarę
flotowalności mułu [15].
2. ANALIZA WRAŻLIWOŚCI ILOŚCI KONCENTRATU NA ZMIANĘ PARAMETRÓW
JAKOŚCIOWYCH NADAWY, KONCENTRATU I ODPADÓW FLOTACYJNYCH
Ocena możliwości wykorzystania równania 2b do
obliczania ilości koncentratu w pierwszym rzędzie
wymaga sprawdzenia wpływu poszczególnych składowych równania na wartość wielkości szukanej,
przy czym należy pamiętać, że poszczególne składowe równania 2b są ze sobą powiązane.
Wrażliwość jest miarą wpływu zmiennych objaśniających na zmienną objaśnianą. Analiza wrażliwości pozwala sprawdzić wrażliwość modelu (równanie
2b) na parametry wejściowe [14]. W rozważanym
przypadku zmiennymi objaśniającymi są: An, Ak i Ao,
natomiast zmienną objaśnianą jest Wk%. Celem przeprowadzonej analizy wrażliwości jest wykazanie,
która zmienna objaśniająca ma największy, a która
najmniejszy wpływ na oszacowanie ilości koncentratu obliczanej zgodnie ze wzorem 2b.
Analizę wrażliwości ograniczono do wyznaczenia
wrażliwości cząstkowej [12], a uzyskane wyniki
przedstawiono poniżej.
Wk %
Ak  Ao

100
An
 Ak  Ao 2
(3)
Wk %
Ao  An

100
Ak
 Ak  Ao 2
(4)
Wk %
An  Ak

100
Ao
 Ak  Ao 2
(5)
Na podstawie równań 3, 4, 5 można stwierdzić, że
najmniejszy wpływ na zmienną objaśnianą Wk% ma
Ao, natomiast znaczny wpływ mają: An oraz Ak. Tak
się niefortunnie składa, że krajowe obiekty przemysłowe nie są wyposażone w aparaturę pomiarową
przeznaczoną do ciągłej kontroli obu tych parametrów. Jedyną możliwością oceny zawartości popiołu
w nadawie i koncentracie jest laboratoryjne oznaczenie próbek pobieranych z poszczególnych strug.
3. WYZNACZANIE ILOŚCI KONCENTRATU
PRZY NIEPEŁNEJ INFORMACJI POMIAROWEJ
Następny etap analizy powinien sprowadzać się do
rozeznania w zakresie możliwości uzupełnienia brakujących pomiarów lub zastąpienia ich równaniami
(modelami) empirycznymi wiążącymi niemierzalną
szukaną wielkość z parametrem pomiarowo dostępnym. Zadanie to można zrealizować w oparciu
o wyniki badań identyfikacyjnych.
Próbę rozwiązania sformułowanego problemu
przeprowadzono w oparciu o analizę charakterystyk
statycznych procesu flotacji, opisujących zależność
zawartości popiołu w odpadach i koncentracie od
natężenia przepływu dozowanego odczynnika flotacyjnego, który jest głównym sygnałem sterującym
decydującym o jakości prowadzenia procesu.
W rozważaniach dotyczących omawianego zagadnienia wykorzystano wyniki eksperymentów identyfikacyjnych przeprowadzonych na obiekcie przemysłowym flotacji KWK Jas-Mos [3, 10].
Wyniki badań identyfikacyjnych pokazują, że zależności statyczne Ao = f(Vo) i Ak = f(Vo) mają charakter ekstremalny. Modelem, którym dostatecznie
dokładnie opisać można te zależności jest wielomian
drugiego stopnia [3-5, 10].
Nr 2(456) LUTY 2009
13
Rys. 2. Zależności zawartości popiołu w odpadach i koncentracie
od natężenia przepływu odczynnika flotacyjnego
Rys. 3. Zależności zawartości popiołu w koncentracie od zawartości popiołu
w odpadach przy zmianach natężenia przepływu odczynnika flotacyjnego
Jak pokazują wyniki badań, zawartość popiołu
w nadawie okresowo jest stała [3-5, 9, 10]. W związku z tym okresowe oznaczenie próbek pobieranych
z nadawy może w ograniczonym stopniu stanowić
ekwiwalent ciągłego pomiaru tego parametru.
Należy zatem we wstępnych rozważaniach skupić
się nad możliwością wyznaczenia zawartości popiołu
w koncentracie w oparciu o empiryczny model, który
wiązać będzie szukaną wielkość z mierzoną on-line
zawartością popiołu w odpadach flotacyjnych. Jest to
możliwe przy wykorzystaniu modeli charakterystyk
statycznych Ao = f(Vo) i Ak = f(Vo).
Zagadnienie to sprowadza się do utworzenia zależności Ak = f(Ao) z charakterystyk statycznych Ao = f(Vo)
i Ak = f(Vo), gdzie parametrem będzie natężenie przepływu odczynnika flotacyjnego (przy Qn = const,
Kcs = const, An = const). Tak wyznaczona zależność
Ak = f(Ao) mówi o tym, że przy danych stałych parametrach nadawy (w warunkach ustalonych parametrów nadawy) dozowanie określonej ilości odczynnika
flotacyjnego skutkować będzie uzyskaniem odpadów
oraz koncentratu o określonych zawartościach popiołu.
Tak więc, przy stałych określonych parametrach
nadawy, przy danej wartości natężenia przepływu
odczynnika flotacyjnego i zmierzonej zawartości
popiołu w odpadach można określić zawartość popiołu
w koncentracie flotacyjnym. Przykładową zależność
Ak = f(Ao) przedstawiono na rys. 3.
MECHANIZACJA I AUTOMATYZACJA GÓRNICTWA
14
Rys. 4. Model zależności zawartości popiołu w koncentracie od zawartości popiołu
w odpadach przy zmianach natężenia przepływu odczynnika flotacyjnego
Jak widać na rysunku 3 przekształcenie modeli
charakterystyk statycznych Ao = f(Vo) i Ak = f(Vo) do
postaci Ak = f(Ao) pokazuje, że zależność ta (w rozważanym przypadku) jest zbliżona do liniowej.
Aproksymacja zależności Ak = f(Ao) w oparciu o dane
eksperymentalne dała zbliżone rezultaty – modelem
najlepiej dopasowanym do danych empirycznych jest
funkcja liniowa postaci:
Ak = d0+d1Ao
(6)
Obliczony model (równanie 6) przedstawiono graficznie na rysunku 4. Można zauważyć, że model
wyznaczony w oparciu o dane pomiarowe w zasadzie
pokrywa się z modelem uzyskanym w wyniku przekształcenia modeli charakterystyk statycznych:
Ao = f(Vo) i Ak = f(Vo).
Przy obliczaniu ilości koncentratu na podstawie zależności 2b ważnym zagadnieniem jest przedział
zmian zawartości popiołu w koncentracie. Jak widać
na zamieszczonych wykresach, przedział zmian może
być niewielki. Pomimo faktu dużej wrażliwości równania 2b na zmiany Ak należy rozpatrzyć, czy konieczne jest poszukiwanie równania wiążącego zawartość popiołu w koncentracie od zawartości popiołu w odpadach, czy też dostateczną dokładność oszacowania ilości koncentratu uzyska się wprowadzając
do równania 2b średnią arytmetyczną zawartości
popiołu w koncentracie, obliczoną dla danej serii
pomiarowej. W tym celu obliczono ilość koncentratu
zgodnie ze wzorem:
W *% 
k
An  Ao
100 %
Ak avg  Ao
(7)
gdzie:
Ak avg – średnia arytmetyczna serii pomiarowej zawartości popiołu w koncentracie w pełnym zakresie badanych zmian Vo dla analizowanego
przykładu.
Okazuje się, że ze względu na dużą wrażliwość
równania 2b na zmiany Ak obliczone wartości ilości
koncentratu w oparciu o wzór 7 znacząco odbiegają
od wartości wyznaczonych na podstawie danych
pomiarowych. Natomiast wyznaczanie ilości koncentratu przy wykorzystaniu modelu zależności
Ak = f(Ao) daje dokładniejsze wyniki. Tak więc ilość
koncentratu dla rozważanego przypadku należy oszacować korzystając z równań 8a i 8b.
Ak(Ao) = d0+d1  Ao
Wk % 
An  Ao
100
Ak ( Ao )  Ao
(8a)
(8b)
Obliczone charakterystyki ilości koncentratu od natężenia przepływu odczynnika flotacyjnego zestawiono graficzne na rysunku 5.
Jak widać na rysunku 5, model ilości koncentratu
w funkcji natężenia przepływu odczynnika flotacyjnego
obliczony za pomocą równania 7 z użyciem wartości
średniej Ak avg (Wk%*) znacząco odbiega zarówno od
punktów obliczonych na podstawie danych pomiarowych, jak i od modelu wyznaczonego z charakterystyk
statycznych, a także od modelu opisanego równaniami
8a i 8b. Zauważyć również można, że model ilości
koncentratu opisany równaniami 8a i 8b jest zbliżony
do zależności Wk = f(Vo) wyznaczonej w oparciu
o charakterystyki statyczne Ao = f(Vo), Ak = f(Vo) i dostatecznie dokładnie opisuje omawianą zależność.
Nr 2(456) LUTY 2009
15
Rys. 5. Zależność ilości koncentratu od natężenia przepływu odczynnika flotacyjnego
Należy stwierdzić, że szacowanie ilości koncentratu z wykorzystaniem wyłącznie pomiaru ciągłego
zawartości popiołu w odpadach flotacyjnych jest
możliwe.
4. MONITOROWANIE PARAMETRÓW KONCENTRATU W WARUNKACH NIEPEŁNEJ
INFORMACJI POMIAROWEJ
Przedstawione powyżej rozważania dotyczą szacowania jakości i ilości koncentratu (równania 8a
i 8b) przy stałości parametrów nadawy. Jak wynika
z badań, położenie charakterystyk statycznych Ao =
f(Vo) i Ao = f(Vo) zmienia się w zależności od zakłóceń – losowych zmian parametrów nadawy [3, 4, 10].
Jednakże w czasie prowadzenia przemysłowego procesu flotacji występują okresy stałości parametrów
nadawy. Wówczas dla celu szacowania jakości
i ilości koncentratu obowiązuje, obliczony dla tych
warunków, model zależności Ak = f(Ao). Natomiast
zmiana parametrów nadawy wymaga ponownego
przeliczenia modelu zależności zawartości popiołu
w koncentracie od zawartości popiołu w odpadach
przy zmianach natężenia przepływu odczynnika flotacyjnego. Wykorzystując oznaczania próbek pobieranych z nadawy i koncentratu można uzupełnić brakujące sygnały, niezbędne do obliczenia jakości i ilości
koncentratu, przy czym po ustaleniu się parametrów
nadawy nie jest konieczna znajomość charakterystyk
statycznych w pełnym zakresie zmian natężenia
przepływu odczynnika flotacyjnego. W zasadzie
wystarczy na podstawie np. trzech próbek (pobranych
dla różnych wartości Vo) dokonać aproksymacji za-
leżności Ak = f(Ao), przy przyjętym wskaźniku oceny
dopasowania modelu do danych eksperymentalnych.
Zatem, po zmianie wartości parametrów nadawy,
szacowanie jakości i ilości koncentratu przy różnych
wartościach natężenia przepływu odczynnika flotacyjnego jest możliwe i nie wymaga zainstalowania
dodatkowej aparatury pomiarowej. Ponadto gromadzenie modeli wyznaczonych dla różnych parametrów nadawy, daje możliwość identyfikowania zmian
parametrów tych modeli od zmian parametrów
nadawy. Dzięki tej wiedzy o procesie zyskuje się
możliwość ciągłego szacowania jakości i ilości koncentratu.
Ideę wyznaczania zawartości popiołu w koncentracie i ilości (wychodu) koncentratu w warunkach niepełnej informacji pomiarowej przedstawia rys. 6.
Powszechnie stosowane równania bilansujące proces
flotacji (2) są równaniami statycznymi. Wprowadzając
do równania 8a i 8b, mierzone w dyskretnych chwilach czasu wartości sygnału z popiołomierza odpadów
można napisać równania na chwilową przybliżoną
zawartość popiołu w koncentracie oraz wartość ilości
koncentratu wyrażoną w procentach ilości nadawy
przy zmianach natężenia odczynnika flotacyjnego.
Równania te obowiązują przy stałych parametrach
nadawy i można je przedstawić w postaci:
ak(k) = d0+d1 ao(k)%
wk % (k ) 
 An  ao (k )
ak (k )  ao (k )
100 %
(9a)
(9b)
gdzie:
k=1,
2,
…, t/Ts,,
Ts –
okres próbkowania.
MECHANIZACJA I AUTOMATYZACJA GÓRNICTWA
16
Rys. 6. Metoda obliczania zawartości popiołu oraz ilości koncentratu flotacyjnego
w warunkach niepełnej informacji pomiarowej, F- filtr dolnoprzepustowy
6.
PODSUMOWANIE
7.
Na podstawie przedstawionych wyników można
sformułować następujące wnioski:
 w
warunkach stałości parametrów nadawy
(Qn = const, Kcs = const, An = const) istnieje możliwość wyznaczania parametrów koncentratu przy
niepełnej informacji pomiarowej, poprzez uzupełnienie brakujących sygnałów równaniami empirycznymi wiążącymi niemierzalne szukane wielkości z pomiarowo dostępnym sygnałem z popiołomierza odpadów,
 prezentowane empiryczne zależności (rów. 8a, 8b
oraz rów. 9a, 9b) przeznaczone są do obliczania
zawartości popiołu w koncentracie oraz ilości koncentratu przy zmianach natężenia przepływu odczynnika flotacyjnego.
Przedstawione rozważania i wyniki obliczeń mają
charakter wstępny i stanowią podstawę do dalszych
badań i analiz w tym zakresie.
Literatura
1.
2.
3.
4.
5.
Barbagallo J.K., Quemard D.: Automatic Process Control of Fine
Coal Flotation. Proceedings of CoalPrep 89 Conference, Lexington, Kentucky, 1989, pp. 215-233.
Cierpisz S.: Automatyzacja procesów przeróbki mechanicznej
węgla, Wydawnictwo „Śląsk”, Katowice 1980.
Cierpisz S., Gröbner Ł., Joostberens J.: Identyfikacja procesu
flotacji węgla, X Konferencja APPK Szczyrk 2004.
Cierpisz S., Joostberens J.: Charakteriststics of the coal floatation
process in control circuit. IX Balkan Mineral Processing Congress
(IX BMPC), Istambul 2001.
Cierpisz S., Joostberens J.: Simulation of fuzzy control of coal
flotation, IFAC Workshop – MMM 2006 “Automation in Mining,
Mineral and Metal Industry, Cracow-Poland 2006, pp. 210-214.
8.
9.
10.
11.
12.
13.
14.
15.
Cierpisz S., Inoue T.: Automatyzacja i kontrola procesów przeróbki węgla – przegląd zastosowań, XII Międzynarodowy Kongres Przeróbki Węgla, Kraków, V 1994, str. 7-18.
Clarkson C., Hornsby D., Walker D.: Automatic Flotation Control
using On-Stream Ash Analysis, Coal Preparation Vol. 12, 1993,
pp 41-64.
Jenden H., Morby P., Toop A.: Automatyczna kontrola wzbogacania miału węglowego, XII Międzynarodowy Kongres Przeróbki
Węgla, Kraków, CPPGSMoE PAN 1994, str. 119-127.
Joostberens J.: Badania własności dynamicznych procesu flotacji
węgla jako obiektu sterowania, VIII APPK, Szczyrk 2002, str.
103-112.
Joostberens J.: Automatyczna regulacja procesu flotacji węgla,
Praca Doktorska (niepublikowana), Gliwice 2006.
Kalinowski K.: Sterowanie procesu flotacji węgla, Wyd. Politechniki Śląskiej, Gliwice, 1991.
Kaula R.: Analiza wrażliwości wielowymiarowego obiektu
sterownia na przykładzie procesu flotacji węgla, VIII Konferencja
APPK, Szczyrk 2002, str. 125-135.
Laurila M.: The use of on-line Ash Monitoring System in Local
Control Applications. Coal Preparation, vol.14, 1994, pp. 81-91.
Niederliński A., Kościński J., Ogonowski Z.: Regulacja adaptacyjna, Wyd. Naukowe PWN, Warszawa 1995.
Sablik J.: Flotacja węgli kamiennych, Główny Instytut Górnictwa,
Katowice 1998.
Recenzent: dr inż. Roman Kaula
dr inż. ADAM MAREK
Politechnika Śląska,
Katedra Elektryfikacji i Automatyzacji Górnictwa
Zastosowanie falowników rezonansowych
w przemyśle elektromaszynowym i wydobywczym
Celem artykułu jest przedstawienie i omówienie najczęściej stosowanych układów
zasilających nagrzewnice indukcyjne, ich właściwości oraz porównanie ich z proponowanym rozwiązaniem w postaci falownika L–LC.
