Elektronika 2011-07 II.pdf - Instytut SystemÃ³w Elektronicznych ...

Rysunek 3 przedstawia analogiczne wyniki analizy 2-D i 3-D 

w tych samych punktach czasowych. Wykazują one niewielkie 

różnice. Jest to spowodowane zapewne zarówno większą objętością 

modelu 3-D i jej wpływem na płaszczyznę symetrii jak 

i wygenerowaną siatką, pokazaną na rys. 1. W pierwszym przypadku 

zastosowano 4 węzłowy element prostokątny Plane13, 

w drugim Solid98 posiadający 10-cio węzłową geometrię czworościanu. 

Ponadto siatka 3-D nie jest tak gęsta jak siatka 2-D. 

niewielka różnica wyników spowodowana jest również faktem, 

że są one zebrane po krótkim czasie z pierwszej iteracji programu, 

więc nie wiele różniącymi się od warunków początkowych. 

Poniższe wykresy (4, 5, 6) przedstawiają przebiegi czasowe 

temperatury, odkształcenia i naprężeń ekwiwalentnych 

w kilku punktach retorty. Na rysunkach 7, 8, 9 przedstawiono 

model w chwili wystąpienia ekstremum odkształcenia, która 

wynosi t = 840 s (2-D) oraz z racji przyjęcia większego kroku 

czasowe t = 720 s dla 3-D. Jako najbardziej charakterystyczne 

miejsca przyjęto punkty wskazane na rys. 1a. 

Rys. 7. Rozkład pola temperatury w chwili największego odkształcenia 

[K] 

Fig. 7. Temperature field distribution at the moment of maximum 

displacement [K] 

Rys. 4. Przebieg temperatury retorty [K] 

Fig. 4. Temperature of retort [K] 

Rys. 8. Rozkład pola odkształceń [m] 

Fig. 8. Displacement field distribution [m] 

Rys. 5. Wykres odkształcenia retorty [m] 

Fig. 5. Displacement of retort [m] 

Rys. 9. Rozkład naprężenie ekwiwalentnego pola w chwili wystąpienia 

ekstremum odkształcenia [Pa] 

Fig. 9. Equivalent stress distribution at the moment of maximum 

displacement [Pa] 

Rys. 6. Wartości naprężeń ekwiwalentnych von Missesa [Pa] 

Fig. 6. Von Misses equivalent stress values [Pa] 

W porównaniu do niewiele różniących się między sobą 

wyników przedstawionych na rysunku 3a i 3b, rysunki 4 i 5 

przedstawiają większe różnice, zarówno w przypadku rozkładu 

temperatury jak i rozkładu odkształceń. Badanie modelu 

2-D dla chwili t = 720 sekund pokazuje jednak maksymalną 

temperaturą równą 893°C, czyli niewiele niższą niż wskazywana 

przez model 3-D, natomiast najniższą na poziomie 

477°C w odniesieniu do 512°C. Różnica ta wynika zapewne 

z uproszczenia modelu 2-D, nie uwzględniającego większej 

Elektronika 7/2011 71

objętości ani innego odbioru ciepła z powierzchni retorty – 

czego konsekwencją jest wolniejsze stygnięcie symulowane 

modelem 3-D. Analogiczna sytuacja ma miejsce dla odkształceń. 

Wartość 5,2 mm w 2-D wobec 3,2 mm w 3-D, która spowodowana 

jest różnicą elastyczności obszaru 2-D i 3-D. 

Wnioski 

Wyniki uzyskane za pomocą dwóch różnych podejść do problemu 

są w rezultacie nieco inne. Stopień komplikacji modelu 

3-D i długi czas rozwiązania problemu skutkuje osiągnięciem 

większej dokładności wyników, aczkolwiek jeśli wymagane 

jest wstępne, szybkie oszacowanie rzędu wielkości, analiza 

2-D spełnia swoje zadanie – w przypadku analizy dynamicznej 

zawyżając jednak wyniki obliczeń. 

Za metodą sekwencyjną przemawia czas rozwiązania zagadnienia 

– rzędu kilku minut na każdą z dwóch sekwencji. 

Metoda ta nie umożliwia jednak jednoczesnego kontrolowania 

pola temperaturowego oraz strukturalnego. Podgląd wyników 

jest dosyć ograniczony, a sekwencja obliczenia odkształcenia 

możliwa jest tylko w odniesieniu do jednego podkroku obliczeń 

cieplnych, co niestety obniża przejrzystość wyników. 

Podejście bezpośrednie pozwala natomiast na jednoczesne 

obliczenie pola temperaturowego i wynikających z niego 

odkształceń, równoległy podgląd wyników oraz klarowna ich 

prezentację. Wadą jest czas obliczeń, przekraczający w tych 

samych warunkach 30 minut. 

Przeprowadzone symulacje zostały zweryfikowane doświadczalnie, 

potwierdzając wyniki uzyskane dzięki modeli 3- 

D. Na ich podstawie powstały zalecenia dotyczące konstrukcji 

komory chłodzącej. Zastosowano przegrody skutecznie rozpraszające 

strumień powietrza, dzięki czemu retorta pomiarowa 

chłodzona była równomiernie ze wszystkich stron. 

Literatura 

[1] Gogół W.: Wymiana ciepła. Tablice i wykresy. WPW (1972). 

[2] Hering M.: Termokinetyka dal elektryków. WNT (1980). 

[3] Wiśniewski S.: Wymiana ciepła. WNT (1979). 

[4] Ansys 10. Analysis Guide.. 

[5] Lawrence Kent L., Ansys Tutorial. Schroff Development Corporation 

(2005). 

[6] Ražniević K., Tablice cieplne w wykresami. WNT 

[7] www.matweb.com (31.05.2010). 

[8] Domański R., Jaworski M., Rebow M.: Wymiana ciepła. Komputerowe 

wspomaganie obliczeń. Tablice właściwości termofizycznych. 

WPW (2000). 

Stanowisko do automatycznej kalibracji czujników 

temperatury z piecem dwustrefowym 

mgr RAFAŁ KIEŁCZEWSKI, mgr ŁUKASZ GROTKOWSKI, mgr SEBASTIAN RYCIAK 

Instytut Tele- i Radiotechniczny, Centrum Technik Cieplno-Chemicznych, Warszawa 

Dotychczasowe rozwiązanie konstrukcyjne 

kalibratora czujników temperatury metodą 

porównawczą względem wzorca, znajdującego 

się w ofercie Instyutu Tele- i Radiotechnicznego, 

bazowało na jednosekcyjnym, 

rurowym piecu elektrycznym z blokiem 

wyrównawczym, sprzęgniętym z komputerem 

klasy PC. Taka konstrukcja urządzenia 

umożliwiała kalibrację użytkowych czujników 

temperatury: termoelementowych S, 

R, B, K, J, T oraz oporowych Pt100 i Ni100 

o długości powyżej 500 mm w zakresie temperatur 

200…1300 o C [1]. 

Stanowisko umożliwiające wzorcowanie 

czujników o długości już od 300 mm w tym zakresie 

temperatur stanowi rozszerzenie oferty 

Instytutu. Ponadto zmodernizowana wersja 

urządzenia oferuje poprawę funkcjonalności, 

niezawodności oraz komfortu obsługi. Zakres 

prac modernizacyjnych objął zarówno aspekty 

konstrukcji mechanicznej, elektrycznej jak 

i aplikacji pomiarowo-kontrolnej. 

Budowa stanowiska 

Obniżenie wartości kryterium minimalnej 

długości czujnika pomiarowego do 300 mm 

uwarunkowało opracowanie nowego, dwusekcyjnego 

pieca rurowego PRD-1300/90 M 

o maksymalnej temperaturze pracy 1300 o C. 

Schemat pieca przedstawia rys. 1. 

72 

Rys. 1. Schemat konstrukcyjny elektrycznego pieca rurowego PRD-1300/90M 

Fig. 1. PRD-1300/90M furnace construction scheme 

Elektronika 7/2011

Za regulację temperatury odpowiadają regulatory EURO- 

THERM 2408 z interfejsem RS485, sprzężone z termoelementami 

pomiarowymi typu S, po jednym na każdą sekcję 

grzejnika. Sterowanie mocą odbywa się przy wykorzystaniu 

przekaźników półprzewodnikowych SSR. 

Dokładność pomiaru temperatury czujnika wzorcowego, 

jak i czujników kalibrowanych zapewnia wysokiej klasy laboratoryjny 

multimetr KEITHLEY 3706 (rys. 2). Urządzenie 

wyposażone jest w wielokanałową, wysokiej rozdzielczości 

kartę pomiarową oraz interfejs przyłączeniowy, pozwalając na 

pomiar siły termoelektrycznej z dokładnością przedstawioną 

w tab. 1. Multimetr posiada środowisko operacyjne pozwalające 

na wykonywanie programów użytkownika w czasie 

rzeczywistym. Funkcja ta została wykorzystana w zakresie 

filtracji pomiarów wartości siły termoelektrycznej oraz określenia 

warunków stabilizacji temperatury na zadanych poziomach 

wzorcowania. Program multimetru sporządzono we 

właściwym dla niego języku programowania bazującym na 

języku LUA (http://www.lua.org/). Niewątpliwą zaletą rozwiązania 

wykorzystującego moduł KEITHLEY 3706 jest złącze 

USB, zapewniające bezproblemową komunikację pomiędzy 

multimetrem, regulatorami (połączonymi za pomocą modułu 

ADAM 4561 RS485/USB) a komputerem z aplikacją pomiarowo-kontrolną. 

Aplikacja „Kalibrator 2010” 

Stanowisko do kalibracji użytkowych czujników temperatury 

nadzorowane jest centralnie z komputera klasy PC wyposażonego 

w oprogramowanie „Kalibrator 2010”. Zaletą 

rozwiązania wykorzystującego standard komunikacji USB 

jest możliwość współpracy kalibratora z dowolnym komputerem. 

Aplikacja, poza typowymi funkcjami pomiarowo-kontrolnymi, 

stanowi interfejs pozwalający na zaawansowaną konfigurację 

stanowiska. Użytkownik ma również do dyspozycji 

program raportujący oparty na relacyjnej bazie danych. 

Oprogramowanie kontrolno-pomiarowe „Kalibrator 2010” 

powstało w środowisku programistycznym LabView. 

Rys. 3. Główne okno aplikacji „Kalibrator 2010” 

Fig. 3. „Kalibrator 2010” application main window 

Rys. 2. Multimetr KEITHLEY 3706 [2] 

Fig. 2. KEITHLEY 3706 multimeter [2] 

Tab. 1. Multimetr Keithley 3706 – rozdzielczość pomiaru temperatury [3] 

Tabl. 1. Keithley 3706 multimeter – temperature measurement resolution 

[3] 

Typ czujnika 

termoelektrycznego 

Zakres 

Rozdzielczość 

J -200 ÷ +760°C 0,001°C 

K -200 ÷ +1372°C 0,001°C 

N -200 ÷ +1300°C 0,001°C 

T -200 ÷ +400°C 0,001°C 

E -200 ÷+1000°C 0,001°C 

R -200 ÷ +1768°C 0,1°C 

S 0 ÷ +1768°C 0,1°C 

B +350 ÷ +1820°C 0,1°C 

4-przewodowy RTD -200 ÷ +630°C 0,01°C 

3-przewodowy RTD -200 ÷ +630°C 0,01°C 

Na etapie generowania założeń modernizacji stanowiska, 

na początku 2010 roku, zakładano zastosowanie sterownika 

PLC jako elementu sterującego procesem kalibracji. Przedstawiono 

to w artykule [4]. W procesie weryfikacji wytycznych 

założenie to zostało porzucone na rzecz obecnego rozwiązania 

ze względu na brak możliwości bezpośredniej komunikacji 

sterownika PLC z multimetrem. 

Rys. 4. Okno edycji parametrów procesu kalibracji 

Fig. 4. Calibration process parameters edit window 

Główne okno aplikacji, przedstawione na rys. 3, pozwala 

na monitorowanie stanu procesu, chwilowych wartości temperatur 

poszczególnych czujników, w tym regulacyjnych. Parametry 

procesu, takie jak liczba i typ kalibrowanych czujników, 

poziomy temperatur oraz typ czujnika wzorcowego i bloku 

wyrównawczego ustawiane są przed rozpoczęciem procesu 

kalibracji w oknie edycji (rys. 4). 

Badania modelu 

Model stanowiska został przebadany pod względem równomierności 

rozkładu pola temperatury wewnątrz komory pieca. 

Wyniki przedstawione na rys. 5 i 6 pokazują zależność zadanej 

temperatury sekcji głównej i pomocniczej (strefa 1, 5 

i strefa 2, 6 na wykresach) grzejnika w stosunku do odległości 

od czoła pieca. Należy podkreślić, iż badania zostały przeprowadzone 

bez bloku wyrównawczego, którego zastosowanie 

umożliwia uzyskanie równomierności rozkładu temperatury 

na jeszcze wyższym poziomie. 


Rys. 5. Strefa równomiernego rozkładu dla temperatury zadanej 

417 o C 

Fig. 5. Even temerature gradient zone for set temperature of 

417 o C 

Rys. 6. Strefa równomiernego rozkładu dla temperatury zadanej 

957 o C 

Fig. 6. Even temerature gradient zone for set temperature of 

957 o C 

Tab. 2. Parametry stref równomiernego rozkładu temperatury w piecu dwusekcyjnym 

Tabl. 2. Even temperature gradient zone parameters for two – section furnace 

Temperatury [°C] 

Punkt stały 

Sekcja 

główna 

Poprawka dla sekcji 

pomocniczej 

Średnia 

w strefie 

Odchyłka 

od średniej 

Nazwa 

Temperatura 

topnienia/ krzepnięcia [°C] 

ITS-90 

Strefa 1 

24 418,3 0,4 

417 

Strefa 2 27 418,9 0,8 

Strefa 3 

26 659,2 1,1 

658 

Strefa 4 29 658,4 0,5 

Strefa 5 

35 958,3 0,7 

957 

Strefa 6 37 958,6 0,4 

Strefa 7 

35 1082 0,8 

1085 

Strefa 8 37 1083,9 1,1 

Cynk 419,527 

Aluminium 660,323 

Srebro 961,78 

Miedź 1084,62 

Tabela 2. zawiera wyniki poprawki sekcji pomocniczej pieca 

oraz temperaturę średnią dla zadanych poziomów temperatury, 

będącymi punktami stałymi topnienia danych metali. 

Metoda punktów stałych, stosowana w akredytowanych laboratoriach 

na całym świecie, uważana jest za najdoskonalszą 

metodę kalibracji czujników temperatury. 

Podsumowanie 

Zmodernizowane stanowisko kalibracji użytkowych czujników 

temperatury pozwala na badanie czujników temperatury 

o długości od 300 mm w zakresie temperatur 200…1300 o C, 

co było głównym kryterium modernizacyjnym. Ponadto, wdrożenie 

nowego systemu sterowania procesem oraz cyfrowego 

multimetru KEITHLEY 3706, znacznie poprawiło dokładność 

i pewność pomiaru. Zastosowanie rozwiązań handlowych pozwala 

na uzyskanie powtarzalności parametrów jakościowych 

urządzenia. 

Literatura 

[1] Kałużniacki T.: DTR Stanowisko do kalibracji użytkowych czujników 

temperatury SKCT 2007. Warszawa, 2007. 

[2] http://www.keithley.com/ 

[3] Series 3700 System Switch/Multimeter User’s Manual http:// 

www.keithley.com/ 

[4] Grotkowski Ł., Kiełczewski R., Ryciak S.: Automatyczna kalibracja 

czujników temperatury z wykorzystaniem systemu laboratoryjnego 

Keithley 3706. Elektronika 7/2010. 

74 


Wpływ jakości powłok na płytce drukowanej 

na wyniki lutowania bezołowiowego 

dr inż. KRYSTYNA BUKAT, dr inż. JANUSZ SITEK, mgr inż. MAREK KOŚCIELSKI 

Instytut Tele- i Radiotechniczny, Warszawa 

Aktualnie urządzenia do nadzoru i kontroli są wyłączone z 

restrykcji dyrektywy RoHS, lutowanie tych zespołów może 

być wykonywane z użyciem stopu SnPb. Jednak w najbliższej 

przyszłości zostaną one włączone do dyrektywy RoHS2 

i będą musiały podlegać lutowaniu bezołowiowemu [1]. Ze 

względu na odpowiedzialność tych zespołów, muszą być one 

niezawodne. W związku z tym, wszystkie wchodzące do procesu 

lutowania elementy muszą być najwyższej jakości. Jednym 

z elementów, biorących udział w procesie lutowania są 

bezołowiowe powłoki na płytkach drukowanych. 

W montażu powierzchniowym (SMT) stosuje się podzespoły 

o dużej skali integracji, w wielo-wyprowadzeniowych 

obudowach z bardzo małym rastrem (< 0,63 mm), które wymagają 

doskonale płaskich pól lutowniczych. Wymagania te 

spełniają powłoki złote, które najczęściej nakładane są metodą 

chemiczną, immersyjną. W procesie chemicznym warstwę 

złota nanosi się na podwarstwę autokatalitycznego niklu, która 

zabezpiecza złoto przed dyfuzją miedzi z podłoża (Ni/Au). 

Unikalną właściwością pokrycia Ni/Au jest jego stabilność 

w podwyższonej temperaturze, zarówno podczas montażu, 

jak i podczas eksploatacji, dlatego powłoki Ni/Au są stosowane 

do bardziej odpowiedzialnych zastosowań [2, 3]. 

Powłoki złote są jednak drogie, dlatego jako alternatywę 

stosuje się powłoki srebrne, naniesione metodą chemiczną, 

immersyjną. Powłoki srebrne również są bardzo płaskie 

i umożliwiają łatwy montaż powierzchniowy elementów z dużą 

liczbą wyprowadzeń (np. BGA) [4]. 

W artykule zostały przedstawione wyniki badań dwóch powłok 

na pd: Ni/Au oraz Ag imm 

oraz ich wpływ na jakość lutowania 

bezołowiowego wybranego zespołu do nadzoru i kontroli. 

Badania przeprowadzono wykorzystując metodę planowania 

eksperymentów Taguchie’go [5, 6]. 

Przed montażem sprawdzono grubość oraz lutowność 

powłok na płytkach drukowanych. Po procesie lutowania 

rozpływowego z użyciem bezołowiowej pasty SnAgCu (SAC 

305), zbadano grubość i rodzaj powstałych związków międzymetalicznych 

metodami SEM i EDX. Lutowanie, z użyciem 

podzespołów w wykonaniu bezołowiowym, przeprowadzono 

rozpływowo pastą SnAgCu (SAC 305), a ręczne lutowanie 

uzupełniające wykonano drutami SAC305 i SnCu1. Ilość 

powstałych wad lutowniczych zbadano metodami wizualną, 

rentgenowską i mikroskopową. Ocenę wpływu jakości zastosowanej 

powłoki finalnej na płytkach drukowanych, profilu 

lutowania oraz zastosowanego drutu lutowniczego na jakość 

powstałych połączeń lutowanych zespołu do nadzoru i kontroli 

przeprowadzono z użyciem analizy wariancji (ANOVA). 

Badanie jakości powłok finalnych na 

płytkach drukowanych 

Pomiar grubości powłok finalnych na pd 

Aby proces lutowania mógł przebiec prawidłowo, osadzona 

powłoka na płytce drukowanej powinna charakteryzować się 

odpowiednią grubością, właściwą dla metody jej osadzania. 

Grubość powłoki finalnej na płytce jest bezpośrednią miarą jakości 

jej wykonania oraz może wskazywać na procesy zachodzące 

w niej podczas składowania. Wraz ze wzrostem czasu 

przechowywania wzrasta, bowiem, grubość warstwy związków 

międzymetalicznych tworzących się między miedzią podłoża, 

a metalem powłoki. Proces ten powoduje obniżenie grubości 

warstwy ochronnej i może wpływać na obniżenie lutowności 

powłoki oraz pogorszenie jakości połączeń lutowanych. 

Pomiary grubości powłok finalnych na płytkach drukowanych 

wykonano na fluorescencyjnym spektrometrze rentgenowskim 

(XRF) firmy Fischer, model XDV-SD. Do pomiarów 

zastosowano najmniejszy kolimator tj. o średnicy 0,1 mm, aby 

można było wykonać pomiary również na najmniejszych polach 

pod układami z połączeniami sferycznymi (BGA). Pomiar 

na każdym z punktów trwał 150 s. Na płytce drukowanej wybrano 

8 miejsc, na których mierzono grubość powłoki. Miejsca 

te (oznaczone od 1 do 8) zostały przedstawione na rys. 1. 

Na rysunku 2 przedstawiono w powiększeniu punkt pomiarowy 

w miejscu pomiarowym „4”, a wyniki pomiarów grubości 

powłok na płytkach drukowanych zamieszczono w tabeli 1. 

Rys. 1. Miejsca pomiarowe na badanej płytce drukowanej 

Fig. 1. Measurement areas on the investigated PCB 

Rys. 2. Miejsce pomiarowe „4” 

Fig. 2. Measurement area number „4” 


Tab. 1. Wyniki pomiarów grubości powłok Ni/Au oraz Ag imm 

Tabl. 1. Thickness measurement results of Ni/Au and Ag imm 

finish 

Ocenę wyników pomiaru grubości powłok przeprowadzono 

na zgodność z odpowiednimi normami: IPC-4552: 2002, 

dotyczącej jakości wykonania powłoki Ni/Au (ENIG) [7] oraz 

IPC-4553A: 2005, dotyczącej wykonania powłoki cyny immersyjnej 

[8]. 

Według normy IPC-4552: 2002, grubość podwarstwy niklu 

powinna mieścić się w zakresie 3...6 µm, a warstwy Au 

powinna wynosić minimum 0,05 µm. Oceniając badane płytki 

drukowane z powłoką finalną Ni/Au należy stwierdzić, że grubość 

podwarstwy niklu jest znacznie poniżej wymagań normy, 

a warstwa Au mieści się w wymaganiach normy. 

Wartość grubości srebra immersyjnego może mieścić się 

w dwóch zakresach według wymagań normy IPC-4553A: 

2005, zależnie od procesu nakładania. Rozróżnia się warstwy 

srebra cienkiego, których grubość powinna się mieścić w 

zakresie 0,07…0,12 µm (min. 0,05 µm) oraz srebra grubego 

0,2…0,3 µm (min. 0,12 µm). Zbadane na płytkach drukowanych 

powłoki srebra immersyjnego należą do warstw grubych, 

o średniej grubości > 0,12 µm, a więc mieszczą się w wymaganiach 

normy. 

Badanie lutowności powłok finalnych na pd 

Lutowność powłoki na pd informuje o jakości jej powierzchni. 

Powłoki podczas składowania mogą być narażone na różne 

niekorzystne działanie tlenu, czynników chemicznych S, Cl, 

pochodzących z atmosfery, czy stosowanych opakowań do 

ich przechowywania i przesyłki [9]. Czynniki te wpływają na 

obniżenie lutowności powłok i bezpośrednio wpływają na jakość 

wykonanych połączeń lutowanych. 

Powłoki finalne na płytkach drukowanych wstępnie zbadano 

pod kątem ich lutowności zgodnie z próbą E1 normy 

76 

Nr 

pomiaru 

Ni 

µm 

Ni/Au 

Au 

µm 

Ag 

µm 

1 1,15 0,078 0,107 

2 1,11 0,087 0,147 

3 1,02 0,084 0,168 

4 1,06 0,085 0,185 

5 1,19 0,096 0,179 

6 1,16 0,085 0,216 

7 1,11 0,086 0,165 

8 1,26 0,086 0,107 

Wynik średni 1,13 0,086 0,146 

Rys. 3. Profil lutowania P2. Fig. 3. Soldering profile P2 

Tab. 2. Wyniki oceny wizualnej lutowności pól lutowniczych na pd po 

próbie E1 

Tabl. 2. Visual assessment results of solderability on the PCB pads 

after E1 test 

Nr płytki/ 

Rodzaj 

powłoki 

1 

Ni/Au 

2 

Ni/Au 

3 

Ag 

4 

Ag 

Ocena strony 1 (góra) 

Wszystkie pola pokryte 

lutem. Stwierdzono 4 

odwilżenia w narożach 

dużych pól 


lutem. Stwierdzono 3 

odwilżenia w narożach 

dużych pól 

Prawie wszystkie pola 

pokryte lutem z liczną 

obecnością wad typu: 

niedokryć naroży pól, 

odwilżeń na dużych polach 

i nitek lutu 

Prawie wszystkie pola pokryte 

lutem z liczną obecnością 

wad typu: niedokryć 

naroży pól, odwilżeń na 

dużych polach i nitek lutu 

Ocena strony 2 (dół) 


lutem. Stwierdzono 

obecność 1 odwilżenia 

w narożu dużego pola 


lutem. 

Nie stwierdzono wad. 




niedokryć naroży pól, odwilżeń 

na dużych polach 

i nitek lutu 




niedokryć naroży pól, odwilżeń 

na dużych polach 

i nitek lutu 

Rys. 4. Przykłady odwilżeń i niezwilżeń naroży na powłoce Ag 

imm 

Fig. 4. Example of dewetting and non-wetting of the corner on 

Ag 

imm finish 

IPC J-STD-003B [10], która jest symulacją lutowania rozpływowego. 

Badano 4 płytki, po dwie z każdego rodzaju powłoki 

finalnej. Do lutowania zastosowano pastę bezołowiową SAC 

305 oraz profil lutowania o średniej temperatura w piku 235°C 

i średnim czas lutowania: 40 s (Profil P2, rys. 3). 

Po próbie E1 pozostałości topnika usuwano z płytek alkoholem 

izopropylowym oraz acetonem. Ocenę lutowności 

przeprowadzano wizualnie przy powiększeniu 7,5×. Sprawdzano, 

czy na polach lutowniczych występują niezwilżenia, 

odwilżenia oraz zwarcia. Wyniki oceny przedstawiono w tabeli 

2, a przykład odwilżeń i niezwilżeń naroży pól na powłoce 

Ag imm 

przedstawiono na rys. 4. 

Na stronie 1 (góra) płytek z powłoką Ni/Au obserwuje się zaledwie 

kilka drobnych odwilżeń w narożach dużych pól. Druga 

strona płytki (dół) wykazuje jeszcze mniej wad typu odwilżeń 

lub brak wad. Prawdopodobnie podczas przetapiania pasty na 

górnej stronie płytki, powłoka finalna na dolnej stronie płytki wygrzewa 

się. Usunięcie wilgoci z powłoki Ni/Au powoduje wzrost 

jej lutowności. Płytki z powłoką Ni/Au uznano za lutowne. 

Na większości pól lutowniczych z powłoką Ag widoczne są 

wady typu niezwilżeń naroży pól, odwilżeń na dużych polach 

i nitek lutu. Wady te występują zarówno na górnej, jak i na dolnej 

stronie płytki. Wygrzewanie dolnej strony płytki podczas 

rozpływu pasty na górnej stronie płytki nie wpłynęło na zmniejszenie 

ilości wad. Płytki z powłoką Ag uznano za nielutowne. 


Analiza SEM i EDX pd z powłokami Ni/Au 

i Ag po lutowaniu 

Techniką metalograficzną przygotowano próbki do badań mikroskopowych. 

Zgłady metalograficzne próbek pd z powłokami 

Ni/Au i Ag trawiono 5% roztworem kwasu solnego i azotowego 

w etanolu zmieszanych w proporcji 2/3, a następnie 

napylano warstwę Au/Pd. Przy pomocy mikroskopu skaningowego 

JEOL JSM-7600 F, który wyposażony jest w analizator 

EDX (INCA 250, Oxford) zbadano grubość i strukturę powstałych 

związków międzymetalicznych. 

Na rysunku 5 pokazano wyniki analizy liniowej połączenia 

lutowanego utworzonego między powłoką Ni/Au na miedzi, 

a pastą SAC 305 w warunkach profilu lutowania P2. 

Rys. 7. Wynik analizy EDX warstwy ZMM utworzonej między powłoką 

Ni/Au na miedzi a pastą SAC 305, profil lutowania P2 

Fig. 7. EDX analysis of the layers created between Ni/Au finish on 

Cu and SAC 305 paste, soldering profile P2 

Tab. 3. Wynik analizy EDX ZMM 

Tabl. 3. EDX result of the IMCs 

Pierwiastek % wag % at 

Ni 18,36 29,63 

Cu 7,55 11,25 

Sn 74,09 59,12 

Prawdopodobny skład Ni 3 

Sn 4 

+ Cu 6 

Sn 5 

Rys. 5. Zdjęcie SEM i analiza liniowa stężenia pierwiastków w połączeniu 

lutowanym Ni/Au/SAC 305 

Fig. 5. SEM picture and linear analysis of chemical elements 

of the soldering joint Ni/Au/SAC 305 

Rys. 6. Obraz SEM z wynikami pomiaru grubości ZMM 

Fig. 6. SEM picture of the layer thickness results of the IMCs 

Rys. 8. Zdjęcie SEM i analiza liniowa stężenia pierwiastków w połączeniu 

lutowanym Ag/SAC 305 

Fig. 8. SEM picture and linear analysis of chemical elements 

of the soldering joint Ag/SAC 305 


Na granicy faz od strony miedzi (lewa strona obrazu) występują 

kolejno pierwiastki o natężeniu sygnałów (k) wyrażonym liczbą 

zliczeń/s: Cu – 850, Ni – 760, P – 190, Sn – 1300, Ag – 200, Au – 

80. Jak wynika z przedstawionej analizy liniowej, złoto rozpuszcza 

się w stopie SAC pasty lutowniczej i nie bierze udziału w tworzeniu 

ZMM na granicy faz. ZMM tworzą pierwiastki Cu, Ni i Sn. 

Z obrazu SEM (rys. 6) odczytano grubości poszczególnych 

warstw: obecnej jeszcze podwarstwy Ni – 0,96µm i P 

– 0,11 µm o grubości zmniejszonej w stosunku do wyjściowej, 

zmierzonej metodą XRF (1,13 µm). Grubość związków międzymetalicznych 

(ZMM) 1,73–2,76 µm jest typowa dla warstw 

utworzonych w procesie lutowania bezołowiowego. 

Metodą EDX określono rodzaj ZMM (rys. 7 i tab. 3). 

Na podstawie analizy EDX warstwy ZMM na granicy faz 

(rys. 7 i tab. 3) stwierdzono, że nikiel i miedź z podłoża wchodzą 

w reakcję z cyną z pasty SAC i tworzą związki międzymetaliczne. 

Nikiel tworzy Ni 3 

Sn 4 

, a miedź Cu 6 

Sn 5 

. Oba te związki 

są termodynamicznie trwałe. Analiza EDX wskazuje na to, że 

utworzona warstwa ZMM w połączeniu lutowanym na granicy 

faz składa się z obu tych związków (Ni 3 

Sn 4 

+ Cu 6 

Sn 5 

). 

Podobną, jak dla powłoki złotej na pd, przeprowadzono 

analizę SEM i EDX dla powłoki Ag 

imm po procesie przetapiania 

pasty SAC, przy zastosowaniu profilu lutowania P2. 

Na rys. 8 przedstawiono wyniki analizy liniowej połączenia 

lutowanego. 

Analiza liniowa połączenia lutowanego wykazała, że na 

granicy faz występują kolejno pierwiastki od strony miedzi 

(prawa strona obrazu), o następującym natężeniu sygnałów 

(k) wyrażonym liczbą zliczeń/s: Cu – 400, Sn – 700, Ag – 140. 

Srebro, zarówno rozpuszczone z powłoki na pd, jak i z samego 

stopu lutowniczego obecne jest tylko we wnętrzu połączenia 

lutowanego, nie bierze udziału w tworzeniu warstwy 

ZMM na granicy faz. Cyna ze stopu pasty lutowniczej reaguje 

z miedzią podłoża i tworzy warstwę ZMM na granicy faz. 

Rys. 11. Obraz SEM odwilżonej powierzchni bez kolumn ZMM 

Fig. 11. SEM picture of dewetting surface without the IMCs columns 

Rys. 12. Zdjęcie SEM i analiza liniowa stężenia pierwiastków 

w miejscu odwilżenia 

Fig. 12. SEM picture and linear analysis of chemical elements on 

dewetting surface 

Rys. 9. Obraz SEM z wynikami pomiaru grubości ZMM 

Fig. 9. SEM picture of the layer thickness results of the IMCs 

Rys. 10. Obraz SEM pękniętej kolumny ZMM 

Fig. 10. SEM picture of the IMC column with crack 

78 

Rys. 13. Wynik analizy EDX warstwy ZMM utworzonej między 

powłoką Ag na miedzi a pastą SAC 305, profil lutowania P2 

Fig. 13. EDX analysis of the layers created between Ag finish on 

Cu and SAC 305 paste, soldering profile P2 


Warstwa ZMM w postaci kolumnowej (rys. 9) rozrasta się 

aż do grubości 5,61 µm (średnio powyżej 3 µm). Zaobserwowano, 

że w niektórych kolumnach ZMM występowały pęknięcia 

(rys. 10). W miejscach odwilżeń na pd znajdowano również 

miejsca bez narostu kolumn ZMM (rys. 11). 

Analiza liniowa (rys. 12) wykazała występowanie na miedzi 

(prawa strona obrazu) cienkiej warstwy, w której występują 

pierwiastki: miedź (700 zliczeń/s) i cyna (350 zliczeń/s). 

Stwierdzono całkowity brak stopu lutowniczego SAC. 

Metodą EDX określono rodzaj ZMM (rys. 13 i tab. 4). 

Tab. 4. Wynik analizy EDX ZMM 

Tabl. 4. EDX result of the IMCs 

Cu 6 

Sn 5 

Prawdopodobny skład Pierwszym etapem w ocenie jakości połączeń lutowanych jest 

Pierwiastek % wag % at 

Rys. 14. Profil lutowania P1. Fig. 14. Soldering profile P1 

Cu 37,46 52,81 

Badanie jakości połączeń lutowanych 

Sn 62,54 47,19 Metoda wizualna 

kontrola wizualna, którą przeprowadza się najczęściej za pomocą 

lupy o pojedynczym dużym polu widzenia. W normach 

Na podstawie otrzymanych wyników analizy EDX stwierdzono, 

zalecane jest stosowanie powiększenia od 2× do 15×. Ocenę 

warstwa ZMM składa się trwałego termodynamicznie wizualną połączeń lutowanych badanych zespołów po monta- 

związku Cu 6 

Sn 5 

. 

żu przeprowadzono przy powiększeniu 5×, według norm: PN- 

EN 61191-2 (2006) [11] oraz PN-EN 61192-3 (2007) [12]. 

Plan eksperymentu 

Według w/w norm akceptowane połączenie lutowane powinno 

wykazywać oznaki zwilżenia i przylegania, gdy łączy 

W celu określenia w sposób ilościowy wpływu rodzaju użytej się z lutowaną powierzchnią, tworząc kąt styczności 90° lub 

powłoki na pd na jakość połączeń lutowanych, proces lutowania 

mniejszy. Przejście od pola po powierzchni połączenia do 

podzespołów na płytkach drukowanych przeprowadzono końcówki podzespołu powinno być gładkie i mieć kształt wklę- 

z wykorzystaniem metody planowania eksperymentu bazującej 

sły. Niezwilżenie będzie widoczne w postaci kulek lutu utworzonych 

na tablicy ortogonalnej L 4 

(2 3 ) Taguchiego. 

na powierzchniach łączonych. 

Do czynników istotnych zaliczono: rodzaj powłoki na pd Najczęściej występującymi wadami lutowniczymi występującymi 

(A), profil lutowania (B), rodzaj drutu lutowniczego (C) zastosowanego 

w badanych zespołach lutowanych były odwilżenia na 

do lutowania uzupełniającego. Do lutowania rozpływowego 

polach lutowniczych (rys. 15) i niepełne wypełnienia otworów. 

zastosowano jedną pastę SAC 305, dlatego nie Ilość wad z metody wizualnej zliczano i zebrano w tabeli 6, 

jest ona czynnikiem istotnym. W tabeli 5 przedstawiono plan przeznaczonej do analizy ANOVA. 

eksperymentów wg tablicy ortogonalnej L 4 

(2 3 ) Taguchi’ego, 

tj. rozmieszczenie czynników głównych dla procesu lutowania 

zespołów elektronicznych. 

Tab. 5. Plan eksperymentów 

Tabl. 5. Experiments plan 

Czynniki główne 

Nr 

ekspertmentu 

A 

rodzaj powłoki 

B 

profil 

lutowania 

C 

rodzaj 

drutu 

T1 Ag P1 1 

T2 Ag P2 2 

T5 Ni/Au P1 2 

T6 Ni/Au P2 1 

Czynniki główne: 

(A) – rodzaj powłoki: Ni/Au oraz Ag (składowane 4 miesiące). 

(B) – profil lutowania P1: temperatura w piku lutowania: 

245…250°C, czas 60…90 s, 

profil lutowania P2: temperatura w piku lutowania: 225…240°C, 

czas 30…50 s. 

Wybrane profile lutowania przedstawione są na rys. 3 (P2) 

i 14 (P1). 

(C) – rodzaj drutu: 1 – SAC 305, 2 – SnCu1. 

Rys. 15. Przykład odwilżeń na powłoce Ag imm 

po lutowaniu 

Fig. 15. Example of dewetting on the Ag imm 

after soldering 

Metoda rentgenowska 

Inspekcję rentgenowską można obserwować puste przestrzenie 

w połączeniach lutowanych, brak wypełnienia, czy mostki 

powodujące zwarcia [13]. Szczególnie dogodna jest możliwość 

nieniszczącej analizy układów z kontaktami sferycznymi BGA 

(Ball Grid Array). Badanie przeprowadzono na rentgenowskim 


Analiza mikroskopowa zgładów metalograficznych 

Dla wybranych połączeń lutowanych wykonano zgłady metalograficzne. 

Obrazy mikroskopowe zgładów metalograficznych 

potwierdziły rodzaj najczęściej występujących wad lutowniczych 

wewnątrz połączenia lutowanego, tj. pustek w kulkach 

BGA oraz brak pełnego wypełnienia otworów na skutek złej 

ich zwilżalności (rys. 18). 

Rys. 16. Przykład analizy rentgenowskiej. Widoczne pustki w kulkach 

BGA 

Fig. 16. Example of the X-ray analyze – visible voids in the BGA 

balls 

Rys. 18. Przykład wad lutowniczych: a) pustki w kulkach BGA, 

b) brak całkowitego wypełnienia otworu 

Fig. 18. Example of soldering defects: a) voids in BGA, b) lack 

of fill in vertical hole 

Analiza ANOVA wad lutowniczych 

W tabeli 7 przedstawiono wyniki analizy wariancji. Obrazuje 

ona w sposób procentowy wpływ wytypowanych czynników 

głównych na ilość powstałych wad lutowniczych. 

Tab. 7. Wyniki analizy wariancji (ANOVA) 

Tabl. 7. Results analyze of variances (ANOVA) 

Czynnik SS x 

ν V F SS’ P[%] 

Rys. 17. Przykład analizy rentgenowskiej, złe zwilżenie otworów 

Fig. 17. Example of the X-ray analyze – bad wetting of the holes 

Tab. 6. Sumaryczna ilość wad po lutowaniu 

Tabl. 6. Summarize number of defects after soldering 

Nr 

zespołu 

Czynnik 

A 

(Rodzaj 

Powłoki) 

Czynnik 

B 

(Profil 

lutowania) 

Czynnik 

C 

(Rodzaj 

drutu) 

Sumaryczna 

ilość wad [szt.] 

pd1 pd2 pd1+pd2 

T1 Ag P1 1 10 8 18 

T2 Ag P2 2 16 15 31 

T5 Ni/Au P1 2 1 5 6 

T6 Ni/Au P2 1 4 5 9 

systemie wizyjnym, model nanome|x firmy Phoenix|x-ray. Jeśli 

pustki w kulce BGA zajmowały >25% średnicy kulki, wówczas 

taką kulkę przyjmowano za wadliwą. 

Na rysunku 16 przedstawiono przykład analizy rentgenowskiej 

układu BGA z widocznymi pustkami we wnętrzu kulek. 

W przypadku zliczania wad dla montażu przewlekanego, 

ręcznego, zgodnie z normą przyjęto za prawidłowe: 75% pionowego 

wypełnienia lutem oraz 75% pierwotnej powierzchni 

pola pokrytej przez zwilżający lut. Badanie rentgenowskie 

ujawniło niepełne wypełnienia otworów, szczególnie w złączu, 

czego nie było widać optycznie (rys. 17). 

Ilość wad z metody rentgenowskiej zliczano i zebrano 

w tab. 6, przeznaczonej do analizy ANOVA. 

A 144,5 1 144,50 52,54 *** 141,75 70,87 

B 32,0 1 32,00 11,64 ** 29,25 14,62 

C 12,5 1 12,50 4,545 9,75 4,87 

T 200,0 7 ---- ---- 200,00 100,00 

e p 

11,0 4 2,75 ---- 19,25 9,62 

Gdzie: SS x 

– suma kwadratów, T – suma wartości,ν – ilość 

stopni swobody, e p 

– błędy, V – wariancja danego czynnika, 

F – test Fisher’a – Shnedecor’a, SS’ – poprawiona suma 

kwadratów, ** – 95% poziom istotności danego czynnika, *** 

– 99% poziom istotności danego czynnika, P[%] – procentowy 

udział każdego z czynników w wyniku obserwacji. 

Na podstawie analizy wariancji (tab. 7) stwierdzono, że 

najistotniejszy wpływ na jakość lutowania miała powłoka 

płytki drukowanej (udział 70%), mniejszy wpływ, lecz nadal 

istotny miał profil lutowania (15%). Natomiast wpływ rodzaju 

zastosowanego drutu lutowniczego należy uznać, za mało 

istotny (

Rys. 19. Wykresy efektów głównych. Fig. 19. Graphs of the main effects 

Omówienie wyników i wnioski 

Warstwa złota na płytkach drukowanych charakteryzowała się 

zmniejszoną, w stosunku do wymagań, grubością podwarstwy 

niklu, jednak z wynikiem pozytywnym przeszła próbę lutowności. 

Po lutowaniu, złoto rozpuściło się w stopie SAC 305, a na 

granicy faz podłoże miedziane/stop powstała warstwa związków 

międzymetalicznych Ni 3 

Sn 4 

+ Cu 6 

Sn 5 

, o grubości ok. 2 µm, 

charakterystycznej dla bezołowiowych połączeń lutowanych. 

W połączeniach lutownych, zarówno układów BGA (z lutowania 

rozpływowego), jak i podzespołów przewlekanych (z 

lutowania ręcznego) stwierdzono bardzo małą ilość wad lutowniczych. 

Głownie były to pustki w kulkach BGA lub brak 

pełnego wypełnienia otworów. 

Warstwa srebra immersyjnego na płytkach drukowanych 

charakteryzowała się prawidłową grubością, jednak nie spełniła 

wymagań lutowności. Po procesie przetapiania pasty 

SAC 305 na powłoce powstały odwilżenia. W połączeniu 

lutowanym, metodą SEM i EDX stwierdzono narost grubej, 

kolumnowej warstwy Cu 6 

Sn 5 

na granicy faz, a w miejscach 

odwilżenia o prócz cienkiej warstwy ZMM nie stwierdzono 

obecności stopu SAC. 

Zła jakość powłoki Ag imm 

znalazła odbicie w dużej ilości 

wad lutowniczych, szczególnie w dużych pustkach (>25% objętości) 

w kulkach BGA oraz braku wypełnień podzespołów 

przewlekanych. 

Analiza ANOVA wykazała, że na jakość lutowania bezołowiowego 

głównie miał wpływ rodzaj powłoki na pd (w 70%), oprócz 

tego w 15% wpływ miał profil lutowania. Dla omawianych przypadków 

korzystniejszy był profil lutowania, o temperaturze w 

piku: 245…250°C i czasie 60…90 s. Rodzaj stopu w drucie lutowniczym 

w niewielkim stopniu (5%) wpłynął na wyniki lutowania. 

Na podstawie przeprowadzonych badań wykazano wpływ 

jakości powłoki na pd na jakość lutowania bezołowiowego, 

Stwierdzono, że badanie lutowności jest dobrym wskaźnikiem 

jakości powłoki wchodzącej do procesu lutowania. 

Literatura 

[1] Proposal for a Directive on the Restriction of the Use of Certain 

Hazardous Substances in Electrical and Electronic Equipment 

(RoHS), COM(2008) 809/4 RECAST, Draft 8 November 2010, 

http://www.europarl.europa.eu. 

[2] Bukat K., Hackiewicz H.: Lutowanie bezołowiowe. BTC 2007, 

ISBN 978-83-60233-25-2. 

[3] Vianco P.T.: An Overview of Surface Finishes and Their Role in 

Printed Circuit Board Solderability and Solder Joint Performance. 

Circuit World, 25 (1998), p.6. 

[4] Arra M., Shangguan D., Xie D.: Wetting of Fresh and Aged Immersion 

Tin and Silver Finishes by Sn/Ag/Cu Solder. Proc. APEX 

2003, (IPC, Northbrook, IL; 2003), S12-2-1 - 12-2-7. 

[5] Peace G. S.: Taguchi methods: a hands-on approach, Addison-Wesley 

Publishing Company, ISBN 0-201-56311-8, Second 

printing 1993. 

[6] Kisiel R., Friedel K.: Design of experiments: joint action of leadfree 

solders with low-solid fluxes. 19th International Spring Seminar 

on Electronic Technology, God - Hungary, 1996, 124–128. 

[7] IPC-4552: 2002. Specification for Electroless Nickel/Immersion 

Gold (ENIG) Plating for Printed Circuit Boards 

[8] IPC-4553A: 2005. Specification for Immersion Silver Plating for 

Printed Boards 

[9] Vianco P., E. Lopez, W. Wallace, A. Kilgo, S. Lucero: Effects of 

Storage Procedures and Bake Out on Solderability of Immersion 

Silver-Coated PCBs, http://www.smtonline.com/ As originally 

published in the proceedings of Pan Pacific Symposium 2009, 

January 26–28, 2009. 

[10] IPC J-STD-003B: 2007. Solderability Tests for Printed Boards. 

[11] PN-EN 61191-2 (2006). „Wymagania dotyczące jakości wykonania 

zespołów elektronicznych lutowanych. Część 2: Zespoły 

wykonywane techniką montażu powierzchniowego” 

[12] PN-EN 61192-3 (2007). „Wymagania dotyczące jakości wykonania 

zespołów elektronicznych lutowanych. Część 3: Zespoły 

wykonane techniką montażu przewlekanego”. 

[13] Kościelski M.: Wady lutownicze – identyfikacja metodą 

rentgenowską i proponowane środki zapobiegawcze. Elektronika 

12/2008, 92–93. 


Mikrorobot do lutowania punktowego do zastosowań 

w automatycznych systemach produkcyjnych 

mgr inż. MARCIN KIEŁBASIŃSKI, mgr inż. WIESŁAW KOPERA, 

mgr inż. TADEUSZ KOZŁOWSKI, mgr inż. WŁODZIMIERZ MOCNY 


Przy montażu podzespołów elektrotechnicznych (przekaźniki 

elektromagnetyczne, wyłączniki nadprądowe, filtry przeciwzakłóceniowe, 

kondensatory itp.) prawie zawsze występują operacje 

lutowania punktowego. 

Lutowanie punktowe dotyczy wykonywania połączeń końcówek 

dwu lub więcej przewodów elektrycznych, lub połączeń 

końcówek przewodów z określonymi detalami montowanego 

podzespołu elektrotechnicznego. Przykład takiego połączenia 

przedstawia rys. 1. Przedstawiony na nim detal jest filtrem 

przeciwzakłóceniowym, w którym lutowane są przewody do 

blaszek wyprowadzeń zwijki kondensatorowej. 

