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PROYECTO FIN DE CARRERA

PROTOCOLO DE MEDIDAS DEL AISLAMIENTO DEL BANCO GENERAL

A350

AUTOR: TOMÁS ALONSO MARTÍNEZ

MADRID, Junio de 2009

UNIVERSIDAD PONTIFICIA COMILLAS

ESCUELA TÉCNICA SUPERIOR DE INGENIERÍA (ICAI)

INGENIERO INDUSTRIAL

Índice

I. Introducción y planteamiento ...................................................................1

II. Descripción de las tecnologías ..............................................................2

El Banco General ...............................................................................................2

Red de masa del Banco General......................................................................3

III. Modelización de la red de masa............................................................6

Modelo eléctrico ................................................................................................6

Valores de los parámetros del modelo...........................................................8

Simulaciones realizadas a partir del modelo ..............................................10

IV. Métodos de detención de defectos de

aislamiento por medida de corriente .............................................................11

Introducción.....................................................................................................11

Medida global del aislamiento......................................................................11

Localización de una fuga local ......................................................................12

V. División en islas del Banco General para la

localización de una pérdida de aislamiento .................................................22

Modelización del Banco General ..................................................................22

División en islas mediante « aislamiento inductivo » ...............................23

Método de localización de la pérdida de aislamiento ...............................25

Simulaciones ....................................................................................................27

VI. Método de detención de defectos de

aislamiento por medición de tensión.............................................................41

Análisis frecuencial .........................................................................................41

Simulaciones de defecto resistivo.................................................................46

Método de detención mediante impulsiones de tensión...........................49

VII. Conclusión ..............................................................................................63

Conclusiones sobre la metodología..............................................................63

Conclusiones sobre los resultados................................................................63

VIII. Bibliografía .........................................................................................65

1

Protocolo de medidas del aislamiento del Banco General A350

I. Introducción y planteamiento

La concepción de los bancos de ensayo de aviones requiere en ciertas

ocasiones una red de masa aislada de la tierra del edificio. Luego veremos

que este es el caso del futuro Banco General A350 (BG A350) que impone

unos requisitos de aislamiento más severos que los de sus predecesores.

Si bien se puede conseguir un buen aislamiento, es difícil mantenerlo en el

tiempo. El objetivo de este proyecto será proponer un protocolo de

medida del aislamiento de la totalidad del banco con la posibilidad de

detectar una pérdida local de este aislamiento.

Este diagnóstico debe hacerse en tiempo real y debe ser compatible con las

exigencias de seguridad eléctrica. Finalmente, debe poderse poner en

práctica gracias a una solución industrial simple.

En un primer momento, nos interesaremos por estudiar el contexto de este

proyecto, las especificidades del Banco General A350 y modelizaremos la

red de masa del Banco General.

En un segundo instante, estudiaremos los distintos métodos de

localización de defectos de aislamiento posibles y propondremos un

método de división en zonas del Banco General y de posterior medida de

corriente o de tensión.

En último lugar, inspirándonos en la teoría de localización de defectos

gracias a la ecometría con impulsiones de tensión, propondremos un

protocolo de detención de defectos de aislamiento basado en la medida de

tensión.

Finalmente, concluiremos este proyecto proponiendo posibles desarrollos

industriales para los distintos métodos aplicables a la construcción del

futuro Banco General del A350.

2


II. Descripción de las tecnologías

El Banco General

El Banco General (BG), también llamado “Iron Bird”, es un banco de

ensayos, una representación a escala del futuro avión con accionadores,

caminos de cable, sistemas tales como los trenes de aterrizaje y que sirve

principalmente para simular, probar y validar los diferentes sistemas

eléctricos de los futuros aviones.

Cada avión posee su propio banco general. Nosotros hemos podido visitar

las instalaciones de AIRBUS de Saint Martin en Toulouse-Blagnec, a

continuación vemos una foto del Banco General del A380.

Figura 1. Imagen, Banco General A380

Se puede observar en esta foto el cuerpo del avión en el centro con los

caminos de cable que circulan a lo largo de toda la estructura y en los

lados vemos las dos alas replegadas. Las partes rojas corresponden a las

partes móviles del BG (trenes de aterrizaje en el medio y los timones a la

altura de las alas).

3


En el marco de nuestro estudio, nos interesaremos en el futuro Banco

General del A350.

Concretamente nos proponemos estudiar el aislamiento de la tierra del

edificio donde se encuentra situada esta compleja estructura, constituida

de numerosos pilares que suponen puntos de contacto y que deben de ser

correctamente aislados del suelo.

El objetivo será de proponer un protocolo de medidas del aislamiento del

futuro BG A350, que permita detectar y localizar una posible pérdida de

asilamiento.

Red de masa del Banco General

El futuro Banco General del A350 presenta exigencias particulares en

términos del aislamiento de su red de masa eléctrica. Estas exigencias se

explican por la utilización en la concepción del avión A350 de materiales

compuestos a base de fibra de carbono, no conductores, para la realización

del fuselaje. Por lo tanto ya no está asegurada la misión de masa eléctrica

que desempeñaba el fuselaje tradicionalmente. De este modo nos

encontramos con la necesidad de tener a bordo del avión una red de masa

filiar, bajo la forma de un camino de cables, llamada en Airbus la Electrical

Estructure Network (ESN).

Figura 2. Imagen, Visión general de la red de masa

4


En el futuro Banco General A350, la ESN, formada por los caminos de

cables en el centro del BG, está conectada a la Main Bounding Network

(MBN). MBN es un término que reagrupa al conjunto de partes metálicas

del avión que participan en el retorno de corriente y que está en contacto

en múltiples puntos con la estructura del BG (postes metálicos, pilares…).

Contrariamente a la red de masa del un avión convencional que es

únicamente filial, en la red de masa del BG A350 se incluye también la

estructura metálica del banco.

La ESN sirve como referencia de tensión, participa además en el retorno

de la corriente y está unida solamente por un punto a la tierra del edificio.

La ESN se encuentra en régimen de neutro TN-C, es decir, el neutro y el

conductor de protección eléctrica están unidos.

La estructura metálica del banco participa igualmente en el retorno de

corriente y en la referencia de potencial. Está aislada del suelo en cada

pilar por placas de teflón. Su régimen de neutro es el régimen TN-S, el

neutro y el conductor de protección eléctrica están separados.

Figura 3. Imagen, Estructura de la red de masa

El BG deberá por lo tanto presentar un aislamiento de calidad para tener

una red de masa que sea representativa de la futura red de masa a bordo.

5


A continuación hacemos referencia a las especificaciones relativas a la

concepción del Iron Bird A350:

Tener una red de neutro en el Banco General A350 que respete la

impedancia de la ESN del avión en un +/- 5%, en todo el rango de

frecuencia de 300 – 1000 Hz, para tener así corrientes de retorno

representativas.

Simular las interacciones electromagnéticas entre los cables sistema

y el fuselaje y los caminos metálicos del avión.

Tener una red de neutro en el Banco General A350 aislada de la

tierra.

El punto de partida del estudio será definir un modelo de la futura red de

masa del A350 y validar mediante simulación el valor de los diferentes

parámetros.

La modelización de la red de masa A350 será el objeto de la primera parte

de este proyecto.

6


III. Modelización de la red de masa

Modelo eléctrico

Buscamos realizar una modelización eléctrica relativamente simple de la

red de masa del Banco General con el propósito de verificar que, en

nuestra gama de frecuencias, conseguimos un aislamiento de buena

calidad del BG.