1. INFORMACJE OGÓLNE
Przekształtniki DC/AC, zwane falownikami, znajdują
szerokie zastosowania w wielu dziedzinach techniki.
W przemyśle górniczym układy te są najczęściej stosowane do sterowania prędkością obrotową maszyn górniczych. Często układy te są również używane do topienia oraz hartowania metali. Produkcja maszyn górniczych wymaga stosowania technologicznej obróbki
termicznej korpusu maszyn w celu zwiększenia ich
wytrzymałości. Do tych celów często stosowane są
nagrzewnice indukcyjne. Hartowany materiał (wsad)
umieszczany jest najczęściej wewnątrz specjalnych
pieców. Energia dostarczana jest do materiału poprzez
pole elektromagnetyczne wytwarzane przez wzbudnicę.
Głębokość wnikania pola elektromagnetycznego we
wsad δ regulowana jest przede wszystkim przez częstotliwość prądu wzbudnika:

2
   

1
  f   
(1)
gdzie:
f – częstotliwość pola elektromagnetycznego,
μ – przenikalność magnetyczna nagrzewanego materiału,
σ – konduktywność nagrzewanego materiału.
Do topienia materiałów używa się zasilaczy pracujących przy małych częstotliwościach pracy (duża
głębokość wnikania pola elektromagnetycznego we
wsad – zależność (1)) często opartych na tyrystorach.
Z kolei do hartowania materiałów wykorzystuje się
zasilacze pracujące przy dużych częstotliwościach
(mała głębokość wnikania pola elektromagnetycznego – zależność (1)). Poza częstotliwością pracy na
wybór układu zasilającego nagrzewnicę indukcyjną
zasadniczy wpływ ma przewidywana moc dostarczana do nagrzewanego materiału. Zestawienie tych
dwóch czynników decyduje o wyborze rodzaju falownika. Na rys. 1 pokazane zostały przykłady najczęściej stosowanych rozwiązań: falownik z komutacją twardą (rys. 1a), falownik napięcia z szeregowym
obwodem rezonansowym (w skrócie nazywany falownikiem szeregowym – rys. 1b), falownik prądu
z równoległym obwodem rezonansowym (w skrócie
nazywany falownikiem równoległym – rys. 1c) oraz
falownik z szeregowo-równoległym obwodem rezonansowym (w skrócie nazywany falownikiem L–LC
– rys. 1d). Na schematach tych parametry RL stanowią zastępcze parametry układu grzejnego wzbudnikwsad (układu nagrzewnicy indukcyjnej oraz nagrzewanego materiału).
W przypadku, gdy wymagane jest aby układ służył do topienia metali (mała częstotliwość pracy
falownika) i jednocześnie dostarczał dużą moc do
wsadu mogą być stosowane falowniki z komutacją
twardą (rys. 1a). W zasilaczach tego typu przełączanie zaworów odbywa się przy dużym prądzie obciążenia i pełnym napięciu zasilania. Mimo to
w użytych zaworach falownika dominują straty
występujące w stanie przewodzenia. Wynika to stąd,
że straty przełączania zaworów są proporcjonalne
do częstotliwości pracy falownika, ale częstotliwość
pracy przekształtnika jest mała. Ze wzrostem częstotliwości pracy falownika zwiększają się proporcjonalnie straty mocy przełączania zaworów falownika. Przy dużych częstotliwościach przełączeń
zaworów falownika straty te dominują w ogólnym
bilansie strat mocy w zaworach.
MECHANIZACJA I AUTOMATYZACJA GÓRNICTWA
18
a
b
D1
io
T1
D2
uo
T2
E
T1
D1
io
T3
D3
u
D2
T2
C
D4
T4
E
R
L
D3
T3
R
D4
T4
L
c
d
T1
D1
I
T2
R
ip
io
L
D2
T1
D1 uLk
i
T3
D3
uo
E
T3
D3
io
L
D2
T2
D4
T4
uo
Lk
T4
C
R
u
C
D4
Rys. 1. Schematy falowników:
a) z komutacją twardą, b) napięcia z szeregowym obwodem rezonansowym,
c) prądu z równoległym obwodem rezonansowym, d) L–LC z szeregowo-równoległym obwodem rezonansowym
Ograniczenie strat mocy w zaworach falownika uzyskuje się przez użycie falowników rezonansowych.
W tym celu do obciążenia reprezentowanego przez
parametry RL dodatkowo dołącza się kondensator
kompensujący C. W zależności od sposobu połączenia
kondensatora wyróżnia się falowniki szeregowe (szeregowe połączenie kondensatora C z obciążeniem RL –
rys. 1b) oraz falowniki równoległe (równoległe połączenie kondensatora C z obciążeniem RL – rys. 1c).
Zastosowanie elementu kompensującego pozwala w
sposób znaczący ograniczyć straty przełączania,
zwłaszcza w przypadku pracy układu przy częstotliwościach rezonansowych. Inną korzyścią występowania obwodu rezonansowego jest możliwość uzyskania
wartości skutecznej napięcia (dla falownika szeregowego) lub prądu (dla falownika równoległego) obciążenia RL większej od odpowiednio wartości skutecznej napięcia bądź prądu wyjściowego falowników.
Krotność stosunku wartości skutecznej napięcia (prądu) obciążenia do wartości skutecznej napięcia (prądu)
wyjściowego falownika jest związana z dobrocią Q
szeregowego (równoległego) obwodu rezonansowego.
Falowniki szeregowe zasilane są ze źródła napięcia,
zaś falowniki prądu ze źródła prądu (taki charakter
źródła
najczęściej
uzyskuje
się
w wyniku szeregowego połączenia sterowanego źródła
napięcia lub zastosowania łącznika prądu stałego
z dławikiem o dużej indukcyjności). Z punktu widzenia zasilania, układ falownika L–LC (rys. 1d) ma identyczną strukturę co falownik szeregowy (rys. 1b).
Z takiej budowy przekształtnika wynika kilka korzyści. Po pierwsze można zasadniczo ograniczyć straty
przełączania zaworów (przełączanie zeronapięciowe
ZVS lub zeroprądowe ZCS), przez co można przełączać zawory falownika z równie dużymi częstotliwościami, co falownik szeregowy. Po drugie falownik
L–LC zasilany jest ze źródła napięcia, wobec tego nie
występuje tutaj problem konieczności stosowania w
obwodzie pośredniczącym dławika o dużej wartości
indukcyjności i gabarytach czy też łącznika prądu
stałego (wówczas można użyć dławików o mniejszych
indukcyjnościach i gabarytach). Z punktu widzenia
obciążenia falownik L–LC przypomina falownik równoległy (rys. 1 c), ze względu na równoległe połączenie nagrzewnicy indukcyjnej z kondensatorem kompensującym. Taka konfiguracja sprawia, że można
uzyskać sytuację, w której wartość skuteczna prądu
płynącego przez odbiornik RL może być kilka razy
większa od wartości skutecznej prądu wyjściowego
falownika płynącego przez dławik Lk (rys. 1d). Pobieżnie przedstawione własności falownika L–LC
wskazują, że omawiany układ łączy korzystne cechy
falowników szeregowych oraz równoległych.
2. PORÓWNANIE WŁAŚCIWOŚCI
FALOWNIKÓW
Nr 2(456) LUTY 2009
19
Omawiane zasilacze stosowane są w przy częstoIo [A]
U [V]
tliwościach od kilkuset Hz do kilkuset kHz. Wobec
Io, Ip [A]
Uo [V]
a
b
800
100
U
Io
0
Uo
400
10*Ip
0
Io
-400
-100
-800
49.8
49.85
49.9
Io, I [A]
U, Uo [V]
49.95
50
U
49.7
49.8
Io, I [A]
U, Uo [V]
c
Uo
Io
400
200
49.6
49.9
d
Uo
100
I
U
0
0
Io
I
-200
-100
-400
99.85
99.9
99.95
100
99.85
99.9
99.95
100
Rys. 2. Przebiegi najważniejszych napięć i prądów falowników z rys. 1:
a) szeregowego pracującego w pobliżu częstotliwości rezonansu szeregowego,
b) równoległego pracującego w pobliżu częstotliwości rezonansu równoległego,
c) L–LC pracującego w pobliżu częstotliwości rezonansu szeregowego,
d) L–LC pracującego w pobliżu częstotliwości rezonansu równoległego
tego do porównania właściwości i funkcjonowania
zasilaczy wybrane zostały falowniki rezonansowe
(rys. 1 b, c, d). Pierwsze dwa przekształtniki są powszechnie spotykanymi rozwiązaniami wykorzystywanymi w przemyśle, natomiast falownik L–LC
został z nimi skonfrontowany jako rozwiązanie
alternatywne. We wszystkich układach przyjęto
obciążenie w postaci obwodu rezonansowego RLC
(elementy RL określają rezystancję i indukcyjność
zastępczą układu grzejnego wzbudnik-wsad, element C oznacza pojemność kondensatora kompensującego). W rozpatrywanych układach elementów
RLC tworzą szeregowy obwód rezonansowy (falownik szeregowy – rys. 1b) lub równoległy obwód
rezonansowy (falownik równoległy – rys. 1c i falownik L–LC – rys. 1c).
Efektem cyklicznego przełączania par zaworów
poszczególnych falowników jest pojawienie się na
ich wyjściu napięcia (falownik szeregowy oraz falownik L–LC) lub prądu (falownik równoległy)
o kształcie prostokątnym (dla przypadku idealnego).
Innymi podstawowymi wielkościami charakteryzującymi omawiane układy są: źródło zasilania oraz
zakres mocy i częstotliwości przełączania zaworów
zasilaczy. Falowniki szeregowe oraz falownik L–LC
zasilane są ze źródła napięcia, natomiast falowniki
równoległe zasilane są ze źródła prądu. Poszczególne układy najczęściej stosowane są w zakresie od
średnich do wielkich częstotliwości oraz dla średnich, wielkich i największych mocach. Przy czym
falowniki równoległe używane są w przypadkach
gdy wymagane są największe moce, zaś falowniki
szeregowe – gdy zakładane są najwyższe częstotliwości pracy zasilaczy. Przewiduje się, że falowniki
L–LC mogą znaleźć zastosowanie przy średnich
i wielkich mocach oraz przy średnich i wielkich
częstotliwościach. Z punktu widzenia zasilania,
układ falownika szeregowego (rys. 1b) i L–LC (rys.
1d) posiadają identyczną strukturę. Występujące
w tych układach diody zwrotne umożliwiają przepływ prądu wyjściowego falowników w kierunku
przeciwnym do kierunku prądu płynącego przez
tranzystory lub tyrystory. Diody odcinające falownika równoległego są elementem zabezpieczenia
złącza baza-emiter w czasie przełączania par zaworów falownika (diody te nie są konieczne w przypadku, gdy zaworami falownika są tyrystory). Podobieństwa i różnice pomiędzy układami pokazują
przebiegi napięć i prądów w poszczególnych układach (rys. 2).
Jedną z najważniejszych zalet zasilaczy występujących w postaci falowników szeregowych jest moż-
20
MECHANIZACJA I AUTOMATYZACJA GÓRNICTWA
liwość wyłączania zaworów przy zerowej wartości
prądu obciążenia (ZCS), a tym samym znaczące
ograniczenie strat przełączania zaworów. Pod tym
względem zastosowanie falowników szeregowych
jest korzystniejsze w porównaniu do falowników
równoległych (nawet w przypadku pracy układu
przy częstotliwości rezonansu równoległego). Oba
układy charakteryzują się prostą regulacją mocy
wyjściowej zasilacza poprzez zmianę częstotliwości
lub/i napięcia zasilania (źródło prądu w falownikach
równoległych otrzymuje się przez szeregowe połączenie źródła napięcia z dławikiem lub przez kluczowanie napięcia na dławiku w przerywaczach
prądu stałego). Falowniki równoległe w przeciwieństwie do falowników szeregowych wymagają układu startowego (w przypadku użycia tyrystorów).
Falowniki te różnią się również kształtem prądu
wyjściowego. W przypadku falowników szeregowych kształt tego prądu jest zbliżony do sinusoidalnego (zwłaszcza gdy układ pracuje w pobliżu częstotliwości rezonansu szeregowego – rys. 2a),
a falowników równoległych jest zbliżony do prostokątnego (rys. 2b). Dzięki temu falowniki szeregowe
mogą być stosowane do pracy układu, w którym
wymagane są wielkie częstotliwości przełączania
tranzystorów. Zastosowanie falowników szeregowych pozwala także uzyskać na obciążeniu RL wartość skuteczną napięcia kilkakrotnie większą od
wartości skutecznej napięcia zasilającego (w falownikach równoległych napięcie na obciążeniu RL jest
jednocześnie napięciem wyjściowym falownika).
Może to mieć szczególnie znaczenie dla doboru
tranzystorów falownika mającego pracować przy
dużych dobrociach obwodu równoległego (przekroczenie dopuszczalnych napięć występujących na
tranzystorach falowników równoległych w stanie
zaworowym), a w przypadku falowników szeregowych napięcie pojawiające się na wzbudniku może
przekroczyć dopuszczalne wartości napięcia (wówczas może zajść konieczność użycia transformatora
dopasowującego). Falowniki szeregowe wykazują
się dużą wrażliwością na możliwość pojawienia się
zwarcia skrośnego falownika (jednoczesnego wysterowania dwóch tranzystorów z tej samej gałęzi falownika) oraz zwarcia wzbudnika. Pojawienie się
wspomnianych sytuacji prowadzi do uszkodzenia
zaworów falownika ze względu na przepływ dużego
prądu (prąd ograniczony jest jedynie rezystancją
przewodów doprowadzających). Falowniki równoległe są pod tym względem znacznie mniej wrażliwe na pojawienie się tego typu awarii. W falownikach równoległych wielkością regulowaną jest prąd
wyjściowy, dzięki czemu prąd nie wzrasta w sposób
tak gwałtowny jak to ma miejsce w przypadku fa-
lowników szeregowych (występujący w obwodzie
pośredniczącym dławik o dużej indukcyjności
uniemożliwia skokową zmianę prądu wyjściowego
falownika). Możliwe jest proste ograniczenie skutków zwarcia skrośnego poprzez stabilizację prądu
obwodu pośredniczącego. Sposób sterowania pracą
tranzystorów falowników szeregowych i równoległych jest bardzo podobny – tranzystory falowników
wyzwalane są na przemian parami (T 1, T4 i T2, T3).
W zależności od źródła zasilania w omawianych
układach pojawia się duża stromość narastania napięcia na zaworach (falownik szeregowy) lub duża
stromość narastania prądu (falownik równoległy).
Najważniejszą zaletą falowników równoległych jest
możliwość uzyskania wartości skutecznej prądu
obciążenia RL kilkakrotnie większej od wartości
skutecznej prądu zasilającego poprzez kompensację
mocy biernej za pomocą kondensatora (w falownikach szeregowych wartość skuteczna prądu obciążenia RL jest równa wartości skutecznej prądu wyjściowego falownika). Dzięki temu układy te są predysponowane do zasilania obciążeń wymagających
największych mocy. Wadą falowników równoległych jest pojawianie się dodatkowych strat pojawiających się wskutek użycia diod odcinających
oraz konieczność zastosowania drogiego, o dużych
gabarytach i dużej indukcyjności dławika w obwodzie pośredniczącym (wada ta może być częściowo
ograniczona poprzez zastosowanie łącznika prądu
stałego).
Z punktu widzenia zasilania, układ falownika
L–LC (rys. 1d) posiada identyczną strukturę co falownik szeregowy (rys. 1b). Korzyścią zastosowania
takiej budowy przekształtnika jest, jak już wspomniano, przede wszystkim możliwość zasadniczego
ograniczenia strat przełączania zaworów (przełączanie zeronapięciowe ZVS lub zeroprądowe ZCS),
a tym samym skrócenie czasu trwania komutacji
i przełączania zaworów falownika (układ może
pracować z równie dużymi częstotliwościami co
falownik szeregowy). Falownik L–LC zasilany jest
ze źródła napięcia, wobec tego nie występuje tutaj
problem konieczności stosowania w obwodzie pośredniczącym dławika o dużej indukcyjności i gabarytach. Te dwa wspomniane aspekty upodobniają
falownik L–LC do falownika szeregowego. Sposób
połączenia obciążenia RL z kondensatorem kompensującym jest natomiast taki sam jak w falowniku
równoległym (równoległe połączenie układu grzejnego wzbudnik-wsad z kondensatorem kompensującym). Jak opisywano wcześniej taka konfiguracja
umożliwia uzyskanie wartości skutecznej prądu
płynącego przez odbiornik RL kilkakrotnie większego od wartości skutecznej prądu wyjściowego
Nr 2(456) LUTY 2009
falownika płynącego przez dławik Lk (rys. 2c, d).
jego indukcyjności jest obok częstotliwości pracy
przekształtnika jednym z najważniejszych czynników wpływających na właściwości pracy falownika
L–LC. Widać więc, że falownik L–LC łączy najważniejsze zalety falownika szeregowego i falownika równoległego. Oczywiście oprócz zalet wspomnianych układów falownik L–LC przejął również
niektóre ich wady. Do najważniejszych z nich można zaliczyć: wrażliwość układu na pojawienie się
zwarcia wzbudnika (choć znacznie mniejszą niż
w przypadku falownika szeregowego, ze względu na
występujący w obwodzie dławik L k), możliwość
wystąpienia zwarcia skrośnego półmostka falownika, występowanie dużej stromości narastania napięcia na zaworach podczas przełączania zaworów,
a ponadto dodatkowe straty w dławiku L k. Wskazane własności wskazują, że falownik L–LC mógłby
znaleźć zastosowanie w szerokim zakresie częstotliwości roboczych oraz mocy.