W technologii montażu ręcznego, coraz częściej eliminowanego 

z praktyki przemysłowej, operacje te są wykonywane 

na stanowiskach obsługiwanych przez operatora wyposażonego 

w specjalizowane lub standardowe lutownice. Operator 

dokonujący lutowania jest jednocześnie weryfikatorem jakości 

wykonanego połączenia, ewentualnie korygującym błędy, co 

w sposób oczywisty wpływa na czas wykonywania operacji. 

Praktycznie osiągana jakość lutowania w dużym stopniu zależy 

od doświadczenia i rzetelności operatora. 

W produkcji wielkoseryjnej podzespołów elektrotechnicznych 

coraz częściej proces montażu łącznie z lokalnymi 

operacjami lutowania realizowany jest w automatycznych liniach 

technologicznych, głównie z konieczności uzyskiwania 

wysokich wydajności i powtarzalnej jakości, a także w celu 

obniżki kosztów jednostkowych. Jednakże zautomatyzowanie 

operacji lutowania wyprowadzeń realizowanej współbieżnie 

z innymi operacjami montażu nastręcza wielu trudności. Ze 

względu na istotne zagadnienia związane z ochroną środowiska 

wymagane jest zastosowanie materiałów lutowniczych 

dostosowanych do technologii bezołowiowej, właściwie dobranych 

do łączonych materiałów, a także precyzyjnych metod 

nagrzewania połączeń lutowniczych w kontekście wymagań 

narzucanych przez linię automatycznego montażu podzespołów 

elektrotechnicznych. 

Technologia bezołowiowa wymaga stosowania temperatury 

narzędzia najczęściej w zakresie 380…400°C. 

Technologię bezołowiową należy stosować przy produkcji 

podzespołów elektrycznych i elektronicznych objętych dyrektywą 

RoHS, bez względu na miejsce występowania połączeń 

lutowanych [1, 2]. 

Budowa urządzenia 

W ramach prac prowadzonych w ITR został opracowany i wykonany 

prototyp mikrorobota lutowniczego do wykorzystania 

w automatycznych liniach montażowych. 

Widok 3D mikrorobota przedstawiony jest na rys. 2, a na 

rys. 3 pokazano szczegółowo konstrukcję głowicy lutującej 

z mechanizmem współrzędnościowym XY. 

Urządzenie składa się z: 

● konstrukcji nośnej, 

● zespołów funkcjonalnych: 

‣ głowicy roboczej, zawierającej lutownicę z prowadnikiem 

drutu lutowniczego, 

‣ pneumatycznego napędu głowicy w osi Z, 

‣ mechanizmu współrzędnościowego XY, na którym zamocowana 

jest głowica, 

‣ podajnika drutu lutowniczego, 

‣ stacji lutowniczej, 

● systemu sterowania urządzeniem, 

● pulpitu operatorskiego, 

Rys. 1. Punkty lutowania w przykładowym detalu 

Fig. 1. Soldering points in the sample component 

Rys. 2. Widok 3D mikrorobota 

Fig. 2. Microrobot 3D view 

82 


Rys. 3. Widok szczegółowy zespołów funkcjonalnych 

Fig. 3. Detailed view of the functional components 

Rys. 4. Schemat blokowy podsystemu zasilania i sterowania 

Fig. 4. The block diagram of the supply and control subsystem 

● systemu zasilania zespołów, 

● kamery typu smart (kamery inteligentnej), 

● systemu eliminacji oparów lutowania (nie pokazanego na 

rysunku). 

W urządzeniu zastosowane zostały handlowe zespoły do 

realizacji technologicznych funkcji procesu lutowania: 

● stacja lutownicza typ WD2 firmy Weller (z grzaniem oporowym) 

oraz wymiennie stacja lutownicza typ Q203 H firmy 

● 

Quick (z grzaniem prądami w.cz), 

podajnik drutu lutowniczego model RE-PSL firmy Reeco. 

Stacje lutownicze mogą być również innego typu, czy innego 

producenta, podobnie jak podajnik drutu lutowniczego. 

Konstrukcja nośna urządzenia oparta jest o system aluminiowych 

profili konstrukcyjnych firmy ITEM. Jest to rodzaj 

ażurowego prostopadłościanu z płytą wierzchnią, na której 

usytuowane są zespoły funkcjonalne: mechanizm współrzędnościowy 

XY z ruchomą w osi Z głowicą roboczą, stacja 

lutownicza, podajnik drutu lutowniczego oraz wspornik 

smart kamery. Głowica robocza, zamontowana na wsporniku 

umocowanym na mechanizmie współrzędnościowym, posiada 

formę uchwytu trzymającego lutownicę i prowadnik drutu 

lutowniczego. Uchwyt jest uniwersalny, tj. przystosowany do 

zamocowania lutownic wchodzących w skład zarówno stacji 

lutowniczej WD2, jak i Q203H. Do napędu głowicy w osi Z wykorzystywany 

jest siłownik pneumatyczny z prowadzeniem 

i układem regulacji siły nacisku grota lutownicy. 

Mechanizm współrzędnościowy XY zbudowany jest z 2 

segmentów liniowego przesuwu (paskowych) z dwufazowymi 

silnikami skokowymi. 

W dolnej części konstrukcji (pod płytą wierzchnią) umieszczona 

jest szafka sterownicza, w której znajdują się podzespoły 

systemu sterowania. 

Podsystem zasilania i sterowania 

Podsystem zasilania i sterowania, którego schemat blokowy 

przedstawiono na rys. 4 składa się z następujących części: 

● szafki sterowania, 

● pulpitu operatorskiego model XBTN200, 

● przycisków: wyłącznika głównego i wyłącznika awaryjnego. 

Sterownik mikroprocesorowy, umieszczony w szafce sterowania, 

integruje podsystem wizyjny i mechatroniczny poprzez 

interfejs komunikacyjny Ethernet z protokółem Modbus 

TCP w trybie master-slave oraz linie dwustanowe I/O. 

Urządzenie uruchamiane jest cyklicznie przez system nadrzędny 

sterowania linią automatycznego montażu. 

W skład oprogramowania sterownika wchodzą procedury 

sterowania cyklem automatycznym oraz procedury obsługi 

serwisowej. Praca serwisowa urządzenia realizowana jest 

z lokalnego pulpitu operatorskiego. 

Podsystem wizyjny 

● 

Podsystem wizyjny [3] ma 3 podstawowe zadania do wykonania: 

● wstępną ocenę pola lutowniczego w tym analizę obecności 

drutu, 

● wyznaczenie poprawki w płaszczyźnie XY dla położenia 

grota lutownicy w celu optymalizacji położenia punktu lutowniczego, 

wykonanie oceny połączenia po wykonaniu operacji lutowania. 

Przyjęto koncepcję rozwiązania podsystemu wizyjnego 

w oparciu o układ kamery inteligentnej (smart camera), wyposażonej 

w oświetlacz własny typu LED-Ring light. Do realizacji 

zadań inspekcji wizyjnej wybrano monochromatyczną kamerę 

o rozdzielczości 640x480 pikseli, model IS 5100 firmy Cognex/ 

DVT Corporation. Pole ekspozycji stanowi obszar 40×30 mm. 

Jako interfejs komunikacyjny pomiędzy sterownikiem obiektowym, 

a systemem wizyjnym zastosowano łącze Ethernet 

z protokółem Modbus TCP oraz moduł interfejsu cyfrowego 

wyposażony w 3 programowalne linie I/O. Zarządzanie produktami 

(predefiniowalnymi procesami inspekcji wizyjnej) odbywa 

się za pośrednictwem pulpitu operatorskiego sterownika 

PLC lub komputera. Zaprojektowany system posiada cechy 

skalowalności pozwalające na rozbudowę bazy produktów, 

jak również rozszerzanie funkcji aplikacji wizyjnych o dodatkowe 

zadania inspekcji jakości badanych elementów. Jest 

otwarty na rozbudowę sprzętową o dodatkowe węzły wizyjne 

pozwalające na inspekcję w innych rzutach. 

Zastosowany system inspekcji optycznej oraz zastosowane 

techniki przetwarzania i analizy obrazów umożliwiają realizację 

dodatkowych zadań inspekcji wstępnej: 

● identyfikację niewłaściwego wymiarowo detalu oraz jego 

złe spozycjonowanie w polu ekspozycji, 

● pomiar orientacji kątowej wyprowadzenia względem pola 

lutowniczego, 

● detekcję znaczących defektów powierzchniowych pola lutowniczego. 

Po wykonaniu inspekcji wstępnej, system wizyjny decyduje 

czy obiekt klasyfikuje się do wykonania operacji lutowania 


czy też potraktowany zostanie w linii technologicznej jako 

brak. W przypadku pozytywnego wyniku inspekcji wstępnej, 

system wyznacza pożądaną pozycję w płaszczyźnie XY grotu 

lutownicy względem pola lutowniczego. Optymalną ze względu 

na proces lutowania jest pozycja styczna do wyprowadzenia 

zlokalizowana w połowie jego długości w zakresie pola 

lutowniczego. 

Po wykonaniu operacji lutowania, system wizyjny dokonuje 

inspekcji optycznej połączenia w celu oceny jego jakości. 

Analiza jakości lutowanego połączenia dotyczy przede 

wszystkim wymiarów geometrycznych połączenia oraz oceny 

stanu powierzchni. 

Informacja o wyniku analizy (dobry/zły) przekazywana jest 

do nadrzędnego systemu sterowania linią automatycznego 

montażu. 

Podsumowanie 

Mikrorobot do lutowania punktowego został zaprojektowany 

i wykonany w ramach projektu rozwojowego pt. „Mikrorobot 

do lutowania punktowego z wizyjnym systemem 

pozycjonowania i kontroli jakości lutowania do zastosowań 

w automatycznych liniach montażu podzespołów elektrotechnicznych”. 

Literatura 

[1] Bukat K., Hackiewicz H.: Lutowanie bezołowiowe. Wyd. BTC, 

Warszawa 2007. 

[2] Kornacki W., Moszczyński S., Bukat K.: Problemy technologii 

bezołowiowego lutowania punktowego w przemysłowych zautomatyzowanych 

liniach montażowych. Elektronika 7/2011. 

[3] Karliński M., Kornacki W., Biernacki K.: Zastosowanie systemu 

automatycznej inspekcji wizyjnej dla celów automatyzacji operacji 

lutowania punktowego w produkcyjnych liniach montażowych. 

Elektronika 7/2011. 

[4] Dokument normalizacyjny IPC-A-610D „Acceptability of electronic 

assemblies”, 2005. 

[5] Materiały firmy Weller: Instrukcja obsługi stacji lutowniczej WD2, 

2008. 

[6] Materiały firmy QUICK: Instrukcja obsługi stacji lutowniczej 

Q203H, 2009. 

[7] Materiały firmy Cognex: Środowisko projektowo-uruchomieniowe 

In Sight Explorer 4.3, 2009. 

[8] Twido programmable controller, Schneider Electric, 2007. 

Zastosowanie systemu automatycznej inspekcji 

wizyjnej dla celów automatyzacji operacji lutowania 

punktowego w produkcyjnych liniach montażowych 

mgr inż. KRZYSZTOF BIERNACKI, mgr inż. MARCIN KARLIŃSKI, 

dr inż. WITOLD KORNACKI 


W artykule przedstawiono zastosowanie podsystemu wizyjnego 

w oparciu o układ kamery inteligentnej (smart camera), 

wyposażonej w oświetlacz własny typu LED-ring light, na potrzeby 

wyznaczania korekty położenia narzędzia roboczego 

(głowicy lutowniczej) oraz realizacji podstawowych zadań 

inspekcji jakości lutowanych elementów, wykorzystanego 

w projekcie badawczo-rozwojowym Nr N R02 0043 06/2009 

„Mikrorobot do lutowania punktowego z wizyjnym systemem 

pozycjonowania i kontroli jakości lutowania do zastosowań 

w automatycznych liniach montażu podzespołów elektrotechnicznych”. 

Celem tego projektu było opracowanie nowej technologii 

lutowania punktowego i narzędzia do jej realizacji dla 

zastosowań w automatycznych liniach montażu podzespołów 

elektrotechnicznych, tj. opracowanie inteligentnego mikrorobota 

z wizyjnym systemem pozycjonowania punktu połączenia 

i wizyjną kontrolą jakości wykonywanych operacji. 

W wyniku realizacji projektu powstał prototyp mikrorobota 

lutowniczego przygotowany do zastosowań w zautomatyzowanych 

liniach produkcyjnych. Jest to urządzenie uniwersalne, 

łatwo adaptowalne do konkretnej aplikacji. 

W skład systemu wchodzą: 

• mechanizm współrzędnościowy x/y/z o programowanym 

zakresie przesunięć w osiach x/y ± 50 mm, 

• kamera wizyjna z systemem optyczno-oświetleniowym 

o zakresie obserwacji ok. 50 × 50 mm, 

• nadążny system grzejny z dynamicznie dostosowaną temperaturą 

grota lutowniczego, kompensujący obniżanie się 

temperatury końca grota w momencie zetknięcia się z materiałem 

łączonych elementów, 

84 

• system automatycznego porcjowania materiału lutowniczego; 

• system komputerowy wyposażony w procedury programowe 

dotyczące: 

– sterowania ruchami mechanizmu x/y/z i zespołu podawania 

lutu (pozycjonowanie) na podstawie analizy 

obrazu zarejestrowanego przez kamerę, 

– analizy obrazu dla oceny jakości lutowania (stanu powierzchni 

wykonanego połączenia lutowanego) 

– dynamicznej regulacji temperatury grota, uwzględniającej 

charakterystyczne parametry stosowanego materiału 

i wymagania czasowe procesu montażu, 

– wspomagania serwisowej obsługi urządzenia, 

– współpracy z komputerowym systemem sterowania 

urządzeniami automatycznej linii montażowej. 

Artykuł koncentruje się na zagadnieniach analizy obrazów 

wykorzystywanej w systemie pozycjonowania głowicy 

lutującej, oceny wymiarów geometrycznych połączeń 

i podstawowej kontroli jakości stanu powierzchni połączeń 

lutowanych [1]. 

Architektura sprzętowa podsystemu 

wizyjnego 

Do realizacji zadań inspekcji wizyjnej wybrano kamerę o rozdzielczości 

640 × 480 pikseli, model IS 5100 firmy Cognex/ 

DVT Corporation pracującą pod kontrolą środowiska projektowo 

uruchomieniowego serii In-Sight Explorer.4.3 [5]. 

Jako interfejs komunikacyjny pomiędzy sterownikiem obiek- 


towym a systemem wizyjnym zastosowano łącze Ethernet 

z protokółem Modbus TCP oraz moduł interfejsu cyfrowego 

wyposażony w 3 programowalne linie I/O. Zarządzanie 

produktami (predefiniowalnymi procesami inspekcji wizyjnej) 

odbywa się za pośrednictwem pulpitu operatorskiego 

sterownika PLC lub komputera. Zaprezentowany system 

posiada cechy skalowalności pozwalające na rozbudowę 

bazy produktów jak również rozszerzanie funkcji aplikacji 

wizyjnych o dodatkowe zadania inspekcji jakości badanych 

elementów. System jest otwarty na rozbudowę sprzętową 

o dodatkowe węzły wizyjne pozwalające na inspekcję w innych 

rzutach. 

Podstawowe elementy architektury sprzętowej podsystemu 

wizyjnego zastosowane w projekcie są następujące: 

– IS 5100 – Series 5000 High Speed SmartImage Sensor 

(monochromatyczna smart camera CCD o dużej 

wydajności) [5], 

– 5000R-LGTKIT – LGT kit IS series red (oświetlacz pierścieniowy 

do montażu na kamerze, kolor czerwony) [6], 

– ACC-24I – DVT 24V/2A ind. power supply (Zasilacz kamery 

+24VDC do montażu na szynie), 

– LDS-C – SPACER 5 MM CS MOUNT TO C (pierścień 

przejściowy do montażu optyki typu C), 

– LTC-50F Tamron – C Mount 50 mm lens (obiektyw o stałej 

ogniskowej). 

System oświetlenia 

System oświetlenia stanowi jeden z ważniejszych elementów 

systemu wizji maszynowej i ma zasadnicze znaczenie, 

jeżeli chodzi o pozyskanie informacji dobrej jakości, w celu 

jej późniejszego przetwarzania i analizowania. Zastosowany 

oświetlacz zapewnia jednorodne oświetlenie pola ekspozycji, 

uwydatniając pożądane cechy obserwowanych detali. Zastosowano 

oświetlacz LED pierścieniowy zintegrowany z kamerą 

[6]. Analizę warunków ekspozycji determinujących wybór systemu 

oświetlenia zamieszczono poniżej – podstawowe cechy 

zastosowanego oświetlacza: 

– Kształt: oświetlenie pierścieniowe (ring type) 

– Wymiary geometryczne: średnica – 50 mm 

– Struktura światła: oświetlenie bezpośrednie (direct) 

– Sposób umiejscowienia obiektu w stosunku do oświetlacza 

i kamery: oświetlenie typu front light 

– Sposób ukierunkowania światła: oświetlenie w polu jasnym 

(bright field) 

– Długości fali: 660 nm, 

– Tryb pracy: dynamiczny (oświetlenie impulsowe, tylko 

w czasie akwizycji obrazu). 

Podzespoły optyczne 

W zakresie sprzętu optycznego zastosowano obiektyw 

o stałej ogniskowej, firmy Tamron typu: LTC-50F C Mount 

50 mm lens. Kamera umieszczona jest w odległości 

ok. 40 cm od obiektu. Przesłona obiektywu wynosi 1:5.6 

a czas ekspozycji zdjęcia 8 ms. Pole ekspozycji ma wymiary 

40 × 30 mm i odpowiada pełnej rozdzielczości kamery 

(640 × 480) pikseli. 

Przedmiot analizy wizyjnej 

Analizie wizyjnej poddawane są połączenia lutowane powstające 

w wyniku pracy zautomatyzowanego systemu lutowania 

punktowego. Reprezentatywne próbki lutów prezentuje 

rys. 1. 

Rys. 1. Próbki lutów w świetle dziennym 

Fig. 1. Soldering samples in a daily light 

Zdjęcia zamieszczone na rys. 1 wykonano kamerą Cognex 

IS 5100 z obiektywem F50 mm zorientowaną prostopadle 

do pola ekspozycji. Odległość przedmiotowa – 400 mm, pole 

ekspozycji 40x30 mm. 

Próbki dokumentują podstawowe problemy występujące 

w analizie wizyjnej połączeń lutowanych tj.: 

– niski kontrast pomiędzy polem lutowniczym (padem), a lutem, 

– wysoką refleksyjność powierzchni lutu, 

– niejednorodność powierzchni i koloru wynikająca z nierównomiernego 

rozpływu lutowia i plam topnika, 

– niewidoczne w rzucie czołowym zjawisko braku rozpływu 

lutowia (wysoki kąt zwilżania) 

– nieznaczna zmiana poziomu refleksyjności lutowia dla 

przypadku „zimnego lutu” [2]. 

W dalszej części artykułu przedstawiono zastosowane metody 

akwizycji obrazu oraz algorytmy inspekcji wizyjnej pozwalające 

na wstępną ocenę jakości połączeń lutowanych [3]. 

Właściwa akwizycja obrazu wymaga optymalnego określenia 

pod kątem ekspozycji cech charakterystycznych obiektu, 

jego oświetlenia, konfiguracji układu optyki oraz doborze 

filtrów. 

Algorytmy inspekcji wizyjnej sprowadzają się do pomiaru 

cech geometrycznych obiektu typu pole powierzchni lutu, jego 

objętość, kąt zwilżania, skazy powierzchniowe. 

Ze względu na ograniczone spektrum zastosowań oświetlacza 

własnego kamery wynikające z niewielkiej mocy oraz 

braku regulacji położenia (z wyjątkiem wyboru sekcji świetlnej 

w osi X lub Y) wykonano eksperymenty z oświetlaczem zewnętrznym 

ring lighting. Do badań zastosowano oświetlacz 

IDR-F60/32R firmy VS Technology o średnicy 60 mm i mocy 

2,4 W (rys. 2). Oświetlacz ten zapewnia jednorodne rozproszone 

światło o dużej luminancji. Obraz detalu uzyskany 

z zastosowaniem oświetlacza płaszczyznowego serii IDR-F 

prezentuje rys. 3. Zaletą tego typu światła jest wysoki kontrast 

lutu w stosunku do tła nawet przy „niskim profilu” pola lutowniczego. 

Zastosowanie zewnętrznego źródła światła pozwala 

na rejestrację dobrej jakości obrazu niezależnie od odległości 

od kamery i gabarytów stanowiska badawczego. 

Pierwszy etap konfiguracji systemu optyki służy pozyskaniu 

kontrastowego obrazu lutu w rzucie czołowym. Zastosowanie 

w/w układu oświetlenia i filtracji pozwala na uzyskanie quazi 

jednorodnego kolorystycznie obrazu lutu na tle pola, niezależnie 

od jego kształtu co umożliwia następnie wyznaczenie pola 

powierzchni obrysu lutu oraz miary jego regularności. 


Rys. 4. Oświetlenie strukturalne z linią laserową 

Fig. 4. Structural lighting with the use of laser line 

Rys. 2. Zastosowanie oświetlacza płaszczyznowego IDR-F 

Fig. 2. Applications of Flat Direct Ring Lighting 

Rys. 5. Detale oświetlone linią laserową 

Fig. 5. Samples illuminated with laser lines 

Rys. 3. Zdjęcie pola lutowniczego w świetle oświetlacza IDR-F 

Fig. 3. Photo of soldering pad with the use of Flat Direct Ring 

Lighting 

Ekspozycja w rzucie bocznym 

Na jakość połączenia lutowanego wpływa nie tylko pole powierzchni 

i właściwy regularny kształt, ale również profil poprzeczny 

stanowiący miarę objętości lutu. Kształt profilu niesie informację 

o stopniu rozpłynięcia lutowia czyli tzw. kącie zwilżania. 

Ekspozycję w rzucie bocznym uzyskano w tym samym 

układzie optyki, wyposażonym dodatkowo w źródło światła 

strukturalnego zbudowanego na bazie linii laserowej wyposażonej 

w głowicę siatki znaczników optycznych (rys. 4). 

Wykorzystano siatkę znaczników w postaci 5 linii równoległych 

rzutowanych na powierzchnię pola lutowniczego pod 

kątem 45°. Profil analizowanych lutów pokazuje rys. 5. 

Do obserwacji znaczników linii laserowej na tle lutu wyposażono 

obiektyw w filtr pasmowo-przepustowy (λ = 646 nm) 

dopasowany do długości fali świetlnej emitowanej przez laser. 

Ze względu na wysoką refleksyjność, niejednorodność kształtu 

i koloru lutu, obraz pozyskany bez filtra jest trudny do analizy 

(rys. 6). 

Odwzorowanie na powierzchni pola lutowniczego linii przekrojów 

poprzecznych odpowiada obserwacji obiektu w rzucie 

bocznym. Powierzchnia kolejnych przekrojów pozwala oszacować 

objętość lutu. Kształt linii na styku pola lutowniczego 

jest miarą kąta zwilżania. Nieciągłość linii odpowiada wysokiemu 

kątowi zwilżania lutowia lub ubytkom lutu. 

86 

Rys. 6. Obraz linii laserowej bez filtracji pasmowej 

Fig. 6. Picture of laser lines without bandwidth filtering 

Ekspozycja w polu ciemnym 

Ekspozycja w polu ciemnym stanowi alternatywną metodę 

identyfikacji przekroju detalu w stosunku do obserwacji 

w świetle strukturalnym jakie emituje linia laserowa. Ten typ 

oświetlenia pozwala na wyeksponowanie krawędzi niewidocznych 

w rzucie czołowym, w tym przypadku obrysu krawędzi 

lutu. Konfiguracja systemu wizyjnego przy zastosowaniu tego 

typu oświetlacza pokazana jest na rys. 7. 


Rys. 7. System oświetlenia „w polu ciemnym” 

Fig. 7. Lighting system „in a dark field” 

Rys. 9. Efekt zacienienia wokół lutu obserwowanego w polu 

ciemnym 

Fig. 9. Shadow effect around soldering sample „in a dark field” 

Struktura oprogramowania systemu 

wizyjnego 

Rys. 8. Ekspozycja lutów w polu ciemnym 

Fig. 8. Soldering samples „in a dark fileld” 

Zastosowanie oświetlacza „dark field” wymaga miejsca 

w okolicy pola ekspozycji ze względu na niewielką odległość 

roboczą przedmiotowego oświetlacza wynoszącą ok. 40 mm. 

Weryfikacji praktycznej poddana została ta metoda oświetlenia 

z wykorzystaniem profesjonalnego oświetlacza nisko kątowego 

LED z dyfuzorem Do badań zastosowano oświetlacz 

o średnicy 100 mm typu IDR-LA produkcji VS Technology. 

Struktura światła emitowanego pod niskim kątem pozwala na 

ekspozycję zarysu tych fragmentów lutu które posiadają niski 

kąt zwilżania czyli krawędź schodzącą pod ostrym kątem do 

pola lutowniczego. Występuje tak zwany efekt płomienia na 

obrysie detalu (rys. 8c). 

Dodatkowym efektem pozwalającym oszacować objętość 

pola lutowniczego jest zjawisko zacienienia wokół ostrych 

krawędzi. Pomiar pola powierzchni obszaru zacienionego wymaga 

jednak jednorodnego tła, zbliżonego jasnością do pola 

lutowniczego, a występujący często efekt rozprysków topnika 

stawia pod znakiem zapytania przydatność tej metody. Zdjęcie 

detalu pokazanego w polu ciemnym oraz efekt cienia ukazuje 

rys. 9. 

Oprogramowanie wizyjne zostało zaprojektowane w oparciu 

o środowisko dedykowane do kamer firmy Cogex – In Sight 

Explorer 4.3 [7, 8]. 

Wykorzystane w projekcie środowisko projektowo-uruchomieniowe 

In Sight Explorer pozwala na kompleksowe oprogramowanie 

i uruchomienie aplikacji wizyjnej. Począwszy od 

konfiguracji sprzętowej odpowiadającej za proces akwizycji 

obrazu, poprzez wspomaganie projektowania algorytmów inspekcji 

opartych na funkcjach przetwarzania obrazów, aż po 

zadania sterowania i kontroli wykonywane on-line na obiekcie. 

W realizowanym projekcie algorytm wizyjny bada prawidłowe 

położenie detalu, sprawdza tolerancje wymiarów i wyznacza 

położenie narzędzia. Wynik inspekcji i współrzędne 

grota przesyłane są do jednostki nadrzędnej łączem Ethernet 

[9]. Rozwiązanie to integruje system inspekcji wizyjnej z mechanizmem 

wykonawczym tworząc autonomiczny węzeł technologiczny. 

Oprogramowanie narzędziowe obsługuje również funkcje 

komunikacyjne wyposażonej w interfejs sieciowy Ethernet kamery, 

wspierając istotne przemysłowe standardy wymiany danych 

oraz zdalny dostęp i monitoring kamery w sieci Internet. 

Zakres inspekcji optycznej sytemu 

wizyjnego 

System inspekcji wizyjnej przeznaczony jest do wyznaczenia 

pożądanej pozycji w płaszczyźnie XY grotu lutownicy względem 

pola lutowniczego. Optymalną ze względu na proces lutowania 

jest pozycja styczna do wyprowadzenia zlokalizowana 

w połowie jego długości w zakresie pola lutowniczego. 

Zastosowany system inspekcji optycznej oraz zastosowane 

techniki przetwarzania i analizy obrazów umożliwiają realizację 

następujących dodatkowych zadań inspekcji [4]: 

– identyfikacja niewłaściwego wymiarowo detalu, detal źle 

spozycjonowany w polu ekspozycji, 

– pomiar orientacji kątowej wyprowadzenia względem pola 

lutowniczego, 

– detekcja znaczących defektów powierzchniowych pola lutowniczego. 


Opis procedur pomiarowych 

Zrealizowano następujące procedury pomiarowe: 

– procedury przetwarzania wstępnego – Preprocesing – (Image, 

Calibration,) – proc. systemowa, 

– procedury pozycjonowania obiektu – Patterns – (Find the 

pad), 

– procedury pomiarowe – Edges – (Measure high/width 

of wire), 

– procedury obliczeniowe – Mathematics – (Tool pos of X,Y), 

– procedury wykrywania defektów powierzchni – Hist – (Check 

for wire), 

– procedury wyświetlania grafiki – Plot (Plot tool marker). 

Podsumowanie 

Podsumowując etap konfiguracji systemu wizyjnego prowadzony 

w celu pozyskania obrazu pola lutowniczego optymalnego 

pod kątem dalszej analizy należy stwierdzić, że obraz 

w rzucie czołowym i obraz w rzucie bocznym stanowi właściwy 

materiał do dalszej analizy. Niemniej jednak mogą wystąpić 

przesłanki uniemożliwiające zastosowanie linii laserowej, takie 

jak nieprecyzyjne podawanie detali w pole ekspozycji, czy ich 

dowolna orientacja kątowa. Uzasadnione jest w tym przypadku 

pozyskanie obrazu do analizy przestrzennej drogą akwizycji 

w polu ciemnym. W obydwu przypadkach rejestracja obrazu 

do analizy płaskiej jak i przestrzennej następuje na tym samym 

stanowisku. System kamery inteligentnej steruje właściwymi 

źródłami światła przy wykonywaniu kolejnych zdjęć. 

Zagadnienie inspekcji jakości połączeń powinno być dostosowane 

do warunków przemysłowych zarówno z punktu widzenia 

doboru sprzętu jak i wydajnych algorytmów, gwarantujących 

krótki czas inspekcji. W celu wyeksponowania cech, będących 

przedmiotem inspekcji przeprowadzone zostały próby z zastosowaniem 

monochromatycznych kamer CCD z różnymi systemami 

oświetlenia, zarówno z punktu widzenia długości fali światła, jak 

i jego struktury (oświetlenie światłem rozproszonym, oświetlenie 

w polu ciemnym, oświetlenie strukturalne przy wykorzystaniu linii 

laserowej). W celu poprawienia jakości obrazu testowano zastosowanie 

różnego rodzaju filtrów (np. pasmowo przepustowych 

czy polaryzacyjnych). W zakresie sprzętu wizyjnego bazowano 

na kamerach inteligentnych firmy Cognex i Dvt. 

Zrealizowane algorytmy i procedury inspekcji optycznej 

oraz zastosowane techniki przetwarzania i analizy obrazów 

pozwalają oczekiwać, że poza podstawowym zadaniem pozycjonowania 

grota lutownicy względem detalu będzie możliwa 

realizacja dodatkowych zadań inspekcji: 

– identyfikacja niewłaściwego wymiarowo detalu, 

– pomiar orientacji kątowej wyprowadzenia względem pola 

lutowniczego, 

– detekcja znaczących defektów powierzchniowych pola lutowniczego. 

Literatura 

[1] PN-EN 61192-1:2006, Wymagania dotyczące jakości wykonania 

zespołów elektronicznych. Część 1: Postanowienia ogólne. 

[2] Hand Soldering with Lead-free Alloys, Materiały firmy Kester, 

http://www.kester.com. 

[3] Bukat K., Hackiewicz H.: Lutowanie bezołowiowe. Wyd. BTC 

Warszawa 2007. 

[4] IPC-A-610D Acceptability of Electronic Assemblies, Feb 2005. 

[5] DVT Intellect 1.4 Installetion and User Guide, May 2007 by Cognex 

Corp. 

[6] DVT Scrip Reference Manual, Jan 2007 by Cognex Corp. 

[7] In-Sight Explorer User Guide, Apr 2009 by Cognex Corp. 

[8] In-Sight 5000 Series Vision System Manual, Apr 2009 by Cognex Corp. 

[9] Integration Note – MC Protocol (via Ethernet) for In-Sight, Mar 

2009 by Cognex Corp. 

Wpływ procesów rozwijania powierzchni miedzi 

na wielkość zmian rezystancji rezystora 

cienkowarstwowego formowanego z folii NiP 

mgr inż. KRZYSZTOF LIPIEC, mgr inż. ANETA ARAŹNA, dr inż. JANUSZ BORECKI, 

mgr inż. KONRAD FUTERA 

Instytut Tele i Radiotechniczny, Warszawa 

Przed procesem prasowania należy rozwinąć powierzchnię 

miedzi warstw wewnętrznych w celu zapewnienia dobrego 

przylegania naprasowanej warstwy preimpregnatu. Standardowo 

stosuje się tutaj następujące procesy: pumeksowanie, 

mikrotrawienie oraz wytwarzanie na powierzchni 

miedzi tlenków tego metalu w procesie chemicznym. 

W przypadku rezystorów cienkowarstwowych zastosowanie 

pumeksowania jest niedozwolone ze względu na możliwość 

uszkodzenia mechanicznego warstwy rezystywnej 

ziarnami stosowanego pumeksu w czasie tego procesu. 

Najczęściej stosowane są procesy wytwarzania brunatnych 

albo czarnych tlenków miedzi. Przed procesem nakładania 

tlenków powierzchnia płytki jest przygotowywana, aby wytworzona 

warstwa tlenków była równomierna na całej powierzchni 

i jednocześnie posiadała dużą przyczepność. 

W tym celu stosuje się szereg operacji technologicznych 

takich jak: odtłuszczanie, mikrotrawienie, dekapowanie. 

88 

Wszystkie te procesy mogą wpływać na nieosłoniętą warstwę 

rezystywną powodując jej roztwarzanie, a tym samym 

wzrost rezystywności. Dlatego wymagana jest analiza wpływu 

poszczególnych procesów przygotowania powierzchni 

warstwy obwodu drukowanego na rezystywność warstwy 

NiP. W związku z stosowaniem w praktyce produkcyjnej 

wielu różnych procesów nakładania tlenków miedzi, dla kilku 

powszechnie stosowanych procesów wykonano badania 

wpływu poszczególnych operacji technologicznych na 

zmiany rezystancji warstwy rezystywnej [1]. Podczas całego 

procesu technologicznego nakładania tlenków prowadzono 

stałą kontrolę roztworów, ponieważ wszelkie zmiany 

w składzie roztworów, temperaturze i warunkach procesowych 

mogą wpływać na zmiany rezystancji. Badanie zmian 

rezystancji podczas procesu rozwijania powierzchni miedzi 

były wykonywane w warunkach laboratoryjnych i w warunkach 

produkcyjnych na liniach technologicznych. 


Badanie wpływu procesów rozwijania 

powierzchni na wielkość zmian rezystancji 

rezystorów w warunkach laboratoryjnych 

Zastosowanie różnych związków chemicznych w poszczególnych 

roztworach powoduje, że każda operacja może przyczyniać 

się do degradacji warstwy rezystywnej, co bezpośrednio 

przekłada się na wzrost rezystywności tej warstwy. Warstwy wewnętrzne 

przeznaczone do badań zostały wykonane z dwóch 

rodzajów materiałów FR-4 z miedzią zewnętrzną Cu 18 µm 

i warstwą rezystywną NiP (25 Ω/□ i 100 Ω/□). W warunkach 

laboratoryjnych wykonano nakładanie trzech rodzajów tlenków 

miedzi to jest tlenków brunatnych, czerwonych i czarnych. 

Stosowane zasadowe roztwory oparte były na chlorynie sodu, 

wodorotlenku sodu i fosforanie sodu. Skład i parametry roztworów 

zasadowych zamieszczono w tabeli 1. Przed procesem 

osadzania tlenków powierzchni miedzi wszystkie płytki testowe 

odtłuszczano w alkalicznym roztworze zawierającym wodorotlenek 

i fosforan sodowy, w temperaturze 50°C przez 3 minuty. 

Tab. 1. Skład i parametry zasadowych tlenków. Próby doświadczalne 

laboratoryjne rozwinięcia powierzchni Cu 

Tabl. 1. Composition and parameters of alkaline oxides. Experimental 

and laboratory tests of Cu surface development 

Skład i parametry 

procesu 

Rodzaj tlenków 

Brunatne Czerwone Czarne 

NaClO 2 

0,7M 1,2M 0,5M 

NaOH 0,5M 0,5M 1,25M 

Na 3 

PO 4 

10 g/l 10 g/l 10 g/l 

Temperatura [°C] 60 50 80 

Czas [min] 5 5 5 

Po procesie odtłuszczania i po procesie nakładania tlenków 

mierzono rezystancję rezystorów. Aby wykonać pomiar 

rezystancji konieczne było odsłonięcie miedzianych pól pomiarowych 

za pomocą wiązki laserowej na drążarce UV YAG 

(długość fali 355 nm) [2]. Po odtłuszczaniu zanotowano niewielki 

wzrost rezystancji, który wynosił w przybliżeniu 0,5% 

w przypadku warstwy rezystywnej 25 Ω/□ i do 1% w przypadku 

warstwy rezystywnej 100 Ω/□. Ustalono, że stosowane 

zasadowe roztwory miały zdecydowanie wyższy wpływ na 

warstwę o rezystancji 100 Ω/□. Największe zmiany rezystancji 

powodowały zasadowe tlenki czarne i zawierały się w przedziale 

20…28% dla warstwy rezystywnej 100 Ω/□ rys. 1, 

Rys. 2. Zmiana rezystancji po procesie wytwarzania brunatnych 

tlenków, rezystory wykonane w materiale 100 Ω/□ 

Fig. 2. The change of resistance after the brown oxides manufacturing 

generation process, resistors completed in 100 Ω/□ 

material 

a dla warstwy 25 Ω/□ w przedziale 5…6%. Niższe zmiany rezystancji 

powodowały zasadowe tlenki czerwone w zakresie 

od 11% do 20% w przypadku warstwy rezystywnej 100 Ω/□ 

i 1…3,5% dla warstwy 25 Ω/□. Najmniejsze zmiany rezystancji 

z wszystkich użytych do badań laboratoryjnych tlenków zasadowych 

powodowały tlenki brunatne i wynosiły od 14% do 

18% dla warstwy rezystywnej 100 Ω/□ rys. 2, a dla warstwy 25 

Ω/□ zawierały się w przedziale 0,5…1,5%. 

Badania wpływu procesów rozwinięcia powierzchni Cu 

przed prasowaniem uzupełniono testami rozwinięcia powierzchni 

Cu techniką mikrotrawienia w roztworze kwaśnym 

nadsiarczanu sodu. Temperatura pracy procesu wynosiła 

50°C. 

W badaniach laboratoryjnych rozwijania powierzchni 

miedzi za pomocą mikrotrawienia w roztworze kwaśnym 

uzyskano wzrost rezystancji wyższy w przypadku warstwy 

rezystywnej 25 Ω/□ i wynosił on 5…7%. W przypadku warstwy 

rezystywnej 100 Ω/□ wzrost rezystancji wynosił 1…2% 

tab. 2. 

Tab. 2. Wpływ procesów technologicznych na rezystancję wbudowanych 

elementów rezystywnych w zależności od rodzaju materiału 

rezystywnego. Próby doświadczalne laboratoryjne rozwinięcia powierzchni 

Cu 

Tabl. 2. Influence of technological processes on the resistance 

of built-in resistive elements depending on a kind of resistive material. 

Experimental and laboratory tests of Cu surface development 

Rodzaj 

procesu 

Warstwa rezystywna NiP 25 Ω/ 

Tlenki 

Czarne Czerwone Brunatne 

Mikrotrawienie 

Zmiana 

rezystancji [%] 

5–6 1–3,5 0,5–1,5 5–7 

Rodzaj 

procesu 


Tlenki 

Czarne Czerwone Brunatne 


Zmiana 

rezystancji [%] 

20–28 11–20 14–18 1–2 

Rys. 1. Zmiana rezystancji po procesie wytwarzania czarnych 

tlenków, rezystory wykonane w materiale 100 Ω/□ 

Fig. 1. The change of resistance after the black oxides generation 

process, resistors completed in 100 Ω/□ material 

Po wytworzeniu tlenków i wykonaniu pomiarów płytki testowe 

poddawano procesowi prasowania. 


Badanie wpływu procesów rozwijania 

powierzchni na wielkość zmian rezystancji 

rezystorów cienkowarstwowych 

w warunkach produkcyjnych 

Wykonano badania na liniach technologicznych, w których 

stosowano dwie handlowe technologie osadzania tlenków 

miedzi: tlenków brunatnych z roztworu kwaśnego firmy J- 

KEM oraz tlenków czarnych z roztworów alkalicznych według 

technologii Rohm & Haas. 

Drugi proces wykonywano u dwóch producentów płytek 

drukowanych. Parametry charakterystyczne poszczególnych 

procesów wytwarzania tlenków brunatny i czarnych 

zostały przedstawione w tab. 3. 

Zauważono wyraźnie silniejsze oddziaływanie stosowanego 

roztworu alkalicznego. Największe zmiany rezystancji 

wywoływał w przypadku rezystorów wykonywanych z materiału 

rezystywnego 100 Ω/□ i zawierał się w przedziale 

25…58% dla zakładu 1 i 2. Mniejsze zmiany wywoływał 

roztwór alkaliczny dla materiału rezystywnego 25 Ω/□ w zakresie 

14…24%. Stosowany w ITR roztwór kwaśny do rozwijania 

powierzchni powodował znacznie mniejsze zmiany 

rezystancji w badanych rezystorach w przypadku warstwy 

rezystywnej 100 Ω/□ zawierały się w przedziale 7…18%. Natomiast 

dla użytego materiału 25 Ω/□ zmiany rezystancji były 

w zakresie 9…13,5%. 

Tab. 3. Zestawienie parametrów i procesów podczas wytwarzania tlenków. Próby doświadczalne 

produkcyjne 

Tabl. 3. List of parameters and processes during the preparation of oxides. Experimental 

production tests 

Parametry 

i skład procesu 

Skład 

Temperatura 

[°C] 

Czas trwania 

procesu [min] 

Skład 

Temperatura 

[°C] 

Czas trwania 

procesu [min] 

Tab. 4. Wpływ procesów osadzania tlenków na rezystancję wbudowanych 

cienkowarstwowych elementów rezystywnych. Próby 

doświadczalne na liniach technologicznych w trzech ośrodkach 

produkcyjnych 

Tabl. 4. Influence of oxides deposition processes on the resistance 

of built-in thin-layered resistive elements. Experimental tests on technological 

lines in three production centers 

Rodzaj 

procesu 


Czarne 

(zakład 1) 

Tlenki 

Czarne 

(zakład 2) 

Brunatne 

Zmiana rezystancji [%] 15–28 14–18 9–13,5 

Rodzaj 

procesu 

Odtłuszczanie 

Top bond 

conditiomer 

Próby doświadczalne w warunkach produkcyjnych wykazały, 

że proces wytwarzania tlenków na powierzchni miedzi 

ma zdecydowany wpływ na rezystancję rezystorów. Wyniki 

zostały przedstawione w tabeli 4. 


Czarne 

(zakład 1) 

Rodzaj procesu 

Top bond 

predip 

Tlenki 

Czarne 

(zakład 2) 

Osadzania 

tlenków 

Top bond 

promotor 

4 3 1 

Electroposil 

PC cleaner 


Kondycjonowanie 

Nie 

50 stosowano 

25 40 

Circuposit 

Etch 

3330 

Cuposit Z 

Pro bond 

80A i 80B 

50 23 22 73 

5 2 0,5 10 

Brunatne 

Zmiana rezystancji [%] 43–58 25–35 7–18 

Rodzaj 

wytworzonych 

tlenków 

Brunatne 

(kwaśne) 

Czarne 

(alkaliczne) 

Podsumowanie 

Wykonano badania wpływu procesów rozwijania 

powierzchni miedzi na wytworzone rezystory 

cienkowarstwowe z folii NiP 25 i 100 Ω/□. 

Przeprowadzono je zarówno w warunkach laboratoryjnych 

jak i na liniach technologicznych 

trzech zakładów wytwarzających wielowarstwowe 

obwody drukowane. 

Na podstawie uzyskanych wyników stwierdzono, 

że: 

● Roztwory chemiczne używane w tym procesie 

oddziaływają nie tylko na miedź, ale 

również na cienką warstwę rezystywną 

składającą się z niklu i fosforu. 

● Największe zmiany w rezystancji dla folii 

NIP 25 i 100 Ω/□ stwierdzono w przypadku 

roztworów alkalicznych (tlenki czarne) stosowanych 

w zakładach produkcyjnych. Wprowadziły 

zmiany nawet powyżej 50% w wykonanych 

rezystorach. Dlatego proces nie jest 

zalecany do stosowania przy rezystorach 

wytwarzanych z cienkowarstwowej folii NiP 

25 i 100 Ω/□ na warstwach wewnętrznych. 

● W przypadku prób laboratoryjnych największe zmiany rezystancji 

odnotowano po procesie rozwinięcia powierzchni 

Cu z zastosowaniem zasadowych tlenków czarnych. 

Większa zawartość wodorotlenku sodu w tym roztworze 

wpłynęła niekorzystnie na warstwę rezystywną NiP. 

● Przeprowadzone badania wykazały, że najlepiej sprawdza 

się wytwarzanie brunatnych tlenków z roztworu kwaśnego, 

ze względu na najmniejszy wpływ tego procesu na rezystancję 

rezystora cienkowarstwowego. 

● Ze względu na to, że w większości przypadków stosowane jest 

rozwinięcie powierzchni miedzi przed laminowaniem wybrany 

proces w przypadku płytek z rezystorami cienkowarstwowymi 

powinien gwarantować powtarzalne zmiany na stałym poziomie. 

Dlatego podczas całego procesu technologicznego 

nakładania tlenków należy przeprowadzać stałą kontrolę roztworów, 

ponieważ wszelkie zmiany w składzie chemicznym, 

temperaturze i warunkach procesowych wpływają na wielkość 

zmiany rezystancji rezystorów cienkowarstwowych. 

Literatura 

[1] Stęplewski W., Borecki J., Kozioł G., Araźna A., Dziedzic A., 

Markowski P.: Influence of Selected Constructional and Technological 

Factors on Tolerance and Stability of Thin- Film Resistors 

Embedded in PCBs. ELTE 2010 and IMAPS-CPMT Poland, 

22–25 September, 2010, Wrocław. 

[2] Kozioł G., Stęplewski W.: Zastosowanie laserów w technologii 

płytek drukowanych o wysokiej gęstości upakowania połączeń. 

Elektronika 11/2008, ss. 43–47. 

90 


Próby zastosowania systemu eksperckiego 

w automatycznej analizie pracy wyłącznika 

inż. HUBERT CHRZANIUK, inż. PIOTR ZYBERT 

Instytut Tele- I Radiotechniczny, Warszawa 

Wyłącznik to jedna z najważniejszych części systemu sieci 

energetycznej. Z uwagi na jego kluczową rolę musi zapewnić 

jak najbardziej niezawodne działanie, gdyż jego uszkodzenie 

może mieć poważne konsekwencje dla poprawnej pracy 

i bezpieczeństwa systemu energetycznego. Z tego powodu 

stan techniczny każdego wyłącznika powinien być regularnie 

testowany. Jednak w rzeczywistych warunkach zważywszy na 

duże rozmiary sieci i fizyczne umiejscowienie jej elementów 

w trudno dostępnych miejscach, przeprowadzanie częstych 

inspekcji jest organizacyjnie niemożliwe do zrealizowania lub 

ekonomicznie nieuzasadnione. Z tego powodu w praktyce 

wiele elementów sieci energetycznej funkcjonuje bez nadzoru 

technicznego przez wiele lat, a wczesne oznaki ich zużycia, 

które mogłyby zapobiec przyszłym większym awariom, pozostają 

w ukryciu dla operatora systemu. Problemem w omawianej 

kwestii jest typowa metodyka diagnostyki elementów sieci, 

która wymaga obecności ekipy serwisowej i manualnego 

podłączenia przenośnego aparatu testującego. W przypadku 

wyłączników dodatkowo należy przerwać działanie testowanego 

egzemplarza i wymusić jego operacje tak, aby móc zarejestrować 

przebiegi diagnostyczne. 