De esta manera nos situaremos en la gama de frecuencia [0, 10 kHz]

sabiendo que el fundamental de los generadores del Iron Bird es de 400

Hz. En esta gama de frecuencia están comprendidos con bastante

suficiencia tanto la corriente continua utilizada por ciertos componentes

electrónicos como las altas frecuencias y los armónicos (ruidos,

perturbaciones debidas a la electrónica utilizada).

Representamos a continuación un breve recapitulativo de los esquemas

eléctricos simples de las redes de masa de un avión (masa flotante), de un

BG no aislado de la tierra y de un BG aislado con un solo punto de

contacto con la tierra. Como dijimos antes, elegiremos la tercera

configuración para conseguir que las corrientes de fuga por la tierra sean

lo más pequeñas posible.

Las placas aislantes utilizadas en los pilares para el aislamiento de la

estructura metálica del banco están hechas de PTEE (Teflón) y presentan

un aislamiento de buena calidad dentro de la gama de frecuencia

considerada.

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Figura 4. Esquema, Redes de masa de un avión y un BG

En la siguiente figura representamos le modelo eléctrico de la red de masa

del banco general A350.

Figura 5. Esquema, Modelización eléctrica de la red de masa

En este esquema aparecen las diferentes partes del Banco General:

- La Main Bounding Network con las alas, el estabilizador y el fuselaje.

- La Electrical Structure Network en el centro de la estructura.

- Una fuente de tensión correspondiente a la alimentación situada en

el núcleo eléctrico del aparato.

- Una fuente de corriente que simboliza el retorno de corriente por el

estabilizador.

- La unión a tierra de la sala de explotación.

8


Valores de los parámetros del modelo

Los diferentes parámetros del modelo han sido evaluados. De hecho, la

concepción del BG A350 está relativamente avanzada, las tecnologías y las

geometrías ya están definidas. Podemos entonces aprovechar la

experiencia de los BG existentes, tales como el del A380, para definir los

valores típicos de los diferentes parámetros como son:

- Resn1&2: Resistencias de la ESN.

- Rt: Resistencia de las sogas que unen la MBN a la ESN.

- Rpe: Resistencia del cable de protección eléctrica.

- Cemp, Clw/w, Cfus: Capacidades que engloban al conjunto de

efectos capacitivos de cada elemento de la MBN (estabilizador,

fuselaje, ala izquierda/derecha)

Parámetros no tenidos en cuenta:

- Rmbm: Resistencia de los diferentes elementos conductores de la

MBN que no se tendrán en cuenta frente al valor de su capacidad.

- Cesc: Capacidad parásita creada por las escaleras de la estructura,

que es despreciable.

Estas evaluaciones permiten llegar a la siguiente tabla de valores. Hace

falta destacar que estos valores son forzadamente aproximados y que

convendrá estudiar mediante simulación si ofrecen una buena imagen de

la realidad.

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Componente Descripción Valor

Resn1 Resistencia de la ESN (dividida en dos partes) 25mΩ

Resn2 Resistencia de la ESN (dividida en dos partes) 25mΩ

Rpe

Resistencia del cable de protección eléctrica

(100m con 0,18 mΩ/m) 18mΩ

Rt Resistencia de las sogas de masa (0,23 mΩ/m) 92mΩ

Rsol Resistencia del suelo = Resistencia del hormigón 75Ω

Tabla 1. Valores de las resistencias del modelo eléctrico de la red de masa del BG


Crw

Capacidad entre la estructura que representa el ala derecha y

el suelo 8114pF

Clw

Capacidad entre la estructura que representa el ala izquierda y

el suelo 8114pF

Cfus

Capacidad entre la estructura que representa el fuselaje y el

suelo 24750pF

Cemp

Capacidad entre la estructura que representa el estabilizador y

el suelo 8250pF

Cse Capacidad entre la estructura que representa la sala y el suelo 4770pF

Tabla 2. Valores de las capacidades del modelo eléctrico de la red de masa del BG

Ejemplo de cálculo de capacidad

Para Crw y Clw, capacidades entre la estructura que representa las alas y

el suelo, han sido calculadas como sigue:

- Capacidad de un pilar (placa aislante entre dos conductores): 300pF

24 pilares en paralelo sean 24 x 300 = 7200 pF.

- Transformador de aislamiento: 450 pF (Datos del constructor).

- Capacidad de la EDF (bomba situada a la altura de las alas): 232 pF

Dos EDP -> 464 pF

Sea Crw = Clw = 7200 + 450 + 464 = 8114 pF.

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Vex Tensión de excitación DC o AC (0 – 10 kHZ) 1V

I0 Corriente de excitación DC o AC (0 – 10 kHZ) 1A

Ralim

Resistencia del conductor de alimentación, depende del modelo

de excitación. Por ejemplo: Cobre 6 (1,5 mΩ/m ) x 50m de cable 75 mΩ

Tabla 3. Valores de los parámetros del modelo eléctrico de la red de masa del BG

Simulaciones realizadas a partir del modelo

Ahora simulamos el modelo con Matlab-Simulink y sacamos los valores

de corriente de retorno en las distintas partes del Banco General.

Dentro de la gama de frecuencias considerada [0, 10 kHz], constatamos

que el retorno de corriente se efectúa sin problemas por la ESN, en

presencia de un aislamiento de calidad de la estructura.

En revancha, en caso de defecto de aislamiento del banco (modelizado con

un corto circuito), obtenemos una corriente de fuga del mismo orden de

magnitud que la corriente de retorno que se cierra por la ESN.

En este caso, la corriente de retorno medible ya no es representativa de la

corriente de retorno de la ESN del avión y los requisitos no son

respetados.

Por lo tanto, la detención y la localización de eventuales defectos de

aislamiento se van a convertir en el objeto de la continuación del estudio.

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IV. Métodos de detención de defectos de

aislamiento por medida de corriente

Introducción

En un primer lugar, es necesario comprender lo que vamos a intentar

medir. Si consideramos el Banco General como una serie de impedancias

en paralelo, queda claro que si en algún pilar hay un problema de pérdida

de aislamiento o si hay un defecto resistivo en el banco (por ejemplo, una

escalera apoyada), toda la corriente se perderá por el pilar o por el defecto.

Figura 6. Esquema, Modelización simple del BG

Vemos en la figura de arriba que toda la corriente fluirá por donde la

resistencia sea más pequeña, bien sea por el pilar con pérdida de

aislamiento (círculo de la izquierda), bien sea por el defecto resistivo

(círculo de la derecha).

Medida global del aislamiento

La medida de una fuga global se puede hacer con un controlador de

aislamiento clásico (Fluke 1507, Megger MIT400). Obtendremos así el

valor de la resistencia de aislamiento global de todo el banco (alrededor de

100 pilares como los descritos anteriormente), que puede ser suficiente

sino hay fugas en el banco. Sin embargo, en caso de fuga, no seremos

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capaces de diagnosticar el lugar ni siquiera la zona de la fuga, sólo

sabremos que hay una fuga.

Podremos utilizar también un CPA, controlador permanente de

aislamiento, con el fin de automatizar esta medición e incluso podremos

programar los límites con una alarma para advertir al utilizador de un mal

funcionamiento del aislante. Será más fácil encontrar la fuente del

problema si se sabe en que momento exacto se produce la fuga.

Este método permite saber si hay una fuga pero no decir donde se ha

producido.

Localización de una fuga local

Ahora vamos a intentar localizar una fuga local detectada gracias al

método anterior. En este punto vamos a distinguir dos posibles métodos

que nos permitirán efectuar una medida de la fuga de manera local.