3. WYBÓR CZĘSTOTLIWOŚCI PRACY
Falowniki szeregowe i równoległe są predysponowane do pracy przy częstotliwościach rezonansowych lub w ich pobliżu (falownik szeregowy przy
częstotliwości rezonansu szeregowego – zależność
(2), falownik równoległy przy częstotliwości rezonansu równoległego – zależność (3)). Natomiast
zakres możliwych częstotliwości roboczych falownika L–LC jest znacznie szerszy [3,5,6,7]. Jako
najkorzystniejsze przyjęto: częstotliwość rezonansu
szeregowego fs (zależność (4), rys. 2 c) i równoległego obwodu RLCLk (zależność (5), rys. 2d) fr oraz
częstotliwość rezonansu równoległego obwodu RLC
– frown (zależność (3)) [3,5,7]. Zależności te uzyskano w oparciu o elementy z rys. 1.
21
Dławik ten spełnia w układzie kluczową rolę. Dobór
1
1
(2)
f szer 
2 LC
f rown 
fs 
1
2
1
2
1
R2
 2
LC L
(3)
1
1
R2 
2 L2 
L2  4 L
1 


 2 1  1  2


LC 2 Lk C 2 L
R Lk C  2 R 2 Lk C  R 2C





(4)
fr 
1
2
1
1
R2 
2 L2 
L2  4 L
1  2


 2 1  1  2


LC 2 Lk C 2 L
R Lk C  2 R Lk C  R 2C





(5)
Właściwości układu pracującego przy obu częstotliwościach rezonansu równoległego są podobne.
Wobec tego do dalszej analizy przyjęto częstotliwość rezonansu równoległego frown (obwodu RLC).
O jej wyborze zadecydowały względy praktyczne,
zwłaszcza niezależność częstotliwości rezonansowej
od wartości indukcyjności dławika Lk oraz prostota
realizacji technicznej takiego stanu pracy (doprowadzenie do zgodności faz napięcia wyjściowego
u oraz prądu obciążenia io). Niezależność częstotliwości rezonansowej od wartości indukcyjności Lk
ma szczególne znaczenie w przypadku pracy układu
z małymi wartościami dobroci Q = 2πfL/R obwodu
RLC. Wynika to z występowania zależności Lk/L =
f(Q) (zależność (6), rys. 3), wskazującej na możliwość pojawienia się sytuacji, w której niemożliwe
będzie doprowadzenie do pracy układu z częstotliwością fr czy też fs [3, 5, 6, 7].
Lk 
Q2
L
2Q  1
(6)
MECHANIZACJA I AUTOMATYZACJA GÓRNICTWA
22
Rys. 3. Wykres zależności maksymalnego stosunku L k/L = f(Q)
Calentamiento por Inducción: el inversor L–LC. Ediciones
Prostota realizacji praktycznej pracy układu
Técnicas Rede, Enero 2001.
przy częstotliwości fs wynika stąd, że przebieg
2. Geisel H.: Das Betriebsverhalten von Schwingkreiumrichter
für induktive Erwärmung. Elektrowärme international. Bd. 27
napięcia wyjściowego u ma kształt prostokątny,
Nr 6 1969.
zaś prądu obciążenia i o ma kształt zbliżony do
3. Marek A.: Analiza pracy falownika z szeregowo-równoległym
sinusoidalnego z dominującą pierwszą harmoobwodem rezonansowym zasilającego nagrzewnicę indukcyjną. Rozprawa doktorska, Gliwice 2006.
niczną. W przypadku pracy układu z częstotliwo4. Marek A.: Równoległe łączenie modułów tranzystorowych
ścią fr , poza problemem związanym z koniecznow falownikach L–LC dużej mocy zasilających nagrzewnicę
indukcyjną. Zeszyty Naukowe Politechniki Śląskiej nr 198,
ścią zwracania uwagi na wartość stosunku indukGliwice 2006.
cyjności Lk/L, pojawiają się trudności z wyzna5. Marek A.: Wpływ częstotliwości pracy na właściwości układu
falownika L–LC do nagrzewania indukcyjnego. Zeszyty Naczeniem w modelu laboratoryjnym częstotliwości,
ukowe Politechniki Śląskiej nr 198, Gliwice 2006.
przy której występuje zgodność faz pierwszych
6. Marek A.: Wybrane aspekty pracy falownika L–LC do naharmonicznych napięcia wyjściowego u oraz prągrzewania indukcyjnego. XI Sympozjum PPEE’2005, Wisła
2005.
du wyjściowego i (zniekształcenie prądu wyj7. Marek A.: Wybrane zagadnienia związane z pracą falownika
ściowego i będące efektem znacznego udziału
L–LC. SENE 2005, Łódź 2005.
8. Matthes H.–G.: Der statistische Frequenz – Umrichter zum
wyższych harmonicznych, rys. 2d).
Einsatz in der industriellen Elektrowärme international. Heft
B3, 1977.
4. WNIOSKI
Recenzent: dr inż. Zygmunt Szymański
Falowniki rezonansowe znajdują szerokie zastosowania w dziedzinach, które w procesach technologicznych wymagają termicznej obróbki. Przeprowadzona
analiza wskazuje, że falowniki szeregowe znajdują
zastosowania szczególnie w układach wymagających
najwyższych częstotliwości roboczych (dzięki znaczącemu ograniczeniu strat przełączania zaworów), zaś
falowniki równoległe w układach wymagających największych mocy (ze względu na możliwość zwielokrotnienia prądu płynącego w obciążeniu RL). Proponowany falownik z szeregowo-równoległym obwodem rezonansowym (falownik L–LC) łączy najważniejsze wspomniane cechy falownika szeregowego
oraz falownika równoległego. Elementem odróżniającym falownik L–LC od falownika szeregowego i równoległego jest obciążenie falownika. Występuje ono
tutaj w postaci szeregowo-równoległego obwodu rezonansowego. Taka konfiguracja pozwala jednocześnie na skorzystanie z właściwości równoległego obwodu rezonansowego i pracę układu przy częstotliwości rezonansu szeregowego. Dzięki temu osiągalny
zakres częstotliwości pracy układu jest zbliżony do
zakresu częstotliwości roboczych falownika szeregowego. Są to najkorzystniejsze warunki pracy układu
falownika L–LC. W takich warunkach układ może być
wykorzystany jako źródło zasilania nagrzewnicy indukcyjnej w zakresie wielkich częstotliwości pracy
oraz dużych mocy.
Literatura
1.
Espí JM., Dede EJ., García R., Castelló J., Martí JM.: Nuevas
tendencias basadas en osciladores de tres elementos para
dr inż. ANDRZEJ WIECZOREK
Politechnika Śląska, Instytut Mechanizacji Górnictwa
dr inż. JAROSŁAW JOOSTBERENS
Politechnika Śląska, Katedra Elektryfikacji i Automatyzacji Górnictwa
Wyniki monitorowania termicznego
wybranych elementów napędów maszyn górniczych
W pracy przedstawiono wyniki badań doświadczalnych nagrzewania się oleju smarującego przekładnie zębate o uzębieniu niestandardowym i porównano je z wynikami uzyskanymi dla przekładni z kołami o zarysie odniesienia zgodnym z powszechnie stosowaną normą PN-M-88503:1992. Na podstawie pomiarów na stanowisku mocy zamkniętej stwierdzono wyższe przyrosty temperatury oleju dla przekładni o uzębieniu wysokim.
1. WPROWADZENIE
Maszynom i urządzeniom stawiane są wysokie
wymagania eksploatacyjne. Oznacza to, że pożądana
jest wysoka niezawodność i trwałość układów napędowych tych maszyn [1], w tym przekładni zębatych.
Na trwałość urządzeń wpływają m.in. takie wielkości jak: obciążenie, prędkość obrotowa, warunki rezonansowe, dokładność wykonania i sposób smarowania. Ostatni z wymienionych czynników jest
szczególnie ważny, jeśli weźmie się pod uwagę, że
od niego zależy w znacznym stopniu przebieg eksploatacji maszyn i urządzeń. W czasie pracy przekładni dochodzi do tarcia między współpracującymi
powierzchniami zębów, co powoduje generowanie
znacznej ilości energii cieplnej, która musi być odprowadzona przez układ smarujący. Ponadto monitorowanie stanu termicznego oleju wykorzystuje się
także w diagnostyce technicznej.
2. WPŁYW PARAMETRÓW KONSTRUKCYJNYCH NA WYTRZYMAŁOŚĆ PRZEKŁADNI
ZĘBATYCH
Do chwili obecnej zostało opracowanych wiele
rozwiązań konstrukcyjnych kół zębatych o ewolwentowym i nieewolwentowym zarysie uzębienia. Głów-
nym celem proponowanych rozwiązań było podwyższenie ich trwałości.
Największe zastosowanie praktyczne znalazły uzębienia standardowe o zarysie ewolwentowym. Przede
wszystkim odnieść to należy do przekładni przemysłowych, a w tym do przekładni pracujących w układach napędowych maszyn górniczych.
Wśród rozwiązań alternatywnych w stosunku do
powszechnie stosowanych uzębień o standardowym
zarysie odniesienia, należy wymienić:
 ewolwentowe uzębienia komplementarne [2, 8, 16,
18, 20],
 ewolwentowe uzębienia asymetryczne [9],
 uzębienia ewoloidalne [18, 19],
 ewolwentowe i nieewolwentowe uzębienia stosowane w mechanice precyzyjnej [14, 15],
 uzębienia specjalne o nieewolwentowym zarysie
(np. typu Wildhabera-Nowikowa, typu Cyclo)
[6, 21],
 ewolwentowe uzębienia niskie,
 ewolwentowe uzębienia wysokie o standardowej
i niestandardowej wartości kąta przyporu mierzonego na średnicy podziałowej αt.
W ostatnim okresie obserwuje się istotny rozwój
zazębienia wysokiego. Szczególnie ten rodzaj uzębienia znajduje zastosowanie w przemyśle motoryzacyjnym. Istotną jego zaletą jest możliwość doboru
takiej wysokości zębów prostych, dla której uzyskuje
się wysoką wartość czołowego wskaźnika zazębienia
εα ≈ 2,0.
24
MECHANIZACJA I AUTOMATYZACJA GÓRNICTWA
Zwiększenie wysokości zęba [5] skutkuje zmianą
następujących wskaźników charakteryzujących uzębienie:
 zwiększeniem się granicznej liczby zębów,
 zwiększeniem się czołowego wskaźnika zazębienia
εα,
 zwiększeniem się prędkości poślizgu na głowie
zęba poślizgu.
Wymienione czynniki powodują, że wzrasta trwałość przekładni zębatych ze względu na złamanie
zmęczeniowe zębów u podstawy i na wykruszenia
warstwy wierzchniej oraz zmniejsza się emisja hałasu
[23, 24, 25].
Wraz ze zwiększeniem prędkości poślizgu [12] rośnie jednak skłonność do zacierania się boków zębów. Na wytrzymałość stykową zębów ma również
wpływ wzajemny kierunek prędkości poślizgu
i prędkości stycznej na boku zęba [13].
Prędkość poślizgu vs (przy założeniu ω1 = const)
jest tym mniejsza, im:
 odcinek przyporu jest krótszy,
 stosunek liczb zębów kół u jest większy,
 moduł kół jest mniejszy (przy tych samych średnicach kół większe liczby zębów); zmniejszenie modułu powoduje zmniejszenie wysokości zębów, co
wpływa na skrócenie odcinka przyporu.
Projektując przekładnię należy dążyć do zminimalizowania prędkości poślizgu. Zaleca się również,
aby prędkości poślizgu w końcowych punktach przyporu były sobie równe [10].
składającej się z dwóch par kół zębatych sprzężonych
ze sobą. Badania te zostały wykonane w zakresach:
częstotliwości zazębienia fz = 89 Hz÷1300 Hz, jednostkowego wskaźnika obciążenia Qu = 0,36÷1,78 MPa
Koła badane smarowane były natryskowo przekładniowym olejem mineralnym o klasie lepkości VG
320 i natężeniu przepływu 0,5 dm3/min. Koła zębate
przed badaniami zasadniczymi poddano procesowi
docierania, który realizowano w czasie 10 godzin.
Integralną część wyposażenia stanowiska mocy
zamkniętej stanowił układ do kontroli temperatury
oleju. Do jej pomiaru użyto układu scalonego LM-35
[11]. Jest to precyzyjny układ pomiaru temperatury,
który na wyjściu podaje napięcie proporcjonalne do
temperatury (10 mV/ºC) w zakresie temperatur od
0ºC do 150ºC. Czujnik ten umieszczony był przy
wylocie oleju smarującego koła zębate.
Pomiar odbywał się za pomocą układu pomiarowego, którego bazę układu pomiarowego stanowił standardowy komputer stacjonarny PC oraz karta typu
DAQBoard 2005 firmy IOtech, która charakteryzuje
się następującymi parametrami [3]:
 rozdzielczość
16 bitów,
 częstotliwość próbkowania
200 kHz,
 zakres napięć wejściowych
10 V.
System pomiarowy opracowany został na bazie oprogramowania DasyLAB 5.0 [4]. Przyjęto na potrzeby
badań, że pomiar i rejestracja danych z układu czujnika
temperatury, odbywać się będzie co 1 sekundę.
W badaniach wykorzystano koła szlifowane o wysokości zębów h = 3,0 modułu (WS-3.0) oraz koła
o uzębieniu standardowym. Dobór taki pozwala porównać przekładnie o różnej wartości wskaźnika
zazębienia, który dla uzębienia WS-3.0 wynosi
εα=2,03, natomiast dla uzębienia standardowego
εα=1,625. Parametry badanych kół zestawiono
w tabeli 1.
3. WARUNKI BADAŃ
Badania przeprowadzono na stanowisku badawczym pracującym w układzie mocy zamkniętej [22],
.
Tabela 1
Zestawienie charakterystycznych parametrów badanych par kół
Symbol uzębienia
Parametr
Rodzaj uzębienia
Liczba zębów
Moduł, mm
Kąt przyporu, °
Luz międzyzębny
Szerokość uzębienia, mm
Średnica podziałowa, mm
Średnica wierzchołków, mm
Średnica stóp, mm
Współczynnik wysokości zęba
Współczynnik wysokości głowy zęba
Współczynnik wysokości stopy zęba
Promień zaokrąglenia stopy zęba
Klasa dokładności wykonania
Rodzaj obróbki powierzchni zębów
Symbol
z
m
α
c
b
d
da
df
h*
ha*
hf*
ρ
-
StS
WS-3.0
zębnik
koło
standardowe
26
27
zębnik
koło
wysokie
26
27
4
20
0,25·m
0,4·m
10
104,00
108,00
94,00
108,00
112,00
98,00
2,25
1,0
1,25
0,380 · m
7
szlifowanie
104,00
114,55
90,59
108,00
118,20
94,21
3,0
1,3
1,7
0,212 · m
7
szlifowanie
Nr 2(456) LUTY 2009
4. WYNIKI BADAŃ
Pomiary temperatury przeprowadzono dla rozpatrywanych kół zębatych przy wartościach obciążenia (scharakteryzowanego jednostkowym wskaźnikiem obciążenia) równym: Qu = 1,08; 1,44 i 1,78
MPa oraz dla różnych prędkości obrotowych n1
w zakresie od 200 do 800 min -1.
Na rysunku 1 przedstawiono w formie wykresu
punktowego przykład zarejestrowanych danych
pomiarowych. Dane te były podstawą do wyznaczenia charakterystyk nagrzewania się oleju smarującego badane koła zębate.
Na rysunkach 2 i 3 przedstawiono charakterystyki nagrzewania się oleju smarującego badane koła
zębate. W przypadku wyników zilustrowanych na
rysunku 2 koła pracowały przy prędkości obrotowej n1 = 570 min-1 pod obciążeniem odpowiadającym wskaźnikowi obciążenia jednostkowego
25
Qu = 0,36 MPa, natomiast w przypadku wyników
zilustrowanych na rysunku 3 obciążenie odpowiadało wartości Qu = 1,78 MPa, a prędkość obrotowa
była identyczna jak ta, przy której uzyskano wyniki przedstawione na rysunku 2.