Niniejszy artykuł przedstawia nowe podejście do problemu 

diagnostyki elementów sieci energetycznej poprzez zaangażowanie 

zaawansowanych technik przetwarzania sygnału 

oraz metod opartych o działanie systemu ekspertowego. 

W przedstawianym przykładzie system akwizycji przebiegów 

na bieżąco monitoruje sygnały generowane przez wyłącznik 

podczas jego pracy. Ciąg danych w postaci próbek zostaje 

przesłany do modułu parametryzującego, który dokonuje ekstrakcji 

cech sygnału. Wygenerowane w ten sposób wartości, 

które charakteryzują parametry przebiegów, są przesyłane 

do systemu ekspertowego. System taki zawiera zbiór reguł, 

imitujących wiedzę eksperta. Wynikiem działania jest raport, 

przedstawiający stan techniczny wyłącznika oraz poziom jego 

zużycia oraz ewentualnie sugerujący wymianę lub potrzebę 

naprawy jakiegoś podzespołu sieci. Ważną cechą powyższej 

metody jest automatyzacja procedury diagnostycznej, bowiem 

całość procesu testowania może być przeprowadzona zdalnie. 

Daje to możliwość wczesnego zapobiegania awariom sieci co 

dotychczas było możliwe tylko w minimalnym zakresie. 

Koncepcja 

Obecnie w sieciach energetycznych stosowanych jest kilka rodzajów 

wyłączników różniących się między sobą typem (małoolejowe, 

próżniowe) lub budową (kolumnowe, tornistorowe). 

Choć posiadają one odmienną mechanikę to ich działanie 

zawsze opiera się na kilku identycznych fazach. Po sygnale 

inicjacji zaczyna się magnesowanie cewki, następnie działa 

układ mechaniczny wyłącznika, który zmienia pozycję styków 

głównych. Mechanizm ten powoduje również zmianę stanu 

na wyprowadzeniach dodatkowych. W fazie ostatniej cewka 

podlega rozmagnesowaniu. Mechanika i wszystkie przebiegi 

generowane podczas pracy wyłącznika są ze sobą skorelowane. 

Oznacza to, że zmiany w obrębie działania mechanizmu 

poruszającego elementy wyłącznika mają wpływ na kształty 

sygnałów, które podlegają akwizycji. Zbierane przebiegi mogą 

być parametryzowane na różne sposoby dając w zależności 

od metody przetworzenia informację powiązaną z czasem wystąpienia 

pewnych charakterystycznych punktów w sygnale lub 

kształtem sygnału (np. poziom zakłóceń, wartość maksimum). 

Na podstawie parametrów oraz charakterystycznych punktów 

w sygnale można stworzyć zbiór reguł związanych z danym 

przebiegiem, a w dalszej kolejności ze stanem urządzenia 

z którego pochodzi sygnał, uzyskując w ten sposób wiele informacji 

o urządzeniu. Jako przykład złożonego sygnału z wieloma 

regułami z nim związanymi, może posłużyć przebieg prądu 

cewki otwierającej wyłącznika. Sygnał prądu cewki informuje 

przede wszystkim o jej przerwaniu lub zwarciu. Do zaprezentowania 

cech przebiegu prądu cewki stworzono siedem parametrów 

pomiędzy którymi istnieją zależności czasowe oraz dla 

których można zdefiniować wartości typowe oraz przedziały 

tolerancji. Z ich pomocą można wykreować szereg reguł związanych 

z funkcjonowaniem wyłącznika, na podstawie których 

można wnioskować o nieprawidłowościach w jego działaniu. 

Jako przykład nieprawidłowości uzyskanej ze sparametryzowanego 

przebiegu może posłużyć opóźnienie momentu czasowego 

narastania prądu cewki (parametr TCCPU), względem 

impulsu inicjalizacji otwarcia wyłącznika (TION). Uzyskana wartość 

zdefiniowana jako różnica TCCPU – TION, związana jest 

ze zdarzeniem otwarcia wyłącznika, musi być większa od zera 

ponieważ przy poprawnej pracy wyłącznika zdarzenie TCCPU 

musi wystąpić po zdarzeniu TION. W przeciwnym wypadku 

wyłącznik został otwarty samoistnie, a praca wyłącznika uległa 

zakłóceniu. Pozostałe parametry przedstawione na rys. 1, pozwalające 

na definicje reguł to momenty czasowe: spadku war- 

TCCMAX 

A 

TION 

TCCPU 

TCCMARG 

Prąd cewki 

otwierającej 

Impuls inicjalizacji 

otwarcia wyłącznika 

Sygnał styku 

pomocniczego A 

Sygnał styku 

pomocniczego B 

Prąd w fazie A 

TCCDIP AUXAT TCCDOFF AUXBT 

PHACDOFF 

TCCZERO 

Rys. 1. Typowe przebiegi czasowe sygnałów podczas operacji 

otwarcia wyłącznika bez parametryzacji 

Fig. 1. Typical waveforms generated during opening operation of 

circuit breaker without parametrization 

t 


tości prądu cewki (TCCDOFF) oraz spadku po nasyceniu (TC- 

CDIP) oraz wyzerowanie wartości prądu cewki (TCCZERO), 

a także parametry prądowe: wartość maksymalna (TCCMAX) 

oraz różnica pomiędzy wartością maksymalną oraz wartością 

pierwszego ekstremum (TCCMARG). 

Przy użyciu wiedzy na temat wpływu zużycia poszczególnych 

elementów wyłącznika na wartości tych parametrów 

można ocenić stan poszczególnych podzespołów badanego 

aparatu, a w konsekwencji podjąć decyzję o potrzebie naprawy 

serwisowej lub nawet wymiany całego urządzenia. 

Interpretacja sygnałów pochodzących z elementów sieci 

energetycznej jest złożonym problemem i wymaga specjalistycznej 

wiedzy, często niedostępnej ostatecznemu użytkownikowi 

lub operatorowi. Automatyzacja tego procesu jest możliwa dzięki 

zastosowaniu systemu eksperckiego. System tego typu do działania 

potrzebuje bazy wiedzy oraz zbioru faktów. Baza wiedzy 

reprezentowana jest przez zestaw reguł, które analizują istniejące 

w systemie fakty. Jeśli dana reguła zostanie aktywowana 

możne wygenerować wniosek dla użytkownika lub wprowadzić 

do systemu nowy fakt. Reguły w systemie są wynikiem współpracy 

eksperta z danej dziedziny i tzw. inżyniera wiedzy, który na 

podstawie wiedzy eksperta wprowadza do systemu nowe reguły 

zrozumiałe dla mechanizmu wnioskującego. W odniesieniu do 

sieci energetycznych fakty stanowią informacje dostarczane do 

systemu w wyniku parametryzacji przebiegów generowanych 

przez elementy sieci (np. wyłączniki). Baza wiedzy jest natomiast 

reprezentowana przez zestaw reguł, które można podzielić na 

reguły podstawowe i reguły złożone. Te pierwsze analizują fakty 

bezpośrednio dostarczone do systemu przez moduł parametryzujący, 

czyli przykładowo określają czy dany parametr zawiera 

się w określonych granicach tolerancji. Reguły złożone analizują 

fakty, które zostały dostarczone do systemu w wyniku działania 

innych reguł. W ten sposób analizowane są nie tylko pojedyncze 

parametry, ale także zależności między nimi. 

Przykład działania 

W celu zademonstrowania rezultatów analizy uzyskanych za 

pomocą systemu eksperckiego, wybrano wzorcowy przykład 

sparametryzowanych sygnałów uzyskanych z wyłącznika znajdującego 

się w stanie zablokowania. Zjawisko to jest typowym 

problem w pracy wyłączników w polu rozdzielczym wymagającym 

natychmiastowego rozpoznania oraz obsługi. Problem 

może być zdiagnozowany poprzez analizę czterech sygnałów: 

trzech sygnałów prądowych dla każdej z faz oraz opisywany 

w niniejszym artykule sygnał prądu cewki otwierającej. Zaburzenia 

sygnałów charakterystyczne dla tego typu zjawiska ilustruje 

rys. 2 (linią przerywano zaznaczono poprawny przebieg). 

A 

92 

Prąd cewki 

otwierającej 

Prąd w fazie A 

Rys. 2. Sygnały charakterystyczne dla stanu zablokowania wyłącznika 

Fig. 2. Trip current and phase current waveforms indicating circuit 

breaker stuck during opening operation 

t 

Brak zaniku 

prądu fazowego 

fazy A 

Rys. 3. Analiza systemu eksperckiego z zastosowaniem reguł 

złożonych (kolorem żółtym zaznaczono reguły, które zadziałały) 

Fig. 3. Process of expert system reasoning in which both simple 

and complex rules are activated (yellow figures represent activated 

rules) 

W przykładzie prąd cewki otwierającej utrzymuje swoją 

wartość maksymalną, a jeden lub więcej z prądów fazowych 

nie zanika do zera. Moduł parametryzujący w procesie analizy 

sygnału nie jest w stanie wyekstrahować momentów czasowych 

w których prąd cewki otwierającej oraz jeden z prądów fazowych 

zanikają do zera. Dlatego odpowiadające im parametry przyjmują 

wartości poza przedziałem tolerancji zadeklarowanym w systemie 

eksperckim, co powoduje zadziałanie dwóch podstawowych 

reguł związanych z tymi parametrami. Jeżeli dwie reguły 

podstawowe zostaną aktywowane, uruchomiona zostaje reguła 

Wyłącznik zablokowany w celu wskazania, że w wyłączniku wystąpił 

problem podczas operacji otwarcia. Reguły R1, R2 i R3 

sprawdzają wystąpienie momentu zanikania do zera dla każdego 

z prądów, a reguła R4 analizuje wystąpienie faktu osiągnięcia 

wartości zerowej dla prądu cewki otwierającej (rys. 3). 

Wnioski 

Stworzenie narzędzia umożliwiającego zastosowanie systemów 

eksperckich w automatycznej analizie stanu wyłącznika 

jest praktycznie i ekonomicznie uzasadnione. Taki system 

umożliwiłby wprowadzenie szybkiej i niezależnej metody diagnostyki, 

co zredukowałoby ilość krytycznych awarii poprzez 

wskazywanie, które elementy sieci wymagają interwencji techników. 

Dla poprawnego działania takiego systemu kluczową 

rolę odgrywa parametryzacja przebiegów. Dobór cech sygnału 

i metodyka ich ekstrakcji ma bezpośrednie przełożenie na dokładność 

i celność dokonanej przez system diagnozy. Drugim 

newralgicznym elementem systemu jest baza wiedzy. Stworzenie 

reguł analizujących stan elementów sieci energetycznej 

na podstawie przebiegów zbieranych w czasie jej pracy jest 

zagadnieniem trudnym i nieopisanym w literaturze, a zdobycie 

takiej wiedzy wymaga współpracy inżynierów wiedzy z ekspertami, 

a także przeprowadzenia serii testów rzeczywistej aparatury. 

Efektywność diagnostyki parametrów jest dodatkowo 

zależna od ilości wprowadzonych do systemu reguł. Zbyt duża 

ilość reguł z pewnością prowadziłaby do losowości wyniku 

analizy, zbyt mała dostarczałaby ogólnych wniosków. 

Prace prezentowane w tym artykule są częścią projektu rozwojowego 

współfinansowanego przez Unię Europejską w ramach 

Funduszy Strukturalnych Program Operacyjny Innowacyjna Gospodarka, 

numer projektu WND-POIG.01.03.01-14-141/08. 

Literatura 

Brak zaniku 


fazy B 

Brak zaniku 


fazy C 

Prąd cewki 

otwierającej nie osignął 

wartości zerowej 

R1 R2 R3 R4 

R5 

Wyłącznik 

zablokowany 

Reguły 

złożone 

Parametry 

sygnałów 

Reguły 

podstawowe 

[1] Lisowiec A., Kołodziejczyk Z., Nowakowski A., Miedziński B.: 

E-diagnozowanie energetycznych sieci rozdzielczych. Przegląd 

Elektrotechniczny nr 9’2009, ss. 232-235. 

[2] Lachowki P.: Wyłączniki wnętrzowe średniego napięcia. Nota 

katalogowa ABB. 


Wpływ wygrzewania na jakość warstw SiO 2 

wytwarzanych na podłożach 4H-SiC metodą 

utleniania termicznego 

mgr inż. KRYSTIAN KRÓL 1,3) , dr inż. MAŁGORZATA KALISZ 1,2) , dr inż. MARIUSZ SOCHACKI 1) , 

prof. dr hab. inż. JAN SZMIDT 1) 

1) 

Instytut Mikro- i Optoelektroniki, Warszawa, 2) Instytut Transportu Samochodowego, Warszawa 

3) 


Węglik krzemu (SiC) jest półprzewodnikowym materiałem 

szerokopasmowym, charakteryzującym się bardzo korzystnymi 

właściwościami elektrofizycznymi, w porównaniu do powszechnie 

wykorzystywanego krzemu, dla zastosowań w elektronice 

wysokotemperaturowej oraz wysokich częstotliwości. 

Na szczególną uwagę zasługuje przede wszystkim dziesięciokrotnie 

wyższa w porównaniu z krzemem wartość krytycznego 

pola elektrycznego, ale także duża przewodność cieplna, duża 

prędkość unoszenia elektronów przy wysokich wartościach 

pola elektrycznego oraz duża odporność na promieniowanie 

[1]. Jedną z podstawowych zalet tego materiału z punktu widzenia 

technologii wytwarzania przyrządów półprzewodnikowych, 

predysponującą go do zastosowań w mikroelektronice, 

jest możliwość wytwarzania naturalnego dielektryka w postaci 

SiO 2 

w procesie utleniania termicznego. Cechy tej nie posiadają 

inne wykorzystywane dzisiaj półprzewodnikowe materiały 

szerokopasmowe. Niestety, chociaż proces utleniania termicznego 

jest bardzo dobrze poznany w przypadku technologii 

krzemowej, utlenianie SiC jest procesem złożonym i wieloetapowym. 

Otrzymywane w ten sposób tlenki termiczne na węgliku 

krzemu charakteryzują się parametrami uniemożliwiającymi 

otrzymywanie przyrządów unipolarnych o parametrach porównywalnych 

z przyrządami krzemowymi. Główną przeszkodą 

w otrzymywaniu tlenków termicznych o dobrych właściwościach 

jest powstawanie zanieczyszczeń węglowych w postaci 

agregatów węglowych, w szczególności dimerów węglowych 

oraz międzywęzłowych atomów krzemu i węgla, emitowanych 

pod wpływem naprężeń związanych z przebudową powstającego 

tlenku [2]. Skutkuje to dużą gęstością aktywnych 

elektrycznie pułapek o poziomach energetycznych zlokalizowanych 

wewnątrz przerwy zabronionej SiC. W celu redukcji 

ilości pułapek powstających w czasie utleniania zaproponowano 

przeprowadzanie serii wygrzewań niskotemperaturowych 

w atmosferze tlenowej, prowadzonych w temperaturze niższej 

niż temperatura utleniania węglika krzemu [3, 4]. Celem tego 

zabiegu miało być utlenienie ewentualnych zanieczyszczeń, 

w szczególności węglowych, pozostałych po procesie utleniania. 

Innym sposobem polepszenia jakości tlenków otrzymywanych 

na podłożach SiC jest zastosowanie utleniania w atmosferze 

azotowej lub dodatkowych procesów wygrzewania 

w atmosferach azotowych, gdyż wiązanie azotu w obszarze 

interfejsu SiO 2 

/SiC znacząco redukuje gęstość stanów pułapkowych 

w otrzymywanych warstwach [5, 6]. W niniejszej pracy 

przedstawiono wyniki badań tlenków otrzymanych w procesie 

mokrego utleniania SiC, zakończonego wygrzewaniami w atmosferze 

azotowej, poprzedzonymi wygrzewaniami niskotemperaturowymi 

w atmosferze suchego O 2 

. 

Metodyka badań 

Struktury testowe wytworzono na podłożach węglika krzemu 

4H-SiC (0001) firmy SiCrystal. Procesom utleniania poddano 

warstwę epitaksjalną typu n domieszkowaną azotem 

(1 × 10 16 cm -3 ). Bezpośrednio przed rozpoczęciem utleniania 

struktury testowe przeszły procedurę czyszczenia RCA 

(SC1+SC2+HF). Po myciu próbki zostały załadowane do pieca 

w atmosferze N 2 

(1175°C). Po pięciu minutach gaz przełączono 

na mokry O 2 

i przeprowadzono utlenianie w temperaturze 

1175°C w czasie 10 min. Następnie cztery z pięciu próbek 

poddane zostały procesom wygrzewania niskotemperaturowego 

w atmosferze tlenu. Próbkę 1 wygrzano w temperaturze 

700°C w czasie 2 h, próbkę 2 w temperaturze 700°C w czasie 

4 h, próbkę 3 w temperaturze 800°C w czasie 2 h, natomiast 

próbkę 4 w temperaturze 800°C w czasie 4h. Próbkę 5 pozostawiono 

jako materiał referencyjny i nie poddano procesowi 

wygrzewania niskotemperaturowego. Wszystkie próbki 

zostały następnie poddane procesowi azotowania poprzez 

przeprowadzenie dwuetapowego wygrzewania wysokotemperaturowego 

(1175°C) w atmosferze mokrego N 2 

O (15 min.) 

oraz suchego N 2 

(30 min.). 

Charakteryzacji otrzymanych warstw pod względem chemicznym 

dokonano mierząc profile składu chemicznego przy 

pomocy spektroskopu mas jonów wtórnych MiniSIMS firmy 

Millbrook. W celu oceny parametrów elektrycznych otrzymanych 

warstw na spodniej stronie struktur testowych wytworzono 

kontakty omowe do SiC poprzez naparowanie i wygrzanie 

warstwy tytanu. Następnie na powierzchnię otrzymanych tlenków 

naparowano warstwę aluminium i w procesie fotolitografii 

wytworzono okrągłe elektrody bramki tworząc struktury kondensatorów 

MOS Al/SiO 2 

/4H-SiC. Wytworzone kondensatory 

poddano pomiarom elektrycznym i zmierzono wysokoczęstotliwościowe 

charakterystyki pojemnościowo-napięciowe C-V 

(1 MHz) oraz charakterystyki prądowo-napięciowe I-V. Na 

podstawie wykonanych pomiarów obliczono charakterystyczne 

parametry struktur MOS. 

Wyniki badań 

Na podstawie pomiarów charakterystyk pojemnościowo – napięciowych 

wyznaczono podstawowe parametry elektryczne 

wykonanych warstw (tab. 1). Z otrzymanych danych wynika, 

że każdy proces wygrzewania w niskiej temperaturze prowadzi 

do zwiększenia gęstości ładunku efektywnego w warstwie. 

Biorąc pod uwagę, że parametr ten opisuje sumaryczny 

wpływ ładunków obecnych w objętości dielektryka oraz w obszarze 


/SiC, a gęstość powierzchniowa pułapek 

o energiach w pobliżu środka przerwy zabronionej SiC 

maleje przy stosowaniu opisywanych procesów wygrzewania, 

można przypuszczać, że wzrost ilości ładunku w warstwie 

związany jest w tym przypadku z jego kumulacją w objętości 

warstwy, a nie w pobliżu interfejsu. Próbki poddane wygrzewaniu 

w temperaturze 700°C w czasie 4 h charakteryzują 

się większym ładunkiem efektywnym niż próbki wygrzewane 

przez taki sam czas w temperaturze 800°C. Dla czasu wygrzewania 

niskotemperaturowego równego 2 h, otrzymane 


Tab. 1. Podstawowe parametry elektryczne obliczone na podstawie 

pomiarów charakterystyk wysokoczęstotliwościowych CV 

Tabl. 1. Basic electrical parameters calculated from HF CV 

measurements 

Nr Próbki 

t ox 

[nm] 

Q eff 

/q 

[cm -2 ] 

D it 

[eV -1 cm -2 ] 

5 (ref) 26,16 -3,80e+11 5,87e+12 

1 47,49 -1,01e+12 4,44e+12 

2 40,55 -1,72e+12 5,85e+12 

3 51,76 -1,01e+12 4,11e+12 

4 63,33 -7,30e+11 3,47e+12 

Rys. 1. Rozkład krytycznego natężenia pola elektrycznego dla 

charakteryzowanych próbek 

Fig. 1. Critical electric field distribution of measured samples 

wartości ładunku efektywnego oraz powierzchniowej gęstości 

stanów pułapkowych w pobliżu środka przerwy zabronionej 

są zbliżone, niezależnie od temperatury wygrzewania. 

Jednocześnie poddanie próbek procesom wygrzewania 

zmniejsza gęstość pułapek aktywnych elektrycznie w pobliżu 


/SiC. W porównaniu z próbką referencyjną 

wszystkie otrzymane próbki charakteryzują się mniejszą wartością 

parametru D it 

. W przypadku wygrzewania w temperaturze 

800°C wydłużenie czasu wygrzewania powoduje dalszy 

spadek gęstości pułapek oraz ładunku zawartego w objętości 

warstwy tlenku. Jest to zgodne z wynikami otrzymywanymi 

przez innych autorów [3,4]. W przypadku wygrzewania w temperaturze 

700°C poprawa parametrów interfejsu po wygrzewaniu 

w czasie 2h jest porównywalna z rezultatami uzyskanymi 

przy wygrzewaniu w temperaturze 800°C. Wydłużenie 

czasu wygrzewania do 4 h w temperaturze 700°C powoduje 

wzrost nie tylko gęstości stanów pułapkowych, ale także ładunku 

w objętości dielektryka. Takie zachowanie nie było obserwowane 

przez wspomnianych autorów, jednakże w żadnej 

z prac nie stosowano tak niskich temperatur i nie stosowano 

procesów azotowania. 

Wpływ procesu wygrzewania niskotemperaturowego na 

wytrzymałość elektryczną otrzymanych tlenków badano mierząc 

charakterystyki I–V. Otrzymane wyniki przedstawiono na 

rys. 1. Próbki wygrzewane w temperaturze 700°C, w porównaniu 

z próbką referencyjną, charakteryzowały się dużą wartością 

krytycznego pola elektrycznego oraz małym rozrzutem napięcia 

przebicia kondensatorów MOS wytworzonych w obrębie jednej 

próbki. Wraz ze wzrostem czasu wygrzewania zmniejsza się 

rozrzut napięcia przebicia w obrębie próbki i wzrasta wartość 

krytycznego pola elektrycznego. Wygrzewanie w temperaturze 

800°C w czasie 2 h tylko w niewielkim stopniu zwiększa wartość 

Rys. 2. Profile koncentracji węgla i azotu dla próbek poddanych wygrzewaniu a) 700°C 2 h, b) 700°C 4 h, c) 800°C 2 h, d) 800°C 4 h 

Fig. 2. Nitrogen and carbon koncentration profiles for samples reoxedized at a) 700°C for 2 h, b) 700°C for 4 h, c) 800°C for 2 h, d) 800°C for 4 h 

94 


krytycznego pola elektrycznego, ale praktycznie pozostaje bez 

wpływu na rozrzut napięcia przebicia w porównaniu z próbką 

referencyjną. Wydłużenie czasu wygrzewania zmniejsza rozrzut 

napięcia przebicia, ale uzyskiwana wartość krytycznego pola 

elektrycznego jest nieznacznie mniejsza niż w przypadku próbek 

wygrzewanych w temperaturze 700°C. Efekt ten jest z dużym 

prawdopodobieństwem związany z ilością azotu wiązanego 

w objętości warstwy, co analizowano w dalszej części pracy. 

Zmierzone profile koncentracji węgla i azotu przedstawiono na 

rys. 2. Próbki wygrzewane w temperaturze 700°C charakteryzują 

się większą zawartością azotu w objętości warstwy. Maksimum 

koncentracji azotu znajduje się w obszarze tlenku w bezpośrednim 

sąsiedztwie interfejsu. W przypadku próbek wygrzewanych 

w temperaturze 800°C ilość azotu związanego w objętości próbki 

jest znacząco mniejsza. Profil azotu wykazuje wyraźne maksimum 

koncentracji, zlokalizowane w obszarze interfejsu SiO 2 

/SiC. 

Opisywanemu charakterowi profilu azotu odpowiada rozkład węgla. 

W przypadku wygrzewania w temperaturze 700°C obserwuje 

się dużą koncentrację węgla w objętości warstwy. Natomiast 

próbki wygrzewane w temperaturze 800°C charakteryzują się 

wyraźnym maksimum koncentracji węgla w pobliżu interfejsu 

i mniejszą jego zawartością w objętości warstwy dielektrycznej. 

Dyskusja wyników 

Otrzymane wyniki wskazują, że lepszymi właściwościami objętościowymi 

charakteryzują się próbki wygrzewane w niższej 

temperaturze (700°C), co jest prawdopodobnie spowodowane 

przyłączaniem w objętości warstwy większej ilości azotu, niż 

w przypadku wygrzewania w temperaturach wyższych. Efekt 

ten może być jednocześnie wytłumaczeniem zachowania się 

parametrów elektrycznych interfejsu SiO 2 

/SiC. Uzyskane wyniki 

wskazują jednocześnie, że poprawa parametrów elektrycznych 

otrzymanych warstw po pierwszej fazie wygrzewania (czas wygrzewania 

równy 2 h) jest związana głównie ze zmniejszeniem 

koncentracji zanieczyszczeń węglowych w pobliżu interfejsu. 

Dzieje się tak przede wszystkim na skutek dyfuzji mobilnych 

zanieczyszczeń (międzywęzłowe atomy węgla) w objętość tlenku 

oraz częściowego utleniania węgla i jego ucieczki w postaci 

CO lub CO 2 

[5, 6]. W tak niskich temperaturach nie dochodzi 

do dodatkowej generacji nowych zanieczyszczeń ze względu 

na bardzo małe szybkości utleniania SiC. Dla krótkich czasów 

wygrzewania wpływ azotu na parametry interfejsu jest niewielki, 

gdyż duża ilość pozostałości węglowych w objętości warstwy 

powoduje, że tylko niewielka ilość azotu dociera w pobliże interfejsu. 

Przyłączanie azotu w obszarze interfejsu SiO 2 

/SiC jest 

jednym z czynników bardzo skutecznie zmniejszających gęstość 

pułapek [7, 8]. Wykazano, że istnieje korelacja pomiędzy ilością 

przyłączanego w obszarze interfejsu azotu a gęstością stanów 

pułapkowych [9]. Azot łączy się najprawdopodobniej z agregatami 

węglowymi, np. dimerami węglowymi, tworząc wiązania CN, 

obniżając w ten sposób położenie energetyczne pułapki tworzonej 

przez dany agregat, a w efekcie zmniejszając gęstość stanów 

pułapkowych dla danej energii [10]. W próbkach wygrzewanych 

w temperaturze 700°C większy udział w oczyszczaniu interfejsu 

z pozostałości węglowych ma proces dyfuzji niż utleniania. Dlatego 

też zawartość węgla jak i azotu w objętości warstwy jest 

większa niż w przypadku próbek wygrzewanych w 800°C. Duża 

ilość azotu w objętości skutkuje również zwiększeniem wytrzymałości 

dielektryka na przebicia. Przy dłuższym czasie wygrzewania 

w 700°C obserwuje się pogorszenie parametrów interfejsu, 

ponieważ przy długich czasach wygrzewania SiC ulega jednak 

powolnemu utlenianiu i emituje kolejne zanieczyszczenia węglowe. 

Proces azotowania w tym wypadku nie daje znaczącej poprawy, 

gdyż większość azotu jest wiązana w objętości warstwy, 

a tylko niewielka część dociera w okolice interfejsu, gdzie mogłaby 

zneutralizować aktywne elektrycznie pułapki. W przypadku 

próbek wygrzewanych w temperaturze 800°C większy udział 

w oczyszczaniu interfejsu ma proces utleniania pozostałości 

węglowych, dlatego też profil rozkładu azotu w tych warstwach 

ma wyraźne maksimum zlokalizowane w obszarze interfejsu. 

Z tego też powodu warstwy te zawierają mniejszą ilość ładunku 

w objętości i charakteryzują się gorszą wytrzymałością na przebicie. 

Wydłużenie czasu wygrzewania w temperaturze 800°C 

powoduje skuteczniejsze oczyszczanie warstwy z pozostałości 

węglowych (spadek ilości ładunku w objętości warstwy), ale również 

większą emisję nowopowstałych zanieczyszczeń w skutek 

szybszego utleniania SiC. W efekcie opisywanych zjawisk można 

zaobserwować wyraźne maksimum w profilu koncentracji 

węgla dla próbki wygrzewanej w temperaturze 800°C w czasie 

4 h. Skuteczne oczyszczanie objętości warstwy powoduje jednak, 

że większa ilość azotu jest przyłączana w obszarze interfejsu, 

co pozwala uzyskać jednoczesne zmniejszenie gęstości 

powierzchniowej pułapek w pobliżu środka przerwy zabronionej 

i zwiększenie wytrzymałości dielektryka na przebicia. 

Podsumowanie 

W artykule zaproponowano nowy proces technologiczny 

utleniania węglika krzemu zawierający etapy niskotemperaturowego 

wygrzewania w atmosferze suchego tlenu oraz 

wygrzewania w atmosferze azotowej. Otrzymane w tych procesach 

próbki zbadano pod kątem składu chemicznego oraz 

właściwości elektrycznych. Zaproponowano model procesów 

zachodzących w strukturze pod wpływem zmiany parametrów 

wygrzewania na właściwości otrzymywanych warstw SiO 2 

. 

Autorzy artykułu składają serdeczne podziękowania dr. inż. Włodzimierzowi 

Strupińskiemu z Instytutu Technologii Materiałów Elektronicznych 

za procesy wytwarzania warstw epitaksjalnych. Praca była 

finansowana ze środków Programu Operacyjnego Innowacyjna Gospodarka 

w ramach projektu „Innowacyjne technologie wielofunkcyjnych 

materiałów i struktur dla nanoelektroniki, fotoniki, spintroniki 

i technik sensorowych (InTechFun)” – PO IG 01.03.01.-00-159/08. 

Literatura 

[1] Zetterling C.M. M., Weiss B. L.: Process technology for silicon carbide 

devices. Institution of Electrical Engineers 2002. 

[2] Afanasev V. V., Bassler M., Pensl G., Schulz M.: Intrinsic SiC/SiO2 

Interface States. Physica Status Solidi (A), Applied Research, vol. 

162, Issue 1, pp. 321–337, 1997. 

[3] Lipkin L. A., Palmour J. W.: Improved oxidation procedures for reduced 

SiO 2 

/SiC defects. Journal of Electronic Materials, Volume 25, 

Issue 5, pp. 909–915, 05/1996. 

[4] Jernigan G. G., Stahlbush R. E., Saks N. S.: Effect of oxidation and 

reoxidation on the oxide-substrate interface of 4H- and 6H-SiC. Applied 

Physics Letters, Vol.e 77, Issue 10, id. 1437, 2000. 

[5] Hijkata Y., Yaguchi H., Yoshida S.: Model Calculation of SiC Oxide 

Growth Rate Based on the Silicon and Carbon Emission Model. Materials 

science forum, vol. 615–17, pp. 489–492, (2009). 

[6] Gavrikov A., Knizhnik A., Safonov A., Scherbinin A., Bagatur’yants A. 

Potapkin Boris, Chatterjee A., Matocha K.: First-principles-based investigation 

of kinetic mechanism of SiC(0001) dry oxidation including 

defect generation and passivation. Journal of Applied Physics, Volume 

104, Issue 9, pp. 093508-093508-9, 2008. 

[7] Deák P., Knaup J., Thill C., Frauenheim T., Hornos T.; Gali A.: The mechanism 

of defect creation and passivation at the SiC/SiO 2 

interface. Journal 

of Physics D: Applied Physics, Volume 41, Issue 4, pp. 049801, 2008. 

[8] Poggi A., Moscatelli F., Scorzoni A., Marino G., Nipoti R., Sanmartin 

M.: Interfacial properties of SiO 2 

grown on 4H-SiC: Comparison 

between N 2 

O and wet O 2 

oxidation ambient. Mater. Sci. Forum,vol. 

527–529, pp. 979–982, 2006. 

[9] Rozen John, Dhar Sarit, Zvanut M. E., Williams J. R., Feldman L. C.: 

Density of interface states, electron traps, and hole traps as a function 

of the nitrogen density in SiO 2 

on SiC. Journal of Applied Physics, 

Volume 105, Issue 12, pp. 124506-124506-11, 2009. 

[10] McDonald K., Weller R. A., Pantelides S. T., Feldman L. C.,Chung 

G. Y., Tin C. C., Williams J. R.: Characterization and modeling of the 

nitrogen passivation of interface traps in SiO 2 

/4H-SiC. Journal of Applied 

Physics, Volume 93, Issue 5, pp. 2719–2722 2003. 


Prognozowanie końcowej wartości współczynnika 

reakcyjności koksu w trakcie trwania pomiaru 

mgr inż. ARTUR WITOWSKI 1) , dr inż. KRZYSZTOF JASEK 1, 2) , 

mgr inż. WŁADYSŁAW LATOCHA 3) 

1) 

Instytut Tele- i Radiotechniczny, Warszawa, 2) Wojskowa Akademia Techniczna, Warszawa 

3) 

Zakłady Koksownicze Zdzieszowice, Zdzieszowice 

Koks obok rud żelaza jest jednym z podstawowych surowców 

niezbędnych do produkcji żelaza. Ponad 80% jego globalnej 

produkcji, szacowanej na 590 mln ton, zużywa przemysł hutniczy 

[1]. Wpływ parametrów koksu na efektywność prowadzenia 

procesów wytopu surówki żelaza jest przedmiotem prowadzonych 

od wielu lat prac badawczych [2–4]. Aktualnie do oceny 

właściwości użytkowych koksu powszechnie stosowany jest 

test opracowany przez Nippon Steel Corporation (NSC) będący 

symulacją procesów przebiegających w warunkach przemysłowych 

w koksie w podwyższonej temperaturze w obecności CO 2 

[5, 6]. W oparciu o wykorzystanie ww. testu do określania własności 

użytkowych koksu opracowano normy ISO 18894 i ASTM 

D 5341a [7, 8]. Określają one sposób przygotowania próbek koksu 

do badań, metodykę prowadzenia pomiarów oraz parametry 

techniczne aparatury, w której te pomiary są wykonywane. 

Procedura badania koksu pod kątem jego przydatności 

do zastosowań w procesach wielkopiecowych oparta jest na 

założeniu, że jednym z najbardziej istotnych parametrów koksu 

w tych procesach jest jego podatność na oddziaływanie, 

w podwyższonej temperaturze, gazu utleniającego – ditlenku 

węgla, określana także jako reakcyjność wobec CO 2 

. Zgodnie 

ze wzmiankowanymi powyżej normami, reakcyjność koksu wobec 

ditlenku węgla określana jest po zakończeniu trwającego 2 

godziny wzajemnego oddziaływania określonej naważki koksu 

z ditlenkiem węgla w temperaturze 1100 o C, a następnie schłodzeniu 

retorty z nieprzereagowanym koksem do temperatury 

otoczenia. Wówczas metodą wagową określany jest względny 

procentowy ubytek masy koksu spowodowany reakcją z CO 2 

. 

Jest on miarą reakcyjności koksu wobec ditlenku węgla i w literaturze 

technicznej określany jest jako współczynnik reakcyjności 

CRI. Odpowiednia wartość współczynnika reakcyjności 

jest podstawowym kryterium przydatności danej partii koksu 

do zastosowania w procesach wielkopiecowych. 

Przedstawiony sposób określania reakcyjności koksu 

wobec ditlenku węgla jest obecnie powszechnie stosowany 

w przemyśle pomimo tego, że wyznaczona w ten sposób 

wartość współczynnika reakcyjności koksu jest wartością sumaryczną 

wyznaczoną dla całkowitego czasu trwania reakcji 

i w związku z tym w sposób bardzo uproszczony opisuje rzeczywiste 

wzajemne oddziaływanie reagentów. Nie uwzględnia 

bowiem wpływu zmieniających się, w wyniku działania 

ditlenku węgla, parametrów koksu, w tym porowatości, na reakcyjność 

koksu w kolejnych okresach trwania wzajemnego 

oddziaływania. Innym mankamentem tej metody, choć mniej 

istotnym od powyżej sygnalizowanego uproszczonego opisu 

przebiegu reakcji jest relatywnie długi sumaryczny czas wykonywania 

oznaczenia wynoszący ok. 3,5 godziny. 

W wielu ośrodkach naukowo-technicznych, z inspiracji 

technologów procesów koksowniczych i procesów wielkopiecowych, 

prowadzone są prace badawcze i konstrukcyjne 

dotyczące opracowania metod i aparatury pomiarowej, które 

umożliwiały by określanie chwilowych wartości reakcyjności 

koksu wobec ditlenku węgla i dynamiki zmian tych wartości 

w miarę trwania wzajemnego oddziaływania. 

W chwili obecnej znane są dwie metody oznaczania chwilowych 

wartości reakcyjności koksu wobec CO 2 

. Pierwsza 

z nich oparta jest na określaniu chwilowych ubytków masy 

koksu poprzez pomiary masy retorty z badaną próbką w określonych 

odstępach czasu trwania reakcji [9, 10]. W metodzie 

tej wykorzystywana jest typowa aparatura do oznaczania sumarycznego 

współczynnika reakcyjności wyposażona dodatkowo 

w wagę i układ sprzęgający ją z retortą 

W drugiej metodzie, która jest aktualnie opracowywana 

w Instytucie Tele- i Radiotechnicznym w kooperacji z Z.K. 

Zdzieszowice, chwilowe wartości masy przereagowanego 

koksu określane są przy wykorzystaniu analizatora gazów 

połączonego z króćcem wylotowym gazów poreakcyjnych 

z retorty aparatury do normatywnego oznaczania współczynnika 

reakcyjności. Analizator wyposażony jest w moduły 

detekcyjne NDIR tlenków węgla, które analizują zmieniający 

się w wyniku wzajemnego oddziaływania koksu z ditlenkiem 

węgla skład gazów opuszczających retortę. Program komputerowy 

sterujący pracą analizatora rejestruje chwilowe wartości 

stężeń CO i CO 2 

w gazach poreakcyjnych i w oparciu o te 

wartości stężeń oraz zadaną wartość natężenia przepływu 

ditlenku węgla doprowadzanego do retorty wyznacza chwilowe 

wartości masy przereagowanego koksu, chwilowe wartości 

współczynnika reakcyjności oraz wartości sumarycznej 

masy przereagowanego koksu i współczynnika reakcyjności 

CRI dla przedziału czasowego od rozpoczęcia oznaczania do 

aktualnie rozpatrywanego czasu. 

Szczegółowy opis metodyki oraz aparatury do oznaczania 

chwilowych wartości reakcyjności koksu wobec ditlenku 

węgla poprzez analizę składu chemicznego gazów poreakcyjnych 

przedstawiono w [11, 12]. 

Prognozowanie końcowej wartości 

współczynnika reakcyjności koksu 

w trakcie trwania pomiaru 

Weryfikując doświadczalnie poprawność opracowywanej metody 

określania chwilowych wartości współczynnika reakcyjności 

koksu, powtarzalność wyników oraz poprawność działania 

skonstruowanego modelu analizatora gazów wykonano 

ośmiokrotny cykl oznaczeń wartości współczynnika reakcyjności 

dla każdego z badanych czterech gatunków koksu pochodzących 

od różnych producentów. Zarejestrowane, przez 

program komputerowy sterujący pracą analizatora, wartości 

doświadczalne, pozwoliły na podjęcie prób opracowania procedury 

umożliwiającej prognozowanie w trakcie trwania pomiaru 

końcowej wartości współczynnika reakcyjności. 

W trakcie prób ekstrapolacji chwilowych wartości współczynnika 

reakcyjności koksu do wartości odpowiadającej 

całkowitemu czasowi trwania reakcji testowano wiele funkcji 

aproksymujących. Podstawowy problem z jej doborem związany 

był z różnymi przebiegami czasowymi chwilowych wartości 

współczynnika reakcyjności próbek koksu pochodzących 

od różnych producentów jak przedstawiono to na rys. 1. 

96 


Rys. 1. Zmiany chwilowych wartości współczynnika CRI 

w funkcji czasu trwania reakcji dla próbek pochodzących od 

różnych producentów 

Fig. 1. The changes of actual value of CRI index during the 

reaction for samples of various suppliers 

Każda n-ta iteracja metody posiada dwa etapy: próbny oraz roboczy. 

Etap próbny służy do zbadania lokalnego zachowania 

się funkcji CRI(x) w niewielkim otoczeniu punktu x, poprzez 

wykonanie kroków próbnych o długości ν wzdłuż wszystkich 

trzech kierunków ortogonalnej bazy e k 

. Etap roboczy polega 

na przejściu do następnego punktu, wokół którego realizowany 

będzie następny etap, lecz tylko w tym przypadku, 

gdy przynajmniej jeden z wykonanych kroków jest pomyślny. 

Szczegółowy opis procesu iteracynego przedstawia algorytm 

zamieszczony na rys. 2. 

Według algorytmu przedstawionego na rys. 2 obliczono 

różnice pomiędzy doświadczalnymi wartościami współczynnika 

CRI oraz wartościami ektstrapolowanymi dla różnych 

czasów pomiaru. Uśrednione wartości dla 32. pomiarów 

współczynnika reakcyjności próbek koksu, pochodzących od 

różnych producentów, przedstawiono w tab. 1. 

Aproksymację przebiegów czasowych chwilowych 

wartości współczynnika CRI przeprowadzono 

przy pomocy funkcji postaci 

CRI(t) = At B exp(Ct) (1) 

Wykorzystując zarejestrowane dane z przeprowadzonych 

32 oznaczeń współczynnika 

reakcyjności próbek koksu, pochodzących od 

różnych producentów, szacowano różnice 

pomiędzy wartościami doświadczalnymi 

współczynnika CRI uzyskanymi dla dwugodzinnego 

pomiaru a wartościami ekstrapolowanymi 

dla różnych czasów trwania pomiaru 

(60…120 min.). 

Początkowe wartości współczynników A, 

B, C funkcji aproksymujacej (1) obliczano korzystając 

z zarejestrowanych danych doświadczalnych 

chwilowych wartości współczynnika 

CRI oznaczonych w pierwszej godzinie trwania 

pomiaru. Po ich obliczeniu określano ekstrapolowaną 

wartość współczynnika CRI dla końcowego 

czasu pomiaru (t = 120 min). Następnie 

ponownie przeliczano wartości współczynników 

A, B, C dla kolejnych zadanych przedziałów 

czasowych (co 15 min) w oparciu o dane doświadczalne 

chwilowych wartości współczynnika 

CRI coraz dłuższych okresów pomiarowych 

(75, 90 min. itd.) i korygowano ekstrapolowaną 

wartość współczynnika CRI dla końcowego 

czasu pomiaru (t = 120 min.). 

Obliczanie współczynników funkcji aproksymujacej 

(1) wykonywano numerycznie 

metodą Hooka-Jevesa [12]. Jest to metoda 

bezgradientowa poszukiwania minimum funkcji 

wielu zmiennych (x = [A, B, C ]), która tym 

przypadku minimalizuje błąd średniokwadratowy 

pomiędzy doświadczalnymi wartościami 

współczynnika CRI i odpowiadającymi im wartościami 

funkcji (1). 

Punktem wyjścia tej metody jest określenie 

bazy N liniowo niezależnych, ortogonalnych 

wersorów układu współrzędnych kartezjańskich 

e k 

(k = 1, 2, 3) oraz współczynnik kroku ν. 

Rys. 2. Algorytm obliczeń współczynników A, B, C funkcji aproksymującej (1) 

Fig. 2. The algorithm of calculation of A, B and C coefficients of approximation 

function (1) 


Tab. 1. Średnie różnice pomiędzy doświadczalną wartością współczynnika 

CRI oraz wartościami ektstrapolowanymi dla różnych 

czasów pomiaru obliczone z 32 oznaczeń 

Tabl. 1. The average differences between the experimental value 

of CRI index and values extrapolated for various measurement durations 

calculated on basis of 32 measuring processes 

t [min] 60 75 90 105 

Tab. 2. Wyniki pomiarów reakcyjności różnych próbek koksu wyznaczonych 

metodą analizy składu gazów poreakcyjnych [12] 

Tabl. 2. The results of measurements of reactivity of various coke 

samples achieved by the method of reaction gases composition 

analysis [12] 

Rodzaj koksu OKK I OKK II Mittal Zdzieszowice 

CRI(120 min) 

– CRI(t) 

0,21 ± 0,16 0,13 ± 0,10 0,08 ± 0,06 0,05 ± 0,05 

Średnia wartość 

CRI (NDIR) 

27,6 ± 1,1 28,2 ± 0,7 27,0 ± 0,7 25,8 ± 0,5 

Porównując błędy ekstrapolacji z błędami pomiarów reakcyjności 

dla tych samych rodzajów koksu (tabela 2) należy 

stwierdzić, że prognozowanie końcowego wyniku po godzinie 

trwania pomiaru odbywa się z dokładnością całkowicie wystarczającą 

do praktycznych zastosowań. Optymalne wyniki 

ekstrapolacji uzyskuje się po 75 min, gdyż się one prawie 

dwukrotnie dokładniejsze, niż po 60 min, a jednocześnie obarczone 

na tyle małym błędem, że dalsze jego zmniejszanie nie 

ma istotnego znaczenia. 

Podsumowanie 

Przedstawione wyniki uzasadniają celowość wprowadzenia 

prezentowanego sposobu prognozowania końcowej wartości 

współczynnika reakcyjności koksu w trakcie trwania 

pomiaru, jako dodatkowej procedury do programu komputerowego 

sterującego procesem pomiarowym oznaczania 

reakcyjności koksu metodą analizy składu chemicznego gazów 

poreakcyjnych. Umożliwia ona skrócenie czasu trwania 

pomiaru do 60 min., a ekstrapolowana wartość reakcyjności 

(odniesiona do 120 min) określana jest z dokładnością całkowicie 

wystarczającą do rutynowych badań w warunkach 

przemysłowych. 

Literatura 

[1] Hereźniak W., Jarno M., Warzecha A.: Materiały konferencyjne, Koksownictwo 

2010, Zakopane 6–8 października 2010. 

[2] Diaz M. A.: Coal for metallurgical coke production: predictions of coke 

quality and future requirements for cokemaking. International Journal 

of Coal geology, 50 (2000), pp. 389–412. 

[3] Sakurova R. et all: Relationships between the properties of coals, 

their blends and their cokes. 2001 Ironmaking conference proceedings, 

pp. 529–537. 

[4] Smoot L. D., Eatough S. R., Miller A. B.: Form coke reaction processes 

in carbon dioxide. Fuel 86 (2007) 2645–2649. 

[5] Szmalko V. i in.: Wpływ średnicy wewnętrznej retorty na oznaczanie 

zdolności reakcyjnej koksu metodą Nippon Steel Corporation. Karbo, 

2006, Nr 1, ss. 28–30. 

[6] Menéndez, J.A. et all: Determination of metallurgical coke reactivity 

at INCAR: NSC and ECE-INCAR reactivity tests. Ironmakin and 

Steelmakingg, vol. 26, no 2, April 1999, pp. 117–121. 

