感应影响（精选十篇）
感应影响 篇1
普通感应测井主要是利用电磁感应的原理来对地层的电导率进行测量, 通过将一定频率的交流电通给发射线圈, 磁场就会随着电场的变化而发生变化, 因此, 在井周围的地层中磁场的变化就会感应形成涡流, 然后涡流又会转变为二次磁场, 接受线圈通过二次交变磁场的作用, 就又会产生二次感应电动势, 所以, 地层电导率以及涡流的大小就会影响二次感应电动势的大小。越大的地层电导率, 产生的涡流就越大, 从而产生的二次磁场就会越大, 接受线圈中就会产生越大的电动势。最后就可以利用感应测井仪器将接收线圈中测量出的二次感应电动势转化得到地层电导率。
阵列感应测井的原理与普通感应测井的原理基本一样, 但是, 阵列感应测井在普通感应测井的基础之上, 又多增加了多道全数字化的采集技术以及阵列的线圈结构。将先进的多道全数字化的采集技术运用在测井数据的采集方面, 增加了仪器同时采集测量的信号;将一个发射线圈和八组接收线圈模式运用在线圈系的结构方面, 能够让每一组线圈将具有不同纵向分辨率以及不同探测深度的地层的实部和虚部信号进行接收。然后再将这些原始测量信号通过聚焦合成进行处理, 最后将阵列感应电阻率曲线具体得到。
2 井环境对阵列感应测井的影响
2.1 偏心对阵列感应测井的影响
在进行测量时, 阵列感应测井仪器的中心偏离出井轴的中心, 称为仪器偏心, 其偏离的一定距离就称为是仪器的偏心距, 井眼的半径除去仪器的半径就是仪器的最大偏心距。通过特定的当仪器居中与不同偏心距情况下不同测量线圈的原始测量响应所受到的仪器偏心影响系数大小的实验, 实验的前提条件是井眼是标准的, 可以知道, 当地层电阻率与泥浆电阻率比值较小时, 越短的线圈距, 仪器偏心大小对测量信号的影响越大;越长的线圈距, 仪器偏心大小对测量信号的影响几乎没有;在比值较大时, 出现的情况与比值小时相差无几。而且在仪器偏心比较小的情况下, 对各线圈测量信号产生的影响就相对较小。
2.2 井眼形状对阵列感应测井的影响
在进行钻井的过程中, 应力作用的影响, 会使井壁坍塌或者是井眼受到挤压, 因此呈现出拟椭圆形或者是椭圆形的井眼。但是在进行阵列感应测井数据处理的过程中, 通常情况下是按照圆形的井眼进行处理。通过特定的在圆形井眼与不同的椭圆度情况下不同测量线圈的原始测量响应所受到的椭圆度影响系数大小的实验, 可以知道, 当地层电阻率与泥浆电阻率比值较小时, 越短的线圈距, 椭圆度的大小对于测量信号的影响是越大的;越长的线圈距, 椭圆度的大小对测量信号的影响几乎没有;在比值较大时, 出现的情况与比值小时相差无几。而且在椭圆度比较小的情况下, 对于各线圈测量信号产生的影响就相对较小。由此可见, 当井眼的椭圆度一定的情况下, 地层电阻率与泥浆电阻率比值越大, 对于各线圈测量信号产生的影响也就越大。
2.3 不同斜度的井眼对阵列感应测井的影响
水平地层模型与不同斜度的井眼可以当作是直井地层模型与倾斜地层模型。通过特定的不同的倾斜度的井眼对阵列感应测井的影响分析实验来看, 倾斜地层或者是斜井对阵列感应测井结果的影响主要是表现在测量地层视电阻率及地层视厚度这两个方面。通过实验的分析, 地层视电阻率的不仅会受到倾斜度以及探测曲线深度的影响, 而且还会受到测井仪器分辨率的影响。当井斜度小于30度时, 地层视厚度基本不会受到影响;当井斜度在30至60度之间时, 地层视厚度的影响会加大;当井斜度大于60度时, 实际地层视厚度不会被反应出来。
3 阵列感应测井的井眼校正方法
自从Grove和Minerbo在1991年将自适应井眼校正的反演算法提出之后, 自适应井眼校正的反演算法被快速的发展。在当时, 他们认为平均地层电导率可以通过在同一深度短阵列来进行确定, 其他井眼参数不是通过外部测量获得的, 就是随着计算平均地层电导率的算法的优化时获得的。
因此, 为了能够对不规则井眼形状与外部测量值为阵列感应测井带来的不准确性进行校正, 同时也为了将最恰当的井眼校正方法运用在阵列感应测量中, 自适应井眼正程序先将井眼参数的初始值进行了确定, 然后再在计算时间的考虑基础上, 将一个合理的泥浆电导率的校正迭代步长和方向进行有效的确定, 然后通过自适应井眼校正程序将合理的校正量计算出来, 并且将其在实际测量值上应用。在这个过程中, 实现了对每个测量值都重复进行校正, 直至所有的测量点都通过反演算法进行校正, 以达到将井环境对阵列感应测井的影响消除的目的。
摘要：随着我国科学技术的发展, 油田探测的技术也在不断的完善和发展中。阵列感应测井现被广泛的运用在油田测井中, 它是一种感应型电阻率的测井方法, 并且能够同时获得多种径向探测深度以及多种的纵向分辨率, 但是在实际的探测过程中, 阵列感应测井会受到井环境的影响。为了使阵列感应测井技术能够充分的将其功效发挥出来, 本文首先对阵列感应测井的原理进行了分析, 然后详细的分析了井环境对阵列感应测井的影响, 最后提出了适合阵列感应测井的井眼校正方法。
关键词：井环境,阵列感应测井,影响,校正方法
参考文献
[1]王昌学, 储昭坦, 肖承文, 宋连腾, 李霞.井环境对阵列感应测井响应的影响分析[J].地球物理学报, 2013, 04:1392-1403.
[2]王熊, 肖太平, 黄丽娟, 耿超.阵列感应测井的影响因素分析[J].国外测井技术, 2013, 05:58-61+50.