Z przebiegów tych można zaobserwować, że
wyższe temperatury oleju rejestrowano w przypadku uzębienia o wysokości h = 3 m, natomiast niższe dla uzębienia standardowego. Dotyczy to zarówno wyższego jak i niższego z rozpatrywanych
obciążeń Qu. Wynik taki można uzasadnić mniejszą wartością prędkości poślizgu na bokach zębów,
którą cechują się koła o standardowej wysokości
zębów w porównaniu z kołami o zębach wysokich.
Porównując charakterystyki otrzymane przy różnych obciążeniach, można stwierdzić, że wzrostowi wartości jednostkowego wskaźnika obciążenia
Qu towarzyszy wzrost maksymalnej zmierzonej
wartości temperatury oleju smarującego badane
koła zębate.
Rys. 1. Wyniki pomiaru temperatury oleju Transol VG 320 uzyskane dla uzębienia standardowego (StS)
pod obciążeniem Qu = 1,08 MPa i prędkości obrotowej n1 = 570 min-1
Rys. 2. Charakterystyki nagrzewania się oleju Transol VG 320 dla uzębień: standardowego (StS)
i wysokiego szlifowanego o wysokości zębów 3 moduły (WS-3.0) pracujących pod obciążeniem Qu = 0,36 MPa
i prędkości obrotowej n1 = 570 min-1
MECHANIZACJA I AUTOMATYZACJA GÓRNICTWA
26
Rys. 3. Charakterystyki nagrzewania się oleju Transol VG 320 dla uzębień: standardowego (StS)
i wysokiego szlifowanego o wysokości zębów 3 moduły (WS-3.0) pracujących pod obciążeniem Qu = 1,78 MPa
i prędkości obrotowej n1 = 570 min-1
5. PODSUMOWANIE
8.
9.
Na podstawie przeprowadzonych pomiarów nagrzewania się oleju smarującego można zauważyć:
 wyższe temperatury oleju, w porównaniu z uzębieniem standardowym, zmierzono w przypadku uzębienia o wysokości h = 3 m, co można tłumaczyć
wyższymi prędkościami poślizgu uzębień wysokich.
 wzrostowi wartości obciążenia Qu towarzyszy
wzrost maksymalnej zmierzonej wartości temperatury oleju smarującego badane koła zębate.
Na ogół wzrost temperatury oleju smarującego niekorzystnie wpływa na maszyny i urządzenia techniczne. Zwiększone nagrzewanie się oleju w czasie
pracy przekładni o uzębieniu wysokim (w porównaniu z uzębieniami standardowymi) jest istotnym problemem konstrukcyjnym i eksploatacyjnym. Dlatego
też ważne jest monitorowanie tego parametru.
Dalsze badania stanu termicznego przekładni zębatych powinny uwzględnić jeszcze takie czynniki jak:
prędkość obrotowa, dokładność wykonania kół, stan
powierzchni zębów, a przede wszystkim rodzaj oleju
oraz zawartość składników stałych i wody.
Literatura
1.
2.
3.
4.
5.
6.
7.
Antoniak J.: Tendencje rozwojowe w budowie napędów przenośników zgrzebłowych o dużej wydajności transportowej. Projekt
celowy 7TO7C-036-96-C/2999-Zad.1.1. Politechnika Śląska, Instytut Mechanizacji Górnictwa, Gliwice 1998 (praca niepublikowana).
Brückner T.: Auslegung und Optimierung von Komplementprofilverzahnungen nach vorgebbaren Eigenschaften. Praca doktorska,
IfK Bericht nr 34, Braunschweig 1990.
DAQBoard-2005 User Manual. IOtech.
DASYLab Data Acquisition System Laboratory Band 1: Beschreibung der Programmfunktionen.
Döbereiner R.: Tragfähigkeit von Hochverzahnungen geringer
Schwingungsanregung. Praca doktorska TU München, 1998.
Enzmann B.: Sonderverzahnungen aus Kunststoff für geräuscharme Getriebe. Antriebstechnik nr 5/1990.
Jaśkiewicz Z., Wąsiewski A.: Przekładnie walcowe t. I. Wydawnictwo Komunikacji i łączności, Warszawa 1992.
10.
11.
12.
13.
14.
15.
16.
17.
18.
19.
20.
21.
22.
23.
24.
25.
Kalkert F.: Ein Verfahren zur Ermittlung von Zahnformen höhster
Tragfähigkeit für Evolventen-Geradverzahnungen. Praca doktorska,
TU Braunschweig 1981.
Kapalevich A.: Geometry and design of involute spurs gear with
assymetric teeth. Mechanism and Machine Theory 35, 2000.
Lachenmaier S.: Auslegung von evolventischen Sonderverzahnungen
von Schwingungs- und geräuscharm Lauf von Getrieben. VDIForschungsberichte Reihe11, Nr. 54; Düsseldorf 1983. Praca doktorska RWTH Aachen.
LM-35 Precision Centigrade Temperature Sensors. Manual. National
Semiconductor. November 2000.
Michaelis K.: Die Integraltemperatur zur Beurteilung der Fresstragfähigkeit von Stirnradgetrieben. Praca doktorska TU München,
1987.
Müller L.: Przekładnie zębate – Projektowanie. WN-T, Warszawa
1996.
Niemann G., Roth K.: Zahnformen und Getriebeeigenschaften bei
Verzahnungen der Feinwerktechnik. Teil I. Industrie Anzeiger, Zeszyt
9/1964.
Niemann G., Roth K.: Zahnformen und Getriebeeigenschaften bei
Verzahnungen der Feinwerktechnik. Teil II. Industrie Anzeiger, Zeszyt 10/1964.
Pabst L.: Rechnerunterstützte Auslegung von Evolventenstirnradpaarungen höchster Tragfähigkeit. Praca doktorska, IfK Bericht nr 29,
Braunschweig 1986.
Römhild I.: Sonderprofile. Evolventische und nichtevolventische
Sonderverzahnungen – Studie. Forschungsvorhaben Nr. T 496, Heft
436, 1994.
Roth K.: Evolventenverzahnungen mit Extremen Eigenschaften. Cz.
1. Antriebstechnik, nr 5/1996, cz. 2a. Antriebstechnik, nr 7/1996,
cz. 2b. Antriebstechnik, nr 9/1996, cz. 3. Antriebstechnik, nr 11/1996,
cz. 4. Antriebstechnik, nr 1/1997.
Roth K.: Zahnradtechnik - Evolventen-Sonderverzahnungen zur
Getriebeverbesserung: Evoloid-, Komplement-, Keilschräg-, Konische-, Konus-, Kronenrad-, Torus-, Wälzkolbenverzahnungen, Zahnrad-Erzeugungsverfahren. Berlin, Springer, 1998.
Roth K., Kollenrot F.: Zahnradpaarungen mit Komplementprofilen
zur Erweiterung der Eingriffsverhältnisse und Erhöhung der Fuss- und
Flankenträgfähigkeit. Konstruktion, 34/1982.
Roth K., Tsai S.: Evolventenverzahnungen mit Extremen Eigenschaften. Cz. 5. Antriebstechnik, nr 3/1997.
Wieczorek A.: Wpływ wysokości uzębienia na międzyzębne siły
dynamiczne w przekładniach. Praca doktorska. Politechnika Śląska,
Gliwice 2007.
Joostberens J., Wieczorek A.: Wpływ wysokości uzębienia na właściwości wibroakustyczne przekładni zębatych. Górnictwo i Geologia,
t. II, zeszyt 2, Gliwice 2007.
Wieczorek A., Kuczaj M., Joostberens J.: Wpływ dokładności wykonania na właściwości wibroakustyczne kół o uzębieniu wysokim.
Górnictwo i Geologia, t. II, zeszyt 2, Gliwice 2007.
Joostberens J., Wieczorek A.: Eksperymentalne badania właściwości
akustycznych przekładni z kołami o różnej wysokości zębów. Zeszyty
Naukowe Politechniki Śląskiej, s. Górnictwo, Gliwice 2007.
Recenzent: dr inż. Krzysztof Filipowicz
dr inż. STANISŁAW TRENCZEK
mgr inż. ADAM BROJA
Centrum Elektryfikacji i Automatyzacji Górnictwa EMAG, Katowice
Monitorowanie eksploatacji prowadzonej
w warunkach współwystępowania
zagrożeń metanowego i pożarami endogenicznymi
W artykule przytoczono najważniejsze przepisy dotyczące współwystępowania zagrożeń metanowego i pożarami endogenicznymi. Ujęto je według etapów planowania
i prowadzenia eksploatacji. Przypomniano też niektóre wnioski z prac komisji powoływanych dla zbadania przyczyn i okoliczności zaistniałych zdarzeń wypadkowych
z udziałem tych zagrożeń. Wskazano znaczenie komplementarnego analizowania zagrożeń oraz zaakcentowano spójność podejmowanych działań. Podkreślono wagę lokalizacji punktów pomiarowych dla kontroli wczesnego wykrywania pożarów endogenicznych, szczególnie przy stosowaniu odmetanowania. Podano zestawienie zdarzeń
zaistniałych w warunkach współwystępowania tych zagrożeń. Przedstawiono wyniki
badań charakterystyk zmienności parametrów składu gazów ujmowanych odmetanowaniem. Omówiono możliwości wspomagania monitorowania zagrożeń współwystępujących, opisując i charakteryzując układ pomiarowy odmetanowania.
1. WPROWADZENIE
Jedną z przyczyn zdarzeń będących następstwem
wysokiego, ponaddopuszczalnego poziomu zagrożenia metanowego i zagrożenia pożarami endogenicznymi są coraz trudniejsze i bardziej skomplikowane
warunki eksploatacji. Dlatego ograniczanie możliwości zaistnienia tego typu zdarzeń jest jednym z podstawowych obowiązków przedsiębiorcy. Z założenia
służyć temu mają: wiedza na temat zagrożeń i sposobów ich zwalczania, doświadczenie osób za to odpowiedzialnych, przepisy prawa oraz rzetelność ich
stosowania. Wszystkie te elementy tworzą swego
rodzaju ramy pewnego obszaru, wewnątrz którego
w zasadzie powinno być zapewnione bezpieczeństwo
załogi i ruchu zakładu górniczego. Zdarza się jednak,
że poziom niektórych zjawisk wynikających z „natury” poza te ramy wykracza, podobnie jak zdarzają się
przypadki zbyt małej wiedzy, zbyt małego doświadczenia i nierzetelności osób bezpośrednio lub pośrednio działających w tym obszarze.
W latach 1998-2007 zdarzenia zapłonów metanu
z udziałem zagrożenia pożarami endogenicznymi [2,
10] stanowią 17% (rys. 1), co powoduje, że analiza
ich współwystępowania wymaga szczególnego
i wszechstronnego podejścia.
Poruszana poniżej tematyka ogranicza się w zasadzie do pokazania niektórych aspektów prawnych
określających minimalny poziom kontroli przy
współwystępowaniu zagrożeń metanowego i pożarami
endogenicznymi oraz do wskazania możliwości pełniejszej analizy i oceny poprzez rozszerzenie jakościowego i ilościowego monitorowania tych zagrożeń.
2. REGULACJE PRAWNE W ZAKRESIE ZAGROŻEŃ METANOWEGO I POŻARAMI
ENDOGENICZNYMI
Podstawowe zapisy w zakresie bezpieczeństwa zawarte są w ustawie z dnia 4 lutego 1994 r. – Prawo
geologiczne i górnicze [12]. Zobowiązują one przedsiębiorcę – art. 73 ustawy, by:
MECHANIZACJA I AUTOMATYZACJA GÓRNICTWA
28
Rys. 1. Przyczyny zapłonów metanu w latach 1998-2007
(opracowanie własne na podstawie danych zawartych w [2])
1) rozpoznawać zagrożenia związane z ruchem zakładu górniczego i podejmować środki zmierzające do zapobiegania i usuwania tych zagrożeń,
w tym oceniać, dokumentować ryzyko zawodowe
występujące w ruchu zakładu górniczego oraz
stosować niezbędne środki profilaktyczne zmniejszające to ryzyko,
2) posiadać odpowiednie środki materialne i techniczne oraz właściwie zorganizowane służby
ruchu do zapewnienia bezpieczeństwa pracowników i bezpieczeństwa ruchu zakładu górniczego.
Następstwem tego są przepisy ujęte w kilku innych
aktach prawnych, w których sposób rozpoznawania
zagrożeń określony jest co do czasu, jak i charakteru
prowadzonych prac. Mianowicie rozpoznawanie
zagrożeń metanowego i pożarami endogenicznymi
ma najpierw charakter rozpoznania potencjalnego ich
poziomu, natomiast w okresie eksploatacji – rozpoznawanie poziomu rzeczywistego. Dotyczy to przepisów zawartych w rozporządzeniu Ministra Spraw
Wewnętrznych i Administracji z dnia 14 czerwca
2002 r. w sprawie zagrożeń naturalnych w zakładach
górniczych [5] oraz rozporządzeniu Ministra Gospodarki z dnia 28 czerwca 2002 r. w sprawie bezpieczeństwa i higieny pracy, prowadzenia ruchu oraz
specjalistycznego zabezpieczenia przeciwpożarowego w podziemnych zakładach górniczych [6], którego
integralnym elementem są Załączniki [13]. Ponadto,
w zakresie określania potencjalnego poziomu zagrożenia przepisy [6] nakazują stosować odpowiednie
normy. Z kolei w zakresie stosowania zabezpieczeń
przed skutkami zagrożenia metanowego istnieje też
powołanie się [13] na Zasady opracowane przez rzeczoznawcę [14].
Oprócz tego nakazem do bezwzględnego stosowania są wnioski komisji powoływanych każdorazowo
przez Prezesa Wyższego Urzędu Górniczego po zaistniałych zdarzeniach i wypadkach zbiorowych.
W przypadku współwystępowania zagrożeń metano-
wego i pożarami endogenicznymi szczególnie ważne
są wnioski dotyczące kopalń po zdarzeniach zaistniałych w kopalniach Rydułtowy [7] i Bielszowice [8].
Jednak specyfika takich wniosków polega na ograniczonym okresie ich obowiązywania – od czasu ich
ustanowienia do czasu zmiany w obowiązujących
w tym względzie przepisach, co zazwyczaj dotyczy
zmian w rozporządzeniu w sprawie bezpieczeństwa
i higieny pracy, prowadzenia ruchu oraz specjalistycznego
zabezpieczenia
przeciwpożarowego
w podziemnych zakładach górniczych. Jeśli zmiana
przepisów nie uwzględnia zapisów zawartych we
wnioskach – przestają obowiązywać.
W okresie „życia” rejonu wyrobiska eksploatacyjnego wyróżnić można etapy projektowania – przed
uruchomieniem eksploatacji, ruchu ściany i jej likwidacji, którym można przypisać wymienione wyżej
regulacje [11].
2.1. Regulacje dla etapu przed uruchomieniem eksploatacji
Znaczenie współwystępowania zagrożeń podkreślone zostało w rozporządzeniu Ministra Gospodarki [6]:
§ 243. Opracowując projekty techniczne eksploatacji,
o których mowa w § 41 ust. 2 pokładach zaliczonych
do II–IV kategorii zagrożenia metanowego, przy
równoczesnym występowaniu zagrożenia tąpaniami
lub pożarami endogenicznymi w zrobach określa się
środki zapobiegania zagrożeniom, uwzględniając ich
wzajemne oddziaływanie.
Przywołany § 41 ust. 2: Projekt techniczny eksploatacji zawiera w szczególności:
1) ...
......
6) sposób zabezpieczania przed występującymi zagrożeniami, dostosowany do rodzajów i stopnia
nasilenia występujących zagrożeń,
.....
Nr 2(456) LUTY 2009
A więc wynika z tego, że zagrożenie metanowe
jest zagrożeniem podstawowym, a zagrożenia tąpaniami i pożarami endogenicznymi są co najmniej
alternatywne.
Przy współwystępowaniu zagrożenia pożarami endogenicznymi istotnymi są zapisy:
 rozporządzenia MG [6], to jest § 365. ust. 3.
W wyrobiskach zakładów górniczych wydobywających kopalinę palną stosuje się wczesne wykrywanie pożarów endogenicznych, w sposób określony w załączniku nr 5 do rozporządzenia, oraz
 załącznika nr 5 do rozporządzenia [13] – Pkt. 6.
Wczesne wykrywanie pożarów endogenicznych,
a w tym:
6.2.1. Stacje pomiarowe lokalizuje się:
......
ppkt 3) przy zrobach w chodniku wentylacyjnym
dla powietrza wypływającego ze zrobów
lub pobieranego za pomocą rur lub węży próbobiorczych zainstalowanych
w zrobach,
ppkt 4) przy tamach wentylacyjnych, wyznaczonych
przez kierownika działu wentylacji, dla pobierania prób powietrza spoza tych tam,
ppkt 5) w innych miejscach wyznaczonych przez
kierownika działu wentylacji.