[7] ISO/DIS 18894,Coke determination of Coke Reactivity dex (CRI) and 

Coke Strength After Reaction (CSR). 

[8] ASTM D 5341-93a Method for Measuring Coke Reactivity Index 

(CRI) and Coke Strenght after reaction (CSR) 

[9] www.dasfos.com 

[10] www.rb-autom.it 

[11] Zgłoszenie patentowe – P 386226/2008 – A. Witowski, K. Jasek, J. Sawicki 

– Sposób oznaczania reakcyjności koksu wobec ditlenku węgla oraz 

urządzenie do oznaczania reakcyjności koksu wobec ditlenku węgla. 

[12] Witowski A., Jasek K.: Badanie reakcyjności koksu wobec ditlenku węgla 

w trakcie trwania reakcji. Elektronika, 2010, nr 7–8, ss. 209–211. 

[13] Baron B.: Metody numeryczne w Turbo Pascalu. Helion, Gliwice 1994. 

Montaż mieszany wielowyprowadzeniowych 

struktur półprzewodnikowych z kontaktami 

sferycznymi ukrytymi pod obudową 

dr inż. JANUSZ BORECKI, mgr inż. KRZYSZTOF LIPIEC, mgr inż. KONRAD FUTERA, 

mgr inż. ANETA ARAŹNA 


Podstawowym elementem składowym każdego urządzenia 

elektronicznego jest płytka obwodu drukowanego PCB (ang. 

Printed Circuit Board), na której zamontowane są podzespoły 

elektroniczne. Montaż podzespołów najczęściej wykonywany 

jest metodą lutowania w technologii powierzchniowej SMT 

(ang. Surface Mount Technology), a formowane w tym procesie 

połączenia lutowane mają do spełnienia dwa główne 

zadania, jakimi są: przyłączenie wyprowadzeń podzespołu 

do sieci połączeń obwodu elektrycznego montowanego 

urządzenia, oraz mechaniczne zamocowanie podzespołu na 

powierzchni płytki obwodu drukowanego. Jakość tych połączeń 

zależy od wielu czynników, do których należy zaliczyć: 

parametry prowadzenia procesu montażu elektronicznego, 

rodzaj pasty lutowniczej, wielkość pól lutowniczych na płytce 

obwodu drukowanego oraz rodzaj lutownej powłoki ochronnej 

pokrywającej powierzchnię pól lutowniczych [1]. 

98 

Nieustanne wymagania rynku na miniaturyzację urządzeń 

elektroniki użytkowej, takich jak kamery i aparaty cyfrowe, 

przenośne odtwarzacze multimedialne czy telefony komórkowe, 

od wielu lat narzucają kierunek rozwoju przemysłu 

elektronicznego. Wymusza to niejako stosowanie do budowy 

tych urządzeń zintegrowanych i coraz bardziej funkcjonalnych 

wielowyprowadzeniowych struktur półprzewodnikowych 

w obudowach typu BGA (ang. Ball Grid Array), czy CSP 

(ang. Chip Scale Package), a nawet nieobudowanych struktur 

typu Flip-chip [2]. Wspomniane urządzenia elektroniczne 

użytkowane są bardzo często w skrajnie zmiennych warunkach 

środowiskowych, w wyniku czego poddawane są istotnie 

różnym narażeniom. Bezawaryjna praca tych urządzeń silnie 

zależy od jakości montażu elektronicznego, a ściślej mówiąc 

od jakości połączeń lutowanych. Wiadomym jest, że połączenia 

lutowane wykonane w technologii ołowiowej charakteryzu- 


ją się większą niezawodnością i wytrzymałością na narażenia 

mechaniczne w porównaniu do połączeń bezołowiowych [1]. 

Z tego względu wiele sektorów przemysłu elektronicznego, 

takich jak: motoryzacyjny, energetyczny, medyczny, militarny 

czy też telekomunikacyjny, wyłączonych jest z zapisów Dyrektywy 

RoHS mówiącej o zakazie stosowania w urządzeniach 

elektrycznych i elektronicznych pierwiastków niebezpiecznych, 

w tym między innymi ołowiu [1, 3]. Z drugiej zaś strony, 

producenci podzespołów elektronicznych, ograniczając koszty 

produkcji, wytwarzają większość swoich wyrobów w jednej 

wersji, najczęściej bezołowiowej. W momencie pojawienia 

się konieczności wykonania montażu tego typu elementów 

w technologii ołowiowej (tzw. montaż w technologii mieszanej) 

powstaje złożony problem wykonania odpowiednio niezawodnego 

połączenia lutowanego. Nabiera to szczególnego 

znaczenia w odniesieniu do montażu podzespołów z wyprowadzeniami 

sferycznymi ukrytymi pod obudową (BGA, CSP, 

Flip-chip). Wynika to z faktu, że w wypadku tego rodzaju podzespołów 

wyprowadzenia nie tylko pokryte są cienką bezołowiową 

powłoką zapewniającą ich lutowność, ale w całości wykonane 

są z bezołowiowego stopu lutowniczego. Należy zdać 

sobie sprawę z trudności wykonania prawidłowego połączenia 

lutowanego, którego znaczną część stanowi bezołowiowy 

stop lutowniczy pochodzący z wyprowadzenia podzespołu. 

Najczęściej jest to stop SnAgCu (np. Sn96,5Ag3,0Cu0,5, ozn. 

SAC305) o temperaturze topnienia 217ºC, podczas gdy temperatura 

topnienia stopu eutektycznego Sn37Pb63 zawartego 

w paście lutowniczej, którą najczęściej stosuje się w procesie 

ołowiowego montażu elektronicznego, wynosi zaledwie 

183°C [1]. 

Przyjęte założenia 

Podzespoły elektroniczne przeznaczone do montażu 

W oparciu o dane odnośnie wykonywanych prac usługowych 

montażu elektronicznego w Zakładzie CM/M3 ITR oraz trend 

w tej dziedzinie stwierdza się, że w chwili obecnej najwięcej 

montowanych jest podzespołów elektronicznych w obudowach 

typu BGA i CSP z rastrem rozmieszczenia wyprowadzeń 

0,5…1,0 mm. W związku z tym, do badań wytypowano kilka 

typów podzespołów z rastrem rozmieszczenia wyprowadzeń 

w tym przedziale. Założono również, że prace badawcze będą 

obejmowały dwa typy podzespołów z kontaktami sferycznymi. 

Jedne z nich można określić mianem podzespołów typu „atrapa”, 

natomiast drugi typ to podzespoły funkcjonalne stosowane 

w rzeczywistych systemach elektronicznych. Podzespoły 

typu atrapa posłużyły do przeprowadzenia wstępnych prób 

oraz do zweryfikowania słuszności postawionych pozostałych 

założeń prac badawczych, dotyczących między innymi parametrów 

prowadzenia procesu montażu. Podzespoły te w swej 

budowie zawierają ściśle zdefiniowaną sieć połączeń zwaną 

„Daisy-Chain” dzięki czemu, w połączeniu z odpowiednio zaprojektowaną 

płytką obwodu drukowanego, w kontrolowany 

sposób można badać jakość i ewentualne wady połączeń 

lutowanych. W tabeli 1 zestawiono podstawowe właściwości 

wytypowanych do badań podzespołów elektronicznych. 

Powłoki ochronne pól lutowniczych 

Montaż elektroniczny prowadzony w technologii powierzchniowej 

(ang. Surface Mount Technology), w szczególności 

podzespołów wielowyprowadzeniowych z małym rastrem 

rozmieszczenia wyprowadzeń (BGA, CSP, Flip-chip) wymaga 

planarnej powierzchni pól lutowniczych płytki obwodu 

drukowanego. Ponadto, pola te powinny być zabezpieczone 

przed utlenianiem lutownymi powłokami ochronnymi. Takie 

wymagania spełniają cienkie powłoki nakładane metodami 

chemicznymi, do których należą miedzy innymi: powłoka złota 

na podwarstwie niklu (Ni/Au); powłoka srebra lub cyny immersyjnej 

[1, 4]. Powłoki złote są bardzo drogie, dlatego jako 

alternatywę stosuje się powłoki srebra lub cyny immersyjnej 

nanoszone metodami chemicznymi. Powłoki te charakteryzują 

się dużą planarnością i tym samym umożliwiają łatwy montaż 

powierzchniowy elementów z dużą liczbą wyprowadzeń 

(BGA, CSP, Flip-chip). Srebro immersyjne należy do tej samej 

grupy powłok metalowych rozpuszczalnych, co złoto, dlatego 

podczas lutowania srebro immersyjne rozpuszcza się w lucie, 

a tworząca się warstwa związków międzymetalicznych składa 

się z atomów miedzi i cyny (Cu6Sn5) [1]. Niemniej, pomimo 

kosztów i złożoności prowadzenia procesu osadzania powłoki 

ochronnej Ni/Au jest ona najczęściej stosowaną przez producentów 

urządzeń elektronicznych. Ponadto, stosując tego 

rodzaju powłokę można zapewnić stosunkowo długi okres 

magazynowania płytek obwodów drukowanych od momentu 

ich wyprodukowania do chwili montażu na nich podzespołów 

elektronicznych. W oparciu o zdobytą wiedzę i wieloletnie doświadczenie 

prowadzenia procesu montażu elektronicznego 

w Zakładzie Innowacji Montażu Elektronicznego ITR przyjmuje 

się, że czas magazynowania w odpowiednich warunkach 

płytek z pokryciem Ni/Au z powodzeniem może sięgać 

12–15 miesięcy, podczas gdy czas ten dla płytek z pokryciem 

cyny immersyjnej nie powinien przekraczać 3–4 miesięcy. Dodatkową 

unikalną właściwością pokrycia powłoką Ni/Au jest jej 

stabilność w podwyższonej temperaturze, zarówno podczas 

montażu, jak i podczas eksploatacji urządzenia elektronicznego. 

Z tych względów powłoki Ni/Au obecnie obligatoryjnie 

są stosowane jako pokrycia pól lutowniczych płytek obwodów 

drukowanych wykorzystywanych do budowy urządzeń elektronicznych 

o wymaganym dużym poziomie niezawodności, 

takich jak: urządzenia telekomunikacyjne, militarne, medyczne, 

transportu drogowego. W myśl przedstawionych powyżej 

rozważań przyjęto założenie, że prace badawcze mieszanego 

procesu montażu zostaną zrealizowane przy użyciu płytek obwodów 

drukowanych z powłoką ochronną złota na podwarstwie 

niklu (Ni/Au), oraz cyny immersyjnej. 

Tab. 1. Właściwości wytypowanych do badań podzespołów elektronicznych 

Tabl. 1. The properties of electronic devices intended for investigations 

Oznaczenie 

podzespołu 

Typ * 

Liczba wyprowadzeń 

Raster rozmieszczenia 

wyprowadzeń 

Średnica wyprowadzeń 

Materiał 

wyprowadzeń 

CSP84T.5-DC123 DC 84 0,5 0,31 SnAgCu 

CSP132T.5-DC145 DC 132 0,5 0,31 SnAgCu 

BGA676T1.0-DC269 DC 676 1,0 0,63 SnAgCu 

ADSP-BF561 SBBZ600 Funk. 297 1,0 0,60 SnAgCu 

* – oznaczenia: DC – podzespół z wewnętrzną siecią połączeń typu Daisy-Chain; Funk. – podzespół funkcjonalny 

[mm] 

[mm] 


Pasta lutownicza 

Bazując na wieloletnim doświadczeniu prowadzenia procesu 

montażu elektronicznego przyjęto założenie, że prace badawcze 

prowadzone będą z użyciem pasty lutowniczej typu HM-1 RMA 

Sn62 V16L o składzie Sn62/Pb36/Ag2 firmy Almit, z zawartością 

topnika 9,5% i wielkością ziaren spoiwa z zakresu 25–40 µm. 

Jest to pasta lutownicza o bardzo dobrych i stabilnych właściwościach 

wielokrotnego i rozciągniętego w czasie drukowania 

przez szablon, jak również odznacza się ona podwyższoną odpornością 

na kuleczkowanie oraz możliwość powstawania tzw. 

„mostków”. Zastosowanie tego rodzaju pasty lutowniczej pozwala 

uniknąć operacji mycia pakietów elektronicznych po procesie 

lutowania, co jest niezmiernie istotne w przypadku montażu 

wielowyprowadzeniowych struktur z kontaktami ukrytymi pod 

obudową. Ponadto, jak zapewnia producent, pasta tego typu 

jest kompatybilna w ołowiowym procesie montażu płytek obwodów 

drukowanych i podzespołów elektronicznych wykonanych 

w wersji bezołowiowej, zawierających np. srebro, co jest szczególnie 

istotne w wypadku podjętej pracy badawczej. Podstawowe 

właściwości wytypowanej do badań pasty lutowniczej publikowane 

są na stronie internetowej producenta (www.almit.com). 

Szablony do nanoszenia pasty lutowniczej 

Nieustanne dążenie do miniaturyzacji urządzeń elektronicznych 

wymusza konieczność stosowania podzespołów elektronicznych 

o bardzo małych gabarytach, i co za tym idzie, o bardzo 

małym rastrze rozmieszczenia ich wyprowadzeń. Narzuca 

to niejako konieczność stosowania odpowiednich szablonów 

do selektywnego nanoszenia pasty lutowniczej. Obecnie najczęściej 

stosowane są szablony stalowe o grubości 75…127 

µm, przy czym grubość szablonu dobierana jest w funkcji rozmieszczenia 

i wielkości wyprowadzeń wszystkich podzespołów 

elektronicznych montowanych na płytce obwodu drukowanego. 

Przyjmuje się, że w wypadku występowania podzespołów z wyprowadzeniami 

oddalonymi od siebie na odległość nie większą 

niż 200 µm grubość szablonu powinna wynosić 100 µm. Natomiast 

w wypadku podzespołów z wyprowadzeniami oddalonymi 

od siebie na odległość 250 µm i więcej korzystniejsze jest 

zastosowanie szablonu o grubości 125 µm [5]. Zważywszy na 

typ i rodzaj podzespołów elektronicznych przewidywanych do 

montażu w niniejszej pracy badawczej założono zastosowanie 

szablonu o takich właśnie grubościach. Pozwoliło to na zróżnicowanie 

ilości nanoszonej pasty na pola lutownicze o tych 

samych wymiarach. W tabeli 2 zestawiono procentowy udział 

ilości pasty nanoszonej na pola lutownicze płytki obwodu drukowanego 

względem objętości spoiwa stanowiącego wyprowadzenie 

sferyczne montowanego podzespołu. 

Parametry prowadzenia procesu lutowania 

– profile lutowania 

Każda pasta lutownicza jest opracowywana pod względem 

swojego składu i właściwości pod konkretne zastosowanie 

lub grupę zastosowań (montaż w technologii ołowiowej bądź 

bezołowiowej; montażu określonego rodzaju podzespołów np. 

fine pitch; montażu urządzeń z konkretnym przeznaczeniem 

– urządzenia powszechnego użytku, urządzenia profesjonalne, 

urządzenia o podwyższonej niezawodności; itd.). Generalnie, 

każdy producent pasty lutowniczej proponuje najbardziej 

optymalny profil przetapiania pasty bądź zakres temperatur 

i szybkości ich narastania/opadania celem stworzenia optymalnych 

warunków formowania połączeń lutowanych o możliwie 

najwyższej jakości. Rzeczywisty profil przetapiania pasty 

lutowniczej w konkretnym przypadku (przy montażu określonego 

pakietu elektronicznego) zależy od wielu czynników, do 

których między innymi należy zaliczyć: 

– konstrukcję płytki obwodu drukowanego (jej pojemność 

cieplna, kształt); 

– ilość oraz zróżnicowanie typów montowanych na płytce 

podzespołów (wielkość podzespołów, rodzaj obudów); 

– sposób rozmieszczenia podzespołów na płytce. 

Ponadto, profil przetapiania pasty lutowniczej w tym samym 

pakiecie elektronicznym może się różnić i zazwyczaj różni się 

zależnie od miejsca na płytce, co jest związane z czynnikami 

wymienionymi powyżej. Dlatego opracowując profil przetapiania 

pasty lutowniczej dla konkretnego pakietu elektronicznego 

należy wykonać próbę polegającą na „wstępnym” lutowaniu 

tego pakietu z obsadzonymi wszystkimi podzespołami, oraz 

dodatkowo umieszczonymi termoparami w punktach, w których 

można się spodziewać największych różnic przebiegu 

temperaturowo-czasowego. Na rys. 1 przedstawiono przykład 

rozmieszczenia termopar w funkcjonalnym pakiecie elektronicznym 

(ozn. 10xx_H_dsp6), który w swojej budowie zawiera 

dość duże zróżnicowanie montowanych podzespołów elektronicznych, 

a który jest częścią składową opracowanego w ITR 

urządzenia zabezpieczającego typu „MUPASZ”. 

Rys. 1. Rozmieszczenie termopar w funkcjonalnym pakiecie 

elektronicznym 

Fig. 1. The location of thermocouples in functional electronic unit 

Tab. 2. Procentowy udział pasty lutowniczej w objętości połączenia lutowanego 

Tabl. 2. The percentage content of solder paste in volume of solder joint 

Typ struktury 

Ø wyprowadzenia sferycznego 

Ø okna w szablonie 

% zawartości pasty w połączeniu 

[mm] [mm] szablon 100 µm szablon 125 µm 

CSP84T.5-DC123 0,31 0,28 39,5 49,3 

CSP132T.5-DC145 0,31 0,28 39,5 49,3 

BGA676T1.0-DC269 0,63 0,56 18,8 23,5 

ADSP-BF561 SBBZ600 0,60 0,48 16,0 20,0 

100 


Jako punkt odniesienia, na wstępie opracowano nastawy 

pieca do lutowania rozpływowego tak, aby otrzymać profil 

przetapiania stosowany w typowej technologii lutowania ołowiowego, 

zgodny z proponowanym przez producenta pasty 

lutowniczej, i oznaczono go symbolem P1. 

Zważywszy na to, że w tym konkretnym przypadku mamy 

do czynienia z ołowiową pastą lutowniczą i bezołowiowymi 

wyprowadzeniami podzespołów w obudowach BGA może się 

okazać, że typowy profil przetapiania pasty ołowiowej będzie 

niewystarczający, aby doprowadzić do trwałego połączenia 

stopów zawartych w paście lutowniczej i wyprowadzeniach 

sferycznych podzespołów. W związku z tym założono wytypowanie 

do badań dwóch dodatkowych profili przetapiania 

pasty, których przebieg będzie czymś pośrednim pomiędzy 

typowymi profilami przetapiania pasty ołowiowej i bezołowiowej. 

Wykluczono użycie w badaniach typowego profilu lutowania 

bezołowiowego, albowiem sprowadziłoby się to, pod 

względem temperaturowym, do wykonania montażu w technologii 

bezołowiowej z wykorzystaniem pasty ołowiowej. Jest 

to o tyle istotne, że proponowany proces montażu elektronicznego 

w technologii mieszanej ma swoje uzasadnione zastosowanie 

w wypadku montażu pakietu elektronicznego, w którym 

montowane są zarówno podzespoły w wersji ołowiowej 

i bezołowiowej. Wytrzymałość termiczna podzespołów w wersji 

ołowiowej jest niższa aniżeli podzespołów bezołowiowych. 

W związku z tym istnieje realne zagrożenie uszkodzenia tego 

typu podzespołów. 

Pierwszy z dodatkowych profili oznaczono symbolem P2 

i opracowano go tak, aby temperatura osiągana na wyprowadzeniach 

układu BGA (mierzona termoparą nr 6) nieznacznie 

przekraczała temperaturę 217°C, która jest równa temperaturze 

topnienia lutu SAC305 stanowiącego wyprowadzenia 

podzespołu. Z założenia, maksymalna zmierzona temperatura 

pod układem BGA w tym wypadku powinna wynosić 220°C. 

Drugi z dodatkowych profili opracowano tak, aby wspomniana 

temperatura pod układem BGA osiągnęła wartość 225°C. 

Profil ten oznaczono symbolem P3. Jako przykład, na rys. 2 

przedstawiono przebieg opracowanego profilu P2 a w tabeli 3 

zestawiono nastawy pieca odpowiadające wszystkim stosowanym 

w badaniach profilom P1, P2 i P3. Natomiast w tabeli 

4 zestawiono istotne parametry otrzymanych przebiegów 

temperaturowo-czasowych. 

Tab. 3. Nastawy pieca zastosowane dla uzyskania profili lutowania 

P1, P2 i P3 

Tabl. 3. The settings of oven to achieve of profiles P1, P2 and P3 

Rys. 2. Profil P2 lutowania funkcjonalnego pakietu elektronicznego 

w technologii mieszanej 

Fig. 2. The profile P2 of functional electronic unit soldering in 

mixed technology 

Ocena jakości połączeń lutowanych 

Analiza rentgenowska 

Połączenia lutowane podzespołów z kontaktami ukrytymi pod 

obudową są niezwykle trudne do kontroli, albowiem ich nie 

widać wprost (poza pierwszym zewnętrznym rzędem wyprowadzeń), 

i wszelkie sposoby kontroli optycznej nie mogą zostać 

zastosowane [1]. Pomocne w tym względzie okazują się 

prześwietlenia w promieniach rentgenowskich. Jest to o tyle 

istotne, że rentgenowskie metody kontroli są nieniszczące, 

przez co każdy pakiet elektroniczny może zostać poddany takiej 

kontroli bez obawy jego uszkodzenia [7]. Badania rentgenowskie 

w niniejszej pracy badawczej prowadzono z wykorzystaniem 

nowoczesnego urządzenia typu Nanome | X 180 NF. 

Urządzenie to umożliwia obserwacje badanego obiektu nie 

tylko w jednej płaszczyźnie, ale możliwe jest również prowadzenie 

obserwacji pod kątem do 70°. Jest to niezwykle istotne 

w odniesieniu do połączeń lutowanych podzespołów z wyprowadzeniami 

sferycznymi, gdyż tylko wtedy można prowadzić 

bardziej złożone analizy jakości połączeń, włącznie z analizą 

stopnia osiadania układu BGA po procesie lutowania. 

Analizę rentgenowską połączeń lutowanych prowadzono 

w celu kontroli ich kształtu oraz ewentualnych występujących 

w nich pustek (pustych przestrzeni – nie wypełnionych lutem), 

albowiem jednym z kryteriów oceny jakości połączeń lutowanych 

w obudowach typu BGA jest kryterium obecności pus- 

Profil nr 

Strefa I 

góra / dół 

Strefa II 

góra / dół 

Nastawy temperaturowe 

Strefa III 

góra / dół 

Strefa IV 

góra / dół 

Strefa V 

góra / dół 

Moc 

wentylatora 

V transportera 

[°C] [°C] [°C] [°C] [°C] [%] [m/min] 

P1 130 / 130 150 / 150 170 / 170 190 / 190 265 / 265 80 45 

P2 120 / 120 185 / 185 180 / 180 175 / 175 285 / 285 80 51 

P3 120 / 120 185 / 185 200 / 200 190 / 190 280 / 280 80 47 

Tab. 4. Parametry temperaturowe profili P1, P2 i P3 

Tabl. 4. The temperature parameters of profiles P1, P2 and P3 

Profil nr 

Temp. 

podgrzew. 

Temperatura lutowania [°C] / Czas lutowania [s] 

(w miejscach pomiaru termoparą nr) 

Czas 

osiągnięcia 

T max 

Szybkość chłodzenia 

(pomiar – termopara 

nr 6) 

[°C] 1 2 3 4 5 6 [s] [°C/s] 

P1 118-122 228 / 32 234 / 37 236 / 40 226 / 26 227 / 29 218 / 7 210 1,67 

P2 170-172 234 / 38 232 / 38 228 / 41 228 / 22 225 / 22 220 / 17 240 1,70 

P3 185-186 241 / 41 238 / 44 239 / 49 233 / 32 234 / 48 226 / 32 211 1,65 


Rys. 3. Zdjęcie rentgenowskie połączeń lutowanych obudowy 

CSP84T. 5-DC123: a) analiza wielkości pustek w połączeniach; 

b) badanie osiadania struktury 

Rys. 3. The X-ray photography os solder joints of CSP84T. 

5-DC123 package: a) analysis of voids volume; b) inspection of 

structure settle 

tek w połączeniu, które nie mogą przekraczać 25% objętości 

połączenia [6]. Przykładowe zdjęcie rentgenowskie badanych 

połączeń ze wskazaniem charakterystycznych właściwości 

przedstawiono na rysunku 3. 

Eliptyczny zarys połączeń lutowanych (rys. 3b) wskazuje 

na to, że w czasie procesu lutowania zaszło zjawisko pełnego 

przetopienia spoiwa stanowiącego wyprowadzenie struktury 

i obudowa układu osiadła pod swoim ciężarem na powierzchni 

płytki obwodu drukowanego. 

Pomiary rezystancji elektrycznej połączeń 

102 

Rys. 4. Topografia sieci połączeń Daisy-Chain w obudowie 

CSP132T. 5-DC145 oraz sieci połączeń w testowej płytce obwodu 

drukowanego 

Fig. 4. The topography of Daisy-Chain connections in CSP132T. 

5-DC145 package and connections in test PCB 

Zazwyczaj analiza rentgenowska jest właściwym narzędziem 

w celu określenia jakości połączenia lutowanego, jednakże 

w niektórych wypadkach taka analiza może okazać się niewystarczająca. 

Może to mieć miejsce wtedy, gdy połączenie jest 

niewłaściwej jakości na granicy fazy międzymetalicznej, czyli 

na granicy styku spoiwa lutowniczego z powierzchnią metaliczną 

pola lutowniczego płytki obwodu drukowanego. Wady 

połączeń lutowanych tego typu są niezwykle trudne do wykrycia 

w promieniach rentgenowskich i muszą być badane innymi 

technikami. Jedną z takich technik jest obserwacja mikroskopowa 

zgładu metalograficznego z badanego połączenia lutowanego 

(szerzej opisana poniżej). Niestety metoda ta jest metodą 

niszczącą i jest wykonywana w ostateczności, kiedy inne 

techniki analizy nie dają jednoznacznego obrazu na temat jakości 

połączenia lutowanego. Jeśli już zachodzi konieczność 

wykonania szlifu metalograficznego z połączeń lutowanych 

obudowy BGA czy CSP konieczne jest posiadanie dokładnej 

informacji o tym, które z połączeń jest wadliwe. W wypadku 

struktur funkcjonalnych pomocna tu może się okazać znajomość 

architektury takiej struktury. Wtedy to projektant danego 

pakietu elektronicznego potrafi wskazać, które z połączeń nie 

realizuje swojej funkcji i należy je poddać szczegółowej analizie 

jakości. Inaczej sytuacja wygląda w wypadku prowadzenia 

oceny jakości połączeń lutowanych w fazie badań nad daną 

technologią, tak jak to ma miejsce w wypadku niniejszej pracy 

badawczej. Z tego względu w pracy założono montaż struktur 

z wbudowaną siecią połączeń typu Daisy-Chain. Jest to sieć 

połączonych ze sobą sąsiednich wyprowadzeń sferycznych. 

Poprzez odpowiednie opracowanie sieci połączeń na płytce 

obwodu drukowanego, oraz zastosowanie dodatkowych pól 

pomiarowych (tzw. „odczepów”) można w precyzyjny sposób, 

za pośrednictwem pomiarów rezystancji elektrycznej, wskazać 

miejsce ewentualnego uszkodzenia sieci połączeń w postaci 

wadliwego połączenia lutowanego. Na rys. 4 przedstawiono 

topografię sieci połączeń struktury CSP132T. 5-DC145 

oraz topografię odpowiadającej jej sieci połączeń na testowej 

płytce obwodu drukowanego. 

Poza możliwością określenia położenia wadliwych połączeń 

lutowanych opisany powyżej sposób tworzenia układów 

pomiarowych można wykorzystać do kontroli rezystancji elektrycznej 

połączeń lutowanych. Wartość rezystancji połączeń 

została w niniejszej pracy wykorzystana jako jedno z kryteriów 

oceny jakości połączeń lutowanych. Należy w tym miejscu 

zwrócić uwagę na fakt, że zmierzona rezystancja elektryczna 

pomiędzy punktami A i B (rys. 4) nie określa bezpośrednio 

rezystancji połączeń lutowanych. Wynik pomiaru jest sumą 

rezystancji połączeń lutowanych jak również połączeń sieci 

Daisy-Chain przylutowanej struktury oraz sieci połączeń obwodu 

płytki drukowanej. Znając właściwości sieci połączeń na 

każdej warstwie przewodzącej płytki obwodu drukowanego 

(długość, szerokość i grubość ścieżek przewodzących; rezystywność 

materiału, z którego zbudowane są ścieżki – w tym 

wypadku Cu) można w sposób teoretyczny wyznaczyć rezystancję 

elektryczną tej sieci. Inaczej sprawa wygląda w odniesieniu 

do sieci połączeń Daisy-Chain. Połączenia te są 

połączeniami bardzo niskoomowymi wykonywanymi przez 

producenta struktury, przez co wyznaczenie ich dokładnej 

rezystancji drogą pomiaru jest bardzo trudne lub wręcz niemożliwe. 

Dlatego w niniejszej pracy rezystancję elektryczną 

pojedynczego połączenia lutowanego umownie uznano jako 

rezystancję złożoną z rzeczywistej rezystancji elektrycznej 

połączenia lutowanego oraz rezystancji sieci połączeń Daisy-Chain. 

Przeprowadzone pomiary wykazały, że rezystancja 

pojedynczego połączenia lutowanego wynosi 2–3 mΩ, przy 

czym nie stwierdzono ani jednego połączenia wadliwego, innymi 

słowy nie zaobserwowano przerw w obwodach pomiarowych, 

ani też zwiększonej rezystancji. 

Obserwacje mikroskopowe zgładów 

metalograficznych 

W wypadku oceny jakości połączeń lutowanych kontrola parametrów 

elektrycznych połączenia, jak również kontrola rentgenowska, 

nie zawsze oddają pełen obraz stanu faktycznego. 

Niekiedy ewentualna wada obniżająca jakość połączenia 

może być na tyle odmiennego charakteru, że żadna z wymienionych 

technik kontroli jej nie wykaże. 


Jedną z podstawowych funkcji jakie pełni połączenie lutowane, 

jak wspomniano na początku publikacji, jest powiązanie 

mechanicznie montowanej struktury z płytką obwodu 

drukowanego. Właśnie ta funkcja powiązania mechanicznego 

montowanego podzespołu z podłożem decyduje o nieuszkadzalności 

(niezawodności) całego systemu elektronicznego. 

Niekiedy wystarczy żeby tylko jedno połączenie lutowane 

w całym urządzeniu straciło swoje funkcje i system elektroniczny 

przestaje funkcjonować zgodnie z założeniami projektanta, 

bądź też w ogóle przestaje działać. Dlatego niezwykle istotna 

jest ocena jakości połączenia lutowanego pod względem jego 

budowy mechanicznej. Pomocna w tym względzie jest technika 

badania połączeń drogą obserwacji mikroskopowych zgładów 

metalograficznych. Niestety jest to technika niszcząca, 

ale jest to jedyny sposób oceny jakości połączeń w wypadku 

opracowywania nowych technologii montażu, lub też w wypadku 

poszukiwania przyczyny notorycznego powstawania 

wad w już opracowanym procesie technologicznym. Miedzy 

innymi tym sposobem stwierdzono pewne niedoskonałości 

połączeń lutowanych struktur funkcjonalnych (ozn. ADSP- 

BF561 SBBZ600 BGA297) w wyniku czego zmodyfikowano 

budowę pól lutowniczych płytki obwodu drukowanego zastępując 

dotychczasową konstrukcję pól definiowanych maską 

przeciwlutową i zwiększając nieco ich wielkość. Wprowadzone 

zmiany pozwoliły na zwiększenie powierzchni pól lutowniczych 

o 25% przez co osiągnięto znaczna poprawę w formowaniu 

właściwej jakości połączeń lutowanych. Wprowadzone 

modyfikacje pól lutowniczych schematycznie przedstawiono 

na rys. 5a, a na rys. 5b odpowiadające im fotografie zgładów 

metalograficznych z wykonanych połączeń lutowanych. 

wszystkich trzech profili lutowania (P1. P2 i P3), jednakże 

najlepsze efekty uzyskano w wypadku profili P2 i P3. Połączenia 

lutowane wykonane w tych warunkach odznaczały się 

najbardziej regularnym kształtem (bez pofalowań powierzchni 

sferycznej) co wskazuje na pełne przetopienie i wymieszanie 

się spoiwa zawartego w paście lutowniczej ze spoiwem stanowiącym 

wyprowadzenia sferyczne montowanych struktur. 

Ponadto, połączenia te charakteryzowały się mniejszą ilością 

pustek – poniżej 5%, przy obserwowanych pustkach na poziomie 

7-9% w wypadku połączeń wykonywanych z użyciem 

profilu P1. Biorąc pod uwagę fakt możliwości występowania 

w montowanym pakiecie elektronicznym podzespołów przeznaczonych 

do montażu ołowiowego (oprócz montowanych 

struktur bezołowiowych w obudowach BGA czy CSP) zaleca 

się stosowanie profilu lutowania o przebiegu zbliżonym 

do profilu P2, w którym maksymalna temperatura lutowania 

całego pakietu nie przekracza wartości 235°C, natomiast 

w miejscu formowania połączeń lutowanych z wyprowadzeniami 

sferycznymi obudowy BGA osiągana jest temperatura 

minimum 220°C. 

Długofalowe badania nieuszkadzalności 

zespołów elektronicznych 

Celem sprawdzenia niezawodności połączeń lutowanych 

wykonywanych techniką lutowania mieszanego zmontowane 

funkcjonalne pakiety elektroniczne (ozn. 10xx_H_dsp6) 

poddano testom na funkcjonalność, po czym poddano je narażeniom 

środowiskowym, następnie ponownie zbadano ich 

funkcjonalność. Funkcjonalność zespołów elektronicznych 

badano w Centrum Aplikacji Sprzętowych ITR (CA). Próby 

środowiskowe prowadzono w Zakładzie Materiałów Lutowniczych 

ITR (M2) zgodnie ze schematem podanym przez 

Centrum Aplikacji Sprzętowych (CA), który przedstawiono na 

wykresach z rys. 6. Pełen czas próby wynosił 106 godzin. Po 

przeprowadzonych próbach temperaturowych pakiety poddano 

działaniu wilgotnego gorąca – +40 ± 2°C/93 ± 2% RH, 

a czas próby wynosił 250 godzin. 

Rys. 5. Modyfikacja konstrukcji pól lutowniczych pod strukturę 

BGA297: a) konstrukcja schematyczna; b) zgład metalograficzny 

połączenia lutowanego 

Fig. 5. The modification of solder pads construction for BGA 297 

structure: a) schematic construction; b) cross-section of solder joint 

Wpływ parametrów procesu montażu 

mieszanego na jakość połączeń lutowanych 

Przeprowadzone prace badawcze nie wykazały istotnego 

wpływu rodzaju powłoki ochronnej pól lutowniczych płytki 

obwodu drukowanego (Ni/Au; Sn-immersyjna) na jakość połączeń 

lutowanych, pod warunkiem, że były one właściwej 

jakości. Obserwacje nie wykazały również istotnego wpływu 

grubości szablonu do nakładania pasty na pola lutownicze 

płytki obwodu drukowanego. 

Natomiast odnotowano pewien wpływ profilu przetapiania 

pasty lutowniczej na jakość połączeń. Należy zaznaczyć, że 

poprawne połączenia lutowane uzyskano przy zastosowaniu 

Rys. 6. Przebieg próby narażeń środowiskowych 

Fig. 6. The graph of environmental stresses test 

W tabeli 5 zestawiono podstawowe parametry funkcjonowania 

badanych pakietów elektronicznych 10xx_H_dsp6 

przed i po próbach narażeń środowiskowych. 

W wypadku pakietów 5 i 6 wiadomo, że komunikacja 

z procesorem BGA istnieje, natomiast nie można wykasować 

pamięci urządzenia. Zaś w wypadku pakietu nr 2 komunikacja 

z urządzeniem po próbach narażeń środowiskowych 

możliwa jest jedynie za pośrednictwem portu USB, bez możliwości 

komunikacji poprzez port RS485. W chwili obecnej 

nie jest możliwe dokładne stwierdzenie, które podzespoły 

elektroniczne pakietu funkcjonalnego w danym przypadku 


Tab. 5. Parametry funkcjonowania pakietów elektronicznych przed i po próbach narażeń środowiskowych 

Tabl. 5. The functionality parameters of electronic units before and after tests of environmental stresses 

Nr pakietu 

Profil lutow. 

Procesor BGA297 

Realizowana funkcja (przed / po próbach narażeniowych) 

ALTERA 

Uruchomienie 

urządzenia 

Pomiary 

Komunikacja 

1 P2 tak / tak tak / tak tak / tak tak / tak tak / tak 

2 P2 tak / tak tak / tak tak / tak tak / tak tak / tylko USB 

3 P3 tak / tak tak / tak tak / tak tak / tak tylko USB / tylko USB 

4 P1 tak / tak tak / tak tak / tak tak / tak tak / tak 

5 P3 nie / nie tak / tak nie / nie nie / nie nie / nie 

6 P1 nie / nie tak / tak nie / nie nie / nie nie / nie 

działają nieprawidłowo. Jednakże w niedalekiej przyszłości 

planowane jest opracowanie przez Centrum Aplikacji Sprzętowych 

ITR (CA) skryptu testującego, który drogą wnikliwej 

analizy funkcjonowania poszczególnych bloków systemu 

elektronicznego pomoże wskazać nieprawidłowo działający 

element. 

Jedną z możliwych przyczyn wadliwego funkcjonowania 

pakietów może być niewłaściwa jakość zabezpieczającej 

powłoki ochronnej Ni/Au pokrywającej pola lutownicze płytki 

obwodu drukowanego, gdyż podczas kontroli jakości płytek 

przed procesem montażu stwierdzono, że grubość podwarstwy 

niklu wynosi zaledwie 1,75 µm, w porównaniu do wymaganej 

2,0…5,0 µm, przy czym niektóre źródła literaturowe 

podają, że dolna granica grubości tej warstwy nie powinna 

być mniejsza niż 2,5 µm [1, 4]. 

Wytyczne prowadzenia procesu lutowania 

mieszanego 

W oparciu o wyniki przeprowadzonych prac badawczych 

opracowano wytyczne prowadzenia procesu montażu bezołowiowych 

wielowyprowadzeniowych struktur półprzewodnikowych 

w obudowach BGA i CSP w warunkach lutowania ołowiowego. 

Poniżej, w formie wypunktowanej, zamieszczono 

podstawowe zalecenia: 

– zaleca się stosowanie w montażu mieszanym ołowiowej 

pasty lutowniczej oznaczonej symbolem HM-1 RMA Sn62 

V16L, o składzie Sn62/Pb36/Ag2, firmy Almit; 

– proces lutowania można prowadzić z użyciem płytek obwodów 

drukowanych o dowolnej powłoce ochronnej pól 

lutowniczych (Ni/Au lub Sn), pod warunkiem zapewnienia 

dobrej lutowności dla technologii ołowiowej; 

– pola lutownicze płytki obwodu drukowanego, o ile to możliwe, 

nie powinny zawierać w swojej konstrukcji pól definiowanych 

maską przeciwlutową; 

– grubość szablonu do nanoszenia pasty lutowniczej pod 

wyprowadzenia sferyczne struktur w obudowach BGA czy 

CSP musi być zgodna z ogólnymi zaleceniami prowadzenia 

montażu elektronicznego w technologii ołowiowej dla 

całego montowanego pakietu elektronicznego; 

– należy dążyć do uzyskania przebiegu profilu lutowania 

w danym pakiecie elektronicznym zgodnego z zaproponowanym 

profilem P2. 

Podsumowanie 

Przeprowadzone badania pozwoliły na opracowanie podstawowych 

zaleceń prowadzenia procesu montażu elektronicznego 

bezołowiowych struktur w obudowach z kontaktami 

sferycznymi ukrytymi pod obudową, w warunkach lutowania 

ołowiowego. 

Wykonane próby lutowania elektronicznych pakietów 

funkcjonalnych potwierdziły słuszność opracowanych zaleceń 

prowadzenia montażu mieszanego. Przeprowadzone długofalowe 

badania nieuszkadzalności funkcjonalnych zespołów 

elektronicznych nie wykazały powstawania dodatkowych wad 

w ich funkcjonowaniu. 

Wytypowana do badań ołowiowa pasta lutownicza (HM-1 

RMA Sn62 V16L o składzie Sn62/Pb36/Ag2 firmy Almit), pomimo 

stosowania dość zróżnicowanych profilów lutowania, 

bardzo dobrze spełnia swoje zadanie zarówno w odniesieniu 

do montażu struktur wielowyprowadzeniowych, jak również 

w odniesieniu do montażu innych elementów montowanych 

w technologii powierzchniowej. 

W Zakładzie Innowacji Montażu Elektronicznego ITR (CM/ 

M3) prowadzono już montaż mieszany zespołów elektronicznych 

dla klientów zewnętrznych (m. in.: Techlab2000 – Warszawa; 

EDO Exclusive Digital Audio – Warszawa; Wojskowy Instytut 

Łączności – Zegrze) i do chwili obecnej nie stwierdzono wad 

w połączeniach lutowanych wielowyprowadzeniowych struktur 

w obudowach BGA i CSP. 

Literatura 

[1] Bukat K., Hackiewicz H.: Lutowanie bezołowiowe. Warszawa 

2007, Wydawnictwo btc, ISBN 978-83-60233-25-2. 

[2] Borecki J.: Wykonywanie obwodów drukowanych wysokiej skali 

integracji w Instytucie Tele- i Radiotechnicznym. Elektronika 

XLVII, 8/2006, ss. 11–14. 

[3] RoHS and WEEE directives (http://www.rohs-weee.pl/index.php) 

[4] Kozioł G., Araźna A., Stęplewski W.: The Characteristics of an 

Electroless Nickel/Immersion Gold Plated PWB Surface Finish 

and the Quality of BGA Solder Joints. Plating and Surface Finishing, 

97 (1), 2010, pp. 39–45. 

[5] Stęplewski W., Kozioł G., Borecki J.: Influence of stencil design 

and parameters of printing process on lead-free paste transfer efficiency. 

XXXII International Conference of IMAPS – CPMT IEEE 

Poland, Pułtusk 21–24 September 2008, Proceedings CD-ROM. 

[6] IPC-A-610 rev. D – Acceptability of Electronic Assemblies, November 

2004. 

[7] Kościelski M.: Zastosowanie urządzenia rentgenowskiego do wykrywania 

błędów lutowania. Elektronika XLIX, 3/2008, ss. 88–89. 

104 


Analiza systemu nastaw algorytmów 

w mikroprocesorowym urządzeniu kontrolno-sterującym 

mgr inż. KAROL MAKOWIECKI 

Instytut Tele- i Radiotechniczny, Centrum Systemów Teleinformatycznych i Aplikacji Sprzętowych, Warszawa 

Urządzenia kontrolno-sterujące EAZ (elektroenergetyczna 

automatyka zabezpieczeniowa) są rozwijane pod kątem łatwego 

dostosowywania do określonych zadań. Wiąże się to 

z bogactwem różnorodnych algorytmów zabezpieczeniowych. 

Każdy z tych algorytmów posiada pewne nastawy, które użytkownik 

może modyfikować dostosowując działanie zabezpieczenia 

do swoich potrzeb. W artykule tym przedstawię na 

przykładzie urządzenia Mupasz 710, jak można skonstruować 

system nastaw algorytmów tak, aby funkcjonował poprawnie 

niezależnie od typu i ilości zaimplementowanych algorytmów 

oraz udostępniał możliwość ich edycji z panelu kontrolnego 

urządzenia i za pomocą portów komunikacyjnych. 

Definiowanie nastaw algorytmów 

Na etapie projektowania urządzenia w pliku tekstowym 

SET.def definiowane są wykorzystywane algorytmy, dla przykładu 

definicja algorytmu zabezpieczenia I>: 

SET_GrIGT1_0, TXT_IGT1_0, F_GROUP, A_IGT1, 0, 0, ----1----------R, 

Tab. 1. Znaczenie poszczególnych pól w definicji algorytmu 

Tabl. 1. Algorithm definition of SET.def file 

Nazwa 

symboliczna 

Nazw 

symboliczna 

powiązanego 

tekstu 

typ 

Indeks 

algorytmu 

Nie 

istotne 

Nie 

istotne 

Atrybuty 

SET_GrIGT1_0 TXT_IGT1_0 F_GROUP A_IGT1 0 0 ----1------R 

Na podstawie takiej definicji kompilator pliku SET.def uzupełnia 

pliki wynikowe o docelowe definicje nastaw dla danego 

algorytmu, które są definiowane przez jego projektanta. 

a) Fragment plik SET.inc zawierającego definicje nastaw dla 

algorytmu zabezpieczenia nadprądowego I>: 

System modyfikacji nastaw 

Dla celów edycji nastaw w urządzeniu Mupasz 710 udostępniony 

jest system makropoleceń. Każde takie makropolecenie 

może zostać przysłane do procedury dekodującej poprzez dowolne 

łącze transmisyjne urządzenia z wykorzystaniem protokołu 

MODBUS RTU, bądź zostać wygenerowane wewnętrznie, 

co ma miejsce w przypadku wykorzystania graficznego 

interfejsu urządzenia. Ogólny format makropolecenia przedstawia 

tab. 2. 

Tab. 2. Format makropoleceń obsługiwany przez urządzenie Mupasz 710 

Tabl. 2. Description of macro which is supported by Mupasz 710 device 

Kod makra 

(Wartość) 

Negacja 

kodu 

makra 

Liczba Parametr 1 … Parametr 

parametrów 

N 

makra N 

Negacja 

liczby parametrów 

makra 

Modyfikacja nastaw wymaga sprawdzenia ich spójności, 

czyli spełnienia zależności pomiędzy niektórymi nastawami 

i ich zgodności z definicją. Aby było to możliwe konieczne jest 

buforowanie całego bloku zmodyfikowanych nastaw przed ich 

zapisaniem. W przypadku korzystania z łącza komunikacyjnego 

i protokołu Modbus RTU jest to możliwe dzięki ramce komunikacyjnej 

z kodem funkcji 0x10 (tab. 3) służącej do zapisywania 

wielu rejestrów (danych dwubajtowych) do urządzenia. 

Po zapełnieniu bufora danymi należy wysłać makropolecenie 

przepisujące bufor do docelowej tablicy nastaw (tab. 4). 

Pierwszą czynnością jaką wykonuje ta funkcja jest sprawdzenie 

zgodności wartości nastaw z bufora z wartościami 

minimum i maksimum zapisanymi w definicji każdej nastawy. 