El primer método consiste en considerar el BG como un gran divisor de

corriente e investigar por donde se escapa la corriente. El segundo método

es un compromiso entre la medida global y local, donde vamos a intentar

dividir el Banco en ”islas” para facilitar la localización del defecto.

Divisor de corriente

Hace falta medir la corriente circulante por un pilar de varias decenas de

centímetros de perímetro. Los únicos sensores que están adaptados a

nuestro caso son la Sonda de Rogowski, un sensor de tipo Fluxgate y un

medidor de campo.

Para medir esta corriente, empezamos primeramente explorando tres

pistas. La primera, consiste en intentar medir el campo creado por la

corriente de fuga. El segundo método busca medir los efectos térmicos del

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paso de la corriente de fuga por los pilares. Finalmente, el último método

que hemos analizado es la resonancia: intentar hacer entrar en resonancia

una parte del BG para tener mayor facilidad a la hora de medir la corriente

de fuga.

Medición del Campo

En la medida del campo, hemos barajado tres técnicas distintas. La

medida clásica de la inducción, la medida gracias a una sonda flexible sin

material magnético y finalmente la medida con una sonda de tipo

Fluxgate.

Medición de la inducción

Buscamos calcular previamente la inducción para después encontrar un

captador capaz de medirla.

Si consideramos un pilar, de dimensiones 50 cm x 50 cm, atravesado por

una corriente I, obtenemos el campo: r

IB

πµ2

0= considerando el pilar como

un cable que crea un campo. Nos situamos a 50 cm para medir este campo,

sabiendo que la corriente que lo atraviesa es de 1 mA (corriente de defecto

en el peor caso posible: degradación del aislamiento bajo una tensión

razonable de 10 V).

Obtenemos B = 0.04 nT, una inducción muy pequeña.

Este campo es extremadamente débil y el ambiente en el que se efectúan

las medidas esta muy perturbado por interferencias electromagnéticas, no

obstante intentamos encontrar un captador que pudiese medir ese campo.

Buscando en los catálogos de los distintos constructores, lo máximo que

encontramos fueron sensores de resoluciones del orden de nT, lo que es

aproximadamente 100 veces más grande que el valor de nuestro campo.

Por lo tanto, abandonamos esta pista.

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Medición por sonda de Rogowski

Figura 7. Esquema, Sonda de Rogowsi

Si sólo consideramos la bobina atravesada por i, de una longitud de L, de

N espiras y de una sección constante S, obtenemos: n = N / L que

corresponde al número de espiras por unidad de longitud. El sensor

proporciona entonces una tensión dt

dinSe

1

02µ= .

El circuito electrónico situado a continuación de la bobina es un

integrador. Al final, obtenemos 1

0i

RC

nSus

µ= . La tensión de salida es una

imagen directa de la corriente que atraviesa la sonda.

Después de consultar los catálogos de constructores, vemos que los

órdenes de magnitud de los valores mesurables no son compatibles con

los que podemos obtener en el Banco.

De hecho, la sensibilidad máxima que hemos encontrado para una sonda

de Rogoswki es de 100 mV por amperio circulante en el circuito a medir.

Si consideramos que por el pilar circula una corriente de 1 mA, obtenemos

después de integrar, una tensión de salida en el sensor de 100 µV. Esta

tecnología necesita además muchos medios y personas cualificadas para

efectuar las medidas. Esta solución por lo tanto no se adapta a nuestro

problema.

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Medición mediante sensor de tipo Fluxgate

La tecnología Fluxgate explota la saturación de los materiales magnéticos.

Se excita un material magnético y se le coloca dentro del campo a medir.

Figura 8. Esquema, Sensor tipo Fluxgate

Enrollamos sobre este mismo material un circuito para medir la fem

creada por estas dos excitaciones.

El material se satura periódicamente, debido a la corriente de excitación

Iexc sinusoidal o triangular. La tensión obtenida en el enrollamiento

auxiliar eind es cero durante las fases donde el material esta saturado, y no

nula en el resto (la variación de flujo toma un valor distinto de cero

únicamente durante la fase de no saturación y esto justifica el término de

puerta de flujo « Fluxgate »). En presencia de un campo magnético

exterior continuo o de una corriente de frecuencia mucho más pequeña

que la corriente de excitación, la saturación deja de ser simétrica. El

principio de medida de la inducción magnética exterior está basado en la

medida de esta disimetría.

Este tipo de sensor tiene una sensibilidad bastante buena del orden de

25000 µV/(A/m).

Nuestro campo es B = 0.04 nT, sabiendo que 510*18.3

−==µB

H ,

obtenemos una tensión de salida en el sensor de 0.8 µV.

Este sensor no es explotable entonces para nuestra aplicación.

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Medición de la temperatura

Toda corriente que atraviesa un material, lo agita produciendo en

consecuencia una subida de temperatura en este último.

Si dibujamos el modelo térmico de un pilar, obtenemos:

Figura 9. Esquema, Medición de Temperatura

Gracias a este modelo, intentamos determinar ∆T=T-Text.

Consideramos una rodaja de pilar de 1 metro de longitud, por lo que

todos los cálculos se harán para la longitud de 1 m. Tenemos hS

Rth

1=

siendo S la superficie de intercambio térmico y h el coeficiente de

intercambio térmico (típicamente h = 10 en convección natural).

Si hacemos la analogía térmica / eléctrica, tenemos que: U=RI → ∆T=RthФ

Ahora bien, la potencia eléctrica entregada al sistema es: P=Releci2. Como

esta potencia se dispersa integralmente en calor, tenemos que:

22 φthelecRiRP == siendo

th

elec

R

Ri=φ .

Tomando la definición de resistencia eléctrica, cogiendo R = 0.6 mΩµ

(resistividad del acero) y considerando una superficie de pilar de 5 mm de

espesor y de talla 50 cm por 50 cm, obtenemos Relec=0.121 mΩm-1.

Si tomamos I = 1 mA, como en el caso más desfavorable, tenemos

entonces:

∆T°= 2.46 x 10-6 ºC (Máximo ∆T posible).

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Consultando catálogos, hemos encontrado termómetros con una

resolución máxima de 0.1 °C. Tenemos por lo tanto que descartar también

esta tecnología para nuestro caso. Sin embargo, podemos imaginar que

como la variación depende directamente de la corriente (variación lineal),

si aumentamos la tensión, aumentara la corriente y por lo tanto la

variación de temperatura. No obstante, vemos que este aumento no es

suficiente como para poder utilizar este método.

Resonancia

La última solución aquí presentada es la resonancia. De hecho, como la

corriente es muy débil y no podemos aumentarla, hemos pensado

valernos de impedancias suplementarias en el Banco para crear un circuito

resonante y así aumentar la corriente que intentamos medir.

Primero hemos modelizado el efecto inductivo del bucle con una

inductancia, obteniendo las siguientes gráficas:

Figura 10. Bode, Resonancia

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- La curva Verde corresponde a la impedancia con un aislamiento

correcto.

- La curva Roja corresponde a la impedancia con un aislamiento

degradado.

- La curva Azul corresponde a la impedancia de un corto circuito.

Aquí vemos primeramente el efecto capacitivo producido cuando el banco

está bien aislado y el efecto resistivo cuando no lo está. Remarcamos

también que el efecto inductivo impide todo aumento en frecuencia.

Como consecuencia, pensamos en hacer una doble resonancia para hacer

aumentar la corriente.

Figura 11. Bode, Doble Resonancia

Después de varias simulaciones, vemos que la doble resonancia no aporta

gran cosa ya que no llegamos a disminuir la impedancia a baja frecuencia

para conseguir aumentar la corriente. Nos olvidamos también de esta

idea.