6.2.2. Szczegółową lokalizację wszystkich stacji pomiarowych ustala kierownik działu wentylacji.
6.2.4. Na stacjach pomiarowych, o których mowa
w pkt. 6.2.1.1) – 6.2.1.3), próby powietrza pobiera się co najmniej 2 razy w tygodniu, a zza
tam izolacyjnych co najmniej raz w miesiącu.
Częstotliwość pobierania prób powietrza dla
pozostałych miejsc ustala kierownik działu
wentylacji.
Jeśli zagrożenie pożarami endogenicznymi nie byłoby zagrożeniem współwystępującym z zagrożeniem metanowym, to powyższe zapisy są na tyle
jednoznaczne, że nie budzą wątpliwości. Jednak, gdy
warunek współwystępowania zachodzi, to w kontroli
wczesnego wykrywania nie można tylko do tego się
ograniczać. Z punktu widzenia bezpieczeństwa istnieje bowiem konieczność wykorzystania dla takiej
kontroli wiedzy jaką można pozyskać z kontroli procesu odmetanowania. Zatem w projekcie należy to
przewidywać.
Zakładając, że prowadzone będzie odmetanowanie
górotworu poprzez otwory drenażowe sięgające zrobów lub wręcz realizowane będzie odmetanowanie
zrobów (na przykład zza tam izolacyjnych lub poprzez otwory odwiercone z sąsiednich wyrobisk)
uwzględnić należy obowiązek kontroli składu powietrza, o czym stanowią następujące zapisy rozporządzenia MG [6]:
29
 § 300. ust. 2. Ujęcie metanu lub grupę sąsiednich otworów wyposaża się w urządzenia umożliwiające pomiar
ilości, ciśnienia i składu gazu oraz regulację ciśnienia
gazu, a także odpowiednie urządzenia odwadniające.
 § 307. ust. 1. Bieżące kontrole odmetanowania
przeprowadza się raz na dobę i obejmują pomiary:
1) ...
2) parametrów gazu w rurociągach metanowych,
w miejscach wyznaczonych przez osobę wyższego
dozoru ruchu służby odmetanowania
Z pierwszego z przytaczanych paragrafów wynika, że pomiary obejmują skład gazu, a nie tylko
pomiar zawartości metanu. Powodem tego jest właśnie to, że niezwykle rzadko ujmuje i odprowadza
się gaz o zawartości metanu bliskiej 100%. Zazwyczaj stanowi on około 40÷50%, czyli występują też
inne składniki, wśród których niewątpliwie może
być tlen. Jeśli tak, to przy jego przepływie przez
zroby i występowaniu w nich lub w sąsiedztwie
węgla istnieje – nie tylko teoretycznie – jakiś poziom potencjalnego zagrożenia. Szczególnie wtedy,
gdy węgiel jest rozdrobniony i temperatura pierwotna skał w jego otoczeniu jest wysoka (im bliższa
temperaturze krytycznej tym krótszy może być czas
rozwoju samozagrzewania i samozapłonu). Z kolei
z drugiego wynika obowiązek ustalenia miejsc dokonywania pomiarów parametrów gazu.
W projekcie technicznym eksploatacji uwzględniać
też należy zapisy wynikające z ustaleń komisji powypadkowych. I tak, Komisja powołana dla zbadania
przyczyn i okoliczności wypadku zbiorowego zaistniałego w kopalni Rydułtowy [7] w jednym z wniosków odniosła się do kopalń prowadzących eksploatację pokładów węgla zaliczonych do II, III i IV
kategorii zagrożenia metanowego. W punkcie 15.2
nakazano między innymi:
1. W projektach technicznych eksploatacji należy
uwzględniać wcześniej przeprowadzone analizy
wentylacyjno-metanowe i pożarowe oparte m.in.
o aktualny rozkład spadków potencjału aerodynamicznego wokół rejonów eksploatacyjnych.
Wszystkie przytoczone wyżej zapisy łączą się w logiczną całość, która pozwala kontrolować wzajemne
zależności zagrożeń metanowego i pożarami endogenicznym. Zatem już na etapie projektowania eksploatacji nie da się tych zagrożeń rozpatrywać oddzielnie.
W ślad za tym również planowane na okres eksploatacji działania uwzględniać muszą korelację współwystępujących zagrożeń, w tym kontrolę wczesnego
wykrywania pożarów endogenicznych, która obejmować musi strefy objęte odmetanowaniem.
Taki sposób rozpatrywania współwystępujących
zagrożeń powinien zostać wyraźnie zaakcentowany
w projekcie technicznym.
30
MECHANIZACJA I AUTOMATYZACJA GÓRNICTWA
2.2. Regulacje dla etapu eksploatacji – ruchu
ściany
2.2.3. Dobór urządzeń wentylacyjnych dla zwalczania zagrożenia metanowego ustala kierownik
działu wentylacji.
2.2.4. Ustalenia, o których mowa w pkt 2.2.1, kierownik działu wentylacji podejmuje po zasięgnięciu opinii odpowiedniego kopalnianego
zespołu do spraw zagrożeń.
W przepisach tych jest wyraźna delegacja do ustaleń rzeczoznawcy, którego określa rozporządzenie
MG [6] w sposób następujący:
§ 3. Ilekroć w rozporządzeniu jest mowa o:
pkt 2) rzeczoznawcy, należy przez to rozumieć
rzeczoznawcę do spraw ruchu zakładu górniczego.
Rzeczoznawcą takim jest Główny Instytut Górnictwa, który w tym zakresie opracował i wydał Zasady
prowadzenia ścian w warunkach zagrożenia metanowego [14]. Chociaż w tytule odnoszą się one do
podstawowego z tych współwystępujących zagrożeń,
to uwzględniają one także drugie z nich. Poniżej
najistotniejsze z nich.
6. Sposoby zwalczania zagrożenia metanowego
6.1. Systemy eksploatacji i sposoby przewietrzania
ścian w warunkach zagrożenia metanowego
ppkt. 12. Podczas przewietrzania ścian sposobem
na „U” wyrobisko przyścianowe (z prądem powietrza zużytego) należy likwidować za ścianą przez wyrabowanie obudowy, a w razie niemożności należy wykonywać w nich wypełnienia przekroju,
np. za pomocą tam workowych, kasztów
wypełnionych kamieniem, podsadzki itp.
Wypełnienia te powinny być wykonywane
w odległościach wzajemnych nie przekraczających dobowego postępu ściany.
7. Stosowanie pomocniczych urządzeń wentylacyjnych do zwalczania zagrożenia metanowego w rejonach skrzyżowań ścian przewietrzanych sposobem na „U” z wyrobiskami przyścianowymi.
7.7. Poprawność funkcjonowania pomocniczych
urządzeń wentylacyjnych musi być kontrolowana przez:
a) przodowych, co najmniej dwa razy na zmianę,
a w szczególności przed i w czasie przekładki napędu przenośnika ścianowego oraz zestawów obudowy zmechanizowanej w rejonie tych urządzeń,
b) osoby dozoru oddziałowego, co najmniej raz na
zmianę,
c) metaniarzy, co najmniej raz na dobę w dni robocze
lub z większą częstotliwością, zgodnie z ustaleniami Kierownika Działu Wentylacji,
d) osoby dozoru wyższego wentylacji oraz osoby wyższego dozoru ruchu górniczego z częstością i terminach wyznaczonych przez Kierownika Ruchu Zakładu Górniczego. Wyniki kontroli przeprowadzonych
Przeciwdziałanie zagrożeniom w czasie prowadzenia robót górniczych, a w tym szczególnie eksploatacji zajmuje największą cześć przepisów.
Z rozpatrywanego punktu współwystępowania zagrożeń istotnych jest kilka. Jednym z nich jest przepis §26 rozporządzenia MG [6], który mówi, że
Zbędne wyrobiska, w tym otwory wiertnicze, zabezpiecza się lub likwiduje w taki sposób, aby nie stanowiły zagrożenia. Zabezpieczenia wymaga także
dostęp do wyrobisk, których stan zagraża bezpieczeństwu. Niezabezpieczone otwory wiertnicze mogą odprowadzać metan do wyrobisk lub doprowadzać powietrze z tlenem do zrobów, w zależności od
rozkładu pola potencjałów aerodynamicznych. Stąd
konieczność ich likwidacji.
Kolejnym przykładem są niektóre zapisy ujęte
w punkcie 2. Środki zabezpieczające przed zapłonem metanu Załącznika nr 5 [13] do rozporządzenia
MG [6]:
2.2. Środki zabezpieczające przed tworzeniem się
nagromadzeń metanu w rejonach ścian
z chodnikami przyścianowymi.
2.2.1. W razie prowadzenia ścian w pokładach zaliczonych do drugiej, trzeciej lub czwartej kategorii zagrożenia metanowego lub ścian obejmujących zasięgiem wpływów eksploatacji pokłady zaliczone do tych kategorii zagrożenia
metanowego, w celu ograniczenia wypływów
metanu do ścian i rejonów skrzyżowań z chodnikami przyścianowymi oraz tworzenia się
w tych miejscach nagromadzeń metanu, kierownik działu wentylacji ustala sposób przewietrzania tych ścian.
2.2.2. W razie występowania zagrożenia pożarem
endogenicznym w zrobach, stosuje się sposoby
przewietrzania ścian ograniczające przenikanie powietrza do zrobów, a dla niedopuszczenia nagromadzeń metanu w rejonach skrzyżowań ścian z chodnikami, pomocnicze urządzenia wentylacyjne.
2.2.2.1. Pomocnicze urządzenia wentylacyjne dla
uintensywnienia przewietrzania i przeciwdziałania tworzeniu się nagromadzeń metanu w rejonach skrzyżowania ścian z chodnikami przyścianowymi stosować można za zgodą kierownika ruchu zakładu górniczego tylko dla ściany
przewietrzanej wzdłuż calizny węglowej, przy
metanowości wentylacyjnej nieprzekraczającej
25 m3/min, według zasad prowadzenia ścian
w warunkach zagrożenia metanowego, opracowanych przez rzeczoznawcę.
Nr 2(456) LUTY 2009
przez osoby dozoru powinny być dokumentowane
w oddziałowych książkach raportowych.
11. Przy doborze pomocniczych urządzeń wentylacyjnych można wykorzystywać załączone „Przykłady zastosowań układów pomocniczych urządzeń wentylacyjnych w rejonach skrzyżowań
ścian z wyrobiskami przyścianowymi” (rys. 610). Podane przykłady powinny być dostosowywane do lokalnych warunków. Podana w przykładach odległość d między czołem wyrobiska
wentylacyjnego a linią zawału ściany powinna
być dostosowana do występującego zagrożenia
metanowego, lecz nie może być większa niż 6 m.
12. Szkic rozmieszczenia pomocniczych urządzeń
wentylacyjnych, jak i ewentualne zmiany, opracowane przez Kierownika Działu Wentylacji,
powinny być dołączone do projektu technicznego
ściany.
Zapisy te z jednej strony narzucają pewne ograniczenia, na przykład poprzez wskazania sposobów
likwidacji zbędnych wyrobisk przyścianowych czy
długości nie zlikwidowanego takiego odcinka,
a z drugiej strony i w niektórych przypadkach dają
możliwość kierownikowi działu wentylacji i kierownikowi ruchu zakładu górniczego zastosowania
optymalnych rozwiązań, wykorzystujących ich najlepszą w tym względzie wiedzę. Jednak nie można
ustaleń stosować dowolnie.
Innego rodzaju podejście prezentują ustalenia zawarte w punkcie 6. załącznika nr 5 [13] – Wczesne
wykrywanie pożarów endogenicznych, który (w cytowanym już wyżej zapisie) między innymi stanowi:
6.2.4. Na stacjach pomiarowych, o których mowa w pkt.
6.2.1.1) – 6.2.1.3), próby powietrza pobiera się
co najmniej 2 razy w tygodniu, a zza tam izolacyjnych co najmniej raz w miesiącu. Częstotliwość pobierania prób powietrza dla pozostałych
miejsc ustala kierownik działu wentylacji.
Jeśli w projekcie technicznym eksploatacji przyjęto
tylko częstotliwość pobierania prób na poziomie
wymagań przepisów, to nic nie stoi na przeszkodzie,
by częstotliwość znacznie zwiększyć jeżeli w czasie
eksploatacji analiza współwystępowania zagrożeń
wskaże na prowadzenie ruchu ściany w warunkach
podwyższonego poziomu zagrożeń współwystępujących. I to nawet wtedy, gdy wskaźniki zagrożenia
pożarowego są dalekie od wartości obligujących do
zwiększania częstotliwości kontroli. Działania takie
zwiększają szansę szybszego reagowania i przeciwdziałania zagrożeniom.
Problem analizy współwystępujących zagrożeń
w czasie prowadzonej eksploatacji dostrzeżono też
w pracach komisji powypadkowych. Przytaczana już
Komisja powypadkowa działająca po wypadku
31
w kopalni Rydułtowy [7], w odniesieniu do kopalń
prowadzących eksploatację pokładów węgla zaliczonych do II, III i IV kategorii zagrożenia metanowego,
sformułowała w podpunkcie 15.2:
2. Kopalnie powinny mieć aktualne odwzorowanie
rozkładu spadków potencjału aerodynamicznego
swych sieci wentylacyjnych.
Natomiast Komisja [8] badająca przyczyny i okoliczności wypadku w kopalni Bielszowice w swoich
wnioskach, sformułowanych w odniesieniu do kopalń
prowadzących eksploatację pokładów węgla w warunkach współwystępujących zagrożeń metanowego,
pożarowego i tąpaniami, zaakcentowała m.in. – pkt.
12.2:
1. Przy podejmowaniu eksploatacji w pokładach
silnie metanowych:
a) prowadzić szczegółową analizę dotyczącą prawidłowego przewietrzania rejonu, metod zwalczania zagrożeń metanowego, pożarowego i tąpaniami oraz znaczenia innych współwystępujących zagrożeń,
b) ...
3. MONITOROWANIE ŚRODOWISKA ŚCIANY
W polskich kopalniach węgla kamiennego do systemowego monitorowania parametrów atmosfery
kopalnianej i zagrożeń gazowych, w tym również
środowiska ściany stosowane są w zasadzie cztery
typy systemów, każdy innego producenta. Zakres
funkcjonalny systemu dostosowany jest każdorazowo
do potrzeb kopalni, a te wynikają z liczby i poziomu
występujących zagrożeń.
Spośród producentów systemów Centrum EMAG
posiada największe doświadczenie w rozwijaniu
i poprawie ich funkcjonalności. Pierwsze systemy
wdrażane były w połowie lat siedemdziesiątych ubiegłego wieku. Najnowszy system SMP-NT/A integruje
różne podsystemy, w tym kontroli zagrożeń metanowego, pożarowego, parametrów środowiska, tąpaniami, a także systemu alarmowo-rozgłoszeniowego,
umożliwiającego zdalnie wycofać zagrożoną załogę
[1]. System ten zdobył uznanie nie tylko w Polsce, jest
wdrażany w kopalniach Białorusi i Ukrainy (kopalnia
Zasiadko, w której w listopadzie 2007 r. zginęło 105
górników), zainteresowanie wzbudził także wśród
przedstawicieli przemysłu górniczego Chińskiej Republiki Ludowej i Wietnamu.
Pozostałe systemy, to system analizy parametrów
atmosfery kopalnianej typu KSP-x (KSP-1 lub nowsze KSP-2, KSP-2C) – produkowany przez Przedsiębiorstwo Kompletacji i Montażu Systemów Automa-
32
MECHANIZACJA I AUTOMATYZACJA GÓRNICTWA
tyki Carboautomatyka S.A. w Tychach, system telemetryczny CST-60 do ciągłej kontroli i rejestracji
parametrów związanych z bezpieczeństwem kopalń
– produkowany przez Zakład Elektroniki Górniczej
ZEG S.A. w Tychach, oraz system telemetryczny
CST-40, przeznaczony do ciągłej kontroli i rejestracji parametrów związanych z bezpieczeństwem
pracy w kopalniach w zakresie zagrożeń metanowych i pożarowych – produkowany przez firmę
HASO s.c. w Tychach. Każdy z tych systemów
przeznaczony jest do monitorowania parametrów
gazów, to jest stężeń metanu, tlenku węgla, dwutlenku węgla, tlenu, a także prędkości, wilgoci
i temperatury powietrza. Wprowadzane przez producentów nowe czujniki są zazwyczaj wyposażane
w interfejsy i układy zasilania dostosowane do parametrów systemu. Podobna sytuacja występuje
w obszarze oprogramowania systemowego poszczególnych producentów. W większości przypadków
systemy te są z sobą kompatybilne, jednak nie do
końca wiadomo do jakiego poziomu, gdyż żadnych
badań w tym zakresie nie prowadzono.