W przypadku wartości liczbowych wartość musi mieścić się 

w przedziale domkniętym [minimum, maksimum], natomiast 

{indeks w tablicy wartości, indeks powiązanego tekstu, typ, atrybuty, minimum, maksimum, wartość początkowa} 

{v_SET_GrIGT1_0, t_TXT_IGT1_0, F_GROUP, 0x801, 0x887, 0x0, 0x0}, 

{v_SET_A_IGT1_0_OP, t_TXT_OPTIONS, F_MultiL, 0x8007, 0xF, 0xCF, 0x0}, 

{v_SET_A_IGT1_0_Dzialanie, t_TXT_MODE, F_MultiL, 0x8007, 0x6, 0x7, 0x1}, 

{v_SET_A_IGT1_0_STAB, t_TXT_STAB, F_MonoL, 0x8007, 0x11, 0x7, 0x0}, 

{v_SET_A_IGT1_0_DIRECTION, t_TXT_DIRECTION, F_MonoL, 

0x8007, 0x11, 0x19, 0x0}, 

{v_SET_A_IGT1_0_IR, t_TXT_IR, F_X_XX0, 0x8007, 0xA, 0xC350, 0x4B0}, 

{v_SET_A_IGT1_0_UR, t_TXT_UR, F_X_XX0, 0x8007, 0x64, 0x3E8, 0x384}, 

{v_SET_A_IGT1_0_FR, t_TXT_FR, F_X_XX0, 0x8007, 0xAFC8, 0xC738, 0xC15C}, 

{v_SET_A_IGT1_0_T, t_T XT_T, FdX_XX0, 0x8007, 0x0, 0xF4240, 0x3E8}, 

{v_SET_A_IGT1_0_TOPDZ, t_TXT_TOPDZ, F_X_XX0, 0x8007, 0x0, 0x2710, 0x3E8}, 

{v_SET_A_IGT1_0_ME, t_TXT_EVENTS, FdMultiL, 0x8007, 0x17, 0x80001BFF, 0x80001BC1}, 

b) Fragment plik SET.ini zawierającego definicje nastaw: 

wartość początkowa,// indeks w tablicy wartości 

NAZWA SYMBOLICZNA NASTAWY 

0x0, // 0x87 SET_A_IGT1_0_OP 

0x1, // 0x88 SET_A_IGT1_0_Dzialanie 

0x0, // 0x89 SET_A_IGT1_0_STAB 

0x0, // 0x8A SET_A_IGT1_0_ DIRECTION 

0x4B0, // 0x8B SET_A_IGT1_0_IR 

0x384, // 0x8C SET_A_IGT1_0_UR 

0xC15C, // 0x8D SET_A_IGT1_0_FR 

0x3E8, // 0x8E SET_A_IGT1_0_T 

0x0, // 0x8E SET_A_IGT1_0_T 

0x3E8, // 0x90 SET_A_IGT1_0_TOPDZ 

0x1BC1, // 0x91 SET_A_IGT1_0_ME 

0x8000, // 0x91 SET_A_IGT1_0_ME 

Pliki SET.inc i SET.ini dołączane są do oprogramowania mikrokontrolera 

jako tablice. Algorytm posługując się indeksem w tablicy 

wartości, pobiera z niej konieczne dla jego działania dane. 

w przypadku wartości typu lista, liczba zapisana w pozycji 

maksimum jest maską bitową listy i poszczególne bity wartości 

nastawy muszą mieścić się w obrębie tej maski. 

Kolejnym krokiem jest sprawdzenie spójności nastaw 

w buforze. Odbywa się to poprzez zweryfikowanie zestawu 

zależności pomiędzy wartościami nastaw. Jeśli procedura ta 

przebiegnie pomyślnie dane z bufora przepisywane są do docelowej 

tablicy nastaw. W przeciwnym wypadku generowane 

jest zdarzenie do dziennika urządzenia informujące o indeksie 

definicji nastawy nie spełniającej warunków spójności, co ułatwia 

użytkownikowi odszukanie błędu. 


Tab. 3. Ramka komunikacyjna z kodem funkcji 0×10 w protokole Modbus 

RTU, ukazująca sposób zapisu jednej wartości nastawy szesnastobitowej 

do bufora edycyjnego urządzenia 

Tabl. 3. Communication frame with 0×10 function code in Modbus 

RTU protocol. It shows how to write one two bytes value to the device 

edition buffer 

Przykładowa 

wartość 

Podsumowanie 

Funkcja danego bajtu 

0×44 Adres urządzenia 

0×10 Numer ramki 

0×07 Adres (starszy bajt) 

0×FF 

Adres (młodszy bajt) 

0×00 Ilość przesyłanych danych w słowach (starszy bajt) 

0×01 Ilość przesyłanych danych w słowach (młodszy bajt) 

0×02 Ilość przesyłanych danych w bajtach 

0×17 wartość nastawy (starszy bajt) 

0×71 wartość nastawy (młodszy bajt) 

0×D8 CRC (młodszy bajt) 

0×05 CRC (starszy bajt) 

Tab. 4. Ramka komunikacyjna z kodem funkcji 0×10 w protokole Modbus 

RTU, ukazująca sposób wysłania makropolecenia przepisującego 

bufor edycyjny do docelowego zestawu nastaw 

Tabl. 4. Communication frame with 0×10 function code in Modbus 

RTU protocol. It shows how to send macro which will save sets which 

are in the edition buffer 

Przykładowa 

wartość 

0×44 Adres urządzenia 

0×10 Numer ramki 

0×77 Adres (starszy bajt) 

0×FF 

Adres (młodszy bajt) 

Funkcja danego bajtu 

0×00 Ilość przesyłanych danych w słowach (starszy bajt) 

0×05 Ilość przesyłanych danych w słowach (młodszy bajt) 

0×0A Ilość przesyłanych danych w bajtach 

0×00 Kod makropolecenia (starszy bajt) 

0×37 Kod makropolecenia (młodszy bajt) 

0×FF 

Negacja kodu makropolecenia (starszy bajt) 

0×C8 Negacja kodu makropolecenia 

0×00 Liczba parametrów makropolecenia (starszy bajt) 

0×01 Liczba parametrów makropolecenia 

0×00 Parametr pierwszy – numer zestawu nastaw 

(starszy bajt) 

0×00 Parametr pierwszy – numer zestawu nastaw 

0×FF 

0×FE 

Negacja liczby parametrów makropolecenia (starszy 

bajt) 

Negacja liczby parametrów makropolecenia 

0×62 CRC (młodszy bajt) 

0×ED 

CRC (starszy bajt) 

Prezentowany system nastaw dla algorytmów 

w urządzeniu Mupasz 710 (rys.) cechuje się możliwością 

modyfikacji obsługiwanych algorytmów 

przy jednoczesnej minimalizacji czynności z tym 

związanych. Dzięki procesowi automatycznej generacji 

plików set.inc i set.ini z pliku set.def możliwe 

było stworzenie kodu mikroprocesorowego nie 

wymagającego późniejszych ingerencji programistycznych 

w przypadku zmiany algorytmów. System 

ten udostępnia możliwość edycji nastaw poprzez 

graficzny interfejs urządzenia oraz poprzez 

porty komunikacyjne z wykorzystaniem protokołu 

Modbus RTU. Dzięki zastosowaniu makropoleceń 

łatwo można rozszerzyć funkcjonalność tego systemu 

o inne protokoły komunikacyjne. 

Literatura 

Schemat procesu funkcjonowania systemu nastaw w urządzeniu Mupasz 

710, obejmujący proces tworzenia zestawu nastaw oraz ich edycję 

Flowchart for the settings system on the Mupasz 710 device, showing process 

of creation and edition settings 

[1] Kluk P.: Wykorzystanie protokołu komunikacyjnego 

MODBUS RTU w urządzeniach EAZ bazujących na 

platformie ARM. w czasopiśmie „Elektronika: konstrukcje, 

technologie, zastosowania”, Wydawnictwo 

SIGMA-NOT, Warszawa, 2007, nr 5. 

[2] Wlazło P.: Sterowanie i zmiany nastaw w urządzeniach 

zabezpieczających poprzez system nadrzędny. 

Mechanizacja i Automatyzacja Górnictwa 2006, nr 8, 

ss. 56–62. 

106 


Algorytmy akwizycji danych w e-diagnostyce 

sieci rozdzielczych 

mgr inż. ŁUKASZ SAPUŁA, Instytut Tele- i Radiotechniczny, Warszawa 

System służący do automatycznego diagnozowania stanów 

technicznych wyłączników zainstalowanych w rozdzielnicach 

SN ma postać autonomicznej sieci teleinformatycznej, której 

ogólna architektura przedstawiona jest na rys. 1. Elementami 

sieci są Podsystemy Akwizycji Danych Źródłowych – urządzenia 

wykonujące pomiary sygnałów wyłączników, Koncentratory 

Danych, KD, – znajdujące się w rozdzielni komputery gromadzące 

i analizujące dane przesyłane z Podsystemów Akwizycji 

Danych oraz Centralny Serwer, CSW, – komputer znajdujący 

się w centralnej dyspozytorni systemu energetycznego. 

Urządzenia UAD integrują w sobie funkcje sterowników 

polowych z funkcjami akwizycji danych. UAD gromadzą wyniki 

pomiarów wszelkich sygnałów dostępnych z wyłącznika 

w postaci ciągów cyfrowych próbek. 

Dodatkowo gromadzone są dane zawierające wyniki testów 

samodiagnostyki urządzenia [4] Pozyskiwane źródłowe 

dane są wykorzystywane przez algorytmy automatyki zabezpieczeniowej 

w samym urządzeniu UAD oraz są przesyłane 

do Koncentratora do dalszej obróbki. 

Dla celów realizacji algorytmów zabezpieczeniowych 

dane są poddawane wstępnej filtracji cyfrowej oraz operacji 

repróbkowania. W wyniku tych operacji dla każdego kanału 

analogowego (prądowego czy napięciowego) otrzymywanych 

jest dokładnie 128 próbek na okres sygnału – bez względu 

na częstotliwość przebiegu – i wszystkie parametry sygnałów 

potrzebne do realizacji algorytmów zabezpieczeniowych są 

wyznaczane z tych 128 próbek. 

Dla celów transmisji do Koncentratora dane są poddawane 

jedynie operacji decymacji w stosunku 1/16, 1/8, ¼, ½ lub 1 

oraz agregowane w bufory. 

UAD 

Urządzenie akwizycji danych (UAD) zbudowane jest z następujących 

modułów: modułu interfejsu użytkownika, modułu 

analogowego, modułu DSP, modułu interfejsu komunikacyjnego, 

modułu zasilającego. Część softwarową stanowi 

oprogramowanie które zapewnia obsługę wyżej wymienionych 

modułów i realizuje funkcjonalność urządzenia. 

Rys. 2. Wygląd zewnętrzny urządzenia UAD 

Fig. 2. A view of UAD device 

URZĄDZENIE 

AKWIZYCJI DANYCH 

OBSZAR POJEDYNCZEJ 

ROZDZIELNI 

URZĄDZENIE 

AKWIZYCJI DANYCH 

WYŁĄCZNIK 

URZĄDZENIE 

POMIAROWO- 

KONTROLNE 

UPK 

WYŁĄCZNIK 

URZĄDZENIE 

POMIAROWO- 

KONTROLNE 

UPK 

INTERFEJS 

IEC 61850 

INTERFEJS 

IEC 61850 

ETHERNET 100Mb 

KONCENTRATOR DANYCH 

TCP/IP 

BRAMA 

INTERNET 

CENTRALNA BAZA DANYCH 

Rys. 1. Architektura sieci. Fig. 1. Nework architecture 

Elektronika 7/2011 107

Moduł analogowy 

Rys. 4. Schemat blokowy procedury cyfrowej zmiany szybkości 

próbkowania 

Fig. 4. Block diagram of the resampling procedure 

Moduł analogowy posiada 24 wejścia dwustanowe, 16 wyjść 

dwustanowych, 16 torów analogowych oraz autonomiczne 

zabezpieczenie nadprądowe. 

Wejścia dwustanowe zastosowane w UAD posiadają histerezę 

napięciową(2/3Un/1/3Un) oraz zmienną impedancję 

wejściową zależną od stanu pracy wejścia (pobudzone/niepobudzone). 

Stany poszczególnych wejść gromadzone są 

w rejestrach przesuwnych, za pomocą których są wysyłane 

w postaci szeregowej do jednostki centralnej. 

Wyjścia dwustanowe zrealizowane są przy pomocy rejestrów 

przesuwnych, których wyjścia równoległe dołączone 

są do przekaźników elektromagnetycznych, przy czym trzy 

z nich (dedykowane do obsługi cewek wyłącznika) uzupełnione 

są torami do pomiaru prądu cewek. Pomiary prądów 

cewek przeprowadzane są za pośrednictwem przetworników 

działających w oparciu o efekt Halla, co pozwala na zapewnienie 

odpowiedniej izolacji (wytrzymującej test napięciem 2,5 

kV). Dodatkowo styki przekaźników dedykowanych do obsługi 

cewek wyłącznika połączono szeregowo z tranzystorami MO- 

SFET w celu zwiększenia zdolności łączeniowej i nazwano 

je wyjściami „wzmocnionymi” (obciążenie o charakterze indukcyjnym). 

Sterowanie na otwórz wyjścia „wzmocnionego” 

realizowane jest w taki sposób, że najpierw blokowany 

jest tranzystor, a później rozwiera się przekaźnik, co zostało 

przedstawione na rys. 3. 

UAD posiada 16 torów analogowych, które przeznaczone 

są do pomiaru prądów fazowych, napięć fazowych lub międzyfazowych, 

składowych zerowych prądu i napięcia, prądów 

płynących przez cewki wyłącznika, sygnałów z czujników ruchu, 

sygnałów z czujników ciśnienia, sygnałów z czujników 

temperatury. W zależności od charakteru sygnału poddawanego 

estymacji wejście toru stanowi odpowiednio dobrany 

transformator pośredniczący, transreaktor, czujnik Halla lub 

wzmacniacz izolacyjny. 

Każdy z kanałów analogowych jest próbkowany ze stałą 

częstotliwością 16 kHz. Daje to możliwość analizy sygnałów 

w paśmie do 8 kHz. Taka szerokość pasma jest zbędna dla 

potrzeb algorytmów zabezpieczeniowych, gdzie wystarcza 

pasmo 2 kHz. Z tego powodu źródłowe próbki sygnałów 

o częstotliwości f 1 

poddawane są procesowi filtracji cyfrowej 

za pomocą filtru dolnoprzepustowego FDP wraz z jednoczesną 

zmianą efektywnej częstotliwości f 2 

próbkowania w stosunku 

wymiernym M/N tak, aby w efekcie otrzymać 128 próbek 

na okres sygnału niezależnie od wartości częstotliwości sieci. 

Zastosowana metoda polega na interpolacji ciągu próbek 

w stosunku M, a następnie decymacji w stosunku N, jak to 


Wartości M i N dobiera się w zależności od wartości częstotliwości 

sieci. Aby uniknąć efektu aliasingu operacje interpolacji 

i decymacji należy sprząc z operacją filtracji dolnoprzepustowej 

przy czym szerokość pasma filtru zależy od wartości 

M i N. Od wartości M i N zależy również ilość współczynników 

filtru dolnoprzepustowego, a zatem i nakłady obliczeniowe. 

Podczas projektowania algorytmów repróbkowania analizie 

poddano błąd wyznaczenia poszczególnych prążków widma 

sygnału pierwotnego (w postaci próbek cyfrowych) na podstawie 

sygnału zrepróbkowanego dla różnych wartości M i N. Do 

prototypowania i analizy algorytmu repróbkowaia użyto pakietu 

oprogramowania Mathematica ® . 

Ponieważ w założeniu wartość częstotliwości sieci zmienia 

się w niewielkim zakresie, możliwe było zastosowanie 

filtru dolnoprzepustowego o stałej charakterystyce częstotliwościowej 

w całym dopuszczalnym zakresie zmian częstotliwości 

sieci. Filtr został zaprojektowany za pomocą pakietu 

oprogramowania Matlab ® dla wartości współczynników M 

i N, przy których szerokość pasma filtru jest najmniejsza. 

Gwarantuje to uniknięcie efektu aliasingu w całym zakresie 

zmienności M i N. 

Analizę widmową fazowych sygnałów prądowych i napięciowych 

przeprowadza się za pomocą dyskretnej transformaty 

Fouriera DFT. 

Autonomiczne zabezpieczenie nadprądowe zrealizowane 

jest w oparciu o mikrokontroler. Działa niezależnie od stanu 

pracy całego urządzenia z którym komunikuje się przez 

port szeregowy w celu pobierania nastaw i przekazywania 

informacji o zadziałaniach. W przypadku braku napięcia pomocniczego 

zasila się z prądów operacyjnych (przekładniki 

Rys. 3. Przebiegi napięciowe w obwodzie wyjścia zrealizowanego za pomocą tranzystora i przekaźnika elektromechanicznego 

Fig. 3. Voltage waveforms at the two state output made of a transistor and electromechnical relay 

108 


prądowe zabezpieczeniowe) z których dodatkowo pobiera 

i magazynuje energie niezbędną do pobudzenia cewek prądowych 

wyłącznika. 

Moduł DSP 

Moduł DSP jest jednostką centralną urządzenia UAD. Zbudowany 

jest w oparciu o dwurdzeniowy procesor sygnałowy 

(BF561), który jest w stanie wykonywać ponad 500 milionów 

operacji stałoprzecinkowych na sekundę, posiada 328 kB wewnętrznej 

pamięci typu RAM oraz szybkie porty szeregowe 

(SPI, SPORT0, SPORT1). Dodatkowo moduł DSP wyposażony 

jest w zewnetrzną pamięć RAM i pamięć programu typu 

FLASH, dwa układy do realizacji łączy szeregowych typu 

UART oraz układ programowalny CPLD do realizacji logiki 

i układów buforujących dla sygnałów taktujących, sygnałów 

wyboru (CS) i linii danych. Moduł jest zasilany wysokosprawnymi 

przetwornicami impulsowymi. Współpraca jednostki 

centralnej z innymi modułami urządzenia UAD odbywa się za 

pomocą łączy szeregowych. 

Moduł komunikacyjny 

Zgodnie z normą IEC 61850, transmisja danych oraz komend 

w obrębie pojedynczej rozdzielni prowadzona jest 

z wykorzystaniem Ethernetu jako fizycznej warstwy transportowej. 

Do realizacji interfejsu IEC 61850 w urządzeniu UAD 

użyto dostępnego na rynku gotowego modułu (MMnet1001) 

z wbudowaną obsługa Ethernetu. Moduł zawiera mikrokontroler 

z rdzeniem ARM9, 64 MB pamięci SDRAM, 1 GB 

pamięci FLASH, łącza szeregowe UART0, UART1 i USB. 

Jedno z łączy szeregowych UART wykorzystano do komunikacji 

z modułem DSP. W module MMnet1001 znajduje się 

oprogramowanie tworzące aplikację typu serwer IEC61850 

które pracuje pod nadzorem systemu Windows CE. Aplikacja 

ta została napisana z wykorzystaniem oprogramowania 

bibliotecznego dostępnego na rynku (TriangleMicroWorks). 

W aplikacji Serwer IEC 61850 jest zbudowany abstrakcyjny 

hierarchiczny obiektowy model urządzenia UAD zgodny 

z normą IEC 61850. Norma IEC 61850 predefiniuje około 

90 węzłów logicznych. Węzły logiczne związane funkcjonalnie 

ze sobą i tworzące pewną aplikację jak np. zabezpieczenie 

wyłącznika są grupowane w urządzeniu logicznym. 

Urządzenie fizyczne zawierające poszczególne urządzenia 

logiczne jest reprezentowane w IEC 61850 przez węzeł logiczny 

LPHD (Logical node for PHysical Device). 

Dla każdego urządzenia fizycznego opis jego modelu hierarchicznego 

jest zawarty w pliku ICD (Inteligent Electronic 

Device Capability Description). Plik ten, napisany w języku 

XML, zawiera sformalizowany opis możliwości funkcjonalnych 

urządzenia odzwierciedlony w modelu tego urządzenia. Od 

strony infrastruktury komunikacyjnej IEC 61850 Urządzenie 

Akwizycji Danych UAD widziane jest jako serwer IEC 61850. 

Serwer IEC 61850 to aplikacja zainstalowana w UAD, reprezentująca 

w systemie automatyzacji rozdzielni model obiektowy 

urządzenia, zdolna przyjmować zapytania i przesyłać 

dane (określone w pliku ICD) zgodnie z normą IEC 61850. 

Plik ICD urządzenia UAD zawiera ponad 2000 linii. 

Węzły logiczne opisane w pliku ICD pozwalają realizować 

transmisję danych źródłowych między serwerem IEC 

61850 stanowiącym model urządzenia UAD, a klientem IEC 

61850 zainstalowanym w Koncentratorze Danych. Ponadto 

możliwa jest z poziomu klienta IEC 61850 obsługa zdarzeń 

i alarmów oraz funkcji kontrolnych i konfiguracyjnych urządzenia 

UAD. 

Podsumowanie 

Opracowanie algorytmy akwizycji danych źródłowych umożliwiają 

pobór próbek we wszystkich kanałach analogowych 

oraz ich zapis do bufora danych. Algorytmy te pozwalają na 

wstępną obróbkę danych pomiarowych w celu przeprowadzenia 

analizy Fouriera potrzebnej do wyznaczenia wartości 

RMS, jak również na rejestrację danych w momencie zadziałania 

wyłącznika. 

Artykuł powstał w ramach promocji projektu Nr UDA- 

POIG.01.03.01-14-141/08-00, tytuł Projektu: „Autonomiczna inteligentna 

sieć teleinformatyczna do e-diagnozowania energetycznych 

sieci rozdzielczych” 

Literatura 

[1] Lisowiec A., Nowakowski A., Kołodziejczyk Z., Miedziński B.: 

E-diagnozowanie energetycznych sieci rozdzielczych. Przegląd 

elektrotechniczny nr 9/2009. 

[2] Gacek A., Książek L.: Modelowanie systemu automatyki stacji 

w standardzie IEC 61850. Elektronika nr 7/2010. 

[3] http://itr.org.pl/poig/projekt_1/index.html -raport PROJEKT ROZ- 

WOJOWY Nr WND-POIG.01.03.01-14-141/08 

[4] Kołodziejczyk Z.: Aktywna kontrola w trakcie pracy dwustanowych 

torów wejściowych i wyjściowych urządzeń elektronicznych dla 

elektroenergetyki. Elektronika 7/2011. 


Układ sterowania stanowiska do monokrystalizacji 

SiC jako element systemu CIM 

MICHAŁ CZERWIŃSKI 1) , MAREK ORZYŁOWSKI 1,2) 

1) 

Instytut Tele- i Radiotechniczny, Warszawa, 2) Społeczna Wyższa Szkoła Przedsiębiorczości i Zarządzania w Łodzi 

Węglik krzemu (SiC) jest nowoczesnym materiałem półprzewodnikowym 

wykorzystywanym do produkcji elementów elektronicznych 

o nieosiągalnych do niedawna parametrach: białych 

i niebieskich diod LED, ultraszybkich wysokonapięciowych diod 

Schottky’ego, tranzystorów MOSFET oraz wysokotemperaturowych 

tyrystorów do przełączania dużych mocy. Elementy te 

pracują z dużymi częstotliwościami, a ponadto są odporne na 

temperaturę do kilkuset stopni i radiację. Ze względu na przewodność 

cieplną węglik krzemu jest też stosowany na płytki 

podłożowe dla innych związków półprzewodnikowych. Z powodu 

wysokich właściwości oraz trudności technologicznych podczas 

produkcji płytka wysokiej jakości monokryształu SiC kosztuje 

obecnie 350–3500 USD, podczas gdy analogiczna płytka 

krzemowa kosztuje ok. 5 USD. Zastosowanie monokryształów 

SiC może rozszerzyć się bowiem w ostatnim okresie w ITME 

udało się opracować przemysłową metodę osadzania na podłożu 

z SiC ultranowoczesnego materiału, jakim jest grafen, co 

stanowi osiągnięcie na skalę światową, 

Proces technologiczny hodowli kryształów SiC z fazy gazowej 

(PVT) odbywa się w reaktorze o temperaturze dochodzącej 

do 2500°C w atmosferze argonu o obniżonym ciśnieniu. 

Stanowisko do tego celu [1, 2] zostało opracowane w ramach 

projektu badawczego rozwojowego Nr R08 043 02 w Instytucie 

Tele- i Radiotechnicznym (ITR) przy współpracy Instytutu 

Technologii Materiałów Elektronicznych (ITME). Przeznaczone 

jest ono do prowadzenia prac nad doskonaleniem technologii 

hodowli monokryształów węglika krzemu metodą PVT, 

a docelowo do produkcji tego typu monokryształów na skalę 

przemysłową. 

Ostatnio pojawiła się perspektywa budowy linii produkcyjnej, 

wyposażonej w wiele stanowisk do monokrystalizacji SiC. 

Przewidując to, zaprojektowano układ sterowania stanowiska 

w taki sposób, aby pozwalał on integrować w ramach jednego 

systemu wiele pracujących jednocześnie urządzeń. Artykuł 

omawia układ sterowania i kontroli procesu tego stanowiska 

pod kątem przyszłej jego integracji z systemem sterowania 

linią produkcyjną i ewentualnie większym komputerowo zintegrowanym 

systemem wytwarzania CIM (ang. Computer Integrated 

Manufacturing) [5, 6]. 

Budowa stanowiska i proces 

monokrystalizacji węglika krzemu 

Omawiane stanowisko do monokrystalizacji SiC, proces monokrystalizacji 

SiC oraz uzyskane wyniki są szerzej opisane 

w dostępnych publikacjach [1–4]. Budowę jego można opisać 

wykorzystując schemat synoptyczny (rys. 1), wyświetlany na 

monitorze układu sterowania stanowiska. Stanowisko zawie- 

Rys. 1. Monitorowanie stanu procesu z użyciem schematu synoptycznego stanowiska do monokrystalizacji SiC 

Fig. 1. The process state monitoring by the synoptic scheme of the system for SiC crystals growth 

110 


a wysokotemperaturowy piec z dwoma grafitowymi sekcjami 

grzejnymi, pracujący do temperatury 2400°C. Piec jest umieszczony 

w komorze próżniowej. Grzejniki i izolacja temperaturowa 

pieca są wykonane z grafitu o czystości rzędu 5…10 ppm. 

Przed procesem komora próżniowa jest odpompowywana do 

ciśnienia rzędu 10 -5 mbar, a następnie napełniana gazem technologicznym 

(azot, argon). Ciśnienie gazu technologicznego 

podczas procesu jest regulowane programowo w zakresie 

10…500 mbar. Wewnątrz reaktora urządzenia, podczas wielodniowego 

procesu, na umieszczonym tam zarodku następuje 

narost monokryształu SiC. Proces ten wymaga sterowania 

pionowym gradientem temperatury. Umożliwia to dwusekcyjny 

grzejnik o odpowiednio dobranej geometrii, złożony z sekcji 

górnej i dolnej. Pomiar temperatury tych sekcji jest wykonywany 

z użyciem pirometrów dwubarwowych. 

Wieloetapowy proces technologiczny jest realizowany na 

podstawie programu przesyłanego do sterownika PLC przez 

komputer nadrzędny. Sterownik PLC realizuje ten program 

sterując pracą elementów stanowiska, w tym regulatorów 

temperatury, ciśnienia i natężenia przepływu gazów technologicznych. 

Jest on wyposażony w system alarmów i zabezpieczeń, 

połączony z systemem blokad bezpośrednich. Dla 

zapewnienia bezpieczeństwa procesu, urządzenia i obsługi 

proces jest monitorowany i rejestrowany przez komputer nadrzędny. 

Do monitorowanych wielkości należą miedzy innymi 

temperatura i ciśnienie w komorze oraz przepływ i temperatura 

wody chłodzącej płaszcz komory i inne elementy pieca oraz 

stałoprądowe zasilacze, dostarczające moc grzejną (rys. 1). 

Układ sterowania stanowiskiem 

Schemat blokowy przedstawiający powiązania pomiędzy 

poszczególnymi elementami układu sterowania urządzenia 

przedstawiono na rys. 2. Rozmieszone na nim elementy połączono 

liniami wskazującymi kierunek przepływu oraz rodzaj 

przesyłanego sygnału. 

W układzie sterowania można wyróżnić dwa poziomy. Poziom 

niższy, zintegrowany na bazie sterownika PLC wykonuje 

zadanie całościowego sterowania procesem w czasie rzeczywistym. 

Natomiast poziomy wyższy, zrealizowany na bazie 

komputera klasy PC służy do programowania procesu, jego 

monitorowania (rys. 1) oraz rejestracji jego przebiegu. Taki 

podział funkcji układu sterowania umożliwił zaprojektowanie 

i oprogramowanie sterowania stanowiskiem w stosunkowo 

krótkim czasie, wymaganym przez harmonogram projektu, 

przy spełnieniu pełnej funkcjonalności stanowiska, założonej 

dla prac badawczych i prowadzenia produkcji. Dzięki temu 

podziałowi można było wykonać zadanie w dwóch zespołach, 

pracujących równolegle. 

Ze względu na prototypowy charakter urządzenia zdecydowano 

się na zastosowanie rozproszonego układu sterowania. 

Umożliwiło to stopniowe testowanie poszczególnych 

podsystemów stanowiska – regulacji temperatury, czy kontroli 

ciśnienia i atmosfery w komorze pieca. Należy przy tym zwrócić 

uwagę na to, że integracja systemu sterowania obejmuje 

urządzenia automatyki i pomiarów, które zostały zaprojektowane 

w różnych „epokach” niezwykle intensywnego rozwoju 

OSTRZEŻENIE 

System napotkał poważny błąd i musiał udać się do izby 

wytrzeźwień. Przyczyną było prawdopodobnie zbyt 

wysokie stężenie alkoholu w wydychanym powietrzu. 

W celu przywrócenia system proszę zresetować komputer 

i zapodać klina na wysuwaną tackę lub poczekać 

48h 

RESET 

Komputer sterujący 

OSTRZEŻENIE 

System napotkał poważny błąd i musiał udać się do izby 

wytrzeźwień. Przyczyną było prawdopodobnie zbyt 

wysokie stężenie alkoholu w wydychanym powietrzu. 

W celu przywrócenia system proszę zresetować komputer 

i zapodać klina na wysuwaną tackę lub poczekać 

48h 

RESET 

Komputer sterujący 

P 

Sygnały analogowe 

Sygnały dyskretne 

Profibus-DP 

RS 485 

Zawory 

Czujnik ciśnienia P 

Sygnały analogowe 

Sygnały dyskretne 

Profibus-DP 

RS 485 

Zawory 

Czujnik ciśnienia 

Sterownik PLC 

Sterownik PLC 

Pirometr 

Pirometr 

88888888 

88888888 

Próżniomierz 

Regulatory 

przepływu Próżniomierz 

Regulatory 

przepływu 

Regulator 

temperatury Zasilacz 

DC 2200A 

Regulator 

temperatury Zasilacz 

DC 2200A 

P 

P 

Pirometr 

Pirometr 

88888888 

88888888 

Regulator 

ciśnienia 

Pompa turbomolekularna 

Pompa Pompa turbomolekularna 

ze sterownikiem 

Regulator obrotowa ze sterownikiem 

ciśnienia 

Pompa 

obrotowa 

Regulator 

temperatury 

Zasilacz 

DC 1600A 

Regulator 

temperatury 

Zasilacz 

DC 1600A 

P 

P 

Panel kontrolny 

pomp 

Rys. 2. Schemat blokowy połączeń układu sterowania 

Fig. 2. The block scheme of control system interconnections 

Panel kontrolny 

pomp 


techniki komputerowej. W wyniku tego interfejsy ich istotnie 

różnią się miedzy sobą. Jak pokazano na rys. 2 sterownik 

PLC pełni funkcję integrującą cały układ sterowania, obsługując 

sygnały analogowe (np. zadawanie i odczyt aktualnej 

wartości przepływu gazów technologicznych), dyskretne (np. 

załączanie zaworów, czy sygnalizacja błędów) oraz cyfrowe 

(komunikacja poprzez sieć Profibus z regulatorami temperatury 

i komputerem). 

W czasie procesu sterownik PLC jest wyposażony we 

wszystkie dane dotyczące programu prowadzonego procesu 

oraz zbiera informacje na temat aktualnego stanu całego 

stanowiska. Opowiada też za bezpieczeństwo urządzenia 

i obsługi reagując w określony sposób na wystąpienie stanów 

awaryjnych – począwszy od przerw w komunikacji z regulatorami, 

uszkodzenia modułów aż do awarii systemu chłodzenia. 

Sterownik ten – po załadowaniu programu procesu 

technologicznego – może teoretycznie realizować sterowanie 

procesem bez połączenia z komputerem nadrzędnym. 

Cecha ta jest istotna ze względu na mniejszą niezawodność 

działania rozleglejszego systemu sterowania, obejmującego 

komputer nadrzędny, wyposażony w funkcje, które na ogół 

nie są konieczne do stosowania podczas prowadzenia niezakłóconego 

procesu. 

Jako komputer nadrzędny zastosowano komputer klasy 

PC, który należy do grupy urządzeń biurowych, niezbyt przystosowanych 

do pracy w warunkach przemysłowych i w związku 

z tym może być bardziej podatny na awarie. Oczywiście 

istnieje możliwość użycia komputerów tzw. przemysłowych. 

Związane jest to jednak ze znacznie wyższymi kosztami. 

Rozwój układu sterowania 

Stanowisko prototypowe było przeznaczone do funkcjonowania 

niezależnego od pozostałej infrastruktury hali. Niemniej 

jednak, z uwagi na perspektywę budowy linii produkcyjnej, 

złożonej z wielu tego rodzaju stanowisk, podczas projektowania 

układu sterowania, przedstawionego na rys. 2 założono 

hierarchiczną strukturę, odpowiadającą powszechnie stosowanemu 

modelowi „piramidowemu” systemu zintegrowanego 

komputerowo wytwarzania, którego poziomy przedstawione 

są w tab. W modelu tym hierarchicznie najniżej (poziom 

0 w tabeli) znajdują czujniki oraz układy wykonawcze – tzn. 

mierniki, zawory, regulatory temperatury itd. Pracą całego 

stanowiska steruje w czasie rzeczywistym sterownik PLC 

(poziom 1). 

Hierarchiczny model wytwarzania zintegrowanego komputerowo 

Poziom Element modelu Funkcja / Zastosowanie 

112 

4 

3 

2 

PLANOWANIE ZASOBÓW 

PRZEDSIĘBIORSTWA (ERP) 

STEROWANIE PRODUKCJĄ 

(MES) 

STEROWANIE NADRZĘDNE 

I ZBIERANIE DANYCH 

oraz INTERFEJS 

CZŁOWIEK-KOMPUTER 

(SCADA/HMI) 

1 STEROWANIE PROCESAMI 

0 

CZUJNIKI OBIEKTOWE 

I UKŁADY WYKONAWCZE 

Zarządzanie całością 

przedsiębiorstwa 

Średniookoresowe planowanie 

produkcji 

Prezentacja podstawowych 

informacji o 

procesie oraz narzędzia 

do sterownia procesem 

Lokalny nadzór nad 

przebiegiem procesu (np. 

przez sterownik PLC) 

Realizacja programu 

procesu, pomiary wartości 

fizycznych, itp. 

Nadrzędny komputer sterujący wyposażony w odpowiednie 

oprogramowanie odpowiada poziomowi 2 modelu wytwarzania 

zintegrowanego komputerowo. Za jego pomocą 

możliwe jest wykonywanie funkcji SCADA (ang. Supervisory 

Control and Data Acquisition). Należą do nich: przesyłanie 

danych programu procesu do sterownika PLC, nadzorowanie 

przebiegu procesu z generacją alarmów oraz rejestracja 

przebiegów zmiennych procesowych w funkcji czasu. Drugim 

zadaniem tego komputera jest monitorowanie procesu, określane 

jako HMI (ang. Human Machine Interface). Wizualizuje 

on przebieg procesu na schemacie synoptycznym, wyświetla 

informacje o aktualnych wartościach zmiennych procesu takich 

jak temperatura reaktora oraz ciśnienie i przepływ gazów 

oraz umożliwia śledzenie przebiegów zmiennych na wykresach. 

Wyświetla też komunikaty o stanach alarmowych. Za 

jego pośrednictwem jest możliwe także zmienianie programu 

procesu. W rezultacie zastosowania komputera poziomu 2 

jest możliwy pełny nadzór nad pracą stanowiska. Warto zwrócić 

uwagę na to, że przy tego rodzaju zadaniach komputer 

ten, w odróżnieniu od sterownika procesu, nie musi być wyposażony 

w system operacyjny czasu rzeczywistego. 

Jak wspomniano, opisywane urządzenie prototypowe było 

przeznaczone do działania niezależnego. W przypadku budowy 

wielu tego rodzaju stanowisk dla stworzenia linii produkcyjnej 

wskazana byłaby rozbudowa systemu sterowania 

na wyższych poziomach modelu. Oprócz zdalnego nadzoru 

nad przebiegiem procesów w poszczególnych stanowiskach 

pożądana byłaby archiwizacja danych z poszczególnych 

procesów realizowanych przez linię oraz ich dalsza obróbka 

w celu poprawy jakości i wydajności produkcji. Tego rodzaju 

rolę spełnia sterowanie produkcją MES (ang. Manufacturing 

Execution System), stanowiące poziom 3 modelu. 

Na rysunku 3 przedstawiono koncepcję możliwego rozwiązania 

uwzględniającego pozostałe wyższe poziomy systemu 

sterowania linii, zawierającej omawiane stanowisko. 

Poziomy 0 i 1 są identyczne jak w opisywanym wcześniej 

rozwiązaniu prototypowym. Poziom 2 SCADA/HMI byłby 

zrealizowany również na sterowniku PLC, poprzez rozbudowę 

jego pamięci i oprogramowania. Na poziomie 2 zamiast 

dotychczasowego monitora komputera PC zastosowano aby 

panele operatorskie (HMI – Human Machine Interface) realizujące 

te same funkcje, ale w pełni przystosowane do warunków 

przemysłowych. Panele te mogłyby się łączyć bezpośrednio 

ze sterownikami PLC. Ponadto poziom 2 stanowiłby 

podsystem rejestracji przebiegu procesów zainstalowany 

w sterowniku PLC. Wyniki rejestracji mogłyby być przesyłane 

na poziom 3 dla ewentualnego dalszego przetwarzania 

i archiwizacji. Przewiduje się sprzęgnięcie poziomów 2 i 3 

za pośrednictwem lokalnej sieci Ethernet z wykorzystaniem 

protokołu TCP/IP. Integracja poziomów 2 i 3 w sterowniku 

PLC miałaby tę zaletę, że pełne funkcjonowanie stanowisk 

oraz rejestracja danych byłoby niezależne od ewentualnej 

awarii sieci komputerowej przedsiębiorstwa. 

Poziom 3 modelu dotyczy sterowania produkcją (MES) 

i może mieć przypisane bardzo szerokie zadania, wynikające 

ze specyfiki i organizacji przedsiębiorstwa. Ze względu na 

specyfikę procesu monokrystalizacji SiC wskazane byłoby, 

aby objął on swoimi funkcjami: 

● monitorowanie aktywności elementów linii i stanów alarmowych, 

● monitorowanie zużycia czynników roboczych, takich jak 

gazy technologiczne i woda chłodząca, 

● archiwizację danych o przebiegu procesów monokrystalizacji, 

● wspomaganie analizy przebiegu procesów w ramach systemu 

sterowania jakością. 


OSTRZEŻENIE 

System napotkał poważny błąd i musiał 

udać się do izby 

wytrzeźwień. Przyczyną było 

prawdopodobnie zbyt 

POZIOM 4 

Planowanie zasobów 

OSTRZEŻENIE 

System napotkał poważny błąd i 

musiał udać się do izby 

wytrzeźwień. Przyczyną było 

prawdopodobnie zbyt 

Sterowanie produkcją 

Sieć przemysłowa: 

Ethernet, TCP/IP 

POZIOM 3 

HMI 

HMI 

HMI 

POZIOM 2 

Sterownik PLC 

Sterownik PLC 

Sterownik PLC 

POZIOM 1 

POZIOM 0 

Stanowisko 

Stanowisko 

Stanowisko 

Rys. 3. Grupa stanowisk SiC zintegrowanych w ramach systemu CIM. Fig. 3. Group of SiC systems integrated into CIM system 

Najwyższy poziom 4 modelu, dotyczący planowania zasobów 

przedsiębiorstwa ERP (ang. Enterprise Resources 

Planning), jest poza zakresem tematyki niniejszego artykułu. 

Ze względu na odmienny zakres wykonywanych zadań 

dostęp tego poziomu do danych opisywanego systemu sterowania 

oraz przesyłanie informacji w kierunku przeciwnym 

powinny być realizowane za pośrednictwem poziomu MES 

(poziom 3). 

Sprzężenie stanowisk linii produkcyjnej z wyższymi poziomami 

MES i ERP przewiduje się za pośrednictwem Ethernetu 

z wykorzystaniem protokołu TCP/IP. W efekcie stanowiska 

spełniałyby wymagania standardu łączenia systemów otwartych 

OSI (ang. Open System Interconnection). Zapewnia to 

łatwą integrację z różnego rodzaju systemami informatycznymi, 

tworzonymi w przedsiębiorstwie. 

Podsumowanie 

W ramach dotychczasowego projektu poziom 1 bezpośredniego 

sterowania procesem za pośrednictwem sterownika 

PLC jest oddzielony interfejsem Profibus od poziomu 2 

(SCADA/HMI). Umożliwiło to sprawne i szybkie opracowanie 

układu sterowania pojedynczym prototypowym stanowiskiem 

o pełnej założonej funkcjonalności przez niezależne zespoły. 

W obliczu budowy linii produkcyjnej, złożonej z wielu tego 

rodzaju stanowisk, na pierwszy plan przy budowie systemu 

sterowania zamiast zagadnień organizacyjnych projektowania 

wysuwają się inne zagadnienia. W związku z dążeniem 

do jak najwyższej niezawodności systemu sterowania wskazana 

jest integracja zadań poziomów 1 i 2 w sterownikach 

PLC, wyposażonych we własne monitory. Natomiast dla 

podniesienia wydajności i jakości produkcji wskazana jest 

budowa poziomu 3 (MES), w którym możliwa byłaby efektywna 

analiza danych zbieranych we wszystkich elementach 

linii produkcyjnej. 

Literatura 

[1] Łobodziński W., Orzyłowski M., Rudolf Z., Orzechowski Z., 

Kozłowski J., Wiechowski J.: Stanowisko do monokrystalizacji 

SiC. Elektronika, Wydawnictwo SIGMA-NOT, nr 12/2008, 

str. 49–54, ISBN 0033-2089. 

[2] Orzyłowski M., Rudolf Z.: Parametry technologiczne stanowiska 

do monokrystalizacji SiC. Elektronika, Wydawnictwo SIGMA- 

NOT, nr 7/2009, str. 150–154, ISBN 0033-2089. 

[3] Grasza K., Tymicki E., Orzyłowski M.: Badania walidacyjne do 

monokrystalizacji SiC. Elektronika, Wydawnictwo SIGMA-NOT, 

nr 7/2010, str. 193-197, ISBN 0033-2089. 

[4] Grasza K., Tymicki E., Racka-Dzietko K., Orzyłowski M.: Experimental 

verification of a novel system for the growth of SiC 

single crystals. Materials Science Forum, Vol. 679-680 (2011), 

pp. 16–19. 

[5] Pająk E.: Zarządzanie produkcją, Produkt technologia, Organizacja 

PWN, Warszawa, 2010. 

[6] Polski Komitet Normalizacyjny. PN-ISO/IEC 2382-24, Wytwarzanie 

zintegrowane komputerowo. Warszawa, 1999. 


Stanowisko do precyzyjnej korekcji cienkoi 

grubowarstwowych elementów rezystancyjnych 

mgr inż. TOMASZ SERZYSKO, mgr inż. KONRAD FUTERA, dr GRAŻYNA KOZIOŁ, 

mgr inż. WOJCIECH STĘPLEWSKI, mgr inż. ANETA ARAŹNA 


Wykorzystanie podzespołów biernych, a zwłaszcza rezystorów, 

stale rośnie i chociaż ich wymiary ulegają zmniejszeniu, 

to otaczająca je powierzchnia nie może być dalej zmniejszana 

z powodów ograniczeń narzuconych przez urządzenia 

montażowe i procesy lutowania. Co więcej, bardzo małe 

wymiary podzespołów do powierzchniowego montażu prowadzą 

do bardziej kosztownego montażu z powodu wymagania 

zwiększonej dokładności ich pozycjonowania. Jednym 

z kierunków rozwoju płytek drukowanych jest koncepcja 

wbudowywania podzespołów biernych w postaci elementów 

planarnych wewnątrz wielowarstwowej struktury płytki drukowanej. 

Wprowadzenie tej technologii uwalnia powierzchnię 

na warstwach zewnętrznych dla podzespołów czynnych 

(miniaturyzacja) i ułatwia w sposób istotny proces montażu 

powierzchniowego podzespołów elektronicznych zmniejszając 

jednocześnie jego czas i koszt. Proces technologiczny 

wykonywania rezystorów oparty jest na technologii cienkowarstwowej 

(warstwa Ni-P) lub grubowarstwowej (pasty 

polimerowe, węglowe i węglowo-srebrowe). Technologie te 

pozwalają na uzyskanie rezystancji w pewnym zakresie tolerancji. 

Obecnie w precyzyjnych konstrukcjach elektronicznych 

wymagana jest tolerancja rzędu ±1%. W celu zapewnienia 

tak wysokiej dokładności konieczne jest wykonanie 

korekcji (trymowania) rezystora cienko- lub grubowarstwowego. 

Jednym ze sposobów wykonania korekcji jest nacinanie 

warstwy rezystywnej za pomocą lasera, co powoduje 

zwiększenie rezystancji. 

Wobec dużego zainteresowania tą problematyką oraz 

w ramach realizacji projektu rozwojowego „Technologia doświadczalna 

wbudowywania elementów rezystywnych i pojemnościowych 

wewnątrz płytki drukowanej” w Centrum Zaawansowanych 

Technologii, ITR wykonano laboratoryjne 

stanowisko do precyzyjnej korekcji cienko- i grubowarstwowych 

elementów rezystancyjnych. 

Korekcja laserowa 

Istotą korekcji laserowej (ang. Trimming) jest dokonywanie 

zmian geometrycznych wymiarów rezystora przez usuwanie 

części warstwy rezystywnej (ablacja) [1]. Usuwając 

część warstwy rezystywnej z wytwarzanego rezystora, 

można albo zmniejszyć jego szerokość albo zwiększyć 

jego długość, co w wyniku prowadzi do zwiększenia rezystancji 

korygowanego rezystora w porównaniu do założonej 

wartości. Aby uzyskać dostateczną precyzję korekcji 

lub by w ogóle była ona wykonalna wymiary elementu 

korygowanego muszą być znacznie większe od szerokości 

cięcia. Odpowiada ona w przybliżeniu średnicy wiązki 

lasera i minimalnie wynosi kilkanaście µm [1, 3]. Ablacja 

wiązką laserową umożliwia przeprowadzenie korekcji elementów 

rezystywnych wykorzystując szeroką gamę nacięć. 

Przykładowe rodzaje konfiguracji cięć korygujących 


114 

Rys. 1. Przykładowe konfiguracje cięć korygujących: a) cięcie 

w kształcie litery „L”, b) pojedyncze cięcie, c) podwójne cięcie, 

d) cięcie w kształcie serpentyny [2] 

Fig. 1. Different configurations corrective cuts a) L-Cut, b) single 

plunge, c) double plunge, d) serpentine [2] 

Stanowisko do precyzyjnej korekcji rezystancji 

rezystorów cienko- i grubowarstwowych 

Stanowisko do korekcji laserowej składa się z dwóch modułów: 

wykonawczego i pomiarowego (rys. 2 i 3). Jako moduł 

wykonawczy zaadaptowano laserową głowicę e-SolarMark 

firmy Solaris, która zawiera laser włóknowy z wbudowanym 

rozszerzaczem wiązki, obiektywem i głowicą skanującą. 