感应影响 篇2
用投入产出技术研究现代服务业发展问题，其最大优点就是能够把整个国民经济作为一个有机整体通盘考虑。现代服务业不是孤立地发展起来的，他应以第一产业、第二产业和传统服务业的充分发展为基础；反过来，现代服务业的发展又为其他产业的发展起到有力的推动作用。用投入产出分析方法研究现代服务业与国民经济其他各行业的关联程度，可以说是一个很好的思路。
一、现代服务业对全省经济的带动作用
应用投入产出方法测算的结果显示：2002年河南省现代服务业最终产品带动全省增加的总产出为1928.0亿元，2007年为4246.3亿元，2007年为2002年的2.2倍多，增长2318.3亿元。说明河南省2007年现代服务业对全省经济的带动作用大大超过2002年。
同时我们也可以看出，2002年现代服务业带动的总产出超过100亿元的部门只有4个，并且大多是现代服务业内部的部门。说明在2002年时河南省现代服务业倾向于内部自我服务。2007年河南省现代服务业带动的总产出超过100亿元部门达到15个部门，涉及国民经济的三个产业，说明现代服务业在河南省的经济发展中扮演着越来越重要的角色。
二、影响力系数的应用分析
影响力系数可以用来比较哪个部门对国民经济的综合带动作用较大。对影响力系数较大的部门予以重点发展，可望以同样的投入对全社会经济有较大的促进作用。河南省现代服务业各部门的影响力系数如表1所示。
从全社会角度讲，各部门影响力系数有大于1和小于1两种情况。影响力系数大于1者，说明该部门对国民经济的综合带动作用较大，反之亦然。我们看到，河南省现代服务业的影响力系数很少有大于1的部门，说明河南省现代服务业目前与其他部门的关联度较小。
但是，影响力系数的大小是一个相对的概念。就现代服务业内部而言，我们可以看出河南省的农林牧渔服务业、旅游业、科学研究事业、现代物流业和商务服务业等部门的影响力系数还是相对地大一些。对这些部门的重点发展，可能对全省经济发展的综合带动作用会更显成效。
三、感应度系数的应用分析
感应影响 篇3
中原大化集团有限责任公司新建50万甲醇项目在模拟试车期间,发现部分接触器一直处于吸合状态,无法实施停车,对照原理图并没有查出接线问题,结果用表测量出接触器线圈两端线带有117V交流电压,这可能是造成故障的原因。
2 故障
该项目中,低压配电室到现场操作柱的控制电缆是多芯电缆,具体采用的电缆是ZR-KVV-0.45/0.75-14X1.5,配电室到主控制室信号线采用多台电机共用一根多芯电缆集中敷设,控制电缆线采用的是ZR-KVV-0.45/0.75-27X1.5,由于控制线路太长(大概有500m),接触器两端便产生了感应电压,具体分析如下。
图1为交流控制原理图,图2为线间电容的等值电路,由于电缆的电阻和感抗值远小于容抗值Xc,可以忽略不计,其中R、XL分别为接触器线圈的电抗和感抗,U1、U2分别为线间电容电压和接触器线圈两端电压,从图1可以看出该线路通过若干根导线实现对接触器的控制,由于电缆间的电容C与电缆长度成正比,电缆越长,电容C越大,流过电容和接触器线圈的电容电流就越大,线圈两端的感应电压U2与流过的电流成正比,U2值就相应越大,当感应电压U2大于接触器的释放电压时,按钮SB1即便处于断开状态,接触器仍然处于吸合状态,无法停车。
要使接触器分断,可采用以下方法:
1)减小控制电缆长度;
2)选用阻抗小的接触器;
3)选用释放电压限高的接触器;
4)在接触器线圈两端并联电阻来减小接触器线圈上两端的感应电压;
5)在接触器线圈两端并联电容来减小接触器线圈上两端的感应电压。
由于已经施工完毕,方法1)、2)、3)工作量比较大,这几种方案不可取,只好选用方法4)或5),如图3、图4,该两种方法的原理是利用电阻、电容分流来减小流过接触器感应线圈的电容电流,从而降低线圈两端的感应电压U2,达到使接触器分断的目的。当采用方法4)时,由于电容电流很大,当选用电阻太小时,会使电阻烧坏,无法减小接触器线圈两端的电压,选用大电阻时,正常工作时会增加控制回路中的功耗。采用方法5),由于控制电压有时达到400V,只需要选用耐压等级大于400V的容抗较小的电容即可,因此最终采用了方案(5)。
3 结语
感应生命的经纬 篇4
中国传统文化的精髓，概括出来就是一个“悟”字。“悟”是一种感受的艺术，是天成的。因之天成而朴实，因之朴实而完美。它是一门高超的顺天重性的最有价值的学问。中华大地孕育了感觉能力特别强的一个民族，非凡的感悟力总是能将天地宇宙和生命感应融为一体渗透在生活的各个层面。伯乐相马重神韵，中医治病观面色，厨师烧菜凭直觉。军事家作战部著不是靠背诵兵法，而靠随时随地的各种情况汇集一起的感觉判断，这就是“悟”。悟性的高低，决定了一个人才华大小。西方艺术是偏理性的，他们以科学精神对待艺术。艺术的手段和结果都具有极大的清晰性，条分缕析。比如黄金分割率，就是用数字精确算出来的。东方艺术是一种超逸的态度，而超逸本身是无法用数字来限定和阐释的，逻辑的数字怎么能算出弥散处处而看不见摸不着的“神韵”之美?西画的线条是作画时运用的具象的科学手段，国画的线条是精神的轨迹，生命的经纬，情感的缆索，其中的玄妙是非达到一定境界所不能领悟的。
境界是中国人文精神的最高标准。所谓“境”，是指他人的精神所达到的万物归一的无对境界，是圆通的、天人合一的，中庸中正的，老子所谓“得道是也”，得道，人之精神则可立于不败之地。纵观历史，中华民族虽然受到过其他民族文化的冲击，但并没有改变自己的文化精神，而是外来文化被吸收、改造和消化，这都得益于中华民族的大境界一定力极强的中庸思想。
艺术家创作需要中和甲淡的心态，不动情乃至于没有情，无情才是大境界。给太阳、地球送礼，它们不会感谢你，也不会因之多给你日照或不给你黑夜，因为地球、太阳具有没爱憎的博爱情怀，只有无情却永恒的至高境界。好艺术不是激荡情绪的，而足一种不动容的沉静，净化心灵，无求无期。绘画上我追求静寂、沉凝、简淡冲和之美。不受外物所牵，崇尚“落花无言人淡如菊”的“静”境。新的东西不见得有价值和质量，我推崇“白胜者强”的老庄思想，不断地战胜自己就是超越。艺术早就有它完美的大境界，只需要到达和深化，不需要发展，任何想超越的想法都足无知的。古人讲“盈科而后进”，我们现在能做的只有深入地继承，把古人留下的艺术坑“填满”。
感应影响 篇5
静电喷雾是近年来在植保机械中得到应用的新技术,它具有使雾滴细化均匀、减小漂移,提高在植株上的沉积,尤其是叶片背面沉积的特点[1,2,3,4,5]。静电喷雾使雾滴荷电的方式有多种,感应荷电是其主要采用的荷电方法[1,2,3,4,5]。由于其电液气间相互作用的复杂性,理论研究多以定性分析为主,定量分析则以试验研究为主要手段[6,7,8,9,10,11,12]。感应荷电的电极结构形式多样,在射流喷雾中以环形电极居多。环形电极的几何尺寸、安装位置、荷电电压、雾滴粒径和介电常数等对雾滴荷电的影响效果显著[13,14,15]。目前,电极参数对荷电量影响的研究较少,射流喷雾电极参数对荷电量影响研究能够用于预测和计算荷电量、指导电极结构设计的计算方法尚未见报道。本文旨在探讨电极的结构参数(电极直径和电极的安装位置)对射流喷雾影响,并在试验研究的基础上建立环形电极的荷电量计算公式,为感应荷电喷雾的荷电量计算和电极结构的合理设计提供可靠实用的理论依据。
1 荷电量试验
1.1 试验装置
荷电试验所用的装置如图1所示。
该装置由使喷头产生雾化的压力雾化系统、供给电极产生可变化高电压的电源[7,16]和检测群体雾滴微电流及雾滴总质量的数据采集系统等3部分组成。
压力雾化系统用液泵给药液加压,经调压阀调整控制合适和稳定的喷雾工作压力;药液在喷头的喷口附近形成锥状水膜,与空气撞击破裂形成雾滴,并在运动中和静电力的作用下进一步破碎变细;荷电部分的高电压由可调输出电压的高压电源产生,电极置于喷头的前方与高压电源连接,电极产生的电场对雾滴荷电;信号采集由网状接收装置收集荷电雾滴群体,用精密电流表测出其与地面构成回路时产生的微电流,同时雾流采样筒收集雾滴群体并测定在试验过程中的总质量。
1.2 试验设计
试验在保证其它可控参数不变的情况下进行,方案设计如下:
1) 电极环直径。环形电极由0.8mm的不锈钢丝制成,电极环直径分别取50,60,70,80,90mm等5种不同的规格。
2) 电极安装位置。为了考察电极在喷头前方安装位置对雾滴荷电性能的影响,选择电极至喷口的距离为0,5,10,15,20mm5个不同的位置。
3) 喷头型号。采用TR80-01C喷头,流量设计为3.61mL/s,由中国农业机械研究院提供。