Dzięki istniejącym systemom monitorowania
w metrologii górniczej uzyskano znaczne rozszerzenie zakresu pomiarów automatycznych. Pełnozakresowa automatyczna aerometria górnicza [9] pozwala
objąć
stałą
kontrolą
zagrożenia
gazowowentylacyjne, metanowe, pożarowe, pyłami szkodliwymi dla zdrowia, klimatyczne (poza pomiarem dla
określenia intensywności chłodzenia), poprzez:
 gazometrię – pomiar zawartości metanu, tlenku
węgla, tlenu, dwutlenku węgla, sygnalizacja dymu,
 anemometrię – pomiar prędkości powietrza,
 termohigrometrię – pomiar temperatury powietrza
i jego wilgotności, pomiar temperatury górotworu,
 barometrię – pomiar ciśnienia barometrycznego,
pomiar różnicy ciśnień, pomiar naporu powietrza,
pomiar potencjału aerodynamicznego,
 pyłometrię – pomiar zapylenia powietrza kopalnianego.
Oznacza to, że z siedmiu zagrożeń aerologicznych automatyczną kontrolą nie są objęte tylko zagrożenia
wybuchem pyłu węglowego i radiacyjne naturalnymi
substancjami promieniotwórczymi. Pomiary związane
z kontrolą tych dwóch zagrożeń oraz z intensywnością
chłodzenia różnią się zdecydowanie pod względem
metrologicznym od pomiarów pozostałych zagrożeń
(m.in. częstotliwością oraz specyfiką ich wykonywania). Z tego też powodu nie znalazły się one dotychczas
w polu zainteresowań twórców czujników i przyrządów
do automatycznego prowadzenia pomiarów.
Należy do tego dodać, że w kopalniach metanowych automatyczna aerometria górnicza współpracuje również z systemem zabezpieczeń metanome-
trycznych, a w przypadku stosowania odmetanowania górotworu istnieje też możliwość (w systemie
SMP-NT/A) zastosowania ciągłego monitorowania
tego procesu.
4. BADANIA ZMIENNOŚCI
ODMETANOWANIA
PARAMETRÓW
Przy występowaniu metanu pochodzenia naturalnego powyżej 8 m3CH4/Mg w przeliczeniu na czystą
substancję węglową lub po wystąpieniu wyrzutu
metanu i skał pokład węgla zalicza się do czwartej
kategorii zagrożenia metanowego. Wówczas, jak
nakazują przepisy [6]:
§293. 1. W zakładach górniczych eksploatujących
pokłady zaliczone do IV kategorii zagrożenia metanowego stosuje się odmetanowanie górotworu.
Regulacją objęty jest też sposób prowadzenia odmetanowania [6]:
§303. 1. Zawartość metanu, w gazie ujmowanym do
rurociągów metanowych, powinna wynosić co najmniej 30%.
2. W wypadkach uzasadnionych, za zgodą kierownika
ruchu zakładu górniczego, dopuszcza się ujmowanie do rurociągów metanowych gazu o zawartości metanu mniejszej niż określona w ust. 1, lecz
co najmniej 20%, jeżeli zawartość metanu
w zbiorczym rurociągu metanowym będzie wynosić minimum 30%.
Niemniej odmetanowanie górotworu jest najskuteczniejszym środkiem zwalczania zagrożenia metanowego, zapewniającym zmniejszenie wypływów
metanu do przestrzeni roboczych oraz zapobieganie
lub zmniejszenie objawów, takich jak np. wydmuchy, nagłe wyrzuty metanu i węgla, itp. Metoda ta
pomaga przy tym w prawidłowym utrzymaniu żądanych parametrów wentylacyjnych w obrębie ściany, ale też stawia określone wymagania dotyczące
sposobów rozcinania metanonośnych pokładów
węgla. Dlatego tak ważna jest prawidłowa i rzetelna
kontrola ilości metanu odprowadzanego instalacjami
odmetanowania.
Kontrola wydatku i koncentracji metanu w procesie
odmetanowania złóż węgla kamiennego jest zatem
bardzo ważna i rozważa się ją w różnych aspektach:
 bezpieczeństwa – poprzez ujęcie metanu do rurociągów i tym samym zmniejszenie ilości emitowanego metanu do prądów wentylacyjnych oraz obniżenie zagrożenia wybuchem,
 ekologicznych – ochrona środowiska naturalnego
poprzez zmniejszenie emisji metanu do atmosfery
(protokół z Kioto),
Nr 2(456) LUTY 2009
33
 ekonomicznych – zmniejszenie ilości powietrza
koniecznego do przewietrzania wyrobisk gdy koncentracja metanu w rurociągach jest powyżej 30%
oraz zysk ze sprzedaży dwóch nośników energii –
węgla i metanu,
 gospodarczych – wykorzystanie gazu z procesu
odmetanowania jako paliwa dla różnego rodzaju
instalacji ciepłowniczo-energetycznych,
 prawnych – metan uzyskiwany w procesie odmetanowania w Polsce ciągle traktuje się jako produkt
uboczny przy produkcji węgla.
szczeliny będące wynikiem działania naprężeń eksploatacyjnych, które powodują, że z czasem dopływ
powietrza do otworu wzrasta, co w konsekwencji
powoduje obniżenie koncentracji metanu w ujmowanej mieszaninie.
4.2. Rodzaje poboru metanu
Oprócz tego, że metan jest gazem wybuchowym,
jest też jednym z sześciu gazów cieplarnianych, których emisja – zgodnie z Protokołem z Kioto – ma być
objęta kontrolą i zmniejszana o 25%. Czas życia
metanu jest stosunkowo krótki – około 12 lat w stosunku do 114 dla NO2 i od 5 do 200 lat dla CO2,
natomiast potencjał cieplarniany (GWP) jest około 21
razy większy niż dla CO2.
Najważniejszym zadaniem odmetanowania jest
jednak zmniejszenie zagrożenia metanowego, głównie wybuchu metanu, a co za tym idzie – poprawa
bezpieczeństwa w wyrobiskach podziemnych kopalń.
Wykonuje się je przede wszystkim podczas eksploatacji pokładu węgla, bowiem tylko ona powoduje
korzystne warunki dla uwalniania się metanu z górotworu i ujmowania go. W związku z tym odmetanowanie traktowane jest jako technologia towarzysząca
eksploatacji, zazwyczaj drugoplanowo.
Stosunkowo duża liczba źródeł odmetanowania,
którymi są najczęściej:
 urobiony węgiel,
 odsłonięty ocios węglowy ściany,
 warstwy węgla i pokłady podbierane,
 warstwy węgla i pokłady nadbierane,
 zroby przyległe do środowiska ściany eksploatującej pokład węgla, szczególnie znajdujące się
w strefie odprężeń stropowych i spągowych oraz
innych,
 otamowane stare zroby,
4.1. Przykład systemu odmetanowania
W polskich kopalniach stosowane są różne struktury odmetanowania, co wynika głównie z uwarunkowań. Ogólna struktura systemu odmetanowania zawiera, najczęściej, następujące elementy (rys. 2) [3]:
 źródła metanu, w postaci:
 otworów drenażowych (3),
 rur zasysających metan z przestrzeni odmetanowanych (3),
 sieć rurociągów wraz z zasuwami (zaworami) (2),
 ssawy odmetanowania (1) wytwarzające podciśnienie w sieci rurociągów i otworów drenażowych.
Odmetanowanie górotworu wykonuje się przy pomocy otworów drenażowych wierconych z wyrobiska lub wcześniej wykonanych wnęk wiązek otworów i odpowiednie podłączenie ich poprzez kolektor
do rurociągu odmetanowania.
Ponieważ w sąsiedztwie wyrobiska górotwór jest
spękany, to w celu ograniczenia dopływu powietrza
do otworu drenażowego otwór w tej strefie jest
uszczelniany poprzez zacementowaną rurę obsadową.
Jednakże uszczelnienie to nie jest idealne i do otworu
drenażowego zasysana jest pewna ilość powietrza.
W czasie eksploatacji otworu powstają dodatkowo
Stacja odmetanowania
1
1
2
2
3
Rys. 2. Przykład struktury systemu odmetanowania [b]
34
MECHANIZACJA I AUTOMATYZACJA GÓRNICTWA
powoduje, że tylko część wydzielanego metanu jest
możliwa do ujmowania i gospodarczego wykorzystania. Pozostała część metanu jest odprowadzana
wraz z powietrzem zużytym do atmosfery. Zdarza
się też, że część, a niekiedy nawet całość ujmowanego metanu nie jest zagospodarowywana, a to
z ekonomicznego punktu widzenia nie jest sytuacją
korzystną, zwiększa też efekt cieplarniany.
Największe wahania wydatku metanu występują
w rejonie eksploatacji, dlatego że możliwości odmetanowania górotworu nieodprężonego przed eksploatacją są niewielkie. Wydajność metanu z otworów
znacząco wzrasta w miarę zbliżania się do nich
frontu eksploatacyjnego. Maksymalne wartości
odmetanowania uzyskiwane są w rejonie eksploatacji oraz za jej frontem. Powoduje to zdecydowaną
zmianę wydajności kolejnych otworów odmetanowania wraz z postępem eksploatacji. Regulacje wydajności przeprowadza się bezpośrednio na otworach lub na stacji odmetanowania, zwiększając lub
zmniejszając wydajność ssaw.
Natomiast stare zroby są zazwyczaj stałym zbiornikiem metanu, na którego wydajność wpływają
przede wszystkim zmiany ciśnienia barometrycznego na powierzchni. Rejony te regulowane są zazwyczaj tylko w momencie podłączenia punktów ujmowania metanu do sieci odmetanowania (pod depresję stacji odmetanowania), a zawory ustawiane są na
maksymalny przepływ mieszaniny gazów.
Zastosowanie pierwszego (z wyżej przytoczonych)
sposobu w zasadzie jest w pełni nadzorowane – kontrola stężeń metanu i tlenku węgla w powietrzu kopalnianym realizowana jest praktycznie w sposób ciągły.
Przy zastosowaniu drugiego sposobu nie ma praktycznie ciągłej kontroli stężeń metanu, a tym bardziej kontroli nad zagrożeniem pożarami endogenicznymi
w rejonie czynnych otworów odmetanowania.
Pomiary związane z procesem odmetanowania
w kopalniach wykonuje się zazwyczaj raz na dobę
za pomocą przyrządów ręcznych, które posiadają
określoną dokładność. Wykonuje się przede wszystkim pomiary:
 stężeń metanu przyrządem typu „RIKEN” – metoda interferometryczna,
 różnicy ciśnień na zwężce pomiarowej – U-rurka
wodna,
 ciśnienia w rurociągu – U-rurka rtęciowa,
oraz oblicza się wydatek metanu (m.in. w oparciu
o pomiar ciśnienia atmosferycznego). Nie wykonuje
się pomiarów temperatury wewnątrz rurociągu, zakładając że w danym rejonie jest ona taka sama jak
temperatura powietrza płynącego wyrobiskiem, którą
mierzy się termometrem tzw. suchym, lub uzyskuje
się jej wartość na podstawie zapisów czujnika pomiaru temperatury umieszczonego w takim rejonie.
Przyrząd pomiarowy typu „RIKEN” określa wynik z błędem do 5% stężenia metanu. Zdarzyć się
może błąd większy w przypadku większego stężenia
dwutlenku węgla w mieszaninie ujmowanego gazu,
bowiem filtr z sorbentem do pochłaniania CO2 działa tylko do pewnej jego wartości. Wtedy wartości
stężeń CH4 i CO2 sumują się. Po przekroczeniu
wartości krytycznej regeneracja przyrządu typu
„RIKEN” nie jest możliwa.
Rurka uśredniająca posiada dokładność 2 mm H2O,
co w praktyce daje wyniki na wystarczającym poziomie dokładności przy odmetanowaniu starych zrobów,
lecz niezadowalające w przypadku odmetanowania
górotworu w rejonie eksploatacyjnym. Natomiast
rurka rtęciowa z uwagi na ciężar właściwy Hg jest
przyrządem wymagającym specjalnego potraktowania,
gdyż im większy błąd w odczycie, tym większe niedoszacowanie wyniku opartego na tym pomiarze. Ponadto jest to przyrząd niezbyt bezpieczny dla zdrowia ze
względu na szkodliwość oparów rtęci – w Unii Europejskiej stopniowo wycofywane są z użycia wszystkie
przyrządy zawierające rtęć.
Wyliczania wydatku metanu oparte są na średniej
gęstości powietrza suchego, natomiast w rurociągach odmetanowania płynie nasycone powietrza
parą wodną do tego stopnia, że ulega ona skropleniu
i w rurociągach płynie woda, którą na odwadniaczach się ujmuje.
5. MONITOROWANIE UJMOWANEGO GAZU
Współwystępowanie zagrożeń metanowego i pożarami endogenicznymi nabiera szczególnego znaczenia w przypadku prowadzenia odmetanowania górotworu, w którym nad pokładem eksploatowanym
zalega inny pokład lub warstwa węgla.
W niektórych sytuacjach, gdy stężenie metanu w ujmowanej z rejonu ściany mieszaninie gazów zaczyna
się zmniejszać i nie można przy tych samych parametrach prowadzić odmetanowania (§303 [6]) wystąpić
może problem z zastosowaniem właściwego sposobu
zwalczania zagrożenia metanowego. Polega on na wyborze pomiędzy zaniechaniem (czasowym) odmetanowania i dopuszczeniem do odprowadzenia zwiększonej
ilości metanu wraz z powietrzem płynącym w rejonie –
co podwyższa w nim stężenie metanu, a zwiększeniem
depresji stacji odmetanowania, co zwiększyć może
przepływ mieszaniny gazów, w tym również tlenu,
w okolicach otworów odmetanowania – co przy obecności rozdrobnionego węgla może spowodować wzrost
poziomu zagrożenia pożarami endogenicznymi.
Nr 2(456) LUTY 2009
35
do dyspo zytor a
odm e tanow ania
%CH4, T, %CO, p, p b
Transmisja danych
czujnika
moduł detektorów MD
czujnika CPO-1
Blok detektorów gazowych
i temperatury
wyświetlane wartości
czujnika
CH4
Blok detektorów ciśnień
P
WE
G
WE
P
Z3
P
Z1
WY
G
WY
Z2
Przewody pneumatyczne
Zawory gazowe
Kierunek przepływu gazu
Kryza komorowa wykonana wg normy:
PN-EN ISO 5167-1
Rys. 3. Schemat blokowy czujnika CPO-1 przystosowanego do współpracy z komorową kryzą pomiarową
Wykonywanie pomiarów z częstotliwością raz na
dobę – jest w zasadzie wystarczające w sytuacji małej dynamiki procesu odmetanowania. Jednak dla
źródeł ujmowania metanu zlokalizowanych w bliskim sąsiedztwie fontu eksploatacyjnego, przy ścianie, gdzie dynamika procesu jest dużo większa oraz
istnieje potencjalne zagrożenie pożarem endogenicznym, celowe wydaje się monitorowanie ciągłe. I to
w zakresie obejmującym także inne parametry, łącznie z koncentracją pozostałych gazów, to jest tlenku
węgla, dwutlenku węgla i tlenu. Natomiast w przypadku gospodarczego wykorzystywania metanu jako
paliwa celowe jest monitorowanie, a nawet regulacja
parametrów odmetanowania w punktach ujmowania
metanu i na rurociągach zbiorczych.
Dwa ostatnie zagadnienia, a więc pomiar ciągły
i możliwość regulacji były i są tematami prac badawczych podejmowanych w Centrum EMAG [4]. Ich
rezultatem jest iskrobezpieczny czujnik pomiaru
parametrów fizycznych i wydatku gazu w rurociągach sieci odmetanowania CPO-1. Składa się on
z analogowego modułu detektorów MD oraz centralki telemetrycznej MCCD. Wewnątrz czujników zintegrowane są detektory do pomiaru ilości metanu
w jednostce czasu. Czujnik parametrów odmetanowania CPO-1 przeznaczony jest do pomiarów własności fizycznych. Jego budowa jest przystosowana
do współpracy z komorową kryzą pomiarową zain-
stalowaną w rurociągu (rys. 3), montaż czujnika jest
też możliwy na rurce uśredniającej.
Moduł detektorów CPO-1MDx zawiera takie elementy pomiarowe czujnika, jak:
 termokonduktometryczny detektor stężenia metanu,
 półprzewodnikowy detektor temperatury,
 piezorezystancyjne detektory ciśnienia bezwzględnego i różnicy ciśnień,
 elektrochemiczny czujnik tlenku węgla (opcja tylko
dla modułu CPO-1).