19


División en islas

Abordamos la idea de dividir el Banco en islas. A continuación un

esquema sinóptico para facilitar la comprensión de lo que puede ser este

procedimiento.

Figura 12. Esquema, División en islas

La división en islas permitiría aislar ciertas partes del BG para poder

identificar el lugar de la fuga.

Los interruptores representados se situarían geográficamente a la altura de

la soga que une la MBN y la ESN. Para realizar estos interruptores, existen

varias soluciones.

La primera solución, la mas intuitiva, sería colocar unos interruptores

“tradicionales” en la soga para elegir si cortarla o no.

Esta solución puede parecer tentadora pero plantea un grave problema de

seguridad, ya que si hacemos esto cortaríamos el conductor de protección

eléctrica, lo cual no es admisible en nuestra instalación.

Debido a esto, hemos pensado en otra solución: utilizar las propiedades de

una inductancia saturada para que haga de interruptor.

20


Cogemos un circuito magnético sobre el cual hemos enrollado un cable a

forma de bobina:

Figura 13. Esquema, Bobina

Aplicando la teoría de Ampere, obtenemos H l = n i. Siendo nilB =µ

.

Además dt

diL

dt

di

l

nnS

dt

dBnS

dt

dnV ==== µφ

.

Ahora bien, si el material magnético esta saturado, tenemos que µ → µ0

provocando una disminución de L.

Podemos concluir diciendo que si excitamos el material magnético y

enrollamos la soga de masa alrededor de él, tendremos una impedancia

pseudo-equivalente a la de la soga de masa sin el resto del circuito. Sin

embargo, si dejamos de excitar el circuito magnético, abriremos el circuito

y podremos dividir en islas sin perder la protección eléctrica.

Otra solución consiste en hacer con la soga de masa una inductancia en el

aire, cuyo valor variará si introducimos en su interior un material

magnético o no, permitiendo de esta forma abrir el circuito en este punto.

Estas dos soluciones sólo son ideas que podrían ser llevadas a cabo en el

Banco, ya que no es posible verificar directamente si el Banco está bien

aislado de la tierra.

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Conclusión

Todo lo hecho hasta ahora nos ha servido para darnos cuenta de que un

problema, que en principio puede parecer extremadamente simple si se

tratase de un problema de laboratorio, se complica cuando añadimos

restricciones relacionadas a las condiciones especificas del entorno del

producto.

Hemos constatado también que, en nuestro caso y con nuestras

restricciones, no hemos encontrado todavía una solución satisfactoria a

nuestro problema. De hecho, con nuestros conocimientos tecnológicos

actuales, nuestro problema parece tener demasiadas restricciones.

Podemos de todas formas extraer conclusiones interesantes sobre el hecho

de que incluso si el realizar un diagnóstico pilar por pilar no parece

factible, deberíamos de ser capaces de hacer un diagnóstico zona por zona.

22


V. División en islas del Banco General para

la localización de una pérdida de

aislamiento

Continuando con la idea anterior, vamos a separar una zona del banco de

ensayos del resto de la estructura para localizar y evaluar una eventual

pérdida de aislamiento. Proponemos un método que sirva para dividir en

islas el banco, aprovechando el efecto “tapón” de una inductancia cuando

la excitamos deforma local a una frecuencia conveniente.

Modelización del Banco General

En un primer momento, es sensato partir de un modelo eléctrico

simplificado de la estructura del banco. Cada pilar puede ser modelizado

por un condensador en paralelo con una resistencia de fuerte valor (que

bajaría en caso de aparecer un defecto de aislamiento). Además, la ESN es

un conductor que presenta una inductancia lineal.

La medida de los valores de los diferentes parámetros que entran en juego

ha sido realizada siguiendo distintos métodos y en vista a una futura

aplicación numérica, lo que nos importa son los ordenes de magnitud.

Tomaremos como valores típicos los siguientes:

- C = 0,98 nF: Del orden de nF.

- R = 10 MΩ: buen aislamiento.

- R = 10 kΩ: aislamiento parcialmente degradado.

- R < 1 kΩ: pérdida de aislamiento.

- L = 0,1 µH/m.

La distancia media entre pilares es de varios metros (valor retenido: 10 m,

es decir, un valor de inductancia equivalente de 1 µH).

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Figura 14. Esquema, Modelización del banco de ensayos

División en islas mediante « aislamiento inductivo »

El objetivo es determinar la frecuencia de excitación que nos permitirá

aislar una parte del banco del resto de la estructura. Aprovecharemos el

efecto "tapón" de una inductancia excitada a una frecuencia suficiente, ya

que su impedancia ZL = jLω varía en función de la frecuencia.

Calculamos la frecuencia de corte a la que se obtiene el efecto de

"tapón":

A.N: El valor obtenido gracias a la fórmula anterior es de unos 10 MHz si

utilizamos los parámetros retenidos.

Para lograr una frecuencia de corte inferior, nos preguntamos si sería

técnicamente posible añadir una inductancia de valor variable en serie a la

altura de la ENS.

Tratamos de calcular el valor de esta inductancia para obtener una

frecuencia no superior a un MHz.

A.N.:

24


Figura 15. Esquema, Aislamiento inductivo

Si fuera técnicamente posible aumentar localmente la inductancia de un

bucle de la estructura, se podría aprovechar este fenómeno para aislar no

solamente un pilar sino una zona del banco constituida de varios pilares.

Figura 16. Esquema, Aislamiento inductivo de una zona

También debe considerarse en este caso que la capacidad equivalente a

por ejemplo 10 pilares en paralelo es . Esto ayuda también a

disminuir el valor de la frecuencia de corte .

Se consideró en primer lugar, la utilización de un conductor "de retorno"

que uniese las bases de los pilares, justo entre la plancha de material

aislante y la tierra del edificio. El aumento de la inductancia de bucle en

este conductor no permite aislar unas zonas de otras, pero favorece el

cierre de las corrientes de fuga por la tierra.

Así que es en la ENS donde ha de realizarse la división en islas por

aislamiento inductivo, excitando en alta frecuencia. La realización de

simulaciones de este método será abordada en la última parte de este

estudio.

25


Método de localización de la pérdida de aislamiento

Como hemos visto, es posible medir el aislamiento general del banco

gracias a un controlador de aislamiento. Es necesario trabajar en este caso

a bajas frecuencias y el banco equivale a una red de resistencias en

paralelo. Un defecto de aislamiento se caracteriza por una bajada de

resistencia local y se traduce por la medida de una corriente de fuga de un

valor a veces elevado (hasta 20 A en el banco de ensayos del A380) en la

unión del banco con la tierra del edificio.

• 1er método

Consiste en aislar una zona del banco del resto de la estructura mediante

el método descrito en el párrafo División en Islas por aislamiento inductivo,

para después realizar una medida del aislamiento global.

El resultado de esta primera etapa nos informaría sobre la presencia o no

de un defecto en la zona aislada.

El problema planteado por esta estrategia es que la medición del

controlador de aislamiento se efectúa a baja frecuencia mientras que el

aislamiento inductivo local utiliza una frecuencia mucho más grande

(del orden del MHz). ¿La división en islas se puede realizar a la frecuencia

de trabajo utilizada por el controlador de aislamiento o es transparente a

baja frecuencia?

El método de localización podría ser iterativo por división sucesiva del

banco en zonas cada vez más pequeñas hasta localizar con precisión la

zona de la fuga. Esta estrategia forma parte de los desarrollos propuestos

en la primera parte del estudio.