4) 目标采集距离。根据研究要求,目标采集距离确定为200mm。
5) 射流压力。根据现行喷药机具的使用情况,选择射流喷雾压力为0.2MPa。
6) 荷电电压。在5~15kV之间改变荷电电压,直至信号产生异常(产生电晕放电现象)。
实际上,环境条件如温度与湿度等对荷电也有一定的影响。由于控制这些因素非常困难,因此认为试验条件相同,不考虑环境因素的影响。
1.3 试验指标
试验时,作用于电极上的荷电电压从低到高,再从高到低每隔1000V测量1个荷电量数据,试验重复3次,以其平均值作为荷电量的有效数据。
试验用荷质比(雾滴的荷电量与雾滴的总质量之比)表示雾滴荷电特性的指标。
试验中可以直接测量的是雾滴群体的荷电电流和液体质量。测量结果与荷质比之间的关系为
λ=q/M=It/ρLt=I/ρL (1)
式中 λ—荷质比(mC/kg);
q,M—分别为收集到雾滴液体的电荷(mC)和质量(kg);
I,L—t时间间隔内的群体雾滴的稳定电流(μA)和喷头喷出的液体流量(mL/s)。
2 试验结果分析
2.1 荷电电压的影响
图2 给出了采用不同电极环直径,在相同的喷雾压力下,雾滴感应荷电状态时的雾滴荷质比与荷电电压之间的实测值和关系曲线。试验结果显示:在感应荷电条件下雾滴的荷电量随荷电电压的提高而增大,且存在良好的比例关系。这意味着荷电电压提高,电极产生的电场增强,使雾滴获得较好的荷电量。
2.2 电极环径的影响
电极环的直径越大,与喷雾产生的雾锥面之间的间隔也越大,产生的感应效果越差,雾滴的荷电量也随其减小。减小环形电极直径有利于提高喷雾的荷电效果,过小的电极环直径可能引起雾滴与电极直接接触而成为接触荷电影响使用的安全性。图2给出不同电极环径的实测数据和拟合的关系曲线,在试验的范围内可用线性模型描述,具有较高的相关系数。
2.3 电极位置的影响
电极相对于喷头喷口端面的位置对雾滴荷电性能的影响非常明显,在相同的荷电条件下,电极位置前移,电极距喷雾产生的雾锥面越近,感应电荷越强,并且与雾锥面间的距离成线性关系。图3给出电极环直径为60mm时电极不同安装距离的雾滴的荷电量实测值和拟合曲线。
3 荷电量计算模型
3.1 单因素模型
上述对试验结果分析表明:射流感应荷电喷雾雾滴的荷电量与荷电电压成正比,并随电极环直径的增大而减小,随电极的安装位置的前移而增大;在试验的范围内,后两个因素的影响用线性关系描述仍具有较好的相关性。因此,雾滴的荷电量与荷电电压、电极环直径、电极的安装位置间的关系可描述为
λ=Kv (2)
K=Kaλ0 (3)
K=Klλ0 (4)
其中,λ为荷质比;K为荷质比随电压变化的荷电系数,受电极环环径和安装位置影响,分别用系数Ka,Kl表示电极环直径和安装位置的影响;λ0是其公因子或称为参考点处的荷质比。
K值可由试验数据直接拟合获得,而Ka,Kl则需要对K值进行二次处理分析得到。因此,先对各次试验进行回归分析获得不同试验工况下的回归系数K,然后利用系数K分别对电极环直径和安装位置进行回归分析考察其影响,回归分析获得的最小相关系数为0.8885,表明数据的线性分析处理是可信的。处理结果如图4和图5所示。
由于系数K包含环径和位置因素对荷质比的影响,线性回归的结果包含2个因素的影响信息,尤其是常数项反映的信息比较复杂。要从中提取单一因素的影响因子,着重考察其1次项系数,它反映的是荷质比随电极环直径和电极安装位置的变化率,其符号表示的是增减趋势,数值表示变化速率。
对于电极环直径系数和电极环安装位置系数,对应的斜率用算术平均值和概率平均值分别表示为
3.2 多因素模型
要建立荷电喷雾雾滴的荷质比与荷电电压、电极环直径、电极的安装位置间定量分析关系,可以选择合适的函数,利用数据进行多元回归分析,这将是一个较复杂的函数关系,可以用平面方程或曲面方程来描述。为简化分析,利用上述单因素分析结果,建立简洁的多因素荷电关系模型。
上述拟合结果显示:雾滴的荷质比系数随安装位置增加线性增加,而随电极环直径增大而线性减小,因此此斜率可作为分析的依据,可写成
Kl=λ0+kll (5)
Ka=λ0+ka(d-d0) (6)
其中,kl为安装位置影响系数,l为电极距喷口的距离即安装距离, ka为电极环环径影响系数,d表示电极环直径,d0为参考点电极环的直径,λ0是对应于直径为d0安装位置为0mm处的荷质比。
对于一般情况,系数K可以写成形式
选择合适的参考点,将使分析方便有效。本研究采用以电极环直径为50mm,安装位置为0mm的工况点为参考点,以算术平均或概率平均的kl和ka作为位置系数和环径系数,可得到
K=0.0783-0.0005d+0.0007l (8)
K=0.0768-0.00047d+0.00076l (9)
3.3 荷电计算模型的检验
模型的检验可利用上面的多因数模型反求荷电系数K与实测值比较。检验结果表明:用概率平均比算术平均系数所得结果更接近实测值;与实测值比较总体误差前者为3%,后者为6%;单点最大误差前者为11%,后者为9%,满足工程的要求;建立在试验基础上获得的荷电系数计算公式正确合理,能够为射流荷电喷雾环形电极的设计和荷电量的计算提供科学的依据。
4 结论
1) 射流感应荷电喷雾雾滴的荷电量随荷电电压成正比。
2) 电极的安装位置和电极环直径对感应荷电影响显著,随电极安装位置前移而线性地增大,随电极环直径的增大而成线性地减小。
3) 试验得到荷电系数经验公式K=λ0+ka(d-d0)+kll和荷质比计算公式λ=[λ0+ka(d-d0)+kll]v。
4) 利用经验公式进行计算和预测,具有较高的精度,可为荷电效果评价提供科学依据。
感应影响 篇6
1 有限元法
这种方法已经在各领域得到了全面的运用。我国也先后开始推广基于有限元法的应用并开展了三维电磁场的研究, 如今已经取得了丰富的研究成果。有限元法的引入, 对于电力工业的研究和发展起到了很大的推动作用。在计算地面感应电场问题上, 可以采用有限元法。这种理论在计算高压直流输电地表面电势中的能力已经得到了充分证明, 只需要根据有限元的理论方法搭建基本的数学模型以及建立相应符合原则的几何模型。因为大地电阻率的网络分层分区的详尽要求在有限元法的运用上必须得到充分的考虑, 而现有的情况很难实现这样苛刻的要求来进行数据测量和获取, 因此这种需要强大的数据支持的有限元法在实际工程中的应用比较困难。
2 平面波法
平面波法的基本原则是假设地面为平均土壤电导率的无限大半平面空间, 以忽略地球表面曲率的前提下, 电流在大地中所感应出的电场近似成垂直向下传播的平面波。根据麦克斯韦方程和法拉第感应定律, 通过地磁暴发生时测量的地磁场水平分量Bx与By, 估算出地面感应电场的水平分量Ex与Ey的大小。平面波法假设条件较多, 因此所需数据支撑较少, 较易获得结果。在描述极地区域的强烈地磁暴时, GIC的计算比较粗糙。但平面波法在中低纬度的ESP计算中可以达到一定的精度, 可以满足分析需求。
3 secs法
采用SECS这种算法虽然地面感应电场能够通过地磁暴数据和本地地表阻抗而得, 但是, 在利用地磁仪进行内外插值得到地磁暴数据方面有所要求。这种方法现今已得到一定的运用, 有了一些应用实例。在芬兰, 有些学者采用SECS计算高压电网和天燃气管道, 并比较了运算结果和监测数据, 结果表明, SECS具有高效性和快速性。但是由于SECS理论在对等效电离电子流建模方面有很高的要求, 因此目前看来只适用于纬度较高地区使用。
4 合成镜像法
合成镜像法的初始模型来自于在电磁学电场和磁场的计算中的镜像法。镜像法实质是以边界面外的虚拟量 (集中量) 来等效边界面上的实际量, 以保持边界条件不变作为等效量, 所以通常被用于解决电磁场的边界问题。合成镜像法也称复合镜像法, 合成镜像法的优点就是没有回避对土壤分层处理的问题, 对于不同土壤特质的地理特征都能够做到有效区分, 更精确了土壤电导率最终的取值。但是这种方法虽然能够较为准确地反映各地区不同地质结构, 此外, 通过与平面波法相比较, 可以看出合成镜像法具有一定局限性, 它需要先通过复频域里的计算再进一步转化为时域表达式, 给计算带来了很大的困难。
5 结论
综上所述, 目前在国内外研究中, 平面波法和合成镜像法的应用最为广泛, 而有限元法和SECS理论限于现有条件暂时还没有得到大规模的应用, 电网GIC的计算很少采用DSTL, 其主要应用范围在于管道、地下和海底电缆中的GIC。
参考文献
[1]刘连光, 刘春明, 张冰等.中国广东电网的几次强磁暴影响事件[J].地球物理学报, 2008, 51 (4) :976-981.