Zatem czujnik taki zapewnia też pełną kontrolę ujmowanego gazu pod względem stężeń tlenku węgla,
co z punktu widzenia kontroli poziomu zagrożenia
pożarami endogenicznymi, współwystępującego
z zagrożeniem metanowym jest nie do przecenienia.
Na podstawie zmierzonych parametrów w cyfrowej
części czujnika (minicentralka MCCD-01) obliczany
jest wydatek czystego metanu w rurociągu i wyświetlany lokalnie na wyświetlaczu oraz przekazany jest
do centrali systemu.
Wszystkie zmierzone przez czujniki parametry rejestrowane są na powierzchni kopalni w centrum
dyspozytorskim systemowego monitorowania, np.
typu SMP-NT, stanowiącego zespół iskrobezpiecznych urządzeń kontrolno-pomiarowych pracujących
w przestrzeniach zagrożonych wybuchem metanu.
System jest zasilany zdalnie z powierzchni, dzięki
czemu zachowuje swe funkcje metrologiczne i wy-
36
MECHANIZACJA I AUTOMATYZACJA GÓRNICTWA
konawcze niezależnie od stanu dołowej sieci elektroenergetycznej.
7.
8.
6. PODSUMOWANIE
9.
Zarówno zagrożenie metanowe, jak i zagrożenia
pożarami endogenicznymi same w sobie są niebezpieczne. Świadczą o tym między innymi statystyki
zapaleń i wybuchów metanu bez udziału zagrożenia
pożarowego, a także liczba pożarów – szczególnie
w pierwszym powojennym dwudziestoleciu – zaistniałych w pokładach niemetanowych lub o niewielkiej metanonośności.
Omówione wybrane aspekty prawne pokazują, że
zagrożenie metanowe i zagrożenie pożarami endogenicznymi należy traktować kompleksowo, mając
na uwadze nie tylko formalne wypełnienie przepisów, lecz przede wszystkich jako element służący
bezpieczeństwu. Ponadto nie stoją one w sprzeczności z działaniem, które wynikają z tak zwanej sztuki
górniczej oraz doświadczeń praktyków i wiedzy
naukowców.
Rozwój pomiaroznawstwa stosowanego, a w tym
automatycznej aerometrii górniczej zapewnia możliwość wykorzystywania coraz doskonalszych narzędzi
pomiarowych, które same w sobie zagrożeń nie
zwalczają, jednak wspomagają osoby odpowiedzialne
za bezpieczeństwo w podejmowaniu właściwych
decyzji zapobiegających skutkom ponadnormatywnego wzrostu poziomu zagrożeń.
Literatura
1.
2.
3.
4.
5.
6.
Isakow Z., Krzystanek Z., Trenczek Z., Wojtas P.: Integrated
System for Environmental Hazards Monitoring in Polish Mining. Materiały 21st World Mining Congress  Expo 2008 – Underground Mine Environment. Wyd. Agencja ReklamowoWydawnicza “OSTOJA”, Kraków 2008, ISBN 978-83-9215827-1, s.129-141.
Konopko i zespół, 1998-2007. Raport roczny o stanie podstawowych zagrożeń naturalnych i technicznych w górnictwie węgla kamiennego. Wyd. GIG, Katowice.
Mróz J., Jakubów A., Gralewski K., Broja A.: Monitorowanie
parametrów sieci odmetanowania kopalni. Materiały Konferencji „Górnictwo Zrównoważonego Rozwoju 2003” Gliwice
21.11.2003, Wyd. Pol. Śl., Gliwice 2003.
Mróz J., Broja A.: Monitorowanie i kontrola odmetanowania
w celu poprawy efektywności wykorzystania metanu oraz warunków bezpieczeństwa w kopalniach węgla. Dokumentacja
projektu celowego EMAG Katowice 2002, niepublikowane.
Rozporządzenie Ministra Spraw Wewnętrznych i Administracji
z dnia 14 czerwca 2002r. w sprawie zagrożeń naturalnych w zakładach górniczych. Dz.U. Nr 94 z 2002r., poz.841 z późn. zm.
Rozporządzenie Ministra Gospodarki z dnia 28 czerwca 2002 r.
w sprawie bezpieczeństwa i higieny pracy, prowadzenia ruchu
oraz specjalistycznego zabezpieczenia przeciwpożarowego
w.podziemnych zakładach górniczych. Dz. U. z 2002 r., Nr 139
poz. 1169, z późn. zm.
10.
11.
12.
13.
14.
Sprawozdanie Komisji powołanej dla zbadania przyczyn
i okoliczności wypadku zbiorowego zaistniałego w Rybnickiej
Spółce Węglowej S.A. w Kopalni Węgla Kamiennego Rydułtowy w Rydułtowach w dniu 23.03.2002 r.
Sprawozdanie Komisji powołanej przez Prezesa Wyższego
Urzędu Górniczego dla zbadania przyczyn i okoliczności wypadku zbiorowego zaistniałego w dniu 24 lutego 2003 r. w Kopalni Węgla Kamiennego Bielszowice w Rudzie Śląskiej,
wchodzącej w skład Kompani Węglowej S.A. w Katowicach.
Trenczek S.: Automatyczna aerometria górnicza dla kontroli
zagrożeń aerologicznych. Mechanizacja i Automatyzacja Górnictwa 2005 r., nr 3, s. 11-20.
Trenczek S., 2007a. Inicjały zapłonu metanu w aspekcie poziomu zagrożenia metanowego. Przegląd Górniczy, nr 3.
Trenczek S.: Wybrane aspekty prawne prowadzenia eksploatacji
w warunkach współwystępowania zagrożeń metanowego i pożarami endogenicznymi. Materiały XXV Seminarium Naukowo-Technicznego nt. Zagrożenia skojarzone – Teoria i praktyka. Rybnik 23.10.2008 r. Wyd. IEZ WGiG, Gliwice 2008,
s. 145-154
Ustawa z dnia 4 lutego 1994 r. – Prawo geologiczne i górnicze.
Dz. U. z 2005 r. Nr 228, poz. 1947 z późn. zm.
Załącznik nr 5 – Zwalczanie zagrożeń. Załączniki z dnia 2
września 2002 r. do Rozporządzenia Ministra Gospodarki z dnia
28 czerwca 2002 r. w sprawie bezpieczeństwa i higieny pracy,
prowadzenia ruchu oraz specjalistycznego zabezpieczenia przeciwpożarowego w podziemnych zakładach górniczych. Dz. U.
Nr 139 z 2002 r., poz. 1169 z późn. zm.
Zasady prowadzenia ścian w warunkach zagrożenia metanowego. GIG, Seria: Instrukcje Nr 17, Katowice 2004.
Recenzent: dr inż. Jerzy Mróz
mgr inż. JULIAN WOSIK
mgr inż. MAREK HEFCZYC
Centrum Elektryfikacji i Automatyzacji Górnictwa EMAG
prof. dr hab. inż. BOGDAN MIEDZIŃSKI
Instytut Energoelektryki, Politechnika Wrocławska
Oddziaływanie energoelektronicznych
przekształtników mocy zasilających duże odbiory
na górnicze sieci elektroenergetyczne
Część I
W części pierwszej artykułu scharakteryzowano nieliniowe odbiory w postaci
energoelektronicznych przekształtników mocy stosowane w górniczych układach
napędowych. Przedstawiono charakterystykę odkształconych przebiegów napięć
i prądów wraz z ich analizą widmową.
1. WSTĘP
Intensywny rozwój przyrządów półprzewodnikowych (diod, tyrystorów, tranzystorów mocy), stosunkowo niska i malejąca ich cena, coraz lepsze parametry techniczne oraz wysoki stopień niezawodności
technicznej sprzyjają ich upowszechnieniu w postaci
praktycznych realizacji układów stosowanych
w przemyśle. Szczególnie szerokie zastosowanie
przyrządy te znalazły w energoelektronicznych przekształtnikach mocy zasilających napędy elektryczne.
Burzliwy rozwój energoelektroniki i nowych technik sterowania pracą napędów elektrycznych [1, 2]
wywołuje w ostatnich latach lawinowy wzrost liczby
użytkowanych przekształtników mocy przy występowaniu dużej ich różnorodności.
Szacuje się, że w krajach najbardziej rozwiniętych technologicznie (USA, Japonia) około 80%
ogólnej ilości zużywanej energii elektrycznej jest
przetwarzane za pośrednictwem energoelektronicznych przekształtników mocy. Intensywny
wzrost zużycia energii przetwarzanej za pomocą
energoelektronicznych przekształtników mocy
występuje także w kraju.
W polskim górnictwie węgla kamiennego już od
ponad 40 lat obserwuje się wprowadzanie energoelektronicznych przekształtników mocy. Początkowo
dotyczyło to układów prostownikowych [3, 4] wykorzystywanych do zasilania dołowej trakcji elektrycznej i układów ładowania baterii trakcyjnych.
Na początku lat 70. ubiegłego wieku wprowadzono
tyrystorowe układy prostownikowe do zasilania silników prądu stałego stanowiących napędy maszyn
wyciągowych (1974 r. – maszyna wyciągowa
z napędem prostownikowym – KWK Staszic, 1983 r.
– maszyna wyciągowa w układzie Leonarda z tyrystorowym wzbudzeniem – KWK Czeczot).
Wprowadzono również układy półprzewodnikowe
do zasilania silników prądu przemiennego (1982 r. –
maszyna wyciągowa w układzie kaskady zaworowej
– KWK Czeczot, 1994 r. – maszyna wyciągowa
z cyklokonwertorowym napędem asynchronicznym –
KWK Jankowice, 1985 r. – maszyna wyciągową
z cyklokonwertorowym napędem synchronicznym –
KWK Wieczorek).
Począwszy od początku lat dziewięćdziesiątych
ubiegłego stulecia wdrożono szereg napędów
w układzie kaskady zaworowej na wentylatorach
głównego przewietrzania i sprężarkach sprężonego
powietrza, co wynikało z konieczności ograniczenia
zużycia energii elektrycznej przy zmniejszonym
zapotrzebowaniu na sprężone powietrze i na powietrze do wentylacji wyrobisk [7, 9].
Dostępność energoelektronicznych przekształtników
mocy przeznaczonych do pracy w podziemiach kopalń
[11÷17] powoduje coraz szersze ich wykorzystywanie.
W okresie zatem ostatnich kilkunastu lat w dołowych sieciach górniczych stosuje się energoelektroniczne przekształtniki mocy (softstarty, przemienniki
częstotliwości) głównie w układach sterowania pracą
napędów przenośników dołowych, wentylatorów
MECHANIZACJA I AUTOMATYZACJA GÓRNICTWA
38
110 kV
6 kV
Sn=10÷40 MVA
S
MW
W
W
MW
W
S
P
P
S
P
P
P
P
W
S
S
Rys. 1. Przykładowy układ zasilania kopalni węgla kamiennego
lutniowych i pomp głównego odwadniania [5, 6, 10]
oraz do zasilania wentylatorów głównego przewietrzania [8].
Cechą charakterystyczną przeważającej większości
przekształtników mocy jest to, że pobierają one
z sieci zasilających prądy odkształcone od przebiegów sinusoidalnych. Z tego względu są one określane
jako odbiory nieliniowe.
Przepływy prądów odkształconych w układach zasilających wywołują na liniowych elementach torów
prądowych (impedancjach) odkształcone spadki napięcia. W efekcie powyższego zjawiska w pośrednich
punktach torów prądowych (rozdzielnicach) występują napięcia odkształcone. Odbiory tzw. liniowe
przyłączone w tych punktach do sieci zasilającej pod
wpływem odkształconego napięcia zasilającego pobierają odkształcone prądy.
Większość odbiorów jest jak wiadomo wrażliwa na
zasilanie napięciem odkształconym. Ze względu na
znaczne długości dołowych sieci kablowych (a więc
i duże wartości impedancji zastępczych), dużą ilość
potencjalnych odbiorów, które mogą być zasilane
z energoelektronicznych przekształtników mocy,
skutki odkształcenia napięcia i przepływów prądów
odkształconych mogą być szczególnie dotkliwie
odczuwalne w tych sieciach.
2. CHARAKTERYSTYKA KOPALNIANYCH
UKŁADÓW ELEKTROENERGETYCZNYCH
Eksploatacja
układu
elektroenergetycznego
w kopalniach węgla kamiennego prowadzona jest
zwykle w taki sposób, że sieć powierzchniowa
zasilana jest z jednego systemu szyn zbiorczych
rozdzielni głównej za pomocą wydzielonego transformatora. Sieć dołowa zaś zasilana jest z drugiego
systemu szyn zbiorczych, zasilanego z drugiego
transformatora (uproszczony schemat przykładowego zasilania zakładu górniczego przestawiono
na rys. 1). Powyższe rozwiązanie zapobiega przenoszeniu stosunkowo częstych zakłóceń w pracy
sieci dołowej do odbiorów powierzchniowych
(wentylatory głównego przewietrzania, maszyny
wyciągowe). W określonych jednak sytuacjach
eksploatacja może być prowadzona przy połączonych systemach szyn zbiorczych. W układzie tym
Nr 2(456) LUTY 2009
w części powierzchniowej można wyróżnić szereg
odbiorów nieliniowych, takich jak:
 tyrystorowy napęd prądu stałego (napęd maszyny
wyciągowej),
 napęd asynchroniczny w układzie kaskady zaworowej (napędy wentylatorów głównych przewietrzania, napędy sprężarek sprężonego powietrza),
 napęd z wykorzystaniem przemiennika częstotliwości
(napędy wentylatorów głównego przewietrzania).
W części dołowej kopalnianego układu zasilającego można wyróżnić także odbiory nieliniowe, do
których należą:
 napęd pompy głównego odwadniania z wykorzystaniem przemiennika częstotliwości,
 przewoźne zautomatyzowane stacje tyrystorowe
typu APSP, APST do zasilania trakcji elektrycznej,
 zespoły przekształtnikowe do ładowania trakcyjnych baterii akumulatorowych,
 napędy przenośników dołowych za pomocą urządzeń łagodnego rozruchu – softstartów,
 napędy przenośników dołowych z wykorzystaniem przemienników częstotliwości,
 napędy wentylatorów lutniowych z wykorzystaniem przemienników częstotliwości.
Przy stosunkowo zatem niedużych wartościach
mocy poszczególnych odbiorów – od kilkudziesięciu do kilkuset kW – duża ich ilość może wywoływać niepożądane i odczuwalne skutki. Skutki te
mogą być tym groźniejsze, że większość tych odbiorów zasilana jest na napięciu niskim (do 1 kV),
a więc odkształcone prądy przepływają przez stacje
transformatorowe 6 kV/nn o stosunkowo dużych
wartościach impedancji zastępczych (wzdłużnych).
39
3. PRZYKŁADY ODDZIAŁYWANIA ODBIORÓW NIELINIOWYCH NA KOPALNIANE
UKŁADY ZASILAJĄCE
W zależności od rodzaju zastosowanego odbioru
nieliniowego, formy pracy urządzenia zasilanego
oraz stanu pracy zastosowanych filtrów wyższych
harmonicznych odkształcenie przebiegów prądów
i napięć w różnych miejscach układu zasilającego
może być bardzo różne. Poniżej przedstawiono wyniki pomiarów dla wybranych kopalnianych odbiorów nieliniowych.
3.1. Tyrystorowy napęd prądu stałego (napęd
maszyny wyciągowej)
Przykładowy schemat elektrycznego zasilania tyrystorowego napędu maszyny wyciągowej przedstawiono na rys. 2.
RG 6 kV
RP
110/6 kV
S
11 h
13 h
Rys. 2. Przykładowy schemat zasilania tyrystorowego
napędu maszyny wyciągowej
Przebiegi prądów i napięć zarejestrowane w różnych punktach układu zasilającego mogą być zatem
odkształcone w różnym stopniu, co widać z porównania przebiegów pokazanych na rys. 3÷16.