Rys. 2. Schemat poglądowy stanowiska do korekcji rezystorów 

Fig. 2. The scheme of stand for laser trimmed resistors 

Rys. 3. Stanowisko doświadczalne do korekcji laserowej rezystorów 

podczas pracy 

Fig. 3. The experimental stand for laser trimmed resistors during work 


W tabeli 1 przedstawiono podstawowe parametry charakteryzujące 

laser zastosowany do korekcji wartości rezystancji 

rezystorów cienko- i grubowarstwowych. 

Tab. 1. Parametry lasera włóknowego 

Tabl. 1. Parameters of the laser 

Parametr Jednostka Wielkość 

Maksymalna moc lasera W 10 

Długość fali nm 1062 

Przewidywalny czas pracy h 100000 

Zasilanie V/Hz 230/50 

Pobór mocy W 400 

Chłodzenie 

Powietrzem 

Temperatura pracy °C 5÷40°C 

Częstotliwość kHz 20–80 

Prędkość przemieszczania wiązki mm/s 1–10000 

Zaprojektowany i wykonany w Instytucie moduł pomiarowy 

ma za zadanie stałą kontrolę wartości rezystancji rezystora 

korygowanego oraz zakończenie procesu korekcji 

w chwili uzyskania zakładanej wartości rezystancji. Moduł 

składa się z rezystora wzorcowego Rw (przestawnego), na 

którym ustawiana jest zakładana wartość rezystancji rezystora 

korygowanego Rx, oraz wzmacniacza błędów, który 

porównuje wartość spadku napięcia na rezystorze korygowanym 

Rx z wartością spadku napięcia na rezystorze 

wzorcowym Rw. Wartość spadku napięcia na rezystorze 

korygowanym Rx jest mniejsza i rośnie w trakcie korekcji 

aż do wartości spadku napięcia na rezystorze wzorcowym 

Rw. Jeżeli wskutek korekcji wartości spadków napięć wyrównają 

się na wyjściu układu pojawia się sygnał sterujący, 

który wchodzi na wejście sterownika drążarki laserowej i powoduje 

uruchomienie mechanizmu przesłony zamykającej 

tor optyczny wiązki laserowej. W konsekwencji następuje 

zatrzymanie procesu korekcji. 

Dobór parametrów wiązki lasera 

Istotnym aspektem procesu korygowania wartości rezystancji 

jest dobór parametrów pracy lasera. W czasie ablacji do 

płytki powinna docierać możliwie mała gęstość mocy wiązki 

laserowej, która pozwala w pełni usunąć cienką warstwę 

rezystywną bez nadmiernego uszkodzenia warstwy dielektrycznej 

znajdującej się pod warstwą rezystywną. 

Dobór parametrów wiązki przeprowadzono poprzez regulację 

mocy lasera, prędkości wiązki oraz częstotliwości, 

przy czym podczas regulacji jednego z parametrów pozostałe 

miały wartość stałą. Ocenę parametrów wiązki lasera 

przeprowadzono w oparciu o analizę optyczną cięć korygujących. 

Do tego celu wykorzystano mikroskop metalograficzny 

ECLIPSE L150 firmy Nikon. 

Na rysunku 4 przedstawiono przykłady cięć korygujących 

wykonanych przy nieoptymalnych parametrach lasera. 

Jak widać nieodpowiedni dobór parametrów wiązki 

lasera może spowodować nadtopienie warstwy (podłoża) 

znajdującej się bezpośrednio pod korygowanym elementem 

(a) bądź też niepełne usunięcia materiału rezystywnego 

(b). 

Rys. 4. Korekcja wiązką laserową o nieoptymalnych parametrach: 

a) moc 10 W, częstotliwość 35 kHz, prędkość 50 mm/s 

(zbyt mała prędkość wiązki), b) moc 10 W, częstotliwość 20 kHz, 

prędkość 100 mm/s (zbyt mała częstotliwość wiązki) 

Fig. 4. Correction with laser beam about non-optimal parameters: 

a) power 10 W, frequency 35 kHz, speed 50 mm/s (too small 

speed of the laser beam), b) power 10 W, frequency 20 kHz, speed 

100 mm/s (too small frequency of the laser beam) 

W tabeli 2 przedstawiono parametry wiązki dobrane w wyniku 

prób i zastosowane do korekcji rezystorów cienko- i grubowarstwowych. 

Tab. 2. Parametry wiązki laserowej stosowane w procesie korekcji 

wartości rezystancji 

Tabl. 2. The laser beam parameters using during trimming resistors 

Parametr Jednostka Wielkość 

Długość fali nm 1062 

Prędkość mm/s 100 

Częstotliwość powtórzeń kHz 35 

Moc W 10 

Liczba powtórzeń 1 

Czas ustalenia ms 2 

Zoffset mm 1,55 

Ocena powtarzalności pracy stanowiska 

do korekcji 

Ocena powtarzalności pracy stanowiska polegała na określeniu 

średniego błędu kwadratowego (odchylenia standardowego) 

wartości rezystancji rezystorów po korekcji. Testy 

wykonano na płytkach zawierających 26 rezystorów cienkowarstwowych 

o jednakowych wymiarach, aby uniezależnić 

błędy korekcji od wpływu parametrów technologicznych wytwarzania 

wbudowywanych elementów. Rezystory korygowano 

przez wykonanie identycznych nacięć w kształcie litery „L” 

do momentu osiągnięcia zakładanej wartości (275 Ω). War- 


266,0 

265,0 

264,0 

263,0 

262,0 

261,0 

260,0 

259,0 

258,0 

1 2 3 4 5 6 7 8 91011121314151617181920212223242526 

Numer rezystora 

Rys. 5. Wartość rezystancji przed korekcją 

Fig. 5. Value of the resistance before the 

Wartość rezystancji [Ω] 


277,5 

277 

276,5 

276 

275,5 

275 

Fig. 6. Value of the resistance after the correction correction 

Rys. 6. Wartość rezystancji po korekcji 

tości rezystancji rezystorów przed oraz po korekcji przedstawiono 

na rysunkach 5,6. Dla wszystkich rezystorów mierzono 

ich rezystancję po procesie korekcji i z wzoru (1) obliczano 

średnią wartość rezystancji skorygowanego rezystora. Na jej 

podstawie zgodnie z wzorem (2) oraz (3) wyznaczono średni 

błąd kwadratowy korygowanych rezystorów. 

Średnia wartość rezystancji skorygowanego rezystora definiowana 

wzorem (1): 

− N 

1 

X = ∑ X i 

= 277,07 [ Ω] 

(1) 

N 

i= 

1 

Średni błąd kwadratowy korygowanych rezystorów wynosił: 

N 

∑ 

2 

( X 

i 

− X ) 

(2) 

i= 

1 

σ = 

= 0,044 [ Ω] 

( N −1) 

Zgodnie z rozkładem Gaussa, 99,73% wyników zawierał się 

w przedziale ufności: 

− 

1 2 3 4 5 6 7 8 91011121314151617181920212223242526 

Numer rezystora 

X ± 3 σ = 277,07 ± 0,12[ Ω] 

= 277,07 ± 0,04% (3) 

Wyniki prób korekcji rezystorów wykonanych na zaprojektowanym 

stanowisku 275 przy użyciu dobranych parametrów pracy 

lasera wykazały 270 skuteczność zastosowanej metody. Stanowisko 

do laserowej 265 korekcji rezystorów pozwala na dokonywanie 

260 

korekcji wartości rezystancji w sposób stabilny i powtarzalny. 

255 

Średni błąd kwadratowy (odchylenie standardowe) metody wynosił 

0,04% wartości 245 końcowej. Tak mały średni błąd kwadra- 

250 

towy świadczy o 240 dużej powtarzalności procesu i niewrażliwości 

na warunki zewnętrzne 235 jak również o poprawnej i stabilnej 

pracy elektronicznego 230 układu pomiarowo-przełączającego. 


a) 

0,2 

0,3 

0,4 

0,5 

Wyniki korekcji rezystorów cienkoi 

grubowarstwowych 

− 

Przed korekcją Po korekcji Wartość korekcji 

Badania procesu korekcji na zbudowanym stanowisku prowadzono 

na płytkach testowych, na których zamieszczono 

rezystory o tej samej wartości, lecz o różnych szerokościach 

0,6 

0,7 

0,8 

0,9 

1 

1,25 

1,5 

Szerokość rezystora [mm] 

1,75 

2 

warstwy rezystywnej. Każda seria rezystorów składała się 

z rezystorów o jednakowej rezystancji zakładanej, tzn. o tym 

samym stosunku długości rezystora do jego szerokości, ale 

o różnej długości boku kwadratu jednostkowego. Do formowania 

rezystorów cienkowarstwowych wykorzystano materiał rezystywny 

Omega-Ply® RCM zawierający warstwy rezystywne 

o grubości 0,4 lub 0,1 µm. Rezystancja tych warstw wynosiła 

odpowiednio 25 i 100 Ω/□. Rezystory grubowarstwowe zostały 

wykonane metodą sitodruku. Pastę rezystywną ED 7100 

200 Ω firmy Electra drukowano przez sito wykonane z siatki 

poliestrowej o gęstości oczek 68T. Po procesie drukowania 

płytki zostały wygrzane w suszarce przez 60 minut w temperaturze 

160°C w celu utwardzenia pasty rezystywnej. 

Korekcja wartości rezystancji każdego rezystora była przeprowadzana 

po procesie, w którym były definiowane wymiary 

rezystorów. W przypadku rezystorów cienkowarstwowych 

po procesie definiującym długość rezystora (drugie trawienie 

miedzi), a dla rezystorów grubowarstwowych po nadruku 

i utwardzeniu pasty rezystywnej. 

Do korekcji rezystorów wykorzystano trzy rodzaje konfiguracji 

cięć korygujących: cięcie w kształcie litery „L”, pojedyncze 

cięcie oraz podwójne cięcie (rys. 1 a, b, c). Badania były 

ukierunkowane na uzyskanie najlepszej tolerancji przy zadanej 

rezystancji rezystorów oraz określenie wpływu rodzaju 

cięć korygujących na dokładność korekcji. 

Przykładowe wyniki pomiarów wartości rezystancji przed 

korekcją oraz po korekcji przedstawiono dla rezystorów cienkowarstwowych 

z warstwą rezystywną o grubości 0,4 µm 

(25 Ω/□) lub 0,1 µm (100 Ω/□) oraz rezystorów grubowarstwowych 

o rezystancji 100 Ω/□ na rys. 7–9 oraz w tabeli 3. 

Na podstawie przeprowadzonych prób korekcji wartości rezystancji 

stwierdzono, że znaczący wpływ na tolerancję rezystorów 

po korekcji ma sposób wykonywania cięć korekcyjnych. 


a) 

275 

270 

265 

260 

255 

250 

245 

240 

235 

230 


Przed korekcją Po korekcji Wartość korekcji 

0,2 

0,3 

0,4 

0,5 

0,6 

0,7 

0,8 

0,9 

1 

1,25 

1,5 

b) 

5000 

4500 

4000 

3500 

3000 

2500 

2000 

1500 

1000 

500 

0 


Przed korekcją 


Rys. 7. Wyniki korekcji rezystorów- cięcie w kształcie litery „L”: 

a) dla materiału RCM 25Ω/□, b) dla rezystorów grubowarstwowych 

Fig.7. Results of resistors laser trimming- L-cut: a) for material 

RCM 25Ω/□, b) for thick resistors 

1,75 

Po korekcji 

0,7 0,8 0,9 1 1,25 1,5 1,75 2 

2 


b) 

5000 

4500 

4000 

3500 

3000 

2500 

2000 

1500 

1000 

500 

0 

0 

116 


,5 

1,5 

rekcji 

m] 

2 

Wartość korekcji 

m] 

2 

a) 



b) 

1040 

1020 

1000 

980 

960 

940 

920 

900 

880 

860 

840 

820 

5000 

4000 

3000 

2000 

1000 

0 

0,2 


0,4 

0,6 


Rys. 8. Wyniki korekcji rezystorów- pojedyncze cięcie: a) dla materiału 

RCM 100 Ω/□,b) dla rezystorów grubowarstwowych 

Fig. 8. Results of resistors laser trimming- single plunge: a) for 

material RCM 100 Ω/□, b) for thick resistors 

Rys. 9. Wyniki korekcji rezystorów- podwójne cięcie: a) dla materiału 

RCM 25 Ω/□, b) dla rezystorów grubowarstwowych 

Fig. 9. Results of resistors laser trimming- double plunge: for 

material RCM 25 Ω/□, b) for thick resistors 

0,8 

1 

Po korekcji 

1,5 


Po korekcji 

0,7 0,8 0,9 1 1,25 1,5 1,75 2 


a) Przed korekcją Po korekcji Wartość korekcji b) 

b) 

Wartośc rezystancji [Ω] 


5000 

4000 

3000 

2000 

1000 

350 

300 

250 

200 

150 

100 

50 

0 

0 

0,2 

0,4 

0,6 

0,8 

1 

1,5 



Po korekcji 

0,7 0,8 0,9 1 1,25 1,5 1,75 2 


2 

2 


Wartośc rezystancji [Ω] 

b) 

5000 

4000 

3000 

Tab. 3. Wyniki tolerancji rezystorów po korekcji 

Tabl. 3. Results of the tolerance of resistors after the correction 


Rodzaj rezystora 

Tolerancja rezystorów po korekcji 

[%] 

Cięcie 

w kształcie 

„L” 

Pojedyncze 

cięcie 

Podwójne 

cięcie 

2000 Cienkowarstwowe 

z warstwą rezystywną 25Ω/□ 

≤ 0,4 1,2 11 

1000 

Cienkowarstwowe 

z warstwą rezystywną 100Ω/□ 

0 

≤ 0,4 1,5 12 

Grubowarstwowe 

0,7 0,8 0,9 1 1,25 

≤ 0,8 

1,5 1,75 

0,9 

2 

4 

Najlepszym sposobem Szerokość korekcji rezystora rezystorów [mm] grubo- jak i cienkowarstwowych 

korekcji okazało się cięcie w kształcie litery 

„L”. W tym przypadku wykonywano dwa cięcia: prostopadłe 

do linii prądu oraz równoległe. Cięcie prostopadłe powodowało 

zgrubną korekcję wartości rezystancji wydłużając linię prądu 

w rezystorze natomiast cięcie równoległe zwiększało rezystancję 

korygowanego rezystora w sposób powolny i tym samym 

zwiększa dokładność korekcji. Ten sposób korekcji pozwolił na 

uzyskanie tolerancji nieprzekraczającej 1%. Zbliżone wyniki 

badań osiągnięto korygując rezystory wiązką lasera poprzez 

wykonanie pojedynczego cięcia. Tolerancja wykonania korekcji 

w tym przypadku wahała się w granicach 0,9 do 1,5%. 

Wyniki niezadowalające uzyskano stosując korekcję, 

w której wykonuje się podwójne cięcie. Odchyłka wartości rezystancji 

na poziomie 11…12% spowodowana była tym, że 

przy stosowaniu podwójnego cięcia wykonuje się dwie równoległe 

linie o różnej długości, co powoduje gwałtowny wzrost 

wartości rezystancji (brak obróbki dokładnej jak w przypadku 

cięcia w kształcie litery „L”). W rezultacie uzyskuje się zmniejszeniem 

dokładności wykonania korekcji. 

Podsumowanie 


Po korekcji 

Po korekcji 

Zbudowane stanowisko do korekcji laserowej rezystorów pozwala 

na dokonywanie korekcji wartości rezystancji w sposób 

5000 

4000stabilny i powtarzalny. Dzięki stałej kontroli wartości rezystancji 

rezystora podczas procesu korygowania możliwe jest zakończenie 

tego procesu w chwili uzyskania zakładanej wartości 

3000 

2000rezystancji z dokładnością poniżej 1%. Takie wartości tolerancji 

wykonania korekcji umożliwiają zastosowanie rezystorów 

1000cienko- i grubowarstwowych w precyzyjnych konstrukcjach, 

gdzie wymagane są elementy rezystancyjne, których dokładność 

powinna być na poziomie 1%. 

0 

0,7 0,8 0,9 1 1,25 1,5 1,75 2 

Badania wykonano w ramach projektu rozwojowego: „Technologia 

doświadczalna 

Szerokość 

wbudowywania 

rezystora [mm] 

elementów rezystywnych 

i pojemnościowych wewnątrz płytki drukowanej” Program POIG, 

Priorytet 1, Działanie 1.3. Wsparcie projektów B+R, Poddziałanie 

1.3.1 Projekty Rozwojowe Umowa UDA-POIG.01.03.01-14-031/08- 

00 z dnia 16.02.2009 r. Nr projektu: POIG.01.03.01-14-031/08 

Literatura 

[1] Miś E.: Wytwarzanie i właściwości strukturalne, elektryczne oraz 

stabilność miniaturowych elementów biernych na potrzeby technologii 

grubowarstwowej i LTCC. 

[2] Fjelsted K., Chase S.L.: Embedded passives: Laser Trimmed 

Resistors. CircuiTree, March 2002, 70–76. 

[3] Kamiński S., Miś E., Szymendera M., Dziedzic A.: New trim configuration 

for laser trimmed thick-film resistors – experimental 

verification. IMAPS JOURNAL OF MICROELECTRONICS AND 

ELECTRONICS PACKAGING, vol. 2 (2005), pp. 19–24 (also 

in Proc. 28th International Conference of IMAPS-Poland 2004, 

Wrocław, Sept. 2004, pp. 281–286). 


Metoda pomiarów i analizy wyników badań emisji 

polowej z nanokompozytowych warstw Ni-C 

dr hab. ELŻBIETA CZERWOSZ, mgr inż. SŁAWOMIR KRAWCZYK, HALINA WRONKA 

Instytut Tele- I Radiotechniczny, Warszawa 

Materiały węglowe będące różnymi odmianami alotropowymi 

tego pierwiastka (w tym grafit, diament, fulleren i nanorurki 

węglowe) oraz mieszaniny tych materiałów są wykorzystywane 

jako zimne emitery elektronów (emitery polowe). W szczególności 

nanorurki węglowe, ze względu na stosunek średnicy 

ich końcówki do krzywizny nanorurki, wykazują silną i wydajną 

emisję polową. Stale jednak poszukuje się metod poprawienia 

parametrów tej emisji (np. stabilności, czasu życia katody, 

jednorodności emisji z powierzchni katody). Określeniu 

i badaniu niektórych parametrów emisji polowej służy metoda 

pomiaru charakterystyk I-U (prądowo-napięciowych) oraz teoria 

Fowlera- Nordheima (F-N) [1] pozwalającą na interpretację 

wyników tych pomiarów. Teoria ta opisuje np. z dużą dokładnością 

emisję polową z mikrostruktur krzemowych pokrytych 

np. nanodiamentową warstwą [2], ale nie zawsze wyjaśnia 

do końca obserwowane charakterystyki I-U dla emiterów 

z nanorurek węglowych oraz bardziej złożonych materiałów 

węglowych o charakterze nanokompozytu (np. złożonych 

z fullerenu, nanorurek węglowych i grafitu). Obserwuje się 

efekty, które nie znajdują wytłumaczenia w teorii F-N takie jak: 

gwałtowny i chwilowy wzrost natężenia prądu emisji, nieliniowość 

zależności ln(I/V 2 ) jako funkcji 1/V oraz efekty związane 

z niedoskonałością emitera (niestabilność i szumy mierzonego 

natężenia prądu emisji). Dla dokładnego przeprowadzenia 

eksperymentu emisji elektronów konieczne jest posiadanie 

odpowiedniego stanowiska pomiarowego zapewniającego 

istnienie warunków koniecznych dla eksperymentu takich jak: 

wysoka próżnia, odpowiedni uchwyt katody i anody zapewniający 

wymóg przeprowadzenia eksperymentu w układzie diody 

(katoda-emiter, anoda) lub triody (układ z siatką) i zasilanie 

wysokonapięciowe umożliwiające przeprowadzenie eksperymentu 

w szerokim zakresie pól elektrycznych (od 0 V/µm do 

kilkudziesięciu lub kilkuset V/µm). Oprócz tych wymienionych 

warunków ważnym elementem jest szybki system rejestracji 

i przekazywania danych. 

W tym artykule chcemy zaprezentować układ pomiarowy 

spełniający wyżej wymienione warunki. Układ został zaprojektowany 

i wykonany przez nasz zespól i jest stosowany w zakładzie 

Nanotechnologii ITR do badań emisji polowej. W pracy 

pokazane są również wyniki uzyskane przy zastosowaniu 

tego układu. 

Badanie emisji polowej 

Do opisu zjawiska emisji polowej z różnych materiałow stosuje 

się z dobrym przybliżeniem teorię Fowlera –Nordheima 

(F-N). Historycznie teoria F-N opisuje zimną emisję elektronów 

z metali do próżni [1] i jest podejściem uwzględniającym 

tunelowanie funkcji falowej elektronu przez trójkątną barierę 

potencjału. Teoria ta opiera się na szeregu założeń i nie 

uwzględnia takich efektów jak: utworzenie bariery Schotkiego, 

istnienie elektronów balistycznych czy powierzchniowych 

oraz tworzenia dipoli na powierzchni emitera. Wszystkie te 

efekty prowadzą do zmniejszenia efektywnej pracy wyjścia 

poprzez obniżenie wartości zewnętrznego pola elektrycznego. 

Dla materiałów takich jak nanomateriały węglowe 

118 

wszystkie te czynniki powinny zostać uwzględnione, gdyż 

powodują odchylenia w charakterystykach prądowo napięciowych 

(I-V) rejestrowanych dla emisji polowej z nanomateriałów 

np. węglowych. 

Zależność opisująca zależność natężenia prądu emisji 

polowej I od napięcia wyciągającego elektrony V wg [3] jest 

następująca: 

I ∝ V exp(–A/V) 

Gdzie A jest współczynnikiem zależnym od pracy wyjścia 

elektronów z materiału oraz od współczynnika wzmocnienia 

pola, związanego z parametrami geometrii emitera. 

Charakterystyki I-V otrzymuje się dla konfiguracji diody 

układu emitera polowego. Istotne jest dla poprawnej interpretacji 

obserwowanej emisji rejestrowanie nie tylko zależności 

I-V, ale także możliwość szybkiego uzyskania wykresu zależności: 

In(I/V 2 ) = f(1/V) 

Liniowość bądź odstępstwa od liniowości tej zależności świadczą 

o zgodności lub rozbieżności obserwowanego zjawiska 

z teorią F-N. Wykres przedstawiający taką zależność nazywa 

się charakterystyką F-N. 

Rejestracja zależności: 

I = f(t), t – czas 

Pozwala na określenie stabilności zjawiska. 

Układ do badań emisji polowej 

Badanie emisji polowej wymaga rejestracji co najmniej trzech 

parametrów: prądu emisji (Ia), napięcia przyśpieszającego 

(Ua) oraz czasu pomiaru (t). Na podstawie parametrów „Ia”, 

„Ua” oraz „t” można zobrazować graficznie zachodzące zjawiska 

w postaci wykresów. Najbardziej istotne są zależności 

Ia = f(t) oraz Ia = f(Ua). Pierwszy mówi o stabilności zjawiska, 

drugi pozwala na interpretację zjawiska i stwierdzenie czy rejestrowana 

emisja ma charakter emisji polowej. 

Warunkiem wiarygodności otrzymanych wyników jest jednoczesna 

ich rejestracja. Zadanie to może spełnić tylko pomiar 

i rejestracja za pomocą zautomatyzowanych systemów 

pomiarowych. Możliwych rozwiązań jest bardzo wiele. Wybór 

konkretnej konfiguracji i wykonania zależy przede wszystkich 

od względów ekonomicznych oraz wymagań technicznych. 

W naszym zakładzie zdecydowaliśmy się na zastosowanie 

mikrokontrolera SAB 80C537 z multipleksowanym 10-bitowym 

przetwornikiem AC oraz komputera klasy PC. 

Zbudowane zostało specjalne stanowisko badawcze 

umożliwiające badanie nanokompozytowych warstw Ni–C 

składające się z komory próżniowej, systemu pomiarowego 

oraz zestawu pomp próżniowych. 

Schemat omawianego stanowiska badawczego przedstawiono 

na rys. 1. 


Rys. 1. Stanowisko badawcze emisji polowej z warstw. Komora 

pomiarowa (5) zbudowana jest konfiguracji diody, gdzie (a) 

– katoda – warstwa emitera, (b) – anoda, której kształt może być 

zmieniany w zależności od potrzeb badawczych 

Fig. 1. Experimental set-up for field emission measurements. 

Vacuum chamber (5) in diode configuration consists of (a) cathode 

– studied film, (b) – anode with changeable shape accordingly 

to experimental requirements 

Zadaniem mikrokontrolera jest dwukanałowy pomiar napięcia 

DC i przesyłanie wyników pomiarów przez interfejs RS232 

do komputera PC. Mikrokontroler pracuje pod kontrolą programu 

napisanego w języku C. Program został napisany przy 

wykorzystaniu środowiska programistycznego firmy „Keil”. 

Pomiar dokonywany jest quasi jednocześnie i dwukanałowo. 

Pierwszy kanał do pomiaru prądu emisji polowej ma 

zakres pomiarowy 500 mV, co przy 10-bitowej analizie przetwornika 

daje rozdzielczość 0,5 mV. Ponieważ maksymalny 

zakres pomiarowy mikrokontrolera wynosi 5 V, możliwe było 

zwiększenie rozdzielczości pomiaru do 0,05 mV przez zastosowanie 

wzmacniacza pomiarowego o wzmocnieniu równym 

10. Drugi kanał służący do pomiaru Ua ma zakres pomiarowy 

5 V analogicznie jak przy pomiarze prądu Ia rozdzielczość pomiarowy 

wynosi 5 mV. Wyniki pomiarów wysyłane są do komputera 

nadrzędnego według schematu master-slave w zapisie 

szesnastkowym. 

Komputer PC pracuje pod kontrolą systemu operacyjnego 

Windows XP Profesional SP3 z zainstalowanym środowiskiem 

„LabView 2009” firmy National Instruments. W środowisku 

programu LabView napisana została aplikacja komunikująca 

się z mikrokontrolerem SAB80C537, która odbiera i przetwarza 

otrzymane wyniki. Przetwarzanie polega na przekształcaniu 

otrzymanych danych z zapisu szesnastkowego na zapis 

dziesiętny. Odebrane wyniki są zapisywane do pliku oraz 

wyświetlane na ekranie monitora komputerowego w postaci 

wskaźnika cyfrowego oraz wykresów Ia = f(t) i Ia = f(Ua). 

Zapis do pliku może się odbywać na zasadzie automatycznego 

określania ścieżki dostępu i nazwy pliku lub przez 

operatora. Przy zapisie automatycznym program każdego 

dnia jednorazowo zakłada katalog, którego nazwą jest data 

w formacie DD-MM-RRRR. Do tak utworzonego katalogu 

program zapisuje wszystkie pliki których nazwa została 

utworzona w trybie automatycznym. Nazwa pliku utworzona 

w trybie automatycznym składa się z następujących elementów: 

data w formacie jak nazwa katalogu, numer próbki 

i czas w którym rozpoczęła się rejestracja wyników pomiarów. 

Czas jest zapisywany w formacie gg_mm_ss. W pliku 

zapisywane są: czas odczytu wyników co 0,1 s, wartości 

zmierzonych napięć z obu kanałów pomiarowych oraz wyliczona 

wartość prądu Ia. Operator może wybrać manualny 

tryb określania ścieżki dostępu i nazwy pliku pod jakim 

mają być zapisywane wyniki. Przed uruchomieniem aplikacji 

pomiarowej operator wpisuje wartość rezystancji pomiarowej, 

na podstawie której będzie wyliczona wartość prądu Ia. 

Rys. 2. Widok panelu sterującego aplikacji pomiarowej pracującej 

pod kontrolą środowiska „LabView 2009” 

Fig. 2. Print screen view of front panel of our program working in 

Lab View environment 

Kolejnym parametrem który trzeba podać jest numer próbki 

który zostanie przepisany do nazwy pliku. 

Aplikacja pomiarowa umożliwia określenie czasu trwania 

pomiaru i rejestracji danych po którym to czasie pomiar i rejestracja 

zostaną zatrzymane. W przypadku nie określenia 

przedziału czasowego pomiaru, aplikacja zakończy działanie 

po 30 minutach. 

Panel sterowania aplikacji pomiarowej pracującej pod kontrolą 

środowiska „LabView 2009” na ekranie monitora wygląda 

tak jak to przedstawiono na rys. 2. 

Przykładowe wyniki pomiarów emisji polowej 

z heterostrukturalnych warstw węglowych 

Na rysunku 3 przedstawiono wyniki pomiarów emisji polowej 

dla heterostrukturalnej warstwy węglowej zawierającej nanorurki 

węglowe i nanokrystality niklu. Warstwy te są otrzymywane 

w ITR i są obecnie przedmiotem badań w projekcie 

poświęconym emiterom polowym. Technologia otrzymania 

warstw została opisana w artykule [4]. Obraz SEM pokazujący 

topografię badanej warstwy przedstawiono na rys. 4. 

Charakterystyka F-N otrzymana dla tej warstwy przedstawiona 

jest na rys. 5. Zaś zależność natężenia prądu emisji 

w funkcji czasu przedstawia rys. 6. 

Rys. 3. Charakterystyki I-U dla kolejnych serii pomiarowych dla 

heterostrukturalnej warstwy węglowej z niklem 

Fig. 3. I-U characteristics for consecutive measurements series 

for heterostructural carbonaceous film containing Ni 


Rys. 4. Obraz SEM heterostrukturalnej warstwy węglowej z niklem 

Fig. 4. SEM image of heterostructural carbonaceous film containing 

Ni 

Rys. 5. Wykres F-N dla heterostrukturalnej warstwy węglowej 

z niklem 

Fig. 5. F-N plot for heterostructural carbonaceous film containing 

Ni 

0,025 

0,02 

Prąd [mA] 

0,015 

0,01 

0,005 

0 

0,00 200,00 400,00 600,00 800,00 1000,00 1200,00 1400,00 1600,00 1800,00 2000,00 

Czas [s] 

Rys. 6. Wykres czasowej zależności I = f(t). Fig. 6. Plot of time dependent measurements of I 

Na podstawie takich wyników można szybko, jeszcze 

w trakcie trwania pomiaru można ocenić czy obserwowane 

zjawisko ma charakter emisji polowej oraz stabilność w czasie 

prądu emisji. Pozwala to na wyciągnięcie wniosków dotyczących 

samej katody, zmian zachodzących w jej składzie czy 

topografii. Obserwowane nagle skoki bądź spadki natężenia 

prądu emisji można powiązać ze zmianami w budowie warstwy 

bądź z postępującą jej destrukcją polegającą na wyrywaniu 

przez pole elektryczne jej elementów. 

Wnioski 

Posiadane stanowisko umożliwia bardzo dokładną rejestrację 

danych dla obserwowanego zjawiska, daje możliwość 

rejestracji danych w małych odstępach czasowych (próbkowanie 

co 0,1 sek.) oraz pozwala na natychmiastową wizua- 

lizację otrzymywanych wyników. Takie możliwości pozwalają 

nie tylko na poszerzenie możliwości interpretacji oraz prowadzą 

do głębszego zrozumienia rejestrowanych efektów, ale 

stwarzają nowe możliwości badawcze polegające na możliwości 

obserwacji rejestracji szybko zmiennych w czasie 

efektów, związanych np. z przebudową postaci emitera. 

Literatura 

[1] Fowler R H and Nordheim L M 1928 Proc. R. Soc. London, Ser. 

A 119 173. 

[2] Dongsung Hong, Dean M. Aslam, IEEE TRANSACTIONS ON 

ELECTRON DEVICES, 45(4), 977–985 (1998). 

[3] Gomer R.: Field Emission and Field Ionization. Cambridge:Harvard 

University Press, MA, 1961. 

[4] Czerwosz E., Dłużewski P.A., Kowalska E., Kozłowski M., Radomska 

J.: Diamond & Related Mater., 13, 1008–1011 (2004). 

120 


Morfologia linii nanoszonych metodą druku 

strumieniowego i wpływ temperatury na jakość wzorów 

mgr inż. KONRAD FUTERA, dr GRAŻYNA KOZIOŁ, mgr inż. KAMIL JANECZEK, 

mgr inż. TOMASZ SERZYSKO, mgr inż. WOJCIECH STĘPLEWSKI 


Organiczna elektronika, nazywana również plastikową lub 

elastyczną, to nowa gałąź elektroniki, która powstała jako 

kombinacja wysoce efektywnych metod drukarskich z materiałami 

nowej generacji. Elementy elektroniczne wykonane 

w nowej technologii charakteryzują się dotąd niespotykanymi 

właściwościami mechanicznymi. Wykorzystanie wysoce efektywnych 

metod drukarskich pozawala na obniżenie kosztów 

produkcji o kilka rzędów wielkości.[1] Kierunek w jakim rozwija 

się nowa technologia jest nieco inny niż kierunek rozwoju 

technologii krzemowych. Elektronika organiczna rozwija się 

w obszarach niedostępnych dla „krzemowej”. Dlatego obie 

technologie nie będą ze sobą konkurować, będą się uzupełniać 

zapełniając nisze technologiczne i aplikacyjne. Mniejsza 

wydajność, gorsze parametry użytkowe i większe wymiary 

układów elastycznych względem układów krzemowych ustępują 

im miejsca w aplikacjach mikroprocesorowych. Elastyczność 

jest jedną z najważniejszych właściwości elementów wykonanych 

w technologii organicznej, to dzięki niej otworzyły 

się nowe obszary aplikacyjne dla elementów elektronicznych. 

Elastyczne urządzenia elektroniczne mogą być aplikowane 

wprost na ubraniach, skórze, czy szkle. Od „inteligentnych” 

ubrań dla służb ratowniczych po interaktywne koszulki. Obszar 

zastosowań jest ogromny, a nowe aplikacje zależą jedynie 

od wyobraźni konstruktora. Duże nadzieje wiąże się 

z zastosowaniem elastycznej elektroniki w przemyśle fotowoltaicznym 

która, umożliwi aplikacje na ubraniach, torbach czy 

falistych dachówkach. 

Elektronika organiczna to inne spojrzenie na problemy 

współczesnych urządzeń elektronicznych i nowe metody 

ich rozwiązywania. Elektronika wkracza w nowy, dotychczas 

niedostępny obszar zastosowań. Ta młoda i jeszcze niedojrzała 

technologia rozwija się bardzo dynamicznie, z roku na 

rok pokonywane są kolejne przeszkody i rozwiązywane pojawiające 

się problemy. Eksperci w dziedzinie analiz rynku 

przewidują zbliżającą się eksplozję elektroniki wykonanej 

w technologii organicznej [2]. 

Z uwagi na specyfikę wytwarzania elementów elektronicznych 

metodą druku strumieniowego oraz przeznaczenie gotowych 

elementów jako urządzania elastyczne. Istotną rolę 

odgrywa jakość oraz struktura powierzchni wytworzonych 

elementów elektronicznych. Elastyczne podłoża nie chronią 

warstw przez narażeniami mechanicznymi tak jak podłoża 

sztywne. W celu osiągnięcia możliwie dużej niezawodności 

urządzeń, należy szczególną uwagę zwrócić na jakość powierzchni 

wydrukowanych elementów [3]. 

na zbudowanej drukarce. Stanowisko do druku strumieniowego 

przedstawiono na rys. 1 [4]. Technologia ta pozwala 

na drukowanie materiałów organicznych i nieorganicznych 

na podłożach polimerowych, ceramicznych, szklanych, czy 

metalowych. 

W drukarce do druku strumieniowego zbudowanej w ITR 

zamontowano głowicę piezoelektryczną firmy MicroDrop 

MD-K, o średnicy 50 μm. Umożliwia ona drukowanie materiałów 

o lepkości od 1 do 15 cP i od 1 do 13 pH. O spełnia to 

wymagania większości komercyjnych materiałów przeznaczonych 

do elektroniki drukowanej. Średnica uzyskiwanej 

kropli waha się od 15 do ponad 70 μm, w zależności od 

lepkości tuszu. Na rynku występują obecnie drukarki uzyskujące 

krople o średnicy poniżej 5 μm, umożliwiają one 

miniaturyzację drukowanych elementów, zwiększa to koszt 

urządzenia, a parametry technologiczne samego procesu 

są analogiczne. Precyzja pozycjonowania urządzania i zoptymalizowane 

sterowanie, pozwala drukować wzory o wysokiej 

jakości. 

Do badań nad jakością wytwarzania ścieżek i ich morfologii 

zastosowano tusz oparty na cząsteczkach nanosrebra 

firmy Amepox oraz podłoże ceramiczne, alundowe. Sztywne 

podłoże alundowe, odporne na wysokie temperatury o niskim 

skurczu termicznym, pozwoli wyeliminować wpływ powyższych 

parametrów na ewentualne uszkodzenia lub defekty 

powierzchni nadruku. Stosując tego rodzaju podłoże można 

się spodziewać wzorów o nieregularnych oraz rozmytych 

krawędziach, jednak założeniem przeprowadzonych eksperymentów 

jest obserwacja defektów powierzchniowych. Nieregularne 

oraz rozmyte krawędzie nie będą, więc stanowiły 

przeszkody w ocenie morfologii powierzchni wydrukowanych 

wzorów. 

Drukowanie metodą druku strumieniowego 

Wytwarzanie elementów elektronicznych metodą druku 

strumieniowego jest jeszcze w początkowej fazie. Pierwsze 

próby wykonania podstawowych elementów elektronicznych 

(kontaktów, ścieżek, rezystorów i kondensatorów) ukazują 

zalety tej technologii, jak i trudności jakie niesie. W Instytucie 

Tele- i Radiotechnicznych prowadzimy próby wykonywania 

elementów elektronicznych metodą druku strumieniowego 

Rys. 1. Zbudowany w ITR system do drukowania metodą druku 

strumieniowego 

Fig. 1. Inkjet printer build in Tele and Radio Research Institute 


m 

Rys. 2. Linia tuszu nanosrebrowego na szkle, zadany odstęp pomiędzy 

punktami 150 µm, rozsunięcie linii 400 µm. Temperatura 

podłoża 50°C 

Fig. 2. Nano silver Line printed on Glass. Dots spacing 150 µm 

and lines sparing 400 µm Substrate temperature 50°C 

a) b) 

b) 

0,076 mm 

0,082 mm 

0,105 mm 

0,090 mm 

Rys. 3. Wpływ temperatury podłoża na geometrię ścieżki: a) temperatura 

30°C, b) temperatura 70°C 

Fig. 3. Temperature influence on Line geometry: a) substrate 

temperature 30°C, b) 70°C 

Możliwości stanowiska do druku strumieniowego przedstawia 

rys. 2. Ścieżki te wykonano na podłożu szklanym 

i stanowią punkt odniesienia do oceny geometrii oraz jakości 

wydruków. 

Stanowisko wyposażone jest w głowicę o średnicy 50 µm, 

kropla nanosrebra, jaką wystrzeliwuje ma średnice 25 μm. Jak 

widać na rys. 3, za pomocą tej głowicy można uzyskać ścieżki 

nanosrebrowe na podłożu szklanym o szerokości 100 µm ±10 

µm. Ścieszki mają pofalowane krawędzie, to efekt pierścienia 

kawy (cofce ring [5, 6]). Wpływ tego efektu na krawędzie 

drukowanych ścieżek można minimalizować optymalizująca 

parametry druku, takie jak temperatura podłoża, odległość 

pomiędzy kolejnymi drukowanymi punktami fizycznymi oraz 

czas opóźnienia wystrzeliwanych kropel [6]. 

Rysunek 3 przedstawia wpływ temperatury na pofalowanie 

ścieżek oraz siłę efektu cofce ring. Podnoszenie temperatury 

to jedna z metod minimalizowania wpływu nakładania się 

wydrukowanych kropel [6]. Na rysunku 3b) widać ścieżkę, na 

której średnia szerokość ścieżki wynosi 86 µm ±4 µm. Jest 

to najwęższa ścieżka o krawędziach najbliższych linii prostej, 

jaką udało nam się osiągnąć na podłożu szklanym stosując 

tusz srebrowy. 

Wpływ parametrów procesu drukowania na 

morfologię powierzchni 

Wykonane próby drukowania tuszem nanosrebrowym na podłoże 

ceramiczne w zmiennych warunkach termicznych oraz 

zmieniając liczbę nakładanych warstw. Pokazały jak duże 

znaczenie ma optymalizacja parametrów. Badania prowadzono 

na próbkach podgrzewanych do czterech temperatur: 40, 

60, 80 i 100°C i przeprowadzono próby drukowania 1, 2, 3 i 4 

warstw. Wyniki prób przedstawia tabela 1. Najlepsze rezultaty 

uzyskano przy temperaturze podłoża 80°C oraz nałożonych 3 

warstwach. Pojedyncza warstwa tuszu srebrowego, niezależnie 

od temperatury, ma nieregularne, poszarpane krawędzie 

linii, a krople tworzące linię rozlewają się. Tak wydrukowane 

wzory zostały poddane procesowi suszenia, w celu odparowania 

rozpuszczalników, temperatura suszenia próbek była 

taka sama jak temperatura podłoża w trakcie drukowania, 

proces suszenia przeprowadzono niezwłocznie po zakończeniu 

drukowania na stole roboczym drukarki. Czas suszenia 

dla wszystkich próbek wynosił 30 min, 

0,090 

był 

mm 

zgodny z zalecany 

0,082 mm 

czasem podanym przez producenta potrzebnym na odparowanie 

rozpuszczalników, utrwalając tusz do postaci bezpiecznej 

do transportu. Ścieżki po procesie suszenia nie przewodzą 

prądu elektrycznego i są bardzo podatne na uszkodzenia 

mechaniczne. 

Próbki poddano procesowi synteryzacji w temperaturze 

350°C przez 90 min w piecu do spiekania ceramik LTCC. 

W procesie tym usunięte zostały organiczne składniki tuszu 

oraz lotne dodatki. Proces synteryzacji częściowo spieka nanocząsteczki 

srebra. Obrobione w ten sposób ścieżki uzyskują 

właściwości przewodzące, ich rezystancja gwałtownie spada 

do wartości rzędu pojedynczych Ohmów. Temperatura w jakiej 

prowadzono proces synteryzacji oraz czas zostały dobrane 

zgodnie zaleceniami producenta tuszu. Prowadzone są badania 

nad zmniejszeniem temperatury synteryzacji do wartości 

mniejszej niż 200°C, co umożliwiłoby zastosowanie papieru 

lub foli jako podłoża, jednak brak na razie wiarygodnych doniesień 

literaturowych na ten temat udanych doświadczeń. 

Ścieżki obrobione cieplnie w procesie synteryzacji, widoczne 

w tabeli 2, zbadano pod względem właściwości elektrycznych. 

Wydrukowane ścieżki miały 4 mm długości i około 120 μm. 

Ścieżki wydrukowane poprzez nałożenie pojedynczej warstwy 

tuszu, nie przewodziły prądu elektrycznego, przyczyną tego 

zjawiska jest prawdopodobnie porowata struktura podłoża ceramicznego, 

która wchłania tusz zanim odparują rozpuszczalniki. 

W procesie synteryzacji nanocząstki srebra rozproszone 

są na zbyt dużym obszarze, aby stworzyć przewodzącą ścieżkę. 

Nałożenie kolejnych warstw nie powoduje już wsiąkania 

tuszu w pory podłoża i cząstki srebra są mniej rozproszone, co 

po synteryzacji umożliwia powstanie przewodzących ścieżek. 

Rezystancja ścieżek maleje wraz w ilością nałożonych 

warstw aż do wartości 0,063 Ω dla próbki drukowanej na 

podłożu podgrzanym do temperatury 60°C z nałożonymi 4 

warstwami tuszu. Dla próbek o większej liczbie warstw rezystancja 

zaczęła rosnąć. Obrazuje to rys. 4, który graficznie 

przedstawia wyniki pomiarów próbek drukowanych na podłożach 

o temperaturze 60°C. 

122 


Tab. 1. Zdjęcia mikroskopowe drukowanych ścieżek w funckji temperatury 

oraz ilości warstw 

Tabl. 1. Mikorscopic images of printed linesby using different temperatures 

and qautiti of layers 

Tab. 3. Pęknięcia na wydrukowanych ścieżkach 

Tabl. 3. Craks on printed lines 

Przejścia 4 5 6 

Przejścia 

/temp °C 

1 

2 3 4 

60˚C 

40 

Rezystancja 0,063 Ω 0,083 Ω 0,097 Ω 

60 

80 

100 

Wraz ze wzrostem rezystancji rośnie też ilość pęknięć powierzchni 

ścieżki. Analizując ilość pęknięć można stwierdzić, że 

to powstawanie ich zmniejsza opór wytworzonych ścieżek. [7] 

Tabela 3 przedstawia podłoża ścieżek 4,5 i 6 warstwowych. Na 

tej podstawie można stwierdzić, że w danym zakresie badań, 

najlepszymi parametrami wytwarzania ścieżek z tuszu opartego 

na nano srebrze, na podłożu ceramicznym są: temperatura 

podłoża 60°C oraz 4 warstwy tuszu. Na powierzchni nadruku 

pojawiają się pęknięcia w części centralnej ścieżki, jednak nie 

są one rozległe oraz nie łączą się w większe kanały. 

Podsumowanie 

Tab. 2. Zdjęcia mikroskopowe ścieżek po procesie synteryzacji 

w 350°C przez 90 min 

Tabl. 2. Micoskopic pictures of lines ofter sinterisations in 350°C for 

90 min 

Przejścia 2 3 4 

60˚C 

Rezystancja 1,29 Ω 0,85 Ω 0,06 Ω 

Rys. 4. Wyniki pomiarów rezystacji próbek drukowanych na podłożach 

o temperturze 60°C w funkcji liczby warstw 

Fig. 4. Resistance measurments of samples printed on substrates 

heated to 60°C with different quantity of layers 

Na zbudowanej w ITR drukarce do druku strumieniowego wytworzono 

ścieżki przewodzące na podłożach ceramicznych 

o właściwościach elektrycznych zależnych od ilości naniesionych 

warstw. Otrzymano ścieżki o długości 4 mm i szerokości 

100 μm o rezystancji 0,063 Ω. Zaobserwowano występowanie 

spękań powierzchni ścieżek oraz zależność ich liczby od ilości 

warstw i grubości naniesionych ścieżek. Występowanie spękań 

powoduje wzrost wartości rezystancji. Wraz ze wzrostem 

grubości warstwy rezystancja spada dała, jednak ilość spękań 

rosła. Na podstawie prób opracowano optymalne w tym 

zakresie badań parametry druku tuszu nanosrebrowego. 

Ścieżki drukowano przez nałożenie czterech warstw na podłoża 

o temperaturze 60°C. Proces synteryzacji prowadzono 

w temperaturze 350°C przez 90 min. Stwierdzono, że dalsza 

optymalizacja procesu nanoszenia warstw, tuszu opartego na 

nanocząstkach srebra metodą druku strumieniowego, wymaga 

dalszych badań w celu osiągnięcia lepszych rezultatów. 

Literatura 

[1] Parashkov R., Becker E., Riedl T., Johannes H.-H., Kowalsky W.: 

Large Area Electronics Using Printing Methods. Proceedings of 

the IEEE, vol. 93, no. 7, July 2005. 

[2] White Paper OE-A Roadmap for „Organic and Printed Electronics” 

2009. 

[3] WILGA 2010 Proceedings — Proc. SPIE 7745, ISSN 0277- 

786X, ISBN 9780819472358, September 2010, Printed electronic 

on flexible and glass substrates, Author(s): K. Futera; M. 