感应影响 篇7
实际多电压等级电网的结构复杂, GIC计算量大, 不易找到清晰、准确的局部电网结构说明单一的GIC影响因素;且一个实际电网一般不包括所有需要研究的GIC影响因素。故根据研究内容, 建立了一个电网模型;其单线图表示的地理接线图如图1所示。它不仅具有实际多电压等级电网的诸多特征, 还便于研究不同电压等级电网间GIC的相互作用以及多电压等级电网结构对GIC的影响。为方便对比研究, 将该电网模型分为三种情况:电网1只考虑500 k V电网GIC;电网2只考虑1 000 k V电网GIC, 电网3同时考虑500 k V和1 000 k V电网的GIC。采用全节点模型[9]建立了三个电网的GIC模型, 设定1 V/km的均匀感应地电场, 利用节点导纳矩阵法[10]计算了在东向和北向电场作用下的电网GIC, 研究了不同电压等级电网间GIC的相互作用以及多电压等级电网结构对GIC的影响, 给出并解释了GIC在什么情况下增大或减小。研究结论具有一般性, 可为认识及防治多电压等级电网的GIC提供参考。
1 电网模型的建立及其全节点模型
1.1 建模规模与条件
电网模型由10座500 k V和10座1 000 k V变电站、20组500 k V和20组1 000 k V变压器、13条500 k V和10条1 000 k V双回输电线路构成。它具有实际多电压等级电网的诸多特征: (1) 由500 k V超高压和1 000 k V特高压两个电压等级构成; (2) 变电站的主变参数采用实际投入运行的单相自耦变压器组参数; (3) 线路均为超、特高压电网普通采用的双回输电线路, 且导线为实际电网采用的导线类型; (4) 线路长度基本为相应电压等级的典型输送距离[11]。
此外, 电网3的以下特征还便于研究不同电压等级电网GIC的相互作用以及电网结构的影响: (1) 500 k V电网和1 000 k V电网可单独构成完整的单电压等级电网; (2) 存在长度走向完全相同的500 k V和1 000 k V线路; (3) 在同一走向上存在长度递增的线路; (4) 1 000 k V和500 k V线路有南北对称和东西对称关系; (5) 存在同一方向“有效长度”相同但实际长度不同的线路。
1.2 全节点模型[9]
多电压等级电网GIC可采用节点导纳矩阵法计算, 而面对庞大复杂的多电压等级电网, 如何建立合理的电网GIC通路模型, 从而有效的区分和选择相对应的节点和支路构造其节点导纳矩阵, 成为多电压等级电网GIC计算的难点。
全节点模型将电网中每座变电站的所有母线和中性点均设为节点, 在没有直流阻断设备的情况下只有中性点为接地节点。从而同一电压等级的母线节点间的支路为输电线路, 不同电压等级的母线节点间的支路及母线节点和中性点间的支路为变压器绕组支路。全节点模型也适用于单电压等级电网GIC计算, 只需去除变压器相应的中压和低压母线节点。因电网模型只考虑并联运行的单相自耦变压器组, 这里只给出其对应的全节点模型, 如图2所示, 由高压母线-中压母线, 中压母线-中性点, 中性点-大地3条支路构成。因多数500 k V线路通过1 000 k V变电站的中压母线相连, 为保持500 k V电网GIC通路的完整性和独立性, 500 k V电网全节点模型要包括1 000 k V变电站S3、S7、S8和S15的500 k V中压绕组和接地电阻。
根据全节点模型, 计算电网的GIC通常需三组参数:变电站位置的地理坐标和接地电阻值、输电线路的线路长度和单位长度的直流电阻值、变电站变压器各个绕组的直流电阻值。
1.3 变电站参数
各变电站位置的地理坐标 (经度、纬度) 和接地电阻值数据如表1所示。其中, 1 000 k V变电站接地电阻值采用南阳特高压变电站实测接地电阻值, 500 k V变电站接地电阻值采用我国电网的典型值[12]。根据超特高压变电站的典型配置[13], 设定电网模型中每座变电站均由2组并联运行的单相自耦变压器组、共7台容量和型号相同的单相自耦变压器构成, 其中一台单相自耦变压器作备用。
1.4 变压器参数
我国110 k V及以上电网采用大电流接地方式, 设定电网模型中的变压器中性点均直接接地, 且1 000 k V单相自耦变参数采用“长治-南阳-荆门”特高压示范工程的主变参数, 500 k V单相自耦变参数采用内蒙古灰腾梁500 k V变电站的主变参数, 具体参数值见表2。因自耦变低压绕组采用三角形连接, 与高压绕组或中压绕组间无GIC流通路径, 故只需给高压绕组和中压绕组的直流电阻值。变压器正常运行的绕组温度大约为75℃, 表2中的绕组直流电阻值已归算到75℃。
1.5 线路参数
500 k V线路均采用四分裂LGJ-400/25型号导线, 其单位长度直流电阻值为0.01843Ω/km;1 000 k V线路均采用八分裂LGJ-500/35型号导线[14], 其单位长度直流电阻值0.007 265Ω/km。不计线路串补的影响, 线路参数如表3所示。因线路一般不是沿直线架设, 长度要比变电站间点对点距离稍长, 再考虑线路弧垂的影响, 表3给出的线路长度均比变电站间的点对点距离增大了3%[10], 其中变电站间点对点距离的计算考虑地球椭圆外形, 采用文献[10]中的方法。
2 电网GIC仿真计算
根据电网GIC产生机理, 文献[6]将电网GIC计算过程分成两个相对独立的步骤: (1) 地球物理计算过程, 即确定驱动GIC的感应地电场; (2) 工程计算过程, 即建立电网GIC模型计算电网GIC。
本文研究工程计算过程, 建模方法和GIC算法分别采用全节点模型[9]和节点导纳矩阵法[10]。为方便比较分析GIC计算结果, 设定感应地电场为1 V/km的均匀电场。根据地球物理学地电场的坐标习惯, 考虑上述电网参数、电网全节点模型和节点导纳矩阵法, 计算三个电网在正东正北两个方向电场作用下的GIC[10]。此外, 由于电网三相参数基本对称, 三相线路中流过的GIC大小相等, 计算线路和变压器的单相GIC值较方便, 本文的计算结果采用单相GIC值表示。
三个电网的GIC计算结果以对比方式给出, 如图4~图7所示, 所给线路及变电站GIC的计算结果均考虑了支路并联。因电网模型中每条线路均采用双回线, 每座变电站均由两组变压器并联构成, 故实际流过每条输电线路和每台变压器的单相GIC值为图中所给计算结果的1/2。
3 不同电压等级GIC的相互作用
3.1 1 000 k V电网对500 k V线路GIC的影响
电网1与电网3中500 k V线路GIC的计算结果对比如图3所示, 可看出, 受1 000 k V电网GIC的影响, 500 k V线路GIC数值会发生改变。其中, 东向电场作用下, 线路L16的GIC值增大达46 A, L22的GIC值增大达38 A;线路L11的GIC值减小达25 A, L13的GIC值减小达16 A。北向电场作用下, 线路L10和L11的GIC值增大近22 A;线路L6的GIC值减小近22 A。
3.2 1 000 k V电网对500 k V变电站GIC影响
电网1与电网3中500 k V变电站GIC的计算结果对比如图4所示, 可看出, 受1 000 k V电网GIC的影响, 500 k V变电站的GIC数值会发生改变。其中, 东向电场作用下, 变电站S19的GIC值增大达38 A, S14的GIC值增大近34 A。北向电场作用下, 变电站S2和S4的GIC值增大近20 A;变电站S6的GIC值减小近15 A。