26


• 2º método

La segunda solución consiste buscar localmente corrientes de fuga en el

conductor de retorno situado en paralelo con la tierra.

Excitamos localmente a la frecuencia de corte logrando así el aislamiento

inductivo de una zona del banco siguiendo el método descrito en el

parágrafo División en islas por “aislamiento inductivo” y después medimos la

eventual corriente de fuga en el conductor de retorno.

Este método no permite inicialmente detectar una fuga, en un poste de la

ESN por ejemplo, pero permite evaluar la calidad de aislamiento de los

pilares (placas aislantes de teflón).

Figura 17. Esquema, Medida de la corriente de fuga en el conductor de retorno

Precisión: Aquí se plantea el problema de la medición de corriente que

debería ser fácil gracias a la utilización del conductor de retorno (en

relación a las tentativas precedentes de medida directa en los pilares) a

pesar de que se traten de corrientes relativamente débiles.

De hecho, para una tensión de alimentación de 1 V y un aislamiento

degradado con una R = 1 kΩ, haría falta por ejemplo ser capaz de medir

una corriente del orden del miliamperio.

27


Simulaciones

A partir de ahora, nos vamos a centrar en el estudio mediante

simulaciones en Matlab-Simulink del método de aislamiento inductivo.

Aunque ya hemos definido el modelo de estudio en la primera parte,

hacemos un breve recordatorio:

Figura 18. Esquema, Modelización del banco de ensayos

La idea es excitar localmente un pilar (en nuestro ejemplo el pilar central)

y efectuar las mediciones de corriente en el resto de la estructura para

validar la hipótesis de aislamiento inductivo a la frecuencia de corte

considerada y con los parámetros retenidos.

Figura 19. Esquema, Protocolo de medida del aislamiento inductivo

28


1er Modelo: Modelo simple con un pilar

Figura 20. Esquema, Modelo simple con un pilar

Parámetros del modelo

- R = 10 MΩ

- C = 1 nF

- Lligne = 1 µH

- Inductancia “tapón” = 25 µH, 25 mH, 1H

- Frecuencia de excitación: f = 10 kHz-10 MHz,

- Valor cresta de la tensión de excitación: 10V-50V

- Resistencia en serie de la alimentación: 100 Ω

Medida de corriente en la rama del pilar (Scope) y en el resto de la

estructura que queremos aislar (Scope 1).

Comparamos los niveles de corriente para verificar la validez del efecto

“tapón”. Variamos el valor de la inductancia añadida y de la frecuencia de

excitación para tener parejas de datos y poder comparar los resultados.

29


Inductancia Frecuencia Ipylône (mA) Istructure (mA)

f = 1 MHz 50 0.06

25 µH f = 10 MHz 100 1

f = 10 kHz 0.6 0.2

f = 100 kHz 6 0.015

f = 1 MHz 50 1.5*10-3

1 H

Ω = 105 rad/s 1 0.1

Tabla 4. Modelo simple con un pilar

Decidimos elegir el valor de inductancia más elevado posible para bajar al

máximo la frecuencia de corte. El valor retenido será entonces de 1 H,

incluso sabiendo es difícil de encontrar una inductancia de ese valor.

Para establecer la frecuencia de excitación, simulamos una pérdida de

aislamiento en un pilón e intentamos detectarla midiendo la corriente que

pasa por el conductor de retorno.

Primeramente, efectuamos un pequeño estudio del Bode del sistema para

tener una idea previa del valor de la frecuencia de excitación buscada.

Filtro LC paralelo

Frecuencia de corte:

Es posible dibujar un diagrama de Bode de este filtro. Identificamos la

frecuencia a partir de la cual obtenemos el efecto “tapón”. Nos situamos

en la pulsación lo más alta posible para tener un efecto máximo.

30


Figura 21. Bode, Filtro LC paralelo

Deseamos igualmente poder detectar una eventual pérdida de aislamiento

en un pilar gracias a la medida de corriente en el conductor de retorno.

Esto es difícil si trabajamos en altas frecuencias. Tenemos la función de

transferencia siguiente: I= U (jCω + 1/R).

A altas frecuencias, una variación de la resistencia R no influirá en el nivel

de corriente, ya que predomina el carácter capacitivo.

Cuando la pulsación disminuye, el valor de la resistencia determina el

nivel de corriente. Hace falta encontrar un compromiso entre una

pulsación suficientemente “grande” para garantizar el efecto tapón y

suficientemente “pequeña” como para detectar una pérdida de

aislamiento (caída de la resistencia del pilar).

Decidimos situarnos en distintas frecuencias para ver cual es la más

pertinente.

31


Distinguimos dos casos:

o Buen aislamiento (R = 10 MΩ)

Frecuencia Ipylône (mA) Istructure (mA)

ω = 2.105 rad/s 2 0.05

ω = 9.104 rad/s 0.9 0.1

ω = 105 rad/s 1.2 0.1

Tabla 5. Buen aislamiento

o Pérdida de aislamiento (10 Ω)


ω = 2.105 rad/s 90 5.10-3

ω = 9.104 rad/s 90 0.01

ω = 105 rad/s 90 0.01

Tabla 6. Pérdida de aislamiento

Finalmente, la pulsación ω = 105 rad/s parece presentar el mejor

compromiso entre efecto “tapón” y detención de una pérdida de

aislamiento en un pilar.

Aislamiento degradado de un pilar, la resistencia baja de 10 MΩ a 10 kΩ.


Ω = 105 rad/s 1.2 0.1

Tabla 7. Aislamiento degradado

32


Efecto “tapón” con un factor 10.

Detención de la pérdida de aislamiento difícil (diferencia entre

corrientes de fuga de 0.2 mA).

Aislamiento de un pilar perdido, la resistencia baja de 10 MΩ a 10 Ω.


Ω = 105 rad/s 90 0.05

Tabla 8. Aislamiento perdido

Efecto “tapón” reforzado.

Detención de la pérdida de aislamiento posible (corriente de fuga

de 90 mA).

2º Modelo: Modelización de la tierra

Figura 22. Esquema, Modelización de la tierra

33


Añadimos resistencias de pequeño valor para modelizar la tierra del

edificio.

Vamos a seguir un método de análisis similar al anterior.

Probamos primero la posibilidad de realizar el aislamiento inductivo

aprovechando sólo la inductancia de línea entre los pilares (L= 5 µH).


f = 1 MHz 25 10

f = 10 MHz 100 5

Tabla 9. Inductancia de línea

Tenemos un efecto “tapón” de relación 2 a 1 MHz y una relación de 20 a

10 MHz.

Hacemos seguidamente variar la calidad del aislamiento con una

frecuencia de excitación de 10 MHz. Aislamiento correcto (10MΩ),

degradado (10kΩ) y perdido (10Ω).

Aislamiento Ipylône (mA) Istructure (mA)

10 MΩ 100 5

10 kΩ 100 5

10 Ω 90 2.5

Tabla 10. Frecuencia de 10 MHz

Con un aislamiento perdido (paso de 10 MΩ à 10 Ω), deberíamos detectar

normalmente una caída de corriente de 10 mA.

34


Conclusión

La frecuencia de trabajo es relativamente alta (10 MHz), pero el mayor

problema es que este método de aislamiento y de detención de corrientes

de fuga sólo concierne en cada ensayo a un solo pilar y no a una zona de la

estructura.

Por otra parte, la pérdida de aislamiento no siempre se produce en un

pilar sino que también puede ser que se dé en la propia estructura, es

decir, en la misma ENS (escalera apoyada sobre un poste por ejemplo).