Jakubowska; G. Kozioł. 

[4] Sitek J., Futera K., Janeczek K., Bukat K., Stęplewski W., Jakubowska 

M.: Investigation of inkjet technology for printed organic 

electronics. 10th Electron Technology Conference ELTE 2010 

and 34th International Microelectronics and Packaging IMAPS- 

CMPT Poland Conference, Wrocław, 22–25 września 2010. 

[5] Schöppler M.: Status and Future of Digital Materials Deposition 

with Inkjet, Large-area, Organic & Printed Electronics – Convention 

(LOPE-C), June 23–25, 2009 – Congress Center – Messe 

Frankfurt, Germany. 

[6] Schmidt W., Schoeller F.: Service GmbH & Co. KG, Paper Based 

Substrates for Printed Electronics, Large-area. Organic & Printed 

Electronics – Convention (LOPE-C), June 23–25, 2009 – Congress 

Center – Messe Frankfurt, Germany. 

[7] Dong Jun Lee, Je Hoon Oh, Han Seung Bae: Department of 

Mechanical Engineering, Hanyang University, 1271 Sa3-dong, 

Sangrok-gu, Ansan, Gyeonggi-do, 426–791, Republic of Korea 

„Crack formation and substrate effects on electrical resistivity of 

inkjet-printed Ag lines” Materials Letters 2010. 


Testowanie parametrów elektrycznych rezystorów 

cienkowarstwowych wbudowanych w płytki 

obwodów drukowanych 

mgr inż. WOJCIECH STĘPLEWSKI 1) , mgr inż. TOMASZ SERZYSKO 1) , 

mgr inż. KAMIL JANECZEK 1) , dr inż. JANUSZ BORECKI 1) , prof. dr hab. inż. ANDRZEJ 

DZIEDZIC 2) , prof. dr hab. inż. KAROL NITSCH 2) , dr inż. TOMASZ PIASECKI 2) 

1) 

Instytut Tele- i Radiotechniczny, Centrum Zaawansowanych Technologii, Warszawa 

2) 

Politechnika Wrocławska, Wydział Elektroniki Mikrosystemów i Fotoniki 

Podzespoły bierne (rezystory liniowe i nieliniowe, kondensatory, 

cewki, bezpieczniki, itp.), stanowią niezbędną część każdego 

zespołu elektronicznego. Ze względu na ich dużą liczbę 

w wyrobie zajmują one znaczną powierzchnię warstw zewnętrznych 

płytek obwodów drukowanych i jednocześnie, ze 

względu na swoje małe gabaryty (np. 0402 lub 0201) stają się 

kłopotliwe w automatycznym montażu elektronicznym i uciążliwe 

w kontroli jakości połączeń lutowanych. Technologia 

wbudowywania tego typu podzespołów wewnątrz wielowarstwowej 

płytki obwodu drukowanego pozwala na pokonanie 

szeregu problemów związanych z podzespołami do montażu 

powierzchniowego, zwłaszcza takich jak koszt, utrudnione 

magazynowanie i manipulowanie, czas montażu, wydajność 

montażu, narażenia na warunki lutowania bezołowiowego 

i wymagana powierzchnia na warstwach zewnętrznych. 

Wbudowanie rezystora wewnątrz płytki obwodu drukowanego 

skutkuje jednak niemożnością jego wymiany w przypadku 

uszkodzenia, bądź niewłaściwych parametrów pracy. 

Z tego też powodu konieczne jest zastosowanie optymalnej 

i powtarzalnej technologii ich wytwarzania oraz dokładna kontrola 

ich parametrów elektrycznych w trakcie produkcji i w produkcie 

finalnym. Dotychczas na rynku światowym rozwiązania 

konstrukcyjne z wykorzystaniem podzespołów wbudowanych 

wewnątrz wielowarstwowej płytki obwodu drukowanego były 

zarezerwowane i opłacalne w urządzeniach na potrzeby militarne. 

W ostatnich latach wielki wzrost zapotrzebowania na 

wysokozaawansowane, a jednocześnie tanie urządzenia elektroniczne 

(telefony komórkowe, laptopy, urządzenia sieciowe, 

itp.), spowodował szerokie zainteresowanie technologiami podzespołów 

wbudowanych. Zastępowanie rezystorów „konwencjonalnych” 

w coraz większej liczbie aplikacji, np. w układach 

pracujących przy dużych częstotliwościach i szybkościach 

przesyłania sygnału, elementami wbudowanymi wymaga ich 

badania i testowania również zaawansowanymi metodami, 

z których część przedstawiono w niniejszym artykule. 

Badane struktury rezystorów 

cienkowarstwowych 

Najczęściej spotykanym materiałem rezystywnym jest stop 

niklu z fosforem nakładany na folię miedzianą drogą metalizacji 

chemicznej [1, 2]. Jego rezystancja powierzchniowa 

(rezystancja na kwadrat) uzależniona jest głównie od 

grubości warstwy i wynosi ona odpowiednio od 10 Ω/□ (dla 

grubości 1µm) do 250 Ω/□ (dla 0,05 µm). Projektowanie 

rezystora planarnego polega na odpowiednim przypisaniu 

długości i szerokości ścieżki rezystywnej do rezystancji 

powierzchniowej warstwy rezystywnej. Jest ono zatem 

bardzo proste, ale proces wbudowywania rezystora cienkowarstwowego 

w związku z dostępnością powierzchni, 

budową pakietu płytki obwodu drukowanego, procesem 

technologicznym, itd., może prowadzić do zmiany rezystancji 

powierzchniowej w porównaniu z informacjami katalogowymi 

producentów laminatów z warstwą rezystywną. 

Dlatego końcowa rezystancja rezystora zależy od wielu 

czynników i bardzo ważne jest określenie zmian rezystancji 

na poszczególnych etapach procesu produkcyjnego. Ich 

uwzględnienie pozwala na precyzyjne zaprojektowanie rezystora 

z tolerancją niewiele wyższą niż tolerancja materiału 

rezystywnego. 

W prowadzonych badaniach zastosowano wytwarzanie 

wbudowywanych elementów rezystywnych na bazie laminatów 

zawierających wbudowaną warstwę rezystywną firmy 

Ohmega-Ply Technologies Inc. W pracy stosowano dwa materiały 

z wbudowaną warstwą rezystywną o rezystancji powierzchniowej 

25 Ω/□ i 100 Ω/□. Ich podstawowe parametry 

użytkowe zamieszczono w tabeli 1. 

Zaprojektowano trzy konstrukcje geometryczne rezystorów 

(prostokąty – str. A, prostokąty połączone szeregowo 

– str. B lub meandry – str. C) o podstawowej szerokości 

1 mm (100%) i rezystancjach z typoszeregu E12. Podczas 

opracowywania konstrukcji poszczególnych rezystorów 

kierowano się zasadą, aby powierzchnia zajmowana przez 

rezystor była jak najmniejsza. Dlatego rezystancje w przypadku 

materiału 1R25/1 znajdowały się w przedziale 10 Ω 

– 1,5 kΩ, a w przypadku materiału 1A100/1 – w przedziale 

22 Ω – 6,8 kΩ. Zaprojektowana mozaika była następnie 

przygotowana w innych skalach (140, 75, 50, 33 i 25%) co 

odpowiada szerokości rezystora odpowiednio 1,40; 0,75; 

0,50; 0,33; i 0,25 mm. Płytki testowe badano przed prasowaniem 

oraz po prasowaniu, do którego użyto materiału 

RCC (Resin Coated Copper foil) oraz preimpregnatu 106 

(żywica wzmacniana włóknem szklanym). 

Tab. 1. Podstawowe właściwości laminatów z wbudowaną warstwą rezystywną, stosowanych w badaniach 

Tabl. 1. The basic properties of laminates with resistive layer used in research 

jednostronny 

Typ materiału 

dwustronny 

Rezystancja 

powierzchniowa 

Tolerancja R kw. 

Grubość warstwy 

rezystywnej 

Maksymalny temperaturowy 

współczynnik 

rezystancji 

1R25/1 1R25/1R25 25 Ω/□ ± 5% 0,40 µm -50 ppm/°C 

1A100/1 1R100/1R100 100 Ω/□ ± 5% 0,10 µm -80 ppm/°C 

124 


Grubość warstwy rezystywnej nie przekraczająca 1 µm 

(w prowadzonych badaniach wynosiła ona 0,1 i 0,4 µm) sprawia, 

że pod względem grubości wielowarstwowe płytki obwodów 

drukowanych z wbudowanymi rezystorami praktycznie 

nie różnią się od wytwarzanych w sposób tradycyjny. Cecha 

ta nabiera szczególnego znaczenia w momencie konstruowania 

pakietu wielowarstwowej płytki obwodu drukowanego 

z kontrolowaną impedancją, w którym odległość między poszczególnymi 

warstwami przewodzącymi płytki jest elementem 

kluczowym. 

Pomiar rezystancji 

Pomiar rezystancji rezystorów cienkowarstwowych wykonywano 

metodą czteropunktową, która pozwala na eliminację 

wpływu rezystancji sond pomiarowych na wynik pomiaru. 

Pomiary rezystancji wykonywano po każdej etapie 

procesu technologicznego celem określenia jego wpływu 

na rezystancję finalną rezystora oraz określenia tolerancji 

wykonania rezystora. Przeprowadzone prace wykazały, że 

największe zmiany rezystancji formowanych rezystorów 

cienkowarstwowych występują w procesie rozwijania powierzchni 

miedzi. Podczas tego procesu następuje wzrost 

rezystancji. Przy wykorzystaniu technologii J-KEM (dwustopniowy 

proces przygotowywania powierzchni miedzi 

i nakładanie brunatnych tlenków w roztworze kwaśnym) [3] 

wzrost rezystancji wynosił od 5 do 12% w przypadku materiału 

o rezystywności 25 Ω/□ oraz od 4 do 14% w przypadku 

materiału o rezystywności 100 Ω/□. Zdecydowanie 

mniejsze zmiany powstają podczas laminowania zewnętrznych 

warstw płytki obwodu drukowanego gdzie najczęściej 

notuje się niewielki spadek rezystancji. Zanotowano 

w tym procesie maksymalne zmniejszenie rezystancji o 1% 

w przypadku materiału o rezystywności 25 Ω/□ i 8% w przypadku 

materiału o rezystywności 100 Ω/□. Mając wiedzę na 

temat wielkości zmian rezystancji po kolejnych operacjach 

technologicznych można wyznaczyć niezbędne poprawki, 

uwzględniane w fazie projektowania geometrii poszczególnych 

rezystorów. Zastosowanie poprawek pozwala 

wytwarzać wielowarstwowe płytki obwodów drukowanych 

z wbudowanymi elementami rezystancyjnymi o tolerancji 

wykonania nie przekraczającej ±10%. 

Tolerancję wykonania rezystorów cienkowarstwowych 

można znacząco poprawić przez zastosowanie korekcji laserowej. 

W ramach prowadzonych prac wykonano stanowisko 

laboratoryjne do korekcji rezystancji przez nacinanie warstwy 

rezystywnej wiązką lasera. Pozwala ono na korekcję wartości 

rezystancji w sposób stabilny i powtarzalny. Ustalono, że najlepszym 

sposobem korygowania rezystancji jest cięcie typu 

„L”, które pozwala uzyskać dokładność korekcji rezystorów 

cienkowarstwowych nie gorszą niż 0,4%. 

przerwy w połączeniu) oraz pomiar rezystancji między dwiema 

sieciami, co z kolei pozwala na wykrycie zwarć między 

sieciami. 

Tester ostrzowy można wykorzystywać między kolejnymi 

etapami (po procesie trawienia) wytwarzania płytki obwodu 

drukowanego lub też w celu testowania płytki finalnej. Testowanie 

za jego pomocą pozwala w stosunkowo krótkim czasie 

określić rezystancję poszczególnych rezystorów cienkowarstwowych, 

a w sprzężeniu z urządzeniem laserowym do 

korekcji dokonać dodatkowo precyzyjnej kalibracji rezystorów 

przed procesem laminowania (prasowania pakietu płytki obwodu 

drukowanego). 

Pomiary termowizyjne 

Pomiary termowizyjne z wykorzystaniem kamery zapewniają 

proste, bezinwazyjne, nieniszczące i szybkie diagnozowanie 

stanu badanych rezystorów cienkowarstwowych w czasie 

ich pracy. Wynikiem badania jest termogram, który obrazuje 

rozkład temperatury na powierzchni badanego obiektu. Ze 

względu na niewielkie wymiary rezystorów należy użyć kamery 

termowizyjnej, która umożliwi pomiar elementów o rozmiarze 

rzędu 250 mikrometrów. Takie wymagania spełnia kamera 

firmy Flir model A320 z obiektywem Closeup x2. 

Energia odbierana przez kamerę nie zależy jedynie od temperatury 

obiektu, ale jest także funkcją emisyjności. Promieniowanie 

pochodzi także z otoczenia i jest ono odbijane przez 

obiekt. Na promieniowanie obiektu i promieniowanie odbite 

ma także wpływ absorpcja atmosfery. Aby dokonać dokładnego 

pomiaru temperatury, niezbędne jest skompensowanie 

wpływu różnych źródeł promieniowania. Jest to dokonywane 

automatycznie, po wprowadzeniu do programu obsługującego 

kamerę takich parametrów, jak: 

● emisyjność obiektu, 

● temperatura otoczenia, 

● odległość między kamerą a obiektem, 

● wilgotność względna. 

Do uzyskania informacji o maksymalnej temperaturze, 

przy której rezystory nie ulegną jeszcze zniszczeniu wykorzystano 

powyższą kamerę termowizyjną oraz źródło prądu 

(zasilacz stabilizowany HMP2020 firmy HAMEG). Testowanie 

wielowarstwowych płytek drukowanych z wbudowanymi elementami 

rezystywnymi wykonano przez doprowadzenie do 

wybranego elementu rezystywnego (rezystora) napięcia z zasilacza 

za pomocą odpowiednich sond oraz zarejestrowanie 

wyników w postaci termogramów. 

75,3 °C 

74 

72 

70 

68 

66 

64 

62 

Tester ostrzowy 

Testowanie wielowarstwowych płytek obwodów drukowanych 

z wbudowanymi cienkowarstwowymi elementami rezystywnymi 

może odbywać się w sposób automatyczny. Testery elektryczne 

płytek drukowanych (np. tester ATG Test Systems model 

A3) są przystosowane do tego typu pomiarów. Konieczne 

jest w tej sytuacji zainstalowanie specjalnego oprogramowania 

do pomiarów rezystancji elektrycznej elementów mozaiki 

i zainstalowanie w testerze odpowiedniej karty pomiarowej, 

umożliwiającej akwizycję i rejestrację wyników pomiarów. 

Działanie testera polega na pomiarze za pomocą ruchomych 

sond ostrzowych rezystancji dwóch skrajnych punktów sieci, 

co pozwala na określenie poprawności połączenia (brak 

Temperatura [°C] 

60 

58 

56 

54 

52 

50 

48 

46 

44 

42 

40 

38 

36 

34 

32 

30 

28 

26 

25,7 °C 

Rys. 1. Termogram rezystora 220 Ω (1 mm szerokości) z dołączonym 

źródłem prądu 32 mA (dostarczona moc 225 mW) 

Fig. 1. Thermal image of 220 Ω resistor (width 1 mm) with connecting 

source of 32 mA current (supplied power 225 mW) 


Temperatura [°C] 

81 

78 

75 

72 

69 

66 

63 

60 

57 

54 

51 

48 

45 

42 

39 

36 

33 

30 

27 

24 

21 

Rys. 2. Zmiany temperatury rezystora o rezystancji 220 Ω (1 mm 

szerokości) zasilanego prądem 32 mA 

Fig. 2. Temperature changes of 220 Ω resistor (width 1 mm) supplied 

32 mA current 

Termogramy przedstawiają rozkład temperatury na poszczególnych 

rezystorach, otrzymany przy przepływie przez 

nie prądu elektrycznego o wartości z zakresu 5…70 mA. Temperatura 

przykładowego rezystora w postaci dwóch prostokątów 

połączonych szeregowo o szerokości 1 mm i rezystancji 

220 Ω zasilanego prądem 32 mA stabilizowała się po 2 minutach 

pracy osiągając maksymalnie 80°C. Przekroczenie 

wartości 100 mA prowadziło w krótkim czasie (2…3 sekundy) 

do trwałego uszkodzenia rezystora, czego najlepszym przykładem 

jest rys. 3. 

Za pomocą pomiarów termowizyjnych można określić 

największą dopuszczalną moc, jaka może być wydzielona 

w postaci ciepła podczas pracy rezystora w określonych warunkach, 

przy zachowaniu wartości pozostałych parametrów 

w granicach ustalonych dla danego typu rezystora. Wartość 

tej mocy zależy przede wszystkim od konstrukcji rezystora, 

zastosowanych materiałów i warunków chłodzenia. Moc 

znamionową ustala się, przyjmując najwyższą dopuszczalną 

temperaturę, do jakiej może się rozgrzać rezystor. Podaje się 

ją w odniesieniu do temperatury otoczenia. Zazwyczaj jest 

to 70°C, ale zdarza się też 40 lub 125°C. Badane rezystory 

pozwalały wydzielić moc rzędu 200…250 mW przy temperaturze 

pracy około 70°C. Nie zanotowano istotnej różnicy 

w pracy między rezystorami niezabudowanymi a rezystorami 

po prasowaniu. Przyjmuje się, że rezystory wbudowane 

cienkowarstwowe mogą rozpraszać moc w temperaturze poniżej 

70°C o wartości 125 mW bez wpływu na ich parametry 

użytkowe [4]. 

Pomiary wielowarstwowych płytek drukowanych 

z wbudowanymi cienkowarstwowymi 

elementami rezystywnymi za pomocą metody 

spektroskopii impedancyjnej 

Spektroskopia impedancyjna (SI) oznacza pomiar liniowej, 

elektrycznej odpowiedzi badanego materiału na pobudzenie 

małym sygnałem elektromagnetycznym w szerokim paśmie 

126 

0 60 120 

Czas [s] 

Max . 

Min. 

Average 

Rys. 3. Termogram rezystora 100 Ω (1 mm szerokości) po zniszczeniu, 

który zasilano prądem o wartości 120 mA (dostarczona 

moc 1,44 W) 

Fig. 3. Thermal image of 100 Ω resistor (width 1 mm) destroyed 

by 120 mA current (supplied power 1.44 W) 

częstotliwości i analizę tej odpowiedzi w celu uzyskania użytecznej 

informacji o właściwościach badanego materiału [5]. 

Otrzymany – w wyniku pomiaru – zbiór wartości zespolonej 

wielkości elektrycznej, zmierzonej w funkcji częstotliwości 

w przedziale kilku dekad, pozwala na pełną analizę dynamicznych 

właściwości mierzonego obiektu. Właściwości te 

dla układów liniowych w dziedzinie częstotliwości opisuje 

zwykle transmitancja widmowa H (ω). W spektroskopii impedancyjnej 

H (ω) przyjmuje postać impedancji Z (ω) lub admitancji 

Y (ω). 

Metoda spektroskopii impedancyjnej (SI) umożliwia 

m.in. kompleksową charakteryzację zmiennoprądowych 

właściwości elementów biernych. W pomiarach i analizie 

odpowiedzi badanego w szerokim zakresie częstotliwości 

obiektu wykorzystywane są zaawansowane analizatory impedancji 

i specjalistyczne oprogramowanie. Charakterystyki 

impedancyjne zawierają bardzo dużo informacji o badanych 

strukturach. Otrzymane wyniki pomiarów prezentuje 

się za pomocą wykresów graficznych Bodego, Nyquista 

oraz Cole-Cole. 

Pomiary wpływu skali, geometrii i zabezpieczenia rezystorów 

na impedancję wykonano za pomocą analizatora 

impedancji Agilent HP4294. Zastosowano sondy ostrzowe 

umieszczone w mikromanipulatorach, dołączone przewodem 

pomiarowym Agilent 16048G, pracującym w układzie 4TP. 

Otrzymane wyniki zawierają wartości składowej rzeczywistej 

i urojonej impedancji w funkcji częstotliwości. 

Wykonano kilka serii pomiarów parametrów elektrycznych 

(moduł impedancji ⏐Z⏐ = f (ω), kąt fazowy Φ = f (ω), impedancja 

zespolona Z ˝ = f (Z´)). W celu zapewnienia kompensacji 

impedancji doprowadzeń przed każdym pomiarem dokonywano 

kalibracji systemu pomiarowego. Aby zminimalizować 

wpływ pojemności wprowadzanej przez metalowy stolik pomiarowy 

użyto 4 mm płytki izolującej wykonanej z tworzywa 

sztucznego. Przy każdym pomiarze płytka izolująca była 

umieszczona na stoliku pomiarowym, pod płytką obwodu drukowanego 

z mierzonymi strukturami. Ustalono następujące 

parametry pomiaru: 

– zakres częstotliwości – od 1 kHz do 110 MHz (101 punktów 

pomiarowych w całym zakresie pomiarowym podzielonym 

w skali logarytmicznej), 

– amplituda napięcia dla próbek o wartości rezystancji 39 Ω 

– 100 mV, dla pozostałych 1000 mV. 

Zaobserwowano efekty związane ze skalą (szerokością 

rezystora), geometrią (kształtem rezystorów) oraz ich zabezpieczeniem 

(struktury zabezpieczone RCC, preimpregnatem 

106, bez zabezpieczenia). Przykładowe wyniki przedstawiono 

poniżej. 

Wpływ rozmiaru (skali) – na rys. 4 przedstawiono charakterystyki 

zmiennoprądowe rezystorów w kształcie meandra 

– str. C, dla których moduł impedancji osiąga największe 

wartości kolejno dla skali 75, 50, 100 i 140%. Charakterystyka 

przesunięcia fazowego w funkcji częstotliwości zachowuje 

się bardzo podobnie – najmniejszą wartość również osiąga 

dla struktury o największym rozmiarze (aby uwidocznić 

wpływ parametrów pasożytniczych elementu charakterystyki 

|Z(f )| i Θ(f ) przedstawiono w ograniczonym zakresie częstotliwości 

5...50 MHz). Jednak różnice w wartościach kąta są 

tu niewielkie. Dlatego część urojona impedancji, obrazująca 

elementy pasożytnicze rezystora w minimalnym stopniu 

zależy od jego rozmiaru. Wykresy impedancji zespolonej 

w większości przypadków wykazują tendencje analogiczne 

do odnotowanych na charakterystykach modułu impedancji 

w funkcji częstotliwości. 

Wpływ kształtu rezystora – w większości dla struktur 

w kształcie meandra lub prostokątów połączonych szerego- 


-30 

Z” 

C390R-50% 

C390R-75% 

C390R-100% 

C390R-140% 

Z’ 

|Z| 

485 

-20 

460 

-3,3 

-10 

-0,8 

0 

470 480 490 500 

Θ 

C390R-50% 

C390R-75% 

C390R-100% 

C390R-140% 

10 7 

Częstotliwość [Hz] 

10 7 


Rys. 4. Charakterystyki zmiennoprądowe – efekt skali pokazany 

na przykładzie struktur C390R wykonanych z laminatu 25 Ω/ □, 

prasowanie 2×106, wykonanych w skalach: 140, 100, 75, 50% 

Fig. 4. AC characteristics – scale effect for example of C390R 

structures made of 25 Ω/ □ laminate, covered by 2×106 layer, created 

in scale: 140, 100, 75, 50% 

Z” 

A390R-prostokąt 

B390R-prostokąty połączone 

C390R-meander 

Z’ 

|Z| 

Θ 

A390R-prostokąt 

B390R-prostokąty połączone 

C390R-meander 



Rys. 5. Charakterystyki zmiennoprądowe – efekt kształtu pokazany 

dla niezabezpieczonych struktur A390R, B390R, C390R wykonanych 

z laminatu 25 Ω/ □, skala 140% (A – prostokąt, B – prostokąty 

połączone szeregowo, C-meander) 

Fig. 5. AC characteristics – shape effect showed for unprotected 

structures A390R, B390R, C390R made of 25 Ω/□ laminate, created 

in scale 140% (A – bar, B – multibar, C – meander) 

A39R-2x106 

A39R-niezabezpieczony 

A39R-RCC 

A39R-2x106 

A39R-niezabezpieczony 

A39R-RCC 

wo odnotowano zdecydowanie mniejsze wartości przesunięcia 

fazowego (tj. mniejszą wartość elementów pasożytniczych) 

w porównaniu z rezystorami typu prostokąt (rys. 5). 

Wartość modułu impedancji w dziedzinie częstotliwości ma 

niemal identyczny przebieg dla rezystorów typu prostokąty 

połączone szeregowo i meander, co potwierdzają przebiegi 

charakterystyk pokazane na wykresie Nyquista (impedancji 

zespolonej). 

Efekt zabezpieczenia pokazano na rys. 6 – struktury 

niezabezpieczone mają najmniejszy moduł impedancji, natomiast 

struktury zabezpieczone warstwą RCC wykazują 

znaczny wzrost tego parametru. 

Podsumowanie 

Jako podstawową metodę testowania elektrycznego wielowarstwowych 

płytek drukowanych z wbudowanymi elementami 

rezystywnymi można zakwalifikować pomiary testerem 

ostrzowym, ponieważ umożliwiają one pomiary międzyoperacyjne 

w procesie wytwarzania płytki obwodu drukowanego. 

W celu dokonania oceny wykonania pojedynczych elementów 

rezystywnych właściwą techniką jest pomiar rezystancji 

metodą czteropunktową. W badaniach wykorzystano również 

metodę badań termograficznych oraz spektroskopii impedancyjnej. 

Metoda termografii pozwala na obserwację temperatury 

pracy rezystorów, dzięki czemu możliwe jest określenie 

progowych wartości prądów, jakie dany rezystor jest w stanie 

przenieść. Pozwala ona również na obserwację pracy 

rezystora wbudowanego i wpływu jego nagrzewania na jego 

najbliższe otoczenie (nagrzewnie laminatu, rozchodzenie się 

ciepła). Spektroskopia impedancyjna pozwala na badanie 

zmiennoprądowych parametrów elementów biernych (szczególnie 

istotnych przy aplikacjach w układach wysokiej częstotliwości 

i mikrofalowych) i pozwala na ocenę parametrów 

pasożytniczych rezystorów oraz zależności rezystancji i parametrów 

pasożytniczych od parametrów procesu technologicznego 

oraz ich zmian w wyniku różnych narażeń elektrycznych 

i środowiskowych. 

Badania wykonano w ramach projektu rozwojowego: „Technologia 

doświadczalna wbudowywania elementów rezystywnych 

i pojemnościowych wewnątrz płytki drukowanej” Program POIG, 

Priorytet 1, Działanie 1.3. Wsparcie projektów B+R, Poddziałanie 

1.3.1 Projekty Rozwojowe Umowa UDA-POIG.01.03.01-14-031/08- 

00 z dnia 16.02.2009 r. Nr projektu: POIG.01.03.01-14-031/08 

Z” 

|Z| 


Literatura 

Z’ 

Θ 


Rys. 6. Charakterystyki zmiennoprądowe – efekt zabezpieczenia 

pokazany dla rezystorów A39R wykonanych z laminatu 25 Ω/ □ 

w skali 140%: prasowanych z preimpregnatem 2×106, niezabezpieczonych 

i prasowanych z RCC 

Fig. 6. AC characteristics – effect of protection shown for resistors 

A39R made of 25 Ω/ □ laminate in scale 140%: laminated by 

2×106 layer, unprotected, laminated by RCC layer 

[1] O’Reilly S. i in.: Integrated passives in advanced printed wiring 

boards. Circuit World 27/4 [2002]22-25. 

[2] Dietz K.: Fine Line in High Yield (Part XXII), www.circutree.com/ 

ct/cda/articleinformation 

[3] http://www.jkem.se/product/JKem_PWB_PRODUCTRANGE.pdf 

[4] Design Guide for Ohmega-Ply Series and Parallel Termination 

Resistors, materiały informacyjne firmy Ohmega Technologies, 

Inc., www.ohmega.com, April 2010 

[5] Nitsch K.: Zastosowanie spektroskopii impedancyjnej w badaniach 

materiałów elektronicznych. Oficyna Wydawnicza Politechniki 

Wrocławskiej, Wrocław 1999. 


Obwody drukowane z technologią via in pad 

mgr inż. TOMASZ KLEJ, mgr inż. KAROLINA BOROWIECKA 


W ostatnich latach kierunki w światowej elektronice wymagają 

od producentów stosowania coraz bardziej zaawansowanych 

technologii. Lżejsze, cieńsze i bardziej precyzyjne obwody 

drukowane stanowią wyzwanie w produkcji płytek HDI. Zastosowanie 

obwodów drukowanych z technologią via in pad, 

pozwala na osiągnięcie lepszych parametrów w tym: 

− zwiększenie gęstości połączeń i częstotliwości pracy obwodu, 

− minimalizacja opóźnienia sygnału i uniknięcie efektu migracji 

elektronów, 

− zwiększenie upakowania powierzchni (rys. 1), 

− uniknięcie różnicy we współczynniku rozszerzalności cieplnej 

pomiędzy metalem a żywicą. 

Technologia via in pad odnosi się do trzech typów otworów. 

W zależności od budowy obwodu drukowanego są to otwory 

przelotowe, otwory wewnętrzne i mikrootwory nieprzelotowe. 

Otwory te zatyka się przy pomocy żywicy, past nieprzewodzących/przewodzących 

lub też w przypadku mikrootworów 

galwanicznie wypełnia się miedzią. Rysunek 2 przedstawia 

3 warianty technologiczne wykonania obwodu drukowanego 

z technologią via in pad. 

Wypełnienie otworów powinno być wykonane bardzo 

starannie, w przeciwnym razie pozostawiony pęcherzyk powietrza 

wewnątrz otworu może skutkować rozwarstwieniem 

płytki. Średnice otworów, które można zaślepić zawierają się 

w przedziale 0,06…0,8 mm. 

Wiercenie otworów 

Rys. 1. Redukcja mozaiki poprzez zastosowanie via in pad 

Fig. 1. Reduction of fan out by via in pad 

Rys. 2. Warianty technologiczne wykonania obwodu drukowanego 

przy użyciu metalizacji bezpośredniej w zależności od rodzaju 

zatykanego otworu 

Fig. 2. Technological options of printed circuit boards with direct 

metallisation in dependence on filled via 

Otwory o średnicy 0,06 mm formowane są metodą ablacji 

laserowej w specjalnym materiale typu RCC (Resin Coated 

Copper). Materiał ten naprasowuje się na laminat z uformowaną 

mozaiką przewodzącą. Ablacja laserowa przebiega 

dwuetapowo poprzez wypalenie cienkiej warstwy miedzi na 

powierzchni RCC (12 lub 18 µm), a następnie wypalenie warstwy 

dielektryka, której grubość zależy od rodzaju użytego 

materiału. Otwory o średnicy większej niż 0,1 mm wiercone 

są przy pomocy wiertarek mechanicznych. 

Warianty technologiczne 

Po nawierceniu obwód drukowany poddawany jest aktywacji. 

Proces ten składa się z szeregu kąpieli, które przygotowują 

zarówno powierzchnię laminatu, jak i wnętrza otworów do etapu 

metalizacji galwanicznej. Bardzo istotne funkcje w procesie 

aktywacji spełniają kąpiele do odsmarowywania otworów: rozmiękczanie, 

trawienie i neutralizacja. Kąpiel rozmiękczająca 

rozmiękcza żywicę. Kąpiel trawiąca składa się ze związków 

manganu, wodorotlenku sodu i innych substancji nieorganicznych. 

W tej kąpieli płytka zostaje poddana działaniu silnego 

utleniacza, który oczyszcza otwory poprzez usunięcie z nich 

smaru żywicznego pozostałego po procesie wiercenia. W kąpieli 

neutralizującej następuje redukcja związku trawiącego. 

Brak takiego przygotowania otworu może skutkować pojawieniem 

się ubytków w metalizacji. Po oczyszczeniu otworów na 

obwodzie drukowanym wytwarzana jest warstwa przewodzącą. 

Powstaje ona w wyniku osadzenia się na płytce cienkiej 

warstewki palladu uzupełnionej atomami miedzi. Taka powłoka 

jest doskonałym inicjatorem osadzania miedzi w procesie 

galwanicznym. 

Kolejnym etapem jest wykonanie obrazu mozaiki na powierzchni 

płytki. W tym celu na obwód drukowany nakładany 

jest fotopolimer. Zostaje on naświetlony i wywołany, dzięki czemu 

uzyskuje się mozaikę gotową do metalizacji. Proces metalizacji 

prowadzony jest w specjalnie zaprojektowanej kąpieli 

do wypełniania mikrootworów. Kąpiel oprócz 3 podstawowych 

substancji nieorganicznych (CuSO 4 

, H 2 

SO 4 

i HCl) zawiera 3 

dodatki organiczne: nośnik, wybłyszczacz i wyrównywacz. 

Nośnikami są cząsteczki ciężkich polimerów, które działając 

wraz z małą ilością jonów chlorkowych formują cienki film na 

powierzchni metalizowanej. Dzięki temu miedź osadza się 

wolniej i jest drobnoziarnista. Wybłyszczacze są organicznymi 

128 


Rys. 3. Mechanizm wypełniania mikrootworów 

Fig. 3. Via fill mechanism 

Rys. 7. Obraz rentgenowski zatkanych otworów 

Fig. 7. X-ray picture of filled vias 

Rys. 4. Otwór nieprzelotowy ( 60 × 60 µm) wypełniony miedzią 

Fig. 4. Copper filled blind via ( 60 × 60 µm) 

Rys. 8. Otwory wypełnione materiałem przewodzącym/nieprzewodzącym 

wykonanych technologią via in pad 

Fig. 8. Conductive/non coductive filled vias in via in pad technology 

Rys. 5. Otwór zatkany żywicą 

Fig. 5. Resin filled via 

Rys. 6. Otwór zatkany pastą 

Fig. 6. Plugging paste filled via 

związkami zawierającymi siarkę, które zwiększają szybkość 

osadzania się miedzi w otworach. Wyrównywacze natomiast 

zapobiegają powstawaniu luk w otworach, poprzez osadzanie 

się na krawędziach i zmniejszanie lokalnej gęstości prądu. 

Dodatki te odpowiadają za mechanizm wypełniania bottom-up 

[1–3] którego idea przedstawiona jest na rys. 3. 

Taki mechanizm umożliwia galwaniczne wypełnienie otworu 

miedzią (rys. 4). 

Technologia wytwarzania obwodów drukowanych z otworami 

zagrzebanymi lub zaślepionymi otworami przelotowymi 

wymaga od producenta dodatkowych etapów produkcji, 

gdyż otwory w pometalizowanym rdzeniu płytki muszą zostać 

wypełnione. W tym celu wypełnia się je żywicą z prepregów 

(rys. 5) w procesie prasowania bądź zaślepia się je pastami 

przewodzącymi/nieprzewodzącymi (rys. 6). 

Prepregi są materiałami, składającymi się z niezżelowanej 

żywicy epoksydowej i maty szklanej. Każdy prepreg ma 

ściśle określoną zawartość żywicy, temperaturę zeszklenia 

oraz grubość po sprasowaniu. Dzięki temu można określić 

ilości i rodzaje prepregów potrzebnych do wypełnienia otworów 

i mozaiki warstw wewnętrznych. Aby mieć pewność, 

że otwory są całkowicie wypełnione wykonuje się prześwietlenia 

promieniami X (rys. 7). 

Po sprasowaniu płytka ponownie zostaje poddana wierceniu, 

aktywacji, procesom fotochemicznym i metalizacji. 

W przypadku obwodów z otworami zaślepianymi pastą, 

należy wprowadzić etap wyrównywania powierzchni. Pasta 

aplikowana przy pomocy sitodrukarek pozostaje na całej powierzchni, 

natomiast pasta aplikowana przy pomocy podajników 

ciśnieniowych tworzy tzw. efekt „łebka gwoździa”[4] na 

powierzchni otworu. Powierzchnię oczyszcza się przy pomocy 

papieru ściernego, polerek wibracyjnych i szczotkarek. Po 

tym etapie ponownie poddaje się obwód aktywacji, procesom 

fotochemicznym i metalizacji. 

Tak wykonane płytki poddawane są końcowej obróbce 

(nakładanie maski przeciwlutowej, platerowanie), po której są 

gotowe do montażu podzespołów (rys. 8). 

Podsumowanie 

Technologia via in pad mimo trudności jakich dostarczają dodatkowe 

operacje jest coraz szerzej stosowana. Możliwość 

kontroli jakości połączeń lutowanych pozwala na eliminację 

błędów powstających podczas tego procesu. Dzięki via in pad 

uzyskuje się obwody o mniejszej powierzchni, a dodatkowo 

zastosowanie zabudowanych mikrootworów w polu lutownicznym 

pozwala na zwiększenie gęstości połączeń. To w porównaniu 

do standardowej płytki wielowarstwowej znacznie obniża 

koszty produkcji. 

Literatura 

[1] Coombs C. F., Jr.: Printed Circut Handbook. Sixth Edition; 2008. 

[2] Holden H.: HDI Handbook, First Edition; 2009. 

[3] Watkowski J., De Salvo D.: Materiały firmy Mac Dermid www. 

macdermid.com 

[4] Strupa M.: Electronic assemblies – Build up and process technology. 

DVS/GMM convenction 6–7.02.2002 Fellbach, Germany. 


Przetwarzanie sygnału z wielokanałowych 

detektorów piroelektrycznych 

dr inż. KRZYSZTOF JASEK 1, 2) , dr inż. JAROSŁAW PUTON 2) , 

mgr inż. BOGDAN MAZUREK 2) , inż. RAFAŁ JUSZCZUK 2) 

1) 

Instytut Tele- i Radiotechniczny, Warszawa, 2) Wojskowa Akademia Techniczna, Warszawa 

130 

Analiza gazowych zanieczyszczeń powietrza jest szeroko stosowana 

w ochronie środowiska oraz wielu gałęziach przemysłu 

i nauki. Pomiary zanieczyszczeń oparte są zwykle na metodach 

optycznych, chromatograficznych, chemicznych lub 

elektrochemicznych. Każda z tych metod posiada swój obszar 

zastosowań, wynikający z własności mierzonych związków 

chemicznych, zakresu pomiarowego, wymaganej dokładności 

pomiaru oraz kosztów analizy [1, 2]. 

Do pomiaru stężenia prostych gazów nieorganicznych, 

takich jak CO 2 

, CO, SO 2 

i NO x 

, będących produktami spalania 

paliw, najczęściej wykorzystuje się metody optyczne, 

w szczególności absorpcję w podczerwieni. Metoda ta umożliwia 

pomiar stężeń gazów w zakresie od 1 ppm do 100%, 

a przy stosowaniu laserowych źródeł promieniowania nawet 

pojedynczych ppb. 

W zakresie stężeń emisyjnych (CO 2 

– kilkadziesiąt procent, 

CO i SO 2 

od setnych części procenta do kilku procent) 

powszechnie stosuje się metodę NDIR (Non-Dispersive 

Infrared). Nazwa NDIR związana jest z tym, iż w tej grupie 

przyrządów nie stosuje się żadnych elementów optycznych 

rozszczepiających promieniowanie. Wybór odpowiedniej 

długości fali, dla której występuje absorpcja promieniowania 

podczerwonego, charakterystyczna dla danego związku chemicznego, 

odbywa się poprzez stosowanie monochromatycznych 

źródeł światła, filtrów interferencyjnych lub selektywnych 

detektorów. 

Istnieje wiele rozwiązań konstrukcyjnych analizatorów 

NDIR, związanych z ich przeznaczeniem, zakresami pomiarowymi, 

klasą dokładności, itd. Szybki postęp elektroniki i optyki 

w ostatnich dziesięcioleciach spowodował, iż konstrukcje 

tych analizatorów stają się coraz prostsze, przy zachowaniu, 

a nawet polepszeniu parametrów metrologicznych. Generalnie 

obserwuje się kierunek do zastępowania układów mechanicznych 

przez ich optoelektroniczne odpowiedniki. I tak, 

mechaniczna modulacja promieniowania zostaje zastępowana 

przez bezpośrednią modulację źródła promieniowania [3, 

4], rolę wielu kuwet pomiarowych, w przypadku równoległego 

pomiaru stężeń kilku gazów, przejmuję detektory wielokanałowe 

[5], detektory gazowe, wyposażone w mikrofon lub czujnik 

przepływu, wypierane są przez detektory na ciele stałym [6], 

itd. Jednakże uproszczenie konstrukcji mechanicznej prawie 

zawsze wiąże się ze zwiększeniem stopnia złożoności obróbki 

sygnału i koniecznością kompensacji efektów, które pojawiają 

się wraz z wprowadzeniem nowych elementów optoelektronicznych. 

W szczególności sygnał z szerokopasmowych 

detektorów, wyposażonych w filtry interferencyjne, nie może 

być przeliczany na stężenie na podstawie prawa Lamberta- 

Beera, obowiązującego dla promieniowania monochromatycznego. 

Dlatego też, dla przyrządów wyposażonych w takie 

detektory, poszukuje się różnych funkcji doświadczalnych, 

które w najlepszy sposób będą odzwierciedlały zależność 

sygnału od stężenia badanego gazu. Ponadto pożądane jest, 

aby algorytmy przetwarzania sygnału uwzględniały wpływ 

czynników zakłócających pomiar, takich jak zanieczyszczenie 

toru optycznego, temperaturowe zmiany parametrów poszczególnych 

elementów analizatora oraz zmiany wynikające 

z ich starzenia. 

W prezentowanej pracy przedstawiono sposób obróbki 

i przetwarzania sygnału z czterokanałowego detektora piroelektryczny 

z filtrami interferencyjnymi, przeznaczonymi do 

pomiaru CO, CO 2 

i SO 2 

. Oprócz trzech kanałów pomiarowych, 

detektor posiada kanał referencyjny, mierzący moc promieniowania 

w paśmie leżącym poza zakresem absorpcji badanych 

gazów. Umożliwiło to wprowadzenie korekcji sygnału ze 

względu na zmianę mocy źródła promieniowania oraz zmiany 

parametrów wspólne dla wszystkich kanałów detektora. Opracowane 

algorytmy zostały w wdrożone w analizatorze gazów 

spalinowych, przeznaczonym do oznaczania składu gazowych 

produktów spalania paliw kopalnych. 

Budowa analizatora 

Analizator, na którym przeprowadzono badania został opracowany 

w ramach współpracy Instytutu Tele- i Radiotechnicznego 

z Wojskową Akademią Techniczną w Warszawie. Schemat 

jego budowy oraz sposób obróbki sygnału przedstawiono na 

rys. 1 i 2. 

źródło IR 

modulator 

kuweta 

pomiarowa 

Rys. 1. Schemat budowy analizatora NDIR 

Fig. 1. Diagram of the NDIR analyzer 

detektor 

Analizator posiada żarowe źródło promieniowania IR, 

ogrzewane prądowo do temperatury około 550°C. Wiązka 

światła przerywana jest okresowo przez modulator mechaniczny 

z częstotliwością 8 Hz. Po przejściu przez kuwetę 

pomiarową, zmodulowane promieniowanie pada na czterokanałowy 

detektor piroelektryczny LMM-244 firmy InfraTec [7], 

wyposażony w filtry interferencyjne na CO (NBP 4,74 µm/140 

nm), CO 2 

(NBP 4,45 µm/60 nm), SO 2 

(NBP 7,30 µm/200 nm) 

oraz filtr referencyjny (NBP 3,95µm/90nm). Detektor posiada 

kompensację temperaturową oraz wbudowane przedwzmacniacze 

we wszystkich torach pomiarowych. Kuweta pomiarowa 

ma długość 30 cm, co umożliwia pomiar stężeń gazów 

w zakresach: 0…8% CO, 0…70% CO 2 

, 0…1% SO 2 

. Odpowiada 

to typowym zakresom stężeń emisyjnych, obserwowanych 

na wylocie instalacji, w których spalane są paliwa kopalne. 

Schemat układu analogowego analizatora przedstawiono 

na rys. 2. Tor sygnałowych posiada trzy stopnie wzmacniające, 

w których sygnał zmienny z detektora jest wzmacniany, 

prostowany, całkowany i dopasowywany do zakresu pomia- 


LMM - 244 

rowego przetwornika analogowo-cyfrowego (0…5 V). Aby 

uzyskać odpowiednią dynamikę pomiaru, od wzmocnionego 

sygnału odejmowany jest offset o wartości 2,7 V. Tak przetworzony 

sygnał próbkowany jest synchronicznie z obrotami silnika 

krokowego modulatora. Sygnał z każdego kanału mierzony 

jest 192 razy w trakcie pełnego obrotu silnika (2 okresy modulacji 

promieniowania). Zebrane w tym czasie wartości napięć 

są sumowane, a następnie suma ta jest dzielona przez 32. 

Umożliwia to otrzymanie wyniku, który przy stosowaniu 12-bitowgo 

przetwornika ADC mieści się w dwóch bajtach pamięci, 

a jednocześnie stanowi uśrednienie z 32 pomiarów. Przedstawione 

w dalszej części pracy wartości sygnału detektora 

(U) są obliczone według powyższej procedury i powiększone 

o wartość offsetu (2700 mV⋅192/32). Umożliwia to posługiwanie 

się względnymi wartościami sygnału. 

Analiza sygnału 

- 

+ 

Dla promieniowania monochromatycznego ilość energii docierającej 

do detektora I zależy energii emitowanej przez 

źródło promieniowania I 0 

, długości drogi optycznej L, stężenia 

badanego gazu C oraz współczynnika absorpcji promieniowania 

α: 

( ) 

I = I exp −αCL 

(1) 

0 

7,5V 

W przypadku stosowania szerokopasmowych, żarowych źródeł 

promieniowania, energia dociera do detektora nie tylko 

w pasmach absorpcji mierzonego gazu lecz również poza nimi. 

To powoduje, iż sygnał z detektora zależy od kształtu pasm absorpcyjnych, 

charakterystyki filtra interferencyjnego oraz widma 

źródła promieniowania. W efekcie, do aproksymacji sygnału 

z detektora w funkcji stężenia gazu używa się różnych, 

doświadczalnych zależności, będących zmodyfikowanymi postaciami 

prawa Lamberta-Beera, opisanego zależnością (1). 

W rzeczywistym układzie pomiarowym na sygnał detektora 

mają wpływ jeszcze inne czynniki. Do najważniejszych 

z nich należy zaliczyć: 

– zanieczyszczenie toru optycznego, pojawiające się zwłaszcza 

przy pomiarze gazowych produktów spalania, którym 

zawsze towarzyszą smoliste produkty pirolizy; 

– temperaturowe zmiany parametrów elementów elektronicznych 

w analogowym torze obróbki sygnału; 

– zmiany natężenia i charakterystyki widmowej źródła promieniowania, 

wynikające ze starzenia się żarnika pracującego 

w wysokiej temperaturze, typowo powyżej 500°C; 

– temperaturowe zmiany charakterystyki widmowej filtrów 

interferencyjnych [8]; 

2 

3 

+5 

4 

- 

+ 

11 

-5 

1 

6 

5 

- 

+ 

7 

ADC 

1 2 3 

1 2 3 

Rys. 2. Schemat toru analogowego analizatora 

Fig. 2. Analog circuit of the analyzer 

Offset 

– chwilowe zakłócenia, wynikające z wahań napięcia, zmiany 

położenia przyrządu w trakcie pracy, itp. 

Istnieje kilka metod pozwalających ograniczyć wpływ ww. 

czynników na wyniki pomiarów. Pierwsza metoda polega 

na konstruowaniu przyrządów różnicowych, posiadających 

oprócz kuwety pomiarowej kuwetę odniesienia, wypełnioną 

gazem obojętnym, względem którego dokonywany jest pomiar. 