结合图1所示电网3结构图可看出:在相应电场方向上, 当接入同一座1 000 k V变电站的1 000 k V线路与500 k V线路分别位于该站的两侧时, 受1 000 k V线路GIC的影响, 500 k V线路和变电站的GIC值增大;反之, 500 k V线路和变电站的GIC值减小;而当1 000 k V线路成对称结构时, 500 k V线路和变电站的GIC值基本不变。
3.3 500 k V电网对1 000 k V线路GIC的影响
电网2与电网3中1 000 k V线路GIC的计算结果对比如图5所示, 可看出, 由于500 k V电网GIC的影响, 1 000 k V线路GIC会发生改变。其中, 东向电场作用下, 线路L19的GIC值增大近30 A, L17和L23的GIC值增大近27 A;线路L7的GIC值减小达16 A。北向电场作用下, 线路L5的GIC值增大达27 A, L4的GIC值增大近19 A;线路L9的GIC值减小近14 A。
3.3 500 k V电网对1 000 k V变电站GIC影响
电网2与电网3中1 000 k V变电站GIC的计算结果对比如图6所示, 可看出, 由于500 k V电网GIC的影响, 1 000 k V变电站的GIC会发生改变。其中, 东向电场作用下, 变电站S8的GIC值增大近55 A, S13和S20的GIC值增大近27 A;变电站S15的GIC值减小近119 A, S16的GIC值减小达24 A。北向电场作用下, 变电站S15的GIC值增大达20 A, S5的GIC值增大近19 A;变电站S7的GIC值减小达61 A, S3的GIC值减小达29 A。
结合图1所示电网3结构图可看出, 在相应地电场方向上, 当接入同一座1 000 k V变电站的1 000 k V线路与500 k V线路分别位于该站的两侧时, 受500 k V线路GIC的影响, 该1 000 k V变电站的GIC减小, 1 000 k V线路及其另一端的1 000 k V变电站GIC增大;反之, 该1 000 k V变电站的GIC增大, 1 000 k V线路及其另一端的1 000 k V变电站GIC减小;而当500 k V线路成对称结构时, 1 000 k V线路和变电站的GIC基本不变。例如, 东向电场作用下, 500 k V线路L16、L18、L22与1 000 k V线路L17、L19、L23分别位于1 000 k V变电站S15的东西两侧, 故1 000 k V线路L17、L19、L23和1 000 k V变电站S13、S20的GIC值增大, 而1 000 k V变电站S15的的GIC值减小;500 k V线路L8、L13与1 000k V线路L7、L9均位于1 000 k V变电站S8的西侧, 又与L7一同接入1 000 k V变电站S3的500 k V线路L1、L2、L3、L6成对称结构, 与L9一同接入1 000k V变电站S7的500 k V线路L10、L11成对称结构, 故1 000 k V线路L7、L9的GIC减小, 1 000 k V变电站S8的GIC增大, 1 000 k V变电站S3的GIC不变。
4 电网结构对GIC的影响
4.1 电压等级对电网GIC的影响
对比图3和图5、图4和图6可看出, 1 000 k V特高压变电站及线路的GIC明显大于500 k V超高压变电站和线路的GIC。其中, 电网3中1 000 k V线路L4与500 k V线路L1、L6长度走向完全相同, 在相同北向电场作用下, L4的单相GIC值达111.3 A, 而L1的单相GIC为71.4 A, L6的单相GIC为50.9 A。表明在相同电场作用下, 高电压等级电网的GIC更大, 因高电压等级线路输电距离长, 且为抑制电晕放电和减少线路电抗, 超特高压线路常采用分裂导线, 单位长度线路的直流电阻小。我国500 k V输电线多采用4分裂导线;750 k V输电线多采用6分裂导线, 单位长度的直流电阻值约为500 k V输电线的2/3;1 000 k V输电线多采用8分裂导线, 单位长度的直流电阻值不大于500 k V输电线的1/2[12]。
4.2 线路长度对电网GIC的影响
电网2中1 000 k V线路L21长度为200.3 km、L19长度为300.8 km、L20长度为400.6 km、L9长度为436.9 km, 且它们的走向完全相同。在相同东向电场作用下, 线路L9单相GIC值为162.9 A, 而线路L20单相GIC值为197.8 A、L21单相GIC值为212.6 A, 均超过了线路L9的GIC值, 即长度最大的线路, GIC值不一定最大, 说明线路长度并非GIC水平的唯一决定因素。文献[5]中提出, 相比单条线路自身长度, 系统整体长度对线路GIC的影响更重要。对应在电网2中, 系统整体长度为线路L19、L20、L21长度之和, 等于901.7 km, 远大于单条线路的长度, 故L19、L20、L21的GIC水平可能超过其它自身长度更大的线路。
由GIC机理知, 与电场方向垂直的线路不产生感应电压, 将线路的实际长度分解为电场方向上的长度和与电场方向垂直方向上的长度, 并将电场方向上的长度定义为“有效长度”。电网1中500 k V线路L10、L15和L16在北向电场下的有效长度相等, 而实际长度L10 (185.8 km) >L16 (152.2 km) >L15 (124.9 km) , 单相GIC值L10 (58.6 A) <L16 (71.8 A) <L15 (73.2 A) , 即在相应电场方向上, 有效长度相等的线路, 实际长度越长GIC越小。也说明了走向与电场方向垂直的线路GIC水平普遍小。
4.3 线路结构对变电站GIC的影响
图7给出了接入变电站的线路不同结构, 其中, 在 (a) 和 (b) 图中1 000 k V线路L1和500 k V线路L2均位于1 000 k V变电站S3的东侧。假设感应地电场为东向, 如图 (a) 所示, 由GIC的产生机理[15]知, 线路L1和L2上产生的GIC为东向, 分别用I1、I2表示, 流入变电站S3的GIC数值Ie=I1+I2。故受500 k V线路L2影响, 流过1 000 k V变电站S3的GIC值增大。如图b) 所示, 假设电场只作用在线路L1上, 产生的东向GIC用I1表示, 线路L2因分流得到的GIC用I12表示, 显然I12为西向, 与电场作用在线路L2上产生的东向GIC方向相反, 故受1 000 k V线路L1影响, 线路L2的GIC减小, 又流过变电站的GIC为所有接入线路的GIC之和, 故500k V变电站S2的GIC也减小。同理, 受500 k V线路L2影响, 线路L1和变电站S1的GIC减小。