Modelizamos este defecto con una resistencia de valor similar a la Rsource.

Defecto en un pilar (antes del aislamiento):

Figura 23. Esquema, Defecto antes del aislamiento

Aislamiento Ipylône (mA) Istructure (mA) Idéfaut (mA)

10 MΩ 90 4 6

10 kΩ 90 4 6

10 Ω 100 2.5 3

Tabla 11. Defecto antes del aislamiento

35


Nos damos cuenta que en el caso del defecto resistivo en la estructura de

la ESN o de un pilar (pero antes del aislamiento), la corriente de fuga es

débil y el efecto “tapón” se mantiene.

3er Modelo: Modelo con tres pilares

Pylône d'essai

Conducteur de retour

Pylône1 Pylône

Scope1

Scope

R Terre2R Terre1R Terre

R Source

L Ligne1 L Ligne

i+

-Current Measurement1

i+ -

Current Measurement

AC Voltage Source

Figura 24. Esquema, Modelo con tres pilares

Medimos la corriente que atraviesa el pilar de ensayo y la que atraviesa el

resto de la estructura para verificar el efecto “tapón” para los distintos

niveles de calidad aislante. La inductancia entre pilares es siempre de 1 µH

y la frecuencia de excitación de 1 MHz

Aislante Ipylône (mA) Istructure (mA)

10 MΩ 175 90

10 kΩ 120 90

10 Ω 90 6

Tabla 12. Modelo con tres pilares

36


A la frecuencia f = 1 MHZ, es posible detectar la diferencia de corriente

que circula por un pilar que tiene una fuga (del orden de 80 mA).

Es difícil de explicar la bajada de corriente que se produce entre el

aislamiento de calidad y la pérdida de aislamiento. Podríamos justificar

esta medida como consecuencia de un fenómeno de resonancia alrededor

de la frecuencia de excitación.

El efecto “tapón” no es tan marcado (relación de 2)

Decidimos entonces añadir en serie una inductancia (L = 1 Hz) en la ESN

para disminuir la frecuencia de corte y para poder aislar una zona entera

de la estructura como veremos más adelante.

Colocamos la medición de corriente en serie con la fuente de excitación

local, cerca del pilar de ensayo. La medida de corriente debe hacerse en la

zona aislada por las inductancias en serie.

Defecto resistivo en la estructura

Figura 25. Esquema, Defecto resistivo

37


Un solo aparato de medida de corriente en serie con la fuente podría ser

suficiente, como veremos luego, pero queremos obtener la máxima

información para deducir correctamente el comportamiento del banco.

El valor de nuestra resistencia de defecto es siempre similar al de Rsource.

Simulación de un defecto resistivo con aislamiento de calidad (10 MΩ)

Isource (mA) Ipylone (mA) Idefaut (mA) Istructure (mA)

Sin defecto 10 10 0 0.01

Con defecto 34 6.6 33 0.006

Tabla 13. Defecto con aislamiento de calidad

Detectamos la presencia de un defecto resistivo franco gracias a la

diferencia de corriente de la fuente entre un estado de banco sano y otro

con defecto (diferencia de 20 mA).

Simulación de un defecto con aislamiento perdido (10 Ω)

Isource (mA) Ipylone (mA) Idefaut (mA) Istructure (mA)

Sin defecto 91 91 0 0.001

Con defecto 91 87 4 9 * 10-4

Tabla 14. Defecto con aislamiento perdido

Aplicamos el mismo método que en el caso de pérdida de aislamiento en

el pilar de ensayo. Medimos en este caso unas corrientes mayores.

38


Conclusión

Distinguimos dos tipos de defectos:

- Defecto de aislamiento de un pilar con la tierra.

- Defecto franco resistivo en la estructura de la ESN.

Para detectar un defecto de aislamiento en un pilar, aislamos zona por

zona y procedemos a medir la corriente interna a la zona. Hemos pensado

hacer la medición de esta corriente en la rama de la fuente de excitación,

correspondiente a la suma de las corrientes de retorno.

El método de medida anterior nos permite también detectar un defecto

resistivo franco en la estructura de la ESN al medir el aumento de la

“corriente fuente” en relación a la corriente observada en un banco sano.

Simulación de un defecto resistivo de diferentes valores

Ahora vamos a centrarnos en el estudio de un defecto resistivo de

diferentes valores, conservando un buen aislamiento en el pilar de ensayo,

ya que es un caso más probable que la pérdida de aislamiento en un pilar.

Consideramos tres casos posibles: 10kΩ, 100Ω et 10Ω.

Rdéfaut Isource (mA) Ipylone (mA) Idefaut (mA) Istructure (mA)

10 Ω 62 4 62 4 * 10-3

100 Ω 40 6 40 6 * 10-3

900 Ω 13 9 9.5 10-5

10 kΩ 10 10 1 10-2

Infinito

(banco sano) 10 10 0 10-2

Tabla 15.Defecto resistivo con aislamiento de calidad

39


Constatamos que para pequeños valores de resistencia de defecto casi toda

la corriente de la fuente se escapa por el defecto, provocando un aumento

considerable (y por lo tanto medible) de la corriente proporcionada por la

fuente. A partir de varios kΩ, la corriente que pasa por el defecto es

despreciable con respecto a las corrientes de la fuente y del pilar.

En el caso intermediario de 900 Ω, donde la corriente del pilar y la

corriente del defecto son similares, tenemos un aumento del 30% de la

corriente de la fuente.

Hasta aquí hemos añadido una inductancia en serie de valor muy elevado

(1 H) para ser capaces de detectar una pérdida de aislamiento en un pilón,

pero ahora ya sólo nos interesamos por los defectos resistivos. Este hecho

nos permite disminuir el valor de la inductancia serie y de llevarlo a

valores más próximos de la realidad (algunos mH).

Figure 26. Esquema, Inductancia serie de 10 mH

Continuamos con el mismo esquema de simulación (mismos valores de

resistencias, frecuencia de excitación…) haciendo variar solamente el valor

de la inductancia serie (10 mH en vez de 1 H).

40


Rdéfaut Isource (mA) Ipylone (mA) Idefaut (mA) Istructure (mA)

10 Ω 62.5 4 62.5 4.2

100 Ω 40 6 40 0.7

900 Ω 12 9 9.5 1

10 kΩ 8 10 1 1.1

Infinito 7.7 10 0 1.1

Tabla 16. Inductancia serie de 10 mH

Conclusión

o Tenemos todavía el efecto “tapón” deseado (de un factor 7

aproximadamente).

o Cuando la corriente de defecto toma valores considerables (para el

caso de un valor de resistencia de 900 Ω y menos) la fuente

proporciona una corriente 60% más fuerte que cuando no hay

defecto. Esta diferencia de corriente nos permite detectar y localizar

nuestro defecto.

41


VI. Método de detención de defectos de

aislamiento por medición de tensión

Análisis frecuencial

Vamos a intentar trazar el diagrama de Bode de la función de

transferencia entre la tensión de excitación y la tensión en los extremos de

la resistencia de defecto. El objetivo de este estudio es encontrar la

frecuencia de corte. Así podremos excitar el sistema a una frecuencia tal

que nos permita limitar nuestra zona de estudio (en un primer momento,

un solo pilar).

El esquema utilizado para nuestro estudio es el siguiente:

Pylône d'essai

1

Out1

v +-

Voltage Measurement3

R défaut

R Source

Pylône2

L Ligne2L Ligne1

s -+

Controlled Voltage Source

1

In1

Figura 27. Esquema para hacer el análisis frecuencial

Hemos calculado con la ayuda de Matlab la función de transferencia y

hemos trazado los diagramas de Bode y de respuesta del sistema a un

escalón.