Istnieje wiele wariantów takich przyrządów, posiadających 

m.in. dzielniki wiązki promieniowania z jednego źródła 

na obie kuwety [9], różnicowe detektory gazowe [10], itp. Tego 

typu analizatory charakteryzują się dobrymi parametrami metrologicznymi, 

jednak wadą ich jest złożona konstrukcja mechaniczna. 

Inną metodą eliminacji czynników zakłócających pomiar 

jest okresowe zerowanie przyrządu, tzn. wykonywania pomiaru, 

gdy w kuwecie pomiarowej znajduje się obojętny gaz, zwykle 

powietrze. W tym przypadku, za miarę stężenia przyjmuje 

się sygnał względny, zredukowany do zakresu wartości 0–1: 

S0 

− S 

U = 

(2) 

S 

gdzie S i S 0 

oznaczają odpowiednio bieżący sygnał detektora 

oraz sygnał w trakcie zerowania przyrządu. 

Kolejna metoda poprawienia dokładności pomiarów polega 

na zastosowaniu detektora referencyjnego, który mierzy energię 

promieniowania w zakresie widmowym, w którym nie występują 

żadne pasma absorpcyjne oznaczanych gazów, ani innych 

związków, obecnych w badanej próbce. W praktyce stosuje się 

wielokanałowe detektory, zamknięte w jednej obudowie, które 

przesłonięte są filtrami dostosowanymi do pomiaru wybranych 

gazów oraz filtrem referencyjnym. Takie właśnie rozwiązanie 

zastosowano w prezentowanym analizatorze. Na rys. 3 przedstawiono 

widma badanych gazów oraz charakterystyki filtrów 

interferencyjnych czterokanałowego detektora LMM-244. 

Typowy sposób przetwarzania sygnału z wykorzystaniem 

kanału referencyjnego polega na używaniu do obliczeń stężenia 

sygnału względnego lub w połączeniu ze wzorem (2): 

S0 S0 

ref 

− S S 

ref 

U 

ref 

= 

(3) 

S S 

0 

gdzie S ref 

i S 0 ref 

oznaczają odpowiednio bieżący sygnał detektora 

referencyjnego oraz jego sygnał w trakcie zerowania 

przyrządu. 

0 

0 ref 

Rys. 3. Pasma absorpcyjne mierzonych gazów (linie ciągłe) oraz 

widma transmisyjne filtrów interferencyjnych (linie przerywane) 

Fig. 3. Absorption bands of the measured gases (solid lines) and 

transmission spectra of the interference filters 


Sygnały opisane wzorami (2) i (3) stanowią punkt wyjścia 

do obliczania stężeń oznaczanych gazów. W części doświadczalnej 

przedstawiono zależności, które wykorzystano do 

aproksymacji charakterystyk stężeniowych, wyznaczonych 

w oparciu o sygnały względne (2) i (3), porównano otrzymane 

wyniki oraz określono funkcję, która najwierniej oddaje charakterystyki 

doświadczalne. 

Wyniki badań 

W pierwszym etapie badań zmierzono charakterystyki stężeniowe 

analizatora dla CO 2 

, CO i SO 2 

oraz określono interferencje 

pomiędzy poszczególnymi kanałami pomiarowymi. Do 

badań użyto trzy rodzaje mieszanin gazowych: CO 2 

w azocie, 

SO 2 

w azocie oraz mieszankę CO, CO 2 

i C 3 

H 7 

w azocie. 

Obecność węglowodorów, mogących występować w gazach 

spalinowych, pozwala określić ich wpływ na pozostałe tory pomiarowe. 

Wyniki przedstawiono na rys. 4. 

Najmniejsze interferencje z pozostałymi torami pomiarowymi 

obserwujemy przy dozowaniu SO 2 

. Również wpływ 

CO 2 

na inne tory pomiarowe jest niewielki, choć już wyraźny. 

Z kolei przy pomiarze mieszaniny gazów zawierających 

CO 2 

, CO i C 3 

H 7 

widać silny spadek sygnału SO 2 

. Wiąże się 

to z częściowym nachodzeniem się pasm absorpcyjnych SO 2 

i węglowodorów. 

We wszystkich przypadkach zaobserwowano niewielki 

spadek sygnału w torze referencyjnym. Dokładne pomiary 

wykazały, iż jest to efekt przesłuchów pomiędzy poszczególnymi 

kanałami w układzie elektronicznym. Przy silnym spadku 

sygnału na jednym z torów pomiarowych, zmieniał się poziom 

szumów w pozostałych kanałach, które po przejściu przez 

układ prostujący wnoszą swój udział do całkowitej wartości 

sygnału. 

Kolejnym etapem badań było przetestowanie różnych 

metod obróbki sygnału oraz jego kompensacji ze względu 

na zmiany mocy promieniowania emitowanego ze źródła. 

a) 

b) 

c) 

Rys. 4. Charakterystyki stężeniowe analizatora dla: a) ditlenku 

węgla, b) ditlenku siarki, c) mieszaniny tlenków węgla i węglowodorów 

Fig. 4. Concentration characteristics for: a) carbon dioxide, b) sulphur 

dioxide, c) mixture of the carbon oxides and hydrocarbons 

Rys. 5. Charakterystyki stężeniowe dla różnych napięć zasilania 

żarnika 

Fig. 5. Concentration characteristics at different supply voltages 

of the glower 

132 


Natężenie promieniowania regulowane było napięciem 

żarnika, które zmieniano w zakresie 3…4 V, co odpowiada 

zmianie jego temperatury od około 490 do 670°C. Pomiar 

temperatury wykonano termoparą typu K, którą umieszczono 

wewnątrz spisali grzejnej tak, aby dotykała jej wewnętrznej 

ścianki. 

Przebieg charakterystyk stężeniowych dla różnych napięć 

zasilania żarnika różnił się w istotny sposób, co przedstawiono 

na rys. 5. 

Pierwszym etapem przetwarzania sygnału było wyznaczenie 

zredukowanych sygnałów względnych dla poszczególnych 

torów pomiarowych bez uwzględniania (2) oraz z uwzględnieniem 

kanału referencyjnego (3). Na rysunku 6 przedstawiono 

otrzymane zależności. 

Porównując dla danego gazu wartości sygnałów U i U ref 

można stwierdzić, że różnice pomiędzy nimi są bardzo małe. 

W wielu przypadkach otrzymuje się praktycznie takie same 

wyniki, lub sygnał U ref 

jest o ułamek procenta mniejszy. Zmiana 

napięcia zasilania żarnika w najmniejszym stopniu wpływa 

na charakterystyki stężeniowe SO 2 

, gdzie różnica na końcu 

zakresu pomiarowego wynosi około 2% dla skrajnych napięciami 

zasilania żarnika (3 i 4 V). 

Kolejnym etapem badań poszukiwanie zależności, która 

najlepiej odzwierciedlałaby przebieg charakterystyk stężeniowych. 

Testowano trzy rodzaje funkcji, z których pierwsza 

wynika wprost z prawa Lamberta-Beera, natomiast pozostałe 

są jej modyfikacjami: 

( ) 

f = 1− 

exp − aC 

(4) 

1 

( ) 

f = 1− 

exp − aC 

n 

(5) 

f = b 1− 

exp − aC 

n 

(6) 

3 

2 

[ ( )] 

Rys. 6. Zredukowane sygnały względne z uwzględnieniem i bez 

uwzględniania kanału referencyjnego dla różnych napięć zasilania 

żarnika 

Fig. 7. Relative signals with and without using reference channel 

at different supply voltages of the glower 

Powyższe wzory dopasowywano do wartości doświadczalnych 

minimalizując błąd średniokwadratowy. Ponieważ we 

wszystkich przypadkach dopasowania wykonane dla U i U ref 

różniły nieznacznie (różnica błędu średniokwadratowego 

aproksymacji na poziomie 1% na korzyść U ref 

) poniżej przedstawiono 

wyniki tylko dla aproksymacji U ref 

. 

Obserwując błędy aproksymacji należy stwierdzić, że zdecydowanie 

najlepsze dopasowanie uzyskuje się funkcją f 3 

. 

W niektórych przypadkach funkcja f 2 

daje również zadawalające 

wyniki, natomiast stosowanie niezmodyfikowanego prawa 

Lamberta-Beera (f 1 

) wiąże się z bardzo dużymi błędami. 

Współczynniki wzorów aproksymujących f 1 

, f 2 

i f 3 

oraz błąd średniokwadratowy dopasowania 

Coefficients of approximation functions f 1 

, f 2 

i f 3 

and mean square error of the fitting 

Rodzaj 

gazu 

CO 

Napięcie 

żarnika 

[V] a a n a n b 

3,0 0,01479 7,4 E-3 0,04901 0,6015 1,0 E-5 0,08176 0,69203 0,5413 6,0 E-6 

3,3 0,01057 6,4 E-2 0,05816 0,5651 1,3 E-3 0,07442 0,69958 0,6137 3,4 E-4 

4,0 0,00973 1,9 E-2 0,03103 0,7119 8,8 E-4 0,03294 0,85894 0,6629 6,4 E-5 

SO 2 

3,3 0,5666 2,7 E-3 0,5281 0,8566 3,7 E-4 1,2163 1,0040 0,5675 3,6 E-5 

3,0 0,5405 2,1 E-3 0,5127 0,8771 7,9 E-4 1,5155 1,0954 0,4972 1,3 E-4 

4,0 0,5609 9,7 E-4 0,5418 0,9197 4,2 E-4 1,3679 1,1042 0,5462 1,0 E-5 

CO 2 

3,3 0,1183 1,5 E-2 0,1605 0,6171 3,6 E-5 0,26293 0,65822 0,6459 1,5 E-5 

3,0 0,1106 8,6 E-3 0,1510 0,6155 7,0 E-6 0,19612 0,63373 0,78892 5,1 E-6 

4,0 0,07834 8,7 E-5 0,08248 0,9403 3,7 E-6 0,08008 0,93812 1,0284 3,8 E-6 


czynników zakłócających pomiar. W pracy przedstawiono 

różne metody przetwarzania sygnału w analizatorze z wielokanałowym 

detektorem piroelektrycznym, wyposażonym 

w filtry interferencyjne do pomiaru CO 2 

, CO, SO 2 

oraz filtrem 

referencyjnym. 

Częściowe nakrywanie się pasm absorpcyjnych SO 2 

i węglowodorów powoduje, iż obserwuje się wyraźny 

wpływ węglowodorów na sygnał SO 2 

. W pozostałych przypadkach 

mierzone gazy w niewielkim stopniu interferowały 

z pozostałymi kanałami pomiarowymi, na skutek przesłuchów 

pomiędzy poszczególnymi kanałami w układzie elektronicznym. 

Charakterystyki stężeniowe analizatora zostały wyznaczone 

dla zredukowanego sygnału względnego, w którym 

pominięto oraz uwzględniono kanał referencyjny (wzory 2 

i 3). Przydatność kanału referencyjnego do korygowania 

wpływu czynników zakłócających pomiar została oceniona 

na postawie serii pomiarów, w których zmieniano temperaturę 

żarnika, a co za tym idzie moc promieniowania docierającego 

do detektora. Stwierdzono, że charakterystyki 

uzyskane obiema metodami różnią się nieznacznie i ulegają 

niewielkim zmianom w stosunkowo szerokim zakresie 

zmian mocy promieniowania. Głównym czynnikiem korekcyjnym 

jest zatem posługiwanie się sygnałem względnym, 

natomiast uwzględnianie w obliczeniach kanału referencyjnego 

ma niewielkie znaczenie. 

Istotnym zagadnieniem, mającym wpływ na dokładność 

pomiaru analizatora, jest dobór funkcji aproksymującej 

charakterystyki stężeniowe dla przyjętej miary sygnału detektora. 

W pracy zbadano trzy takie zależności: wynikające 

z prawa Lamberta-Beera (4) oraz jego modyfikacji (5) 

i (6). Najlepsze wyniki uzyskano stosując funkcję (6), która 

dla wszystkich badanych gazów, w pełnym zakresie mierzonych 

stężeń, pozwala wiernie odtworzyć doświadczalne 

charakterystyki stężeniowe. Niewiele gorsze dopasowanie 

uzyskano dla funkcji (5), natomiast zależność (4) nie pozwala 

w zadawalający sposób odtworzyć praktycznie żadnej 

charakterystyki doświadczalnej. 

Literatura 

Rys. 7. Punkty doświadczalne U ref 

oraz krzywe aproksymacyjne 

dla napięcia zasilania żarnika 3,3 V 

Fig. 7. Experimental points U ref 

and approximation curves at supply 

voltage of glower 3,3 V 

Na rysunku 7 przedstawiono punkty doświadczalne U ref 

oraz 

krzywe aproksymacyjne dla wszystkich trzech gazów przy napięciu 

zasilania żarnika 3,3 V. 

Analizując zmiany współczynników a, n i b dla różnych 

temperatur żarnika trudno jest znaleźć ogólną prawidłowość, 

obowiązującą dla wszystkich gazów. Zależności takie można 

by próbować ustalić dla poszczególnych rodzajów gazów, jednak 

wymagałoby to dalszych, szczegółowych badań. 

Wnioski 

O parametrach metrologicznych analizatorów NDIR w znacznym 

stopniu decyduje sposób obróbki sygnału oraz algorytmy 

przeliczania sygnału na napięcie i kompensacji wpływu 

[1] Jahnke J. A.: Continous Emission Monitoring. John Wiley & Sons 

Inc., New York 2000. 

[2] Sczepaniak W.: Metody Instrumentalne w Analizie Chemicznej. 

PWN, Warszawa 2002. 

[3] Puton J., Jasek K., Siodłowski B., Knap A., Wiśniewski K.: Optimisation 

of a pulsed IR source for NDIR gas analyser. Opto-Electron. 

Rev., 10 (2), pp. 97–103, 2002. 

[4] Modulable Sources, katalog firmy Boston Electronics Corporation, 

91 Boylston Street, Brookline, Massachusetts 02445 USA, 

www.boselec.com. 

[5] Lim224#, Technical data sheet, InfraTec GmbH, http://infratec. 

de/sensorik/pdf/lim244.pdf 

[6] Rogalski A.: Infrared Detectors. Gordon & Breach Sci. Pub. 

1999. 

[7] Datasheet – Multi Color Product LMM-244, http://www.infratec. 

de/fileadmin/media/Sensorik/pdf/LMM-244.pdf 

[8] IR Filter Description, Applicaton note, http://www.infratec.de/fileadmin/downloads/pdf/ir_filter_sensorik/IRFilter_Description.pdf 

[9] Non-Dispersion Type Infrared Gas Analyzer Type: ZRF, Instruction 

Manual, Fuji Electric Systems, Japonia 2002. 

[10] Fuji Gas Analyzers, katalog firmy Fuji Electric Systems, Japonia 

2008. 

134 


Konstrukcja detektora rekombinacyjnego 

do dozymetrii promieniowania reaktorowego 

dr inż. PIOTR TULIK, Instytut Energii Atomowej POLATOM, Otwock-Świerk 

mgr inż. ŁUKASZ KRZEMIŃSKI 

Instytut Tele- i Radiotechniczny, Warszawa, Politechnika Warszawska, Instytut Metrologii i Inżynierii Biomedycznej 

Celem pracy jest skonstruowanie napełnionego azotem detektora 

rekombinacyjnego, przeznaczonego do wyznaczania 

składowych dawki w wiązkach reaktorowych oraz w polach 

neutronów epitermicznych i prędkich np. przy obiektach jądrowych, 

jak również do mikrodozymetrycznej analizy wiązek 

reaktorowych i pól promieniowania neutronowego. 

Skonstruowany detektor posłuży do przebadania i wyjaśnienia 

przebiegu charakterystyk detektorów wypełnionych 

azotem, napromienianych w polach wiązek reaktorowych oraz 

we wzorcowych polach promieniowania gamma. Wyniki prac 

zostaną wykorzystane do ewentualnej modyfikacji konstrukcji 

detektora, w celu przystosowania do prac rutynowych. 

Dotychczasowy stan wiedzy wskazuje, że przy dozymetrycznej 

analizie wiązek promieniowania wyprowadzanych 

z reaktora jądrowego istotną trudność stanowi rozdzielne 

wyznaczenie składowych dawki pochłoniętej, a zwłaszcza pomiar 

on-line dawki pochodzącej od neutronów epitermicznych. 

Specyficzną cechą pól promieniowania reaktorowego jest 

znaczący, często dominujący w strumieniu neutronów, udział 

niskoenergetycznych neutronów (o energii poniżej 100 keV) 

oraz szerokie widmo energii neutronów. Skutkiem tego, przy 

oddziaływaniu promieniowania reaktorowego z tkanką biologiczną 

wytwarzane są cząstki naładowane o bardzo szerokim 

widmie liniowego przekazania energii (LPE ang. LET), pochodzącym 

od promieniowania gamma, od protonów z reakcji 

(n,p) zachodzącej w jądrach wodoru i azotu oraz od cząstek 

alfa i jąder odrzutu przy oddziaływaniu neutronów prędkich. 

Do wyznaczenia składowych dawki w wiązkach i polach 

promieniowania mieszanego stosuje się z powodzeniem komory 

jonizacyjne równoważne tkance oraz komory grafitowe 

napełnione dwutlenkiem węgla. Te ostatnie są wykorzystywane 

w układach dwudetektorowych jako detektory o niskiej 

czułości na neutrony. 

Metody i detektory rekombinacyjne 

Metodami rekombinacyjnymi nazywa się metody pomiaru 

wielkości dozymetrycznych, wykorzystujące zjawisko lokalnej 

(początkowej i wyróżnionej) rekombinacji jonów w torach cząstek 

naładowanych. Detektorami promieniowania są w tych 

metodach ciśnieniowe komory jonizacyjne, przeważnie równoważne 

tkance, zwane komorami rekombinacyjnymi [1]. 

W celu uzyskania znaczącej rekombinacji lokalnej ciśnienie 

gazu w komorze wynosi na ogół od kilkuset kPa, do kilku 

MPa. Rekombinacja lokalna zachodzi w torach pojedynczych 

cząstek naładowanych, generowanych w ściankach lub gazie 

komory przez promieniowanie jonizujące. Mówimy, że komora 

pracuje w trybie rekombinacji lokalnej, jeśli czas zbierania 

jonów jest krótszy od czasu potrzebnego na dyfuzję jonów 

z torów poszczególnych cząstek i zbliżenie do jonów z torów 

innych cząstek. Rekombinację zachodzącą między jonami 

z różnych torów nazywamy rekombinacją objętościową. Jest 

ona zjawiskiem ograniczającym zakres mocy dawek, przy 

jakich mogą pracować komory rekombinacyjne. W odróżnieniu 

od rekombinacji objętościowej, rekombinacja lokalna nie 

zależy od mocy dawki, zależy natomiast od rozkładu gęstości 

jonizacji wzdłuż torów cząstek, czyli od rozkładu dawki 

względem LET. Dzięki temu, z kształtu zmierzonej charakterystyki 

prądowo-napięciowej komory rekombinacyjnej, można 

uzyskać informację o dawkach od poszczególnych rodzajów 

promieniowania w polu promieniowania mieszanego. Metoda 

odtwarzania widma LET (rekombinacyjna metoda mikrodozymetryczna, 

RMM) została opracowana pod koniec lat 90 

dla komór wypełnionych gazem równoważnym tkance [2]. 

Badania przeprowadzone w ostatnim okresie [3], dowiodły 

możliwości stosowania RMM dla komór rekombinacyjnych 

wypełnionych również innymi gazami, w tym dla komór wypełnionych 

azotem. Wykazano również możliwość i celowość 

stosowania metod rekombinacyjnych w dozymetrii wiązek reaktorowych 

w tym w wiązce dla terapii borowo-neutronowej 

(TBN ang. BNCT) [4]. 

Komory jonizacyjne napełnione azotem są dość często 

stosowane w dozymetrii. Za szczególnie korzystną cechę 

azotu uznaje się przy tym dużą czułość na promieniowanie 

gamma i stosunkowo małą, w porównaniu z innymi gazami, 

rekombinację jonów, nawet przy wysokich ciśnieniach gazu, 

co wynika z faktu, że czysty azot praktycznie nie tworzy jonów 

ujemnych. W dozymetrii neutronowej komory napełnione azotem 

były dotychczas stosowane sporadycznie, m.in. w tzw. 

komorach kompensacyjnych. 

Dotychczasowe niewielkie zainteresowanie komorami 

azotowymi w dozymetrii neutronowej wynikało z faktu, że 

nie są one w pełni równoważne tkance i w większości pól 

promieniowania mieszanego ich sygnał byłby zdominowany 

przez promieniowanie gamma, a czułość neutronowa bardzo 

silnie zależałaby od energii neutronów. W przypadku dozymetrii 

wiązek terapeutycznych dla BNCT pojawiło się jednak 

nowe wymaganie, jakim jest określenie składowej dawki pochodzącej 

od protonów z wychwytu neutronów termicznych 

w jądrach azotu. Ponadto poziom promieniowania gamma 

w wiązce neutronów epitermicznych powinien być możliwie 

niski, a więc stosunkowo mała względna czułość neutronowa 

przestaje być zasadniczą przeszkodą do stosowania komór 

napełnionych azotem. 

Przeprowadzone wcześniej badania lokalnej rekombinacji 

jonów w azocie, oraz doświadczenia przeprowadzone 

we wzorcowych polach promieniowania źródeł 252 Cf, 239 Pu- 

Be oraz w wiązce terapeutycznej BNCT w Instytucie Badań 

Jądrowych Rez w Republice Czeskiej potwierdziły możliwość 

skonstruowania detektora wypełnionego azotem pracującego 

w warunkach rekombinacji lokalnej [5]. 

Konstrukcja detektora 

Założenia konstrukcyjne, zostały dobrane na podstawie dotychczasowych 

doświadczeń w konstruowaniu komór rekombinacyjnych 

w tym konstrukcji komory typu F1 [1] oraz 

danych uzyskanych z dotychczasowych prac z użyciem de- 


tektorów rekombinacyjnych wypełnionych azotem. Rekombinacyjny 

detektor do dozymetrii promieniowania reaktorowego 

powinien umożliwiać prowadzenie bezpośrednich pomiarów 

w wiązkach promieniowania reaktorowego. Jednocześnie 

jego parametry powinny umożliwić wzorcowanie go w typowych 

wzorcowych polach promieniowania gamma i promieniowania 

neutronowego, w których moc dawki jest niewspółmiernie 

niższa niż w wiązkach reaktorowych. Skonstruowany 

detektor oznaczono symbolem F6. 

W dotychczasowych konstrukcjach materiałami na obudowy 

komór były zazwyczaj stopy aluminium, charakteryzujące 

się małą gęstością i znanym przekrojem czynnym na aktywację 

w strumieniu neutronów. Ich główną wadą jest stosunkowo 

mała wytrzymałość. Wykorzystanie stali w konstrukcji komór 

jest mało popularne głównie ze względu na znaczną aktywację 

tego materiału w wiązkach neutronów termicznych. 

Po analizie dostępnych na rynku materiałów zdecydowano 

się po raz pierwszy zastosować tytan, w konstrukcji detektora 

rekombinacyjnego. Materiał ten charakteryzuje się większą 

wytrzymałością mechaniczną niż aluminium, przez co przy 

identycznych grubościach ścian komory, można znacznie 

zwiększyć ciśnienie gazu we wnęce komory. Aktywacja tytanu 

(wg danych literaturowych i wstępnych pomiarów w wiązce 

reaktora Maria w Instytucie Energii Atomowej) jest na zaniedbywalnym 

poziomie i, podobnie jak dla aluminium, łatwa do 

określenia. Po analizie właściwości fizycznych i mechanicznych 

zdecydowano się na zastosowanie tytanu GRADE 5. 

Elektrody komory F6 zostały wykonane również w inny 

niż dotychczas sposób. Elektrody grafitowe zazwyczaj były 

toczone, co ze względów na właściwości grafitu wymuszało 

grubość elektrod na poziomie minimum 2 mm i było skomplikowane 

technologicznie. Elektrody grafitowe do komory 

F6 zostały wycięte z płytek grafitowych dostępnych w handlu. 

Dzięki temu możliwe było uzyskanie grubości elektrody 

1,2 mm (najcieńsza dostępna w handlu grubość płytek grafitowych). 

Zaletą tego rozwiązania oprócz małej grubości elektrody 

jest jej równomierność oraz gładka powierzchnia. 

Izolatory wykorzystywane w komorze zostały wykonane 

z politetrafluoroetylenu (PTFE) ze względu na jego dużą rezystywność 

powierzchniową i skrośną (powyżej 10 13 Ω m) oraz 

wytrzymałość na przebicie (powyżej 10 kV/mm). 

Po zaprojektowaniu komory wykonano analizę naprężeń 

korpusu komory z wykorzystaniem dedykowanego oprogramowania. 

Przeprowadzone symulacje wykazały, że korpus 

komory wytrzyma ciśnienie 1,0 MPa, przy współczynniku bezpieczeństwa 

równym 2,5. Dla tego ciśnienia odkształcenie 

obudowy nie przekroczyło 0,02 mm. 

Parametry konstrukcyjne komory rekombinacyjnej typu F6 

Parameters of recombination chamber of F6 type 

Objętość czynna 3,6 cm 3 

Liczba elektrod 3 

Materiał elektrod 

Średnica elektrody pomiarowej 

Grubość elektrod 

Odległość międzyelektrodowa 

Średnica komory (część pomiarowa) 

Grubość komory 

136 

grafit 

36 mm 

1,2 mm 

2,0 mm 

60 mm 

19,6 mm 

Materiał obudowy tytan GRADE 5 

Grubość ścianki 

Ciśnienie gazu (min.) 

1,0 mm 

1,0 MPa 

Rys. 1. Przekrój komory rekombinacyjnej F6 

Fig. 1. Cross section of the F6 recombination chamber 

Rys. 2. Widok elementów komory rekombinacyjnej F6 

Fig. 2. View of F6 recombination chamber elements 

Rys. 3. Komora rekombinacyjna F6 z nakładkami moderującymi 

Fig. 3. F6 recombination chamber with moderating layers 

Dodatkowo, w ramach prac konstrukcyjnych, zaprojektowano 

i wykonano komplet nakładek moderujących z polietylenu 

(PE-300). Moderator składa się z podstawowej dwuczęściowej 

nakładki o grubości ściany 30 mm oraz 7 sztuk 

okrągłych płytek o grubości 10 mm. Taka konstrukcja umożliwi 

zmianę grubość moderatora w osi wiązki promieniowania 

przed i za detektorem w granicach 30…100 mm. W celu 

łatwiejszego umieszczania detektora F6 wraz z nakładkami 

w polach promieniowania wykonano dedykowaną podstawkę. 

Zastosowanie nakładek o różnej grubości umożliwi symulację 

pomiaru dawek na różnej głębokości w tkance, z uwzględnieniem 

spowalniania i rozpraszania neutronów epitermicznych. 

Uruchomienie i testy detektora 

Po zmontowaniu detektora poddano go wstępnym pomiarom. 

Pomiary wykonywane były z użyciem elektrometrów typu Keithley 

6517B oraz oprogramowania do automatycznego stero- 


Rys. 4. Prąd ciemny komory F6 wypełnionej powietrzem 

Fig. 4. Dark current of f6 chamber filled with air 

Rys. 5. Charakterystyka prądowo-napięciowa komory F6 wypełnionej azotem 

w polu promieniowania gamma izotopu 137 Cs 

Fig. 5. Saturation curve of F6 chamber filled with nitrogen in gamma radiation 

field of 137 Cs isotope 

Następnie po 10-krotnym przepłukaniu napełniono 

komorę azotem 4.0 (N 2 

99,99%) do ciśnienia 

0,7 MPa. Wartość prądu ciemnego po napełnieniu 

komory nie przekraczała 9 fA dla napięć 

polaryzujących do 700 V i wzrastała do około 

30 fA dla napięcia 900 V. 

Kolejnym etapem sprawdzenia komory było 

zmierzenie charakterystyk prądowo-napięciowych 

komory wypełnionej azotem we wzorcowych 

polach promieniowania gamma izotopu 

137 

Cs. Rysunek 5 pokazuje charakterystykę komory 

zmierzoną na ławie pomiarowej Laboratorium 

Pomiarów Dozymetrycznych IEA POLATOM. 

Środek komory znajdował się w punkcie, dla którego 

wartości mocy kermy w powietrzu na dzień 

pomiaru wynosiła 28 mGy/h. Jak widać z rysunku 

– stałość prądu przy napięciu powyżej 100 V jest 

zachowana z dokładnością do ok. 0,01%. 

Podsumowanie 

Pomiary prądu ciemnego oraz charakterystyk 

prądowo-napięciowych komory F6 potwierdziły 

poprawność opracowanej konstrukcji oraz prawidłowe 

działanie detektora. 

Po napełnieniu komory azotem do ciśnienia roboczego, 

zostanie wyznaczona czułość detektora 

oraz charakterystyki we wzorcowych polach promieniowania 

gamma oraz promieniowania neutronowego. 

Po tych pracach komora będzie używana 

w pracach nad dozymetrią wiązek reaktorowych 

(w tym w wiązce reaktora MARIA), głównie do 

wyznaczania składowych dawki w polach neutronów 

epitermicznych i prędkich. przy tworzonym 

stanowisku do terapii borowo-neutronowej przy 

reaktorze Maria w Instytucie Energii Atomowej 

w Świerku. 

Praca naukowa finansowana ze środków na naukę 

w latach 2009–2012 jako projekt badawczy. 

wania i akwizycji danych. Elektrody komory były polaryzowane 

napięciem z zasilacza wysokiego napięcia wbudowanego 

do elektrometru. Początkowy prąd ciemny detektora wynosił 

kilka pikoamperów. Po około trzech tygodniach prąd ten nie 

przekraczał już kilkunastu femtoamperów (rys. 4). Zgodnie 

z przypuszczeniami stosunkowo duże wartości prądu ciemnego 

zmierzone zaraz po złożeniu komory były spowodowane 

zgromadzeniem się ładunków elektrycznych generowanych 

pod wpływem stresu mechanicznego na izolatorach. Po 

ustaleniu się wartości prądu ciemnego, sprawdzono czułość 

komory wypełnionej powietrzem pod ciśnieniem atmosferycznym 

w polu promieniowania gamma izotopu 137 Cs. 

Literatura 

[1] Zielczyński M., Golnik N.: Rekombinacyjne Komory Jonizacyjne. 

Monografie IEA, T. 3, 2000. 

[2] Golnik N.: Recombination methods in the dosimetry of mixed radiation. 

IAE -20/A, 1996. 

[3] Tulik P.: Opracowanie rekombinacyjnych metod dozymetrii 

wiązek promieniowania stosowanych w terapii borowo-neutronowej. 

Rozprawa doktorska. Politechnika Warszawska, 

2007. 

[4] International Atomic Energy Agency: Current status of Neutron 

Capture Therapy. IAEA-TECDOC-1223, 2001. 

[5] Tulik P., Golnik N.: Studies of recombination chambers filled with 

nitrogen for BNCT dosimetry, Nukleonika, 2009, 54(4), 255–259. 


Badanie wpływu wygrzewania obudowy i wibratora 

kwarcowego w procesie zamykania wysokostabilnych 

rezonatorów na wyniki długoterminowej stałości 

częstotliwości rezonatorów 

mgr inż. LUCJAN NAFALSKI, PRZEMYSŁAW ANGIELCZYK 

Instytut Tele i Radiotechniczny 

Istotnym parametrem rezonatorów i budowanych termostatowanych 

generatorów wysokostabilnych jest długoterminowa 

stałość częstotliwości. Definiowana jako stosunek względnej 

zmiany częstotliwości w ciągu doby, po określonym czasie 

pracy ciągłej generatora. 

Budowa termostatowanych wysokostabilnych generatorów 

wymaga stosowania rezonatorów o bardzo małym poziomie 

zmian dobowej częstotliwości. Zmiany starzeniowe 

rezonatora mają bardzo istotny wpływ na stałość częstotliwości 

generatora. Przy odpowiednim dobraniu elementów 

układu wzbudzającego [8] zmiany długoterminowe częstotliwości 

wynikające ze starzenia elementów składowych układu 

generacyjnego i układu przestrajania są pomijalnie małe, 

a o stabilności długoterminowej decydują zmiany częstotliwości 

rezonatora. Szczególnym wpływem na te zmiany ma 

sposób zamykania rezonatora. W tym celu przeprowadzono 

badania zmian częstotliwości rezonatorów zamkniętych 

po 2-godzinnym wygrzanu elementów składowych rezonatora 

i bez tego wygrzania. Do badań wykorzystano rezonatory 

cięcia SC o częstotliwości 4,096 MHz pracujące na 

drganiu podstawowym o średnicy płytki wibratora 10,2 mm 

– rys. 1. Obudowy rezonatorów zamknięto metodą zimnego 

zgniotu w próżni. 

Rys. 1. Widok płytki wibratora przyklejonej do podstawy rezonatora 

Fig. 1. View of the tile of the vibrator stuck to the base of the 

resonator 

Wyniki badań 

W celu zbadania długoterminowej stabilności, zamknięte rezonatory 

wmontowano do termostatowanych generatorów 

typu OCXO-101 [2]. Generatory zapewniły pracę rezonato- 

Tab. 1. Wyniki badań generatorów z rezonatorami zamkniętymi bez wygrzewania rezonatorów po 10, i 30 dniach pracy ciągłej generatora 

Tabl. 1. findings of generators with resonators closed without warming resonators up after 10, and 30 working days constant of generator 

Lp. Nr rezonatora Temperatura 

ekstremum 

Częstotliwość 

w temperaturze 

ekstremum 

Rezystancja 

dynamiczna 

Rezonatora 

Dobroć 

rezonatora 

Dobowa zmiana 

częstotliwości po 10 

dniach pracy ciągłej 

Dobowa zmiana 



Te [°C] 

[Hz] 

[Ω] 

[10 6 ] 

[10 -9 ] 

[10 -9 ] 

1 2561 73,7 4,095854 11,6 1,204 9,4 4,75 

2 2562 73,9 4,095853 17,9 0,775 17,44 4,86 

3 2563 73,9 4,095850 13,3 0,980 15,21 6,78 

4 2564 73,5 4,095847 17,3 0,870 14,15 5,75 

5 2565 75,5 4,095848 11,5 1,300 10,49 6,22 

6 2566 76,8 4,095852 14,4 1,044 15,8 7,69 

7 2567 76,5 4,095840 13,2 0,760 8,38 4,61 

8 2568 73,7 4,095853 10,2 1,470 11,68 7,3 

9 2569 84,3 4,095857 11 1,243 6,49 3,61 

10 2570 75,8 4,095852 11,5 1,270 7,43 5,00 

11 min 73,7 11 0,775 6,49 3,61 

12 max 84,3 17,9 1,470 17,44 7,69 

13 suma – – ΣR 10 

= 132 ΣQ 10 

= 10,924 Σ = 116,42 Σ = 56,39 

14 średnio – – Rśr = 13,19 Qśr. = 1,092 dF/Fśr = 11,64 df/Fśr = 5,64 

138 


Tab. 2. Wyniki badań generatorów z rezonatorami zamkniętymi po dwugodzinnym wygrzewaniu rezonatorów po 10 i 30 dniach pracy ciągłej 

generatora 

Tabl. 2. Results of generators with resonators closed after two-hour warming up resonators after 10, and 30 working days constant of generator 

Lp. 

Nr 

rezonatora 

Temperatura 

ekstremum 

Częstotliwość 

w temperaturze 

ekstremum 

Rezystancja 

dynamiczna 

rezonatora 

Dobroć 

rezonatora 

Dobowa zmiana 



Dobowa zmiana 



Te [°C] 

[Hz] 

[Ω] 

[10 6 ] 

[10 -10 ] 

[10 -10 ] 

1 2599 77,5 4,095 848 8,50 1,60 1,2 1,9 

2 2600 74,0 4,095 858 8,54 1,47 2,6 2,3 

3 2601 76,4 4,095 854 9,11 1,39 -3,3 -1,4 

4 2602 74,5 4,095 859 9,22 1,43 -2 -1,1 

5 2603 75,9 4,095 858 10,53 1,21 -10 -0,4 

6 2604 82,6 4,095 856 12,69 0,876 4,8 2,8 

7 2605 74,7 4,095 856 9,91 1,21 -1 8,7 

8 2606 74,1 4,095 847 8,72 1,69 -0,5 0,1 

9 2607 84,3 4,095 851 9,81 1,52 9.8 9,3 

10 2608 74,0 4,095 851 8,74 1,69 5,2 4 

11 min 74,0 4,095 847 8,50 0,876 -0,5 -0,4 

12 max 82,6 4,095 859 12,69 1,60 -10 8,7 

13 suma – – ΣR 10 

= 95,77 ΣQ 10 

= 14,09 *Σdf/F = 40,4 Σ = 31,0 

14 średnio – – Rśr = 9,58 Qśr. = 1,41 (dF/F)śr = 4,04 df/Fśr = 3,1 

* suma modułów 

Rys. 2. Przykładowa charakterystyka stałości w czasie częstotliwości 

generatora OCXO 101 nr 2606 (kolor i skala są związane kolorami 

wykresu) 

Fig. 2. Model characterization of the constancy in the time of the frequency 

of the OCXO 101 generator of No. 2606 (the colour and the 

scale are associated with colours of the graph colour green – pressure; 

colour violet- humidity; black colour- change frequency) 

rów w temperaturze ekstremum Te rezonatora, uruchomiono 

dostrojono do częstotliwości nominalnej 4,096000 MHz 

±12,5 Hz. Zbadano zmiany częstotliwości w pomieszczeniu 

klimatyzowanym o stałości temperatury 22°C ±1° na stanowisku 

do pomiarów stałości długoterminowej o dokładności 

pomiarów na poziomie 2 ⋅ 10 -11 . Wyniki pomiarów generatorów 

przedstawiono w tabelach. 

W tabeli 1 zamieszczono wyniki badań rezonatorów zamkniętych 

bez wygrzewania a w tabeli 2 wyniki pomiarów 

z rezonatorami zamkniętymi po dwugodzinnym wygrzaniu 

obudowy rezonatora z wibratorem. 

Na podstawie przeprowadzonych badań rezonatorów 

zamkniętych bez procesu wygrzewania elementów 

rezonatora uzyskano rezystancje dynamiczną średnio 

R 1 

śr = 13,19 Ω, dobroć rezonatora Qśr. = 1,092 10 6 , 

dobową stałość częstotliwości po 10 dniach pracy df/Fśr = 

= 11,64 ⋅ 10 -9 , zaś po 30 dniach pracy df/Fśr = 5,64 ⋅ 10 -9 . 

Poziom stałości 1 ⋅ 10 -9 osiągnięto po 40 do 50 dni pracy 

ciągłej rezonatora. We wszystkich przypadkach starzenie 

rezonatorów przebiegało podobnie, różnice polegały tylko 

na zmianie nachylenia. Praktycznie cały czas częstotliwość 

rosła. Przy tym poziomie zmian na wyniki stałości 

decydujący wpływ miały zmiany częstotliwości wywołane 

przez starzenie rezonatora. 

W przypadku zamknięcia rezonatorów po dwugodzinnym 

wygrzewaniu w próżni 5 ⋅ 10 -6 mBa osiągnięto około 

30% mniejszą rezystancje dynamiczną rezonatorów, 

mniejsze rozrzuty parametrów elektrycznych, oraz co jest 

bardzo istotne większą dobroć w porównaniu z rezonatorami 

zamkniętymi bez procesu wygrzewania. Rezonatory 

zamknięte po wygrzaniu już po 10 dniowej pracy ciągłej 

osiągnęły dwukrotnie niższy poziom starzenia. Po 10, 

wszystkie badane rezonatory osiągnęły dobowe zmiany 

częstotliwości mniejsze od 1 ⋅ 10 -9 /dobę, porównując z wynikami 

badań partii rezonatorów zamkniętych bez wygrzewania 

czas ten był od 4 do 5 razy krótszy. Szczegółowe 

wyniki badań rezonatorów zamieszczono w tabeli 2. Wygrzewając 

elementy obudowy rezonatora i płytki kwarcowej z której 

wykonano wibrator oczyszczamy je ze zbędnych gazów 

znajdujących się na powierzchni tych elementów. Uwolnienie 

i odpompowanie w systemie próżniowym gazów poprawia 

starzenie rezonatorów i zwiększa ich stabilność, pozwala 

szybciej osiągnąć zadane wartości stałości długoterminowej. 

Przykładową charakterystykę zmierzonej długoterminowej 

stałości częstotliwości przedstawiono na rysunku 2. 


Podsumowanie 

Porównując uzyskane wyniki badań partii rezonatorów zamkniętych 

bez procesu wygrzewania z partią rezonatorów 

zamkniętych po dwugodzinnym wygrzewaniu stwierdzono, 

że proces wygrzewania pozwala uzyskać rezonatory o parametrach 

bardziej powtarzalnych. Powtarzalność parametrów 

dotyczy zarówno parametrów elektrycznych takich 

jak dobroć, z mniejszą 20…30% rezystancją dynamiczną. 

Uzyskano o rząd wielkości mniejszy poziom starzenia, 

szybciej osiągnięto stabilność rezonatorów na poziomie 

1 ⋅ 10 -9 /dobę, Proces wygrzewania elementów składowych 

rezonatora w procesie zamykania jest konieczny do uzyskania 

rezonatorów wysokostabilnych. Chcąc osiągać duże 

stałości wytwarzanych rezonatorów ciecia SC należy stosować 

i badać wpływ tego procesu na charakterystykę długoterminową. 

Literatura 

[1] Besson R.: A New „electrodeles’’ resonator design. Proc.31 st AFCS 

1977. 

[2] Weiss K., Szulc W., Gniewińska B., Masiukiewicz A., Kalinowska B.: 

Paramiters comparisn of different resonators excited by lateral fields. 

Proc. of 13 th EFTF and IEEE/AFCS, 1999. 

[3] Weiss K., Szulc W.: The unharmonics mode vibrating SC – cut resonators 

excited by lateral filed – recent results. Proc. of 14 th EFTF 

Torino, 2000. 

[4] Weiss K., Szulc W., Świderki M.: Rezonatory cięcia S.C. pobudzane 

polem równoległym do drgań enharmonicznych. Kwartalnik Elektroniki 

i Telekomunikacji, 2000, vol. 46, z. 3. 

[5] Gniewińska B., Kalinowska B., Nafalski L., Weiss K.: Generatory 

z rezonatorami pobudzanymi polem równoległym? Publikacja 

wewnętrzna ITR, grudzień 2001. 

[6] Kalinowska B., Gniewińska B.: New approach to long term frequency 

stability mesurment data analisis?. Proc. Of EFTF, 1998. 

[7] Gniewińska B., Rozwadowski M.: Generator OCXO z rezonatorem 

o nowej konstrukcji. Publikacja wewnętrzna ITR, maj 1989. 

[8] Nafalski L., Gniewińska B.:Wpływ na proces starzenia ultrastabilnych 

generatorów kwarcowych-współpracujących układów elektronicznych. 

Elektronika nr 7/2007. 

Wybrane problemy analizy kształtu próbki w urządzeniu 

do wyznaczania punktów charakterystycznych 

przemian fazowych 

mgr inż. WIESŁAW MAŁKIŃSKI, dr inż. JERZY ZAJĄC, mgr inż. MARCIN KARLIŃSKI, 

mgr inż. JANUSZ WÓJCIK 


Jednym z obszarów zastosowań przemysłowych systemów 

wizyjnych jest rejestracja i analiza kształtu próbek w procesach 

wysokotemperaturowych. 

Przemiany fazowe materiałów stałych występujące pod 

wpływem temperatury, powodują zmiany właściwości fizycznych 

tych materiałów. Skutkiem tego jest zmiana kształtu 

próbek wykonanych z tych materiałów. Wykorzystując skomputeryzowane 

systemy wizyjne można dokonać rejestracji 

i analizy wyżej wymienionych procesów. Jeden z tego typu 

systemów – analizator do wyznaczania punktów charakterystycznych 

przemian fazowych z systemem wizyjnym, opisano 

w artykule [6, 7]. W urządzeniu tym pojedynczy obraz próbki 

scharakteryzowany jest poprzez wektor cech, na który składają 

się podstawowe parametry geometryczne próbki, takie 

jak: wysokość i szerokość próbki, pole powierzchni przekroju, 

współczynniki kształtu oraz złożone parametry, oparte na 

wyodrębnieniu konturu próbki i analizie jego rozwinięcia biegunowego 

względem środka próbki oraz względem jej podstawy. 

Analiza sekwencji obrazów zarejestrowanych w funkcji 

temperatury umożliwia dokładną ocenę zachowania próbki 

w funkcji temperatury oraz identyfikację wszystkich punktów, 

w których próbka przybiera charakterystyczne kształty. 

W artykule zwrócono uwagę na wybrane problemy analizy 

kształtu próbki w opisywanym analizatorze. Do przetwarzania 

obrazów wykorzystano techniki filtracji liniowej, morfologii, binaryzacji, 

projekcji oraz ekstrakcji konturu. W zakresie analizy 

zastosowana została analiza obiektów (blob analysis) oraz 

podstawowe narzędzia pomiarowe. 

Oprogramowanie systemu wizyjnego bazuje na środowisku 

projektowo uruchomieniowym eVision firmy Euresys. 

Oprogramowanie eVision jest specjalizowaną platformą przeznaczoną 

do projektowania, uruchamiania i wdrażania systemów 

wizji maszynowej. 

140 

Odniesienie do norm 

Analiza zmian kształtu próbek może być wykorzystana w wielu 

dziedzinach techniki, takich jak: metalurgia, odlewnictwo, 

energetyka, przemysł szklarski i ceramiczny, przemysł chemiczny, 

inżynieria materiałowa, technologia spawalnicza 

i technologia lutowania, wytwarzanie powłok ochronnych. Zarówno 

sam kształt oraz wielkość próbek, jak i punkty charakterystyczne 

(zdefiniowane poprzez określony kształt próbek) 

określają normy: PN, ISO lub normy branżowe. 

Przedstawiona w artykule analiza dotyczy próbek popiołów 

zgodnie z wytycznymi normy: Norma PN-ISO 540 „Paliwa 

stałe – Oznaczanie topliwości popiołu w wysokiej temperaturze 

metodą rurową”. [5] 

Badane próbki były pionowymi walcami o średnicy 3 mm 

i wysokości 3 mm. 

W tym przypadku zdefiniowano następujące temperatury 

charakterystyczne: 

• Temperatura deformacji (DT). Temperatura, w której występują 

pierwsze oznaki zaokrąglania, spowodowane nadtapianiem 

naroży lub krawędzi próbki do badań. 

• Temperatura kuli (ST). W przypadku próbek do badań 

w postaci sześcianu lub cylindra, temperatura, w której 

krawędzie próbek do badań stają się całkowicie okrągłe, 

a wysokość nie zmienia się. 

• Temperatura półkuli (HT). Temperatura, w której kontur 

próbki do badań jest najbardziej zbliżony do półkola, tj. gdy 

wysokość staje się równa połowie średnicy podstawy. 

• Temperatura płynięcia (FT). Temperatura, w której popiół 

rozlewa się na płytce, tworząc warstwę, której wysokość 

jest równa jednej trzeciej wysokości próbki do badań 

w temperaturze półkuli.

Elektronika 2011-07 II.pdf - Instytut SystemÃ³w Elektronicznych ...

Create successful ePaper yourself

Delete template?

Save as template?