在图 (c) 和 (d) 中1 000 k V线路L1和500 k V线路L2分别位于1 000 k V变电站S3的东西两侧。假设电场方向为东向, 如图 (c) 所示, 线路L1和L2上产生的GIC为东向, 用I1、I2表示, 流过1 000 k V变电站S3的GIC为所有接入线路GIC的代数和, 则流入变电站S3的GIC值Ie=I1-I2, 故受500 k V线路L2影响, 流过1 000 k V变电站S3的GIC减小。如图 (d) 所示, 假设电场只作用在线路L1上, 产生的东向GIC用I1表示, 线路L2因分流得到的GIC用I12表示, 显然I12为东向, 与电场作用在线路L2上产生的东向GIC方向相同, 故受1 000 k V线路L1影响, 线路L2的GIC值增大, 又流过变电站的GIC为所有接入线路的GIC之和, 故500 k V变电站S2的GIC值也增大。同理, 受500 k V线路L2影响, 线路L1和变电站S1的GIC数值也增大。
5 结论
1) 当接入1 000 k V变电站的多条1 000 k V线路在相应电场方向上不对称时, 1 000 k V线路GIC对一同接入该站的500 k V线路和变电站GIC的影响很大。由于我国500 k V电网已发生过GIC侵害事件, 特高压电网可能使500 k V电网的GIC增大, 如东向电场下, S19的单相GIC值从19.6 A增大到58.1 A, 增大了38.5 A。因此, 对含500 k V电网的特高压电网, 不能忽略特高压电网GIC对500 k V电网的影响以及500 k V电网GIC的防治工作。
2) 当接入1 000 k V变电站的多条500 k V线路在相应电场方向上不对称时, 500 k V线路GIC对一同接入该站的1 000 k V线路和变电站GIC影响很大, 如东向电场下, S8的单相GIC值从127.9 A增大到182.7 A, 增大了54.8 A。因此, 计算特高压电网GIC时, 也不能忽略次级500 k V电网GIC的影响。
3) 受1 000 k V电网GIC的影响, 500 k V电网GIC增大或减小与线路走向和结构有关。在相应电场方向上, 当接入1 000 k V变电站的多数1 000 k V线路与500 k V线路均位于该站的同一侧时, 该500k V线路GIC减小, 与该500 k V线路相连的500 k V变电站GIC也减小;当接入1 000 k V变电站的多数1 000 k V线路与500 k V线路分别位于该站两侧时, 该500 k V线路GIC增大, 与该500 k V线路相连的500 k V变电站的GIC也增大。
4) 同理, 在相应电场方向上, 当接入1 000 k V变电站的多数500 k V线路与1 000 k V线路均位于该站的同一侧时, 该站的GIC增大, 该1 000 k V线路GIC减小, 与该1 000 k V线路相连的另一1 000 k V变电站GIC也减小;当接入1 000 k V变电站的多数500k V线路与1 000 k V线路分别位于该站的两侧时, 该站的GIC减小, 该1 000 k V线路GIC增大, 与该1 000k V线路相连的另一1 000 k V变电站GIC增大。
5) 由于500 k V线路可直接接入1 000 k V变电站, 且变电站的GIC为接入该站所有线路GIC的代数和, 所以, 1 000 k V变电站受500 k V电网GIC的影响最大。例如, 东向电场下, S15的GIC值从299.8 A减小到181 A, 减小了近119 A。
摘要：电网地磁感应电流影响因素多、情况复杂, 考虑各电压等级电网的参数特点, 以往的GIC地磁感应电流计算集中在电网最高电压等级线路。交流特高压电网建设使我国电网增加了1 000 k V电压等级, 综合考虑线路参数、变压器类型等GIC影响因素, 准确计算包括500 k V超高压及1 000 k V特高压的多电压等级电网的GIC是重要研究课题。根据我国500 k V和1 000 k V实际电网的参数, 并考虑线路走向等因素的影响, 假设了一个特高压多电压等级电网, 并建立了其GIC全节点模型。计算了两种感应地电场情况下500 k V电网、1 000 k V电网、500 k V和1 000 k V双电压等级电网的GIC, 比较了三种情况电网的GIC计算结果。研究了不同电压等级电网GIC的相互作用及电网结构的影响。结果表明, 1 000 k V电网GIC与500 k V电网GIC相互影响明显, 在特高压电网GIC计算中, 既不能在计算最高电压等级电网GIC时忽略次级高压电网的影响, 也不能忽略对次级高压电网GIC的治理。
感应影响 篇8
静电感应晶体管(SIT)注入功耗低、功率容量大、工作频率高、热稳定性好、抗辐射能力强,是惟一具有类三级管特性的半导体器件,一般为常开型器件[1,2]。根据栅体结构、分布和制造工艺的不同,可分为:埋栅、表面栅、复合栅、绝缘盖栅、槽栅和双栅等结构。这些结构的共同特点是都具有垂直沟道,且沟道被栅体环围在中间,源极区和漏极区分别位于芯片的上下两个表面,这种布局有利于高耐压、大电流设计。在以高压、大功率应用为目的的场合,埋栅结构比较合适,这是因为其阻断增益本身就比表面栅结构的大,同时若粗略认为栅-源(或阴)反向耐压就是栅-源外延层P+N结的击穿电压,那么采用这种结构就可使栅极反向电压和正向阻断电压均比较大,有利于高耐压、大电流功率器件的实现[3,4,5]。
对埋栅型静电感应晶体管,外延后的台面刻蚀是必不可少的,它不仅是要刻断栅极和源极(或阴极)之间在外延过程中形成的连体,打开栅电极区,以便于栅极引线,而且还是对栅-外延层P+N结的一次台面造型,因此必须讲究台面刻蚀的细节,对台面刻蚀后的深度和形状进行研究[6]。
硅器件深槽腐蚀工艺已广泛应用于硅内层玻璃钝化二极管、高压整流器、硅整流桥堆、低频功率器件以及高压集成电路。深槽台面结构是通过台面表面造型,控制表面电场,提高器件耐压能力。对埋栅型静电感应器件的研制过程中也采用了槽结构,它切断了有源区与划片边界的联系,提高栅源击穿和阻断电压,提高器件质量和成品率[7]。
1台面刻蚀
1.1 台面刻蚀对器件I-V特性的影响
台面刻蚀采用湿法腐蚀,基本为各向同性,随腐蚀液配比不同横向腐蚀程度不同,但形成的正角在30°～60°间,正是表面造型所需要的。刻蚀深度的控制是至关重要的。栅极上仍有外延层,则电压不能正常加到栅体上,栅压的调变能力变弱,所以不能很好地形成势垒,导致管芯的特性不好甚至消失。如:对SIT来说,表现出稍有一点弧度的类电阻特性,且随着负栅压增加,导通电压降低等异常状况发生。如图1(a)所示。
但是当过腐蚀比较严重时,器件的I-V特性亦表现异常,对SIT来说,特性如图1(b)所示,主要表现为I-V特性为一族挤在一起的曲线,VGS相当高,多达几十伏,栅体的调控能力非常差。此时不仅外延层被刻蚀掉,还刻蚀掉衬底表面硼扩散形成的栅电极区,用热探针法检测台面处材料导电类型,表现为弱P、本征或N型。台面后的补硼工艺,虽然能保证栅电极引线处为P+,但栅电极实际上已经与栅体脱节,台面栅P+区只相当于一个电极,从而导致电压加不到栅体上,栅体失去调变作用。
可见,台面腐蚀对器件的特性有很大影响,甚至会使特性发生根本性的变化,为保证器件I-V特性正常,电性能良好,必须对台面刻蚀后的深度和形状进行研究。
1.2 台面刻蚀的深度控制
台面刻蚀的深度由外延层的厚度决定,以暴露出栅体并适当过腐蚀为宜。对外延层厚度为10 μm左右的样片,采用不同刻蚀时间,得到不同台面刻蚀深度,并对样片管芯特性进行测试。实验表明,当外延层刚刻透后,管芯有正常的特性,但栅源击穿倒伏,击穿点不明显。随着刻蚀深度增加,击穿点逐渐明显,并略有增加,达到一定深度后陡直。