42


-120

-100

-80

-60

-40

-20

0

Mag

nitu

de (

dB)

105

106

107

108

109

-270

-180

-90

0

Pha

se (

deg)

Bode Diagram

Frequency (rad/sec)

Figura 28. Bode, Análisis frecuencial

0 0.2 0.4 0.6 0.8 1 1.2 1.4 1.6 1.8

x 10-6

0

0.1

0.2

0.3

0.4

0.5

0.6

0.7Step Response

Time (sec)

Am

plitu

de

Figura 29. Respuesta a un escalón

43


Ahora obtenemos, gracias al análisis lineal de Matlab, las siguientes

figuras que nos permiten verificar nuestros cálculos precedentes:

Figura 30. Bode

Figura 31. Respuesta a un escalón

Hallamos una frecuencia de corte de 10 MHz aproximadamente, con una

resonancia importante.

El régimen transitorio tiene un rebasamiento admisible y un tiempo de

primer máximo pequeño.

Para poder delimitar las distintas zonas de estudio, tenemos necesidad de

excitar a una frecuencia verdaderamente elevada. Por esta razón,

decidimos aumentar artificialmente un poco el valor de ciertas

inductancias de línea para conseguir delimitar las diferentes zonas.

44


En el siguiente ejemplo, el valor de la inductancia de línea 1 ha sido

modificado de 10uH a 10mH.

Queremos demostrar que si existe un defecto resistivo fuera de la zona de

estudio no tiene demasiada influencia dentro de esta zona.

-200

-150

-100

-50

0M

agni

tude

(dB

)

103

104

105

106

107

108

109

-270

-180

-90

0

Pha

se (

deg)

Bode Diagram

Frequency (rad/sec)

Figura 32. Bode, Presencia de defecto

0 0.5 1 1.5 2 2.5 3 3.5

x 10-4

0

0.05

0.1

0.15

0.2

0.25

0.3

0.35

0.4

0.45

0.5Step Response

Time (sec)

Am

plitu

de

Figura 33. Respuesta a escalón con defecto

45


Conclusión

Con una inductancia de valor elevado, pero real, conseguimos delimitar

distintas zonas y trabajar con una frecuencia de excitación del orden de 10

MHz, teniendo una ganancia negativa suficiente como para no tener en

cuenta la influencia de un defecto lejano de nuestra zona de estudio.

El régimen transitorio tiende a tener la forma típica de un sistema de

primer orden, permitiendo diferenciarlo mejor del estado de banco sano,

donde encontramos una curva de este tipo:

0 0.2 0.4 0.6 0.8 1 1.2

x 10-3

0

0.2

0.4

0.6

0.8

1

1.2

1.4

1.6

1.8

2Step Response

Time (sec)

Am

plitu

de

Figura 34. Respuesta a un escalón del banco sano

46


Simulaciones de defecto resistivo

En este caso, vamos a estudiar la posibilidad de localizar un defecto

resistivo en una zona concreta gracias al estudio de la tensión.

El esquema propuesto para este estudio es el siguiente:

Figura 35. Esquema con tres posibles posiciones del defecto

Vemos, en el centro del esquema, nuestra zona de estudio compuesta por

dos pilares separados entre ellos por una inductancia de línea (10 µH). En

los lados, encontramos dos pilares que modelizan el resto de la estructura.

Para delimitar nuestra zona de estudio, aumentamos la inductancia de

línea hasta un valor de algunos mH. La fuente de tensión utilizada genera

una tensión sinusoidal de amplitud 1 V y de frecuencia 1 MHz.

Las tres posiciones en las que colocaremos la resistencia de defecto están

marcadas en rojo en nuestro esquema. El método a seguir es comparar los

niveles de tensión en la zona de estudio cuando no hay defecto (banco

sano) y cuando lo haya (bien sea en la misma zona [2], bien sea en el resto

de la estructura [1] y [3]).

47


Figura 36. Banco sano

Nos encontramos con un valor de 1 V en la zona de estudio y un valor

mucho más pequeño en el resto de la estructura. Estos resultados nos van

a servir como referencia para las siguientes simulaciones.

Defecto en nuestra zona de estudio

Añadimos una resistencia de defecto (100 ohm) en la posición [2]

Figura 37. Defecto en la posición [2]

48


Vemos que la tensión observada es dos veces más pequeña que la del

banco sano. Este hecho es debido a la modelización de la resistencia

interna de la fuente mediante una resistencia de valor de 100 ohms.

Podemos percibir sin problemas esta diferencia de tensión en relación al

valor del banco sano, por lo que podemos concluir que hay un defecto en

la zona estudiada.

Defecto fuera de nuestra zona de estudio

Ahora verificamos la influencia de un defecto resistivo, situado en el resto

de la estructura, en la tensión de la zona de estudio. Si encontramos una

tensión similar a la que teníamos con el banco sano, podremos afirmar que

no hay ningún defecto en la zona estudiada.

Defecto resistivo en la posición [1]

Figura 38. Defecto resistivo en la posición [1]

49


Defecto resistivo en la posición [3]

Figura 39. Defecto resistivo en la posición [3]

Conclusión

La influencia de un defecto resistivo fuera de la zona de estudio es nula.

Un defecto resistivo dentro de la zona estudiada provoca una variación de

tensión suficientemente importante como para permitir su detección.

Método de detención mediante impulsiones de tensión

Otra pista para librarse de las limitaciones del método anterior consiste en

utilizar un método de detención de defecto de aislamiento a partir de una

medición de tensión.

Este método se inspira en las técnicas de la ecometría utilizada para la

búsqueda de defectos en las líneas y los cables eléctricos. Se trata de

estudiar la propagación de impulsiones de tensión en la estructura y

observar los niveles de tensión, los retardos y las deformaciones de la

señal en distintos puntos de la red.

50


De este modo procederemos a excitar localmente mediante impulsiones de

tensión y observamos la forma de las señales en las proximidades de la

zona excitada.

Simularemos defectos de aislamiento resistivos francos en la estructura de

la ESN (se puede tratar por ejemplo de una escalera apoyada en la

estructura de la ESN). Observaremos después la forma de las señales cerca

del defecto para poder estudiar su influencia en términos de nivel de

tensión, de retardos, de oscilaciones…

El modelo Simulink

Modelo con 3 pilares (banco sano)

Figura 40. Esquema, Modelo Simulink con 3 pilares – Banco sano

Parámetros del modelo

Pilar modelizado por un dipolo RC paralelo (R=10 MΩ, C=1nF)

Lligne = 10 µH

Rsource = 100 Ω

51


Excitamos con un impulso de tensión de amplitud unitaria (Signal

Builder + Source de tension) en el pilar central.

Observamos la impulsión después de la propagación por la estructura

(Voltage measurement) en el banco sano.

Figura 41. Banco sano

Podemos constatar que por los valores de los parámetros retenidos

(principalmente Lligne = 10µH) y excitando como hemos excitado con una

impulsión de tensión, no hay ninguna deformación en la señal propagada.

52


Introducción de un defecto resistivo

Introducimos un defecto resistivo entre dos pilares, en la estructura del

banco de ensayos.

Figura 42. Defecto resistivo

Probamos con varios valores de Rdéfaut: 1MΩ, 1kΩ, 10Ω

53


Nos fijamos en las tensiones en los extremos de los pilares del banco.

Figura 43. R = 1 MΩ

No observamos ni tensiones altas ni tensiones bajas significativas.