Rys. 3. Przebieg napięcia U1 i prądu I1 na zasilaniu rozdzielni RG po stronie 6 kV
– transformator 16 MVA
MECHANIZACJA I AUTOMATYZACJA GÓRNICTWA
40
a)
b)
Rys. 4. Zawartość wyższych harmonicznych w przebiegu napięcia U1 (a) i prądu I1
(b) na zasilaniu rozdzielni RG – transformator 16 MVA
Rys. 5. Przebieg napięcia U1 i prądu I1 na odpływie z rozdzielni RG
– odpływ do maszyny tyrystorowej
Nr 2(456) LUTY 2009
41
a)
b)
Rys. 6. Zawartość wyższych harmonicznych w przebiegu napięcia U1 (a) i prądu I1 (b)
na zasilaniu rozdzielni RG – odpływ do maszyny tyrystorowej
Rys. 7. Przebieg napięcia U1 i prądu I1 na zasilaniu rozdzielni RP
(oba mostki prostownicze złączone) faza rozruchu, filtry 11-13 h wyłączone
MECHANIZACJA I AUTOMATYZACJA GÓRNICTWA
42
a)
b)
Rys. 8. Zawartość wyższych harmonicznych w przebiegu napięcia U1 (a) i prądu I1 (b)
na zasilaniu rozdzielni RP (oba mostki prostownicze złączone)
faza rozruchu, filtry 11-13 h wyłączone
Rys. 9. Przebieg napięcia U1 i prądu I1 na zasilaniu rozdzielni RP
oba mostki prostownicze złączone) faza rozruchu, filtry 11-13 h załączone
Nr 2(456) LUTY 2009
43
a)
b)
Rys. 10. Zawartość wyższych harmonicznych w przebiegu napięcia U1(a) i prądu I1 (b)
na zasilaniu rozdzielni RP (oba mostki prostownicze załączone)
faza rozruchu, filtry 11-13 h załączone
Rys. 11. Przebieg napięcia U1 i prądu I1 na zasilaniu jednego 6-pulsowego mostka prostownikowego
maszyny wyciągowej
MECHANIZACJA I AUTOMATYZACJA GÓRNICTWA
44
a)
b)
Rys. 12. Zawartość wyższych harmonicznych w przebiegu napięcia U1 (a) i prądu I1 (b)
na zasilaniu jednego 6-pulsowego mostka prostownikowego maszyny wyciągowej
Rys. 13. Przebieg prądu I w filtrze 11. harmonicznej, maszyna wyciągowa – jazda ustalona
Nr 2(456) LUTY 2009
45
Rys. 14. Zawartość wyższych harmonicznych w przebiegu prądu I
w filtrze 11. harmonicznej, maszyna wyciągowa – jazda ustalona
Rys. 15. Przebieg prądu I w filtrze 13. harmonicznej, maszyna wyciągowa – postój
Rys.16. Zawartość wyższych harmonicznych w przebiegu prądu I w filtrze 13. harmonicznej,
maszyna wyciągowa – postój
MECHANIZACJA I AUTOMATYZACJA GÓRNICTWA
46
L1
L2
L3
SA
T

PD
PT
Rys.17. Schemat ideowy kaskady zaworowej (M=const.)
SA – silnik asynchroniczny; PD – prostownik diodowy; PT – prostownik sterowany;
T – transformator dopasowujący
Z zarejestrowanych przebiegów napięć i prądów
w czasie widać wyraźnie, że charakteryzują się one
znacznym udziałem wyższych harmonicznych.
3.2. Napęd wentylatora głównego przewietrzania w układzie kaskady zaworowej [5]
Schemat ideowy układu kaskady zaworowej przedstawiono na rys. 16.
Przebiegi napięcia i prądu w czasie zarejestrowane
na zasilaniu stojana silnika asynchronicznego przedstawiono na rys. 17, 18.
Jak widać z powyższych rysunków, przebieg napięcia charakteryzuje się minimalną zawartością
wyższych harmonicznych, natomiast w przebiegu
prądu udział wyższych harmonicznych (głównie 5.
i 7.) znacznie wzrasta.
Rys. 18. Przebieg napięcia U1 i prądu I1 zasilanie kaskady podsynchronicznej,
stojan wirnika (P = 800 kW, n = 77% nznam.)
Nr 2(456) LUTY 2009
47
3.3. Napęd wentylatora głównego przewietrzania z wykorzystaniem przemiennika
częstotliwości [6]
sie w poszczególnych punktach pomiarowych
(oznaczonych pp 1-3) przedstawiono na rys.
21÷25.
Dla takich kształtów przebiegów prądowych
w widmie wyższych harmonicznych występują
również jak widać charakterystyczne dominujące
wyższe harmoniczne 5. i 7.
Dla układu zasilania wentylatora za pośrednictwem przemiennika częstotliwości jak na rys. 20
zarejestrowane przebiegi napięcia i prądu w cza-
a)
b)
Rys. 19. Zawartość wyższych harmonicznych w przebiegu napięcia U1 (a) i prądu I1 (b)
zasilanie kaskady podsynchronicznej,
stojan wirnika (P = 800 kW, n = 77% nznam.) (Ih=1 = 100%; Uh=1 = 100%)
RG
RP IV
1
2
3
M
Rys. 20. Schemat układu zasilania wentylatora głównego przewietrzania
za pośrednictwem przemiennika częstotliwości
MECHANIZACJA I AUTOMATYZACJA GÓRNICTWA
48
Rys. 21. Przebieg napięcia U1 i prądu I1 na odpływie do transformatora 6/0,69 kV (pp. 1)
zasilającego przemiennik częstotliwości
a)
b)
Rys. 22. Zawartość wyższych harmonicznych w przebiegu napięcia U1 (a) i prądu I1 (b) na odpływie do transformatora
Nr 2(456) LUTY 2009
49
Rys. 23. Przebieg napięcia U2 i prądu I2 na wejściu do przemiennika częstotliwości (pp. 2)
a)
b)
Rys. 24. Zawartość wyższych harmonicznych w przebiegu napięcia U2 (a) i prądu I2 (b)
na wejściu do przemiennika częstotliwości
MECHANIZACJA I AUTOMATYZACJA GÓRNICTWA
50
Rys. 25. Przebieg napięcia U1 i prądu I1 na wyjściu z przemiennika częstotliwości
zasilającego wentylator (pp. 3)
3.4. Napęd przenośnika z wykorzystaniem
urządzenia łagodnego rozruchu – softstartu [7, 8]
W układach łagodnego rozruchu ciągłej zmianie
ulega kąt przewodzenia tyrystorów.
[%]
40
35
30
5h
25
SF
20
15
11h
17h
7h
10
5
[s]
T
0
S
0
1
2
3
4
5
Rys. 27. Zmienność widma harmonicznych
podczas rozruchu przenośnika taśmowego
(silnik asynchroniczny zasilany z softstartu) [29]
Rys. 26. Schemat ideowy sof startu
T – transformator zasilający; SF – softstart;
S – silnik asynchroniczny
W wyniku tego zjawiska zmienia się kształt przebiegu
prądowego, skutkiem czego w czasie rozruchu ulega
zmianie widmo harmonicznych prądu. Przykładowy
przebieg zmian widma prądu rozruchu silnika asynchronicznego z wykorzystaniem softstartu zaczerpnięty
z publikacji [29] przedstawiono na rys. 27.
Literatura
w II części artykułu w nr 3/2009
Recenzent: doc. dr inż. Franciszek Szczucki
Z ŻYCIA EMAG-u
SEMINARIUM
STYCZEŃ 2009
W dniu 20 stycznia odbyło w Centrum EMAG
pierwsze w 2009 r. seminarium naukowe. Temat
seminarium: „Konstruowanie zabezpieczeń produktów i systemów informatycznych posiadających mierzalny poziom uzasadnionego zaufania”. Autorem
opracowania był dr inż. Andrzej Białas. Po rozpoczęciu seminarium i przywitaniu gości głos zabrał Autor.
Projektując czy wdrażając złożone systemy informatyczne poza zagadnieniami funkcjonalności systemów, ich twórcy muszą często rozstrzygać problem
wiarygodności tych systemów, czy ona będzie na tyle
pewna, że można im powierzyć żywotne informacje.
Autor w swoim wystąpieniu opisał skrótowo kilkuetapowy proces konstruowania zabezpieczeń.
W jego wyniku powstaje dokument zwany zadaniem
zabezpieczeń, który specyfikuje zbiór funkcji zabezpieczających, wbudowanych w produkt lub system
informatyczny. Ponadto precyzowany jest poziom
uzasadnionego zaufania, utożsamiony z rygoryzmem
z jakim implementowane są te funkcje. Ciężar opracowania materiału dowodowego potwierdzającego
zadeklarowany poziom uzasadnionego zaufania spoczywa głównie na konstruktorach i osobach odpowiedzialnych za procesy wytwarzania i utrzymania.
Materiał wraz z produktem lub systemem informatycznym poddawany jest niezależnej ocenie według
metodyki związanej ze standardem. Pozytywny
i dodatkowo zweryfikowany wynik tej oceny pozwala na uzyskanie certyfikatu i na spełnienie wymagań
deklarowanego poziomu uzasadnionego zaufania.
Produkty certyfikowane dzięki tej niezależnej i wnikliwej ocenie są uznawane za bardziej wiarygodne.
Metodykę działania w przedstawionym powyżej
zakresie można uznać za metodykę dojrzałą, ale
i ciągle doskonaloną. Przynosi ona wiele korzyści,
spośród których można wymienić:
− wymuszanie starannego projektowania i dokumentowania produktu lub systemu,
− zwiększenie zaufania do produktów lub systemów
informatycznych,
− zmniejszenie ryzyka stosowania środków informatycznych do zadań biznesowych,
− ułatwienie użytkownikom wyboru i zakupu produktów lub systemów o właściwie dobranym poziomie uzasadnionego zaufania,
− wejściu na obce rynki – certyfikaty mają zasięg
międzynarodowy – więc kosztownego procesu
oceny nie trzeba powtarzać w różnych krajach.
Po wystąpieniu dr. inż. A. Białasa i krótkiej dyskusji, seminarium zakończono. Następne seminarium
odbędzie się w dniu 17 lutego 2009 r. a jego tematem
będzie: „Przyrząd nowej generacji do pomiaru parametrów powietrza oraz wyznaczania potencjału aerodynamicznego”. Autorzy dr inż. Jerzy Mróz i Andrzej Budziszewski.
POSIEDZENIE RADY PROGRAMOWEJ
CZASOPISMA NAUKOWO-TECHNICZNEGO
MECHANIZACJA I AUTOMATYZACJA
GÓRNICTWA
W dniu 21 stycznia 2009 r. w sali konferencyjnej
Centrum EMAG odbyło się posiedzenie Rady Programowej czasopisma naukowo-technicznego Mechanizacja i Automatyzacja Górnictwa.
Posiedzenie otworzył dyrektor Centrum EMAG,
wydawcy miesięcznika MiAG, mgr inż. Piotr Wojtas, który po przywitaniu przybyłych gości i krótkim
wystąpieniu przekazał prowadzenie obrad przewodniczącemu Rady Programowej prof. dr. hab. inż.
Stanisławowi Cierpiszowi.
Sprawozdanie z działalności MiAG-u za okres od
01.2007 r. do 12.2008 r. przedstawił redaktor naczelny czasopisma dr inż. Władysław Mironowicz, który
omówił również pozostałe wydawnictwa Centrum
EMAG, jak: Prace Naukowe-Badawcze-Wdrożeniowe, Poradniki i Instrukcje oraz Monografie.
W dyskusji jaka wywiązała się następnie poruszano takie zagadnienia, jak zachęcanie przedstawicieli
przemysłu, głównie kopalń do publikowania swoich
doświadczeń z eksploatacji stosowanych, nowoczesnych systemów i urządzeń oraz publikacji doświadczeń z wdrażania nowych rozwiązań, będących efektem projektów badawczych realizowanych
wspólnie z jednostkami badawczymi i uczelniami.
Zastanawiano się również nad problemami związanymi z pisaniem przez pracowników przemysłu
publikacji oraz z autorstwem (w czyim imieniu)
52
MECHANIZACJA I AUTOMATYZACJA GÓRNICTWA
informacji o doświadczeniach eksploatacyjnych.
Dyskutowano także sprawy punktacji za publikacje
w czasopiśmie, publikowania artykułów w jednym
z języków kongresowych, cytowania oraz publikowania całych artykułów w Internecie.
Kolejnym punktem posiedzenia było omówienie
wniosku o rozszerzenie zakresu działalności Rady
Programowej MiAG na wszystkie wydawnictwa
Centrum EMAG, co wiąże się ze zmianą nazwy na
Rada Programowa Wydawnictw Centrum EMAG.
Uzasadnienie przedstawił dr inż. S. Trenczek.
Po dyskusji – przez głosowanie – przyjęto wnioski
o rozszerzenie zakresu działalności Rady, o zmianę
nazwy Rady, zmiany w składzie Rady oraz powołanie w składzie Rady Komitetu KwalifikacyjnoOpiniodawczego.
• Aktualny skład Rady Programowej Wydawnictw Centrum EMAG: mgr inż. Marek CHAGOWSKI, prof. dr hab. inż. Stanisław CIERPISZ
– przewodniczący, dr hab. inż. Piotr CZAJA prof.
nzw. w AGH, prof. dr hab. Marian DOLIPSKI,
prof. dr hab. inż. Jerzy FRĄCZEK, dr hab. inż.
Marek JASZCZUK prof. nzw. w Pol. Śląskiej,
prof. dr hab. inż. Adam LIPOWCZAN, dr inż.
Piotr LITWA, prof. dr hab. inż. Maciej MAZURKIEWICZ, prof. dr hab. inż. Bogdan MIEDZIŃSKI, prof. dr hab. inż. Tadeusz ORZECHOWSKI,
dr inż. Roman PILORZ docent w Pol. Śląskiej,
doc. dr inż. Franciszek SZCZUCKI, dr inż. Stanisław TRENCZEK sekretarz, prof. dr hab. inż.
Stanisław WASILEWSKI, prof. dr hab. inż. Andrzej ZORYCHTA.
• Skład Komitetu Kwalifikacyjno-Opiniodawczego: prof. dr hab. inż. STANISŁAW CIERPISZ,
prof. dr hab. inż. JERZY FRĄCZEK, dr hab. inż.
MAREK JASZCZUK prof. nzw. w Pol. Śląskiej,
prof. dr hab. inż. BOGDAN MIEDZIŃSKI, prof.
dr hab. inż. STANISŁAW WASILEWSKI, dr inż.
STANISŁAW TRENCZEK – sekretarz.
Rada zaaprobowała ponadto wnioski o rezygnacji
z wynagradzania za publikację w MiAG-u, opłatach
za publikacje związane z realizacją prac badawczych i opłatach za recenzowanie materiałów do
monografii.
Po wysłuchaniu informacji o projektowanych
zmianach edytorskich w czasopiśmie, Rada zaproponowała przygotowanie odpowiednich materiałów
(nowy wzór okładki i zmiany nazw działów na
pierwszej stronie czasopisma) i rozesłanie ich drogą
elektroniczną do członków Rady celem konsultacji.
Rada zaaprobowała rezygnację z luźnej wkładki
ze streszczeniami w czasopiśmie MiAG.
Zebranie zamknął Przewodniczący Rady prof. dr
hab. inż. S. Cierpisz.
Lista osób przeszkolonych na kursach
organizowanych przez Ośrodek Szkolenia Centrum EMAG
w grudniu 2008 r.
Technologie napraw i łączenia kabli oraz przewodów oponowych na znamionowe napięcia do 6 kV
1.
2.
3.
4.
5.
6.
7.
Grzegorz FILIPOWICZ
Grzegorz GOLDA
Adrian HOSUMBEK
Tomasz KACZMAREK
Janusz KAWA
Jan KOZIOŁKIEWICZ
Jacek MYDLAK
Sośnica-Makoszowy
Sośnica-Makoszowy
Sośnica-Makoszowy
Sośnica-Makoszowy
Sośnica-Makoszowy
Sośnica-Makoszowy
Sośnica-Makoszowy
8.
9.
10.
11.
12.
13.
Mariusz OLCHAWA
Jarosław RUTKOWSKI
Zbigniew SOJA
Krzysztof SOŁTYS
Piotr SROMEK
Mirosław TYCHOWSKI
Sośnica-Makoszowy
Sośnica-Makoszowy
Sośnica-Makoszowy
Sośnica-Makoszowy
Sośnica-Makoszowy
Sośnica-Makoszowy
Ocena zgodności sprzętu elektrycznego z wymaganiami zasadniczymi – oznakowanie CE
1.
2.
3.
4.
5.
6.
7.
8.
9.
10.
11.
12.
Adam Balicki
Łukasz Bazan
Janusz Brol
Arkadiusz Bronder
Sławomir Chmielarz
Michał Czarnecki
Piotr Dzierżak
Tomasz Gąsior
Leszek Heliosz
Leszek Kasprzyczak
Wojciech Korski
Dariusz Krzykawski
Centrum EMAG
Centrum EMAG
Centrum EMAG
Centrum EMAG
Centrum EMAG
Centrum EMAG
Centrum EMAG
Centrum EMAG
Centrum EMAG
Centrum EMAG
Centrum EMAG
Centrum EMAG
13.
14.
15.
16.
17.
18.
19.
20.
21.
22.
23.
24.
Ryszard Ligarski
Tomasz Molenda
Damian Nowak
Andrzej Opuszyński
Roman Pietrzak
Krzysztof Ptak
Andrzej Rej
Szymon Robak
Damian Stefańczyk
Damian Wojtas
Henryk Wosiński
Ireneusz Zdrzałek
Centrum EMAG
Centrum EMAG
Centrum EMAG
Centrum EMAG
Centrum EMAG
Centrum EMAG
Centrum EMAG
Centrum EMAG
Centrum EMAG
Centrum EMAG
Centrum EMAG
Centrum EMAG