利用微米标尺反复校对表明:若台面刻蚀深度为12.68 μm,则在放大倍数为100倍的显微镜下观察到的侧棱“宽度”约为1格。
表1给出了刻蚀台面的实验数据。实验表明,随着腐蚀时间的加长,台面深度也随之增加,VGS也有明显的增大。出现这种情况可能的原因是:在台面处,除了固有的PN结,由于表面缺陷和表面电荷的存在,会出现一个感应结,该结对击穿的影响与台面处P型杂质的浓度有关。当台面相对较浅,台面表面的杂质浓度低,感应结的影响比较明显,随着台面深度增加,台面表面的杂质浓度增加,感应结的影响变弱,最终击穿在器件内部发生,从而得到一个最优的击穿深度。
1.3 台面的边缘造型
台面刻蚀工艺对于埋栅型静电感应器件来说不仅仅是腐蚀掉外延层打开栅极所必需的,台面刻蚀的过程同时也是对台面进行一次正斜角造型的过程(见图2),这种正斜角造型有利于提高栅源(栅阴)击穿。
正斜角造形是指结面积由浓掺杂一侧向轻掺杂一侧逐步缩小的造形,正角造型主要有以下特点[2]:
(1) 随着斜角θ的减小,表面空间电荷区拉开的越宽,表面电场分布整体的下降。
(2) 峰值表面电场随θ减小向低掺杂一侧移动并单调地减弱,当θ为45°左右时,表面电场约为体电场的1/2,最强的电场出现在结的平行部分。
(3) 即使出现正交斜角,峰值表面电场也低于体内峰值电场。
(4) 正斜角使空间电荷区沿造型表面展宽,总是使表面电场减弱,保证了高耐压要求,是一种普遍受欢迎并广泛采用于电力器件的造型技术。
总之,正斜角造型对耐压性能有益。因此通过刻蚀台面可以提高栅源(阴)极击穿。
2深槽刻蚀
2.1 深槽刻蚀的必要性
以SIT为例,器件主要制造工艺结束后,器件结构如图3所示。当各电极加上偏压后,源极注入的电子,一部分经外延层、沟道、漂移区回到漏极,形成漏电流ID;还有一部分横穿外延层,绕过边栅墙、经栅墙外侧、漂移区回到漏极,形成不期望的寄生电流Ipara。
由于边栅墙的外围距划片边界的距离远大于栅体间的距离,寄生电流Ipara流过的区间,相当于两个电阻(见图3)——外延层横向寄生电阻R1和划片边界寄生电阻R2的串连。而整个器件又相当于SIT与寄生电阻的并联。该寄生效应的存在,造成阻断态下漏电大,严重时,I-V特性无法正常显示,表现出异常特性(见图4)。
由于外延层耗尽程度和栅压有关,因此R1随栅负压增大略有增大,但由于电势最低点在沟道中,而不是外延层,因此该电阻的大小受栅控很弱。栅源PN结反向压将增大时,耗尽层向划片边界的扩展很小,电阻R2和栅压近乎无关,而与栅外墙到划片边界的距离有关。同时,由于漏电流不可能从栅墙流过,因此R2的有效电流截面会横向扩展到栅墙下方。
图5给出了SIT挖槽和未挖槽芯片I-V特性测试结果的实验图片,其他工艺条件相同。图5(b)与图5(a)相比,漏电流显著减小,且阻断电压达到了200 V以上。实验结果表明,与未挖槽的SIT相比,挖槽后的器件特性有了明显改善,提高了阻断电压,消除寄生电流Ipara的影响。
2.2 刻蚀工艺和深度控制
浅槽的腐蚀与台面腐蚀相似,采用HF∶HNO3∶CH3COOH=1∶4～6∶0.5的腐蚀液,一般用光刻胶保护背面即可。为了耐腐蚀,涂原胶,坚膜30 min以上。深槽腐蚀通常采用HF∶HNO3∶CH3COOH=1∶4∶0.5 强腐蚀液,采用高抗蚀光刻胶保护。普通光刻胶需要涂原胶2次,强曝光,坚膜2次。或采用铝膜被浓硝酸的“钝化”作用进行掩蔽。铝层厚度通常为0.5～1.0 μm。
槽的深度对表面电场的分布有一定影响。当槽通过PN结时,在一定偏压下,对表面电荷为正电荷的情况来说,随着槽的深度增加,器件内最大电场减小,器件耐压增大。若表面带负电荷,则浅槽就可以得到较理想的击穿电压。具体到埋栅型SIT,槽的深度控制在40～100 μm即可。
3工艺顺序
工艺过程中,由于刻蚀槽和刻蚀台面要求的深度不同,因此不能同步进行。从理论上说,先腐蚀槽还是先腐蚀台面在效果上没有多大差别,但工艺难易程度不同。
若先刻蚀台面,则刻槽过程中台面的保护是个难点。由于光刻过程中,台面侧面涂胶难度大,若甩光刻胶的过程中,台面被光刻胶填满,则曝光时间较难掌握。如果光刻胶或者铝膜的掩蔽在台面存在缺陷,则采用先台面后槽的工艺程序,易造成台面二次腐蚀,严重时可能使台面和栅体脱节,器件特性异常。
若先刻蚀槽,在后继台面刻蚀工艺中,即便不保护槽,只会使槽深度增加,不影响槽的作用。但在光刻台面补硼孔过程中,如果槽的侧棱和底部不能有效涂胶和曝光,或存在缺陷,则在后继补硼工艺中,槽体或局部被硼杂质污染,不仅使阻断态漏电增大,同时阻断电压降低,器件特性劣化。
相较而言,由于台面浅,保护相对容易,宜先台后槽。表2是对SIT先台后槽实验与先槽后台实验的比较,更可以充分的说明这点。
实验条件:刻槽腐蚀液 HF∶HNO3∶CH3COOH=1∶3∶0.5;刻台腐蚀液 HF∶HNO3∶CH3COOH=1∶5∶0.5。
从表2中可以看出,无论是器件的特性方面还是VGK,先台后槽较先槽后台都有一定的改善。先槽后台多数特性曲线随VA的增大会向上翘起,且有的加负栅压也不能将其关断。而先台后槽则没有这个问题,特性曲线一般为类五极管。阻断全部大于200 V。
4结语
台面刻蚀是埋栅型静电感应器件制造工艺中重要一环,刻蚀不足或过蚀程度太深都会导致栅电极和栅体分离,台面刻蚀首先必须刻透外延层,并适当过腐蚀。芯片边界的寄生效应会使阻断态下的漏电增大,寄生电阻过小而使I-V特性异常,为消除寄生电流Ipara的影响,采用刻槽工艺,切断有源区与划片边界的关系,改善栅源击穿,提高阻断电压,优化I-V特性。制造过程中宜采用先台后槽的工艺顺序。
摘要：对埋栅型SIT,为切断栅极和源极(或阴极)之间在外延过程中形成的连体,打开栅电极区,进行外延后的台面刻蚀,对台面刻蚀的深度和形状进行研究;为消除栅墙外划片边界造成的各种寄生效应,在有源区的外面挖深槽,以保证栅源击穿发生在内部、实现击穿接近理论值。对先刻蚀台面还是先刻蚀槽的问题做了实验对比,结果发现先台后槽更有利于器件特性的改善。
关键词：埋栅型SIT,台面刻蚀,深槽刻蚀,先台后槽
参考文献
[1]西泽润,村冈公裕,龙田正隆.图解静电感应器件[M].北京:科学出版社,1998.
[2]NISHIZAWA J,TERASAKI T,SHIBATA J.Field-effecttransistor versus analog transistor(static induction tran-sistor)[J].IEEE Trans.on Electron Devices,1975,22(4):185-197.
[3]李思渊.静电感应器件作用理论[M].兰州:兰州大学出版社,1996.
[4]李思渊.静电感应器件:物理、工艺与实践[M].兰州:兰州大学出版社,2001.
[5]NISHIZAWA J.The 2.45GHz 36W CW Si recessed gatetype SIT with high gaiin and high voltage operation[J].IEEE Trans.on Electron Devices,1990,33(3):345-348.
[6]胡冬青,李思渊,王永顺.台面刻蚀对电力SITH器件特性的影响[J].兰州大学学报,2005,41(2):92-94.