Figura 44. R = 1 kΩ

54


Se empieza a ver una división de tensión en el extremo de cada pilar.

Figura 45. R = 10 Ω

Se observa un divisor de tensión significativo, siguiendo la expresión:

Rdéfaut / (Rsource + Rdéfaut)

Excitando con una impulsión de tensión (es decir a frecuencia nula una

vez que se llega al régimen permanente), el dipolo RC paralelo que

modeliza un pilar equivale solamente a la resistencia R. Como hemos

elegido un valor de R grande (R = 10 MΩ) para modelizar un aislamiento

de los pilares de calidad, la caída de tensión en los extremos de los pilares

aislados es casi nula. El fenómeno observado es por lo tanto una simple

división de tensión asociada a oscilaciones transitorias.

Se observa un segundo fenómeno relacionado con el comportamiento

resonante de una parte de la estructura.

Por la parte del pilar1, tenemos un comportamiento RLC resonante y se

observa una sobre tensión transitoria cuando empieza y termina la

corriente.

Por la parte del defecto resistivo y del pilar2, el comportamiento es el de

un circuito RL serie. La sobre tensión es menos marcada, se observa

solamente un retardo a la hora de llegar al régimen permanente.

55


Al comienzo

Figura 46. Al comienzo

En el retorno a cero

Figura 47. Retorno a cero

56


Conclusión

Descripción del método:

- Se excita en el pilar de ensayo.

- Se trazan las gráficas para un banco sano en los pilares vecinos.

- La aparición de un defecto resistivo es detectable por una bajada

del nivel de tensión (común a todos los pilones de nuestro ejemplo).

- La localización del defecto podría hacerse observando la forma de

las señales al observar comportamientos resonantes y

amortiguados.

Estudio del régimen transitorio

Continuamos nuestro estudio del régimen transitorio del establecimiento

de la tensión que nos puede permitir de distinguir pilares sanos y pilares

próximos a un defecto.

De hecho, como hemos visto antes, si la estructura de la ESN se supone

equipotencial, entonces el régimen permanente de la tensión nos permite

detectar un defecto gracias a una bajada el nivel de tensión pero no nos

permite localizarlo.

Nos situamos en un modelo de 4 pilares.

- Un pilar de ensayo donde colocamos la fuente de excitación

local.

- Un pilar en el lado sano de la fuente y dos pilares próximos a

un defecto resistivo franco entre la ESN y la referencia de

tensión.

57


Estudiamos el régimen transitorio de la tensión en los extremos de estos

pilares.

Figura 48. Esquema, Régimen transitorio

Parámetros:

- Rsource = 50 Ω

- Tsimulation = 3 ms

- Rdéfaut = 10 Ω

Figura 49. Régimen transitorio

Tenemos un régimen transitorio con un rebasamiento importante (sobre

tensión debida al comportamiento resonante) en el lado sano y un

comportamiento más próximo a un circuito de primer orden del lado del

defecto.

58


En otra configuración

Figura 50. Esquema, Otra configuración

Figura 51. Otra configuración

Se observa bien la diferencia entre un comportamiento puramente

inductivo (con un fuerte rebasamiento) y el comportamiento RL (sin

rebasamiento) bajo la influencia de la Rdéfaut.

59


Figura 52. Esquema, Rdéfaut = 1 kΩ

Figura 53. Rdéfaut = 1 kΩ

La identificación del defecto en régimen permanente es muy difícil (bajada

de la tensión poco significativa) y sólo el régimen transitorio puede darnos

alguna información.

Aumento artificial de la inductancia de línea

Como en la identificación de defectos mediante la medida de corriente,

podemos estudiar la influencia del aumento de la inductancia de línea

para separar zonas y facilitar la identificación de señales.

60


Excitando con una tensión continua, no obtendremos como con altas

frecuencias el aislamiento inductivo. Sin embargo, debería ser más fácil

analizar las señales del lado sano y del lado del defecto, los fenómenos

transitorios serían más largos y más marcados con una inductancia

aumentada.

Con una inductancia Lligne1 = 10 mH en el lado del defecto.

Figura 54. Esquema, Modelo con 4 pilares con un defecto resistivo

Con una inductancia Lligne1 = 10 mH en el lado del defecto.

61


Figura 55. Modelo con 4 pilares con un defecto resistivo

Se observa más claramente la diferencia de curvas entre las señales del

lado sano y del lado del defecto resistivo.

Tenemos en el lado sano un fenómeno de resonancia correspondiente a la

frecuencia calculada en el análisis frecuencial y en el lado del defecto

resistivo un régimen de primer orden sin rebasamiento (RL serie).

62


Para una inductancia aumentada en el lado sano Lligne = 1 mH

Figura 56. Lligne = 1 mH

Se observa un régimen oscilatorio amortiguado siguiendo exp (-L/R) en el

lado sano.

La distinción entre las señales del lado sano y las del lado del defecto está

facilitada.

63


VII. Conclusión

Conclusiones sobre la metodología

Después de haber identificado diferentes pistas de investigación, hemos

definido modelos del Banco General y hemos realizado una aproximación

mediante simulaciones en Matlab-Simulink a partir de esos modelos.

Todo ello nos a llevado a eludir ciertos problemas debidos a la realización

práctica e industrial para poder concentrarnos en la validez de los

modelos y el estudio de estrategias de localización de los defectos

considerados.

Conclusiones sobre los resultados

Hemos llevado finalmente a buen término dos estrategias distintas gracias

a las cuales es posible no solamente detectar pero sobretodo localizar un

defecto resistivo en la estructura, ya que es el tipo de defecto que más nos

interesa.

Un primer método consiste en excitar a alta frecuencia y realizar una

división en islas del Banco General aprovechando el aislamiento

inductivo. Una medición de corriente o de tensión permite entonces

detectar un eventual defecto en la zona de estudio, definiendo un valor en

las medidas que separe el estado de banco sano y de defecto.

La principal dificultad de implementación industrial que se nos plantea

consiste en prever en la concepción del banco de ensayos la división en

zonas mediante el empleo de inductancias integradas en la estructura del

Banco General.

El segundo método consiste en detectar y localizar el defecto mediante

impulsiones de tensión. La medida del nivel de tensión en régimen

permanente nos informa sobre la presencia de un eventual defecto. No

obstante, sólo el estudio del régimen transitorio en respuesta a una

64


impulsión de tensión nos puede aportar información sobre la localización

del defecto resistivo.

Esta vez, es la realización industrial de las medidas y de las observaciones

lo que nos plantea dudas. Supone disponer de aparatos de medición

suficientemente potentes y definir unos límites a partir de los cuales se

pueda concluir que hay cerca un defecto. Seria necesario realizar ensayos

prácticos mientras se construye el Banco General A350 o incluso

realizarlos en el actual Banco General A380.

65


VIII. Bibliografía

[BONA09] BONAFOS B., “Système électrique avion”, Service

Conception électrique moyens d’essais, Airbus. 2009.

[ESCA97] ESCANÉ J.M., “Réseaux d’énergie électrique”, Modélisation:

Lignes, câbles, Eyrolles. 1997.

[FAVR04] FAVRE E., TEPPAN W., “Capteurs de Courant : à chacun

son argument !”, Revue Scientifique Mesures N° 763. 2004.

[HAYT07] HAYT W., “Análisis de Circuitos en Ingeniería”, McGraw-

Hill, 7a Edición. 2007.

[KUZY06] KUZYK H., “Câbles d’énergie : recherche et identification de

défauts”, Techniques de l’ingénieur. 2006.

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