破解心灵感应 篇9
难道张老师真有“心灵感应”之术不成？
下课后，我向同学借了几个骰子，细心地列出了2个、3个、4个骰子垒起来的情况。
经过认真观察后，我发现：正方体的骰子都有6个面，6个面上的点数分别是1、2、3、4、5、6，那么总点数就为21；每个骰子相对面的点数分别是1和6、2和5、3和4，即对应面的点数之和为7。如果有4个骰子，总点数为21×4，所有能看到的面的点数之和为：7×2×4+最上面的点数。张老师的魔术中最上面的点数是4，因此，所有看不到的面的点数之和为：21×4-（7×2×4+4）=24。哇！原来要想知道所有看不到的面的点数之和是多少，关键要知道最上面的点数。
回到家后，我把我的这个发现告诉了爸爸，爸爸表扬了我，说：“儿子，爱动脑筋就是好样的。其实，这个规律还可以更简单一些。你看，看不到的面一定是上面或下面……”爸爸的提醒使我豁然开朗。2个骰子时，看不见的相对面可以先被看成有两组，再减去最上面的点数就行了；同理，3个骰子时，看不见的相对面有三组，减去最上面的点数就可以了；4个骰子时，看不见的相对面有四组，减去最上面的点数就好了……所以，所有看不到的面的点数之和=7×骰子个数-最上面的点数。我验算了一下，没错！
啊！太棒了！我终于破解了张老师的“心灵感应”。
226100 江苏省海门市实验小学五（3）班
指导老师 张荣萍
感应影响 篇10
钢筋混凝土保护层厚度是保证混凝土结构正常使用的重要因素。它对保证结构的安全性、耐久性均具有重要意义。电磁感应法测试钢筋保护层厚度是较为普遍的一种无损检测方法。在实际应用中, 影响检测结果的因素较多, 怎样才能准确地测试出钢筋保护层厚度还需我们去探讨。
2 电磁感应检测原理
根据经典电磁学理论, 变化的的电场和变化的磁场总是交替产生, 由近及远地传播, 从而形成电磁波。电磁波波速与波长、频率的关系是C=λf, 其中波速保持不变。当以电磁波测距时, 仪器探头发射并接收电磁波, 通过测量电磁波在待测距离上往返传播的时间解算出距离。仪器运用电磁波形的变化规律, 包括在一个波长内, 波形、波峰、波谷位置、角度、振幅的变化揭示混凝土中钢筋的分布和保护层厚度情况。图1、图2为测量原理示意图。
实际测量中钢筋保护层厚度测量仪的探头同时具有发射和接收的功能, 测量时探头发射电磁信号, 遇到钢筋后产生二次感应磁场后被探头接收, 经仪器的分析处理, 得到钢筋保护层、钢筋直径和钢筋的分布情况。
3 检测精度影响因素的探讨
利用电磁感应原理进行结构实体检测, 不仅受到相邻钢筋的影响, 混凝土中的水泥、骨料、钢筋材质也均会影响检测结果。
3.1 外加磁场
根据电磁感应法钢筋探测仪的工作原理, 为了保证测量结果的准确性, 测试前需避开外加磁场, 如发电厂、变电站和电焊机等, 同时, 当几台仪器同时工作时, 仪器间也需保持一定的距离, 相关研究表明, 仪器间的间距应不小于2m。
3.2 混凝土中水泥、骨料及其他掺合料
《混凝土中钢筋检测技术规程》JGJ/T152-2008规定, 电磁感应法钢筋探测仪不适合含有铁磁性的混凝土, 若混凝土中带磁性, 则需要对测试结果进行修正。因此, 测试前, 需确认混凝土中的水泥、骨料及其他掺合料是否带有磁性, 如火山灰水泥、带有磁性的骨料等, 均影响测试结果。
3.3 钢筋的种类
国内钢筋生产厂家众多, 所用钢材的铁质材料有差异, 钢筋还分为圆钢和带肋钢筋, 磁介质系数不同, 造成相同直径不同种类钢筋的铁磁质不一样, 磁感应曲线不归一化, 因此钢筋的种类对检测结果也有一定影响。
3.4 仪器参数的设置
在模拟试验中, 通过木模上钻孔精确控制钢筋位置, 钢筋两端均伸出模板50mm。利用游标卡尺测量钢筋保护层厚度, 通过更改钢筋探测仪直径档, 观测对检测结果的影响, 具体测试结果详见表1。
从表中可以看出仪器钢筋设置于实际尺寸相等时, 仪器示值为真值, 设置值比实际尺寸大或小, 仪器示值相应也偏大或偏小。
3.5 钢筋的疏密程度及保护层厚度大小
在模拟试验中, 通过在一块200mm×100mm×100mm的木模上开了一个20mm的槽, 槽的长度为150mm, 如图3所示, 选择两根直径为20mm的钢筋, 固定钢筋2, 钢筋1缓慢地向钢筋2靠近, 观察仪器中显示的保护层厚度变化情况。试验发现当钢筋1与钢筋2间距约为30mm时, 仪器中的示值开始减小;把木模翻个面, 重复上述过程, 发现, 当钢筋1与钢筋2间距约为50mm时, 仪器中的示值开始减小。因此, 当钢筋间距小于临界值时, 钢筋越密, 检测出的保护层厚度偏小越多, 保护层厚度越大, 钢筋间距的临界值越小。
3.6 分布筋对主筋的影响
在预制好的T梁的腹板中, 先用仪器探测出分布筋位置, 再探测出主筋位置。为了确保位置准确, 用直径为6mm的冲击钻在测出钢筋的位置上钻个小孔, 同时用深度游标卡尺量出保护层厚度值。试验证明, 当仪器在100mm箍筋之间测主筋保护层厚度时, 仪器示值为真值;当仪器在箍筋上方测主筋保护层厚度时, 仪器示值偏小。
3.7 传感器轴线与钢筋轴线的交角
通过两点定位出T梁腹板中φ12的钢筋位置, 并作出标记, 并钻孔后用深度游标卡尺量出保护层厚度值。当传感器轴线与钢筋轴线平行时, 仪器示值为真值;缓慢旋转探测仪, 当传感器轴线与钢筋轴线约20°斜角时, 仪器示值开始减小, 并随着角度的增大, 减小的越多。因此, 在测试时, 传感器轴线应与钢筋轴线保持平行。
3.8 检测面的平整度
当检测面不平时, 仪器示值偏大。特别是在构件浇筑面进行检测时, 平整度的影响更为明显, 因此在检测悬挑构件表面时, 应将检测面先打磨平。
3.9 混凝土中的金属材料
当检测区域存在金属预埋件时, 也会使仪器示值偏离真值。在检测前, 应查看相关图纸, 确认检测区域是否存在金属预埋件、铁质水管、电线等。
3.1 0 仪器电量是否充足
磁脉冲感应器的主要原理是:当线圈中通过脉冲电流, 产生空间变化的磁场。根据毕奥-萨伐尔-拉普拉斯定律, 磁场中任一点的磁感应强度与产生磁场的电流成正比, 而与该点离电流的距离成反比。因此, 仪器电流是否充足, 直接影响检测结果。
4 结语
从检测原理可以知道, 利用电磁感应法测混凝土钢筋保护层厚度时, 应注意外加磁场、磁介质对检测结果的影响。实际检测中, 钢筋疏密、仪器参数设置、分布筋等均对检测结果影响明显。因此, 在测试过程中, 不仅要注意对相关影响因素的规避, 同时, 可以通过模拟试验, 帮助分析现实中遇到的影响因素。对测试结果有怀疑时, 开凿检查也是非常必要的。
参考文献
[1]GB50204-2002, 混凝土结构工程施工质量验收规范
[2]JGJ/T152-2008, 混凝土中钢筋检测技术规程
[3]JTJ270-98, 水运工程混凝土试验规程
[4]DB35/T1114-2011, 电磁感应法检测钢筋间距和钢筋保护层厚度技术规程
[5]张恒, 王聪慧, 邵宏伟.基于电磁学原理的钢筋保护层厚度测量法不确定度分析方法研究.计量学报, 2009, (10)